Hydrolienne à Ailes Oscillantes : conception et modélisation physique et économique de la technologie

Hydrolienne à Ailes Oscillantes: conception et

modélisation physique et économique de la

technologie

Mémoire

Marc-André Plourde Campagna

Maîtrise en génie mécanique

Maître ès sciences (M.Sc.)

Québec, Canada

Résumé

Cette maîtrise s’inscrit dans un projet multidisciplinaire de développement d’une hydrolienne à ailes oscillantes de seconde génération (HAO-2) au Laboratoire de Mécanique des Fluides Numérique (LMFN) de l’Université Laval. Cette hydrolienne complètement submergée est composée de quatre ailes assemblées sur une base par gravité. Ce mémoire comporte deux volets. Le premier porte sur la conception des circuits de couplage pilonnement-tangage et d’extraction d’énergie de la HAO. Les solutions proposées et une vision de la HAO-2 seront présentées en détail. Un banc d’essai expérimental est conçu pour reproduire le circuit de couplage et simuler le mouvement et les efforts sur une aile. Il permet de démontrer la faisabilité du système élaboré et de déterminer son efficacité. Différents actionneurs de tangage ainsi que différents joints d’étanchéité sont analysés. Seulement les composantes offrant les meilleures performances sont présentées dans ce mémoire. Pour le couplage, un rendement maximal de 80% est mesuré. La modélisation des circuits hydrauliques nécessaire au second volet du projet a été calibrée sur les données expérimentales, notamment le frottement dans les joints d’étanchéité.

Le second volet vise à modéliser sur le plan économique un parc HAO à différentes échelles et selon différentes conditions d’opération. Le programme dimensionne l’hydrolienne en fonction des conditions d’opération, puis en estime son coût de fabrication et l’énergie produite an-nuellement. Il calcule aussi le coût d’installation des turbines, le coût du réseau électrique et de son installation et finalement les dépenses en opération et maintenance (O&M). Le modèle tient également compte de la valeur de l’argent dans le temps en utilisant la valeur présente équivalente. Deux critères de performance sont utilisés pour les comparaisons, le coût de pro-duction (CP ) et le coût de l’énergie (CE). Par ces critères, plusieurs analyses de sensibilité sont réalisées sur les paramètres importants du modèle. Sans aucun doute, le coût de fabrication et les frais d’O&M dominent largement le coût de l’énergie d’une HAO. Un site d’exploitation en particulier est étudié, près de l’Isle-aux-Coudres, sur lequel un CE de 20 ¢/kWh est obtenu pour un parc de 80 HAO de 1.25 MW chacune.

Abstract

This master’s thesis is part of a multidisciplinary project to develop a second generation of tidal oscillating wings turbine (HAO-2) at Laboratoire de Mécanique des Fluides Numérique (LMFN) from Laval University. This tidal turbine completely submerged is composed of four wings assembled on gravity-based structure. This work has two parts. The first one focuses on the hydraulic circuit design of the pitch-heave coupling and the energy extraction system. Proposed solutions and a vision of the HAO-2 will be presented in detail. An experimental apparatus is designed to reproduce the coupling circuit and simulate the motion and forces on a wing. It allows to demonstrate the developed system feasibility and determine its efficiency. Various actuators and seals are analyzed. Only components with the best performances are presented in this paper. For the coupling system, a maximum efficiency of 80% is measured. Hydraulic modeling necessary for the second phase of the project has also been calibrated on experimental data, especially, friction in seals.

The second part treats the economic modeling of a tidal turbine farm at different scales and in different operating conditions. The program designs the turbine depending on the operating conditions, and then, it estimates the construction cost and it calculates the annual energy extracted. It also calculates the installation cost, the electricity infrastructure and their installation cost and finally the operation and maintenance cost (O&M) throughout the farm life time. The model also takes into account the value of money over time by using the net present value. For the cases comparison, the production cost (CP ) and the energy cost (CE) are used. Several sensitivity analyses are carried out on the important parameters of the model. As would be expected, the construction cost and the O&M cost are key factors governing the energy cost of HAO. A particular site is studied, near the Isle-aux-Coudres, which a energy cost about 20 ¢/kWh is obtained for a farm with 80 HAO of 1.25 MW each.

Table des matières

Résumé iii

Abstract v

Table des matières vii

Liste des tableaux ix

Liste des figures xi

Nomenclature xv

Remerciements xxi

1 Introduction 1

1.1 Secteur hydrolien . . . 1

1.2 Objectifs et structure du mémoire. . . 2

1.3 Projets de recherche externes sur l’aile oscillante . . . 3

1.4 Prototypes précommerciaux . . . 5

1.5 Projet HAO à l’Université Laval . . . 7

2 L’hydrolienne à ailes oscillantes 11 2.1 HAO seconde génération . . . 11

2.2 Solution hydraulique . . . 13

2.3 Mouvement et équations de l’aile oscillante . . . 19

3 Banc d’essai expérimental 23 3.1 Aspects affectant le rendement . . . 23

3.2 Description générale . . . 24

3.3 Détails - vérin de pilonnement . . . 27

3.4 Détails - actionneurs de tangage. . . 28

3.5 Type de chargement . . . 31

3.6 Instrumentation. . . 31

3.7 Système de commande et protocole . . . 33

3.8 Calibration . . . 34

3.9 Acquisition et traitement des données . . . 37

4 Résultats expérimentaux 41 4.1 Caractérisation des joints Trelleborg . . . 41

4.2 Résultats de l’actionneur à vérin . . . 46

4.3 Résultats de l’actionneur à membrane . . . 48

4.4 Modélisation du banc d’essai . . . 51

4.5 Conclusion et recommandations . . . 57

5 Modèle physique et économique d’un parc HAO 61 5.1 Le coût de l’énergie . . . 62

5.2 Position de l’hydrolien sur le marché de l’énergie . . . 62

5.3 Description du modèle . . . 64

6 Validation et résultats du modèle 103 6.1 Paramètres communs . . . 103

6.2 La HAO à différentes échelles . . . 108

6.3 Validation des coûts . . . 111

6.4 Influence de la masse en déplacement . . . 114

6.5 Paramètres du mouvement. . . 117

6.6 Courant de marée versus continu . . . 119

6.7 Sensibilité du coût de production . . . 122

6.8 Sensibilité du coût de l’énergie . . . 124

6.9 Performances de la HAO . . . 127

6.10 Conclusion . . . 131

Conclusion 133

Bibliographie 137

A Coefficient de friction pariétale numérique 143

Liste des tableaux

3.1 Constantes de calibration des capteurs de pression. . . 36

3.2 Résultats de la calibration du couplemètre. Le couple est calculé en considérant un bras de levier de 0.55 m et g = 9.81 m/s2_{. Le voltage corrigé est calculé en}

soustrayant le voltage mesuré sans masse suspendue (bras de levier uniquement) aux lectures de voltage avec masses suspendues. . . 36

5.1 Intensité nominale en fonction de la section du câble. Extrait du catalogue des câbles sous-marins XLPE de la compagnie ABB. . . 90

5.2 Constantes pour le calcul des pertes électriques. . . 93

5.3 Fonctions d’estimation du coût de fabrication de chaque élément de la HAO. . . . 97

5.4 Constantes pour le calcul du coût d’un câble électrique, adapté en dollar canadien. 101

6.1 Comparaison du coût de fabrication d’une HAO . . . 112

6.2 Prévisions du coût de production selon différentes références et pour certains secteurs.112

6.3 Prévisions du coût d’O&M selon différentes références et secteurs. . . 113

6.4 Prévisions du coût de l’énergie pour deux scénarios et pour différentes compositions du parc. Scénario A : Isle-aux-Coudres, Scénario B : 80% de la vitesse de l’Isle-aux-Coudres. . . 129

Liste des figures

1.1 Familles d’hydroliennes, tirées du site internet de l’EMEC. . . 2

1.2 Montage de Jones et al., deux ailes en tandem déphasées de 90˚. . . 4

1.3 Aile oscillante auto-induite, figure modifiée à partir du brevet de Platzer et Bradley. 4 1.4 Prototype Stingray de Engineering Business Ltd. . . 5

1.5 Prototype précommercial PS100 de Pulse Tidal. Les deux ailes en tandem sont remontées au dessus de l’eau. . . 6

1.6 Montage expérimental à aile oscillante (MAO). . . 7

1.7 Exemple de simulation CFD sur une configuration d’ailes tandem, champ instan-tané montrant les iso-contours de vorticité et les vecteurs vitesses colorés par la pression dynamique locale normalisée par la vitesse amont. . . 10

1.8 a) HAO-1, la turbine de 2kW est installée sous le ponton. b) Mécanisme à barres pour le couplage et la transmission de puissance. . . 10

2.1 Vision de la HAO-2 en développement à l’Université Laval. . . 12

2.2 Couplage pilonnement-tangage de l’aile basse en rouge et celui de l’aile haute en bleu. . . 15

2.3 Modélisation symbolique et conceptuelle de la zone entourant l’extrémité de l’aile. 17 2.4 Modélisation symbolique et conceptuelle d’un convertisseur hydraulique-électrique d’une unité de base de la HAO-2 en développement à l’Université Laval. . . 17

2.5 Schéma hydraulique complet intégrant les deux circuits, le couplage pilonnement-tangage (canalisations bleues) et l’extraction d’énergie pilonnement-convertisseur (canalisations rouges) pour deux ailes parallèles déphasées de ψ1−2= 90˚. . . 18

2.6 Pilonnement et tangage imposés pour un déphasage de φ = 90˚entre les deux mouvements. . . 19

2.7 Deux ailes en configuration parallèle avec ψ1−2 = 90˚. Les positions initiales cor-respondent aux ailes pleines.. . . 20

2.8 Oscillation du piston sur un système bielle-manivelle en fonction de différents rap-ports de longueur λ = Lb/R. . . 21

2.9 Exemple de courbes typiques pour une aile oscillante. En a) les coefficients de force instantanée sont présentés et en b) ce sont les coefficients de puissance. Pour le cas : profil NACA 0015 2D, Re = 5E5, f∗_{= 0.16, θ} 0 = 80˚, H0/c = 1. . . 22

3.1 Photo du banc d’essai avec la localisation des composantes hydrauliques et de l’instrumentation.. . . 25

3.2 Schéma hydraulique du banc d’essai. . . 26

3.3 Vue de coupe du vérin de pilonnement. . . 27

3.5 a) Photo de la membrane et fibre textile qui la compose, tirée du catalogue en ligne de Bellofram. b) Schéma de principe du vérin à membrane en trois positions, tiré

de DiaCom. . . 30

3.6 Actionneur de tangage composé de deux vérins à membrane parallèles qui ac-tionnent un système de câbles et de tambours. . . 30

3.7 Couple typique généré par le frein à bande. . . 31

3.8 Modélisation du capteur et de la règle magnétique sur le vérin à l’huile. . . 32

3.9 Photo de la calibration de la cellule de charge.. . . 34

3.10 Schémas et photo de la calibration du couplemètre. . . 35

3.11 Réponse de la cellule de force et du couplemètre lors de la calibration. . . 35

3.12 Poste de contrôle et d’acquisition.. . . 37

4.1 Circuit hydraulique pour la caractérisation des joints Trelleborg. . . 42

4.2 a) Courbes de force instantanée aux trois zones de mesure, f = 1 Hz et p = 240 psi. b) Force instantanée en fonction de la vitesse de déplacement. . . 43

4.3 Ff0 pour tous les cas dans la zone de mesure en milieu de course. . . 44

4.4 Vue de coupe du joint illustrant les contributions à la force normale dans l’équation du frottement. . . 44

4.5 a) Force de friction instantanée, f = 1 Hz et p = 240 psi. b) Force instantanée en fonction de la vitesse de déplacement. . . 45

4.6 Rendement du système complet et de l’actionneur de tangage selon le chargement du frein à une fréquence de 0.25 Hz, 0.35 Hz et 0.5 Hz. . . 46

4.7 a) Tangage normalisé par θ0 à une fréquence de 0.25 Hz pour trois chargements différents. b) Amplitude maximale en fonction du chargement, aux fréquences de 0.25 Hz et 0.5 Hz. . . 47

4.8 Rendement du système et des composantes en fonction du chargement pour les cas à fréquence f = 0.25 Hz et f = 0.5 Hz. . . 48

4.9 a) Pression instantanée aux deux ports d’entrée de l’actionneur de tangage pour C/ ˆC = 0.22. b) Rendement du système complet selon le chargement du frein à une fréquence de 0.3, 0.4 et 0.5 Hz. . . 49

4.10 a) Tangage normalisé par θ0 à une fréquence de 0.3 Hz pour trois chargements différents. b) Amplitude maximale en fonction du chargement, aux fréquences de 0.3, 0.4 et 0.5 Hz. . . 49

4.11 Rendement du système et des composantes en fonction du chargement normalisé. . 50

4.12 Comparaison des rendements du système et des composantes en fonction du char-gement normalisé. . . 51

4.13 Validation de la modélisation du système hydraulique sur les courbes expérimen-tales. Système avec l’actionneur de tangage à vérin commercial pour C/ ˆC = 0.42 à une fréquence de 0.25 Hz. . . 54

4.14 Validation de la modélisation du système hydraulique sur les courbes expérimen-tales. Système avec l’actionneur de tangage à membrane pour C/ ˆC = 0.66 à une fréquence de 0.3 Hz. . . 55

4.15 Les graphiques a) et b) correspondent au couplage pilonnement-tangage intégrant l’actionneur à vérin commercial à 0.25 Hz tandis que les c) et d) sont pour l’action-neur à membrane à 0.3 Hz. Les deux graphiques de gauche, a) et c), présentent le rendement des composantes et du système et ceux de droite, b) et d), montrent la puissance selon le chargement normalisé. Les lignes continues sont les résultats de la modélisation du banc d’essai tandis que les symboles correspondent aux données

expérimentales recueillies. . . 56

4.16 Répartition des pertes théoriques selon le chargement. Actionneur à vérin f = 0.25Hz et Actionneur à membrane f = 0.3 Hz. . . 57

5.1 Coût de l’énergie pour certaines technologies de production électrique selon diffé-rentes sources. . . 63

5.2 Vision de la HAO-2 en développement à l’Université Laval. . . 64

5.3 Vue du dessus de la structure tubulaire soudée d’un pilier vertical. . . 65

5.4 Représentation schématique du modèle complet avec tous ses modules. . . 68

5.5 Paramètres reliés au site d’exploitation. Vue du dessus et de profil d’un exemple de site d’exploitation entre deux îles ou dans un fleuve.. . . 72

5.6 Courbe typique de puissance d’une hydrolienne et vitesse d’opération. . . 73

5.7 Représentation schématique du module Dimensionnement. . . 74

5.8 Cartographie du CP∗ . . . 75

5.9 Dimensions importantes de la structure. Vue de côté et de face d’une unité de base d’une HAO. . . 81

5.10 Schéma représentant le circuit pilonnement-convertisseur d’une aile et le système bielle-manivelle.. . . 86

5.11 Exemple de grille d’emplacement vu du dessus. Le rectangle noir représente la sous-station et un cercle vide un emplacement possible pour une HAO. . . 91

5.12 Algorithme de positionnement des HAO dans un parc hydrolien. . . 92

5.13 Représentation schématique de l’algorithme dans une mise en contexte simple. Trois options pour le positionnement de la turbine i = 4 pour NC = 2. . . 93

5.14 Prix des génératrices asynchrones de Seimens. . . 95

5.15 Masse d’une boîte d’engrenage de type planétaire selon trois compagnies. . . 97

6.1 Atlas des courants de marée normalisés autour de l’Isle-aux-Coudres, 0 à 1 heure après la basse et la haute mer. a) Vitesse en surface dans la zone d’exploitation (rectangle rouge) pour les 16 premiers jours de janvier 2011. Vitesse positive dans la direction NE. b) Histogramme des vitesses en surface dans la zone pour l’année 2011. . . 104

6.2 Rapport de surface optimal entre le vérin du convertisseur et celui du pilonnement pour une longueur de corde donnée. . . 105

6.3 Indice de flottabilité en fonction de la taille de la HAO. . . 107

6.4 Sacs gonflables utilisés pour une flottaison additionnelle. . . 108

6.5 En a), coût de production Eq. 6.1 et en b), efficacité mécanique Eq. 5.65 obtenu par le modèle pour les deux amplitudes de pilonnement. Cas : θ0 = 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et Unom= 2.5m/s. . . 109

6.6 Répartition des coûts de fabrication des principales composantes en fonction de la puissance nominale. Cas : H0/c = 1, θ0= 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et Unom = 2.5m/s.110 6.7 Coût de fabrication d’un vérin hydraulique basse pression. . . 111

6.8 À gauche, les dépenses annuelles d’O&M d’un parc par rapport à l’énergie produite annuellement, et à droite, le rapport entre ces frais et la puissance nominale du parc. Cas : 100 HAO de Pnom = 1MW, H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et

Unom = 2.5m/s.. . . 113

6.9 Couple produit par l’aile haute de la première unité sur le générateur selon la masse en déplacement. Cas : c = 1.5 m, H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗= 0.16, AR = 14 et

Unom = 2.5m/s.. . . 114

6.10 Fluctuation du couple résultant du système bielle-manivelle en fonction du dépha-sage entre les 2 unités de base et de la masse déplacée. Cas : 4 ailes, c = 1.5 m, H0/c = 1, θ0= 85˚, f∗= 0.16, AR = 14 et Unom = 2.5m/s. . . 115

6.11 Couple résultant de la HAO et de chaque unité. a) cas à 50% de l’estimation de la masse déplacée, ζ = 135˚. b) cas à 150% de l’estimation de la masse déplacée, ζ = 180˚. Pour 4 ailes, c = 1.5 m, H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et

Unom = 2.5m/s.. . . 116

6.12 Fluctuation du couple du système bielle-manivelle en fonction du déphasage ζ pour 4 échelles de machine. Cas : 4 ailes, H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et

Unom = 2.5m/s.. . . 116

6.13 Cartographie du coût de production pour 4 puissances de HAO, a) 50 kW, b) 500 kW, c) 1000 kW, d) 1500 kW. Cas : H0/c = 1, AR = 14 et Unom= 2.5m/s. . . . 118

6.14 Coût de l’énergie unitaire en fonction du choix de la vitesse nominale pour l’Isle-aux-Coudres. Les simulations sont réalisées pour 4 échelles de turbine. Cas : H0/c =

1, θ0 = 85˚, f∗= 0.16 et AR = 14. . . 119

6.15 a) Vitesse nominale optimum pour l’Isle-aux-Coudres et vitesse continue équiva-lente. b) Coût de l’énergie unitaire à ces vitesses. Cas : H0/c = 1, θ0 = 85˚,

f∗ = 0.16et AR = 14. . . 120 6.16 Coût de production en fonction du rapport d’allongement pour cinq échelles d’HAO.

Cas : H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗ = 0.16 et Unom= 2.5m/s.. . . 122

6.17 Coût de production en fonction du coefficient de friction du sol pour cinq échelles d’HAO. H0/c = 1, θ0= 85˚, f∗= 0.16, AR = 14 et Unom = 2.5m/s.. . . 123

6.18 Coût de production en fonction d’une variation de l’estimation initiale du frot-tement dans les joints d’étanchéité pour cinq échelles d’HAO. Cas : H0/c = 1,

θ0= 85˚, f∗= 0.16, AR = 14 et Unom = 2.5m/s. . . 123

6.19 Répartition des coûts pour trois parcs : a) NT = 2, b) NT = 10 et c) NT = 100.

Cas : H0/c = 1, θ0 = 85˚, f∗ = 0.16, AR = 14 et Unom= 2.5m/s. . . 124

6.20 a) Coût de l’énergie, b) proportion des coûts d’O&M et c) proportion des coûts électriques selon la distance du parc. Cas : Pnom = 1MW, H0/c = 1, θ0 = 85˚,

f∗ = 0.16, AR = 14 et Unom= 2.5m/s. . . 125

6.21 a) Coût de l’énergie selon la durée de vie du parc. b) Effet de la variation de l’indexation ∆OMsur le coût de l’énergie. Cas : Pnom= 1MW, H0/c = 1, θ0 = 85˚,

f∗ = 0.16, AR = 14 et Unom= 2.5m/s. . . 126

6.22 Coût de l’énergie en fonction de la composition du parc. Scénario A : Isle-aux-Coudres avec Unom = 2.5m/s et Scénario B : 80% de la vitesse de

l’Isle-aux-Coudres avec Unom = 2.0m/s. Paramètres généraux : Lsite = 10km, T = 25 ans,

∆OM= 6%, H0/c = 1, θ0= 85˚, f∗= 0.16, AR = 14.. . . 127

6.23 Distribution de vitesse en surface durant l’année. Scénario A : Isle-aux-Coudres, Scénario B : 80% de la vitesse de l’Isle-aux-Coudres. . . 128

Nomenclature

Voici la liste des principaux symboles utilisés. L’aile oscillante

c Longueur de la corde b Envergure de l’aile

AR Rapport d’allongement, b / c

xp Distance du pivot du bord d’attaque

d Hauteur totale balayée

LY1-2 Espacement vertical entre les ailes parallèles

LX1-2 Espacement horizontal entre les ailes parallèles

y Position verticale instantanée du pivot de l’aile ˙

y Vitesse verticale instantanée ¨

y Accélération verticale instantanée H0 Amplitude de pilonnement

θ Position angulaire instantanée ˙

θ Vitesse angulaire instantanée ¨

θ Accélération angulaire instantanée θ0 Amplitude de tangage

φ Déphasage entre le pilonnement et le tangage f Fréquence d’oscillation

γ Fréquence angulaire, 2 πf

f∗ Fréquence réduite d’oscillation, fc / U U Vitesse de l’écoulement amont

t Temps T Période, 1/f

M Couple sur le pivot xp

Fx Force hydrodynamique axiale à l’écoulement

P Puissance extraite instantanée, Py+ Pθ

Pa Puissance disponible, 1₂ρ U∞3 b d

Py Contribution en puissance du pilonnement, Fyy˙

Pθ Contribution en puissance du tangage, M ˙θ

ηhyd Efficacité hydrodynamique, P /Pa

q∞ Pression dynamique, 1/2 ρ U2

ρ Densité d’un matériau ou d’un fluide Re Nombre de Reynolds, U c / ν

Ci Coefficient adimensionnel de la quantité i x Valeur moyenne sur un cycle

b Valeur maximum sur un cycle

Banc d’essai expérimental

D Diamètre de la tige du vérin de pilonnement

N Ratio des poulies crantées entre le résolveur et le couplemètre m Masse des pièces en mouvement

f Fréquence d’oscillation du montage p Pression dans le circuit hydraulique

Ff0 Force de friction par unité de longueur de contact dans le joint d’étanchéité

NC Force normale de compression du joint

Np Force de pression sur le joint

Gi Gain obtenu lors de la calibration de l’instrument

Ei Tension mesurée par l’instrument i

ηsys Rendement du système de couplage

ηpil Rendement des vérins de pilonnement

ηact Rendement de l’actionneur de tangage x Valeur moyenne sur un cycle

Modèle physique HAO

Pparc Puissance nominale d’un parc HAO

NT Nombre de HAO dans un parc hydrolien

Pnom Puissance nominale d’une HAO

ηHAO Efficacité mécanique de la HAO, des ailes au générateur

ηw2w Efficacité globale, P /Pa

Unom Vitesse nominale de conception

site Variable reliée au site d’exploitation

δx Espacement longitudinal entre HAO

δz Espacement transversal entre HAO

ψi Déphasage de l’aile i par rapport à l’aile haute

ζ Déphasage entre deux unités Lst,i Longueur i sur la structure

pil Variable reliée au pilonnement

tan Variable reliée au tangage

con Variable reliée au convertisseur

pdesign Pression de conception servant au dimensionnement des composantes hydrauliques

p Pression instantanée hydraulique

VPT Volume déplacé, circuit Pilonnement-Tangage

VPC Volume déplacé, circuit Pilonnement-Convertisseur

dt Diamètre de la tige d’un vérin

dc Diamètre du cylindre d’un vérin

s Course d’un vérin

δcon Rapport de surface entre le vérin du convertisseur et celui du pilonnement

dw Diamètre du câble sur l’actionneur de tangage

Nw Nombre de câble sur l’actionneur de tangage

dp Diamètre des tambours sur l’actionneur de tangage

da Diamètre de l’arbre sur l’actionneur de tangage

Lst,i Longueur sur la structure

Lt Longueur de tuyauterie

dPT Diamètre de la tuyauterie Pilonnement-Tangage

dPC Diamètre de la tuyauterie Pilonnement-Convertisseur

Mbm Couple résultant sur l’arbre du système bielle-manivelle

Rbm Rayon de la manivelle

Lbm Longueur de la bielle

λbm Rapport de longueur, Lbm/Rbm

β Position angulaire de l’arbre du système bielle-manivelle ˙

β Vitesse angulaire de l’arbre du système bielle-manivelle F Indice de flottabilité

mi Masse de la composante i

Sy Limite élastique d’un matériau

FSmec Facteur de sécurité mécanique

FShyd Facteur de sécurité hydraulique

FSst Facteur de sécurité structurel

ηr,a Rendement des roulements supportant l’arbre de l’aile

ηg Rendement du guidage du chariot

ηbm Rendement du système bielle-manivelle

ηbe Rendement de la boîte d’engrenage

ηgen Rendement du générateur électrique

δp,i Perte de charge totale dans le circuit i

Ff,i Frottement dans le joint d’étanchéité i

δp,i Perte de pression causée par Ff,i dans la composante i

Modèle économique CE Coût de l’énergie CP Coût de production

E Énergie produite durant l’année par une HAO

EP Énergie perdue dans le réseau électrique durant l’année

T Durée de vie du parc HAO

Ci Coûts uniques initiaux(fabrication, transport, installation, démantèlement final,...)

Ca,i Coûts anuels (entretien, permis, taxe,...)

r Taux d’intérêt

ft Facteur technologique

Fu Facteur d’utilisation

Ntech Nombre de techniciens de maintenance

Stech Salaire horaire des techniciens

Vbat Vitesse du bateau

NJ Nombre de jours d’entretien

TJ Durée maximale d’une journée de maintenance

TOM Temps estimé de maintenance

À ma petite famille, Aurélie et Véronique

Remerciements

Tout d’abord, je voudrais remercier mon directeur de recherche, le professeur Guy Dumas, et mon codirecteur, le professeur Jean Lemay, pour leur expertise, leur rigueur et leur grande implication dans le projet HAO. Nos nombreuses rencontres et discussions ont été d’une grande utilité pour l’avancement de mon projet, mais également sur le plan personnel. Vous m’avez donné l’opportunité de faire partie d’un grand projet parmi une équipe chevronnée et je retire de notre collaboration un bagage de connaissances incomparables.

Je ne peux m’empêcher de remercier Thomas Kinsey pour notre enrichissante collaboration depuis 2008. Tu as été pour moi un mentor remarquable, merci. Je veux aussi remercier Yves Jean pour son support et ses conseils toujours pertinents lors de mon projet.

J’aimerais remercier les nombreux collègues que j’ai côtoyés lors de mon passage au LMFN, Steve, Simon, Julie, Mathieu, Frédérik, Rémi, Olivier, Jean-Christophe et tous les autres, pour nos discussions autour de la table à dîner. Un merci particulier aux techniciens de l’atelier, Pierre, Frédérique et Jonathan pour leurs nombreux conseils de fabrication.

Ce travail n’aurait pas été possible sans le soutien financier du Conseil de recherche en sciences naturelles et en génie du Canada (CRSNG) et du Fonds de recherche du Québec - Nature et technologies (FQRNT).

Je terminerai par remercier chaleureusement ma copine Véronique qui m’a supporté et qui a embarqué avec moi dans ce beau projet d’études graduées. Récemment, tu m’as donné le plus beau cadeau que la vie a à offrir, Aurélie, et elle fut une source de motivation incroyable. À mes parents, mon frère, mes soeurs et mes grands-parents, je vous dis merci pour vos encouragements et votre soutien inconditionnel.

Chapitre 1

Introduction

1.1

Secteur hydrolien

Les cours d’eau et les océans renferment la plus dense et la plus continue des énergies re-nouvelables. Au Canada, le potentiel marémoteur est estimé à 42GW selon une étude de la firme Triton Consultants Ltd parue en 2006 [61]. Aux États-Unis, c’est un potentiel de 50GW dont la majeure partie est disponible en Alaska (47GW) [13]. Les hydroliennes font partie des technologies émergentes qui peuvent extraire cette énergie renouvelable. Elles consistent à installer des turbines sous l’eau pour produire de l’électricité à partir des courants continus des rivières ou cycliques des marées, et ce, sans la construction de barrage. En fait, leur fonction-nement ressemble à celui des éoliennes, mais sous l’eau. Les avantages d’une telle technologie sont une empreinte visuelle et auditive plus discrète, l’abondance de la ressource pratiquement inexploitée jusqu’à présent et la prévisibilité de cette ressource.

Actuellement, le secteur hydrolien est en pleine effervescence au niveau mondial, plusieurs prototypes sont en développement et commencent à voir le jour. Les conditions politiques et sociales favorables encouragent la croissance rapide de ce secteur et laissent entrevoir un grand potentiel pour les hydroliennes. La Fig. 1.1 illustre les trois grandes familles de tur-bines. Les plus répandues auprès des développeurs actuels sont les turbines à axe horizontal, possiblement pour leur similitude avec les éoliennes classiques et le savoir-faire existant chez les différents fabricants. Les hydroliennes à axe vertical offrent l’avantage d’être insensible à la direction de l’écoulement. Par contre, selon leur configuration, la puissance en sortie n’est pas uniforme et nécessite un redressement. L’aile oscillante se démarque des autres par sa fenêtre d’harnachement rectangulaire parfaitement adaptée au site d’exploitation en eau peu profonde. Que ce soit en rivière ou dans un site marémoteur, les sites à fort courant, donc à grand potentiel énergétique, sont typiquement accompagnés d’une profondeur d’eau limitée. Cette réalité rend difficile l’utilisation de pales rotatives pour de grandes puissances en eau peu profonde.

Figure 1.1: Familles d’hydroliennes, tirées du site internet de l’EMEC [45].

L’oscillation de l’aile est définie par un mouvement simultané de tangage (rotation alternée) et de pilonnement (translation cyclique). Le tangage de l’aile permet d’orienter la pale selon son déplacement dans le cycle (le mouvement sera décrit en détail à la section2.3). Les deux mouvements peuvent être imposés et couplés de sorte que la turbine est ramenée à un seul degré de liberté. De cette façon, les fonctions de mouvement, les amplitudes et la fréquence d’oscillation sont définies par le mécanisme. Cette approche sera privilégiée dans le cadre de ce projet. Le pilonnement et le tangage peuvent aussi être contrôlés indépendamment. Une turbine à deux degrés de liberté est très polyvalente et permet une gamme de fonctions de mouvement très large, par contre, le contrôle est plus complexe. Pour simplifier la mécanique de l’aile oscillante, certains proposent des concepts où le tangage est contrôlé passivement par des ressorts, des amortisseurs ou des butées de fin de course. Cette approche peut être intéressante à petite échelle, mais plus difficile à implémenter pour de grandes puissances.

1.2

Objectifs et structure du mémoire

Les travaux que j’ai réalisés dans le cadre de ce projet s’inscrivent dans le processus de dévelop-pement d’une hydrolienne à ailes oscillantes (HAO) de seconde génération au Laboratoire de Mécanique des Fluides Numérique (LMFN) de l’Université Laval. Les objectifs de ce mémoire sont les suivants :

– Proposer une solution de principe réaliste, basée sur l’utilisation de l’hydraulique, pour le couplage et l’extraction d’énergie (des ailes au générateur) qui devra être simple, robuste et optimisée ;

– Valider la faisabilité et vérifier expérimentalement l’efficacité du circuit de couplage pilonnement-tangage ;

– Construire un modèle physique de l’hydrolienne et de ses systèmes hydrauliques ainsi qu’un modèle économique qui permettent d’en faire l’analyse à différentes échelles et dans différentes conditions d’opération (puissance, profondeur d’eau, vitesse des courants, espace disponible, ...).

Les deux premiers objectifs constituent le premier volet de la maîtrise et couvrent surtout l’aspect mécanique de la HAO. Tandis que le troisième objectif concerne l’aspect économique de cette technologie dans le contexte actuel. La suite de ce chapitre présente un survol des travaux sur l’aile oscillante à différents niveaux, soit dans le cadre de projets de recherche universitaire, soit de développement de prototypes précommerciaux ou soit finalement les travaux réalisés ici même à l’Université Laval. Le chapitre2présente le mouvement de l’aile oscillante ainsi que la vision et les solutions mécaniques envisagées pour la deuxième génération. La description du banc d’essai expérimental réalisé dans le but de valider ces solutions est faite au chapitre3. Les résultats et apprentissages ainsi obtenus sont exposés au chapitre 4. Le chapitre 5 décrit le modèle physique et économique développé pour analyser la technologie HAO à différentes échelles. La validation et les résultats du modèle font partie du chapitre 6.

1.3

Projets de recherche externes sur l’aile oscillante

McKinney et DeLaurier

Le concept de turbine à aile oscillante pouvant extraire de l’énergie fut proposé initialement par McKinney et DeLaurier [28] en 1981 à l’Université de Toronto. Lors des essais expérimen-taux sur leur « wingmill », ils ont démontré que l’efficacité d’un tel système était comparable aux autres turbines. Les essais ont été réalisés en soufflerie sur un profil NACA 0012 dont l’am-plitude, la fréquence et le déphasage des deux mouvements pouvaient être modifiés. Ils ont fait ressortir que l’efficacité optimale était atteinte pour un déphasage de 90˚entre le pilonnement et le tangage tandis que la puissance maximale est obtenue à un déphasage de 110˚.

Naval Postgraduate School

Au début des années 2000, un groupe de recherche au Naval Postgraduate School aux États-Unis a commencé à s’intéresser aux ailes oscillantes [17]. Ils ont développé un montage composé de deux ailes en tandem déphasées de 90˚et placées dans un canal d’eau (voir Fig. 1.2). Les ailes ont une corde de 2.5po, une envergure de 14.5po et elles sont supportées par le centre. Le banc d’essai permet des amplitudes de pilonnement et de tangage allant jusqu’à 1.4 corde et 90˚respectivement. Les deux mouvements sont ramenés à un seul degré de liberté au niveau de l’arbre du générateur.

Des simulations numériques sont également utilisées pour déterminer la puissance hydrody-namique extraite par l’aile. Une comparaison a été faite entre ces simulations et les mesures expérimentales obtenues sur le montage. Les puissances mesurées étaient inférieures aux pré-dictions numériques. Ils proposent certains facteurs expliquant ces différences comme l’absence de plaque de bout sur les ailes. Les simulations numériques ne prennent pas en compte les effets de bout tridimensionnels ce qui surestime la puissance extraite. Ils évoquent également

Figure 1.2: Montage de Jones et al. [17], deux ailes en tandem déphasées de 90˚.

que les forces d’inertie et les pertes mécaniques ne sont pas prises en compte dans leurs simu-lations. De plus, ils rapportent que les ailes en bois ont absorbé de l’eau et que leur surface avait subi de sévères déformations.

Plus récemment, Platzer et al. [34] développaient un concept d’aile oscillante auto-induite. La Fig. 1.3 présente le concept de façon simple. L’aile est libre de pivoter autour du pivot de tangage qui se trouve derrière la mi-corde, de sorte que la force de portance tend à augmenter l’angle de tangage limité par des butées. En arrivant en fin de course, la perche alignée avec la corde de l’aile frappe et glisse sur la butée de basculement et renverse l’aile. Dans cette configuration, l’aile effectue son pilonnement sur une glissière où la puissance pourrait être extraite.

Des simulations numériques ont été réalisées avec le code commercial Ansys Fluent. Des fonc-tions de mouvements non sinusoïdales, similaires à celles de leur nouveau concept, sont im-plémentées dans le code pour le cas particulier d’une aile NACA 0014 à Re = 20 000 avec

Figure 1.3: Aile oscillante auto-induite, figure modifiée à partir du brevet de Platzer et Bradley [35].

f∗ = 0.127, H0 = 1.05 c, θ0 = 73˚, xp = 0.5 cet φ = 90˚. Ces fonctions impliquent qu’en

mi-lieu de course, la vitesse angulaire est nulle et la vitesse de pilonnement est constante. Pour un cas où le renversement de l’aile s’effectue sur 0.3 t/T , ils observent un gain sur le coefficient de puissance et sur l’efficacité de l’aile par rapport au même cas avec des fonctions sinusoïdales.

1.4

Prototypes précommerciaux

Stringray

En 2002, la compagnie Engineering Business Ltd a construit une turbine à aile oscillante baptisée Stringray [57][58][59]. Ce prototype de 150 KW fut installé et testé dans les eaux de l’Écosse près des Îles Shetland. Il était composé d’une seule aile de 3 m de corde et de 15.4 m d’envergure supportée par le centre (voir Fig. 1.4). Le couplage pilonnement-tangage et l’extraction d’énergie se faisaient par l’entremise de systèmes hydrauliques haute pression à l’huile. L’huile ainsi pompée par le pilonnement était injectée dans un moteur hydraulique en-traînant le générateur électrique. Des accumulateurs étaient utilisés pour combler les besoins énergétiques servant à faire pivoter l’aile en fin de course. Malgré l’utilisation de systèmes hydrauliques, une efficacité de transmission de 75% fut rapportée (de l’hydrodynamique jus-qu’au générateur). Par contre, la masse importante de l’aile et du bras de levier a conduit à une asymétrie du mouvement (descente rapide et remontée lente) impliquant une différence importante par rapport à l’efficacité attendue. Plusieurs problèmes furent rencontrés lors des essais et les performances étaient décevantes. Somme toute, le projet n’a pas eu de suite et il fut abandonné par Engineering Business Ltd en 2006.

Pulse-Stream 100

En 2009, la compagnie Pulse Tidal déployait dans la rivière Humber au Royaume-Uni un prototype précommercial de 100kW, le « Pulse-Stream 100 » [50]. La turbine composée de deux ailes en configuration tandem est installée sur une plateforme permettant de remonter les ailes à la surface pour leur entretien (voir Fig. 1.5). Depuis trois ans, elle produit de l’électricité qu’elle exporte vers le réseau électrique d’une usine sur la rive. Le tangage et le pilonnement des ailes sont contrôlés indépendamment permettant une gamme de fonctions de mouvement intéressante.

Pulse Tidal est à mettre au point une seconde génération de 1.2 MW complètement submergée. Il est prévu d’utiliser une base avec ballasts pour faciliter le déploiement et l’entretien. Un démonstrateur commercial pleine grandeur de cette seconde génération sera déployé en 2014 au large de Lynmouth, Royaume-Uni, dans le canal de Bristol [50]. La configuration des ailes n’est pas encore annoncée en ce moment, mais la turbine sera reliée au réseau de distribution électrique. Le site de Lynmouth a une profondeur de 15-20 m et la vitesse du courant de marée peut atteindre jusqu’à 2.5 m/s.

Figure 1.5: Prototype précommercial PS100 de Pulse Tidal [50]. Les deux ailes en tandem sont remontées au dessus de l’eau.

1.5

Projet HAO à l’Université Laval

Montage à aile oscillante (MAO)

Le montage amélioré et testé par Jérôme Deschamp [7] en 2009 (Fig. 1.6) était constitué de deux sections d’aile, supportées par le centre, de profil NACA 0015, de corde c = 0.1 m et d’envergure b = 0.26 m. L’aile oscillait dans le canal hydraulique du Laboratoire de Machines Hydrauliques (LAMH) de l’Université Laval. L’objectif de ce système était de mesurer les forces hydrodynamiques sur l’aile afin de valider certaines prédictions numériques. Pour ce faire, les supports des sections d’aile étaient instrumentés à l’aide de jauges de déformation. Les forces et puissances ainsi mesurées se comparaient favorablement avec les valeurs des simulations numériques du LMFN. Des efficacités énergétiques supérieures à 30% ont pu être observées en balayant l’espace paramétrique.

Simulations numériques du LMFN

Depuis de nombreuses années, le LMFN étudie numériquement et expérimentalement l’aile oscillante. L’article de Kinsey et Dumas [20] ainsi que la thèse de Thomas Kinsey [19] pré-sentent une importante étude paramétrique basée entre autres sur des simulations laminaires 2D. Ils ont fait ressortir des plages d’opération optimales dans l’espace paramétrique de la fréquence réduite, de l’amplitude de tangage et de pilonnement. Ils ont aussi démontré qu’à faible Reynolds (Re = 1100), la géométrie de l’aile affecte peu les performances, car les couches limites sur l’aile sont épaisses et le corps effectif peu sensible à la géométrie. Plus récemment, une étude paramétrique 2D similaire à la précédente fut réalisée pour un écoulement turbu-lent [19] (Re = 500 000). Des rendements allant jusqu’à 43% ont été observés pour des plages d’opération optimales. Cette base de données impressionnante sera d’ailleurs utilisée par le modèle économique développé au cours de ce projet de maîtrise.

Une turbine peut être composée de plusieurs ailes oscillantes en différentes configurations. Par une combinaison judicieuse, l’hydrolienne peut alors tirer avantage des interactions entre celles-ci. Une section du mémoire de Julie Lefrançois [24] est d’ailleurs consacrée à l’optimisation, par simulations lagrangiennes laminaires 2D, d’un système multi-ailes en configuration tandem et parallèle. La configuration en tandem implique que les ailes sont disposées l’une derrière l’autre ce qui permet d’augmenter l’efficacité de l’hydrolienne tel qu’observé par Lefrançois [24]. Tandis qu’en configuration parallèle, les ailes sont placées l’une au-dessus de l’autre et permettent une uniformisation de la puissance par un choix judicieux de la phase entre celles-ci. L’uniformité de la puissance est souvent un critère très important lorsque vient le temps de relier une hydrolienne à un réseau électrique de distribution.

Kinsey et Dumas [21] se sont également penchés sur la configuration tandem. À partir de si-mulations d’écoulement turbulent 2D (Fig.1.7), ils ont pu déterminer la configuration spatiale optimale pour deux ailes en tandem. Ils notèrent que la position de l’aile aval s’avère critique. En fonction de celle-ci, l’interaction entre les tourbillons de sillage de l’aile amont et l’aile aval peut être favorable et conduire à des efficacités hydrodynamiques de turbine allant jusqu’à 64%.

Les travaux en cours au LMFN démontrent qu’en régime turbulent la géométrie de l’aile (épais-seur et position du pivot) peut influencer positivement son efficacité et sa puissance extraite. Des performances accrues et une diminution des extremums des forces hydrodynamiques sont obtenues comparativement au cas de base généralement employé au LMFN (profile NACA 0015, pivot au tiers de corde). Il est mis de l’avant qu’une aile plus épaisse (profile NACA 0025) permet de retarder l’enroulement des couches limites et permet ainsi d’atteindre un angle d’attaque effectif plus important. Cette épaisseur accrue améliore la résistance méca-nique de l’aile et favorise un rapport d’allongement (envergure sur corde) plus grand. De plus, un pivot légèrement plus éloigné du bord d’attaque (40% de la corde) permet de réduire la puissance fournie au tangage de l’aile.

Hydrolienne à ailes oscillantes, 1`ere _{génération (HAO-1)}

Un groupe de recherche multidisciplinaire regroupant le LMFN, le Laboratoire de Mécanique des Fluides (LMF), le Laboratoire d’Électrotechnique, Électronique de Puissance et de Com-mande Industrielle (LEEPCI) et le Bureau de design du département de génie mécanique a été créé en 2006. À l’été 2009, un prototype de 2 kW composé de 2 ailes déphasées de 180˚en configuration tandem a été testé avec succès par le groupe [23]. La turbine était installée sous un ponton et tractée sur le Lac Beauport à Québec (voir Fig. 1.8). Les essais en milieu contrôlé ont permis de bâtir une base de données fiable qui supporte bien les prédictions nu-mériques. Pour les conditions d’opération optimales, une efficacité hydrodynamique de 40% a

été atteinte après avoir soustrait les pertes mécaniques du système. Cette efficacité comparable aux meilleures turbines à axe horizontal démontre le grand potentiel de l’hydrolienne à ailes oscillantes.

Au-delà de ses bonnes performances hydrodynamiques, ce prototype a toutefois démontré la nécessité d’optimiser son système mécanique volumineux. Le couplage des ailes et la transmis-sion de puissance étaient réalisés mécaniquement au moyen d’un système bielle-manivelle avec de grandes membrures (voir Fig. 1.8). Le brassage de ces membrures dans l’eau constituait une perte d’énergie et une source d’usure prématurée de la mécanique. Le mouvement des deux ailes était ramené à un seul degré de liberté, soit à l’arbre tournant du générateur qui était hors de l’eau. Le présent travail de maîtrise s’inscrit donc dans la continuité des efforts de développement de la technologie HAO à l’Université Laval.

Figure 1.7: Exemple de simulation CFD sur une configuration d’ailes tandem, champ ins-tantané montrant les iso-contours de vorticité et les vecteurs vitesses colorés par la pression dynamique locale normalisée par la vitesse amont. (figure tirée de [21])

Figure 1.8: a) HAO-1, la turbine de 2kW est installée sous le ponton. b) Mécanisme à barres pour le couplage et la transmission de puissance. (figure modifiée de [19])

Chapitre 2

L’hydrolienne à ailes oscillantes

Ce chapitre décrit d’abord l’hydrolienne à ailes oscillantes en développement à l’Université Laval. Les justifications de certains choix de conception y sont présentées. Ensuite, la solution hydraulique complète pour le couplage pilonnement-tangage et pour l’extraction d’énergie est décrite. La troisième partie est consacrée à la description de la géométrie de l’hydrolienne, du mouvement de l’aile de même qu’au calcul de la puissance extraite par celle-ci.

2.1

HAO seconde génération

À l’été 2009, la première génération de la HAO, composée de deux ailes en tandem, fut testée avec succès [23]. Toutefois, ce prototype a démontré la nécessité d’optimiser son système mécanique volumineux. De plus, la puissance extraite par une configuration en tandem n’est pas uniforme et demande un redressement important de la puissance.

Suite aux observations de 2009, la turbine fut repensée pour une opération précommerciale. Le souhait était d’avoir uniquement les ailes en mouvement dans l’écoulement d’eau et d’avoir des mécanismes efficaces, robustes et compacts. Le design fut alors orienté vers une configuration de deux ailes en parallèle déphasées de ψ1−2 = 90˚permettant une meilleure uniformisation

de la puissance. L’uniformité est un critère important lors de la connexion d’une hydrolienne au réseau de distribution électrique. Cette configuration permet également de simplifier le mécanisme de couplage des ailes, le rendant ainsi plus compact et plus robuste. De cette façon, seules les ailes sont en mouvement dans le courant d’eau. Cette simplification est rendue possible par l’utilisation de composantes hydrauliques en circuit fermé qui sera abordée en détail à la section suivante.

La phase de 90˚n’est pas arbitraire considérant que la phase optimale entre le pilonnement et le tangage d’une aile est aussi de φ = 90˚. Cette astuce permettra alors d’utiliser le pilonnement d’une aile pour effectuer le tangage de l’autre et vice versa. Cette importante innovation ainsi que les circuits hydrauliques qui s’y rattache font d’ailleurs partie d’un brevet déposé par l’Université Laval [10] sur lequel je suis co-inventeur.

La vision de l’auteur de la HAO seconde génération (HAO-2), intégrant cette solution, est illustrée à la Fig. 2.1. Elle est complètement immergée et ancrée sur le fond de la rivière ou sur le fond marin libérant ainsi les voies navigables au-dessus. L’unité de base de l’hydrolienne est composée de la paire d’ailes parallèles déphasées de 90˚discutée précédemment. Plusieurs unités peuvent être annexées et reliées au même générateur électrique (hydrolienne à deux unités sur la figure). Le déphasage ζ entre chaque unité est choisi dans le but d’uniformiser la puissance de la HAO-2.

Le coût d’entretien et de maintenance risque d’être le facteur dominant dans le succès du secteur hydrolien. En effet, de telles turbines doivent être remontées à la surface pour être entretenues et les coûts associés à cette opération peuvent devenir excessifs. Pour répondre à cette problématique et ainsi minimiser les dépenses, la HAO-2 est munie d’une base par gravité avec ballasts (voir Fig.2.1). Une fois les ballasts remplis d’air, la turbine pourra remonter à la surface sans nécessiter l’utilisation de grue marine dispendieuse.

Pour chaque unité de base, le pilonnement et le tangage des deux ailes sont couplés rigidement par un circuit hydraulique fermé (pilonnement-tangage). Les composantes hydrauliques sont incorporées à l’intérieur des piliers verticaux et assurent le bon mouvement des ailes. L’aile est guidée et contrôlée à chaque extrémité par ces composantes. Un second circuit fermé (pilonnement-convertisseur) est utilisé pour l’extraction d’énergie. Il sert à transférer l’énergie du pilonnement vers un convertisseur hydraulique-électrique situé à l’intérieur de la base. Ce

convertisseur peut prendre plusieurs formes et il sert essentiellement à transformer l’énergie contenue dans un mouvement linéaire oscillatoire vers un mouvement de rotation continue au générateur. Plusieurs ailes peuvent être reliées au même convertisseur. C’est un atout majeur de ce concept qui permet l’extension vers de grandes puissances simplement en ajoutant des unités dans le sens de l’envergure.

Par ailleurs, pour vérifier la validité, l’efficacité et la durabilité du concept HAO-2, un pro-totype de 4 kW sera conçu, fabriqué et testé au cours des deux prochaines années. Ce projet d’envergure est en collaboration avec le ministère du Développement Économique, de l’Inno-vation et de l’Exportation (MDEIE) et l’entreprise Jamec de Normandin au Lac St-Jean. Une première série d’essais sera réalisée à l’été 2013 dans un environnement contrôlé avant le dé-ploiement en milieu naturel au printemps 2014. Le site envisagé pour les essais contrôlés est le canal hydraulique du Centre Eau-Terre-Environnement de l’Institut National de la Recherche Scientifique (INRS-ETE) de l’Université du Québec à Québec. Par la suite, le prototype sera déployé dans une rivière ou un canal de fuite de barrage hydroélectrique dans la région du Lac St-Jean.

2.2

Solution hydraulique

Rendre le système de couplage et d’extraction d’énergie compact, robuste et efficace n’est pas simple. En ingénierie, trois méthodes de base sont utilisées pour transmettre de la puissance : la mécanique, l’électrique et l’hydraulique. La plupart des applications requièrent une combi-naison de ces trois méthodes, chacune ayant ses avantages et ses inconvénients. Les grandes amplitudes de pilonnement et de tangage écartent plusieurs solutions mécaniques qui seraient trop encombrantes, comme la première génération de la HAO. L’hydraulique s’avère la mé-thode la plus simple et la plus compacte pour cette application tout en étant très robuste. De plus, une des particularités de l’aile oscillante est que le tangage de l’aile se fait dans un repère en mouvement. À ce sujet, l’hydraulique répond bien à ce besoin par sa simplicité de transmettre l’énergie d’un endroit à un autre.

Hydraulique conventionnelle

La raison d’une utilisation répandue de l’hydraulique est sa polyvalence et sa maniabilité. Esposito [12] dresse quelques avantages reliés à ce procédé. Les composantes hydrauliques ne sont pas dépendantes de la machine ou du procédé comme les systèmes mécaniques. Un vérin reste un vérin, peu importe où il est employé, seules les dimensions sont adaptées à la tâche. Les pressions de travail sont très élevées, O(207-345 bar), par conséquent, l’hydraulique présente une puissance massique importante, c’est-à-dire que les composantes restent compactes même pour des puissances élevées. De plus, la force est constante, quelle que soit la vitesse de déplacement, et dépend plutôt de la pression et de la géométrie des composantes.

Quelques inconvénients sont également cités dans [12]. L’étanchéité des composantes amène parfois de grands défis de conception et d’installation pour prévenir les fuites de fluide hy-draulique vers l’environnement. De plus, l’usure et le frottement dans les joints d’étanchéité de même que les pertes de charge dans les canalisations sont des inconvénients à ne pas négli-ger dans un contexte de production électrique. À la base, l’hydraulique conventionnelle n’est pas réputée pour avoir un bon rendement global, cette technique est largement employée pour du travail brut de grande puissance. L’utilisation de l’hydraulique dans un domaine plus fin, comme l’extraction d’énergie par une aile oscillante, requiert une attention particulière lors de la conception des circuits et des composantes. Le lecteur est invité à consulter au besoin le livre d’Esposito [12] qui couvre les notions de base de l’hydraulique.

Hydraulique appliquée à la HAO-2

La turbine sera équipée de systèmes hydrauliques pour le couplage des mouvements et l’extrac-tion d’énergie. La pression de travail est volontairement plus basse que celle de l’hydraulique conventionnelle, soit entre 21-35 bar (300-500 psi). Ce choix de conception réduit les fuites vers l’environnement et, d’une plus grande importance, réduit le frottement dans les joints d’étan-chéité. Par conséquent, les composantes hydrauliques ont un meilleur rendement, par contre, elles sont légèrement plus volumineuses. Bref, il y aura une pression de travail optimale qui allie efficacité et compacité. La compacité a une influence évidente sur l’épaisseur des piliers verticaux, mais également sur les coûts de fabrication et la rentabilité de la HAO-2.

Le fluide hydraulique considéré est l’eau pour limiter les impacts environnementaux suite aux éventuelles fuites vers le milieu ambiant. La NFPA (« National Fluid Power Association ») dresse un portrait de l’utilisation de l’eau dans un système hydraulique [48]. L’eau était lar-gement utilisée avant le 20ième _{siècle et l’arrivée des huiles minérales et synthétiques. Par}

contre, l’incertitude économique du marché pétrolier et les considérations environnementales favorisent son retour comme fluide hydraulique. Comparativement à l’huile, elle est ininflam-mable, peu dispendieuse, propre, non toxique et facilement disponible. La NFPA mentionne que les avancées technologiques des dernières années ont permis de régler certains problèmes reliés aux fuites, à la lubrification, à la corrosion, à la croissance bactérienne et à la tem-pérature d’opération. L’utilisation de nouveaux matériaux pour les joints d’étanchéité et les composantes hydrauliques a permis de réduire le besoin en lubrification, de réduire l’usure et d’éliminer la corrosion. De plus, les tolérances de fabrication sont réduites pour minimiser les fuites et l’ajout de certains additifs ralentit la croissance bactérienne et élargit la plage de température d’opération.

La Fig. 2.5 illustre le schéma hydraulique complet du côté d’une unité de base, proposé par l’auteur. Ce système fait d’ailleurs l’objet d’un brevet [10] détenu par l’Université La-val sur lequel je suis co-inventeur. Les ailes, en trait vert, sont supportées à chaque extré-mité pour répartir les efforts uniformément et assurer un déplacement fluide de celles-ci. Afin

de simplifier le schéma, l’aile basse est décalée vers l’arrière et vers le bas, mais en réalité elle pourrait osciller directement sous celle du haut comme suggéré à la Fig. 2.1. Chaque aile actionne 4 vérins de pilonnement (10), deux de chaque côté, disposés tel que repré-senté sur la Fig. 2.5. Le côté tige de ces vérins est relié à l’actionneur de tangage (20) de l’autre aile, tandis que le côté piston est connecté au convertisseur hydraulique-électrique (30).

Figure 2.2: Couplage pilonnement-tangage de l’aile basse en rouge et celui de l’aile haute en bleu.

La Fig. 2.2permet de mieux comprendre cette importante innovation brevetée [10], rendue possible par la configura-tion spécifique de la turbine (deux ailes parallèles déphasées de ψ1−2= 90˚). Ce schéma simplifié met l’accent sur le

cou-plage pilonnement-tangage de chaque aile représentée dans leur position initiale dans le cycle.

Selon la Fig. 2.5, le vérin de pilonnement (10) est consti-tué d’un cylindre (13) fixé sur la structure de la turbine par une liaison à rotule (11). Ce type de liaison, libérant les degrés de liberté en rotation, facilite l’installation sans nécessiter un alignement précis sur la structure. Il élimine le coincement possible de la tige du piston (12) dans le cy-lindre (13) et garantit ainsi une force uniquement axiale au vérin. La Fig.2.3présente une modélisation symbolique 3D de la zone entourant l’extrémité de l’aile. Il ne s’agit pas d’une modélisation mécanique fonctionnelle, mais plu-tôt d’une vision conceptuelle de la zone. Cette représenta-tion permet de constater que le piston (12) est fixé sur le chariot (27) supportant le pivot de l’aile (22) en utilisant aussi une liaison à rotule (11).

Dans la configuration illustrée (voir la Fig. 2.3 et la Fig.2.5), l’actionneur de tangage (20) proposé par l’auteur est une combinaison hydraulique et mécanique. Il est com-posé d’un vérin à double tige (21) qui actionne un système de câbles (24) et de tambours (25). Ce mécanisme à câbles sert à transférer une oscillation linéaire en une oscillation rotative. Il s’avère un choix très intéressant sur le plan de sa durée de vie et de son rendement. En effet, l’usure et les pertes y sont minimales, aucune pièce ne frotte sur une autre comme un pignon-crémaillère. De plus, il ne requière pas de lubrification entre le câble et le tambour et, par sa conception, il est peu sensible aux débris du milieu ambiant qui pourraient se loger dans le mécanisme.

D’autres actionneurs complètement hydrauliques peuvent aussi être envisagés, comme un ac-tionneur à vanne ou à engrenages. Dans les 2 cas, l’étanchéité de la zone pressurisée est difficile à obtenir en limitant le frottement. Le premier type comporte une forme complexe qui néces-site une compression importante du joint de la vanne pour garantir l’étanchéité ce qui entraîne un couple de friction important. Ce type d’actionneur a d’ailleurs été testé et se constat fut observé en laboratoire (détails section 3.4). L’étanchéité du second type est réalisée par un faible jeu entre les engrenages et le bâti du moteur. Pour conserver le même niveau d’étan-chéité, l’utilisation de l’eau requiert un jeu beaucoup plus petit que si le même actionneur était utilisé avec de l’huile. Le faible jeu, causé par la différence de viscosité des deux fluides, implique des tolérances de fabrication très petites qui seront difficiles et coûteuses à maintenir pour une hydrolienne de grande puissance. Toute autre combinaison hydraulique et mécanique peut être possible. Mentionnons simplement l’actionneur à pignon-crémaillère qui fonctionne essentiellement comme celui à câble et tambour. C’est uniquement la partie mécanique qui est différente. Par contre, le milieu abrasif et le manque de lubrification du pignon-crémaillère pourraient entraîner une usure plus rapide que le système de câbles et de tambours.

Le moment de tangage produit par l’actionneur (20) est transmis directement au pivot de l’aile (22) par un des tambours (25). La base (23), supportant toutes les composantes de l’actionneur, est fixée sur le chariot de l’aile (27) qui est guidé en translation par les systèmes de guidage linéaire (28). Dans cette vision, le guidage est réalisé par des paliers lisses coulissant sur deux tubes. Les valves de décharge (26) servent à synchroniser les mouvements, c’est-à-dire que si l’aile termine sa rotation avant le pilonnement, la valve s’ouvre et la synchronisation est rétablie. D’autres types de contrôle actif ou passif peuvent être envisagés pour cette tâche. Le convertisseur hydraulique-électrique (30) peut prendre plusieurs formes. Celle envisagée pour la HAO-2 correspond à des vérins à double tige (33) qui actionnent un système bielle-manivelle (32-31) qui entraîne à son tour le générateur électrique (36) à vitesse constante. La Fig.2.4 illustre une vision 3D d’un convertisseur pour faciliter la compréhension. Notons que pour chaque aile supportée aux deux extrémités, deux vérins à double tige (33) sont nécessaires. Par conséquent, la Fig. 2.4 représente un convertisseur pour une unité de base, soit 2 ailes en parallèle. Pour ajouter d’autres unités de base à l’hydrolienne comme à la Fig.2.1, il suffit d’annexer une série de vérins et de systèmes bielle-manivelle sur la gauche du convertisseur. Compte tenu des faibles fréquences d’oscillation des HAO, O(1hz), une boîte d’engrenage (34) est nécessaire pour obtenir une vitesse de rotation standard au générateur. Une roue d’inertie (35) est également utilisée afin d’amortir les fluctuations de vitesse causées par les forces hydrodynamiques instationnaires.

Figure 2.3: Modélisation symbolique et conceptuelle de la zone entourant l’extrémité de l’aile.

Figure 2.4: Modélisation symbolique et conceptuelle d’un convertisseur hydraulique-électrique d’une unité de base de la HAO-2 en développement à l’Université Laval.

...

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Figure 2.5: Schéma hydraulique complet intégrant les deux circuits, le couplage pilonnement-tangage (canalisations bleues) et l’extraction d’énergie pilonnement-convertisseur (canalisa-tions rouges) pour deux ailes parallèles déphasées de ψ1−2= 90˚. Figure adaptée selon [10].

2.3

Mouvement et équations de l’aile oscillante

L’oscillation de l’aile est définie par un mouvement cyclique vertical, le pilonnement y(t), combiné au tangage θ(t), un mouvement de rotation alterné autour du pivot de l’aile (voir Fig. 2.6). Le pivot est situé sur la ligne de corde à une distance xp du bord d’attaque. La

longueur de la corde est notée « c » et U∞est la vitesse de l’écoulement amont. La phase entre

le pilonnement et le tangage sera de φ = 90˚, suivant les résultats de McKinney et DeLaurier [28]. La zone d’extraction d’énergie servant au calcul de l’efficacité hydrodynamique de l’aile est définie par le paramètre « d » qui correspond à la hauteur totale balayée par l’aile. Dans ce mémoire, des fonctions de mouvement harmoniques sont privilégiées, par contre, d’autres fonctions peuvent être employées. Pascal Bochud du LMFN [3] a comparé différentes familles de fonctions par simulations laminaires 2D utilisant une méthode lagrangienne par particules vortex. Il en conclut que des gains sur l’efficacité de l’aile peuvent être observés dans certains cas, mais au prix d’un mécanisme plus complexe pour contrôler le mouvement. Typi-quement, les fonctions harmoniques sont préférées pour leur simplicité à mettre en application et leurs bonnes performances sur une large plage d’opération.

La position et la vitesse verticale ( y, ˙y) et angulaire ( θ, ˙θ) sont exprimées par :

y(t) = H0 sin(γ t + φ + ψ1-2) → y(t) = H˙ 0γ cos(γ t + φ + ψ1-2) (2.1)

θ(t) = θ0 sin(γ t) → θ(t) = θ˙ 0γ cos(γ t) (2.2)

Figure 2.6: Pilonnement et tangage imposés pour un déphasage de φ = 90˚entre les deux mouvements.

où H0 et θ0 sont respectivement les amplitudes de pilonnement et de tangage, φ est le

dépha-sage entre les deux mouvements de base (ici fixé à 90˚), γ est la fréquence angulaire ( γ = 2πf), f est la fréquence et f∗ est la fréquence réduite ( f∗ = f c/U∞). Deux paramètres sont reliés

à la configuration en parallèle : ψ1−2 qui représente la phase entre les deux ailes et LY1-2 la

distance entre celles-ci (voir Fig. 2.7). Dans le cadre du projet HAO-2 les amplitudes de pi-lonnement et de tangage des deux ailes sont identiques et la solution hydraulique impose une phase ψ1−2= 90˚à l’aile basse. Au début du cycle, l’aile haute est à l’horizontale en haut de

course pendant que l’aile basse est en milieu de course à son amplitude de tangage maximale. Les positions initiales sont représentées par les ailes pleines sur la Fig.2.7.

Certains mécanismes simples ne produiront pas des fonctions sinusoïdales parfaites. C’est le cas du système bielle-manivelle, pour lequel une vitesse de rotation constante implique une oscillation du piston non sinusoïdale (voir Fig.2.8). La forme de l’oscillation dépend du rapport de longueur λ = Lb/R, où Lb est la longueur de la bielle et R le rayon de la manivelle.

Plus ce rapport est grand, plus le mouvement se rapproche d’une sinusoïde (λ = ∞). Étant donné la solution hydraulique proposée, le système bielle-manivelle du convertisseur provoque des différences sur le mouvement de pilonnement et de tangage. Des simulations numériques en régime turbulent avec des fonctions reliées à ce système ont été réalisées au LMFN. Les résultats démontrent une faible influence sur les performances pour un rapport de longueur λ supérieur à 4.

Figure 2.7: Deux ailes en configuration parallèle avec ψ1−2 = 90˚. Les positions initiales

Figure 2.8: Oscillation du piston sur un système bielle-manivelle en fonction de différents rapports de longueur λ = Lb/R.

La puissance instantanée extraite par l’aile correspond à la somme de la contribution du pilon-nement Py et du tangage Pθ. La contribution en pilonnement est majoritairement dominante

et définie comme :

Py(t) = Fy(t) ˙y(t) (2.3)

où Fy = Cy1₂ρ U∞2 c best la force instantanée de pilonnement sur une aile d’envergure finie b.

L’extraction d’énergie est possible lorsque Py est positif, soit lorsque la force de pilonnement

est dans la même direction que la vitesse verticale de l’aile. La contribution en tangage est définie comme :

Pθ(t) = M (t) ˙θ(t) (2.4)

où M = CM 1₂ ρ U∞2 c2b est le moment qui agit au pivot xp (voir Fig. 2.6). Cette seconde

contribution en puissance est en partie négative. Par moment dans le cycle, un apport énergé-tique est nécessaire pour le tangage de l’aile, typiquement, en fin de course lorsque la vitesse de rotation est grande. La force Fx= Cx1₂ρ U∞2 c b ne produit aucune puissance, car l’aile ne

se déplace pas dans la direction axiale à l’écoulement.

Les coefficients de force et de moment sur l’aile sont obtenus, au LMFN, par simulations numériques 2D en régime turbulent à l’aide du logiciel CFD FLUENT. La Fig.2.9présente les courbes des coefficients instantanés, Cx et Cy ainsi que les coefficients de puissance CP y et CP θ

pour un cas typique d’aile oscillante. Ces résultats sont tirés de la base de données de Thomas Kinsey [19]. Les coefficients de force atteignent des valeurs relativement plus élevées que celles obtenues pour un corps portant fixe. Ces forces instationnaires seront donc éprouvantes pour la structure de l’hydrolienne.

Figure 2.9: Exemple de courbes typiques pour une aile oscillante [19]. En a) les coefficients de force instantanée sont présentés et en b) ce sont les coefficients de puissance. Pour le cas : profil NACA 0015 2D, Re = 5E5, f∗ _{= 0.16, θ}

0= 80˚, H0/c = 1.

Globalement, en mode d’extraction d’énergie, la contribution en tangage est négative et plus faible que la contribution positive du pilonnement. Bref, la puissance moyenne extraite P sera positive sur un cycle et peut être exprimée sous forme adimensionnelle :

CP ≡ P 1 2ρ U∞3 b c (2.5) CP = CP y+ CP θ = Z 1 0 ( Cy(t) ˙ y(t) U∞ + CM(t) ˙ θ(t) c U∞ ) d(t/T ) (2.6)

Ensuite, l’efficacité hydrodynamique de l’aile oscillante en tant que turbine est définie : ηhyd ≡ P Pa = ₁Py+ Pθ 2ρ U∞3b d (2.7) où P est la puissance moyenne extraite et Pala puissance disponible dans le plan

d’harnache-ment délimité par l’envergure de l’aile b et la hauteur totale balayée d (voir Fig. 2.6). Pour une hydrolienne complète, on parlera d’efficacité globale ηw2wqui inclut les pertes mécaniques

et électriques du système. En anglais, le terme « water to wire efficiency » est utilisé.

Il est également intéressant de définir l’efficacité en remplaçant la longueur de référence d par 2H0 qui ne varie pas selon l’amplitude de tangage. Ce second critère correspond à la puissance

produite pour une taille de machine donnée et il est défini comme : C_P∗ ≡ P

ρ U3

Chapitre 3

Banc d’essai expérimental

Dans le but de valider le système hydraulique breveté, tant sur le plan fonctionnel que sur le plan énergétique, un banc d’essai expérimental a été réalisé. Ce montage simplifié permet de se familiariser avec l’aspect hydraulique et de simuler le circuit de couplage pilonnement-tangage. En d’autres mots, il permet de reproduire le circuit en rouge ou en bleu de la Fig.2.2. Le circuit d’extraction d’énergie (pilonnement-convertisseur) étant un dérivé du précédent, il n’est pas nécessaire de le tester. Les conclusions et recommandations extraitent du montage pourront être appliquées au second circuit. De plus, l’actionneur de tangage constituait initialement un défi d’ingénierie, d’où l’intérêt de le tester et d’itérer sur différentes solutions envisageables. La conception et la fabrication furent réalisées à l’Université Laval dans le cadre de ce projet de recherche. Le système à l’essai est en circuit fermé et le fluide hydraulique utilisé est l’eau, tel qu’il est pressenti pour la seconde génération d’HAO. L’idée est de varier le chargement sur l’actionneur de tangage et de vérifier le rendement global du circuit de couplage.

3.1

Aspects affectant le rendement

Pour obtenir un rendement adéquat, certains aspects doivent être pris en considération pour limiter les pertes fluides et mécaniques dans un système hydraulique. D’abord, les canalisations reliant les différentes composantes doivent être de grand diamètre afin de limiter la vitesse du fluide et donc le frottement pariétal. Toutefois, l’espace disponible dans la structure de la turbine limitera la taille des conduites. En général, un diamètre du même ordre de grandeur que celui des vérins donne des résultats satisfaisants. Il faut également limiter le nombre de garnitures (coude, changement de section, capteur, etc.). Pour limiter les pertes de charge dans les composantes hydrauliques, des ports d’entrée de grande dimension et sans arête vive sont à prévoir. Typiquement, les vérins commerciaux fonctionnant à l’huile ont des petits ports d’entrée. La perte de pression ainsi encourue est élevée en absolu, mais demeure faible comparativement à la haute pression de travail observée dans les applications standards. Par