Étude expérimentale de l'hydrodynamique d'une aile oscillante

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JEROME DESCHAMP

Etude expérimentale de l'hydrodynamique d'une

aile oscillante

Mémoire présenté

à la Faculté des études supérieures de l'Université Laval dans le cadre du programme de maîtrise en mécanique pour l'obtention du grade de Maître es sciences (M.Sc.)

FACULTE DES SCIENCES ET DE GENIE UNIVERSITÉ LAVAL

QUÉBEC

2009

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Résumé

Cette maîtrise s'inscrit dans la continuité d'un projet multidisciplinaire de grande envergure se déroulant à l'Université LAVAL, qui a pour but d'analyser les différentes caractéristiques et d'étudier la faisabilité d'une nouvelle technologie de production d'énergie : l'hydrogénérateur à ailes oscillantes.

On s'intéresse ici à l'étude expérimentale des forces hydrodynamiques créées par un écoulement d'eau autour de ces ailes. M. Jean-Frederick Faure ayant déterminé dans un précédent mémoire les différentes technologies permettant la mesure de ces forces, ce mémoire présente essentiellement les travaux concernant l'amélioration du montage (installation et étalonnage des nouveaux instruments de mesure) et les résultats et analyses découlant des différents essais réalisés.

Des efficacités énergétiques supérieures à 30% ont pu être trouvées et comparées favorablement avec les valeurs de simulations numériques effectuées à l'Université Laval. Une campagne d'essai a en outre permis d'évaluer l'influence des différents paramètres du mouvement (fréquence de cycle, amplitudes de pilonnement et de tangage) sur cette efficacité.

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Abstract

This thesis is part of a major and multi-field project taking place at LAVAL Uni-versity, Québec, which aims at determining the different specifications and studiying the feasibility of a new energy production technology : the oscillating wings hydroge-nerator. First introduced by McKinney and DeLaurier in 1981, this concept enables to draw energy from a fluid by combining heaving and pitching motion of an oscillating wing.

We are more interested here in the experimental study of the hydrodynamic forces that the oscillating wing undergoes when confronted with a constant current of water passing into the hydraulic channel of the laboratory. As the different technologies had already been approved during the previous thesis of Jean-Frederik Faure, this thesis mainly presents the improvements of the apparatus, as well as the experimental results obtained thanks to those improvements.

Efficiencies as high as 30% have been found and compared favourably to values from LAVAL University's LMFN homemade 2-D numerical simulations. Further tests have also permitted to evaluate the influence of motion parameters (cycle frequency, heaving and pitching amplitudes) on this efficiency.

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Avant-propos

Je tiens tout d'abord à remercier les deux professeurs responsables de mon encadre-ment pour cette maîtrise, Messieurs Jean Lemay et Guy Dumas, dont les connaissances et l'envie d'apprendre m'ont été extrêmement bénéfiques durant toute la durée de ma maîtrise. Grâce à eux, j'ai pu comprendre les différents enjeux d'un projet multidiscipli-naire impliquant plusieurs laboratoires de l'Université ainsi que de nombreux étudiants, avec qui j'ai également pris grand plaisir à travailler durant ces deux années.

Je remercie également les autres professeurs et techniciens avec lesquels j'ai eu la chance de travailler durant cette maîtrise (Yves Jean, Jean Ruel, Yvan Maciel...), qui m'ont chacun apporté leur expérience et leurs conseils, afin que cette maîtrise se déroule dans les meilleures conditions d'apprentissage possibles. Des remerciements spéciaux vont en outre à l'égard de Claire Deschênes du laboratoire de machines hydrauliques (LAMH), qui a eu la gentillesse de nous prêter le canal hydraulique pour nos essais.

Je tiens enfin à remercier mes colocataires, amis et collègues de laboratoire, avec qui les discussions et débats n'ont fait que m'aider dans l'avancement de mon projet et m'ont permis d'oublier un tant soit peu la rudeur de l'hiver québécois.

(5)

A ma famille, mes amis, mes proches et toutes les personnes qui m'ont soutenu et qui ont su croire en moi...

(6)

Table des matières

Résumé ii Abstract iii Avant-Propos iv Table des matières viii

Liste des symboles xvi Liste des tableaux xviii Liste des figures xxv

1 Introduction 1 1.1 Concept d'hydrogénérateur à ailes oscillantes 1

1.2 Objectifs 2 1.3 Revue de littérature 3

1.3.1 Travaux en mode propulsion 4 1.3.2 Travaux en mode extraction d'énergie 5

1.3.3 Projets ayant abouti à un prototype produisant de l'énergie . . 7

1.3.4 Projet en cours à l'Université LAVAL 9

1.3.5 Théorie quasi-stationnaire 12 1.4 Présentation du mouvement et paramétrage de l'aile 14

2 Description du montage MAO 18 2.1 Présentation générale du montage 18

2.2 Canal hydraulique 19 2.3 Chaîne cinématique et structure mécanique 20

2.4 Système de commande 22 2.5 Capteurs de mouvement 23 2.6 Poutrelles instrumentées 24 2.7 Acquisition des données 24 2.8 Traitement des données 25

(7)

Vil

3 Améliorations apportées au montage M A O 27

3.1 Nouveau système de commande 27 3.2 Nouveaux capteurs de mouvement 29 3.3 Nouvelles poutrelles instrumentées 31

4 Etalonnage des instruments 35 4.1 Étalonnage des règles magnétiques 35

4.2 Etalonnage des anciennes poutrelles instrumentées 36 4.3 Étalonnage des nouvelles poutrelles instrumentées 40

4.3.1 Présentation de l'étalonnage des nouvelles poutrelles instrumentées 40 4.3.2 Mesures effectuées pour étalonner les nouvelles poutrelles

instru-mentées 43 4.3.3 Détermination des fonctions d'interpolation et calcul des

coeffi-cients d'étalonnage 47 4.3.4 Erreurs engendrées par les polynômes d'étalonnage et tests sur

les autres cadrans d'angle 51 4.3.5 Influence du moment de flexion sur les nouvelles poutrelles . . . 55

4.3.6 Étalonnage dans l'air statique 57 5 Acquisition et traitement des données 61

5.1 Acquisition de données 61 5.2 Traitement des données 63

5.2.1 Présentation générale 63 5.2.2 Traitement initial des données 63

5.2.3 Transformation des tensions en grandeurs physiques 69

6 Résultats 79 6.1 Présentation des différents essais réalisés 79

6.2 Essai dans l'air 80 6.3 Comparaison entre les mesures des deux poutrelles pour un essai dans

l'eau 81 6.4 Répétabilité des essais 84

6.5 Influence du confinement du canal hydraulique sur les mesures 84 6.6 Comparaison entre les mesures MAO et les simulations numériques 2-D

de Thomas Kinsey (LMFN) 88 6.6.1 Essais dans l'eau en mouvement combiné de pilonnement et de

tangage 88 6.6.2 Essais dans l'eau en mouvement de pilonnement seul 103

6.6.3 Essais dans l'eau en mouvement de tangage seul 113

6.7 Influence de la fréquence du cycle 118 6.8 Influence de l'amplitude de tangage 122

(8)

vin

6.8.1 Influence de l'amplitude de tangage dans un cas de mouvement

de tangage seul 122 6.8.2 Influence de l'amplitude de tangage dans un cas de mouvement

combiné de pilonnement et de tangage 126 6.8.3 Conclusion sur l'influence de l'amplitude de tangage 132

6.9 Influence de l'amplitude de pilonnement 134 6.10 Essais de polaires hydrodynamiques 144

7 Conclusion 148 Bibliographie 151 A Mesures d e vitesse d a n s le canal ■-, 154

B Pose des jauges de déformation 159

C P l a n s des pièces utilisées 161 D Exemple de t r a i t e m e n t de signal 167

(9)

Liste des symboles

Paramètres géométriques de l'aile :

Symbole Définition Unités

AR Allongement de l'aile S.U.

b Envergure de l'aile m

c Longueur de la corde de l'aile m

d Déplacement vertical maximal du bout de l'aile m rcB bras de levier de la force de flottaison par rapport au

pivot de l'aile

m

' a i l e Volume de l'ensemble aile + poutrelle + plaques de

bouts d'ailes

m3

Paramètres massiques de l'aile :

" a i l e Inertie de l'aile au niveau du pivot de celle-ci kg.m2

JcG Inertie de l'aile au niveau du centre de gravité de l'aile kg. m2

•~CG bras de levier par rapport au pivot de l'aile du poids m

•^aile Masse de l'aile et des plaques de bouts d'ailes kg

Grandeurs liées au canal hydraulique et à l'écoulement :

K Angle de chute de l'écoulement o

H Hauteur du canal hydraulique m

l Largeur du canal hydraulique m

L Longueur du canal hydraulique m

Re Nombre de Reynolds de l'écoulement S.U.

Uoo Vitesse moyenne de l'écoulement dans le canal m/s Paramètres liés au mouvement des ailes oscillantes :

/ Fréquence du cycle de mouvement Hz

r

Fréquence adimensionnelle du cycle de mouvement S.U.

(10)

Ho/c Amplitude de pilonnement non dimensionelle S.U.

hRP Position en pilonnement au cours du cycle mesurée

par la règle de pilonnement

m

Kt)

Position de pilonnement théorique au cours du cycle m

VyRP Vitesse de pilonnement au cours du cycle calculée à

partir de la mesure de position en pilonnement de la règle de pilonnement

m/s

Vy(t) Vitesse de pilonnement théorique au cours du cycle m/s

AyRP Accélération de pilonnement au cours du cycle

cal-culée à partir de la mesure de position en pilonnement de la règle de pilonnement

m/s2

Ay(t) Accélération de pilonnement théorique au cours du

cycle

rad/s2

do Amplitude de tangage o

6RT Position angulaire de tangage au cours du cycle

me-surée par la règle de tangage

0

9(t) Position angulaire de tangage théorique au cours du

cycle

o

9RT Vitesse angulaire de tangage au cours du cycle

cal-culée à partir de la mesure de position angulaire de la règle de tangage

rad/s

è(t)

Vitesse angulaire théorique de tangage au cours du cycle

rad/s

0RT Accélération angulaire de tangage au cours du cycle

calculée à partir de la mesure de position angulaire de la règle de tangage

rad/s2

9(t) Accélération angulaire théorique de tangage au cours du cycle

rad/s2

<t>

Déphasage entre le pilonnement et le tangage o

a(t) Angle d'attaque effectif de l'aile au cours du cycle o

Veff(t) Vitesse effective de l'aile au cours du cycle m/s

^ m a x Angle d'attaque effectif maximal de l'aile au cours du

cycle

o

v

' m a x

Vitesse effective maximale de l'aile au cours du cycle m/s

(11)

XI

Grandeurs liées à l'étalonnage des nouvelles poutrelles :

Fa Effort tranchant axial exercé par le fluide sur la

pou-trelle instrumentée

X Fn Effort tranchant normal exercé par le fluide sur la

poutrelle instrumentée

N Mt Moment de torsion exercé par le fluide sur la poutrelle

instrumentée

N.m Ea Tension mesurée par le pont de jauge relié à l'effort

tranchant axial

mV En Tension mesurée par le pont de jauge relié à l'effort

tranchant normal

mV Et Tension mesurée par le pont de jauge relié au moment

de torsion

mV Fac(i) Fonction permettant d'approximer l'effort tranchant

axial de la _e combinaison de la table d'étalonnage

N Fnc(i) Fonction permettant d'approximer l'effort tranchant

normal de la .e combinaison de la table d'étalonnage

N Mtc(i) Fonction permettant d'approximer le moment de

tor-sion de la ie combinaison de la table d'étalonnage

N.m Fae(i) Valeur réelle de l'effort tranchant axial de la ie

com-binaison de la table d'étalonnage

N Fne(i) Valeur réelle de l'effort tranchant normal de la ie

N

Mte(i) Valeur réelle du moment de torsion de la ie

combinai-son de la table d'étalonnage

N.m Ea(i) Tension reliée à l'effort tranchant axial de la ie

mV En(i) Tension reliée à l'effort tranchant normal de la ie

mV Et(i) Tension reliée au moment de torsion de la ie

combi-naison de la table d'étalonnage

mV Sa Fonction d'erreur reliée à l'effort tranchant axial dans

la méthode de minimisation des moindres carrés

N2

Sn Fonction d'erreur reliée à l'effort tranchant normal dans la méthode de minimisation des moindres carrés

N2

St Fonction d'erreur reliée au moment de torsion dans la méthode de minimisation des moindres carrés

(12)

Xll

Oo Coefficient d'étalonnage constant relié à l'effort

tran-chant axial Fa

N

ai Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Ea relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV a2 Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Ea relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV2

a3 Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

En relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV a*. Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

En 2 relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV2

a* Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Et relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV a6 Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Et 2 relié à l'effort tranchant axial Fa

N/mV2

bo Coefficient d'étalonnage constant relié à l'effort tran-chant normal Fn

N

bi Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Ea relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV

h

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Ea 2 relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV2

h

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en En relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV

h

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en En 2 relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV2

h

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Et relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV be Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Et 2 relié à l'effort tranchant normal Fn

N/mV2

Co Coefficient d'étalonnage constant relié au moment de

torsion M.

N.m

Cl Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Ea relié au moment de torsion Mt

N.m/mV c2 Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

Ea 2 relié au moment de torsion M.

N.m/mV2 C3 Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en

En relié à au moment de torsion M.

(13)

X l l l

c. c5 ce c7 c8 Cg / i me m. F

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en En 2 relié au moment de torsion M.

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Et relié au moment de torsion M.

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en E2 relié au moment de torsion M.

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Ea En relié au moment de torsion M.

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en Ea Et relié au moment de torsion M.

Coefficient d'étalonnage mulitplicateur du terme en En Et relié au moment de torsion M.

Bras de levier utilisé pour créer le moment de torsion lors de l'étalonnage

Masse accrochée à la bague lors de l'étalonnage Masse accrochée à la tige mince lors de l'étalonnage Force totale lors de l'étalonnage

N.m/mV2 N.m/mV N.m/mV2 N.m/mV2 N.m/mV2 N.m/mV2 m kg kg N

Grandeurs liées à l'étalonnage dans l'air statique :

•^a (airstatique) \ " ) ^ n (airstatique) (P) Ef (airstatique) \ " ) do di d2 d3

Tension reliée à l'effort tranchant axial correspondant à la contribution de l'ensemble aile + poutrelle dans l'air à l'angle 9

Tension reliée à l'effort tranchant normal correspon-dant à la contribution de l'ensemble aile + poutrelle dans l'air à l'angle 9

Tension reliée au moment de torsion correspondant à la contribution de l'ensemble aile + poutrelle dans l'air à l'angle 9

Coefficient constant dans le polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension Ea

Coefficient multiplicateur du terme en 9 dans le po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion Ea

Coefficient multiplicateur du terme en 92 dans le

po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion Ea

Coefficient multiplicateur du terme en 93 dans le

po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion Ea mV mV mV mV

mV/O

mV/n

2

mV/n

3

(14)

XIV

d\ Coefficient multiplicateur du terme en 94 dans le

po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion Ea

mV/(t

e0 Coefficient constant dans le polynôme d'étalonnage

dans l'air statique relié à la tension En

mV

e_ Coefficient multiplicateur du terme en 9 dans le po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion En

mV/C)

e2 Coefficient multiplicateur du terme en 92 dans le

po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion En

mV/H

2

e3 Coefficient multiplicateur du terme en (9) dans le

polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension En

mV/(°)3

e4 Coefficient multiplicateur du terme en (9) dans le

polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension En

mV/C)

4

/o Coefficient constant dans le polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension Et

mV

/ . Coefficient multiplicateur du terme en 9 dans le

po-lynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la ten-sion Et

mV/O

h

Coefficient multiplicateur du terme en (0) dans le

polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension Et

mV/O

2

h

Coefficient multiplicateur du terme en (0) dans le polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension Et

mV/(0)3

h

Coefficient multiplicateur du terme en (9) dans le polynôme d'étalonnage dans l'air statique relié à la tension Et

mV/(T

Grandeurs phys iiques liées aux ailes oscillantes :

f x (mesuré) Force horizontale mesurée par les jauges N

"y (mesuré) Force verticale mesurée par les jauges N

M t (mesuré) Moment de torsion mesuré par les jauges N.m

•* x hydro Traînée de l'aile mesurée par les jauges N

" y hydro Portance de l'aile mesurée par les jauges N

(15)

X V

Py Puissance hydrodynamique de pilonnement mesurée par les jauges

W Pe Puissance hydrodynamique de tangage mesurée par

les jauges

W

Ptotale Puissance hydrodynamique totale mesurée par les

jauges

W

P d ' Puissance maximale que l'on peut extraire du fluide

w

Cx Coefficient de traînée de l'aile mesuré par les jauges S.U.

Cy Coefficient de portance de l'aile mesuré par les jauges S.U. Cm Coefficient de moment de tangage de l'aile mesuré par

les jauges

S.U. Cpy Coefficient de puissance hydrodynamique de

pilonne-ment mesuré par les jauges

S.U. Cpe Coefficient de puissance hydrodynamique de tangage

mesuré par les jauges

S.U.

Cptotal Coefficient de puissance hydrodynamique totale me- S.U.

suré par les jauges

Cpd Coefficient de puissance maximale que l'on peut tirer

du fluide

S.U. ri Coefficient d'extraction d'énergie des ailes oscillantes %

Grandeurs liées aux essais de polaires hydrodynamiques :

OtOy Angle d'attaque à portance nulle en stationnaire o

O-max Angle de décrochage de l'aile en stationnaire o

^ y m a x Coefficient de portance à as S.U.

Cyta Coefficient de la droite de portance

(T

₁

Autres grandeu rs utilisées :

dP/dr

Opérateur dérivée partielle de la variable P par rap-port à la variable r

S.U. g Accélération gravitationnelle (= 9.81 m/s2) m/s2

P Masse volumique du fluide (eau : 998) kg/m3

P Viscosité dynamique du fluide kg/(m.s)

Fb Force de flottaison de l'aile N

W Poids de l'ensemble aile et plaques de bouts d'ailes N M. Moment créé par la force de flottaison de l'aile autour

de l'axe z

N Mw Moment créé par le poids de l'ensemble aile et plaques

de bouts d'ailes autour de l'axe z

(16)

XVI

t Temps de l'essai s

T Période de l'essai s

t / T Temps normalisé de l'essai S.U.

frééch Ratio de rééchantillonnage S.U.

(17)

Liste des tableaux

4.1 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage des règles magnétiques

de tangage et de pilonnement 35 4.2 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage des anciennes

pou-trelles (poutrelle 1) 38 4.3 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage des anciennes

pou-trelles (poutrelle 2) 38 4.4 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage des nouvelles

pou-trelles (poutrelle 1), dans lequel on a mis en évidence les coefficients

des termes linéaires prépondérants 49 4.5 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage des nouvelles

pou-trelles (poutrelle 2), dans lequel on a mis en évidence les coefficients

des termes linéaires prépondérants 50 4.6 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage dans l'air statique,

pour les cas sans plaques de bouts d'ailes, avec plaques de 1 pouce (0.26c)

et avec plaques de 3 pouces (0.77c) (poutrelle 1) 59 4.7 Tableau récapitulatif des coefficients d'étalonnage dans l'air statique,

pour les cas sans plaques de bouts d'ailes, avec plaques de 1 pouce (0.26c)

et avec plaques de 3 pouces (0.77c) (poutrelle 2) 60 5.1 Tableau récapitulatif des différentes grandeurs utilisées dans le calcul,

pour les ensembles aile-plaques de bouts d'ailes 1 et 2 (SBA = sans plaques de bouts d'ailes, PBA = avec plaques de bouts d'ailes d'1 pouce

(0.26c), GBA = avec plaques de bouts d'ailes de 3 pouces(0.77c)). . . 75 6.1 Tableau récapitulatif des coefficients de puissances et de traînée moyennes

sur le cycle pour les mesures MAO et pour les simulations numériques du LMFN correspondant à la combinaison paramétrique H0/c = 1,

/* = 0.140, 0O = 75° (essai 1) 93

6.2 Tableau récapitulatif des coefficients de puissances et de traînée moyens pour les mesures MAO et pour les simulations numériques du LMFN correspondant à la combinaison paramétrique H0/c — 2.25, /* = 0.159,

(18)

XVlll

6.3 Tableau récapitulatif des coefficients de puissances et de traînée moyens pour les mesures MAO et pour les simulations numériques du LMFN correspondant à la combinaison paramétrique H0/c = 1, /* = 0.129,

0O = 0° (essai 3) 105

0O = 0° (essai 4) 110

0O = 30° (essai 5) 114

6.6 Comparaison entre les résultats de polaire hydrodynamique pour l'essai MAO, les deux simulations numériques ("3-D" Full et "3-D" Unbounded)

(19)

Liste des Figures

1.1 Montage expérimental utilisé par Anderson et al. [11] (schéma adapté). 4 1.2 Prototype de turbine "Wingmill" utilisée par McKinney et DeLaurier [1]. 5

1.3 Schéma du montage utilisé par Jones et al. [10] 6 1.4 Schéma du prototype Stingray de la compagnie Engineering Business [13]. 8

1.5 Visualisation du système Pulse Tidal de la compagnie Pulse Generation

[14] 8 1.6 Isocontours d'efficacité dans l'espace paramétrique de fréquence réduite

/* et d'amplitude de tangage 0O pour un profil NACA 0015 avec un pivot

situé au tiers de corde (pour un écoulement laminaire h Re = 1 100 et

H0/c = 1 d'après les travaux de Kinsey et Dumas [4] 9

1.7 Courbes de coefficients de portance et de traînée calculés par les simu-lations numériques pour un cas d'aile oscillante montée en configuration

d'extraction d'énergie, d'après les travaux de Kinsey et Dumas [4]. . . . 10 1.8 Simulations 3-D stationnaires effectuées au LMFN (tiré de la Thèse de

Doctorat de Kinsey T. (2010), à paraître[3] ) 11 1.9 Vue artistique du ponton utilisé pour déplacer les ailes oscillantes du

système HAO de l'Université LAVAL 12 1.10 Paramétrage de l'aile oscillante tiré de Kinsey et Dumas [4] 15

1.11 Position de l'aile durant un cycle de mouvement combiné de tangage et

pilonnement (écoulement de la gauche vers la droite) 17

2.1 Vue globale du montage MAO 18 2.2 Photos du canal hydraulique 20 2.3 Photos du bras vertical avec et sans carénage 21

2.4 Boîte de puissance 22 2.5 Amplificateurs de jauges 25 3.1 Comparaison sur un cycle entre les signaux d'accélération de l'ancienne

carte de commande, de la carte de commande munie d'un DSP et du signal de consigne d'accélération, pour la combinaison paramétrique

sui-vante : 0O = 80°, H0 = 225 mm et / = 0.8533 Hz 28

3.2 Photos des règles magnétiques installées sur le montage 29

(20)

XX

3.4 Photos des nouvelles poutrelles instrumentées 32 3.5 Différentes étapes de pose et de protection des jauges de déformations. 33

3.6 Comparaison entre les systèmes filaire des anciennes et des nouvelles

poutrelles 34 4.1 Photo du montage utilisé pour l'étalonnage des efforts tranchants sur les

anciennes poutrelles instrumentées 36 4.2 Photo du nouveau système d'accroché des poids pour l'étalonnage des

nouvelles poutrelles instrumentées (photo non prise pendant l'étalonnage). 41 4.3 Schéma des repères d'effort et du paramétrage utilisés dans le canal. . . 43 4.4 Schéma d'équivalence entre les efforts tranchants dans le canal et sur le

montage d'étalonnage 46 4.5 Erreurs en % entre les efforts calculés par les polynômes d'interpolation

et les efforts réels de la table d'étalonnage (poutrelle 1) 51 4.6 Erreurs en % entre les efforts calculés par les polynômes d'interpolation

et les efforts réels de la table d'étalonnage (poutrelle 2) 52 4.7 Erreurs en % entre les efforts calculés par les polynômes d'interpolation

et les efforts réels pour des combinaisons testées en dehors de la table

d'étalonnage (poutrelle 1) 53 4.8 Erreurs en % entre les efforts calculés par les polynômes d'interpolation

et les efforts réels pour des combinaisons testées en dehors de la table

d'étalonnage (poutrelle 2) 54 4.9 Erreurs en % de la valeur maximale (80 N) sur les forces totales, dues

aux moment de flexion sur la poutre cylindrique, pour les poutrelles 1 et 2. 56 4.10 Erreurs en % de la valeur maximale (0.8 N.m) sur les moments de torsion,

dues aux moment de flexion sur la poutre cylindrique, pour les poutrelles

1 et 2 57 5.1 Schéma des différentes étapes permettant d'effectuer le traitement initial

des données brutes 64 5.2 Exemple des graphiques de gain en dB et de phase en degrés

correspon-dant à un filtre de Butterworth passe-bas d'ordre 1 et de fréquence de

coupure 1 rad/s 66 5.3 Influence de la fréquence de coupure du filtre de Butterworth

passe-bas d'ordre 2 sur les signaux de tensions des ponts de jauges reliés à la poutrelle 1, pour un essai dans l'eau avec la combinaison paramétrique

H0/c = 1, f* = 0.140, 0O = 75° 68

5.4 Schéma des différentes étapes permettant de transformer les tensions en grandeurs physiques utilisables pour analyser l'efficacité énergétique de

(21)

XXI

5.5 Schéma des différents repères utilisés, des efforts qui s'appliquent sur

l'ensemble aile-poutrelle dans ces repères et système inertiel équivalent. 71 5.6 Schéma utile pour le calcul de la valeur de la hauteur de déplacement

vertical maximale du bord de fuite de l'aile : d 77 6.1 Efforts enregistrés par les 2 poutrelles instrumentées lors d'un essai dans

l'air avec des plaques de bouts d'ailes d'1 pouce (0.26 c) et HQ/C = 1,

f* = 0.140, 0O = 75° 82

6.2 Comparaison entre les mesures de la poutrelle 1 et de la poutrelle 2 pour un essai dans l'eau, avec des plaques de bouts d'ailes d'1 pouce (0.26 c)

et pour la combinaison paramétrique H0/ c = 2.25, / * = 0.160, 0o = 80°. 83 6.3 Répétabilité : comparatif entre les courbes de coefficients d'efforts de

deux essais différents (10 et 11 novembre 2008) avec la combinaison pa-ramétrique HQ/C = 1, / * = 0.140, 0o = 75°, et des plaques de bouts

d'ailes de 3 pouces (0.77 c) 86 6.4 Influence de la position de référence en pilonnement sur les coefficients

d'efforts issus des mesures MAO pour un essai avec des plaques de bouts d'ailes d'1 pouce (0.26 c) et une combinaison paramétrique de HQ/C = 1,

/ * = 0.140, 0O = 75° 87

6.5 Comparaison entre les courbes de mouvement théoriques et celles issues des mesures MAO GBA pour la combinaison paramétrique HQ/C = 1,

/ * = 0.140, 0O = 75° (essai 1) 89

6.6 Écarts en % de la valeur maximale entre les courbes de mouvement théoriques et celles issues des mesures MAO (GBA, PBA et SBA) pour

la combinaison paramétrique HQ/C = 1, /* = 0.140, 0O = 75° (essai 1). 90 6.7 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts pour la combinaison

paramétrique HQ/C = 1, / * = 0.140, 0o = 75°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

d'ailes (essai 1) 95 6.8 Comparaison des courbes de coefficients de puissances pour la

combinai-son paramétrique HQ/C = 1, / * = 0.140, 0O = 75°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

d'ailes (essai 1) 96 6.9 Écarts en % de la valeur maximale entre les courbes de mouvement

théoriques et celles issues des mesures MAO (GBA, PBA et SBA) pour la combinaison paramétrique HQ/C = 2.25, / * = 0.159, 0o = 80° (essai

2) 97 6.10 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts pour la combinaison

paramétrique HQ/C = 2.25, / * = 0.159, 0o = 80°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

(22)

XXII

6.11 Comparaison des courbes de coefficients de puissances pour la combi-naison paramétrique HQ/C = 2.25, / * = 0.159, 0o = 80°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations

de bouts d'ailes (essai 2) 102 6.12 Écarts en % de la valeur maximale entre les courbes de mouvement

théoriques et celles issues des mesures MAO (GBA, PBA et SBA) pour

la combinaison paramétrique HQ/C = 1, / * = 0.129, 0o = 0° (essai 3). 103 6.13 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts pour la combinaison

paramétrique HQ/C = 1, / * = 0.129, 0o = 0°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

la combinaison paramétrique HQ/C = 2, / * = 0.129, 0O = 0° (essai 4). 108 6.16 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts pour la combinaison

paramétrique HQ/C = 2, / * = 0.129, 0O = 0°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

la combinaison paramétrique HQ/C = 0, /* = 0.129, 0o = 30° (essai 5). 113 6.19 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts pour la combinaison

paramétrique HQ/C = 0, /* = 0.129, 0O = 30°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

combinai-son paramétrique HQ/C = 0 , / * = 0.129, 0O = 30°, entre les simulations numériques 2-D et les essais MAO avec les 3 configurations de bouts

d'ailes (essai 5) 117 6.21 Évolution du coefficient d'extraction d'énergie n en fonction de la fréquence

réduite du cycle / * pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes

(23)

XX111

6.22 Essais MAO visant à déterminer l'influence de la fréquence réduite / * du cycle sur les coefficients d'efforts pour une configuration sans plaques de

bouts d'ailes et pour HQ/C = 1 et 0O = 75° 120 6.23 Essais MAO visant à déterminer l'influence de la fréquence réduite / *

du cycle sur les coefficients de puissances pour une configuration sans

plaques de bouts d'ailes et pour HQ/C = 1 et 0O = 75° 121 6.24 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire (sauf

pour Cx) visant à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0O sur les coefficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts

d'ailes, pour / * = 0.129 et H0/ c = 0 124 6.25 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire visant

à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0o sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes, pour

/ * = 0.129 et HQ/C = 0 125

6.26 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire (sauf pour Cx et pour les amplitudes de tangage supérieures ou égales à 0o = 45°) visant à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0O sur les coefficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes,

pour / * = 0.129 et HQ/C = 1 128 6.27 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire (sauf

pour Cx et pour les amplitudes de tangage supérieures ou égales à 0o = 45°) visant à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0o sur les coefficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes,

pour / * = 0.129 et HQ/C = 2 129 6.28 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire (sauf

pour les amplitudes de tangage supérieures à 0o = 45°) visant à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0o sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes, pour / * = 0.129

et H Q / C = 1 130

6.29 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire (sauf pour les amplitudes de tangage supérieures à 0o = 45°) visant à déterminer l'influence de l'amplitude de tangage 0o sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes, pour / * = 0.129

et H Q / C = 2 131

6.30 Évolution du coefficient d'extraction d'énergie n en fonction de l'ampli-tude de tangage 0O pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes, une fréquence réduite de / * = 0.129 et pour les 3 amplitudes de

(24)

XXIV

6.31 Évolution du coefficient d'extraction d'énergie g en fonction de l'ampli-tude de pilonnement HQ/C pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes, une fréquence réduite de / * = 0.129 et pour les 3 amplitudes de

tangages suivantes : 0o = 15°, 0O = 45° et 0o = 75° 136 6.32 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire visant

à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les co-efficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes,

pour / * = 0.129 et 0O = 15° 138

6.33 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire visant à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les co-efficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes,

pour / * = 0.129 et 0O = 45° 139

6.34 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire visant à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les co-efficients d'efforts pour une configuration sans plaques de bouts d'ailes,

pour f* = 0.129 et 0O = 75° 140

6.35 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire vi-sant à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts

d'ailes, pour / * = 0.129 et 0O = 15° 141 6.36 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire

vi-sant à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts

d'ailes, pour / * = 0.129 et 0O = 45° 142 6.37 Comparaison entre les essais MAO et la théorie quasi-stationnaire

vi-sant à déterminer l'influence de l'amplitude de pilonnement HQ/C sur les coefficients de puissances pour une configuration sans plaques de bouts

d'ailes, pour / * = 0.129 et 0O = 75° 143 6.38 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts obtenues pour 3 essais

MAO en stationnaire avec les 3 configurations de plaques de bouts d'ailes

et un temps de moyennage de 30 secondes 146 6.39 Comparaison des courbes de coefficients d'efforts entre un essai MAO

en stationnaire avec des plaques de bouts d'ailes d'1 pouce et un temps de moyennage d'1 minute, une simulation numérique 3-D modélisant l'aile et les plaques de bouts d'ailes, et une simulation numérique 3-D modélisant l'aile, les plaques de bouts d'ailes, la poutrelle instrumentée

et le carénage 147 A.l Zone de mesure de vitesse utilisée pour le système LDV et le tube de

(25)

XXV

A.2 Mesures de profils de vitesse effectuées dans le canal à l'aide du système LDV et d'un tube de pitot (tiré des travaux de mémoire de M. Faure [2]). 155 A.3 Mapping 2-D des vitesses longitudinales rencontrées dans le canal sur

une section d'essai (mesures au LDV avec moyennage) (tiré des travaux

de mémoire de M. Faure [2]) 156 A.4 Ecarts-types rencontrés lors des mesures de mappings LDV (à gauche)

et ensemencement mesuré (en nombre de particules) pour ces mêmes

mappings (tiré des travaux de mémoire de M. Faure [2]) 157 B.l Disposition des jauges de déformation sur les poutrelles instrumentées

(tiré des travaux de mémoire de M. Faure [2]) 159 B.2 Pont de Wheatstone utilisé pour chacun des 3 ponts de jauges collés sur

les poutrelles instrumentées (tiré des travaux de mémoire de M. Faure [2]). 160

C l Nouvelle poutre cylindrique utilisée pour le nouvel étalonnage 162

C.2 Plan des bagues utilisées pour l'étalonnage 163 C.3 Plan des nouvelles poutrelles instrumentées (plans du bureau de design

de l'Université LAVAL) 164 C.4 Plan des plaques de bouts d'ailes (plans du bureau de design de

l'Uni-versité LAVAL) 165 C.5 Plan des ailes (plans du bureau de design de l'Université LAVAL). . . . 166

D.l Différentes étapes du traitement de données effectué sur le signal issu de la mesure du pont de jauge relié à l'effort tranchant normal à la poutrelle 1, pour un essai dans l'eau avec la combinaison paramétrique HQ/C = 1,

(26)

Chapitre 1

Introduction

1.1 Concept d'hydrogénérateur à ailes oscillantes

Le concept d'hydrogénérateur à ailes oscillantes, introduit en 1981 par McKinney et DeLaurier [1], n'a eu de cesse d'être amélioré au fil de ces dernières décennies par le biais de nombreuses études expérimentales et simulations numériques (voir références [5], [6], [7], [8], [9]). Les résultats de ces dernières ont permis de déterminer eri grande partie les mécanismes de génération de forces gouvernés par le comportement instationnaire du fluide autour d'une aile oscillante, comportement par ailleurs responsable du potentiel énergétique de cette solution pour faire face aux problèmes environnementaux.

Le fonctionnement de cette technologie, somme toute nouvelle dans le champ des technologies vertes (comparativement à l'éolienne classique dont les premières traces re-montent à l'Antiquité), repose sur le mouvement combiné de pilonnement et de tangage d'une aile classique, pour extraire de l'énergie au fluide (en mode extraction d'énergie ou hydrogénérateur : voir références [1], [10]) ou pour propulser l'aile (en mode pro-pulsion : voir références [11], [12]). Aujourd'hui, après trois décennies d'existence, ce concept est toujours en train d'être investigué et certaines études tendent à lui ouvrir les portes du prototypage et de l'industrialisation. Dans le cadre du mode d'extraction d'énergie, sur lequel beaucoup moins de travaux ont été publiés, un projet multidisci-plinaire existe depuis maintenant près de cinq ans à l'Université LAVAL. Les prémisses de ce projet consistaient à évaluer et à vérifier, à partir de travaux de simulations et d'expérimentations entrepris à l'Université LAVAL (voir références [2], [4], [18], [19], [20], [21], [22], [23] et [24]), le potentiel et la faisabilité d'une telle technologie. La deuxième partie de ce projet, qui a débuté à la session d'hiver 2008, entreprend la construction d'un prototype d'Hydrogénérateur à Ailes Oscillantes (HAO), qui installé

(27)

Chapitre 1. Introduction 2

dans un site extérieur et dans un environnement fluide adéquat, permettra d'extraire jusqu'à 2kW de puissance au fluide et ainsi de valider in situ et de manière définitive le concept d'hydrogénérateur à ailes oscillantes (voir section 1.3.4).

Le projet lié à cette maîtrise se propose en outre d'effectuer une étude expérimentale de l'aile oscillante. Sur un montage créé il y a déjà 4 ans, on tente de mesurer, en fonction des différentes plages paramétriques de mouvement, les forces hydrodynamiques créées par un écoulement de fluide autour d'une aile oscillante, constituée de deux sections d'ailes. Ces forces sont mesurées à l'aide de jauges de déformations collées sur deux poutrelles liées par encastrement à un même axe horizontal pivotant, axe qui est lui même monté sur un bras pouvant se déplacer verticalement par rapport au bâti fixe. Sur chacune des poutrelles instrumentées, on fixe une section d'aile de profil symétrique NACA 0015 (par encastrement au tiers de corde de l'aile), de corde c = 0.1m, et d'envergure b = 0.26 m (voir détails et plan de l'aile en Annexe C). Au fur et à mesure que les sections d'aile se déplacent dans l'écoulement de fluide (déplacement cyclique en tangage et en pilonnement), les efforts qu'elles subissent sont mesurés grâce aux jauges de déformations, des capteurs de mouvement sont chargés de mesurer les déplacements, et toutes ces informations sont ensuite envoyées à une station d'acquisition de données. Le Montage à Aile Oscillante (MAO) permet ainsi de mesurer les efforts subis par les sections d'aile, ainsi que toutes les informations nécessaires au calcul de la puissance hydrodynamique tirée du fluide et ce, pour n'importe quel cycle de mouvement et n'importe quelle configuration d'aile. Il permettra en outre de vérifier les résultats des simulations effectuées par M. Thomas Kinsey au sein du Laboratoire de Mécanique des Fluides Numériques (LMFN) de l'Université LAVAL [3], mais aussi de pouvoir tester l'influence de paramètres plus poussés (plaques de bouts d'ailes, utilisation d'ailes flexibles, effets de la rugosité de l'aile...) pour d'éventuelles améliorations futures pour le projet HAO.

1.2 Objectifs

L'objectif principal de ce travail consiste à déterminer et à analyser les forces hy-drodynamiques agissant sur une aile oscillante en mouvement simple ou combiné de tangage et/ou de pilonnement. Les objectifs spécifiques suivants sont également visés par le présent travail :

- Étude de l'influence des phénomènes tridimensionnels induits par les effets de bouts d'aile sur les forces hydrodynamiques.

- Établissement d'une base de données expérimentale visant à valider des simulations numériques.

(28)

Chapitre 1. Introduction

- Étude de la validité de la théorie quasi-stationnaire appliquée à l'analyse des forces hydrodynamiques agissant sur l'aile oscillante.

Cette maîtrise s'inscrit en outre dans la suite logique des travaux du mémoire de M. Jean-Frederick Faure [2], qui avait pour but de concevoir le montage à ailes oscil-lantes. Lors des conclusions de ce mémoire, M. Faure avait par ailleurs émis un nombre important de remarques concernant l'amélioration possible du montage. Des mesures avaient tout de même été effectuées, mais les différents problèmes qui étaient liés au montage de l'époque n'ont pas permis d'obtenir des résultats suffisamment substantiels. Les travaux effectués dans le cadre de cette nouvelle maîtrise consistent donc, dans un premier temps, à prendre en compte les différentes remarques faites par M. Faure lors du mémoire précédent [2] et à améliorer le montage expérimental (installation et étalonnage des nouveaux instruments de mesure).

En fonction de la disponibilité du canal hydraulique du Laboratoire de Machines Hydrauliques (LAMH), une base de données expérimentale aussi bien quantitative que qualitative devra être établie afin de valider la modélisation numérique des travaux de Thomas Kinsey [3] (étudiant du LMFN et candidat au doctorat), utilisés spécifiquement à titre comparatif pour ce mémoire (la modélisation numérique repose sur celle intro-duite dans Kinsey et Dumas [4] mais est adaptée à des écoulements turbulents).

Les résultats obtenus auront également pour objectif de prouver la validité du mon-tage, qui pourra dès lors être utilisé lors de futures études.

Une revue de littérature est en outre proposée dans la section suivante afin de situer notre projet par rapport à l'état d'avancement des connaissances dans le domaine des hydrogénérateurs à ailes oscillantes.

1.3 Revue de littérature

On va présenter dans cette section certains travaux et projets réalisés dans le do-maine des turbines à ailes oscillantes. On présentera tout d'abord les résultats d'une étude en propulsion (à titre d'exemple) puis ceux de 2 études réalisées en configu-ration d'extraction d'énergie et enfin 2 projets qui ont abouti à un prototype utilisé pour produire de l'énergie. On s'attardera ensuite sur les travaux réalisés à l'Univer-sité LAVAL et notamment sur les simulations numériques qui nous ont permis d'avoir une base comparative pour nos mesures. On présentera enfin les résultats de la théorie quasi-stationnaire, qui seront utilisés dans la section 6.

(29)

1.3.1 Travaux en mode propulsion

Travaux d'Anderson et al. [11] - Massachussets Institute of Technology (1998)

Ces travaux s'inscrivent dans le cadre d'une étude expérimentale du mode propul-sion des ailes oscillantes grâce à la mesure de forces et puissances aérodynamiques (à Re = 40000) et de visualisations PIV (à Re — 1100). Le montage expérimental utilisé

pour effectuer ces mesures est présenté sur la figure 1.1. Il se compose d'une aile NACA 0012 de corde 0.1m et d'envergure 0.6 m, possédant des plaques de bouts d'ailes per-mettant de réduire l'influence des effets tridimensionnels sur les mesures. Les mesures de forces sont effectuées grâce à un capteur piézoélectrique placé au bout de l'aile. Une comparaison est ensuite effectuée avec la théorie non visqueuse linéaire et non linéaire, comparaison qui se révèle être valide dans les plages paramétriques où il n'y a pas de création de tourbillons au bord d'attaque. L'efficacité en propulsion mesurée atteint jus-qu'à 87% (selon les bonnes conditions de formation de tourbillons). Il est montré que le principal paramètre régissant l'efficacité en propulsion des ailes est l'angle de phase entre le tangage et le pilonnement. La propulsion optimale est trouvée pour un nombre de Strouhal (St = fA/Uoo) compris entre 0.25 et 0.4, une amplitude de pilonnement adimensionnelle HQ/C de l'ordre de 1, un angle d'attaque nominal compris entre 15 et 25° et un angle de phase de 75° (avec attache au 1/3 de corde). À noter que les essais ont été réalisés dans un canal recevant un écoulement d'eau à vitesse _/_«_ = 3 m/s.

Moteur de pilonnement Moteur de tangage

Potentiomètre

Capteur de couple

Capteur de forces

(30)

1.3.2 Travaux en mode extraction d'énergie

Travaux de McKinney de DeLaurier [1] - University of Toronto (1981)

Cette étude est la première à avoir proposé l'utilisation du potentiel d'extraction d'énergie d'une aile oscillante comme turbine. À l'époque, un prototype baptisé "Wing-mill" (voir figure 1.2) avait été construit. Il fonctionnait dans une soufflerie d'air ([/_«. compris entre 6.2 et 8m/s), et était composé d'une aile NACA 0012 qui oscillait autour d'un pivot à mi-corde, avec une corde de 0.2 m et une envergure de 1.05 m (AR = 5.25). Ce prototype était animé d'un mouvement combiné de pilonnement et de tangage, dont on pouvait choisir les différents paramètres (amplitudes, fréquence, déphasage). Cette étude montre que le déphasage pour obtenir une extraction d'énergie optimale est de 90°, que celui pour obtenir une puissance maximale est de 110° et que des efficacités comprises entre 18 et 28% peuvent être mises en évidence. Ces efficacités semblent en outre augmenter avec l'angle d'attaque et la vitesse de l'écoulement. Grâce à cette étude, il a donc pu être démontré que les ailes oscillantes étaient capables de fournir un potentiel énergétique suffisamment intéressant pour être exploitées dans le futur.

(31)

Travaux de Jones et al. [10] - Naval Postgraduate School (2003)

W

FlG. 1.3 - Schéma du montage utilisé par Jones et al. [10].

Ces travaux se basent sur une étude expérimentale de l'interaction fluide structure entre un écoulement et un micro générateur à ailes oscillantes composé de 2 ailes en tandem en mouvement complet de pilonnement et tangage (voir figure 1.3). La mesure de la puissance se fait en ajustant la tension dans un frein Prony. Une cellule de charge est par ailleurs placée sur le frein pour mesurer le couple et un codeur est utilisé pour relever la vitesse de rotation. Des simulations numériques basées sur un code de calcul utilisant des panneaux, et sur des solveurs Navier-Stokes sont également utilisées pour déterminer la puissance fournie aux ailes. Les résultats expérimentaux sont ensuite comparés avec les puissances prévues par la simulation. Les résultats montrent que pour extraire de l'énergie d'une aile oscillante, il faut que les mouvements de pilonnement et de tangage soient décalés d'un angle de phase de 90°. En plus de cela, il est montré que pour qu'il y ait extraction d'énergie, il faut que l'amplitude de tangage soit supérieure à aictan(Hpk) (avec Hp l'amplitude relative de pilonnement, correspondant à notre

(32)

H0/c et k = 2ir f c / U la fréquence réduite), grandeur qui délimite en fait les différents

modes de fonctionnement de l'aile. On se trouve ainsi en mode extraction d'énergie si l'amplitude est supérieure à cette limite, en "feathering" si l'angle est égal à cette valeur et en propulsion si elle est inférieure à cette valeur. Un autre facteur qui peut faire varier la puissance extraite est le moment créé par l'écoulement, qui a généralement tendance à baisser les performances, mais qui peut se révéler bénéfique dans certaines plages paramétriques. Des comparaisons montrent que les courbes expérimentales sont très éloignées des courbes des simulations. Parmi tous les facteurs possibles pouvant expliquer ces différences, on pourra relever que les ailes n'ont pas de plaques de bouts d'ailes (les effets tridimensionnels ne sont donc pas supprimés), que les forces d'inertie et de flottaison ne sont pas prises en compte et surtout que les ailes en bois ont pris l'eau, ce qui a dû engendrer de nombreuses perturbations dans les mesures expérimentales. L'étude montre également que les performances d'extraction sont moins bonnes à bas Re plutôt qu'à haut Re (106 et 2.104) pour les simulations numériques.

1.3.3 Projets ayant abouti à un prototype produisant de

l'énergie

Projet Stingray [13]

Un prototype de turbine marémotrice à une aile oscillante de 150 kW a été construit en 2002 par la compagnie Engineering Business Ltd. Ce prototype, baptisé Stingray et installé en Ecosse dans les Iles Shetland, utilise un moteur hydraulique qui se charge d'aider le moteur électrique lors de phases nécessitant un apport énergétique important (voir figure 1.4). Le système se compose par ailleurs d'une aile de profil NACA 0015, de corde 3 m, d'envergure 15.4 m, qui est installée à 30 m de profondeur. Elle évolue dans un écoulement dont la vitesse moyenne est proche de 2 m/s. Les paramètres du mouvement sont une amplitude de pilonnement de HQ/C = 2 (6 m), une amplitude de tangage de 60°, et une fréquence d'oscillation de / = 0.043 Hz (ce qui correspond à une fréquence réduite /* = f c/U^ = 0.0645). Un des problèmes rencontrés dans ce prototype vient du fait que le poids du système bras-aile est suffisamment important pour engendrer une différence de fréquence entre les phases de montée et de descente de l'aile. Ceci implique bien entendu des différences par rapport aux efficacités énergétiques attendues. Ainsi, au lieu d'obtenir 20% d'efficacité (150kW extraits), ils ne réussissent qu'à atteindre 11.5% (85 kW). Des études ont par ailleurs été réalisées afin de voir l'impact du projet sur l'environnement proche, impact qui s'est révélé être insignifiant. Néanmoins, ce projet a été abandonné en 2006 car il n'était pas assez viable économiquement.

(33)

FIG. 1.4 - Schéma du prototype Stingray de la compagnie Engineering Business [13]. Projet Pulse Tidal [14]

H

FlG. 1.5 - Visualisation du système Pulse Tidal de la compagnie Pulse Generation [14]. La compagnie Pulse Generation a développé en 2005 une turbine à ailes oscillantes, composée de deux ailes montées en tandem, dont le mouvement est déphasé de 90°. Cette turbine, installée dans les courants marins d'estuaires peu profonds, permettrait, d'après les études réalisées, d'atteindre des efficacités d'extraction d'énergie de l'ordre de 40%. Cette prévision leur a valu d'obtenir le soutien financier nécessaire pour lancer le prototype, qui sera installé dans la rivière Humber en Angleterre. Une visualisation du montage est par ailleurs présentée sur la figure 1.5.

(34)

1.3.4 Projet en cours à l'Université LAVAL

Il existe au sein de l'Université LAVAL un groupe de recherche qui travaille depuis maintenant près de 5 ans sur le système d'ailes oscillantes. À l'initiative du LMFN, 4 la-boratoires (Laboratoire d'Electrotechnique, d'Electronique de Puissance et Commande Industrielle (LEEPCI), Laboratoire de Mécanique des Fluides (LMF), Laboratoire de Mécanique des Fluides Numérique (LMFN) et Laboratoire de Robotique), ainsi que le bureau de design de l'Université LAVAL se sont ainsi regroupés afin d'étudier ce système et de créer un prototype susceptible d'extraire de l'énergie du fluide. On présente ici les principaux travaux issus de ce groupement de recherche

Études effectuées à l'Université Laval

0.25

FlG. 1.6 - Isocontours d'efficacité dans l'espace paramétrique de fréquence réduite /* et d'amplitude de tangage 0O pour un profil NACA 0015 avec un pivot situé au tiers de

corde (pour un écoulement laminaire à Re = 1100 et H0/c = 1 d'après les travaux de

Kinsey et Dumas [4].

De nombreux travaux effectués au sein du LMFN de l'Université Laval (voir références [23], [24], [22]) présentent des méthodes de calcul eulériennes permettant de résoudre l'écoulement instationnaire autour d'une aile oscillante et de vérifier l'influence de cer-tains paramètres sur l'efficacité d'une aile. Les travaux effectués par Julie LeFrançois [18]

(35)

Chapitre 1. Introduction 10 20 1.0 0.0 -1.0 --2.0 -| 1 1 i | r n 1 r 0.0 0.2

( c y . Vy/Uoo ~>o):

I I I I I I I I I i I I I I I 1 I 0.4

t / T

0.6 0.8 1.0

FlG. 1.7 - Courbes de coefficients de portance et de traînée calculés par les simulations numériques pour un cas d'aile oscillante montée en configuration d'extraction d'énergie, d'après les travaux de Kinsey et Dumas [4].

et Pascal Bochud [19] furent quant à eux dédiés à la recherche de méthodes de calcul la-grangiennes par méthode vortex, permettant de résoudre les écoulements instationnaires autour d'ailes oscillantes sans se soucier de la pression dans l'écoulement (résolution par calcul de vorticité). Ces méthodes permettent notamment de trouver les forces et les moments instationnaires de l'aile, d'analyser l'efficacité d'un système composé d'une ou de plusieurs ailes oscillantes et de tester l'influence des différents paramètres sur l'effica-cité énergétique de l'aile. D'autres travaux effectués à l'Université Laval (voir référence

[20]), utilisés notamment comme base pour le montage expérimental présenté dans ce mémoire, présentent les différents systèmes mécaniques permettant de retranscrire le mouvement de pilonnement et de tangage de l'aile oscillante.

Tous les travaux précédemments cités ont permi au LMFN d'aboutir à un code de calcul permettant de résoudre l'écoulement 2-D autour d'une aile oscillante soumise à un mouvement combiné de pilonnement et de tangage. Ce calcul, réalisé avec le lo-giciel de calcul par volumes finis Fluent, permet également de trouver les différents coefficients d'efforts et de puissances hydrodynamiques de l'aile pour un cycle de mou-vement. Durant l'étude préliminaire, une cartographie des efficacités énergétiques de l'aile oscillante avait été réalisée (voir figure 1.6), afin de déterminer la plage d'extrac-tion d'énergie optimale. Un exemple des courbes de coefficients d'efforts obtenues par

(36)

cette étude est par ailleurs présenté sur la figure 1.7. Ces calculs étaient initialement effectués pour un écoulement laminaire, mais des modélisations de la turbulence ont été faites afin d'étendre ce calcul aux écoulements turbulents. Ce sont ces dernières simu lations que l'on va comparer aux mesures MAO (voir section 6.6). Cette comparaison permettra d'éprouver la pertinence des mesures MAO effectuées, mais également de vérifier les modèles de turbulence utilisés par le LMFN. Des simulations stationnaires 3D ont également été effectuées (voir figure 1.8), dont les résultats sont comparés à nos mesures dans la section 6.10.

a * 24* Cd wing only = 0.32 CI wing only = 0.57 : ' ' 1 i ! ' 1 I | I T T T - J 1 1 -i ! ' w i n g : 8 0 % end plates : 4% poutrelle: 16% ■ ^ 7 -i ! ' O D ' ; w i n g : 23% end plates: 13% poutrelle : 64% / |wS_:»S% / / _ _ _ . ; / o end-plates : 5% . ; \ / / _ _ _ . ; / |wS_:»S% / o end-plates : 5% . ■ •O—4" ,.<j' 0 - •O—4" wing : 61% end-plates : 39% ■ 0 - •O—4" i wing : 61% end-plates : 39% ■ . . i •O—4" i 50 100 15.0 200 25.0 30 0 «PI 3 0 confined, full 3D unbounded 0 0.0 50 10.0 15.0 200 250 30.0 Vj_^_*) 0 1 l 1 02-2008

FlG. 1.8 Simulations 3D stationnaires effectuées au LMFN (tiré de la Thèse de Doctorat de Kinsey T. (2010), à paraître[3] ).

Projet HAO

Le prototype de 2kW a été construit à l'Université LAVAL au cours de l'année 2009. Ce prototype, nommé HAO (pour Hydrolienne à Ailes Oscillantes) est composé de deux ailes montées en tandem, déphasées d'un angle de 90°. Ces ailes sont montées

(37)

sur un ponton (voir figure 1.9), susceptible de gérer leur déplacement dans le fluide (Uoo — 2m/s), ainsi que le mouvement de pilonnement et de tangage de ces ailes. Le développement du prototype se base sur les différentes études effectuées au sein du groupe de recherche, pour ce qui est de la création du mouvement (bureau de design, laboratoire de Robotique et LEEPCI), de la plage paramétrique optimale utilisée pour extraire de l'énergie (simulations du LMFN) et même des résultats du projet MAO (pour ce qui est de la meilleure configuration de plaques de bouts d'ailes ou de l'influence des effets 3D). Les résultats découlant des essais prévus pour l'été 2009 sur le Lac Beauport, dans la région de Québec, permettront de valider le prototype et éventuellement de prévoir une base pour un futur projet industriel.

Projet HAO

Hydro tienne à ailes oscillantes

mai-juin 2009, Lac Beauport

Contact: Thomas Kinsey

Département de Génie mécanique 1065 avenue de la Médecine Université Laval, Quebec, Canada, G1V0A6 Tel.: (418) 656-2131 poste 3271 tell 418 6094198 thomas.kinsey.l •- ulaval ca

FlG. 1.9 - Vue artistique du ponton utilisé pour déplacer les ailes oscillantes du système HAO de l'Université LAVAL.

1.3.5 Théorie quasi-stationnaire

Cette théorie non-visqueuse pour corps minces permet d'exprimer, en utilisant cer-taines approximations, les valeurs des coefficients de portance et de moment de tangage, ainsi que les coefficients de puissance d'une aile en mouvement combiné de tangage et de pilonnement, ou en mouvement simplifié (tangage seul ou pilonnement seul). De par les hypothèses intrinsèques à cette théorie, son application se restreint normalement

(38)

aux corps d'épaisseur faible et aux écoulements potentiels. Même si ces hypothèses ne sont pas valables ici, on utilisera tout de même cette théorie pour la comparer à nos résultats et voir si certains cas particuliers de fonctionnement peuvent être soulevés. Ces résultats sont en outre rappelés pour un cas général de tangage et de pilonnement. À noter que l'on adaptera ces résultats à notre propre système de coordonnées (voir figure 1.10 pour le paramétrage de l'aile). Dans la théorie QS (voir les détails dans Fung [16]), on calcule ainsi le coefficient de portance de l'aile à partir de la formule suivante :

C

yqs

(t) « - j f

»v-h>-k&-?)>

(1.1)

où xp est la position du pivot de l'aile par rapport au bord d'attaque de celle-ci, [/.o

est la vitesse moyenne de l'écoulement, 9(t) est l'angle de tangage de l'aile, h(t) est la position en pilonnement de l'aile et dCy/d9 est le coefficient de la droite de portance

de l'aile. Les valeurs nécessaires au calcul sont xp/c = 1/3 et dCy/d9 = 0.0898 (°)_1

(basé sur les résultats présentés dans la section 6.10).

On introduit ensuite la formule du coefficient de moment de tangage calculé au bord d'attaque de l'aile et écrit dans la convention MAO (c'est-à-dire M > 0 dans le sens anti-horaire) :

^mbordd1attaqueqs\t) ~

C7T d 9 . . 1 „ . .

(1.2)

On transporte ensuite ce moment au niveau du pivot de l'aile grâce à la formule suivante :

t-'mqsyt) = ^ m bord d'attaque qs\t) ~ z: t-^yqs\t) (1-3J

On peut également calculer les différents coefficients de puissance, que l'on définira plus en détail à la section 5.2.3, c'est-à-dire le coefficient de puissance en pilonnement :

CPyqs(t) = J^Cy q s(t)Vy(t) (1.4)

Le coefficient de puissance en tangage :

Cp6qs(t) = j ^ Cm q s( t ) 9 ( t ) (1.5)

Et enfin le coefficient de puissance totale :

(39)

À partir de ces coefficients, on peut finalement calculer grâce à l'équation 5.47 de la section 5.2.3 définissant Cpd, le coefficient d'extraction d'énergie gqs avec la formule

suivante :

_ /p (Gptotalqs)dt

Vqs

~ c j

d (1

-

7)

1.4 Présentation du mouvement et paramétrage de

l'aile

Même si toutes les formes de signal peuvent être rentrées dans le système de com-mande (triangulaire, carrée, sinusoïdale...), on se contentera dans cette maîtrise de la forme sinusoïdale du mouvement, qui est la forme la plus adéquate et simple à repro-duire en réalité (notamment pour éviter les discontinuités du mouvement). On étudie donc le mouvement sinusoïdal périodique d'une aile en tangage et pilonnement, avec un déphasage fixe de 90° entre les mouvements de pilonnement et de tangage. Les paramètres du mouvement de tangage et de pilonnement sont définis comme suit :

9(t) = 9Q sin(7_) h(t) = H0 sin(7_ + (p) (1.8)

9(t) = 0O 7 cos(7_) Vv(t) = # o 7 cos(7* + 0) (1.9)

9(t) = - 0o 7 2 sin(7_) Ay(t) = -Ho~f2sm(~/t + 0) (1.10)

où #o et HQ sont respectivement les amplitudes de tangage et de pilonnement du mou-vement, 9(t) est la position angulaire de tangage, h(t) la position en pilonnement, 9(t) la vitesse angulaire de tangage, Vy(i) la vitesse de pilonnement, 9(t) l'accélération

an-gulaire de tangage, Ay(t) l'accélération de pilonnement, 7 la fréquence caractéristique

du cycle ( = 27r/), et 4> la phase entre les deux mouvements (=90° ici).

On définit également des paramètres sans dimensions qui nous permettront de ca-ractériser de manière plus générale les résultats obtenus et de pouvoir les comparer avec les simulations numériques. Ces paramètres sont l'amplitude de pilonnement adi-mensionnelle normalisée par rapport à la corde de l'aile HQ/C, le nombre de Reynolds de l'écoulement (Re = p U ^ c / p ) et la fréquence adimensionnelle (/* = f c/Ucx,). En

outre, l'amplitude de pilonnement adimensionnelle maximale atteignable par le montage MAO est de l'ordre de 2.5 pour une corde de c = 0.1 m (ceci représente une hauteur en pilonnement de ±0.25 m), mais les valeurs typiques sont situées aux alentours de

(40)

HQ/C = 1. L'amplitude de tangage est quant à elle limitée à ±90°, mais on dépassera rarement la valeur de 80°. Pour ce qui est de la fréquence du cycle, le montage MAO est capable d'atteindre environ 1.2 Hz (en gardant un mouvement fluide et sans heurts), ce qui correspond à une fréquence réduite (calculée à partir de la vitesse moyenne typique de l'écoulement pendant un essai dans l'eau, qui est de 0.535 m/s (voir Annexe A)) de /* = 0.22. Encore une fois, il est rare que l'on atteigne de telles valeurs, et on se restreindra dans la plupart des cas à des fréquences réduites inférieures à 0.18.

d

FlG. 1.10 - Paramétrage de l'aile oscillante tiré de Kinsey et Dumas [4].

La figure 1.10 montre par ailleurs le paramétrage global de l'aile oscillante, avec c la corde de l'aile, Uoo la vitesse amont de l'écoulement de fluide, et d la hauteur maximale de déplacement du bord de fuite de l'aile. Cette valeur, dont on détaillera le calcul dans la section 5.2.3, représente la hauteur de la surface maximale rencontrée par l'aile au cours de son mouvement. Cette surface est directement liée à la puissance utile (ou puissance disponible) du fluide et donc à la puissance extraite par l'aile lors de son mouvement. On développera plus en détail ces différentes notions à la section 5.2.

Le mouvement de l'aile dans le fluide en écoulement horizontal induit en outre un angle d'attaque effectif a de l'écoulement par rapport à l'aile, qui varie en fonction du temps et qui est défini par la formule suivante :

a(t) = arctan(- Vy^/U^) - 9(t) (1.11)

(41)

ressentie par l'aile. Une nouvelle vitesse effective Veg peut alors être définie par la

formule suivante :

V*{t) = y f u i + Vy(tf (1.12)

Comme explicité dans l'article de Kinsey et Dumas [4], la valeur maximale de ces grandeurs au cours du cycle influe de manière significative sur les amplitudes des forces générées sur l'aile et sur la possibilité de décrochage dynamique durant le cycle. On peut par ailleurs approximer, dans la plupart des cas, l'angle effectif maximal de l'aile par la formule :

«max ~ IÛT/4, = I arctan(7#0/£4o) - #o| (1.13)

La vitesse effective maximale peut quant à elle être définie comme suit :

VU. = Vef[(T/4) = ^ U l + (7tfo)2 (1.14)

Afin de qualifier l'influence du mouvement imposé sur l'écoulement effectif, on intro-duit enfin un paramètre de "feathering", qui d'après Anderson [11] se définit comme :

"° (1.15) arctan(i_ro7/(7co)

Lorsque x < 1, on considérera que l'on se trouve dans un cas de propulsion pure (pour a774 > 0), et lorsque \ > 1, on sera dans un cas d'extraction d'énergie (où 0.774 < 0) (voir détails dans l'article de Kinsey et Dumas [4]). Ce paramètre, même si il reste assez théorique, représente généralement un bon indice pour savoir dans quel domaine énergétique se trouve l'essai considéré.

La figure 1.11 montre finalement le mouvement de l'aile au cours d'un cycle combiné de tangage et de pilonnement. Sur cette figure, la variable correspondant au temps de cycle est le temps normalisé t/T, avec t le temps, et T la période du cycle ( = 2^/7). La courbe en pointillés correspond au signal de position en pilonnement mesuré par le capteur de position dont nous reparlerons plus en détails dans le paragraphe 3.2. Tous les résultats présentés dans ce mémoire seront en outre rapportés à un cycle de mouvement, puisque les différents phénomènes observés dans notre étude sont périodiques.

Dans le chapitre 2, on présente les différentes technologies et concepts utilisés dans le montage MAO, qui ont été définis lors de la maîtrise précédente.

(42)

FlG. 1.11 - Position de l'aile durant un cycle de mouvement combiné de tangage et pilonnement (écoulement de la gauche vers la droite).

(43)

Chapitre 2

Description du montage MAO

2.1 Présentation générale du montage

Bâti fixe supportant les moteurs et le bras

vertical mobile

Bras vertical mobile Canal hydraulique

Amplificateurs de jauges

Perte de charge du canal

Carénage Poutrelles instrumentées

FlG. 2.1 - Vue globale du montage MAO.

Le montage MAO est une installation qui se trouve dans le Laboratoire de Machines Hydrauliques (LAMH) de l'Université LAVAL. Il est constitué d'un canal hydraulique, qui appartient au LAMH, et d'une structure mécanique qui permet de déplacer dans