Perspectives pour les avions monomoteurs, performances et bruit
Moins de décibels pour nos oreilles
Cet article est une étude et une synthèse des travaux effectués par l’auteur depuis 1981 sur la performance et le bruit des avions monomoteurs.
Il y a des mesures précises dans ce document ; cependant on trouve certaines mesures avec incertitudes. Certaines estimations sont de la responsabilité de l’auteur.
Un comparatif est établi pour les avions à moteur LYCOMING, CONTINENTAL, ROTAX et électrique.
Nous avons beaucoup utilisé le DR400 comme sujet d’études comparatives car cette même cellule est équipée de 5 moteurs, 8 hélices, 8 échappements différents.
Encore une fois, nous pouvons nous féliciter des règles du CNRA en France qui permettent des expérimentations en vol avec des documents administratifs minimum. Ces règles devraient être étendues aux avions CS23 en modification prototype pour la recherche « expérimentale».
Nous remercions les personnes suivantes de leurs coopérations bénévoles pour les mesures au sol et en vol.
Contributions auteurs Daniel Muller, Jean Colrat, Vaunois ex Ingénieur en chef AIRBUS, sélection des hélices AIRBUS A400M et nacelles motrices
Selon les mesures CALIPSO il y a des différences de bruit importantes entre les avions.
La figure ci-dessous montre toutes les mesures CALIPSO en fonction de la masse maximale au décollage des avions ayant fait l’objet d’une mesure du bruit selon le procédé CALIPSO.
Pour les avions biplaces il y a des différences de 10 dB(A) entre l’avion le moins bruyant et le plus bruyant. C’est une différence énorme pour exercer la même fonction d’école de pilotage. Pour les avions quadriplaces monomoteurs il y a des différences de14 dB(A) entre l’avion le moins bruyant et le plus bruyant.
Figure 2.1 Bruit des avions (en dB(A)) en fonction de la masse (kg) enregistrés dans CALIPSO
Les moyens gratuits pour faire moins de bruit sont:
réduire la vitesse, la puissance et/ou, régime de rotation de l’hélice
voler plus haut
voler plus léger
Les moyens techniques efficaces pour faire moins de bruit sont :
les moteurs (ou turbine) avec réducteur
les hélices à pas contrôlable en vol
le bon choix de l’hélice pour les avions non certifiés. Pour les avions certifiés, le choixest quasiment imposé compte tenu du petit nombre d’hélices certifiées et du coût de la certification d’une intégration d’hélice.
Réduire le bruit des avions doit se faire selon une logique de décision très complexe où doivent intervenir les critères de sécurité, de performances, de consommation de carburant carboné et de coût.
Il y a de nombreux procédés et systèmes pour réduire le bruit de nos avions. Nous allons examiner les éléments suivants et voir comment on peut réduire le bruit en utilisant :
La vitesse
Le RPM
La traînée, le poids
Le silencieux
L’hélice
Le changement de moteur
L’évolution de l’architecture des avions pour réduire le bruit
Réduire la vitesse de survol est la façon la plus économique pour réduire le bruit externe et interne occasionné par le fonctionnement de l’avion. L’avantage supplémentaire de cette méthode opérationnelle est de réduire la consommation en carburant.
La règle générale de choix de la vitesse est de voler à une vitesse un peu supérieure à la vitesse de finesse maximale. Cette règle n’est pas facile à démontrer car il faut tenir compte de l’aérodynamique et de la loi de rendement de l’hélice, éventuellement aussi de la variation du couple moteur avec le régime. Pour un DR 400, j’ai pu montrer par des mesures en vol que la vitesse optimale pour la consommation,et probablement le bruit, est à partir de 165 km/h selon la masse, le RPM au environ de 2100.
Exemple de règle opérationnelle à LFCL : Afin de réduire le bruit après avoir atteint la hauteur de 1500 ft sur la trajectoire de départ. DEP 33 et au-delà jusqu’à 10 nm de l’ARP, il convient également d’adopter la vitesse et la puissance d’attente (bruit perçu au sol atténué) jusqu’au travers nord du village de Montrabé.
On trouvera ci-dessous le graphe de l’évolution du bruit perçu au sol en fonction de la vitesse et en fonction de la vitesse rotation de l’hélice pour un DR400-120 d’après des mesures CALIPSO.
Figure 4.2. Une courbe de mesure CALIPSO de DR400-120 avec silencieux.
Le protocole de mesure de CALIPSO oblige de faire des mesures à 2800 RPM avec cet avion de la figure 4.2 alors qu’aucun pilote ne pratique ce régime, en zones urbaines. L’hélice devient une véritable sirène et le bruit est supérieur au bruit d’un TB20 peine puissance. Il y a eu une période à LFCL où la consigne de vitesse en vent arrière était de 175 km/h, ce qui réduit son bruit de survol de 4 dB(A) pour un DR400. Nous pouvons en déduire que voler en tour de piste vent arrière à 175km/h au lieu de 205 km/h permet de réduire le bruit de plus de 3dB(A) à 5 dB(A) pour la plupart des avions monomoteurs.
Il faudrait que les mesures CALIPSO tiennent compte de la possibilité opérationnelle des avions avec une forte puissance installée de voler à proximité des zones urbaines avec des vitesses inférieures à 195km/h, il y aurait une conséquence de l’effet de la vitesse sur le bruit perçu au sol par les riverains en vent arrière ou en transit dans les zones urbaines. Dans le cas de la figure 8.1, si on ne fait pas de mesures CALIPSO au-dessus de 195 km/h pour le survol des zones urbaines on diminuera le « bruit » CALIPSO de 5dB(A) pour un DR400/180.
Un TB20 est capable de faire un passage à 180 km/h, 1400 kg masse maximale et seulement 67.5 dB(A) de bruit, soit moins de bruit que certains avions biplaces. Pour le TB20 (F-GTQB), on a un bruit de 69.5 dB(A), mais il varie peu sur le domaine de vitesses explorées avec l’adaptation de l’hélice constant speed.
Alors, je peux montrer que le 400/180 est moins bruyant que le DR400-120. En effet si j’ai l’intention d’effectuer un vol avec une masse légère je choisirais le DR400-180 car, à vitesse égale, le régime de rotation RPM du DR400/180 de l’hélice est plus faible que pour les autres avions et le bruit est plus faible. Alors que sur certains terrains le DR 400/180 pourrait être écarté en raison de sa notation CALIPSO et pourtant cela pourrait être l’avion le moins bruyant des DR400 en ayant recours à des procédures antibruit. De plus, on consomme moins de carburant car l’hélice a un meilleur rendement ; les pertes énergétiques dans le moteur sont plus faibles aussi. Cette logique est similaire au constat du paragraphe 11 du moteur avec réducteur : on choisit un moteur avec un fort couple et on peut réduire le RPM et choisir des hélices qui font moins de bruit.
La méthode de tarification des clubs pousse les pilotes à voler le plus vite possible pour profiter de la vitesse et diminuer leur facture, mais cela au détriment de la consommation de carburant payée par le club et beaucoup de décibels distribués aux riverains.
Les principaux défauts de CALIPSO sont: On ne fait pas la différence entre un aéronef 2 places et un aéronef 4 places. Comme pour les mesures internationales OACI, il faut tenir compte de la capacité d’emport de l’avion. On a des classifications avec des limites rigides.
On ne tient pas compte des capacités opérationnelles des avions. Les avions très motorisés comme certains ULM et TB20/Cirrus ou les avions qui ont une bonne finesse peuvent évoluer avec des puissances réduites et des RPM réduits rendus possibles avec un système de contrôle du pas en vol donc faire beaucoup moins de bruit que les bruits mesurés lors des passes CALIPSO de mesure à masse maximale;une des passes est à pleine puissance.La mesure à pleine puissance est déjà faite pour les avions certifiés pour l’obtention du CLN. On ne tient pas compte de la masse au décollage, pour faire un vol local ou un vol d’entrainement, on n’a pas besoin de voler à MTOW comme demandé par le classement CALIPSO. On arrondit les mesures au plus fort. Il y a de la dispersion dans les résultats de mesure de l’ordre -/+ 1.0 dB(A). La notation finale CALIPSO devrait faire bénéficier d’un abattement favorable aux propriétaires pour tenir compte de la dispersion des mesures. Pour les avions CS, hélice à calage variable en vol on fait une analyse technique en fonction de la pression d’admission alors que le capteur de MAP n’est pas étalonné (tous les autres capteurs sont bien étalonnés par la DGAC). Il y a des mesures, cas d’espèces, dans la liste des mesures CALIPSO de bruit excessif ou trop faibles qui mériteraient d’être revues.
Voler plus haut en vent arrière de 500 ft, passant la hauteur de vol de 1000 ft à 1500 ft, va réduire le bruit perçu au sol de 3.9 dB(A). Cela équivaut en termes CALIPSO à changer de classe. C’est ce qui a été fait à Toulouse-Lasbordes en passant la hauteur de vol de 1000 ft à 1500 ft. Mais le bénéfice doit être regardé au cas par cas car on augmente le temps de montée ce qui va causer plus de gêne ; le tour de piste peut durer plus longtemps, se faire plus à l’écart du terrain, l’entrainement est contraint par les plafonds bas. L’énergie consommée est légèrement supérieure car l’énergie consommée à la montée est récupérée en grande partie dans la descente.
Si l’avion est équipé d’une hélice à régime de rotation constant, comme indiqué précédemment, il faudrait faire tourner la vitesse de rotation de l’hélice (RPM révolutions par minute) à la vitesse la plus favorable pour le bruit des pales d’hélice. Il y a une contradiction opérationnelle dans les pratiques actuelles qui font mettre en position régime maximal les avions en s’approchant du terrain.
Un exemple : effet de 75 RPM sur TB20 de 1 à 3 dB(A), valeur mesurée en Suisse.
Il peut être proposé d’aller jusqu’à l’arrondi avec le régime RPM le plus faible possible et en cas de remise de gaz on applique alors, en même temps quand l’ergonomie le permet, ce qui est le cas du TB 10, pleine puissance et régime maximal RPM.
Une façon de réduire le bruit est de réduire la traînée de l’avion. Au décollage pour réduire le bruit, il faut rentrer les volets le plus tôt possible pour réduire la traînée, monter plus vite et réduire le bruit au sol. On pourra éviter de voler sur la branche vent arrière avec le train sorti. Il est efficace pour réduire le bruit de sortir le train d’atterrissage et les volets sur le plan de descente vers la piste.
Ceci n’est pas écrit dans le manuel de vol car le manuel de vol est un manuel de vol certifié pour répondre aux règles de la réglementation applicable ; mais quand la longueur de piste est grande, confortable, avec marge, on peut envisager de décoller en configuration lisse, sans les volets, ce qui allonge la longueur de roulement mais du fait de la réduction de traînée dès la mise de gaz l’avion accélérera plus vite et montera plus haut au-dessus des obstacles et du sol. Pour les avions rapides, il peut y avoir une limite de vitesse de rotation des roues.
Les avions civils FAR25 pratiquent depuis longtemps des procédures antibruit, réduction du bruit au décollage, pour réduire les nuisances sur les aéroports.
Avec les avions d’aviation générale, il est possible d’envisager des procédures de réduction de bruit au décollage.
Il est certain qu’avec des avions peu motorisés il n’est pas possible de réduire la puissance du moteur après le décollage. Reprenons l’exemple que je connais bien des DR400, on ne réduira pas la puissance avec un DR400/120 après le décollage mais on pourra très bien le faire selon la masse avec un DR400 160 hp ou 180 hp. Pour les avions encore plus motorisés comme un TB 20, ou un Cirrus SR20, on réduira la puissance d’admission et le régime dans la même manœuvre comme beaucoup d’opérateurs le pratiquent.
Il faut signaler que certains opérateurs US utilisent une procédure « super Square » avec les hélices à régime contant, ce qui signifie qu’ils appliquent par exemple 23 inchet 2200RPM, beaucoup appliquent 25 inch, 2500 RPM maxi après le décollage.
Pour les constructeurs amateurs et les autres, il est facile d’écrire dans le manuel de vol :
En cas de vol à proximité de zones habitées, signalées sur les cartes de terrain VAC, on devra réduire la vitesse à 1.75Vs, Vs vitesse minimale de vol en configuration lisse et la masse de vol limitée à TBD (à définir). En cas d’avion équipé d’hélice avec un contrôle du pas, le RPM sera limité à TBD (par exemple 2400 RPM pour un moteur LYCOMING).
La puissance maximale continue peut faire l’objet d’une limitation dans le manuel de vol : il est possible de transformer la recommandation de LYCOMINGd’utiliser 75% de la puissance nominale en une limitation de puissance maximale entre 5 et 8 minutes utilisées pendant la montée.
Ces limitationsseraient utilisées en cas de mesures CALIPSO.
Pendant la branche en vent arrière, on peut optimiser la vitesse. Selon la figure 8.1, de 205 à 175 km/h on réduira le bruit de 3 dB(A) ; c’est aussi efficace qu’un silencieux.
Figure 8.1. Graphe du bruit DR400-180 selon mesures CALIPSO
Le CEAT pour Centre d’Essai Aéronautique de Toulouse était un centre d’essais qui mettait en œuvre 5 souffleries pour la recherche et le développement des avions et hélicoptères. Le site historique en ville de Toulouse a été détruit pour faire place à des logements. Les souffleries n’ont pas été cédées à d’autres entreprises françaises mais détruites. L’activité de R&D aérodynamique nécessaire pour le développement de notre industrie aéronautique se pratique à l’ONERA à des tarifs très élevés et pour une partie en Angleterre, en Suisse, au Pays bas … Adieu la recherche en France alors que notre étude met en évidence le besoin de recherche d’hélices adaptées au bruit et que nos producteurs industriels d’hélice ont besoin d’un soutien en études aérodynamiques…
Ce paragraphe traite de l’équipement dans le système de propulsion de l’intégration d’un système « silencieux ».
Il est obligatoire de regarder plusieurs critères : rendement de performance du silencieux, l’efficacité de réduction de bruit, le poids du silencieux et la traînée aérodynamique supplémentaire pour faire une analyse du système de propulsion.
À la limite, j’ai vu un silencieux proposé par un industriel qui avait un rendement très mauvais et il fallait augmenter la puissance pour obtenir la même performance avion (la vitesse verticale de montée). Pour avoir la même verticale de montée, on pourrait faire plus de bruit avec ce silencieux que l’avion de base car il faudrait augmenter la puissance du moteur pour rétablir la performance de montée. Les constructeurs amateurs ne sont pas sujets à respecter une pente de montée minimale ; cependant une pente de montée minimale de 8.3% c’est la sécurité.
À l’ouverture de la soupape d’échappement, il y a une onde de pression qui parcourt le tuyau d’échappement. L’onde de pression atteint un volume de détente (le collecteur/pot par exemple) et alors, par un processus aérodynamique connu, une onde de dépression remonte vers la soupape qui va aspirer un peu des gaz dans le cylindre. Si toutes les combinaisons se font bien, le cylindre se remplit mieux.
Je n’ai pas fait de calculs savants et faux. J’ai fait équiper un moteur de banc LYCOMING O-320 (moteur historique du premier TB10 prototype) de 4 tuyaux d’échappement de longueur 1.80 m et d’une hélice moulinet. Le samedi 3 avril 1982, deux fonctionnaires seuls dans le CEAT ont coupé toutes les 15 minutes, 10 cm d’échappement de 1.80 à 0.3 m Les mesures étaient faites très régulièrement plein gaz, plein riche toutes les 15 minutes pour redémarrer avec les mêmes températures du moteur. On connaissait le couple par la vitesse de rotation du moulinet étalonné en couple et par un couplemètre. Les essais furent interrompus quelques minutes, le temps de récupérer d’une intoxication au monoxyde de carbone. Nous avons pu aboutir aux résultats étonnants de la figure9.1. Il y avait deux moyens de mesure du couple moteur : un couplemètre et un moulinet étalonné. Le moteur semblait avoir quelques passages en grande forme. Le premier optimum de performance se trouve à 800mm de longueur de tubes.
J’ai conclu de cela qu’il fallait faire un pot accordé avec 4 tuyaux de longueur 800mm (longueur entre le départ cylindre à la première détente), règle valable pour une rotation de 2500 RPM. À 2700 RPM, il faudrait faire des tubes plus courts.
Un pot accordé de ma conception a été fabriqué, testé, mesuré en soufflerie au CEAT en 1982. Il s’agit de 4 tubes de longueur identiques de 700 mm rassemblés dans un collecteur de type RALLYE. La longueur de 700 mm se mesure entre la sortie échappement du moteur et la première détente dans le pot de détente. Nous avons retenu 700 mm pour avoir des tubes plus courts qui prenaient place dans le collecteur en notant que l’on perdait peu en performances. La sortie se fait par un tube unique à gauche. Je voulais une sortie unique à gauche plus efficace pour l’extraction de l’air de la nacelle en raison de la rotation de l’hélice. Le diamètre 115mm du RALLYE est trop petit pour aménager 4 tuyaux qui se croisent à l’intérieur ; il y a une contrepression rédhibitoire selon les règles LYCOMING. Pour le CEAT nous avons ajouté un shunt qui évacue du débit de la droite vers la gauche, collecteur dissymétrique appelé pot Y. Pour l’avion F-PTRO il a été fabriqué un diamètre 115mm avec 2 sorties symétriques droite et gauche. On peut aussi avoir un pot ovoïde comme celui du TB20 de plus forte section.
Un pot accordé cela veut dire:
Le moteur tourne rond
Il y a plus de puissance
LesEGT sont groupées donc il y aura une meilleure consommation.
Cette longueur de 700 mm choisie pour le pot Y dépend de la vitesse de rotation du moteur. Cet accord peut permettre de gagner 5% de couple par rapport à un échappement très court, soit 50 RPM au décollage pour un avion équipé d’une hélice à pas fixe.
Depuis 1982, j’avais choisi de faire mes échappements pour moteur LYCOMING performants et silencieux sur la base d’un collecteur type RALLYE. Le choix du type de collecteur du RALLYE est pertinent. En effet, on amène une première détente sous et devant le moteur, devant le carter rempli d’huile ; c’est une zone où il y a de la masse autour de la détente pour amortir le bruit. Il y a de la matière pour amortir le bruit surtout pour la cabine. Les surfaces émissives thermiquement sont réduites et réduisent les effets indésirables d’échauffement des composites et équipements du capot moteurs. Donc la SOCATA avait conçu un collecteur bien placé pour réduire le bruit d’échappement surtout pour les occupants de la cabine, solution que j’ai améliorée en faisant la détente au cœur du collecteur, en accordant la longueur des tuyaux de l’échappement et récemment en simplifiant les tuyaux intérieurs au collecteur.
Figure 9.1. Essai de mai 1982 ; Couple du moteur O-320-D2A en fonction de la longueur des échappements,avec 2 méthodes de mesure du couple : 1 couplemètre et un moulinet étalonné en couple. Équilibre de rotation environ 2570 RPM. Le couple théorique du O-320 est de 416m*N.
En montrant cette courbe lors d’une conférence pour un rassemblement annuel du RSA, j’ai eu la remarque que le rendement augmente pour des longueurs supérieures à 1.80m. Effectivement nous n’avions pas approvisionné des tuyaux assez longs pour l’expérience du CEAT. La longueur de 1.80m ou plus est celle que l’on voit sur les DR400 équipés du silencieux ¼ d’onde et le DR400-180 STC de Chabord. Plus que 1.80m peut faire gagner 5% de couple moteur en regard des pipes échappement très courtes comme celles du Rallye.
Extrait du site Chabord : « Échappement raccordé de type 4 en 1 avec, quatre tubes primaires d’une longueur identique de 805mm réunis dans un collecteur puis dans un tube de fuite. » On trouve le même principe chez SCAI TECH. 805 mm se compare bien au 800 mm démontré au CEAT en 1982.
On a donc 2 optimums pour le couple moteur à 0.7 m et à 1.8 m pour le moteur Lycoming. Ces remarquessont valables aussi pour le moteur ROTAX. Les longueurs pour l’accord du ROTAX se feront dans le ratio 2500 RPM/5500 RPM soit 0.36m et 0.95m pour le ROTAX ce qui est beaucoup plus facile à implémenter.
Il a été installé dans la soufflerie S5 du CEAT une nacelle motrice selon la figure 9.2 pour des essais de performances et de températures (voir aussi la revue RSA n° 268 de 2° trimestre 2010). Il a été aussi possible de mesurer avec précision selon le montage de la figure 9.2 la performance de cinq pots d’échappement dont deux avaient été montés à des milliers d’exemplaires sur des avions certifiés.
Figure 9.2. Photo de la nacelle motrice dans la soufflerie S5 du CEAT ; vitesse d’essai maximale de 252 km/h configuration 2 tubes échappement (2 fois2 en 1), grand cône et entrées d’air de refroidissement type Grumman Cougar
L’hélice est une SENSENICH 74 DM 66-2 de pas fixe 66 inch et de diamètre réduit à 72 inch.
Le moteur LYCOMING O-320-D2A est plein gaz, la vitesse d’essai est de 144 km/h, valeur de montée pour un avion de cette puissance.
Le RPM résultant de l’équilibre couple moteur = couple hélice est d’environ 2390 RPM ; il varie selon le rendement de l’échappement.
La puissance réelle absorbée par l’hélice est mesurée par un couplemètre. Les mesures comparatives d’un échappement à l’autre restent très précises. La puissance théorique du moteur est calculée d’après le régime, la température de l’air en amont du carburateur et la pression d’admission selon les méthodes de LYCOMING.
On appelle rendement d’installation du moteur le rapport entre la puissance mesurée sur arbre et la puissance théorique que pourrait délivrer le moteur avec des installations admission et échappement aussi efficaces que celle de LYCOMING sur les bancs sol LYCOMING.LYCOMING utilise des moulinets réglés et étalonnés en couple pour le contrôle de ces moteurs. Les moulinets permettent de ventiler le moteur, d’absorber et de mesurer la puissance maximale à 2700 RPM. J’ai vu ces moulinets efficaces et précis chez Lycoming à Williamsport Pennsylvanie.
Les échappements avec de bonnes performances de rendement doivent se rapprocher du rendement de 100%.
pot
rendement
Delemontez
93%
Bi-tube2 en 1
93%
pot série
88%
pot CEAT Y accordé
94%
Tableau 9.3. Rendements de 4 échappements mesurés en soufflerie au CEAT
Rapport CEAT de 1982 Le pot de série est médiocre 88% de la puissance nominale à comparer à 93% du bitube, RPM de 2340 à 40m/s comparé au 2392 RPM du bitube (essai CEAT avril 82)
Le « bitube ». Le « bitube » est un échappement 2 en 1 long et échappement libre ; il a un bon rendement.
Le « Delemontez » est le pot des premiers DR300 et DR400 en deux parties pot gauche et pot droite montés jusqu’en 1992 sur les DR400.
Le pot Delemontez est une conception performante avec un diffuseur après la sortie du moteur, une chambre de tranquillisation et une tuyère de sortie adaptée ; il a un excellent rendement mais il reste bruyant malgré le système de détente. Il est le mieux conçu pour avoir une poussée de 3% de la traction de l’hélice des jets d’échappement dans l’axe qui s’ajoute au rendement ci-dessus. Cette poussée est connue dans le monde des turbopropulseurs sous le nom de poussée résiduelle. D’après cette mesure de très bon rendement et sa forme pour pousser dans l’axe de l’avion, on peut en déduire qu’il est difficile de faire mieux en terme de performances et de rendement que ce pot conçu par Delemontez.
Le pot « CEAT Y » est un échappement accordé dans un pot de détente transversal du type RALLYE fortement modifié en forme externe.
HéliceSENSENICH 66 inch Lycoming O320
échappement
Bitube
PotRallye
Pot Y
V vitesse amont
m/s
39.1
40
40.8
PM puissance moteur
%
87%
81%
81%
MAP pression admission
mb
1003
1004
975
RPM
2390
2347
2374
DCHT
°C
24
50
41
CHT mean ISA
°C
225
206
215
EGTmean
°C
715
710
717
D EGT
°C
85
90
72
Tableau 9.4 résultats en soufflerie S5 CEAT de trois échappements
Nous avons repris ces travaux de bruit en 2001 avec les vols du DH251 F-PTRA ; il a volé avec le pot physique Y du CEAT. Entre 2012 et 2023, nous avons fait voler 5 pots accordés sur l’OCEANAIR F-PTRO. Certains avaient des doubles sorties, d’autre la sortie unique sur le côté gauche.
Figure 9.5. Le 7 janvier 2001, DH251 F-PTRA 160hp à Marennes, visite chez Delemontez : 3 entrées d’air RAM, pot Y accordé, sortie air de refroidissement et échappement unique à gauche, le grand cône est démonté cause crique : Vmax 270 km/h.
Nous avons monté en Chine sur les GUANYIAVIATION GA20 3 types de pots ovoïdes dérivés du POT Y du CEAT. Après quelques essais en vol et essais au sol nous avons opté pour l’unique sortie sur le côté gauche qui encombre moins l’intérieur du capot. Ainsi équipé d’une sortie unique latérale, il devrait tourner moins rond mais le pilote Briand n’a pas vu de différences notables. J’ai retenu le côté gauche car c’est celui qui avait donné les meilleurs résultats de poussée globale dans la soufflerie S5 du CEAT.
La réduction de bruit d’un « silencieux » est fonction de la configuration de référence. Dans cet article, nous avons décidé de chiffrer la réduction de bruit des silencieux en référence d’un échappement libre, ce qui est le cas du pot Delemontez.
Le pot en Y a été essayé en vol et mesuré en 2001 sur le DH251 F-PTRA ; il réduit le bruit de 3.5 dB(A) (Part 36 chapitre 10 survol à 2500 m après le décollage avec mesure de l’altitude atteinte) en référence des pots Delemontez DR300. L’essai était basiquement un essai back to back où les deux pots DR300 et pot en Y ont été montés et mesurés dans la même matinée. Le pot Delemontez du DR300 est très bruyant, donc facile à battre en performance bruit.
Selon le tableau 9.6, on voit que le pot en Y du CEAT est voisin de l’échappement interne Standard 01 de DR400, on retrouve bien la différence de 3.5 dB(A) dans les mesures CALIPSO. On peut dire aussi que le collecteur Standard 01 du DR400 (sans le ¼ d’onde) est un silencieux.
Gain en référence
Pot Y conception Vaunois
DH251 F-PTRA
3.5 dB(A) En référence pot Delemontez
Montée(Part 36 chapitre 10) survol à 2500 m après le décollage avec mesure de l’altitude atteinte)
Mesure ACATRA L’essai était basiquement un essai back to back où les deux pots DR300 et pot en Y ont été montés et mesurés dans la même matinée.
Chabord
RALLYE 150
2dB(A) en référence pot RALLYE
Montée(Part 36 chapitre 10 survol)
STC RALLYEChabord
Chabord
D140
1 à 2dB(A) en référence pot Delemontez
Décollage et survol
mesures de l’auteur à un rassemblement APPM
SCAI
PA 28
4.5 dB(A) en référence PA28 de base
survol
mardi 16 mai 1995, CCI de Nice la journée « silencieux »
Le tableau Figure 9.7 est le résultat de notre étude comparative des DR400 LYCOMING mesurés par CALIPSO. Ces déclarations n’engagent que l’auteur. Rappel : la référence est l’échappement standard tbc ou pot Delemontez des DR400 avant 1992.
Réduction de bruit moyenne de mesures CALIPSO
Poussée résiduelle
Estimées de l’auteur couple moteur intégré admission et échappement Référence couple nominal Lycoming au banc
masse kg
STANDARD 01+ROBIN 1/4 onde
3.5 dB(A)
3%
-5%
GOMOLZIG
3.5 dB(A)
2%
-7%
non connu
ROBIN STANDARD 01
2.9 dB(A)
1%
-7%
6,1
SCAI TECH
3.1 dB(A)
-5%
CHABORD
2.8 dB(A)
2%
-5%
Pots DELEMONTEZ
0 dB(A)
3%
-7%
4,5
Figure 9.7. Comparaison de résultats en bruit et performances de six échappements commerciaux équipant les DR400 selon les mesures CALIPSO.
Le tableau de la figure 9.7 montre la moyenne de réduction de bruit des échappements commerciaux pour les DR400 et gain de performances. Les réductions de bruit sont calculées en référence de l’échappement DR400 avec 2 pots latéraux de dessin de Delemontez.
On peut même penser que le DR400 équipé du silencieux ¼ d’onde long et accordé de 1.80 m explique les bonnes performances en croisière du DR400 équipé de ce silencieux. Le ¼ d’onde a une meilleure poussée due à un couple moteur supérieur et à l’effet de poussée résiduelle de l’échappement. La traînée du ¼ d’onde est réduite par la position dans le sillage de la jambe avant. Les échappements SCAI et CHABORD accordés donnent aussi un meilleur couple moteur. En effet j’ai effectué des mesures de performances en mode économique environ 165 km/h sur 5 DR400 de Lasbordes, tous motorisés par le LYCOMING O-320 et hélices SENSENICH 64 in avec ou sans silencieux. Une surprise a été de constater que le DR400 F-GUYA, avec silencieux ¼ d’onde avait un meilleur bilan poussée /traînée que le DR400-140 sans silencieux, malgré la traînée du silencieux installé sous l’avion.
Un silencieux, demande réflexion avant l’acquisition, le gain de bruit est incertain et parfois le prix est élevé.
Nous avons essayé en vol les configurations du tableau figure 9.8. Les performances sont très voisines, soit Vmax de 260 km/h et consommation économique de 10litres au 100 km FL100. Nous n’avons pas de mesures de bruit en vol. Les 2 rendez-vous CALIPSO pour les mesures de bruit ont été annulés cause MTO.
Système d’échappement
TB10 modifié aménagement intérieur, circulaire dia 115 mm
2 sorties D et G
Ovoïde aménagement intérieur dérivé du collecteur ST10
1 sortie à gauche
Ovoïde aménagement intérieur GA 20
1 sortie à gauche
Type TB20 aménagement intérieur elliptique modifié
1 sortie à gauche
Type TB10 modifié aménagement intérieur, diamètre 115 mm
1 sortie à gauche
Figure 9.8.1 Les cinq échappements ayant volé sur le F-PTRO
Figure 9.8.2 Le F-PTRO 160hp à Grenoble : entrée d’air RAM unique, pot Ovoide accordé, sortie air de refroidissement et échappement unique à gauche, Vmax 260 km/h.
Ovoïde aménagement intérieur GA 20 est un collecteur de dessin chinois avec des tuyaux courbes à l’intérieur du collecteur voisin du pot Y du CEAT.
Nous avons eu recours à des essais de point fixe back to back sans capots pour faire des mesures de performances et de bruit. Le moteur ne sait pas s’il est vol ou au sol.
En une seule journée en 2022 nous avons pu établir le tableau (figures 9.9-1 et 9.9-2) à partir de points fixes en installant 5 pots successivement. L’avion est l’OCEANAIR F-PTRO 160hp et hélice SENSENICH de pas 66 inch.
POT
Pot collecteur de base
Accordage
Silencieux
TB 10 mod
TB10 modifié dia 115 mm
2 tubes droits de diamètre extérieur 43.4 mm pas tout à fait accordés à l’intérieur du collecteur
4 trous de sortie des gaz chauds diamètre 38 mm dans les 2 tubes à l’intérieur du collecteur
poussée résiduelle de 2% environ de la traction de l’hélice
GA20
Ovoïde
4 tubes courbés accordés à l’intérieur du collecteur
poussée résiduelle de 2% environ de la traction de l’hélice
ST10 modifié
Ovoïde
Silencieux SOCATA non accordé type automobile prototype
avec multiples trous perforé
poussée résiduelle de 2% environ de la traction de l’hélice
GOMOLZIG TB10
Cylindrique
Non accordé
système GOMOLZIG avec multiples trous
Peu de poussée résiduelle
TB20 mod
Elliptique TB20
4 tubes droits accordés à l’intérieur du collecteur
Première détente au cœur du collecteur
poussée résiduelle de 2% environ de la traction
Tableau 9.9-1. Descriptions succinctes des collecteurs essayés au point fixe sol sur le F-PTRO.
POT
RPM
Contre-pression(in)
bruit dB(A)
EGT °C
MAP(mb)
TB 10 modifié
2260
1,26
93.4
690
1003
GA20
2227
1,44
Non mesuré
670
1003
ST10 modifié
2219
4,68
93.2
650
1003
GOMOLZIG TB10
2239
1,76
93.2
650
1003
TB20 modifié
2266
1,80
94.0
660
1003
Tableau 9.9-2. Mesures des performances et du bruit au sol de 5 collecteurs prototypes, point fixe, plein gaz.
Définitions :
RPM avec une hélice pas fixe SENSENICH de 66 in étalonnée, 60 RPM de plus au point fixe ; c’est 5.5 % de gain en traction.
Contrepression c’est la pression différentielle entre la pression statique sortie moteur, mesurée à la place de la sonde EGT et la pression atmosphérique. Cette contrepression pression doit être inférieure à 2 inch Hg, règle de LYCOMING. Je ne sais pas s’il y a une règle équivalente pour ROTAX.
Bruit en dB(A) mesuré au point fixe très près de l’avion toujours au même endroit ; c’est bon d’avoir un signal fort qui rend le bruit parasite de l’environnement négligeable
EGT, température des gaz d’échappement mesurée à 4 inch de la sortie du moteur
MAP, le F-PTRO n’a pas de filtre à air ce qui explique le niveau élevé de la pression d’admission MAP en regard de la Po de 1012 mb.
Tous ces 5 systèmes peuvent être qualifiés de silencieux au même niveau que le silencieux GOMOLZIG :
le gagnant est le TB10 modifié ; modification très simple. Surprise : ce meilleur résultat est obtenu avec ce pot qui n’est pas exactement accordé
le pot GOMOLZIGa un bruit agréable et le moteur est très agréable à manier en augmentation de puissance et réduction de puissance
le dernier : le pot prototype ST10, perte de 5% en traction et contrepression élevée, plus du double de celle recommandée par LYCOMING.
Recette : pour fabriquer un silencieux très simple : prendre un collecteur RALLYE ou TB10 ou TB20 ou ST10 modifié fourniture ACATRA en état de vol, appro 2 tubes chez SWAPLAND diamètre externe 42.4mm de 495 mm de long, avoir percé les 4=2*2 trous de 38 mm à la scie cloche ou jet d’eau, les trous ne sont pas au milieu des tubes, il faut se rapprocher de la règle de 700 mm de distance de la sortie échappement LYCOMING en tenant compte de la longueur des pipes courbes d’échappement, la sortie des trous ne doit pas être orientée vers une paroi, zéro soudure à ajuster et enfiler dans le collecteur TB10. L’épaisseur des tubes est un plus pour la durée de vie de ces parties chaudes et l’amortissement du bruit.
Le bruit dépend principalement de la vitesse en bout de pale et de la charge aérodynamique en bout de pales. La liste des sujets qui suit montre la difficulté pour les concepteurs d’hélice de réduire le bruit :
Le bruit de l’hélice mesuré en dB(A) dépend de :
La vitesse en bout de pales
La charge de l’hélice en bout de pale
L’épaisseur du profil
La températurequi modifie le nombre de Mach en bout de pale
Le bruit est cyclique et de plus la pale descendante fait plus de bruit en raison de l’ascendance de l’air créée par la voilure en aval de l’hélice.
L’effet du pas et du régime est un phénomène complexe que nous ne savons pas discuter. Le régime élevé augmente le bruit ; le pas plus faible diminue la charge en bout de pale et diminue le bruit.Pour le DR400/120 échappement standard 01, il y a 2 hélices SENSENICH72CKS6-0-XX de pas 54 et 56 inch de bruit CALIPSO respectifs 64.3 et 65.4 dB(A).Plus le pas est petit, moindre est le bruit alors que l’hélice doit tourner plus vite. Ce phénomène se retrouve sur le bruit des pas 64 et 66 inchdes DR400-160.Pour faire un choix, il faut savoir que le rendement en croisière est moins bonpour un plus petit pas (environ 1% pour 2 inch de pas ;avec le petit pas donc on consommera plus de carburant).
Le premier challenge de l’avion est de monter avec une bonne pente. Pour les avions certifiés, la pente en montée imposée est de 8.3%. Pour se rendre compte de la puissance nécessaire pour obtenir cette pente il suffit de courir ou de faire du vélo sur une pente de 8% ! (Si le terrain est court, il faut assez de traction avec marges pour décoller). Il faut prévoir de monter avec une forte pente ; il y a trop d’accidents dits de « second régime » où le pilote n’arrive pas à monter sur un terrain plat ou se sortir de la proximité du relief.
Le rendement de l’hélice sera d’autant meilleur que le diamètre de l’hélice est grand. C’est le paramètre le plus influent dans le rendement d’une hélice. On ne peut pas réduire le diamètre de l’hélice d’un avion de manière significative car le rendement va tomber et il faut de la traction pour monter (pour le DR400, par exemple, on va perdre 1% de traction pour une réduction de diamètre de 8 cm).
Le meilleur rendement que l’on puisse obtenir d’une hélice est de 90% mais compte tenu du compromis à faire entre la croisière et la montée, le rendement en montée est faible de l’ordre de 70% ; c’est-à-dire qu’il y a 30% de perte en viscosité/tourbillons aérodynamiques (voir le graphe de la figure 10.1 où la montée va se faire avec un paramètre d’avancement γ de 0.5 environ). Il est aussi vrai que si l’on veut économiser le carburant en voyage, il faut monter à une vitesse d’ordre de 180 km/h où le rendement de l’hélice est meilleur.
Planche supprimée pour l’envoi
Figure 10.1. Rendement η d’une hélice bipale métal performante en fonction du rapport d’avancement. Mesures à la soufflerie S5 CEAT. Vitesse de la soufflerie à 70m/s donc mesures à la vitesse du vol.
Note : cette hélice exceptionnelle choisie par Delemontez pour le DR250 a un rendement η exceptionnel maximal de 85% praticable sur 2 points du domaine de vol (Vmax au FL85 et 165 km/h). Avis aux amateurs et professionnels de faire mieux, 90% est faisable selon mon expérience avec une hélice en CFRP. Le rendement de l’hélice est le rapport entre la puissance fournie pour tirer l’avion (traction multipliée par la vitesse TAS) et la puissance sur arbre hélice.Rapport d’avancement γ=V/ND (V vitesse en m/s, N tours par seconde et D diamètre de référence 1.88 m), différent du diamètre réel 1.83 m . Le coefficient de traction τ= traction/(ρN2D4). Le coefficient de puissance χ =puissance/(ρN3D5). Pour les experts, la traction propulsive n’est pas la somme des forces sur l’hélice ; il y a des interactions entre l’hélice et le fuselage. On définit la traction propulsive en référence de la trainée de l’avion sans hélice.
Dans les mesures selon les règles OACI, le TB20 tripale fait moins de bruit de 2dB(A) que l’hélice bipale. L’hélice tripale du TB20 fait moins de bruit mais elle a aussi un moins de rendement. Mon expérience de ces deux motorisations est que l’hélice tripale du TB20 a 6% de moins de rendement que l’hélice bipale.
J’ai remplacé sur le F-PTRO LYCOMING O-320 l’hélice SENSENICH par une DUC FLASH tripale pendant 600h. Il n’y a pas eu de mesures de bruit. Des jugements qualitatifs du sol donnent un avantage bruit à la DUC FLASH tripale
Dans ce cadre, nous devons saluer le STC (modification certifiée) commencé depuis plusieurs années de l’intégration d’une hélice DUC Flash certifiée pour LYCOMING 160 hp sur un RALLYE par Philippe Chenevier. Il a été développé une intégration de l’hélice DUC FLASH sur le RALLYE 150 SV F-BRIA. La mesure CALIPSO ne donne pas un bruit plus faible que les avions RALLYELYCOMING O-320 équipés d’hélices SENSENICH.
Le débat tripale/bipale peut être nourri par les mesures du DR400/ROTAX et le DR400/CD-155. Dans les deux cas les gains de bruit en référence des 2 DR400 moteurs LYCOMING sont significativement favorables aux groupe propulsifs ROTAX et CD-155 équipé hélice tripale (réduction respective de 3.8 et 6 dB(A)) Cependant il est difficile de séparer l’effet de l’hélice sur ces réductions de bruit très importantes car on a aussi changé le moteur avec un effet du régime de rotation et un effet du turbo dans le cas du CDI. S’il est possible de calculer un effet RPM et un effet turbo on pourrait dire d’après les résultats que nous avons examinés que la réduction de bruit moyenne de 6 dB(A) observée serait la somme d’un effet de 2 dB(A) d’une hélice tripale, de 2.5 dB(A) dû au RPM plus faible et 0.5 dB(A) dû au turbo et de 1 dB(A) dû à la procédure.
La comparaison des FOM du DR400 140 B (hélice bipale métal SENSENICH de 1.83 m de diamètre et du DR400/CD-155 (hélice bois MTV-6-A/190-69) montre que l’hélice MT PROPELLER du CD-155 a un rendement moins bon de 5% environ que l’hélice SENSENICH. Monsieur Pierre Robin avait déclaré que la puissance de son moteur LYCOMING O-320 était de 140 hp, d’où le nom de l’avion DR 140 B. En effet en montée pleine puissance l’équilibre en RPM de l’hélice selon la figure 10.1 est à 2400 RPM ce qui donne seulement 140 shp (shpsur arbre moteur). Le couple moteur hélice LYCOMING + SENSENICH 140 shp fait monter l’avion DR400 à 1050 kg alors que le couple CD-155 MTde155 shp fait monter le DR400 à 1100 kg de masse au décollage.
Des expériences combinées de C.Briand et J.P Vaunois, nous ne connaissons pas d’hélice tripale qui ait un meilleur rendement que l’hélice SENSENICH bipale de pas 66 inch (ou 64 inch qui est voisine). 85 % de rendement est le challenge pour les ULM ou les quadriplaces que doivent relever les fabricants d‘hélices européens. Nous considérons aussi que l’hélice bipale « constant speed » de HARTZELL est une référence à battre, mais hélas très lourde.
Le choix d’un moteur certifié (ROTAX, LYCOMING, CONTINENTAL) impose un régime de rotation de l’hélice. La règle générale dit que le bruit augmentera avec le régime. Cependant dans les mesures de CALIPSO, on lit des effets très importants du pas des hélices dus à la charge en extrémité de l’hélice.
Le DR400-120 standard 01 peut être équipé des deux hélices SENSENICH 72CKS6-0-XX de pas 54 et 56 in ; pour ces deux versions différentes par les hélices; on note des bruits CALIPSO respectifs 64.3 dB(A) et 65.4 dB(A). Plus le pas est petit, moindre est le bruit alors que l’hélice va tourner plus vite. Ce phénomène se retrouve sur le bruit des deux versions pas 64 inch et 66 inch des DR400-160.
Avec le choix du petit pas, on aura une version avion avec moins de bruit, une meilleure performance de montée et une consommation en croisière plus forte.
Si on examine le graphe 10.2 suivant de mesure en soufflerie S5 du CEAT :
Graphe 10.2. Mesure dite de « sillage » pressions dynamiques derrière l’hélice en fonction de la hauteur au-dessus de l’axe hélice. Hélice SENSENICH de 56 inch de pas
q est la pression dynamique derrière l’hélice en rotation et q0 est la pression dynamique du vol, mesurée par le Badin en vol de l’avion) mesurées à S5 CEAT à 20 mm derrière l’hélice, (les symboles ronds · sont pour la montée) (les symboles croix +sont pour la croisière. Lorsque le q/q0 local est supérieur à 1, il y a traction de cette tranche d’hélice.
On voit sur cette mesure que la répartition des pressions en croisière est assez uniforme, bien que l’extrémité de l’hélice soit peu chargée.
Par contre, la répartition en montée est vilaine :
peu de pression dynamique près du cône
pas de traction en extrémité des pales
Comme le bruit de l’hélice provient principalement de l’extrémité de pale, on peut voir sur ce graphe que cette hélice ne fait que générer du bruit en bout de pale et que l’extrémité de pale ne participe pas à la traction.Il ne faudrait pas en conclure qu’on peut tronquer la pale, car on a besoin de l’extrémité de la pale en croisière pour avoir un effet d’allongement sur le rendement.
Le choix d’une hélice est un compromis très difficile : Les performances principales attendues
Il faut décoller du terrain pour ceux qui ont un terrain court
Il faut monter avec une pente forte pour passer les obstacles et résister aux phénomènes météo : temps chauds, gradient de vent, descendances de vent atmosphérique. Les avions certifiés doivent être capable de monter sur une pente de 8.3 % conditions ISA.
Il faut avoir un bon rendement en croisière pour avoir une consommation acceptable en croisière
Faire un bruit le plus bas possible pour les riverains
Les avions monomoteurs certifiés ont des rendements d’hélices médiocres environ 65% en montée et rendement de 83% en croisière au mieux.
Les moteurs sont imposés et on n’a pas le choix du RPM.
Pour avoir un bon rendement il faut un grand diamètre.
Pour avoir moins de bruit il faut tourner moins vite, réduire la vitesse de bout de pale mais on risque de ne pas avoir de charge en bout de pale et donc moins de rendement. Si on a moins de charge (traction) en bout de pale, il y a moins de bruit ; l’optimisation est très complexe. Les avions très performants comme les avions solaires et le RISEN dessinent leurs propres hélices optimisées au point de croisière. On doit obtenir un rendement de 90% au point de rendement maximal et ne plus se contenter d’optimiser que le poids des hélices.
Graphe 10.3. Équilibre en RPM des hélices SENSENICH de pas différents (en inch) et DUC FLASH (20° de calage)avec effet « constant speed » de DUC FLASH fonction de la vitesse (en km/h) de l’avion (ISA,SL). Mesures de vol sur OCEANAIR F-PTRO et GUANYI GA20 ; moteur LYCOMING O-320-D2A.
Le graphe montre bien l’effet « constant speed » de l’hélice DUC Flash. Cette hélice va prendre 150 RPM avec la vitesse de l’avion alors que l’hélice SENSENICH de 66 inch de pas va prendre 600 RPM et atteindre 2800 RPM. Cette performance est le fait de la diminution du coefficient de puissance de la figure 10.1 et de l’augmentation du rendement avec la vitesse de l’avion.
Les constructeurs amateurs peuvent apporter une contribution au progrès des hélices. Faire une hélice bipale en carbone préimprégné dans un moule usiné en commande numérique 3 ou 5 D est à la portée des amateurs. Le challenge est de battre en rendement l’hélice de la figure 10.1. Le carbone est choisi en raison de la performance massique, la résistance à la fatigue et il permet comme l’aluminium des épaisseurs relatives de 9% en extrémité. L’épaisseur relative de 9% en extrémité est obligatoire pour la réduction de bruit et un bon rendement. Le diamètre et le vrillage sont le choix à faire qui va dépendre du point à optimiser. Il s’agit de choisir d’optimiser le point de montée (γ le paramètre d’avancement en montée de l’ordre de 0.55) ou le point de croisière économique (γ le paramètre d’avancement en croisière de l’ordre de 1.0). Je serais partisan de choisir des profils avec un très petit moment piqueur du genre NACA 43009 à NACA 43015. Le moment piqueur important des profils cambrés déforme le vrillage de l’hélice et on n’aura pas l’hélice adaptée à la croisière rapide et à la croisière économique qui n’ont pas la même pression dynamique de vol. Encore une fois, je déduis cette recommandation des bons résultats de l’hélice de la figure 10.1, choix du Maitre Delemontez.
Il y a aussi le travail de l’hélice dans des zones différentes en vitesse amont : la courbe de sillage (figure 10.2) montre que l’hélice SENSENICH de pas 56 inch n’a pas de traction en extrémité de pale car on voit que le coefficient de pression d’arrêt est de 1. Cette extrémité de pale consomme de l’énergie, ne produit pas de traction, produit un bruit pas trop important car le coefficient de portance est proche de zéro. Si on augmente le pas de cette hélice, elle aura un meilleur rendement, elle tournera moins vite car elle demandera plus de couple mais il semble d’après les mesures CALIPSO (DR400-140B, 60 inchet 64 inch) que le bruit sera plus fort de 2 dB(A) environ malgré la réduction de RPM car la charge hélice en bout de pale est plus forte.
La forme arrondie en extrémité de pale réduira la charge et le bruit de 1 dB(A).
L’hélice avec le pas réglable en vol permet d’envisager une hélice optimisée pour la croisière et qui aurait aussi une traction en montée plus forte que l’hélice à pas fixe.
Des constructeurs d’hélice utilisent le contrôle de la déformation aéroélastique pour étendre le domaine d’optimisation.
L’hélice avec le pas réglable en vol permet de contrôler le bruit. Par exemple, avec la procédure CALIPSO le bruit croît moins vite avec la vitesse que pour les avions à pas fixe sur l’exemple de la figure 10.4. En raison de la perplexité exprimée dans les paragraphes 10.3 et 10.4, nous ne savons expliquer comment ce bruit faible est produit par les bons choix de la sélection du RPM et de la pression d’admission. Cependant on peut penser qu’en ayant une manette de contrôle du pas et une manette de contrôle de la MAP pression d’admission, il est possible de trouver le réglage après de fines mesures qui permet de produire le bruit le plus faible pour la vitesse choisie. Cela pourrait faire l’objet d’une étude à publier ultérieurement.
Graphe 10.4. Bruit CALIPSO pour un avion avec moteur Continental CDI 155 et hélice pas variable
L’hélice est interactionnée par le champ aérodynamique induit par les formes de l’avion. Nous avons cité le cas de la pale descendante qui fera plus de bruit en raison de l’ascendance créée par l’aile.
Les corps en amont et en aval interactionnent l’hélice.
Si on approche un corps près du bord de fuite il va apparaitre un bruit et probablement une petite perte de rendement. Ces phénomènes acoustiques apparaissent par exemple avec un redresseur mal dessiné en aval d’une hélice carénée. J’ai eu ce phénomène avec les entrées d’air RAM selon la figure 9.5. On approche l’entrée d’air pour récupérer de la pression dynamique, ce qui est efficace pour la puissance et le refroidissement du moteur : trop près de l’hélice il apparait un bruit cyclique. Une règle est d’avoir le bord de fuite de l’hélice au plus près à 5 fois l’épaisseur de la lèvre devant l’entrée d’air. C’est la raison pour laquelle les entrées d’air de F-PTRA, la figure photo 9.5, sont minces comme les entrées d’air du Mirage 2000 dessinées pour le supersonique !
L’exemple connu d’interaction forte pour le bruit externe est l’interaction entre l’aile et l’hélice propulsive (le cas des Cessna 337 push pull, Orion, PiaggioAvanti…).
Les palesen arrière du bord de fuite de l’aile traversent les zones de sillage de l’aile en montée et à la descenteet les pales génèrent un bruit supplémentaire conséquent. Il s’agit d’une configurationà proscrire si on veut optimiser le bruit externe. Les aérodynamiciens du Transall savaient aussi expliquer que l’hélice arrière du CESSNA push pull avait un moins bon rendement que l’hélice avant. D’autre part, une des fonctions du moteur à l’avant est d’équilibrer le poids des empennages à l’arrière et du carénage de fuselage. Cette architecture conçue par Blériot est toujours la plus performante en masse, en traînée et aussi en bruit. Il faut trouver d’autres arguments favorables pour faire un avion avec une installation motrice propulsive.
Il est possible d’optimiser le rendement de l’hélice par le vrillage de la pale de l’hélice sur une seule valeur du paramètre d’avancement (le rapport ϒ=V/ND). Suivons l’exemple de l’hélice de la figure 10.1. Elle a un rendement maximal de 85% à un paramètre d’avancement de 0.8.Le DR250 équipé de cette hélice peut obtenir le rendement maximal sur les 3 points du tableau 10.5. Cette performance, n’est pas possible avec tous les avions car il faut être capable de voler à 250 km/h en palier avec un Lycoming de 150hp. Tout autre pas d’hélice, de diamètre, ou autre marque d’hélice qui fournira une autre loi de vrillage, détruit l’équilibre trouvé par Delemontez.
altitude en ft
vitesse TAS en km/h
RPM
rapport d’avancement
power
2000
243
2700
0,80
100%
8500
250
2760
0,80
75%
2000
180
2000
0,80
47%
Graphe 10.5.paramètre[A2] d’avancement pour le DR250 à 3 points du domaine de vol LYCOMING shp=150 hp
On peut montrer que le poidsde l’hélice ne doit pas être le seul critère. Quand on réduit la corde de la pale, on réduit le poids mais on augmente le coefficient de portance des profils, cela peut être néfaste pour la traînée des profils donc le rendement ou être néfaste pour la traction au décollage. Tous les ULM et avions CNRA ont une charge au disque faible, (voir tableau 13.1) et il possible de concevoir des hélices dont le rendement maximal se rapproche de 90%. Pour un avion à moteur LYCOMING emportant 190 litres de carburant, la perte de 5% de rendement coûte 7 kg de carburant. Pour le Vélis électro, 5% de rendement d’hélice gagnés c’est 8 kg de batterie en moins ; en remplaçant l’hélice en bois du Vélis par une hélice en CFRP optimale on peut gagner 10 minutes de vol en autonomie pour un avion à batterie.
Ces calculs de sensibilité montrent que le compromis à faire sur les 6 points de dimensionnement ne peut pas être faits par le fabricant d’hélice. C’est à l’opérateur ou au concepteur de l’avion de chercher l’hélice adaptée à son besoin.
Charge au disque : il s’agit du rapport entre la puissance sur arbre et la surface de l’hélice. Ce paramètre est le paramètre principal pour l’estimation du rendement et du bruit hélice
Pour les moteurs avec un turbo nous avons conclu : l’échappement fait moins de bruit qu’un échappement de moteur aspiré : gain de 0.5 dB(A).
Les moteurs avec réducteur ont plus de couple et on peut espérer 3dB(A) de gain de bruit.Les moteurs réductés ROTAX ont un grand choix d’hélices et permettent une installation motrice plus légère que les moteurs classiques LYCOMING, CONTINENTAL. Le moteur CONTINENTAL CD-155 a une seule hélice imposée par le constructeur ; avis aux amateurs de changer cette situation. Le moteur est lourd mais il a fait ses preuves.
D’autres types de moteurs, différents du LYCOMING, comme une turbine permettent de trouver un meilleur compromis entre le bruit et la performance mais je n’ai pas assez de données pour chiffrer ce potentiel en bruit.
Les moteurs électriques ont plus de couple et pas de bruit d’échappement.
Pour les amateurs, le JODEL D140 est une bonne base pour faire un avion électrique biplace avec une énergie des batteries limitées par la masse au décollage de 1200 kg. On devrait pouvoir doubler le temps de vol du Vélis avec le niveau technologique des batteries du Vélis.
Il faut aussi se lancer dans la propulsion avec des piles à combustible. Un ULM de 600 kg (en demandant en France une dérogation pour les ULM à hydrogène) devrait apporter une performance intermédiaire entre le Rotax à essence et le Vélis à batteries. Des élèves de ISAé Sup’Aéro ENSICAque j’ai eu le plaisir de diriger ont fait une excellente étude en 2006 basé sur le MCR pick-up de 600kg au décollage. Avec les équipements existants en 2006, ils ont pu montrer la faisabilité (performance, devis de masse, centrage, structure, installation du grand radiateur, des piles et du réservoir) d’un avion biplace (170kg pour les pilotes) capable d’un rayon d’action de 400km sans réserve avec 4.5 kg d’hydrogène gazeux. La bouteilleexistante à 700 bars de cette date peut être allégée.Les moteurs électriques existent, les piles à combustiblespour l’aéronautique apparaissent en de nombreux endroits de la planète. L’hydrogène existe depuis le big bang et il y a des fournisseurs en France.
Les avions de la FAR25 sont conçus avec des performances de bruit à respecter. Par exemple l’A380 avait un objectif de bruit spécifique pour l’aéroport de Londres. Le meilleur compromis entre les performances de consommation, le bruit et le cout de revient des opérations est le résultat d’un design très difficile à obtenir.
Faire un avion est facile, c’est l’optimisation qui demande des efforts et des coûts de production parfois impossibles à payer.
Les ULM du fait de la réglementation sont très optimisés en masse. Colomban, VL3, Pipistrel, CT, Dynamic, le Risen… ont montré des voies de réduction de traînée qui aboutissent à des émissions de bruits faiblesJ’ai mesuré au décollage le CT ULM à comparer avec un Diamond DA20 ayant la même fonction de biplace école ; la différence est de tbd[A3] dB(A)en faveur du CT.
La puissance en palier, vol économique c’est environ 50% de traînée de formeet 50 % de traînée induite par le poids. Le bruit de survol sera plus faible si on réduit la traînée de l’avion et la masse.
Il y a des années que les MCR ont montré cette voie de réduction de la consommation et de diminution du bruit.
En ce qui concerne la traînée de forme fuselage, l’optimisation est très limitée car pour des raisons opérationnelles les pilotes sont côte à côte et de plus la tendance est de voir grandir la taille et aussi la masse des pilotes.
En aérodynamique 1+1 est plus grand que 2 à cause de l’interaction voilure fuselage. Cela signifie que la traînée de l’aile complète seule dans l’espace a un 100Cx de 1 (moins que 1 pour les avions optimisés en traînée) et que le coefficient de traînée du fuselage est environ de 100Cx =1. Quand on assemble l’aile et le fuselage la traînéepeut passer à 2.1.Ces valeurs sont des ordres de grandeur.
Le choix entre une aile haute et une aile basse est toujours ouvert. En cas de choix d’aile haute, j’estime qu’il faut des haubans pour la sécurité en cas de crash vertical et réduire la masse de la voilure. Un avion à haubans qui traîne moins qu’un avion sans haubans reste à concevoir ; cela me parait possible.
Pour le choix des profils, on ne peut pas avoir à la fois l’avion très rapide en vitesse maximale et la grande performance en croisière économique. Exemple, le RISEN vole à grande vitesse avec un Cz de 0.16 et utilise des profils laminaires d’aile très peu cambrés. Un avion dessiné pour le vol économique va voler avec un Cz de 0.5 avec des choix de profils adaptés à ce Cz, des profils avec cambrure.
Je cite souvent le cas du DR400-140B. Le profil NACA 43013.5 est le profil de l’aile de cet avion. Il a une meilleure finesse pour la montée en comparaison des avions à profils laminaires qui sont choisis pour la consommation en croisière, Delemontez voulait le profil NACA 43013.5 pour le D112, mais sous la pression des utilisateurs il a installé le NACA 23012, et je sais par l’analyse des vols du F-PTRA (figure 95), puis le retour des vols des avions D140 construits chez AMCAA à Montauban que le NACA 43013.5 est le meilleur pour la pente de montée et la croisière économique. Le DR400 a seulement 8.71 m d’envergure D’après la soufflerie de profil S10 CEAT, l’aile avec le profil NACA 43013.5 a une finesse équivalente à une aile avec le profil NACA du 23013.5 dont l’envergure est augmentée de 0.12 m.
On pourrait penser que les avions avec beaucoup d’envergure vont avoir une finesse aérodynamique meilleure et faire moins de bruit ; cependant il faut modérer cette efficacité par la masse induite par la grande envergure (10 kg environ par mètre d’envergure pour un ULM) car un avion avec beaucoup d’envergure à une masse de voilure plus grande, le confort en turbulence se dégrade vite et il faut penser à la place dans le hangar.
La traînée de l’avion est principalement le résultat d’écoulements instationnaires, de décollements…Elle est donc une source bruit. On appelle ce bruit le bruit de cellule ; il est cependant faible par rapport au bruit de l’échappement moteur et du bruit de l’hélice. Les plus gros contributeurs au bruit de cellule vont donc être l’aile, le fuselage et le train selon la figure 12.1. Selon les compagnies et les auteurs, la traînée parasite aura une définition différente. J’appelle traînée parasite la différence entre la traînée de la cellule que l’on voudrait avoir et celle qui va être réalisée. Dans la traînée parasite on va trouver la traînée des antennes, des rivets, des éléments d’assemblages, des chevauchements des peaux de l’avion, les fuites, des formes non respectées…
Un planeur de compétition a une traînée parasite extrêmement faible. Les fuites par exemple entre l’intrados de l’aile et l’extrados sont à contrôler. Elles peuvent être la source de bruits de sifflet. Par exemple dans le DR340 de l’air rentre par l’arrière de l’avion, là où il y a de la pression, remonte vers la cabine ; heureusement il renouvelle l’air de la cabine mais ce débit d’air évacue le fuselage avec création de traînée et bruit par les fuites de verrière et vers l’aile par les passages de commande de vol.
Il y a des différences entre avions de même type. J’ai vu un DR340 plus rapide que les autres sans pouvoir comprendre les raisons physiques. Chez Air Inter un Mercure consommait plus que les 9 autres avions.
Figure 12.1 Bilan de traînée du DR340 en croisière
Le design de tous les avions civils récents, de l’ULM à l’A380 et des avions militaires de transport sont contraints par les spécifications de bruit, que cela soit pour les riverains ou les passagers. Les passagers des avions monomoteurs ROTAX, LYCOMING et CONTINENTAL doivent voler avec un casque réduisant le bruit. C’est une affaire de santé pour nos précieuses oreilles.
Le tableau figure 13.1 montre les résultats de l’intégration des avions certifiés de performance et de bruit.
Tableau 13.1. Performances et bruit de 13 avions
Il me semble que l’effort de recherche pour réduire le bruit devrait se porter sur les hélices.
Les moteurs thermiques existants avec réducteur ont montré leurs possibilités pour réduire le bruit d’après les mesures CALIPSO.
