Acoustique Technique 48

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PUBLICATION Centre d’Information et de Documentation sur le Bruit Avec le concours de la Société Française d’Acoustique DOSSIER SPÉCIAL : “ACOUSTIQUE SOUS-MARINE” La Discrétion Acoustique des sous-marins Christophe Dirninger & Al. Les équipements acoustiques des navires océanographiques Hervé Bisquay, Henri Floc’h, Xavier Lurton Développements électroacoustiques en sismique marine Très Haute Résolution Yves Le Gall, Bruno Marsset Le Sonar à Antenne Synthétique (SAS), application à la guerre des mines Maud Amate, Alain Hétet, Michel Legris Sonars cartographiques et interférométrie associée Christophe Sintes & Al. Les communications acoustiques sous-marines Gérard Lapierre, Xavier Lurton Risques acoustiques et sismiques pour les mammifères marins Xavier Lurton Utilisation de la non-linéarité de la propagation en acoustique sous-marine Jacques Marchal, Pierre Cervenka La propagation océanique en eau peu profonde : modèles et expérimentations Frédéric Sturm & Al. Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale Gérard Maze & Al. 2007 NUMÉRO 48 Acoustique Techniques TRIMESTRIEL D’INFORMATION DES PROFESSIONNELS DE L’ACOUSTIQUE & 48 NUMERO

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Centre d’Informationet de Documentation sur le Bruit

Avec le concours de la Société Françaised’Acoustique

DOSSIER SPÉCIAL : “ACOUSTIQUE SOUS-MARINE”La Discrétion Acoustique des sous-marins Christophe Dirninger & Al.

Les équipements acoustiques des navires océanographiques

Hervé Bisquay, Henri Floc’h, Xavier Lurton

Développements électroacoustiques en sismique marine Très Haute Résolution Yves Le Gall, Bruno Marsset

Le Sonar à Antenne Synthétique (SAS), application à la guerre des mines Maud Amate, Alain Hétet, Michel Legris

Sonars cartographiques et interférométrie associée Christophe Sintes & Al.

Les communications acoustiques sous-marines Gérard Lapierre, Xavier Lurton

Risques acoustiques et sismiques pour les mammifères marins Xavier Lurton

Utilisation de la non-linéarité de la propagation en acoustique sous-marine Jacques Marchal, Pierre Cervenka

La propagation océanique en eau peu profonde : modèles et expérimentations Frédéric Sturm & Al.

Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale Gérard Maze & Al.

2007 NUMÉRO 48

Acoustique Techniques

TRIMESTRIEL D’INFORMATION DES PROFESSIONNELS DE L’ACOUSTIQUE

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DOSSIER : SPÉCIAL “ ACOUSTIQUE SOUS-MARINE ”

La Discrétion Acoustique des sous-marins Christophe Dirninger & Al. page 2

Les équipements acoustiques des navires océanographiques Hervé Bisquay, Henri Floc’h, Xavier Lurton page 10

Développements électroacoustiques en sismique marine Très Haute Résolution Yves Le Gall, Bruno Marsset page 17

Le Sonar à Antenne Synthétique (SAS), application à la guerre des mines Maud Amate, Alain Hétet, Michel Legris page 23

Sonars cartographiques et interférométrie associée Christophe Sintes & Al. page 29

Les communications acoustiques sous-marines Gérard Lapierre, Xavier Lurton page 37

Risques acoustiques et sismiques pour les mammifères marins Xavier Lurton page 42

Utilisation de la non-linéarité de la propagation en acoustique sous-marine Jacques Marchal, Pierre Cervenka page 45

La propagation océanique en eau peu profonde : modèles et expérimentations Frédéric Sturm & Al. page 52

Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale Gérard Maze & Al. page 58

Informations générales

La vie de la SFA page 65 Généralités page 66 En bref page 67 Europe page 67 Produits page 68 Technologies page 70 Réglementation page 71 Norme page 72

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Crédit photo : Marc Mirzayou - épave mer rouge

Directeur de la publication : Dominique Bidou

Rédaction : Brigitte Quetglas

Comité scientifi que : Bernard Favre, Alice Debonnet-Lambert, Jean Tourret,Bernard Béguet, Pascal Millot,Jean-Claude Serrero, Jacques Lambert,Catherine Lavandier, Jean Kergomard.

Maquette/mise en page : Atypik DesignImpression : IMPRIMERIE MODERNE

Contact : Acoustique & Techniques,12/14, rue Jules Bourdais, 75017 PARISTél. : 01 47 64 64 61Fax : 01 47 64 64 63

ISSN : 1263 - 8072

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La démarche de conception

La première étape défi nit les confi gurations acoustiques correspondant à chaque Situation Acoustique Contractuelle (SAC). A chaque SAC correspond des niveaux objectifs de bruit rayonné (NOBR) pour le navire et un ensemble de conditions bien défi nies telles que l’immersion, la vitesse et une liste de matériels en fonction.

Une SAC représentative pour un sous-marin peut être :

- une « situation patrouille » : en plongée avec une vitesse en général faible – quatre nœuds environ – où sont demandées les caractéristiques de discrétion les plus élevées.

- une « situation transit » : en plongée avec une vitesse de déplacement discret – environ huit à dix nœuds –, où le bâtiment présente de très bonnes performances d’écoute en étant discret et en conservant des réserves énergétiques suffisantes pour rester un temps significatif dans cette situation.- une « situation schnorchel » : à l’immersion périscopique avec une vitesse de six nœuds environ où le sous-marin est très vulnérable (pour les navires conventionnels – c’est-à-dire non nucléaires – les moteurs diesel fonctionnent pour recharger les batteries).Avant de poursuivre la démarche, une revue des principales sources de bruit et des voies de transmission est effectuée. Il faut cependant distinguer :

La Discrétion Acoustique des sous-marins

Christophe Dirninger, Nicolas TouraineDCN Ingénierie CN BP 3250115 Cherbourg NavalFranceTél. : 02 33 92 10 00

Stéphane GautardDCN Services Brest CS 7283729228 Brest CEDEX 2FranceTél.: 02 29 05 20 00

Remerciements à JC Poulain

RésuméCet article présente la démarche générale de conception en Discrétion Acoustique pour les sous-marins. Cette démarche comporte aussi bien les actions effectuées pendant la phase d’étude que celles effectuées pendant la phase de construction ainsi que les essais à quai et les essais d’acceptation en mer.La démarche de conception comporte plusieurs étapes qui consistent à allouer des exigences aux trois composantes principales du bruit d’un sous-marin (bruit de l’appareil propulsif, bruit d’origine hydrodynamique, bruit de plate-forme), à identifi er les types de sources de bruit et leurs importances, à établir des règles d’installation des matériels, à déterminer des niveaux objectifs de bruit et de vibrations des matériels à partir des niveaux de bruit rayonné contractuels du navire, et à respecter des règles d’architectures des circuits électriques et des circuits fl uides (tracé de la tuyauterie, vitesse des fl uides, fi xations, etc.). La conformité avec les exigences de conception est pilotée pendant toute la phase de fabrication en s’assurant du respect des règles de montage et du déroulement correct des essais à bord. Le but de ces derniers est de contrôler la rigidité des structures, la qualité de montage des suspensions et l’atténuation fournie par les liaisons élastiques. Pour illustrer ces dispositions visant à maîtriser la Discrétion Acoustique de toutes les phases de réalisation du navire, une prévision de bruit rayonné est présentée pour une situation acoustique donnée en précisant les différentes contributions prises en compte. Après la phase de conception, sera présenté le suivi effectué pendant la phase de construction, les essais réalisés à la mer ainsi que les travaux nécessaires au maintien du niveau de discrétion du sous-marin durant toute sa durée de vie.

AbstractThis paper presents the process of Acoustic Discretion design for the submarines, including the measures taken during studies, and the follow-up achieved during the construction and the trials (harbour and sea acceptance trials).The design process is presented with the main principles: requirements allowance to the main systems (propeller, hydrodynamic, platform), organization and relative importance of noisy sources, principles of equipment fi tting (getting noisy sources back together on suspended intermediate structures for example), determination of noise and vibration target levels for equipment from radiated noise target levels (this calculation is achieved from the acoustic and vibration transfer knowledge of structures and elastic connections), architectural rules for electrical and fl uid circuits (layout, fl uids velocity, connections fi tting, etc.). Compliance with the design, requirements are monitored throughout the construction in order to respect the fi tting rules, and the correct progress of onboard tests : the purpose of these tests is to check the structure stiffness, the suspension fi tting quality and the attenuation provided by elastic connections. To illustrate these comments, a radiated noise simulation is presented for an acoustic situation by mentioning contributions taken into account. After the design process, many tests, controls and corrective actions are performed to check and reach the radiated noise target levels, during construction and through-life support.

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- le bruit ambiant (trafi c maritime, milieu naturel et conditions météorologiques),- le bruit propre du sous-marin qui parasite son système d’écoute,- le bruit rayonné en champ lointain (Figure 1) qui est généré par le propulseur, les phénomènes hydrodynamiques, et les sources internes.

La fi gure 2 illustre comment les sources internes transmettent le bruit à la mer par les voies :

- solidienne (transmission des vibrations vers la coque à travers les plots de suspension, les structures intermédiaires, les tuyauteries et les câbles),- fl uidique (transmission des fl uctuations de pression par les tuyauteries),- aérienne (excitation de la coque par le bruit aérien intérieur à la coque généré par les équipements).

Les contributions des composantes de bruit principales connues (propulseur, phénomènes hydrodynamiques, sources internes) sur les NOBR sont défi nies pour plusieurs situations acoustiques du sous-marin (vitesse du sous-marin, immersion et état de fonctionnement des installations) :

- Pour la SAC « patrouille », l’écoulement sur la coque et le bruit dû à la propulsion sont négligeables, donc le NOBR est entièrement alloué aux sources internes (matériels à bord).- Pour la SAC « transit », les bruits hydrodynamiques et de la propulsion doivent être pris en compte en plus du bruit des équipements.

- Pour la SAC « schnorchel », les moteurs diesel sont les sources prépondérantes de bruit rayonné.

Ces allocations imposent des exigences de bruit et vibrations sévères sur tous les matériels à bord ainsi que sur l’hélice, la coque et ses appendices.

La composante propulseur : le bruit d’hélice

L’hélice dissipe directement dans l’eau la majeure partie de l’énergie consommée à bord du sous-marin. C’est donc potentiellement la source la plus importante de bruit rayonné.Les moteurs électriques de propulsion, la ligne d’arbre et l’hélice sont optimisés pour obtenir un nombre de tours de la ligne d’arbre par nœud réduit, dans le but de diminuer le niveau de bruit rayonné, du fait que les niveaux d’excitation hydrodynamiques augmentent rapidement avec la vitesse d’écoulement du fl uide. Tous les mécanismes de production de bruit rayonné par une hélice et sa ligne d’arbre doivent être pris en compte (fi gure 3).

Les hélices des sous-marins de DCN sont conçues en coopération avec le Bassin d’essais des carènes du Ministère de la défense qui possède d’importants moyens de simulations numériques et d’essais. La fi gure 4 illustre l’évolution des formes d’hélice de sous-marins au cours du XXe siècle.

Le chant d’hélice provient d’une interaction fl uide/structure sur les pales d’hélice. Ce phénomène apparaît lorsqu’il y a coïncidence entre un phénomène tourbillonnaire et mécanique. Son apparition dépend de la géométrie et de la vitesse de rotation de l’hélice ainsi que de la vitesse d’avancement du navire. Le résultat est une raie très pure dans le spectre de bruit.

Fig. 1 : Sources de bruit rayonné en champ lointain

Fig. 2 : Chemins de transmission des bruits et des vibrations à partir d’un matériel à bord jusqu’à la mer

Fig. 3 : Origine du bruit du propulseur

Fig. 4 : Évolution des formes d’hélice du type A au Type D

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La fi gure 5 présente un phénomène de cavitation le long de l’extrémité d’une pale d’hélice. La cavitation est une ébullition de l’eau lorsque la pression en un point du fl uide vérifi e certaines caractéristiques. Le bruit de cavitation varie avec l’immersion et la vitesse du sous-marin. A l’oreille, il apparaît la plupart du temps comme un crépitement plus ou moins modulé par la rotation des pales. Cette source prépondérante du bruit d’hélice doit être éliminée ou minimisée à tout prix.

Les problèmes de lubrifi cation des paliers de ligne d’arbre peuvent conduire à l’apparition cyclique de frottement sec et donc à un phénomène de broutement entraînant des vibrations de ligne d’arbre voire une excitation des pales. Ce phénomène apparaît en général pour des allures faibles et dans des plages de vitesses étroites.

La composante hydrodynamique : les bruits d’écoulement

On appelle bruit d’écoulement, d’une manière générale, le bruit rayonné par le navire dont l’origine peut être identifi ée comme étant le développement d’une couche limite turbulente sur la carène.

Pour réduire le bruit hydrodynamique, les solutions doivent être trouvées pour éliminer ou minimiser les perturbations qui affectent la couche limite sur la coque ainsi que les vibrations de cavités, de structures et d’appendices provoquées par l’écoulement. Il est donc nécessaire d’éviter :

- des formes provoquant des décollements (travail sur les appendices),- toute discontinuité de pente ou de courbure susceptible de provoquer une émission tourbillonnaire,- des interactions néfastes entre appendices et éléments de pont,- des interactions néfastes sur les ouvertures de coques (minimisation ou traitement de ces ouvertures).

La fi gure 6 présente les principales composantes du bruit hydrodynamique.

La forme « Albacore » choisie pour les carènes de sous-marins est globalement elliptique à l’avant, possède une partie centrale pseudo-cylindrique et est parabolique à l’arrière (fi gure 7).

Ce choix et le respect des règles décrites ci-dessous permettent d’obtenir un faible bruit rayonné à des vitesses moyennes :

- réalisation d’appendices aussi petits et carénés que possible. Les appendices essentiels (ailerons, safrans, mâts) doivent être carénés avec minutie pour éviter la cavitation, les écoulements turbulents et les perturbations de sillage (en dimensionnant les bords de fuites et en réduisant le jeu entre les parties mobiles et fi xes),- élimination ou minimisation des parties mobiles de contrôle et de direction pouvant vibrer (barres de plongée, gouvernes). Un soin particulier quant à la forme et à l’état de surface est essentiel.- optimisation des orifi ces de grand diamètre et de divers appendices escamotables (treuil, ancre) pour assurer une continuité de forme,- spécifi cation et surveillance de la rugosité des éléments constituant la carène (coque et appendices),- spécifi cation et contrôle des fréquences modales de toutes les structures et appendices,- optimisation des grilles de ballast.

La composante plate-forme : le bruit des matériels à bord

Il n’est pas aisé d’établir un bilan synthétique sur la façon dont les matériels émettent des perturbations susceptibles de provoquer un bruit dans l’eau, chaque matériel et chaque installation constituant presque un cas d’espèce. Le bruit d’un sous-marin correspond surtout à des sources du type machines tournantes, fréquences de courant alternatif, résonances de

Fig. 5 : Cavitation en bout de pale d’hélice. Photo : Bassin d’essais des carènes

Fig. 6 : Origine du bruit hydrodynamique

Fig. 7 : Forme « Albacore » d’une carène de sous marins

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structures, phénomène de couplage fl uide/structure. Le bruit rayonné en champ lointain par une installation peut avoir plusieurs origines :

- La transmission des vibrations mécaniques par la voie solidienne. Ce mode de transmission met en jeu le montage des équipements et leurs liaisons (plots élastiques, bagues élastiques, fl exibles sur tuyauteries, câbles électriques) ainsi que le transfert vibratoire des structures intermédiaires qui les supportent. Les risques de couplage fl uide/structure comme la génération de fl uctuations de pression notamment dans les circuits d’eau de mer du navire doivent également être pris en compte.- La transmission des fl uctuations de pression par la voie fl uidique. Ce mode de transmission met en jeu les circuits d’eau de mer et le couplage fl uide/structure indirect entre la tuyauterie, les singularités (vannes, divergents, convergents, etc.), les structures de support et les liaisons.- La transmission du bruit émis par la voie aérienne. Ce mode de transmission peut exciter la coque directement ou indirectement par les carlingages, les cloisons, les planchers, etc.

Sur la base du retour d’expérience acquis sur les sous-marins nucléaires et conventionnels pour la Marine Française et des clients internationaux, les installations et les matériels peuvent être classés en fonction de leur aptitude à générer des niveaux de bruit rayonné importants ou non. Avec ce classement, il est alors possible de proposer le type de montage permettant de respecter les objectifs de bruit rayonné.

Les différents types de montage des machines tournantes retenus par DCN pour les matériels soumis à des exigences de Discrétion Acoustique sont :

- suspendu ou découplé sur coque,- suspendu ou découplé sur structure intermédiaire (berceau, châssis) elle-même suspendue,- montage rigide sur structure intermédiaire suspendue.

Il est à noter que les montages découplés assurent une isolation aux moyennes fréquences entre un matériel et sa structure de support. Les montages suspendus plus effi caces assurent une isolation dès les fréquences basses.

L’étape suivante consiste à défi nir les niveaux objectifs de bruit et de vibration pour chaque matériel dont le montage est connu et identifi é comme source de bruit potentiel. Ceci est effectué en considérant en plus des voies de transmission précédemment décrites :

- les propriétés de transmission des forces des carlingages, des berceaux, des châssis,- la raideur dynamique des liaisons souples (plots, fl exibles, câbles, etc.),- la physique du rayonnement de la coque.

Il s’ensuit l’analyse de la contribution de chaque voie selon le type de bruit ou de vibration. Dans le cas de vibrations transmises par des liaisons souples, il s’agit d’identifi er les contributions des plots, des fl exibles et des câbles.

La fi gure 8 montre une maquette d’un berceau pour l’étude des forces qu’il peut transmettre en utilisant des pots vibrants

en guise de sources excitatrices. En mesurant les niveaux de bruit rayonné dans l’eau, les fonctions de transfert combinant berceau, plots, interfaces de fi xation et coque sont alors évaluées.

La démarche d’allocation

La démarche descendante (fi gure 9) illustre l’allocation des contributions de chaque voie et de chaque matériel aux niveaux objectifs de bruit rayonné qui est comparée à la démarche ascendante de modélisation de la prévision de bruit rayonné. Si la démarche descendante utilise comme données d’entrée les niveaux de bruit rayonné contractuels du navire pour fournir en sortie les niveaux objectifs de bruit et vibrations de chaque voie et de chaque matériel, la démarche ascendante, quant à elle, part de la capitalisation des niveaux des équipements pour évaluer le bruit du navire. En effet, à partir des propriétés bruit et vibrations de chaque matériel déterminées pendant les essais d’acceptation en usine, la simulation fournit des prévisions de bruit rayonné du navire.

Pendant la phase de conception préliminaire, des données de bruit et vibrations proviennent de fournisseurs de matériels ou de bases de données. Ces informations sont obtenues à partir de mesures sur des matériels équivalents ou d’extrapolation de données existantes. Les niveaux alloués et les analyses associés de la phase descendante sont alors remis à jour

Fig. 8 : Maquette de berceau

Fig. 9 : Démarche descendante : Contributions au bruit rayonné objectif alloués pour chaque voie de transmission et chaque matériel

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à partir des essais d’acceptation en usine et des matériels standards réceptionnés et testés. A partir des écarts entre les niveaux objectifs de bruit rayonné et les prévisions de bruit rayonné il est alors possible de connaître les éventuels dépassements et d’identifi er les matériels et/ou les voies responsables.

La démarche Discrétion Acoustique ici décrite garantit que les risques d’indiscrétion sont clairement identifi és et que des actions curatives sont rapidement exécutées.

Les actions curatives sur les sources incluent l’équilibrage des machines tournantes, l’optimisation des structures, l’isolation acoustique, etc. Un exemple concernant un climatiseur est présenté fi gure 10. Les premières mesures (Trial 1) de la fi gure 11 montrent des niveaux vibratoires plus importants que les niveaux contractuels. Le respect des exigences a été obtenu après plusieurs modifi cations (mesures Trial 2, Trial 3 et Trial 4 de la fi gure 11 :

Test 1 : niveaux mesurés avant modifi cations ;Test 2 : après avoir soudé des raidisseurs sur le carlingage du ventilateur ;Test 3 : après équilibrage du ventilateur ;Test 4 : après un changement du compresseur.

Ces résultats fi naux montrent qu’il est possible d’améliorer un équipement qui ne donnait pas initialement des performances satisfaisantes.

Les actions curatives sur les voies de transmission comprennent la modification des types de montage (c’est-à-dire remplacer un montage rigide sur structure intermédiaire quelconque par un montage suspendu sur un berceau optimisé), l’adaptation de raideur des liaisons souples, le dimensionnement d’un capotage acoustique, l’étude d’un silencieux, etc.

La fi gure 12 présente l’adaptation d’un silencieux pour un auxiliaire (une pompe) monté sur un berceau (représenté à l’aide de traits pointillés). Les fluctuations de pression acoustique générées par la pompe à huile étaient estimées trop importantes (courbes noires des fi gures 13 et 14).

L’insertion de deux silencieux (un accumulateur et un silencieux réactif) permettent de diminuer les niveaux dans le circuit et à la mer (courbes bleues et rouges des fi gures 13 et 14). Ces améliorations ont permis d’utiliser une pompe industrielle standard générant initialement de forts niveaux de pression acoustique.

Fig. 10 : Montage d’essais autour d’un climatiseur Fig. 11 : Niveaux d’accélération en bandes larges sur les pattes de fi xation d’un climatiseur

Fig. 12 : Principe d’adaptation de silencieux

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Un autre aspect important de la Discrétion Acoustique à DCN concerne les contrôles des réseaux de tuyauteries (en air, en eau, etc.) suivant des recommandations de conception pour éviter des sources de bruit passives secondaires dues aux écoulements à rétrécissements ou à des non-conformités concernant :

- le tracé (larges rayons de courbure, absence de discontinuités, convergents et divergents avec des angles adoucis, etc.),- les raccordements (fi xations de tuyauterie découplées, adaptateurs fl exibles, etc.).

Si l’espace disponible impose un tracé présentant des risques sur les niveaux objectifs, des silencieux peuvent être utilisés. Il existe deux sortes de silencieux passifs (réactifs et dissipatifs). Les silencieux passifs réactifs, aussi appelés résonateurs,

réfléchissent une partie de l’énergie vers la source (par exemple en utilisant des changements brusques de diamètre). Les silencieux passifs dissipatifs comportent des éléments élastiques (à base de caoutchouc) qui transforment l’énergie acoustique en chaleur.

DCN utilise un logiciel pour la modélisation de systèmes hydrauliques comportant des sources acoustiques (fi gure 16). Les fl uctuations de pressions acoustiques dans les circuits et le bruit rayonné à la mer sont alors calculés et prédits.

Un exemple de calcul de bruit rayonné avec et sans silencieux pour un circuit d’assèchement est présenté fi gure 17. Avec cet outil, les concepteurs peuvent choisir le silencieux approprié et optimiser sa position dans le circuit.

Fig. 13 : Mesures dans les tuyaux Fig. : 14 : Mesures en mer

Fig. 15 : Exemples de non-conformité

Fig. 16 : Schéma de la modélisation d’un circuit d’assèchement Fig. 17 : Résultats de calcul

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Suivi pendant la fabrication

Pendant toute la phase de fabrication, les spécialistes Discrétion Acoustique poursuivent leur travail sur le site du chantier naval pour s’assurer de la conformité des actions avec les spécifi cations de conception et de contrôle.Ceci comprend :- la vérifi cation de tous les carlingages,- la réalisation des essais à bord,- la recherche d’anomalies, en coopération avec les ateliers de fabrication, pour identifi er des causes cachées et pour prévenir des problèmes qui pourraient encore se produire. En cas d’anomalie, les spécialistes Discrétion Acoustique doivent proposer des actions curatives et faire une revue des conséquences éventuelles (par exemple sur la masse, l’emménagement, le coût…) avec l’équipe de projet.

Lors des contrôles des montages (fi gure 18), divers essais et vérifi cations sont effectués pour identifi er les écarts (avec les spécifi cations de conception) et les solutions à apporter. Une attention particulière concerne :

- la raideur dynamique des structures (les carlingages et les berceaux),- l’écrasement des supports élastiques,- les fréquences propres des matériels et des berceaux,- les propriétés vibratoires des liaisons élastiques et leurs effets en amont et en aval.

Un fois les équipements intégrés au navire, les spécialistes Discrétion Acoustique effectuent les contrôles finaux et mesurent le bruit rayonné en champ proche produit par chaque matériel. Ces essais sont utilisés pour comparer le niveau objectif de bruit rayonné de chaque matériel avec le niveau réel et d’obtenir un retour d’expérience pour les équipes de conception de la DCN.

Exemple

La fi gure 19 présente le système d’acquisition de la DGA installé en Méditerranée au Cap Ferrat et son antenne d’hydrophones utilisée pour mesurer le bruit rayonné d’un sous-marin.

La figure 20 présente les résultats issus des essais acoustiques comparés à ceux issus des prévisions de bruit rayonné produit par un sous-marin Agosta à six nœuds en situation « schnorchel ».

Les résultats de la prévision de la fi gure 20 comprennent :

- le bruit du propulseur (résultats extrapolés à partir de mesures sur maquette pendant des essais en tunnel hydrodynamique),- le bruit hydrodynamique (basé sur une combinaison entre des calculs théoriques et des données expérimentales),- le bruit des matériels à bord (trente matériels considérés comme sources de bruit principales). Comme défini

Fig. 18 : Contrôle des raideurs Kp des plots, Kcb des câbles, Kca des carlingues et Kf des fl exibles

Fig. 19 : Système d’acquisition du bruit rayonné de sous-marin du Cap Ferrat en Méditerranée

F20 : Spectre de bruit rayonné par un sous-marin de type Agosta à six nœuds en situation « schnorchel ».

Comparaison entre les résultats d’essais et de simulations numériques (niveaux confi dentiels)

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précédemment, les données utilisées sont ici fondées sur des résultats d’essais prenant en compte chaque type de matériel, les trois voies de propagation (solidienne, fl uidique et aérienne), les montages et les liaisons (plots, fl exibles, câbles, etc.).

Remarques sur l’habitabilité

En plus des critères associés à la Discrétion Acoustique des sous-marins, les principaux locaux sont soumis à des contraintes de niveaux acoustiques dits « d’habitabilité ». Ces contraintes sont liées d’une part au confort acoustique des personnes à bord et d’autre part aux objectifs opérationnels du sous-marin (un niveau de bruit trop élevé dans les locaux opérationnels peut perturber le travail des opérateurs). Elles fi gurent généralement dans les exigences contractuelles.Les équipements doivent donc respecter un niveau de puissance acoustique global cohérent avec les objectifs de pression acoustique dans les locaux, en fonction de leur implantation et de la situation dans laquelle ils fonctionnent. Ces contraintes s’appliquent sur les équipements dits bruyants tels que pompes, compresseurs, convertisseurs, climatiseurs, ventilateurs, transformateurs, moteurs électriques mais aussi les baies de calcul, les pupitres de conduite, les tableaux électriques et les coffrets de démarrage des machines tournantes, et viennent se cumuler avec les exigences de bruit rayonné défi nies précédemment.Cela se traduit par une isolation phonique complète (plancher, cloison, plafond, porte) et des mesures de réduction de bruit (écrans ou capotages acoustiques, étude de l’emplacement des machines bruyantes, étancher soigneusement les fuites acoustiques aux passages des tuyauteries au travers des cloisons et parquets, etc.).

Le maintien des performances de discrétion acoustique durant toute la durée de vie du sous-marin : exemple de l’entretien des Sous-marins Nucléaires Lanceurs d’Engins de Nouvelle Génération (SNLE NG) à Brest

Une fois le bâtiment admis au service actif, les performances de Discrétion Acoustique obtenues à l’issue de la construction doivent être maintenues pendant tout le cycle opérationnel du sous-marin. A titre d’exemple, DCN Services Brest réalise, pour le compte de la Direction des Services du Soutien de la Flotte du Ministère de la Défense (DSSF), les entretiens courants et majeurs des SNLE NG sur les sites de l’Ile Longue et de Brest.Les nombreuses interventions d’entretiens (préventif et correctif) réalisées lors des périodes d’arrêt techniques programmées des SNLE NG doivent donc être conduites dans le respect des règles de Discrétion Acoustique, afi n de pouvoir garantir un niveau de bruit rayonné à la fi n de cet arrêt au moins aussi bon qu’à son début.Pour cela, DCN Services Brest réalise de nombreux contrôles et expertises qui permettent la détection d’anomalies acoustiques potentielles afi n de pouvoir les corriger au plus tôt :

- Au niveau des sources : la maintenance conditionnelle et prédictive des machines tournantes, qui permet de garantir le fonctionnel (tenue mécanique accrue) mais également de vérifi er systématiquement que les niveaux de vibrations

mesurés à bord ou en atelier restent en deçà des niveaux maximums admissibles (gabarits de discrétion),- Au niveau de l’environnement (transfert sources – coque) : examen et corrections de « ponts sonores » (contacts francs entre structures initialement découplées), suivi de l’écrasement des plots de suspension (remplacement le cas échéant), vérifi cation des capotages pour le transfert aérien,- Au niveau du propulseur : inspection, nettoyage, réparations éventuelles,- Au niveau des sources extérieures d’origine hydrodynamique : examen des continuités de forme et des états de surface des appendices et superstructures,- Validations en bassin ou à quai : mesures vibratoires (sources et coque) et éventuellement mesures acoustiques en champ proche (en eau à 1 m de la coque) pour vérifi cation du non dépassement de l’objectif de bruit rayonné des sources internes.

A l’issue de l’arrêt technique, le SNLE NG sera fi nalement écouté à différentes vitesses en plongée par un bâtiment mesureur équipé d’une antenne remorquée. Ces mesures, réalisées par le Groupe d’Etudes Sous-marines de l’Atlantique (GESMA) du Ministère de la Défense, permettront alors de vérifi er que les performances acoustiques du SNLE NG sont respectées en route libre (essentiellement pour le propulseur et les phénomènes hydrodynamiques, la majorité des sources internes étant préalablement contrôlée au bassin). ■

La discrétion acoustique des sous-marins

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Les navires océanographiques

Les navires océanographiques sont employés par les instituts de recherche scientifi que ou les services hydrographiques pour une large variété de tâches d’observation et de mesure de l’océan :- Cartographie des fonds marins : mesures bathymétriques, imagerie des fonds marins, investigation sismique des sédiments superficiels ou profonds, prélèvements sédimentaires ;- Observation de la biomasse : évaluation des stocks halieutiques à des fi ns scientifi ques ou réglementaires ;- Mise en œuvre d’engins autonomes ou téléguidés pour l’exploration géologique et biologique des grands fonds océaniques : mesures, visualisation et prélèvements ;

- Mesures des caractéristiques hydrologiques (courants, caractéristiques de l’eau de mer…) ;Les navires affectés à ces missions sont aujourd’hui spécifi quement conçus à cet effet. Ils sont de taille très variable en fonction de leurs zones d’intervention (côtière ou hauturière) et peuvent être soit très spécialisés soit au contraire polyvalents.

La fl otte océanographique française actuelle se compose de 6 navires hauturiers et une dizaine de navires côtiers, opérés par plusieurs organismes : l’IFREMER (Institut Français pour la Recherche et l’Exploration des Mers), le SHOM (Service Hydrographique et Océanographique de la Marine), l’IPEV (Institut Paul Émile Victor), l’IRD (Institut de Recherche et Développement) et l’INSU (Institut National des Sciences de l’Univers).

Les équipements acoustiques des navires océanographiques

Les navires océanographiques sont équipés d’une large variété de systèmes acoustiques sous-marins, que l’on peut classer en plusieurs catégories :

- Sonars de cartographie : sondeurs mono et multifaisceaux, sondeurs pénétrateurs de sédiments, sonars latéraux ;- Sondeurs et sonars halieutiques ;- Systèmes de sismique remorqués ;- Systèmes de positionnement acoustique et de transmission : récepteur pinger, base ultracourte, télécommande acoustique ;- Systèmes de navigation : sondeur, loch Doppler ;- Autres systèmes : courantomètre Doppler, système de monitoring acoustique.

Les équipements acoustiques des navires océanographiques

Hervé Bisquay, Henri Floc’h, Xavier LurtonIFREMERCentre de BrestDépartement Navires, Systèmes et EnginsTechnopôle de Brest-IroiseBP 7029280 PlouzanéFranceTél. : 02 98 22 40 40E-mail : [email protected] : henri.fl [email protected]: [email protected]

RésuméLes navires océanographiques modernes utilisent une large variété de systèmes acoustiques dont la défi nition, l’installation et la mise en œuvre font l’objet d’efforts particuliers. On décrit ici les fonctionnalités et les performances typiques de ces divers systèmes, en s’appuyant sur des exemples de navires français récents.

AbstractModern oceanographic vessels make use of a wide variety of acoustical systems, whose defi nition, installation and operation justify specifi c care. The functionalities and typical performances of these various systems are described here, using examples of recently-built French ships.

Fig. 1 : NO Pourquoi pas ? Navire «polyvalent optimisé chantier», pouvant travailler

en survey comme en station, et déployer dans la même campagne deux gros équipements submersibles.

107 mètres de long, propulsion diesel-électrique, 750 m² de surface de laboratoires et locaux scientifi ques.

Système de carottage et treuils grands fonds, apparaux de mise en œuvre d’engins sous-marins lourds et de vedettes hydrographiques.

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Le tableau 1 liste à titre d’exemple les systèmes acoustiques équipant de manière permanente le NO Pourquoi pas ?. Des systèmes mobiles (sonar latéral, sismique) peuvent venir compléter cet ensemble. On ne décrit dans cet article que les systèmes de positionnement, de courantométrie Doppler, et les sondeurs multifaisceaux.

Bruit des navires océanographiques

Les caractér ist iques acoust iques des navires océanographiques font aujourd’hui l’objet d’attentions particulières, du fait de la haute qualité attendue des sonars qui les équipent. L’accent est mis d’une part sur le niveau de bruit propre, venant perturber les équipements acoustiques portés par le navire lui-même, et d’autre part sur les performances en bruit rayonné, particulièrement pour les navires à vocation halieutique, dont la discrétion vis-à-vis de la biomasse doit être aussi bonne que possible. Les précautions à prendre lors de la construction sont les mêmes que celles prises pour la discrétion des sous-marins (voir article Dirninger et al. dans ce numéro d’A&T), avec des contraintes de performances moindres : propulsion diesel-électrique, design des hélices, optimisation hydrodynamique, protection contre le parasitage électrique, suspension des équipements bruyants, découplage des transducteurs… Les navires les plus récents (Thalassa, Beautemps-Beaupré, Pourquoi pas ?) ont été très soignés de ce point de vue par les chantiers navals, et présentent des caractéristiques très performantes (Fig. 2). Des hydrophones de monitoring du bruit permettent de contrôler régulièrement les caractéristiques de bruit du navire en situation d’opérations à la mer, et de détecter d’éventuels dysfonctionnements de systèmes acoustiques.

Installation des transducteurs

Les sonars sont équipés de transducteurs assurant l’émission (projecteurs) et la réception (hydrophones) des signaux sonores, et dont la taille varie en fonction de la fréquence et de la directivité des faisceaux acoustiques émis ou reçus.

Leur dimension peut être très importante : les antennes des sondeurs multifaisceaux grands fonds peuvent mesurer par exemple jusqu’à 8 mètres de long (afi n de former des faisceaux de largeur 1° à une fréquence de 12 kHz).

De plus en plus fréquemment pour les navires hauturiers devant accueillir des antennes de grande taille, la majeure

Fournisseur Équipement Fréquences (kHz)

Mesure

Sondeur monofaisceau Kongsberg EA 600 12/38/200 Profondeur à la verticaleSondeurs

multifaisceauxReson Seabat 7150

Seabat 711112/24100

Topographie du fond

Sondeurs multifaisceaux

Kongsberg EM 3002 300 Topographie du fond en zones côtières (équipement des vedettes hydrographiques)

Pénétrateur de sédiments

IXSEA/IFREMER 2 à 8 Épaisseur des premières couches sédimentaires du sous-sol sous-marin

Base ultracourte IXSEA Posidonia 16 Positionnement d’un véhicule sous-marin

Récepteur pinger Genavir Sepia 12 Mesure de l’altitude d’un capteur au-dessus du fond

Télécommande acoustique

IXSEA TT801 8 à 16 Dialogue avec une balise acoustique (ordre de largage, activation d’un transpondeur…) – mesures de distances

Courantomètre Doppler RDI Ocean Surveyor 38/150 Profi l de courant

Monitoring acoustique IFREMER Sabrina 0,5 Hz à 300 kHz

Contrôle des performances acoustiques du navire

Loch Doppler Skipper DL 500 540

Vitesse du navireRDI

Workhouse navigator 1 200

Sondeur de navigation Kelvin Hughes GDS101 50/200 Profondeur à la verticale

Tabl. 1 : Systèmes acoustiques équipant le NO Pourquoi pas ?

Fig. 2 : Niveaux de bruit propre mesurés à bord de divers navires océanographiques

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partie des transducteurs (ceux des systèmes utilisés lorsque le navire est en route) est installée dans la partie avant du navire sur une «gondole», structure suspendue sous la quille du navire, et qui permet de disposer d’une grande surface horizontale et plane. Elle a également pour fonction d’écarter au maximum les transducteurs de la coque : le bruit généré par le navire et subi par les transducteurs est ainsi atténué, et les bulles d’air venant de la surface et susceptibles de perturber le fonctionnement des sonars ont tendance à passer au-dessus de la gondole.Lorsque ce principe n’est pas retenu, l’ensemble des transducteurs est regroupé en une zone de la coque suffi samment plane et dégagée, où les effets de perturbation par le bruit, l’hydrodynamique et les bulles sont minimaux.

Systèmes de positionnement sous-marin

Le déploiement d’engins sous-marins téléguidés (ROV) ou autonomes (AUV) impose de mettre en œuvre des dispositifs de localisation de ces mobiles au sein de la colonne d’eau. Cette fonction est assurée par des systèmes de positionnement à base ultracourte (BUC), qui permettent de localiser avec une grande précision un ou plusieurs véhicules sous-marins, au moyen de balises acoustiques (émetteurs autonomes fi xés sur les mobiles) et d’une antenne BUC fi xée sous la coque du navire. Dans le cas du système IXSEA Posidonia installé sur

la plupart des navires français, cette antenne comprend un émetteur et 4 récepteurs montés en croix.

Le fonctionnement du système est basé sur l’échange bidirectionnel de signaux acoustiques entre les balises et la BUC du navire. La BUC transmet des commandes à la balise via son antenne acoustique et déclenche l’émission du signal de réponse de la balise. Ce signal, reçu par les quatre récepteurs de l’antenne est décodé et traité de façon à déterminer la direction et la distance de la balise par rapport au navire. La direction du signal est obtenue en exploitant les différences de phases entre les quatre récepteurs (technique interférométrique). Connaissant la position, l’attitude (roulis, tangage) et le cap du navire, ainsi que le profi l de célérité (afi n de corriger la réfraction des rayons sonores), le système en déduit la position de la balise : latitude, longitude, profondeur. Les erreurs de mesure sont de l’ordre de 0,5% de la hauteur d’eau.Posidonia permet de gérer simultanément jusqu’à quatre balises. Il est également possible de travailler en mode différentiel en utilisant une balise fi xe posée sur le fond (de position connue). Cela permet de réduire l’erreur de mesure sur la ou les balises mobiles.

Signaux BUC-> balisefréquence 8 à 14 kHzsignaux CW (14 ms)récurrence 5 à 25 sSignaux balises -> BUCfréquence 14,5 à 17,5 kHzsignaux FM (25 ms)PerformancesZone couverte Cône de +/- 45° sous le navirePrécision # 0,5 % de la distance

(20 m à 4 000 m)Portée maximum 8 kms

Tabl. 2 : Principales caractéristiques de la BUC IXSEA Posidonia.

Fig. 3 : Transducteurs sous la coque du NO Thalassa

Fig. 4 : Montage de la gondole sous la coque du BHO Beautemps-Beaupré

Fig. 5 : BUC IXSEA Posidonia – Antenne BUC installée sous la coque et balise acoustique montée sur le ROV Victor6000

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Systèmes Doppler

Les courantomètres ADCP (Acoustic Doppler Current Profi ler) permettent de mesurer le profi l de courant entre la surface et une profondeur dépendant de la fréquence de travail, pouvant aller jusqu’à 1 000 mètres.Dans le cas des courantomètres de type RDI Ocean Surveyor, équipant les navires les plus récents, un transducteur fi xé sur la coque émet des signaux sonores au travers de quatre faisceaux directifs (ouverture entre 3° et 5°) et inclinés de 30° par rapport à la verticale. Le système se décline en plusieurs modèles correspondant à des fréquences comprises entre 38 kHz (mesures sur toute la hauteur d’eau) et 1,2 MHz (mesures sur quelques mètres).

Le signal est rétrodiffusé par les divers diffuseurs présents dans l’eau (plancton, particules, bulles d’air…) et qui se déplacent au gré des courants. La vitesse relative entre le navire et les diffuseurs induit un effet Doppler entre le signal émis et le signal rétrodiffusé : la fréquence Doppler reçue après le trajet aller et retour est proportionnelle à la vitesse relative V navire/diffuseurs :

où c est la célérité du son dans l’eau, et f0 la fréquence émise.

Des quatre mesures Doppler effectuées à travers les quatre faisceaux, associées à la connaissance de la vitesse et du cap du navire, on déduit un vecteur à 3 dimensions du courant pour une couche d’eau donnée : Nord/Sud, Est/Ouest, Vertical. Cette mesure effectuée à l’intérieur de cellules d’extension verticale fi xée par la résolution temporelle du signal utilisé permet de constituer des profi ls verticaux de courants.

En dépit du caractère local de la mesure effectuée, l’utilisation des ADCP est un élément très important dans l’étude de la dynamique générale des océans ; leurs données sont acquises de manière routinière par les navires scientifi ques en route, et intégrées dans des bases de données océanographiques.

Le même principe est utilisé dans les lochs Doppler, qui sont des instruments de navigation : la mesure est alors destinée à estimer la vitesse du navire soit par rapport à la masse d’eau (si l’écho provient de diffuseurs en pleine eau) soit par rapport au fond (si l’écho provient du fond).

Sondeurs multifaisceaux

Un sondeur multifaisceau mesure simultanément la profondeur selon plusieurs directions (au moins une centaine, jusqu’à plusieurs milliers dans les systèmes récents les plus performants), déterminées par les faisceaux de réception du système. Ces faisceaux forment une fauchée perpendiculaire à l’axe du navire. On explore ainsi le fond sur une large bande (4 à 5 fois la profondeur, éventuellement jusqu’à 7 fois et plus selon les modèles).

Fig. 6 : Géométrie des faisceaux d’un ADCP

Fig. 7 : Exemple de profi l de courant mesuré par un ADCP 38 kHz

Fig. 8 : Méthode des faisceaux croisés Fig. 9 : Antennes du sondeur multifaisceau grands fonds du NO Pourquoi pas ?

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Les sondeurs multifaisceaux fonctionnent le plus souvent selon la technique dite des « faisceaux croisés » : une impulsion sonore est émise au travers d’un lobe d’émission étroit dans la direction longitudinale (de l’ordre de 1°) et large dans la direction transversale (de 120° à 150°). La réception se fait à l’aide de faisceaux étroits dans le plan transversal (de l’ordre de 0,5° à 3°). Pour chaque faisceau de réception, la zone du fond explorée (« pied de faisceau ») est donnée par l’intersection entre le lobe d’émission et le faisceau de réception.

Cette méthode implique une antenne d’émission longue dans le sens longitudinal et étroite transversalement, et l’inverse pour l’antenne de réception. Pour les sondeurs haute fréquence, les géométries d’antennes peuvent être différentes, la même antenne pouvant servir en émission et en réception.

Pour chaque faisceau, le système mesure la distance oblique navire/fond à un angle donné et en déduit la profondeur locale (mesure de bathymétrie). Les sondeurs multifaisceaux sont de plus capables d’exploiter l’amplitude du signal rétrodiffusé de façon à déterminer la réfl ectivité du fond (imagerie sonar).

La mesure bathymétrique par les sondeurs multifaisceaux est effectuée à angle donné (celui imposé lors du pointage des faisceaux). À l’intérieur d’un faisceau, le signal, reçu sous forme d’une série temporelle, est traité de deux manières différentes :

- Près de la verticale, où les signaux reçus sont très courts, on effectue une recherche de l’instant d’arrivée du signal à partir de l’analyse de son enveloppe ; la recherche du maximum ou du barycentre donne en général des mesures d’une précision suffi sante, d’autant meilleure que les faisceaux sont étroits ;

- En incidence oblique, où l’étalement temporel du signal interdit une telle détection, on mesure la différence de phase entre les signaux temporels issus de deux sous-faisceaux constitués à partir de deux sous-antennes : l’instant où la différence de phase s’annule correspond à l’arrivée du signal très exactement dans l’axe de l’interféromètre ainsi constitué (voir l’article de Llort et al. dans ce numéro d’A&T).

La mesure d’angle et de temps d’arrivée est ensuite transformée en estimation de hauteur d’eau locale (ou «sonde») selon le faisceau considéré. Ce calcul implique de manière impérative la prise en compte des effets de réfraction des ondes sonores

lors de la propagation dans la colonne d’eau par les variations de célérité avec l’immersion. Les mesures d’angles étant effectuées relativement à l’antenne, il importe aussi de corriger systématiquement les mouvements angulaires du porteur (roulis, tangage, cap) ainsi que ses mouvements verticaux (pilonnement). La précision de mesure bathymétrique obtenue par les meilleurs sondeurs actuels peut atteindre 0,1 % de la hauteur d’eau. Les données sont fi nalement mises sous une forme géoréférencée, à l’aide des données issues des centrales de navigation et d’attitude, afi n de constituer des cartes du relief sous-marin.

Après compensation de divers effets liés à la propagation dans l’eau et à la dépendance angulaire de la rétrodiffusion par le fond, la mesure de l’amplitude des signaux temporels reçus dans les faisceaux permet, en corrigeant des caractéristiques d’émission-réception du sondeur (sensibilité des transducteurs et de l’électronique, fonctions de directivité), d’accéder à l’indice de rétrodiffusion du fond. Cet indice étant fortement corrélé à la nature du fond, on peut ainsi réaliser des cartes de réfl ectivité très informatives de la répartition des types sédimentaires. Ces cartes d’imagerie viennent idéalement compléter la cartographie du relief.

La tendance permanente des sondeurs multifaisceaux est à l’augmentation du nombre de sondes simultanément disponibles, et l’amélioration de la résolution des faisceaux (3 500 sondes par fauchée dans le récent Reson Seabat 7150, avec des faisceaux de 0,5° à 24 kHz) ; toutefois d’autres technologies sont aussi possibles, privilégiant la détection de sondes multiples à l’intérieur d’un nombre limité de faisceaux (voir l’article de Llort et al.).

La technologie des sondeurs multifaisceaux, jusqu’ici limité à la cartographie des fonds, peut aussi être appliquée à l’investigation de la colonne d’eau. Un prototype de sondeur multifaisceau halieutique (70-120 kHz, 45 faisceaux de 2° formés par une antenne matricielle de 800 capteurs) a été construit récemment par la société SIMRAD pour l’IFREMER, et est actuellement en essais sur le NO Thalassa. Un tel système, très innovant, permet une investigation de la structure spatiale des bancs de poissons (fi g. 13), et donc une estimation de la biomasse, beaucoup plus riches que celles obtenues avec les sondeurs monofaisceaux classiques (fi g. 12).

Fig. 10 : Représentation 3-D de la bathymétrie mesurée au sondeur multifaisceau 12 kHz sur la zone comprise entre la Libye et la Crête (environ 250 x 200 kms)

Fig. 11 : Donnée d’imagerie correspondant à la fi gure 11, drapée sur la bathymétrie 3-D. Les teintes sombres correspondent à de fortes réfl ectivités

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Systèmes associés : capteurs auxiliaires, centrale de synchronisation

On a vu que le fonctionnement des sonars nécessite la connaissance d’informations auxiliaires telles que la position et les mouvements du bateau, le cap, la vitesse du son sur l’antenne ou dans la colonne d’eau (profi l bathycélérimétrique)… C’est pourquoi les systèmes acoustiques doivent impérativement être associés à différents capteurs :

- un système de navigation pour la fourniture de la position du navire. On utilise aujourd’hui presque exclusivement le système GPS, en mode naturel, différentiel ou cinématique, selon la précision de positionnement attendu. Le mode cinématique, qui offre une très grande précision (de l’ordre du centimètre), est couramment utilisé en zone côtière pour la mesure de l’altitude de l’embarcation, c’est-à-dire la hauteur de la marée.

- une centrale d’attitude pour la mesure de l’attitude (roulis, tangage, cap) et du pilonnement du navire. L’état de l’art consiste à utiliser une centrale inertielle de technologie FOG (gyroscopes à fi bre optique). Les équipements les plus modernes mesurent l’attitude avec une précision de l’ordre du centième de degré, et le pilonnement avec une précision décimétrique. Ils ont de plus l’avantage de lisser et entretenir la position (en cas de coupure GPS).- une horloge de référence pour synchroniser précisément l’ensemble des équipements scientifi ques du navire. L’horloge est elle-même calée à l’aide des signaux GPS.- un célérimètre de coque pour la mesure de la célérité au voisinage des transducteurs. Cette information est utilisée par les sondeurs multifaisceaux pour le pointage des faisceaux.- un système de mesure du profi l de célérité, pour les corrections de réfraction dans la colonne d’eau. Par petits fonds, on utilise généralement un bathycélérimètre (mesure de la pression et de la célérité) qui est mis en œuvre navire en

EM 120 EM 300 EM1002 EM 3002

Fréquence 12 kHz 33 kHz 95 kHz 300 kHz

Profondeur max 12 000 m 4 000 m 600 m 100 m

Ouverture angulaire 140° 140° 150° 130°

Niveau d’émission(dB re 1uPa @1m)

242 237 225 216

Durée d’impulsion en ms

2/5/15 0,7/2/5/15 0,2 0,15

Nombre de canaux réception 128 64 128

Nombre de faisceaux réception

191 127 111 254

Largeur des faisceaux(émission x réception)

1 x 1° 1 x 2° 2,3 x 2,3° 1,5 x 1,5°

Stabilisation des faisceaux lacet/roulis/tangage lacet/roulis/tangage roulis roulis/tangage

Navire Porteur BHO Beautemps Beaupré(SHOM)

NO Le Suroît(IFREMER)

NO L’Alis(IRD)

Vedettes hydrographiques du SHOM

Tabl. 3 : Principales caractéristiques des sondeurs multifaisceaux récents de la gamme Kongsberg actuellement en service sur des navires scientifi ques ou hydrographiques

Fig. 12 : Coupe de deux bancs de harengs, obtenue au sondeur monofaisceau

Fig. 13 : Représentation 3D des données obtenues à l’aide du sondeur multifaisceau du NO Thalassa sur les bancs de la fi gure 13

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station. Par grands fonds, des mesures peuvent être faites en route en utilisant des sondes perdables (type XBT : mesure du profi l de température). Le profi l célérité/profondeur est obtenu en combinant la mesure de température avec la salinité issue de bases de données statistiques.

L’opération simultanée d’outils acoustiques multiples sur la même plate-forme cause un risque d’interférences entre systèmes travaillant à des fréquences proches. Les fi ltrages fréquentiels ou spatiaux (directivité) des divers systèmes ne suffi sent pas à les protéger contre les signaux parasites issus des voisins. Ceci impose donc l’utilisation d’une centrale de synchronisation acoustique, qui permet de gérer de façon optimale les instants d’émission de chaque système.

Conclusion

Les navires océanographiques modernes mettent en œuvre une très riche variété de systèmes acoustiques sous-marins. L’évolution des performances de mesures leur confère des capacités très performantes d’investigation du milieu marin

dans ses diverses composantes (géologique, biologique, physique). La conception des navires doit largement tenir compte de ce rôle de plate-forme instrumentée, tant dans leur structure que dans leurs caractéristiques acoustiques propres de niveau de bruit. La mise en œuvre simultanée de multiples systèmes acoustiques doit s’accompagner de précautions spécifi ques.

Références internet

[1] Site internet de la fl otte IFREMER : www.ifremer.fr/fl otte

[2] Site internet Teledyne RDI : www.rdinstruments.com

[3] Posidonia – manuel utilisateur – Thomson Marconi Sonar – janvier 1999

[4] Site internet Kongsberg : www.km.kongsberg.com

[5] Site internet Reson : www.reson.com

[6] Site internet IXSEA : www.ixsea.com ■

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Développements électroacoustiques en sismique marine Très Haute Résolution

Le contexte scientifi que

Les outils modernes de reconnaissance et de cartographie permettent l’acquisition de données sismiques depuis l’échelle régionale, où les opérations de reconnaissances sismiques à forte pénétration permettent d’imager les séries profondes, jusqu’à l’échelle des corps sédimentaires, des glissements sous-marins ou encore des zones à hydrate de gaz. Dans ces derniers domaines, les systèmes sismiques conventionnels tractés en surface présentent des limitations en terme de résolution, limitations qui rendent impossibles la mise en évidence par grande profondeur d’eau de fi gures sédimentaires détaillées.

Des illustrations du besoin de cette résolution peuvent être trouvées tant dans le domaine industriel (recherche appliquée) que dans le domaine académique (recherche fondamentale) [1] :

- Le transport sédimentaire au-delà du plateau continental se fait au travers du phénomène des avalanches sous-marines à l’origine de la création d’éventails sédimentaires sous-marins. Les turbidités ainsi déposées constituent un type particulier de corps sédimentaire, dont l’étude dans les systèmes actuels permettra de développer des modèles de réservoirs analogues aux dépôts fossiles devenus gisements d’hydrocarbure.- La déstabilisation thermique des hydrates de gaz présents dans les sédiments marins pourrait jouer un rôle fondamental dans les changements climatiques par libération de méthane, d’autre part cette déstabilisation pourrait être à l’origine de grands glissements de terrain, tels les glissements de Storegga au large de la Norvège.

L’acquisition de données sismiques THR répondant aux besoins scientifi ques des géosciences marines s’est traduite par des développements technologiques importants à l’IFREMER sur la période 1996-2005. Ces réalisations innovantes en

Yves Le Gall, Bruno MarssetIFREMER-BrestTSI/ASBP 7029280 PlouzanéFranceTél. : 02 98 22 40 40E-mail : [email protected] : [email protected]

RésuméLa sismique réfl exion marine Haute ou Très Haute Résolution (HR ou THR), mise en œuvre pour les reconnaissances géotechniques des sols superfi ciels, utilise des fréquences comprises entre quelques centaines de Hz et quelques kHz. Ceci lui confère un pouvoir de résolution métrique ou décamétrique, associé à une pénétration de quelques dizaines à quelques centaines de mètres, fonction de la nature des sols reconnus.Les systèmes conventionnels sont constitués d’émetteurs et d’antennes linéaires de réception remorqués en surface. Afi n d’augmenter les résolutions latérale et verticale, et de limiter les pertes en transmission par divergence sphérique, l’IFREMER a développé plusieurs outils de sismique marine remorqués près du fond permettant ainsi de répondre aux nouveaux besoins de reconnaissance en mer profonde (risques naturels, exploration industrielle…).L’utilisation d’une source ou d’un récepteur sismique par grande profondeur est confrontée au problème de la pression hydrostatique ambiante. Les transducteurs d’émission basse fréquence et large bande, issus de la technologie Janus-Helmholtz, et les antennes de réception ont été ainsi adaptées aux très grandes immersions (6 000 m).

AbstractHigh to Very High Resolution marine seismics are of common use to build and refi ne models of sediment processes and to explore, for instance, relationships between sediment stratigraphy and sea level variations. The frequency range of this technology lays between 200 and 4 000 Hz, providing a vertical resolution of metric to sub-metric scale.Marine experiments with seismic source and receivers towed close to the seafl oor are set up in order to limit the energy loss related to wave front divergence and unwanted 3D effects or diffraction hyperbolas deteriorating the quality of the resulting seismic image. The technological challenge was thus to provide users with appropriate seismic acquisition system able to deal with high hydrostatic pressure which forbids the use of any conventional surface-towed explosive source.The Janus-Helmholtz acoustic source, initially designed for low frequency active sonar, allows a wide frequency bandwidth and offers a highly repeatable acoustic signal perfectly tailored for accurate soil characterisation. The potential of this acoustic sources may be achieved only if the receiving array is able to take full advantage of the quality of the emitted signal and therefore hydrophones and streamer were designed to meet those requirements.

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électroacoustique sous-marine, relatives aux transducteurs d’émission, à l’électronique de puissance associée, et aux antennes de réception, ont mené à la réalisation de deux démonstrateurs THR et HR dont les caractéristiques principales et les résultats scientifi ques sont présentés dans ce document.

Le transducteur d’émission Janus-Helmholtz

Description et performances

Conçu par le département Lutte Sous-Marine de DCN Ingénierie Sud pour ses applications en sonar actif, le transducteur Janus-Helmholtz est composé d’un moteur piézoélectrique de type Janus, c’est-à-dire d’un pilier de céramiques inséré entre deux pavillons identiques (Fig. 1). Cette structure est montée à l’intérieur d’un boîtier ou baffl e cylindrique ouvert en son milieu, créant ainsi l’évent de ce transducteur de type bass-refl ex, le découplage pavillons-boîtier étant assuré par une fente de quelques millimètres. En basses fréquences, le mouvement de compression-dilatation de la colonne active autorise un bon couplage avec les pavillons rayonnants. Une tige de précontrainte centrale assure la rigidité de l’ensemble, et permet aux céramiques de travailler dans leur mode favorable de compression [2].Pour des applications en moyenne profondeur, des tubes élastiques en Composite Verre-Résine remplis d’air sont insérés dans la cavité du transducteur, de façon à couvrir une bande plus basse en fréquence. L’écrasement de ces tubes soumis à la pression hydrostatique limite malheureusement

l’immersion à quelques centaines de mètres. Pour les applications en sismique marine par grande immersion, la suppression de ces tubes et la mise en précontrainte par des haubans extérieurs au pilier de céramiques permettent de bénéfi cier d’un transducteur à immersion libre, c’est-à-dire capable d’opérer quelle que soit la pression hydrostatique. La directivité axiale qui en résulte s’explique par l’amortissement du phénomène de résonance de Helmholtz dépendant de l’élasticité de la cavité.

Ce transducteur présente un excellent rapport entre la puissance acoustique générée et son encombrement. Il est large bande passante en raison du couplage entre deux structures résonnantes, le moteur Janus, et la cavité délimitée par le boîtier et les pavillons [3]. Comparé aux sources sismiques conventionnelles de type sparker ou boomer, il présente les avantages de la grande immersion, de la répétitivité de l’émission, et donc de la bonne connaissance du signal émis. La différence de niveau entre les sources sparker et piézoélectriques est compensée par l’utilisation de modulations de fréquences longue durée associées à un traitement cohérent.

Modélisation

ATILA (Analyse de Transducteurs par Intégration des équations de Laplace) est un code de calcul par éléments fi nis spécialement développé pour permettre la modélisation de transducteurs rayonnant dans un fluide. Il peut être utilisé pour une analyse statique, modale ou harmonique de structures élastiques, piézoélectriques ou magnétostrictives [4]. Le Janus-Helmholtz étant un transducteur à symétrie de révolution qui, de plus, présente un plan de symétrie, il est possible d’effectuer un calcul bidimensionnel. Le néoprène de vulcanisation et les pertes globales insérées sous forme de matrices complexes sont pris en compte dans le modèle.

Toutes les grandeurs électroacoustiques essentielles sont accessibles : la sensibilité à l’émission (Sv) (rapport entre la pression acoustique à 1 m et la tension électrique appliquée aux bornes du transducteur), les diagrammes de directivité, l’impédance électrique du capteur assimilé à une résistance

et une capacité parallèles. Les iso-valeurs de pressions acoustiques, de déplacements, de potentiels électriques et de contraintes sont également disponibles. La fi gure 2 représente un exemple de vue 3D d’une simulation de ce type de transducteur.

Adaptation à la sismique marine haute et très haute résolution

Le Janus-Helmholtz retenu pour l’application sismique THR (JH650-6000 ; Fig. 3) permet dans un encombrement relativement modeste (longueur : 612 mm ; diamètre : 456 mm) de couvrir la bande fréquentielle [650, 2 000 Hz], avec une sensibilité axiale supérieure à 132 dB (réf. 1 µPa/V à 1 m) (Fig. 4).

Dimensions et poids du transducteur (90 kg dans l’air ; 55 kg dans l’eau) facilitent son intégration dans un poisson remorqué.

Pour l’application sismique HR, en vue d’augmenter la pénétration tout en conservant une résolution verticale métrique, l’utilisation du code ATILA a permis de dimensionner un transducteur Très Basse Fréquence (TBF) à immersion libre présentant deux octaves de bande passante et une sensibilité

Fig. 1 : Le moteur de type Janus Fig. 2 : Exemple de modélisation du transducteur Janus-Helmholtz

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axiale élevée (JH250-6000 ; Fig. 5 et 6). En raison de sa gamme de travail [250, 1 000 Hz], dimensions et poids de ce capteur électroacoustique (longueur : 1 120 mm ; diamètre : 716 mm ; 450 kg dans l’air) sont largement supérieurs en sismique HR.

L’électronique de puissance

Caractéristiques

L’utilisation d’une source tractée en moyenne profondeur (quelques centaines de mètres) peut être envisagée avec un amplifi cateur de puissance à bord du navire porteur. Les problèmes de rendement ne sont pas fondamentaux et le choix peut être porté sur un amplifi cateur linéaire, dont le rendement est de l’ordre de 50 %. Pour une application grands fonds, cette confi guration ne peut plus être retenue et l’amplifi cateur de puissance doit nécessairement être intégré au voisinage du transducteur. Les puissances requises pour atteindre des niveaux d’émission supérieurs à 195 dB (réf. 1 µPa à 1 m) compliquent le problème de l’évacuation thermique et le rendement de l’amplifi cateur doit être maximal. Les solutions à

découpage, dites de classe D, présentent alors des avantages certains par rapport aux amplifi cations linéaires, en raison de leur rendement supérieur à 80 %.Un amplifi cateur à découpage a été spécifi quement développé pour le pilotage des deux transducteurs JH650-6000 et JH250-

6000 (Fig. 7). Ses caractéristiques principales sont, d’une part son aptitude à piloter des charges réactives et variables avec la fréquence, et, d’autre part, une forte puissance afi n de bénéfi cier d’un niveau d’émission cohérent avec les objectifs de pénétration du système. Dans un but de compatibilité avec les deux transducteurs, la bande passante de l’amplifi cateur couvre la gamme [200, 2 500 Hz], et la tension maximale de sortie est d’environ 1 500 Vrms.

Dans le but de limiter la puissance réactive, une inductance est montée en parallèle sur la sortie. Elle permet d’équilibrer la puissance apparente dans la bande fréquentielle de fonctionnement de la chaîne d’émission et sa valeur est fi xée pour un accord optimal avec le transducteur TBF JH250-6000, plus exigeant en termes de puissance électrique. La puissance maximale de l’amplificateur est de 5 kVA, ses composants étant dimensionnés pour une puissance maximale de 6,5 kVA.

Fig. 3 : Le transducteur JH650-6000 Fig. 4 : Sensibilité à l’émission axiale du transducteur JH650-6000

Fig. 5 : Le transducteur JH250-6000 Fig. 6 : Sensibilité à l’émission axiale du transducteur JH250-6000

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Signaux d’émission

Les signaux d’émission sont des Modulations Linéaires de Fréquences (MLF) dont la durée oscille classiquement entre 50 et 200 ms. Pour éviter d’intégrer une résistance d’étouffement interne qui pourrait compliquer l’évacuation thermique, et pour obtenir un niveau d’émission constant, les variations de sensibilité des transducteurs sont compensées par modulation d’amplitude adaptée. À cette modulation d’amplitude se rajoute une double pondération en début et en fi n de signal pour, respectivement, limiter le courant initial, et réduire la puissance apparente en fi n de bande. L’amplifi cateur se programme en début ou en cours de déploiement, par l’intermédiaire d’une liaison série. Les quatre gabarits différents téléchargés tiennent compte du choix du transducteur, du contenu fréquentiel du signal, du choix des modulations d’amplitude, de la durée, du niveau et de la récurrence du signal. Pour chaque motif, la tension de sortie théorique est affi chée (Fig. 8). À pleine puissance, le niveau d’émission pour les deux applications THR et HR est constant et égal à 196 dB (réf. 1 µPa à 1 m) dans les bandes [650, 2 000 Hz] et [250, 1 000 Hz].

L’antenne de réception analogique monovoie

Description et performances

La réception des signaux sismiques s’effectue sur une antenne linéaire remorquée, appelée communément fl ûte ou streamer. Les capteurs électroacoustiques internes sont des hydrophones qui convertissent par effet piézoélectrique direct la pression acoustique en tension électrique, leur fonction de transfert étant dénommée Sensibilité hydrophonique (Sh). Le signal de tension est ensuite fi ltré (passe bande) et amplifi é par l’intermédiaire d’un préamplifi cateur à gain fi xe ou variable.Les hydrophones classiquement utilisés en sismique conventionnelle de surface ne sont pas adaptés aux grandes profondeurs, et leurs performances évoluent avec l’immersion. Dans le cadre du projet de sismique HR et THR par grande profondeur, une antenne linéaire analogique monovoie d’une

dizaine de mètres de longueur a été spécifi quement développée (Fig. 9). Les hydrophones retenus sont des TUBA6000, dont la sensibilité hydrophonique est élevée (Sh = -193 dB (réf. 1 V/μPa)) et quasi-indépendante de l’immersion (perte de 1 dB

entre 0 et 6 000 m) ; ils sont opérationnels dans la bande de fréquence [0, 15 kHz]. Afi n de bénéfi cier d’une directivité permettant de fi ltrer les bruits éventuels en provenance du porteur, la voie est constituée de six hydrophones montés électriquement en parallèle, l’espace intercapteurs étant de 30 cm. Le préamplifi cateur utilisé, de gain fi xe 35 dB, est, quant à lui, en parfaite équipression. Le faible bruit électrique induit par ce circuit permet de bénéfi cier de capacités d’écoute très élevées jusqu’à 3 kHz (Mer 0, soit le plus faible niveau de bruit ambiant dans l’océan).

Mise en œuvre et résultats

L’acquisition de données sismiques par grande immersion requiert un matériel de mise en œuvre lourd tant au niveau du support naval que du matériel propre à la mesure. L’utilisation de câbles électro-opto-porteur de grande longueur nécessite le développement de protocole de transmission de données

Fig. 7 : Électronique de puissance 5 kVA Fig. 8 : Pilotage numérique de l’amplifi cateur de puissance et exemple de tension électrique de sortie théorique

Fig. 9 : Flûte sismique 6 000 m

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numériques (dialogue fond-surface, synchronisation émission-réception…), mais aussi l’adaptation de l’alimentation électrique Haute Tension de l’amplifi cateur de puissance aux caractéristiques du câble. Le positionnement du vecteur immergé est réalisé, quand à lui, par liaison acoustique avec le navire (base ultra-courte). Les résultats présentés ont été principalement obtenus dans le cadre de campagnes technologiques d’essais à la mer des différents transducteurs développés (Fig. 10).

Marge marocaine (2 002) : l’objectif de cette campagne a dressé l’étude de la présence de fl uides associée à des phénomènes de fracturation dans un contexte sédimentaire caractérisé par la présence de nombreux volcans de boue. Les données acquises avec la chaîne d’émission JH650-6000 associée à une fl ûte de réception analogique ont permis la mise en évidence de nombreuses fi gures d’échappement de fl uide associées ou non à des failles de croissance syn-sédimentaires (Fig. 11).

Golfe de Guinée (2 004) : la campagne NERIS2 au large de l’Angola visait à une caractérisation des risques géologiques/géotechniques de sub-surface en mer profonde. Les mesures géotechniques réalisées durant cette reconnaissance consistaient en des mesures locales dont la corrélation a pu être menée par le biais de l’acquisition de profi ls sismiques

remorqués fond de mer utilisant le transducteur d’émission JH650-6000 associée à une fl ûte de réception numérique monovoie (Fig. 12).

Marge armoricaine (2 005) : la première mise en œuvre du transducteur d’émission JH250-6000 a été menée lors d’une campagne d’opportunité sur le plateau de Meriazdek en Atlantique Nord. L’objectif des essais consistait dans l’évaluation de la profondeur de pénétration du nouveau transducteur en fonction de sa fréquence de travail (250-1 000 Hz). La profondeur atteinte durant les essais est de l’ordre de 400 mètres dans ce contexte géologique, valeur en tous points conforme aux spécifi cations du projet (Fig. 13).

Transfert opérationnel et évolution du système

Projet EXOCET

Les résultats obtenus avec les différents démonstrateurs développés conduisent l’IFREMER à entamer la réalisation en maîtrise d’œuvre d’un nouveau système remorqué à configuration variable, à destination de la communauté scientifi que. Ce développement, basé sur la confi guration d’un engin existant, le SAR (lest lourd et poisson neutre

Fig. 10 : Mise en œuvre de la sismique THR Golfe de Guinée (2 004)

Fig. 11 : Acquisition marge marocaine (2 002), JH650-6000 : mise en évidence de la présence de fracturation associée à des fl uides par le calcul des attributs d’amplitude

Fig. 12 : Acquisition Golfe de Guinée (2 004) : comparaison qualitative d’une section sismique conventionnelle surface (gauche) et d’une section sismique remorquée fond de mer THR (droite)

Fig. 13 : Acquisition marge armoricaine (2 005), JH250-6000 : pénétration de l’ordre de 400 m dans cet environnement sédimentaire

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et stable) couplé au câble optique du ROV Victor 6000, et intégrant les capteurs innovants essentiels : sismique près du fond, sonar latéral et bathymétrique haute-résolution grande-couverture, s’appuie sur les compétences, l’expérience et les moyens acquis dans l’Institut sur cette fi lière d’engins et de capteurs.L’architecture générale du système est donc basée sur le câble électro-opto-porteur du ROV Victor terminé par un lest instrumenté pesant (Fig. 14), auquel est relié à l’extrémité d’une laisse, un véhicule neutre et stable (Fig. 15). Le lest est dit instrumenté, car il est dimensionné pour intégrer la source sismique choisie, son amplifi cateur associé, l’alimentation et la télétransmission générales du système et les différents capteurs de navigation associés (balise de positionnement, altimètre, capteur d’immersion).Le véhicule qui est basé sur le poisson SAR transformé en plate-forme d’accueil, est dimensionné pour intégrer un sonar latéral-bathymétrique, un sondeur de sédiment et une fl ûte sismique (mono ou multitraces) et d’autres capteurs éventuels (magnétomètre, CTD, ADCP, EK60).

Réception multivoie

Une caractérisation quantitative partielle du milieu est réalisée par le calcul des attributs sismiques d’amplitude et d’atténuation. La connaissance des fonctions de transfert émetteur et récepteur permet en effet, d’une part, une évaluation des coeffi cients de réfl exion par bilan d’énergie et, d’autre part, une approche de l’atténuation intrinsèque du matériau par la méthode de rapport des spectres ou de décalage de la fréquence centrale. Les caractéristiques géo-acoustiques ainsi déterminées peuvent alors être corrélées à des données géotechniques issues de puits ou de sondage permettant ainsi l’extrapolation de ces données.

L’absence d’information sur les vitesses de propagation dans le milieu limite néanmoins les possibilités de caractérisation et de corrélation, les paramètres géo-acoustiques étant référencés en temps de trajet. L’application des méthodes conventionnelles de détermination de vitesses de propagation (Normal Move Out, migration itérative…) passe par le développement et la mise en œuvre d’une antenne de réception multivoies permettant l’observation du milieu

sous différents angles d’incidence. Cette approche fait actuellement l’objet d’une étude amont afi n de proposer une solution technologique au problème du positionnement absolu des couples source-récepteur.

Industriels/Équipe projet

Les industriels impliqués dans les divers développements technologiques en sismique marine par grande profondeur sont : IXSEA (réalisation des transducteurs d’émission et des antennes de réception), DEGREANE (étude et réalisation de l’électronique de puissance), PONS (fourniture des hydrophones TUBA6000), et METRASOL (fourniture des préamplifi cateurs).

L’équipe IFREMER de développement est constituée de : Marc DERRIEN, Stéphane DIDAILLER, Yves LE GALL, Pierre LEON, Bruno MARSSET, Éric MENUT, et Jean-Pierre REGNAULT.

Références bibliographiques

[1] Marsset T., Marsset B., Vagner P., Sultan N., Voisset M., Cauquil E., submitted (2 006). Geohazard investigation on the Niger continental slope : New insights from near bottom geophysics. Submitted to Marine Geology.

[2] Le Gall Y. (1 994). Transducteur basse fréquence, grande immersion, large bande et à rendement élevé, pour l’océanographie acoustique. Revue l’Onde Electrique – Vol. 74, n° 5.

[3] Le Gall Y., Boucher D., Lurton X. (1 993). Depth-unlimited versions of the Janus-Helmholtz : a new interpretation of working principles – Some experimental results. Proceedings of U.D.T., Cannes.

[4] Hamonic B., Debus J.-C., Decarpigny J. N (1 990). The fi nite element code ATILA. Proceedings of the workshop on Power Transducers for Sonics and Ultrasonics. ■

Fig. 14 : Lest instrumenté pesant. Projet EXOCET Fig. 15 : Véhicule neutre type SAR. Projet EXOCET

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L’imagerie acoustique, les enjeux

La perception dans le milieu aquatique est un enjeu à la fois civil et militaire. En effet, l’exploration du milieu sous-marin est primordiale pour les grands groupes pétroliers, l’hydrographie et l’océanographie. Dans le même temps, la connaissance des fonds marins est indispensable au déploiement de navires lors de confl its. Afi n de répondre à ces attentes et d’imager le fond marin, les moyens optiques ne sont pas des outils idéaux, les ondes électromagnétiques se propageant très diffi cilement dans le milieu aquatique. Les ondes acoustiques se sont rapidement imposées dans le domaine de la détection sous-marine grâce à leur pouvoir de propagation plus important. Les systèmes sonar (SOund Navigation Ranging) sont donc devenus des moyens privilégiés de cartographie de l’environnement sous-marin.

Le sonar actif à vision latérale, concept très utilisé en imagerie sous-marine, est apparu à la fi n des années 50. Ce système permet d’obtenir une représentation de l’environnement (Fig. 1).Comme toute autre image, le critère de qualité d’une image sonar est sa résolution, permettant ainsi de voir avec précision les objets présents sur le fond marin. Par contre, ce qui est spécifi que à l’imagerie sonar c’est l’utilisation des ombres acoustiques pour reconnaître ces objets. De

plus, la qualité d’un système de levé de fond réside dans sa capacité à couvrir rapidement une zone donnée. Son taux de couverture est donc un paramètre primordial. Pour améliorer ces deux paramètres, des recherches sont actuellement menées afi n de perfectionner les techniques d’imagerie sonar. La technique du sonar à ouverture synthétique fait partie de ces nouveautés.

Le Sonar à Antenne Synthétique (SAS), application à la guerre des mines

Maud AmateGroupe d’Études Sous-Marines de l’Atlantique (DGA/GESMA)BP 4229240 Brest ArméesE-mail : [email protected]

Alain HétetGroupe d’Études Sous-Marines de l’Atlantique (DGA/GESMA)BP 4229240 Brest ArméesE-mail : [email protected]

Michel LegrisLaboratoire E3I2EA3876ENSIETA2 rue F. Verny29800 Brest CEDEX 9E-mail : [email protected]

RésuméCet article propose d’étudier l’avancée représentée par la synthèse d’ouverture dans l’imagerie acoustique appliquée à la lutte contre les mines. En effet, cette technique repose sur l’utilisation de sonars actifs et de leur trajectoire afi n de constituer une image de haute résolution du fond marin et des objets qui s’y trouvent. Après avoir balayé la problématique de l’imagerie acoustique, la première partie de l’article présentera un bref historique de la synthèse d’ouverture. Une seconde partie abordera les questions propres au traitement d’antenne synthétique comme la nécessité de la compensation des mouvements du sonar et la formation de l’image. Enfi n, nous aborderons l’utilisation de basses fréquences (de 1 à 80 kHz) associées à cette technique pour imager les objets enfouis dans les premiers mètres de sédiments. De nombreuses données réelles acquises en mer appuieront ces propos.

AbstractThis article proposes to study the synthetic aperture sonar (SAS) and the improvements it allows in acoustic imagery for mine countermeasures. Indeed, this technique uses active sonars and their trajectory to form a high resolution image of the seabed. After a short overview on underwater acoustic imagery, this paper will present a brief history of the synthetic aperture technique. Then, some questions relative to synthetic aperture algorithms will be discussed. Among them, we will focus on the motion compensation requirement as well as the beamforming techniques. Finally, we will present the use of SAS imagery in low frequencies (from 1 to 80 kHz) to detect objects buried in the fi rst layer of sediment. Real data acquired at sea will illustrate this argumentation.

Fig. 1 : Exemple d’image du fond marin obtenue avec un sonar latéral haute résolution.

Basse Hermine, au nord de Camaret, Brest

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La synthèse d’ouverture, historique et principes

L’histoire du sonar à ouverture synthétique est très étroitement liée à celle du radar. En effet, les premiers développements de la synthèse d’ouverture ont été menés en imagerie radar aéroporté (SAR : Synthetic Aperture Radar) dans les années 1950 puis en imagerie satellite. Le premier satellite équipé d’un radar à antenne synthétique est lancé en 1978. Dans ce domaine, les applications civiles et militaires ont obtenu une

amélioration de la couverture de zone combinée à une cellule de résolution plus fi ne. Le succès de la synthèse d’ouverture dans ces domaines l’a rendue indispensable à l’obtention d’images haute résolution des sols et il est à l’origine de l’engouement de ces dernières années quant à l’application d’une telle technique en imagerie sonar [1].

Les premières études en sonar à antenne synthétique (SAS) datent des années 1970 avec différents brevets [2][3][4], et

articles sur la théorie du SAS par Cutrona en particulier en 1975 [5] et 1977 [6]. La figure 2 illustre le principe du traitement SAS.

La format ion de vo ie synthétique consiste en l’intégration cohérente des voies sonar le long de la trajectoire afin d’obtenir une longueur d’antenne synthétique plus grande que la longueur d’antenne réelle. La longueur d’antenne étant inversement proportionnelle à la résolution atteignable, plus cette antenne est longue, meilleure est la résolution (voir encadré).Fig. 2 : Schéma de principe du traitement d’antenne synthétique

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En pratique, cette antenne sonar dépend d’un porteur dont les mouvements de roulis, tangage, lacet, cavalement, embardée et pilonnement vont rendre plus diffi cile l’intégration le long de la trajectoire.Les premières expérimentations en mer ont été menées dans la fi n des années 1980 et le début des années 1990. Parmi ces essais, sous couvert d’un projet européen, Manell Zakharia a mené des expérimentations avec le sonar à antenne synthétique basse fréquence ACID/SAMI. Fonctionnant autour de 8 kHz, ce sonar de surveillance grand fond a donné des résultats intéressants explicités dans [7]. Dans le même temps, on note les travaux de P. Gough et M. Hayes de l’université de Canterbury en Nouvelle-Zélande avec un prototype de SAS monté sur un « poisson » remorqué (KIWI-SAS) [8]. Ce sonar émettait alors dans deux bandes de fréquence : 20 – 50 kHz et 80 – 100 kHz. En France, des expérimentations débutent en 1994 sur un rail sous-marin dans la rade de Brest.Par ailleurs, le milieu marin et l’utilisation de l’onde sonore rendent la synthèse d’ouverture plus délicate en sonar qu’en radar. Plusieurs solutions ont été apportées afi n, d’une part, de minimiser l’infl uence des perturbations de trajectoire du porteur d’antenne et, d’autre part, dans le but d’augmenter le taux de couverture. Dès lors, de nombreuses expérimentations ont été effectuées afi n de mettre au point des algorithmes de focalisation et de compensation de mouvements. On note notamment, dans les années 1990, les travaux du CSS (Coastal Systems Station) aux États-Unis avec le sonar HF/LF SAS ayant deux bandes de fréquence de travail : 10 – 30 kHz et 165 – 195 kHz [9].

Au cours des différentes expérimentations, l’utilisation d’antennes de réception multi hydrophones a suscité une nouvelle approche. En effet, l’utilisation de la cohérence entre paires d’hydrophones pour des pings successifs permet d’estimer la trajectoire du porteur. Parmi les techniques développées, on note celle de Thales Underwater Systems (TUS) en France : le P2C2 (Ping-to-Ping Cross-Correlation)[10]. De même, une technique de micronavigation appelée DPC (Displaced Phase Centre) a été présentée par le NURC (NATO Undersea Research Centre) dans les années 2000 [11]. L’évolution technologique des systèmes de positionnement parallèlement au développement d’algorithmes d’autofocalisation apporte cependant un peu plus de liberté dans les mouvements du système SAS.

Des résultats décisifs

Dans ce paragraphe, nous présentons les résultats de traitement obtenus par le GESMA lors de différentes campagnes d’essais en mer. En 1999, le GESMA, en coopération avec le centre de recherche anglais DERA, a mis en œuvre un sonar à antenne synthétique (SAS) sur un rail sous-marin en rade de Brest. Cette campagne mettait en œuvre un sonar ayant une fréquence centrale de 150 kHz avec une bande de 60 kHz donc une longueur d’onde moyenne de 1 cm. La fi gure 3 présente une image résultat de cette campagne. La résolution atteinte est de 4 cm à 50 m de distance (au lieu de 1,8 m avec l’antenne physique) [12]. La volonté d’aller vers un système plus opérationnel et réaliste est illustrée par plusieurs essais en mer avec des SAS montés sur des porteurs réels. En 1997, des essais ont été réalisés en baie de Douarnenez [13] avec un robot téléopéré muni d’un

sonar. La fi gure 4 présente une image obtenue lors de cette campagne avec une fréquence centrale de 405 kHz et une bande de 12 kHz. On y voit une sphère d’un mètre de diamètre posée sur le fond avec une résolution de 36 cm.

Une campagne réalisée par le NURC en 2000 est un autre exemple de système plus réaliste. Le sonar à antenne synthétique était remorqué et fonctionnait dans la bande de fréquence 90 - 110 kHz. La fi gure 5 présente une image résultat de cette campagne. La résolution atteinte est de 7 cm à 50 m (au lieu de 80 cm en antenne physique). Cette fois, les algorithmes développés prenaient plus fi nement en compte des mouvements du porteur [14].

Fig. 3 : Exemple d’image de trois maquettes de mines modernes obtenue à 55 m. Zone de 15 m × 10 m. {Support GESMA, données DERA, traitement ENSIETA/GESMA}

Fig. 4 : Exemple d’image de sphère obtenue avec un SAS monté sur un robot téléopéré. De gauche à droite, image sans traitement SAS, image après intégration sur 8 pings et compensation de mouvement, photos représentant le robot et la cible imagée

Fig. 5 : Exemple de 6 objets obtenu avec un sonar remorqué à 50 m. Zone de 30 m × 30 m. {Support NURC, données NURC, traitement ENSIETA/GESMA} et photo du sonar sur le rail du GESMA

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Si ces expérimentations sont issues de la guerre des mines, le monde civil s’intéresse également au SAS. Ainsi, en 2001, le projet IMBAT de Thales Underwater Systems a permis d’imager le fond marin à très grandes distances à l’aide d’un sonar à antenne synthétique interférométrique (technique permettant d’obtenir une image en trois dimensions des fonds marins). Grâce à ce sonar monté sur un « poisson » remorqué, des images du canyon du Var en mer Méditerranée (2 000 m de hauteur d’eau) ont été obtenues. La fréquence centrale utilisée était de 45 kHz avec une bande de 10 kHz [15].

Les challenges de la synthèse d’ouverture

Aujourd’hui, le traitement d’antenne synthétique est une technique mature. Il n’est plus question de savoir si ça marche mais comment le rendre toujours plus effi cace, plus robuste et quelles vont être les applications qui profi teront de ces avancées. Les critères principaux de performance d’une antenne sonar étant la résolution et le taux de couverture, ce sont ces deux grandeurs que l’on cherche dorénavant à améliorer.Normalement, la résolution d’une antenne est inversement proportionnelle à la fréquence centrale et la longueur d’antenne. Dans le cas de l’antenne synthétique, en augmentant la longueur d’antenne, on peut ainsi obtenir une résolution plus fi ne (voir encadré). Une autre restriction réside dans la connaissance précise des retards des voies d’antenne, donc des mouvements du porteur. Ceci est d’autant plus important que le nombre de récurrences à intégrer est élevé. Pour avoir une bonne connaissance des mouvements de l’antenne à partir des données sonar, il faut que le déplacement longitudinal entre deux récurrences n’excède pas la demi-longueur de l’antenne physique :

.

En comparaison avec l’application de la synthèse d’ouverture dans le domaine radar, la compensation de mouvement est rendue beaucoup plus diffi cile pour le sonar en raison de la faible vitesse du son dans l’eau et de l’écartement de trajectoire important avec la ligne droite idéale. La fi gure 6 illustre le principe de la compensation de mouvement.

Cette problématique a donné lieu ces dernières années à de nombreuses recherches dans le domaine des techniques dites d’autocalibration. Le principe de l’autocalibration réside

dans la comparaison des signaux reçus sur deux capteurs entre une récurrence et la suivante. En recherchant les paires de capteurs les plus corrélées, on peut déterminer les mouvements du porteur entre chaque ping. Alors, on calcule de façon récursive les retards et les directions de pointage nécessaires pour la formation de voie synthétique. Cette méthode est connue sous le nom de DPC (Displaced Phase Centre).

D’autres méthodes utilisent les propriétés du signal reçu par chaque capteur pour déterminer le mouvement de l’antenne, on peut citer notamment le P2C2 (Ping to Ping Cross-Correlation). Ces techniques se sont révélées très efficaces pour compenser les mouvements du sonar.

Fig. 6 : Illustration de la compensation de mouvement ou comment tenir compte des mouvements du porteur dans le traitement SAS

Fig. 7 : Comparaison d’algorithmes de compensation de mouvement et images SAS résultantes. Images de l’épave de la Swansea Vale en baie de Douarnenez. (a) sans correction (b) DPC uniquement (c) données de navigation uniquement (d) Fusion de données DPC et navigation

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Cependant, la recherche de techniques toujours plus effi caces de correction a abouti au développement d’une méthode utilisant à la fois les données provenant des algorithmes de compensation de mouvement et les données provenant d’une centrale inertielle [16]. Ceci a montré une très bonne effi cacité. La fi gure 7 présente des images comparatives de ces méthodes. On note la différence de précision de focalisation entre chaque méthode.

Dans le même temps, la recherche de l’application SAS temps réel a incité à l’étude de nouveaux algorithmes de formation de voie. En acoustique sous-marine, la formation de voie correspond à la formation de l’image à partir des récurrences sonar. Dans ce domaine, la formation de voie temporelle est la plus traditionnelle. Elle a l’avantage d’être exacte et facile d’implémentation. Cependant, le temps de calcul nécessaire à sa mise en œuvre est très pénalisant. D’autres méthodes de formation de voie dans le plan fréquentiel sont apparues : les algorithmes « Omega K » et « ChirpScaling » [17]. Leur principal avantage est d’être généralement beaucoup plus rapides. De plus, ces méthodes très proches ont l’avantage d’être quasiment exactes. Elles présentent tout de même un inconvénient non négligeable, la géométrie de calcul étant fi gée, ces méthodes imposent une antenne linéaire uniforme. Enfi n, un nouvel algorithme appelé Fast Factorised Back Projection (FFBP) a été repris en 2002 par Banks et Griffi ths [18]. Cette méthode utilise une formulation temporelle de la formation de voie et propose un bon compromis entre la vitesse de calcul et la précision attendue. Elle est en particulier très bien adaptée aux trajectoires non rectilignes mais reste tout de même diffi cile à implémenter.

Enfi n, les nouveaux challenges de la synthèse d’ouverture se situent aussi dans l’apport de nouvelles informations. Le développement de l’interférométrie SAS apporte une connaissance de la confi guration en trois dimensions du fond marin. Par ailleurs, la détection d’objets jusqu’alors inaccessibles comme les objets enfouis devient enfin possible.

Le traitement SAS pour la détection desobjets enfouis

L’histoire du SAS est donc en partie étroitement liée aux applications militaires et en particulier à la détection et classification des mines navales. Alors que les sonars classiques permettent une bonne classifi cation en utilisant des fréquences élevées, l’apport du traitement SAS dans le domaine permet pour une même longueur d’antenne d’utiliser des fréquences plus basses tout en gardant une très bonne résolution (de l’ordre de 10 cm). Étant donné les propriétés des ondes sonores dans le milieu aquatique, plus les fréquences utilisées sont basses et plus l’onde se propage loin. De plus, les basses fréquences permettent de pénétrer le sédiment marin (l’onde est moins atténuée) et donc d’avoir des informations sur sa composition. Ce principe est d’ailleurs utilisé par les sondeurs de sédiments. L’utilisation du traitement SAS en basse fréquence permet alors de détecter les objets enfouis dans le sédiment. Cette application se révèle intéressante à la fois pour des applications civiles (suivi de pipeline par exemple) et pour des applications militaires (détection de mines enfouies). Cette thématique est actuellement principalement développée par les États-Unis, l’Allemagne et

Fig. 8 : Exemple d’image d’objets enfouis ou non à 20 m. Zone de 25 m × 12 m {support, données, traitement GESMA} C1 : cylindre enfoui ; R1 : rocher enfoui ; S1 : sphère enfouie ; S2 : sphère posée sur le fond

Fig. 9 : Exemple d’images obtenues avec un SAS basse fréquence monté en sonar de coque. En haut, de haut en bas sur l’image : cylindre non enfoui, cylindre semi-enfoui, cylindre enfoui et photos du bâtiment support et du sonar. En bas, images d’épaves en baie de Douarnenez

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la France. Pour sa part, le GESMA a conduit de nombreuses expérimentations en mer sur ce sujet depuis la fi n des années 1990. Tout d’abord un sonar à ouverture synthétique basse fréquence a été monté sur un rail dans la rade de Brest en 1999. Lors de cette campagne, les fréquences émises étaient comprises entre 14 et 20 kHz [19]. La fi gure 8 présente une image résultat de ces essais. On remarque la forme allongée des échos constituant le cylindre.

Sur cette image, on voit que l’utilisation des basses fréquences permet de pénétrer le sédiment et donc de détecter les objets enfouis qui ne l’étaient pas précédemment. De plus, on note que les échos sont beaucoup plus contrastés sur cette image, tout comme une absence totale d’ombre pour ces objets. Ceci rend d’autant plus diffi cile la classifi cation des objets. Par la suite, en 2002, le sonar a été monté en sonar de coque à bord d’un chasseur de mines opérationnel. Les fréquences étaient choisies entre 15 et 25 kHz [20], la fi gure 9 présente des images de cette campagne. Ces essais ont été réalisés en coopération avec le centre de recherche hollandais TNO, Defence, Security and Safety.

Les perspectives

Aujourd’hui, un certain nombre de sonars à antenne synthétique sont montés à bord de robots sous-marins. En effet, le sonar à antenne synthétique est très adapté aux robots sous-marins. Les dimensions d’antenne sont conformes aux dimensions des robots, ceux-ci apportent une stabilité intéressante pour le traitement et surtout conviennent parfaitement aux contraintes de vitesse imposées par le traitement synthétique. Ces systèmes sont jusqu’à présent des outils d’expérimentation et deviennent de plus en plus sûrs. Dans le même temps, dans un souci d’amélioration de la résolution et afi n de parvenir à la classifi cation des objets enfouis, le GESMA se dote d’un sonar utilisant en émission la technique paramétrique et en réception la synthèse d’ouverture. Ce sonar sera monté à bord du robot sous-marin du GESMA : le REDERMOR et devrait permettre d’obtenir une image en trois dimensions des objets enfouis.

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[15] D. Billon, F. Fohanno, “Two improved ping-to-ping cross-correlation methods for synthetic aperture sonar : theory and sea results”, Proc. MTS/IEEE Oceans’02, Biloxi, Mississippi, Etas-Unis, 2002

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[18] A. Hétet, “Contribution à la détection de mines enfouies dans le sédiment marin par synthèse d’ouverture basse fréquence”, Thèse, Université Paris 6, juillet 2003

[19] A. Hétet, M. Amate, B. Zerr, M. Legris, R. Bellec, J.C. Sabel, J. Groen, «SAS processing results for the detection of buried objects with a ship-mounted sonar», Seventh European Conference on Underwater Acoustics, ECUA 2004, Delft, The Netherlands, 5-8 July 2004 ■

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interférométrie est une technique qui prend une place de plus en plus importante dans les applications sonars et en particulier pour les sonars cartographiques. Ceci s’explique par la simplicité de mise en œuvre de cette technique et le gain de précision qu’elle apporte. Cet article propose d’analyser les fonctionnements de différents types de sonars cartographiques, en particulier les sonars latéraux et multifaisceaux. Dans un premier temps sont analysés les fonctionnements spécifi ques de ceux-ci, en mode classique puis en mode interférométrique. Si cette technique s’adapte très bien à ces appareils de télédétection, le traitement des données nécessite quelques précautions avant de pouvoir reconstruire de manière tridimensionnelle, l’environnement du fond sous-marin. Ces précautions concernent les hypothèses de base à respecter ainsi que la prise en considération de l’impact du bruit sur la qualité de la phase interférométrique. En défi nitive, l’interférométrie reste une technique simple qui permet d’accroître les performances des outils de télédétection sous-marine.

Introduction et principe de base

Le principe de la télédétection sous-marine moderne était à ses prémices assez original, puisque l’idée consiste à remplacer des méthodes de mesures physiques (perche ou plomb de sonde) par une chose immatérielle : une onde acoustique. Pour ce faire, il faut envoyer une onde dans le milieu de propagation sous-marin ; ce dernier module ou modifi e cette onde et une partie de celle-ci est captée par un récepteur. En général, récepteur et émetteur sont confondus par souci de simplicité. Concrètement, l’onde est modulée par les variations du fond sous-marin, par la présence d’objets ou d’inhomogénéités. Généralement ce sont ces modulations qui sont observées et interprétées. Ce premier principe de télédétection appliqué à la mesure d’une distance, a donné son nom au sonar (sound navigation and ranging). Les applications sonar ne se contentent pas seulement de la notion de modulation en fonction du temps (traitement de signal) mais elles s’intéressent également à la direction de la modulation

(traitement d’antenne), pour estimer la direction de l’écho. La suite présente des applications typiques de cartographie au travers de sonars multifaisceaux et de sonars latéraux. Cette description bien que non exhaustive permet de bien illustrer la problématique de l’interférométrie dans le cadre sous-marin.

Les différents types de sonars cartographiques

Cette section vise à donner une idée synthétique du principe de fonctionnement d’un sonar soit en vue de former une image (pour les sonars latéraux), soit de fournir des points de sondes pour les sondeurs multifaisceaux.

Sondeur multifaisceauxÀ partir des années 1980, avec la maîtrise de la technique des réseaux phasés, le sondeur bathymétrique peut par une combinaison de formation de voies à la réception former plusieurs cellules d’insonifi cation en une seule émission (un ping). Ces cellules sont réparties sur une ligne perpendiculaire à l’avance du navire ce qui permet au sondeur multifaisceaux d’avoir une fauchée plus large qu’un sondeur monofaisceau et sans trou de couverture. Cela diminue d’autant le nombre de passages parallèles à effectuer, augmentant ainsi le taux de couverture horaire. À titre indicatif, cette technique fournit une quantité importante de sondes à chaque émission sonar : les faisceaux sont ouverts de 1° en moyenne (voire moins pour les multifaisceaux de dernière génération, par exemple 0,5° pour le sondeur Reson Seabat 7 125) pour une couverture totale pouvant atteindre 2*75°, soit une largeur de la fauchée de 7,5 fois la hauteur d’eau sous le sondeur. Le nombre de voies formées en réception est couramment de plusieurs centaines (880 voies pour le récent Seabat 7 150). Les sondes bathymétriques ainsi mesurées atteignent une précision de 0,2 % de la hauteur d’eau. L’Organisation Internationale Hydrographique exige que la précision soit inférieure à 1 %. Le sondeur multifaisceaux est donc un outil privilégié pour les travaux d’hydrographie. La fi gure 1 présente la confi guration typique d’un échosondeur multifaisceaux.

Sonars cartographiques et interférométrie associée

Christophe Sintes, Didier Guériot, Gérard LlortGET/ENST-BretagneTechnopôle Brest-IroiseCS 8381829238 Brest CEDEX 3FranceE-mail : [email protected] : [email protected] : [email protected]

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Sonar latéralLe sonar latéral, comme son nom l’indique, insonifi e latéralement le fond et non verticalement comme précédemment pour le sondeur vertical. Le sonar latéral est un sonar à illumination à incidence rasante. Généralement, ce sonar se déplace à hauteur constante et proche du fond pour percevoir ce dernier à faible rasance. Pour ce faire, comme indiqué sur la fi gure 2, il est monté soit sur un poisson remorqué, soit sur un engin autopropulsé (AUV : Autonome underwater vehicle ; UUV : Unnamed underwater vehicle). Grâce à l’angle de rasance, la moindre variation de relief du fond génère une ombre portée sur le fond de dimension bien supérieure à l’objet, ce qui va aider à sa détection et éventuellement sa classifi cation.

Le sonar latéral émet une onde sonore brève (parfois modulée en fréquence associée à un traitement par compression d’impulsion), puis enregistre les signaux lui revenant du fond. Cette émission très directive est faite avec une ouverture réduite selon l’axe Y et importante dans le sens vertical. Seuls les réfl ecteurs présents dans une zone « large de ΔY » et qui s’étend de la verticale du sonar à la fi n de la portée, vont réémettre de l’énergie (cf. fi gure 2). Or, tous ces micro-émetteurs ne sont pas à la même distance du capteur, par conséquent, les instants d’arrivée de leurs contributions sur ce capteur sont différents : plus les réfl ecteurs sont éloignés du capteur, plus leurs échos arrivent tardivement.

Fig. 1 : Principe de fonctionnement d’un sondeur multifaisceaux

Fig. 2 : Principe du sonar latéral (avec coupe transversale sur une fauchée)

Fig. 3 : Exemple d’image issue d’un sonar latéral avec une illustration de l’évolution du niveau du signal reçu en fonction du temps

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La juxtaposition de ces tranches de fond sous-marin insonifi ées, fournit une représentation bidimensionnelle du signal réverbéré, visualisée sous forme d’image dont le contraste est associé à l’amplitude ou à l’énergie du signal. Pour que la représentation soit conforme, il faut que les zones d’illumination ne se chevauchent pas d’un ping à l’autre et que la couverture de la zone soit continue. La facilité d’interprétation et la qualité des images issues des sonars modernes sont étonnantes. La fi gure 3 montre la capacité de cette technique à former des images qui sont intuitivement faciles à interpréter tant la proximité est grande avec les images optiques. La similitude d’une telle image par rapport à une image « optique », correspondrait à une source de lumière rasante (issue du sonar) avec une caméra de visualisation située à la verticale de la scène. Néanmoins, la comparaison n’est pas aussi simple car autant le processus d’émission et d’illumination est conforme à une source lumineuse étendue disposée sur la trajectoire du sonar, autant le processus d’acquisition est temporel et non spatial comme dans le cas d’une caméra.

Limites des sonars cartographiques

Les deux types de sonars défi nis précédemment trouvent leurs limites. Le sonar latéral est incapable de percevoir un relief sans présence d’ombre c’est-à-dire dans le cas où les variations de relief sont parallèles à l’avancement du sonar ou quand la pente du relief est quasi parallèle à l’angle du plan oblique. Cette limite provient de la méthode d’acquisition en réception qui est basée sur un échantillonnage temporel du signal (par opposition à un échantillonnage angulaire) et peut rendre diffi cile une interprétation correcte, dans certaines conditions. Dans ce cas, il faut recourir à une représentation 3D du milieu pour le sonar latéral et en particulier, connaître l’angle d’arrivée du front d’onde (c’est-à-dire l’angle du plan oblique). L’interférométrie peut s’avérer une très bonne méthode pour remédier à ce problème ; en effet, elle permet grâce une mesure de différence de marche d’associer à chaque pixel de l’image un angle de visée et une distance, et de ce fait, une localisation.Pour un sondeur multifaisceaux, l’information angulaire est disponible et donnée par l’angle de formation de voie. Le principal problème du sondeur multifaisceaux est le dimensionnement de l’échantillonnage angulaire qui est contraint par la taille de l’antenne. En particulier, pour des angles rasants, la méthode de détection de l’instant d’arrivée du front d’onde dans l’angle solide de réception, trouve sa limite car la surface au sol insonifi ée est importante et la sonde est mal localisée en distance. La fi gure 1 (région de droite) illustre très bien ce problème.

Interférométrie [1]

L’interférométrie optique est basée sur la cohérence des photons issus d’un même train d’onde. Ces derniers étant en phase, ils peuvent interférer et donner des figures d’interférence. Le dispositif de Young tel que montré sur la fi gure 4, met en évidence ce phénomène.

La cohérence des deux ondes permet au produit scalaire de varier de – 1 à +1 et, ainsi d’amplifi er ou d’annuler l’intensité résultante I qui vaut alors :

(2)

Avec K une constante, E1, E2, les champs électrostatiques issus des deux fentes, et φ1, φ2 leurs phases respectives. Le terme d’interférence dépend la différence de marche Mδ entre les rayons. Celle-ci génère un déphasage Δφ qui explique la périodicité des raies.

avec λ , la longueur d’onde. (3)

Étant donné que les trains d’onde d’une onde lumineuse monochromatique ont une phase aléatoirement distribuée, ils sont décorrélés entre eux. En considérant un train d’onde particulier, les trains d’onde suivants ne participent pas à la sommation cohérente avec celui-ci. Ceci explique la raison pour laquelle, il est nécessaire d’utiliser une source lumineuse dite monochromatique (lampe à mercure ou à sodium, par exemple) car ces sources présentent un encombrement spectral très limité et un encombrement temporel (c’est-à-dire une longueur de cohérence du train d’onde) important. Ainsi, les photons qui se projettent sur l’écran, possèdent la même fréquence et sont en phase. La durée de la sommation par intégration est alors optimale.

Interférométrie sonar latéral [2]

La transposition de ce principe optique au sonar latéral est immédiate. Le fond marin réverbérant est associé à la source sonore monochromatique et les fentes d’Young aux deux antennes réceptrices du sonar. La source radiante, dans ce cas, n’est pas équidistante des deux antennes contrairement à la confi guration d’un dispositif de type « fentes d’Young » et la différence de marche provient de la non-équidistance des antennes à la source. L’écran a été « remplacé » par le calcul du produit scalaire des valeurs des deux champs de pression cohérents, mesurés sur les antennes.

Fig. 4 : Dispositif de Young & confi guration géométrique typique d’un sonar interférométrique

Sonars cartographiques et interférométrie associée

(1) En raison du phénomène de diffraction, les deux fentes se comportent comme deux sources lumineuses cohérentes (c’est-à-dire en phase) émettant leur énergie vers l’écran situé en arrière.

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Les signaux captés par les antennes subissent également les opérations classiques d’échantillonnage et de formation de voies. L’interférométrie se fait sur l’enveloppe complexe du champ de pression (homologue au champ électromagnétique, pour cette application) par multiplication des enveloppes complexes des signaux : *

ba SS avec Sa, l’enveloppe complexe de la voie a et Sb, l’enveloppe complexe de la voie b. L’argument de cette expression donne ba ϕϕ − c’est-à-dire la différence de phase instantanée (propriété des signaux en quadrature) des signaux Sa et Sb issus de la même onde plane (sous l’hypothèse cτ/2 » d).Cette différence de phase correspond à une différence de marche cos( )d θ ψ+ , avec ψ, l’angle d’inclinaison de la ligne formée par les deux antennes (ou « baseline ») par rapport à la verticale. Cette différence de marche dépend donc de l’angle d’arrivée θ de l’onde plane par rapport à la normale à la baseline et cet angle θ est relié à Δϕ par la relation suivante (d étant la longueur de la baseline).

(4)2 2cos( )M d

π πδ θ ψ

λ λΔΦ = = +

Cette relation est fondamentale pour l’interférométrie à émetteur commun. Dans le cas où le fond est illuminé avec deux sources émettrices/réceptrices distinctes, on obtient :

(5)4 4

cos( )M dπ πδ θ ψ

λ λΔΦ = = +

Ainsi, la détermination de l’angle θ d’arrivée du front d’onde, pour chaque point de la portée sonar, permet d’accéder à l’élévation de la cellule de résolution concernée. La relation (6) permet de calculer cette élévation moyennant la connaissance de la distance cible – sonar.

(6)

Interférométrie Sondeur multifaisceaux

L’interférométrie permet d’améliorer le positionnement de la sonde car la mesure de la distance sondeur-sol dans l’axe du faisceau est largement améliorée. Le principe de mise en œuvre est relativement simple et repose sur la création avec l’antenne de réception, de deux sous-voies dirigées vers la même direction d’intérêt, et dont les centres de phase sur l’antenne physique sont distants de quelques longueurs d’onde. Cela revient en quelque sorte, à diviser l’antenne en deux parties ou sous-antennes qui vont faire offi ce, comme dans le cas du sonar latéral, d’antennes distinctes, à la différence qu’elles pourront se superposer en partie (c’est-à-dire avoir des capteurs élémentaires en commun).

Il est possible de faire interférer les signaux issus des deux sous-antennes en calculant comme dans le cas du sonar latéral, le produit *

ba SS . L’instant correspondant à l’axe de visée est donné par le passage par zéro de l’argument du signal interférométrique, ce qui correspond à l’instant où la différence de marche est identique entre les deux capteurs.

Les cellules de résolution correspondent à des tâches spatiales liées à l’échantillonnage temporel du signal, c’est-à-dire en première approximation à l’étalement sur le fond, de la durée d’impulsion. En revanche, la cellule d’insonifi cation correspond à la tâche spatiale liée à l’échantillonnage angulaire du signal émis.

Pratiquement, la recherche de l’instant du passage par zéro est effectuée par une régression linéaire sur la rampe de phase. L’interférométrie est utilisée seulement quand les angles s’éloignent de la verticale, c’est-à-dire quand la cellule de résolution devient optimale (longueur de la durée d’impulsion pour une émission sans fi ltrage adapté : 2/cτ ). Aux angles verticaux, on conserve la technique de la détection du maximum d’amplitude dans la voie formée car pour ces

Fig. 5 : Principe d’interférométrie pour des sondeurs multifaisceaux

Fig. 6 : Détection du point de sonde par interférométrie

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angles, l’interférométrie ne fonctionne pas. Cela provient d’un phénomène nommé «glint» : il s’agit d’un phénomène d’interférence de tous les points brillants, dû à la trop grande étendue de la cellule de résolution. Dans le cadre des sondeurs multifaisceaux, les deux techniques de mesure fournissent des erreurs bathymétriques similaires pour leurs zones d’intérêt angulaires ce qui les rend très complémentaires.

Le principe de la largeur de bande et de temps de cohérence évoqué pour le cas de l’interférométrie optique reste valable pour l’interférométrie sonar. Ainsi, l’interférométrie sonar est une technique adaptée à une émission à bande étroite (c’est-à-dire avec un grand temps de cohérence), afi n d’accroître le contraste des franges d’interférences. Si la bande est faible pour une impulsion non modulée, la durée d’émission est grande. Un accroissement de la durée d’émission dégrade la résolution en distance et la qualité de l’image sonar. À première vue, la notion d’interférométrie est antagoniste avec la notion d’image. En fait, il faut nuancer ce propos : la largeur de bande est une notion fondamentale et il est préférable d’en disposer davantage que pas assez. En effet, la télédétection est basée sur la notion de modulation du signal par le milieu. Si le milieu évolue rapidement, il faudra échantillonner suffi samment rapidement cette évolution pour éviter le repliement de spectre. Cette vitesse d’échantillonnage correspond à la bande du signal utilisé. Ainsi pour une image, la résolution n’est pas donnée par la troncature mais par l’inverse de la bande du signal ; par conséquent, plus le signal a une large bande, plus la résolution spatiale est importante. Ceci ne gêne pas la qualité de l’interférométrie, car elle est basée avant tout, sur un temps de cohérence qui se traduit en optique, par une largeur de bande. Plus on intègre longtemps, plus la qualité du rapport signal sur bruit augmente. La solution repose donc sur une émission longue, favorable au temps de cohérence (c’est-à-dire à l’interférométrie) et avec un encombrement spectral important. Ceci peut être atteint par la technique de la compression d’impulsion ou de fi ltrage adapté, qui permet d’émettre longtemps tout ayant une occupation importante de la bande.

Diffi cultés de l’interférométrie

Même si l’interférométrie sous-marine découle d’un principe optique assez simple, il n’en reste pas moins qu’un certain

nombre de phénomènes viennent compliquer son application pratique. Les trois grandes difficultés sont relatives à l’hypothèse d’un milieu non dispersif, au lever d’ambiguïté et au sens physique de

*

ba SS par rapport à ( ) ( )1 2〈 〉E t E t T .

Retard absolu et interférométrieL’interférométrie est donc basée sur une mesure de différence de phase Δϕ et cette mesure ou estimation ne permet d’accéder qu’à une valeur de Δϕ comprise dans l’intervalle [-π, π]. Or en fonction de la taille δ de la baseline, cette excursion de 2π ne suffi t pas à décrire la différence de phase géométrique ΔΦ, lorsque l’angle θ décrit l’intervalle [0, π], comme le montre l’équation suivante :

(7)2

2cos( )d

θ ψ ϕ πλ

ΔΦ = + = Δ +

Δϕ est donc qualifi ée de différence de phase ambiguë, car pour connaître la différence de marche et l’angle θ, il est nécessaire de remonter au retard absolu ou à la différence de phase non ambiguë ΔΦ. La fi gure 7 (gauche) souligne ce phénomène pour un fond plat. Les sauts de phase qui apparaissent sur la différence de phase ambiguë (en rouge), correspondent donc à un passage de π à - π ou de - π à π de cette différence de phase.

Ces sauts de phase représentent la diffi culté majeure de l’interférométrie. La variation de la valeur du facteur n qui intervient dans l’équation (7), est de ce fait indispensable pour remonter au retard absolu : cette opération revient à débiaiser Δϕ (phase unwrapping) et s’avère d’autant plus diffi cile que le signal de différence de phase est fortement bruité le long de la portée.

Pour identifi er ce facteur n, il faut valider l’hypothèse d’un milieu non dispersif, c’est-à-dire que la vitesse de groupe est égale à la vitesse de phase. La vitesse de groupe représente la vitesse à laquelle se propage l’information et la vitesse de phase représente une notion abstraite liée à la porteuse ; en effet en électromagnétisme, la vitesse de phase dépasse parfois la vitesse de la lumière !

Fig. 7 : Effet de restriction de la phase interférométrique à l’intervalle [- π, π[

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La fi gure 8 présente deux signaux dont l’un correspond au point d’émission et le deuxième au point de réception. Dans ce cas, les deux temps sont différents même à une période près : l’équation (8) n’est plus vérifi ée.

(8)

Avec ω, pulsation et k, vecteur d’onde.

Physiquement, le facteur m représente une notion de retard en relation avec la vitesse de groupe vg : il s’agit d’une mesure de différence de temps de propagation, entre deux capteurs, d’une onde modulée par le relief. En revanche, l’interférométrie utilise la phase du signal, phase qui est directement en relation avec la vitesse de phase vϕ. Si on ne peut pas utiliser la relation (8), c’est-à-dire si les deux vitesses diffèrent, il n’est plus possible de retrouver le retard non ambigu. En fait, ces vitesses diffèrent dès que l’indice du milieu dépend de la fréquence. Dans le milieu marin, en première approximation, ce n’est pas le cas, cet indice est essentiellement sensible à la pression, la température et la salinité. On note nT, le retard grossier et tϕ,, le retard interférométrique ou retard fi n.

Méthodes de lever d’ambiguïté [3]Fondamentalement, les origines du facteur n et de la différence de phase Δϕ sont radicalement différentes et les méthodes d’estimation de ces deux quantités le sont aussi. Ainsi plusieurs méthodes existent pour remonter au facteur n : la méthode du Vernier, les méthodes haute résolution (comme Music), l’intercorrélation des signaux ou encore, la formation de voie et d’autres…

InterférogrammeÀ la différence de l’optique, l’effet interférométrique en sonar, provient d’un calcul et non d’un phénomène d’interférence. Cela présente à première vue des avantages car beaucoup de traitements sont envisageables, en particulier tirer profi t de la flexibilité du calcul pour améliorer les qualités de l’interférogramme. Le terme

*

ba SS est un terme souvent très bruité (bruit de phase) et il est nécessaire d’avoir recours à une approche multilook pour améliorer la qualité de l’estimation de l’argument de ce dernier, c’est-à-dire utiliser plusieurs mesures, plusieurs échantillons et un estimateur du type maximum de vraisemblance ; celui-ci est donné par l’équation 0.

(9)

On voit sur cette équation que la quantité dont on extrait l’argument en « multilook » n’est autre que l’intercorrélation de deux signaux pour l’instant nul, et avec une fenêtre de troncature de N points ; pour le cas du « monolook », cette intercorrélation est réduite à un seul point. Concrètement, la qualité de l’estimation augmente avec la longueur de la fenêtre du multilook, or si les signaux utilisés sont à bande large et qu’une compression d’impulsion est appliquée, la résolution au sol est supérieure à celle d’un signal à bande étroite ; cela signifi e que pour une résolution au sol identique, l’estimation de la phase interférométrique pour un signal bande étroite (single-look) est bien moins bonne que celle d’un signal bande large (multilook).

Notion de bruit [4] [5]

Le bruit interférométrique est l’élément dimensionnant pour l’exploitation de la phase interférométrique et le lever d’ambiguïté. Il existe deux types de bruit : le bruit extrinsèque lié à des erreurs de mesures, et le bruit intrinsèque lié aux phénomènes de décorrélation du signal. Ce dernier provient de plusieurs phénomènes : la décorrélation angulaire, la décorrélation spatiale, les trajets multiples et la présence de bruit ambiant. Ceux-ci dégradent le coefficient de corrélation.Cette notion de coeffi cient de corrélation est fondamentale car la statistique de la phase interférométrique pour des signaux capteurs gaussiens (phase et quadrature) est défi nie par deux paramètres : la valeur moyenne <Δϕ> de la phase interférométrique et le coeffi cient de corrélation µ, qui est bijectivement lié à la variance de la phase interférométrique, comme indiqué par l’équation (10).

(10)

avec et μ, le coefficient de corrélation.

Plus le coeffi cient de corrélation µ est proche de 1, plus la qualité du signal est importante.

Fig. 8 : Différences entre vitesse de groupe & vitesse de phase

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La décorrélation angulaire [6] est un phénomène qui détruit cette qualité. Comme les deux capteurs de l’interféromètre sont distants, ils ne voient pas la cellule de résolution temporelle sous le même angle. Cette cellule se comporte comme un émetteur étendu avec une fonction de directivité très compliquée qui est liée à la répartition aléatoire des points brillants à l’intérieur de celle-ci. Cette cellule n’est pas vue par les deux capteurs sous le même angle et le signal perçu diffère, entraînant une dégradation de la corrélation. Ce phénomène pour les sonars, est peu pénalisant car la taille des baselines reste faible et ne provoque donc pas de grandes fl uctuations. En revanche, pour les radars spatiaux qui ont de grandes baselines, c’est un phénomène primordial.

Le deuxième phénomène pénalisant est la décorrélation spatiale [7]. Celle-ci est directement liée à la durée d’interférence du signal. Le calcul direct de

*

ba SS correspond à une intercorrélation sur la durée d’un échantillon temporel. La durée effective se trouve réduite par la différence de marche entre les deux signaux : dans l’axe de l’interféromètre, les signaux sont en phase et la durée d’intercorrélation effective est maximale, pour d’autres angles de visée, cette durée est nécessairement inférieure. Ce phénomène est essentiel pour les sonars latéraux qui possèdent une grande ouverture et autorisent des dépointages importants par rapport à l’axe de l’interféromètre. Pour les sondeurs multifaisceaux, ce

phénomène est moins pénalisant car la formation de voie limite l’excursion angulaire du signal et permet de dépointer l’axe de l’interféromètre vers la direction d’intérêt. Ce défaut peut être compensé par une intercorrélation à retard variable différent de celui imposé par l’échantillonnage des signaux.L’interférométrie peut être directement dégradée par le phénomène de trajets multiples. Il s’agit de la superposition au front d’onde provenant de la direction d’intérêt, d’un autre front d’onde issue d’une autre direction comme par exemple, d’une réfl exion sur la surface. L’analyse de la véritable direction d’intérêt est biaisée par le principe de superposition. Ce phénomène est particulièrement visible quand le rapport de puissance entre le front d’onde utile et celui parasite est proche de 1. Ceci se produit quand le niveau du signal utile est faible. C’est pourquoi dans le traitement des données, il est important de ne pas traiter les données quand leur niveau de réverbération est trop faible.Les trois phénomènes précédents dégradent la corrélation du signal par rapport au niveau du bruit ambiant. La puissance du bruit ambiant est souvent constante sur la fauchée sonar pour peu que son origine soit thermique ou liée au porteur (hautes

fréquences). En défi nitive la décorrélation ou l’augmentation de la variance du bruit est le résultat de deux tendances : la décorrélation des signaux entre les deux capteurs de l’interféromètre et l’impact du bruit ambiant. On pourra écrire fi nalement le coeffi cient de corrélation sous la forme donnée par l’équation (11).

(11)

Exemple de bathymétries interférométriques

Après avoir pris en compte les principes et les limitations de l’interférométrie appliquée aux sonars cartographiques, il est possible de traiter des données acquises sur une zone de fond marin (par exemple, où repose l’épave du pétrolier Erika) et de

reconstruire la géométrie de cette zone observée. La fi gure 9 propose un tel exemple de reconstruction bathymétrique, à partir d’un interférogramme issu d’un sonar latéral.

Il est possible d’effectuer le même type de traitement à partir d’un sonar multifaisceaux. Traditionnellement, la résolution de la bathymétrie issue d’un sondeur multifaisceaux n’est pas temporelle (on ne récupère pas une sonde par échantillon temporel) mais est liée au nombre de voies formées. Néanmoins, il est aussi possible de travailler avec l’ensemble des échantillons présents dans le signal. Dans ce cas, on retrouve le même type de bathymétrie que pour le sonar latéral, comme le montre la fi gure 10. L’interférogramme présenté sur cette fi gure est un peu moins intuitif que dans le cas du sonar latéral : il s’agit de l’interférogramme calculé pour une ligne sonar seulement et non pour l’ensemble des pings consécutifs (formant une image). En effet, le signal reçu dans le cas d’un sondeur multifaisceaux n’est pas seulement paramétré par le temps (en ordonnée), mais aussi par la direction de visée liée à la formation de voie (en abscisse) : c’est donc un signal bidimensionnel.

Fig. 9 : Interférogramme & bathymétrie associée (sonar latéral)

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Les deux résultats présentés (fi gures 9 & 10) proviennent de données acquises par un sonar latéral Klein 5400B (sonar latéral interférométrique avec une résolution d’imagerie de 20 cm par 3 cm et une porteuse à 455 kHz) et par un sondeur multifaisceaux Kongsberg EM3002 qui peut former des voies de 1,5° par 1,5°, avec une porteuse à 300 kHz. En défi nitive, l’interférométrie permet aux sonars et sondeurs d’être des outils d’investigation très précis et de rendre compte de la réalité du fond marin.

Conclusion

L’interférométrie est une technique au principe relativement simple et qui peut se transposer assez directement du domaine radar au domaine sonar. Néanmoins, étant prévue au départ pour mesurer de faibles variations de mouvement, elle est utilisée dans le cadre du sonar pour estimer des retards entre capteurs afi n de déterminer la direction d’arrivée d’un front d’onde.Dans le cadre du sonar latéral, elle permet d’offrir utilement une vision tridimensionnelle d’une scène en complément de l’imagerie sonar pure. Dans le cadre d’applications liées aux sondeurs multifaisceaux, elle permet d’abord de rendre exploitable les données acquises avec des angles rasants et même d’atteindre des résolutions proches de celles issues

d’un signal temporel. Cette technique est d’ailleurs devenue aujourd’hui indissociable de tout sonar cartographique, tout comme les applications classiques d’imagerie pour les sonars latéraux, ou la formation de voie pour les sondeurs multifaisceaux.

Références bibliographiques

[1] J.W. Goodman, « Laser Speckle and Related Phenomena », in Statistical Properties of Laser Speckle Patterns, J.-C. Dainty, Ed. New York : Springer, 1985.

[2] M. Masnadi, « Differential Phase Estimation with the SeaMarcII Bathymetric SideScan Sonar System », IEEE Journal of Oceanic Engineering, vol.17, n° 3, July 1992.

[3] Philip N. Denbigh, « Swath Bathymetry : Principles of Operation and an Analysis of Errors », IEEE Journal of Oceanic Engineering, vol. 14, n° 4, October 1989.

[4] D Middleton, « An Introduction to Statistical Communication Theory », IEEE Press[5] D.C. Cooper and B.A. Wyndham, « Comparison of Monopulse Techniques for Direction Finding in the Presence », IEE, Savoy Place, London, Eng. IEE Conf. Publ. 105, pp.154-159, 1973.

[6] G. Jin and D. Tang, « Uncertainties of Differential Phase Estimation Associated with Interferometric Sonars », IEEE Journal of Oceanic Engineering, vol. 21, n° 1, January 1996.

[7] Xavier Lurton, « Swath Bathymetry Using phase Difference : Theoretical Analysis of Acoustical Measurement Precision », IEEE Journal of Oceanic Engineering, vol.25, n° 3, July 2000.

Fig. 10 : Interférogramme multifaisceaux & image bathymétrique

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Spécifi cités des transmissions acoustiques sous-marines

Pourquoi l’onde acoustique ?

L’onde acoustique est le seul support physique de transmission d’informations sans fi l viable dans le milieu marin. Les ondes électromagnétiques sont inutilisables à cet effet (sauf à très basses fréquences et à faible débit) et l’onde optique ne porte qu’à quelques dizaines de mètres, même dans la gamme bleu vert dont les caractéristiques de propagation sont spécialement favorables.

À l’instar des autres systèmes acoustiques sous-marins, les performances de fonctionnement d’une liaison acoustique sont régies par le bilan énergétique résumé par l’équation du sonar, qui permet d’exprimer le rapport signal à bruit obtenu en réception [1]. A l’image du traitement sonar, où les performances s’expriment soit en termes de probabilités de détection et de fausse alarme dépendant du rapport signal sur bruit, pour un système de communication la probabilité d’erreur est aussi dépendante de ce rapport. Elle dépend aussi des caractéristiques du milieu de transmission.

Si l’on raisonne en termes de distances de propagation, on constate que les longues portées ne sont accessibles qu’en utilisant une fréquence porteuse basse, qui ne subit qu’un faible amortissement dans l’eau de mer, mais qui induit, dans la pratique, bon nombre de conséquences fâcheuses (instrumentation volumineuse et lourde, amplifi cation délicate, temps d’émission continu…) [1].

En terme d’effi cacité de la transmission, on doit considérer que les débits envisageables dépendent de la largeur de bande fréquentielle disponible, et sont donc liés à la bande passante des transducteurs par un paramètre appelé effi cacité spectrale (exprimé en bits/s/Hz). On comprend dès lors que les facteurs de qualité des transducteurs conditionnent les limites des transmissions acoustiques et que l’on s’intéresse aux modulations ayant une effi cacité spectrale la plus grande possible.

En résumé,Grande portée --> fréquence porteuse basse --> faible bande passante --> faible débitÀ l’inverse,Haut débit --> grande bande passante --> fréquence porteuse élevée --> courte portée

Gérard LapierreAgence Nationale des FréquencesRue Pierre Rivoalon29200 BrestE-mail : [email protected]

Xavier LurtonIFREMERNSE/ASBP 7029280 PlouzanéE-mail : [email protected]

RésuméLe milieu sous-marin offre une opportunité de transmettre par voie acoustique des signaux de communication mais pose aussi des problèmes spécifi ques qui en limitent sérieusement les performances. Les contraintes physiques sont dues essentiellement à l’étalement temporel lié aux trajets multiples, mais aussi aux modulations d’amplitude et de fréquence spécifi ques à l’acoustique sous-marine. Les besoins opérationnels en transmissions sans fi l dans le milieu océanique ont néanmoins amené au développement de divers systèmes de transmission. Les techniques utilisées pour combattre les contraintes physiques du milieu incluent l’exploitation de directivité d’antennes, des modulations robustes aux divers effets subis, et des techniques spécifi ques de compensation de la réponse du canal. Les performances obtenues pratiquement permettent de nombreuses applications, mais restent très en deçà de celles des systèmes électromagnétiques utilisés dans l’atmosphère ou l’espace.

AbstractThe acoustic channel is the most suitable way to transmit signals for underwater communication purposes, but on the other hand it raises specifi c issues limiting seriously the achieved performances. Physical limitations are essentially due to time spreading given by multipath structure, but also to amplitude and frequencies modulations specifi c of underwater acoustics. However, operational needs in wireless transmissions in the ocean lead to the development of various transmission systems. Techniques used to cope with the physical constraints feature array directivity, robust modulations, and specifi c techniques to equalize the transfer function of underwater channel. The performances actually achieved make possible numerous applications, even if they stay below those of electromagnetic waves used in atmosphere or space.

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Un compromis technique entre portée et débit est donc toujours à trouver, lors du dimensionnement d’un lien de transmission au regard du contexte d’emploi envisagé.

Pourquoi les transmissions par voie acoustique sous-marine sont-elles donc si diffi ciles à réaliser ?

La structure géométrique du canal sous-marin rend diffi cile une transmission sans dispositif de réception approprié. En effet la proximité d’interfaces réfl échissantes (surface et fond en particulier, mais aussi toutes sortes d’obstacles liés à l’environnement immédiat, pour les applications en zones portuaires ou industrielles) génère une structure à trajets multiples (étalement temporel de la réponse impulsionnelle) ; les signaux transmis suivant les divers trajets créent localement un système d’interférences fréquentielles qui est source d’évanouissements (fading) dans le signal transmis. L’exemple donné en Fig. 1 illustre cet aspect : en haut (données enregistrées en rade de Brest), on distingue une structure resserrée où le fading est peu marqué et en bas (sur la Basse du Lys) où la structure est plus étalée et le fading plus prononcé.

Cette structure interférentielle est de surcroît fluctuante comme en témoigne la Fig. 1. Les évanouissements affectent différentes fréquences au cours du temps. Ceci impose d’avoir recours à des stratégies adaptatives c’est-à-dire d’utiliser des récepteurs capables de suivre les évolutions du canal.L’étalement temporel des trajets multiples ne se limite pas à un effet d’interférences fréquentielles, mais devient sensible dans le domaine temporel, sous forme d’une traînée d’échos ; dans le cas de transmissions numériques, lorsque les retards sont supérieurs à la durée des symboles binaires élémentaires, on se trouve en présence d’interférences intersymboles, qui sont spécialement pénalisantes pour la qualité de transmission et diffi ciles à corriger.

Par ailleurs l’infl uence des mouvements de porteurs introduit une dispersion fréquentielle et un effet de contraction/dilatation temporelle beaucoup plus marqué que l’effet Doppler rencontré pour les transmissions hertziennes du fait des ordres de grandeur comparables entre les vitesses relatives des mobiles (jusqu’à quelques dizaines de m/s) et la célérité du son dans l’eau (~1500m/s), ce qui n’est évidemment pas le cas avec la vitesse de la lumière.

Enfi n, le bruit, causé par l’environnement naturel (physique, biologique) ou artifi ciel (trafi c, activité industrielle, bruit propre du véhicule porteur du système), conditionne la qualité de transmission. Il est évidemment nécessaire de situer les récepteurs dans des zones aussi silencieuses que possible.On retiendra donc les influences suivantes du canal de propagation :

Étalement temporel de la réponse impulsionnelle du canal ASM.Variabilité du milieu de transmission à diverses échelles.Niveau de bruit acoustique, ambiant ou généré par

les porteurs.Variabilité Doppler due au mouvement des porteurs.

On conçoit aisément que le caractère très fl uctuant des signaux transmis dans le canal acoustique sous-marin complique énormément la défi nition de méthodes de modulation à la

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Fig. 1 : Exemples de réponses impulsionnelles du canal acoustique sous-marin

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fois effi caces et robustes. Les fl uctuations énergétiques (observables à diverses échelles de temps) rendent peu performantes les modulations basées sur l’exploitation de l’amplitude ; les modulations de fréquence et de phase, aussi affectées par le fading, sont très dégradées par l’effet Doppler et par les retards temporels entre trajets.Par ailleurs, les activités sous-marines utilisant des transmissions sans fil doivent prendre en compte les limitations de performances (débit, taux d’erreurs) associées aux systèmes sous-marins ; elles ne sauraient en attendre les mêmes qualités que celles obtenues dans l’air ou dans l’espace avec les transmissions d’ondes électromagnétiques.

Techniques utilisées pour les transmissions acoustiques sous-marines [2], [3]

Directivité d’antenne

Une solution préliminaire, simple et efficace dans de nombreuses confi gurations, consiste à exploiter les fi gures de directivité des antennes d’émission et réception pour éliminer ou diminuer l’infl uence des trajets multiples. Cette approche, qui est à recommander systématiquement quand la structure du canal s’y prête, est spécialement effi cace lorsque la structure de trajets multiples correspond à de larges écarts angulaires, donc dans des conditions de transmission verticale ou oblique ; elle est de moins d’intérêt en transmission horizontale, où les trajets multiples arrivent en paquets très concentrés. Par ailleurs, la mise en œuvre d’antennes très directives, effi caces en terme de fi ltrage, pose en contrepartie le problème de leur pointage angulaire, qui doit s’adapter à d’éventuelles variations de position des émetteurs-récepteurs. Des stratégies de directivité adaptatives ont donc été étudiées à cet effet, conduisant malheureusement à complexifi er sérieusement la structure des systèmes concernés.

Modulations

La structure pénalisante du canal de transmission sous-marine (trajets multiples, Doppler, faible bande passante) limite souvent dans la pratique la mise en œuvre de modulations performantes (en terme de débit d’information) au profi t de solutions robustes (en terme de sécurité de transmission).Les plus anciens systèmes de transmission acoustique sous-marine (téléphone sous-marin analogique) étaient basés sur des modulations d’amplitude d’une onde porteuse – avec des résultats acoustiques d’une qualité très médiocre du fait de la faible bande passante disponible et du fort impact des perturbations physiques par le canal de transmission.

Des modulations fréquentielles sont utilisées depuis longtemps pour la télécommande ou la transmission d’informations numérisées : le principe de base est d’affecter des fréquences différentes, avec des spectres convenablement disjoints, aux divers symboles à transmettre. Dans la version la plus simple de ce type de modulation (dite Frequency Shift Keying), seules deux fréquences sont nécessaires pour transmettre les bits « 0 » ou « 1 » ; mais on peut compliquer à loisir, et transmettre simultanément plusieurs couples de fréquences, de manière à augmenter le débit et exploiter au mieux la bande passante disponible. La relative sécurité de ce mode de modulation se paie par une médiocre effi cacité spectrale

limitant les hauts débits ; l’augmentation du nombre de fréquences utilisées et leur rapprochement spectral dégradent la tolérance au Doppler et au fading. Certaines techniques ont été dérivées de ce principe, reposant essentiellement sur les transmissions de rampes linéaires de fréquences (Chirp, permettant d’améliorer le rapport signal/bruit au niveau des symboles individuels transmis) ou de techniques à évasion de fréquence (Frequency hopping, destiné à combattre les trajets multiples). Dernièrement, de nouvelles approches encore plus audacieuses basées sur des techniques de transmission par chaos (l’évolution de la fréquence porteuse suit un processus chaotique donc extrêmement diffi cile à prévoir) explorent une nouvelle façon de transmettre l’information.Les modulations de phase permettent des performances plus intéressantes en débit que les solutions fréquentielles précédentes : l’information numérique à coder vient changer la phase d’une onde porteuse à fréquence fi xe (Phase Shift Keying). Dans la version la plus simple, seuls deux états de phase (espacés de π) sont nécessaires pour coder des symboles binaires ; mais on peut mettre en œuvre des modulations à plusieurs états de phase pour améliorer l’efficacité de la transmission, avec un meilleur débit numérique mais malheureusement une fragilité accrue aux effets indésirables de modulation par le canal. Sur la base de ce principe élémentaire, de nombreux raffi nements ont été apportés ces dernières années à l’instar notamment des progrès observés dans les autres milieux de transmission (câble ADSL, WiFi ou WiMax). Une première approche consiste à observer que le canal de transmission acoustique présente une certaine bande de cohérence (partie en rouge sur les fonctions de transfert présentées auparavant) entrecoupée par des évanouissements (partie en bleu). Sur cette bande de cohérence, le canal se présente comme un fi ltre passe-tout et cette particularité peut être exploitée pour utiliser des modulations à haut rendement spectral. Ainsi, en partageant le canal disponible (canal de transmission et transducteur inclus) en sous-bandes sur lesquels le fading est moins prononcé, il est possible d’accroître le débit de transmission. En intégrant des raffi nements supplémentaires (intervalle de garde sur chacune des sous-porteuses, codage canal et utilisation de la FFT en particulier), cette technique se rapproche ni plus ni moins de l’OFDM (Orthogonal Frequency Division Multiplex), technique largement utilisée dans le monde hertzien notamment dans certaines versions de la norme WiFi. La particularité apportée par le milieu acoustique sous-marin réside dans l’identifi cation a priori de ces sous-canaux et du choix de l’ordre de modulation le plus approprié.Une autre approche consiste à conserver la bande disponible pour protéger le symbole à transmettre par l’insertion d’une signature appelée aussi code d’étalement. Cette technique, appelée étalement de spectre par séquence directe, permet de superposer ou de faire cohabiter sur la même bande fréquentielle plusieurs émissions. À la réception, le signal désiré est aisément retrouvé par la connaissance de cette signature, les autres signaux étant alors rejetés comme du bruit. Cette technique forte attrayante et connue sous le nom de CDMA (Code Division Multiple Access) est très gourmande en terme de ressource spectrale et limite donc le débit d’informations à la portion congrue. Néanmoins, des techniques nouvelles basées sur le MIMO (Multiple Inputs Multiple Outputs) pourront à l’avenir tirer profit de cette technique en ajoutant chacune des voies de transmission à une même application. Ainsi à la diversité temporelle, spatiale et fréquentielle pourra s’ajouter une quatrième dimension, la

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diversité par codes. La réception repose alors sur une cellule de compensation dite « fi ltre en râteau » (rake) chargée de sommer les contributions des différents trajets pour tirer parti de la diversité d’information véhiculée par chacun des trajets. En contexte multi-utilisateurs, ces récepteurs sont raffi nés pour pouvoir décoder successivement (SIC/RAKE) ou simultanément (PIC/RAKE) toutes ces transmissions.Ces derniers apports sont de première importance pour satisfaire les nouvelles applications dont nombre d’entre elles sont basées sur des communications en réseau, que ce soit par simple relais ou structure maillée (mesh architecture).

Egalisation

La structure de trajets multiples est responsable de l’étalement temporel du signal de réception, source de l’interférence entre symboles et des problèmes d’évanouissements dans la fonction de transfert du canal acoustique sous-marin. Il a longtemps été d’usage de s’affranchir de cette contrainte par l’insertion d’un temps de garde (la durée du chip élémentaire d’information est imposée supérieure ou égale à la durée de l’étalement) mais les performances du système s’en trouvent alors fortement dégradées en termes de débit. Compte tenu de la faible effi cacité spectrale disponible, cette technique est vite devenue rédhibitoire. Un aspect développé depuis plusieurs années a consisté à compenser les évanouissements apportés par le canal de transmission. Cette technique de compensation appelée égalisation, repose cependant sur l’identifi cation de ces évanouissements -inconnus a priori -,sur le suivi de leur évolution et sur leur compensation. On distingue principalement deux familles d’identifi cation de ces évanouissements. On parle d’approche entraînée lorsqu’ils

sont estimés par sondage régulier (émission et réception d’un message connu périodiquement), et d’approche autodidacte lorsque cette estimation se fait par l’analyse des propriétés statistiques du signal. Au niveau de la structure de réception, il est d’usage désormais d’utiliser une structure d’égalisation à retour de décision dans la boucle (Decision Feedback Equalizer) en approche multi-capteurs pour apporter une diversité spatiale et de meilleures conditions de réception.Cette technique a permis notamment la transmission d’images en confi guration verticale (projet TIVA mené par l’IFREMER) puis en confi guration horizontale (projet TRIDENT mené par le GESMA, DGA).Depuis, de nombreux développements ont consisté à tirer parti de ces différentes techniques de base, à savoir mêler le processus d’égalisation avec les techniques d’étalement de spectre ou les techniques de codage de canal (égalisation au temps chip) ou encore intégrer à ce procédé un traitement itératif pour améliorer les performances de réception passe après passe.

Codage correcteur

Il convient de signaler que les progrès substantiels, obtenus depuis l’avènement des processeurs de signaux et par voie de conséquence des capacités de calculs intégrables au sein des modems acoustiques, ont permis d’insérer des techniques de correction d’erreur par le biais du codage de canal. Cette étape, inutile si les conditions de réception ne sont pas satisfaisantes, apporte un gain appréciable en terme de qualité de transmission. Si les liaisons de transmission affi chent des taux d’erreur binaires de 10-3 sans codage, il est usuel de pouvoir obtenir des taux améliorés jusqu’à 10-6 avec codage. À ce niveau de fi abilité, les applications nécessitant des transmissions d’images peuvent être assurées par des liens de transmission acoustique. Les choix stratégiques dans ce domaine ne sont pas complètement arrêtés même si des tendances se dégagent sur certains codes en bloc ou convolutifs.

Panorama des systèmes et des applications des transmissions acoustiques sous-marines

On se doit de mentionner en préambule que l’offre industrielle en systèmes de transmissions acoustiques sous-marines, est techniquement très en deçà des performances académiques des systèmes expérimentaux présentés auparavant. D’une part, en raison du nécessaire transfert de technologie entre une technique de transmission dite de laboratoire et son intégration dans un système embarqué. D’autre part, parce qu’un tel système de transmission, une fois développé, est bien souvent intégré dans un système plus complexe où doivent cohabiter d’autres équipements acoustiques (sonar, pinger, loch Doppler etc). Une gestion du spectre acoustique et une coordination entre tous ces éléments sont alors à rechercher.Les premiers équipements reposaient sur des techniques de transmission analogique à l’image des équipements TUUM toujours en service à bord des sous-marins de la marine française (voir fi gure page 43). Depuis les équipements se sont tournés naturellement vers l’intégration de modulations numériques. L’offre industrielle est représentative du spectre d’applications en vigueur actuellement à savoir des liaisons de télécommande ou de transmission bas-débit sécurisée. Ainsi, la majorité des Fig. 2 : Transmission d’images par voie acoustique sous-marine

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modems acoustiques présents sur le marché reposent sur des modulations de fréquences et des traitements non cohérents (Chirp, évasion de fréquence ou peigne de fréquence) dont les débits restent cantonnés à quelques dizaines/centaines de bits par seconde. L’arrivée des drones et les opérations de surveillance vidéo ont incité depuis les industriels à s’intéresser aux techniques de transmission plus effi caces et au traitement cohérent. Des modems intégrant des modulations de phase avec codage de canal sont désormais disponibles et permettent d’afficher des débits de plusieurs dizaines de kbits/s.Bien évidemment, ceci a eu pour conséquence de réduire les portées usuelles de transmission (de l’ordre de quelques kilomètres) en raison des fréquences porteuses utilisées plus élevées (quelques dizaines de kHz).Les exemples d’applications sont nombreux et leur champ ne cesse de croître au fur et à mesure des progrès observés dans les performances de transmission. Une approche sectorielle consisterait à citer :Les équipements à très courte portée pour les

communications entre plongeurs ;Les liaisons de télécommande et télémesure des drones

sous-marins, thématique en plein essor actuellement ;Les systèmes de communication entre un navire de surface

et un sous-marin en plongée ;Les transmissions avec les stations autonomes de mesures

déployées sur le fond de la mer ;

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Les interfaces eau-air par la mise au point de bouées relais permettant d’échanger avec les mobiles sous-marins des informations provenant ou à destination de l’extérieur (plate forme de surface, à terre).

In fi ne, pour les différentes applications pratiques et qualités de services attendues, telle modulation peut paraître plus appropriée que les autres ; par exemple :Transmission sécurisée et robuste : FSK de type Chirp ou

Frequency Hopping (de 20 bits/s à quelques kbits/s)Transmission longue distance : étalement de spectre par

séquence directe (20 bits/s)Transmission haut-débit : modulation de phase PSK

(plusieurs dizaines de kbits/s)Contexte réseau ou multi-utilisateurs : CDMA/DSSS

(20 bits/s)

L’état du marché des équipementiers en modems acoustiques reflète bien cette tendance, à savoir la proposition d’équipements multimodulations. Si le modem MATS [4] de la société Sercel (ex-ORCA Instrumentation) a été le premier à baser son fonctionnement sur ce concept, on citera également le modem Proteus de la société anglaise QuinetiQ récemment mis en œuvre ou le modem µ-modem de WHOI (Woods Hole Oceanographic Institute) équipant les drones et sous-marins de l’US Navy. De nouveaux acteurs sont récemment arrivés sur ce marché en proposant également des équipements comme LinkQuest ou EvoLogics témoignant de l’intérêt porté à ce marché.

Perspectives

Les avancées observées ces dix dernières années sont bien réelles. Les années 90 ont vu l’émergence de nouvelles techniques de communication acoustique sous-marine généralement issues du boom technologique observé dans les transmissions hertziennes sans-fi l. Les travaux actuels portent de plus en plus sur l’intégration de nouvelles capacités de communication au sein de systèmes plus complexes où cohabitent déjà de nombreux équipements acoustiques. Cette capacité de communication aura des impacts aussi bien sur la gestion du spectre acoustique que sur le déroulement des opérations au regard des informations récupérées auparavant en différé au retour de mission et obtenues désormais en temps réel. Il est probable que les années futures permettront d’intégrer le vecteur de communication sous-marin, par le biais de l’acoustique, aux autres sphères et supports d’échanges d’informations et de ce fait, rompre quelque peu l’isolement du « Monde du Silence » comme l’avait nommé le Commandant Cousteau…

Références bibliographiques

[1] X. Lurton, «An introduction to underwater acoustic- principles and applications», Praxis publishing

[2] M. Stojanovic, J. Catipovic, J. Proakis, «Phase-coherent digital communications for underwater acoustic channels», IEEE Journal of Oceanic Engineering, vol.19, n° 1, January 1994.

[3] M. Stojanovic, «Recent advances in high-rate underwater acoustic communication», IEEE J. Oceanic Eng., vol.21-1996

[4] G Ayela, M. Nicot and X Lurton, «New Innovative multimodulation acoustic communication system», in Proc. Oceans94 (Brest – France), pp 292-295

[5] G. Lapierre, N. Beuzelin, J. Labat, J. Trubuil, A. Goalic, S. Saoudi, G. Ayela, P. Coince, S. Coatelan, «1995-2005 : Ten years of active research on underwater acoustic communications in Brest», Proc. OCEANS 2005, Brest ■

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Fig. 3 : Exemples de matériels de transmission acoustique sous-marine

Les communications acoustiques sous-marines

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Risques acoustiques et sismiques pour les mammifères marins

Les mammifères marins (cétacés ou pinnipèdes) utilisent de manière privilégiée les ondes acoustiques comme support pour la communication entre individus, la détection des proies et la localisation dans l’environnement sous-marin. Les différentes espèces possèdent chacune des capacités propres et très spécialisées : «chants» à basses fréquences pour les baleines à fanons ou mysticètes (rorqual, baleine à bosse…) permettant la communication entre individus à de très grandes distances ; émission à la fois de cris audibles (pour la communication) et de clics ultrasonores (pour l’écholocalisation) pour les cétacés à dents ou odontocètes (dauphins, orques, cachalots…) ; appareil auditif adapté à la fois à la réception dans l’air et dans l’eau pour les pinnipèdes (phoques…). On conçoit aisément que la dégradation de l’environnement sonore imposée par les activités sous-marines bruyantes d’origine humaine (industrielles, militaires, scientifi ques) puisse donc avoir de sérieuses répercussions sur cette forme à la fois supérieurement évoluée et fragile de la vie marine.

Deux niveaux de dangers acoustiques pèsent aujourd’hui sur les populations de mammifères marins. De manière aiguë, certaines opérations impliquant ponctuellement de très fortes intensités acoustiques (sonar basse fréquence, sismique) peuvent mettre en danger la vie même des animaux présents localement sur une zone d’activité ; moins brutalement mais peut-être tout aussi gravement à long terme, l’augmentation continuelle du niveau de bruit ambiant fait décroître les performances auditives des mammifères marins, et pourrait aller jusqu’à leur rendre inhabitables certaines zones océaniques.

Quelques événements spectaculaires récents ont mis en évidence le danger mortel causé par les ondes acoustiques de forte puissance dans l’océan. En 1996, 12 baleines à bec s’échouent sur les côtes grecques suite à des essais de sonar actif de basse fréquence et forte puissance par un navire de l’OTAN. En 2000 aux Bahamas, l’échouage de 17 cétacés est corrélé avec des exercices navals utilisant des sonars actifs. Même scénario aux Canaries en 2002 et 2004 (14 et 4 baleines à bec). Après quelques réticences, les marines militaires ont fi ni par admettre les dangers de leurs activités sonar envers les mammifères marins, et ont commencé à mettre en place des mesures de limitation des risques. Par contre dans le domaine de la sismique marine, qui met en jeu des sources impulsionnelles très basse fréquence de puissance considérable pour la détection de ressources en hydrocarbures dans le sous-sol, aucun événement catastrophique n’a pu être mis en évidence (un seul cas douteux est reporté, concernant deux animaux en 2002).

De tels événements sont évidemment très préoccupants, même si ces chiffres de mortalité (établis à partir des échouages observés, et donc sans doute inférieurs à la réalité) restent fi nalement très limités rapportés aux tailles actuellement estimées de populations de mammifères marins, et en comparaison d’autres causes de mortalité d’origine humaine (en dépit de l’application d’un moratoire sur la chasse, en place depuis 1985 mais de plus en plus contesté, environ 2 000 baleines sont tuées chaque année ; les captures accidentelles de dauphins dans les fi lets de pêche se chiffrent annuellement en dizaines de milliers). Mais la sensibilisation du

Xavier LurtonIFREMERCentre de BrestService Acoustique & SismiqueBP 7029280 PlouzanéE-mail : [email protected]

RésuméLes populations de mammifères marins sont exposées à des niveaux de bruit d’origine anthropique en augmentation constante. Les problèmes liés à cette surexposition sont passés ici en revue, en insistant sur les risques avérés liés aux émissions de forte puissance (sonar actif, sismique). Du fait du faible niveau des connaissances scientifi ques sur l’audiométrie de ces animaux, la défi nition de seuils de danger et de critères de protection est très délicate. Des mesures de mitigation des risques sont toutefois mises en place aujourd’hui dans plusieurs domaines d’activités sous-marines.

AbstractMarine mammals populations are nowadays exposed to increasing levels of man-made noise. Issues related to this over-exposure are reviewed, with emphasis on the recognized risks bound to high-power emissions (active sonar, seismics). Due to the lack of scientifi c knowledge about audiometry of marine mammals, the defi nition of danger thresholds and safety criteria is made very diffi cult. Mitigation measures are however beginning to be applied today in various fi elds of underwater activities.

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public est très forte : le caractère spectaculaire et choquant de ces accidents permet aux organisations environnementalistes d’alerter très effi cacement l’opinion publique sur ce sujet, ce qui amène les acteurs du domaine (marines militaires, compagnies de survey offshore…) à mettre en place des mesures spécifi ques de protection.

Plusieurs niveaux d’agression sonore peuvent affecter les mammifères marins. Seuls des niveaux sonores très faibles, juste émergeant du bruit de fond habituel et ne provoquant

aucun effet de masquage sur les activités acoustiques des animaux, peuvent être considérés comme sans infl uence notable. Des niveaux acoustiques excédant nettement le bruit ambiant peuvent être perçus par les mammifères marins comme gênants voire pénalisants pour leurs signaux de communications et d’écholocation ; le comportement social et l’alimentation des animaux peuvent s’en trouver perturbés, ce qui peut les amener à quitter une zone trop bruyante. Mais a contrario, on sait aussi que des émissions sonores artifi cielles, même assez intenses, peuvent avoir un effet attractif sur certains mammifères marins. A des niveaux sonores plus élevés, correspondant à la proximité de sources puissantes, peuvent apparaître des effets traumatiques, sous forme de troubles de l’audition, traduites par des élévations temporaires (donc réversibles) ou permanentes du seuil d’audition (TTS ou PTS pour Temporary/Permanent Threshold Shift). A des niveaux acoustiques extrêmes peuvent se produire des lésions physiques du système auditif, voire des traumas internes ; l’autopsie de cétacés échoués suite à des agressions sonores a révélé des embolies gazeuses et graisseuses semblables à celles provoquées par des accidents de décompression. L’interprétation de ces effets n’est pas claire : on évoque soit l’effet d’une onde de pression de très forte amplitude provoquant un phénomène de cavitation, soit des conséquences d’une remontée panique des cétacés vers la

surface effectuée sans respecter les précautions qu’ils suivent d’ordinaire instinctivement — cette seconde explication semble aujourd’hui la plus plausible.

L’audiométrie des mammifères marins est encore très mal connue. Physiologiquement (Ketten, 1998), leur système auditif est similaire à celui des mammifères terrestres (conduit auditif, tympan et chaîne d’osselets, cochlée) bien que son implantation dans le crâne soit toute différente. Mais les performances en sont très diffi ciles à évaluer. Des

expérimentations sur des petits odontocètes (dauphins, bélugas, voire orques) peuvent être menées en bassin, basées sur le conditionnement des animaux à répondre aux stimuli sonores ; encore permettent-elles d’accéder uniquement aux seuils d’audition, alors qu’il serait nécessaire de pouvoir évaluer les niveaux de danger, inaccessibles expérimentalement pour des raisons éthiques. Quelques résultats exploitables sont tout de même disponibles dans la littérature. Par contre pour les grands cétacés (cachalots et diverses espèces de baleines à fanons) aucune mesure audiométrique objective n’est possible : on doit se baser sur des approches analogiques, interprétant les caractéristiques mécaniques de leur appareil auditif (par comparaison avec celui des mammifères terrestres) et l’analyse des signaux qu’ils produisent eux-mêmes (l’idée étant que l’appareil auditif d’une espèce a des performances adaptées à ses propres signaux).

On conçoit que dans ces conditions la défi nition objective de seuils de danger ou de gêne, servant eux-mêmes de base à l’établissement de réglementation d’utilisation des systèmes acoustiques, soit pratiquement impossible… Dans un premier temps la NOAA (National Atmospheric and Oceanic Administration) a proposé et appliqué un premier critère, qui a été largement repris depuis : deux niveaux de seuils de gêne et de danger sont fi xés à 160 et

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180 dB re. 1 µPa, indépendamment de la fréquence, de la durée et de l’occurrence des signaux, et de l’espèce animale concernée. L’évidente insuffi sance d’une telle défi nition (qui a au moins le mérite d’exister et de constituer un point de référence) a été largement soulignée depuis, et d’autres défi nitions des seuils ont été proposées, paramétrées par l’espèce (ou le groupe d’espèces), le type et la durée des signaux (continu ou impulsionnel), le type de risque (TTS ou PTS)… Mais on est ramené au problème précédent, à savoir que les données manquent pour renseigner la riche variété de cas ainsi défi nis.

Dans certains pays (USA, Australie, Royaume-Uni, Brésil…) des réglementations d’utilisation des systèmes sonores sous-marins ont été instaurées. Aux États-Unis, la mise en œuvre de systèmes sonars ou sismiques nécessite aujourd’hui l’obtention préalable d’une autorisation de « prise occasionnelle » (incidental catch), appelée aussi autorisation de harcèlement occasionnel (Incidental harassment authorization). Ces autorisations sont délivrées par l’Administration après examen par le NMFS (National Marine Fisheries Service), en fonction de l’analyse d’un dossier de préparation incluant une estimation de la fréquentation de la zone de travail par des mammifères marins, ainsi la quantifi cation des intensités acoustiques mises en jeu. L’Union Européenne n’a pas encore adopté de telles mesures réglementaires bien que des pressions pour aller en ce sens commencent à apparaître (un projet de moratoire sur l’utilisation des sonars navals basse fréquence a même été présenté au Parlement en 2005).

En parallèle à l’émergence de réglementations contraignantes, les marines militaires, les compagnies de sismique marine et les organismes de recherche océanographique, soumis à la pression environnementaliste, mènent ou soutiennent d’une part des actions d’évaluation des risques de leur activité, au travers d’expertises scientifiques ou de procédures d’évaluation d’impact environnemental ; d’autre part ils défi nissent et mettent en œuvre des mesures de mitigation, aujourd’hui largement empiriques. Ces mesures comportent en particulier :

- L’estimation préalable des populations de mammifères marins présents sur la zone d’opération, qui conditionne la stratégie de la campagne acoustique. Certaines zones sanctuarisées sont aujourd’hui pratiquement interdites à toute activité acoustique délibérée.- La limitation du niveau des émissions en début d’opérations, suivie d’une augmentation progressive ; cette phase d’établissement du niveau (ou ramp-up) est de l’ordre de 20 à 30 minutes, et est prévue pour permettre aux animaux de s’éloigner suffi samment de la zone de danger. En régime permanent de fonctionnement, les niveaux sont limités au strict minimum nécessaire pour les opérations en cours.- La surveillance, par le navire sur zone, de la présence éventuelle de mammifères marins ; cette surveillance est effectuée soit visuellement par des observateurs spécialisés (cette méthode dépend de la remontée en surface des animaux, de l’éclairage, et a une portée limitée en distance), soit par des moyens (encore à un stade expérimental) de détection acoustique passive des émissions sonores des mammifères marins. La détection de mammifères marins dans la zone de danger conduit à l’arrêt des émissions, qui ne peuvent reprendre qu’après l’éloignement des animaux et une nouvelle phase de ramp-up.

Il faut noter que, paradoxalement, des signaux acoustiques artifi ciels peuvent être délibérément utilisés comme répulsifs destinés à éloigner les petits cétacés des engins de pêche, et à éviter leur prise accidentelle dans les fi lets. La diffi culté de mise au point de ces systèmes (dont l’utilisation par les pêcheurs devient obligatoire) est la recherche d’un compromis entre effi cacité répulsive et innocuité, équilibre fragile et compliqué par l’impossibilité de mener des expérimentations potentiellement dangereuses.

L’augmentation générale du niveau de bruit d’origine humaine dans les océans est un phénomène avéré. Elle est très diffi cile à quantifi er ; un ordre de grandeur couramment rencontré est de 10-15 dB pour le dernier demi-siècle. Cette augmentation est due essentiellement à l’augmentation du trafi c maritime, mais aussi des activités industrielles offshore (prospection sismique et exploitation pétrolière) ; elle peut être spécialement notable en certaines zones (rails de navigation, zones pétrolifères). Cette augmentation concerne surtout les domaines des basses fréquences, pour lesquelles la propagation des ondes dans l’océan est très peu atténuée. L’augmentation du bruit ambiant peut avoir pour effet de limiter les capacités auditives des mammifères marins (vraisemblablement surtout les mysticètes) en particulier leurs capacités de communication à grande distance, voire de leur faire abandonner certaines régions. Tout ceci reste évidemment assez hypothétique : peu de données existent corrélant des évaluations objectives du niveau de bruit ambiant et de l’importance locale des populations de mammifères marins – et permettant par ailleurs d’isoler la part relative des causes concomitantes non-acoustiques de variations de ces populations, ce qui est bien sûr extrêmement complexe à interpréter.

Si l’existence de risques sonores pour les mammifères marins est aujourd’hui clairement avérée, l’ampleur de leur conséquence à long terme est encore mal évaluée. Dans l’attente de progrès décisifs et rapides (malheureusement peu probables) dans la compréhension et la quantifi cation des risques sonores encourus par les mammifères marins, la tendance dans les années à venir sera sans doute à la généralisation voire au renforcement de mesures préventives pragmatiques, ainsi qu’aux études d’impact des activités sous-marines bruyantes. La communauté acoustique sous-marine est aujourd’hui largement concernée et mobilisée autour de ces questions. Il est toutefois utile de rappeler que la dégradation de l’environnement dans lequel vivent les mammifères marins n’est pas uniquement d’ordre acoustique, et que bien d’autres aspects de l’activité humaine constituent des menaces tout aussi préoccupantes : la chasse baleinière dont le moratoire est menacé, le trafi c maritime et ses risques de collisions, la pêche et ses captures accidentelles par fi lets, la pollution chimique, voire même le whale watching touristique, sont autant de facteurs d’agression que ne doit pas masquer la forte sensibilisation actuelle au thème de la pollution sonore.

Références bibliographiques

Richardson W.J. et al., 1995 Marine Mammals and Noise, Academic Press, 576 pp

Ketten, D.K. Marine mammal auditory systems : a summary of audiometric and anatomical data and its implications for underwater impacts, NOAA Technical Memorandum NMFS-SWFSC-256, 74 p, 1998

Ocean Noise and Marine mammals, National Academic Press, 2003 ■

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Propagation non-linéaire et longueurs caractéristiques

Dans une grande variété de problèmes et applications, on peut admettre que la propagation acoustique obéit à une équation linéaire : une onde plane harmonique ne se déforme pas au cours de sa propagation ; seule son amplitude décroît à cause de l’atténuation. L’équation de propagation linéaire est obtenue avec des développements au premier ordre (Euler,1755), en considérant que les différentes grandeurs physiques caractérisant le milieu (pression, densité…) ne subissent que des petites perturbations. En revanche, des phénomènes non-linéaires apparaissent quand ces perturbations sont plus importantes. Il faut alors utiliser des développements à l’ordre supérieur pour modéliser correctement la propagation (Earnshaw et Riemann,1860).La non-linéarité peut s’interpréter comme une variation locale Δc de la vitesse de propagation acoustique (célérité c0) dans le milieu sous l’effet du passage d’une onde. Deux phénomènes sont à l’origine de cette variation : la convection et les propriétés thermodynamiques du milieu (équation d’état). Le premier phénomène procède d’une simple composition de vitesses, où la vitesse acoustique (vitesse particulaire) v s’additionne localement à la célérité − l’onde se "porte", soit Δc1 = v. La dépendance de la célérité avec la pression est à l’origine du second phénomène : la fl uctuation de célérité correspondante est proportionnelle à la variation de pression (pression acoustique) p induite par la présence de l’onde, soit Δc2 ∝(1)p. La variation totale de la célérité locale est donc la somme de ces deux contributions. Elle s’exprime dans le cas d’une onde plane − où p ∝ v − en fonction de la seule vitesse acoustique par la relation Δc = Δc1 + Δc2 = βv β est le coeffi cient de non-linéarité, qui est de 3,5 pour l’eau de mer.

Pour fi xer les ordres de grandeur, considérons une perturbation acoustique de l’ordre de 1 bar (105Pa soit 220 dB ref 1µPa (2)), c’est-à-dire une onde relativement intense. La variation correspondante de célérité est de l’ordre de Δc = 0,2 m/s, à comparer à la valeur nominale c0 = 1 500 m/s. La variation de célérité reste donc faible en valeur relative. L’explication qui suit montre que l’effet de cette faible variation peut se développer au cours de la propagation et devenir ainsi, au terme d’un processus cumulatif, manifestement observable.

Considérons une onde plane d’allure sinusoïdale dont l’amplitude de vitesse acoustique est notée ν0 (Figure 1). La célérité c = c0+βν0 dans la zone de surpression notée S est plus grande que celle c=c0 - βν0 dans la zone de dépression notée D. La perturbation se propage donc plus rapidement en S qu’en D. L’écart entre ces zones diminuant, le signal se déforme vers une allure en dent de scie.

Utilisation de la non-linéarité de la propagation en acoustique sous-marine

Jacques Marchal, Pierre CervenkaLaboratoire de Mécanique Physique CNRS FRE 2867Université Pierre et Marie Curie2, place de la gare de ceinture78210 Saint Cyr l’EcoleTél.: 01 30 85 48 00Fax : 01 30 85 48 99E-mail : [email protected]

RésuméCet article donne des bases intuitives sur les mécanismes de la non-linéarité de la propagation. Le principe de l’émission paramétrique est exposé avec le modèle de Westervelt. Dans le domaine sous-marin, ce type d’émission trouve essentiellement son application avec les sondeurs profi leurs de sédiment. On mentionne fi nalement un projet visant à la détection d’objets enfouis.

AbstractThis paper exposes several intuitive clues about the mechanism of nonlinear propagation. The principle of parametric transmission is exposed through the Westervelt model. In the underwater domain, this kind of transmission is mostly applied with sediment echo-sounder systems. À current research project that is devoted to buried object detection is described.

Fig. 1 : Déformation d’une onde au cours de sa propagation

1- ∝ = proportionnel à2- 220 dB ref 1µPa = 220 dB référencé 1 microPascal

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Partant d’un profi l sinusoïdal, le raidissement de la zone de transition entre surpression et dépression ne cesse de s’accentuer au cours de la propagation sur une distance caractéristique dite longueur de formation de l’onde de choc Lc. Intuitivement, cette distance correspond à peu près au parcours nécessaire pour que les zones de surpression et dépression se décalent d’un quart de longueur d’onde λ :

où ω représente la pulsation de l’onde et M = ν0/c0 le nombre de Mach. Cette distance est ainsi d’autant plus courte que le niveau de l’onde est élevé ou que la fréquence est grande. Du fait du caractère cumulatif du phénomène, la transformation vers une allure en dent de scie devrait être toujours observable, mais après propagation sur une distance plus ou moins longue, pour une onde plane dans un milieu non absorbant. Ce sont en fait les phénomènes de diffraction du rayonnement combinés à l’effet de l’absorption qui limitent la manifestation de la non linéarité.

L’atténuation des ondes acoustiques dans l’eau de mer est due à la viscosité du milieu et à des phénomènes de relaxation (transition de molécules entre états différents). A une fréquence donnée, on peut la caractériser par la longueur de propagation Lα pour laquelle l’amplitude de l’onde est divisée par e = 2,7. L’atténuation d’une onde est d’autant plus grande que la fréquence de l’onde est élevée. Le tableau 1 reproduit quelques valeurs typiques.

Tabl. 1 : Atténuation pour différentes fréquences

Le comportement de l’onde dépend du rapport de ces deux distances, donné par le nombre de Gol’dbergΓ = Lα/Lc

- Γ < 1 : L’onde est atténuée avant d’être déformée : il n’est alors pas nécessaire de tenir compte des phénomènes non-linéaires.- Γ > 1 : le niveau de l’onde est tel que celle-ci se déforme signifi cativement avant d’être atténuée. La modélisation doit prendre en compte les développements au deuxième ordre.

Le rayonnement d’une antenne dépend aussi du phénomène de diffraction lié aux dimensions de l’antenne par rapport à la longueur d’onde. Il est caractérisé par la distance de Fraunhofer R0 (Figure 2). Pour simplifi er, on peut supposer qu’en deçà de cette distance (champ proche), la propagation est unidimensionnelle. Au-delà (champ lointain), elle obéit à la divergence sphérique et l’amplitude de l’onde décroît inversement à la distance.

La distance de Fraunhofer intervient donc comme la longueur d’atténuation, et notamment les effets non linéaires sont négligeables si cette distance est beaucoup plus faible que la longueur de formation de l’onde de choc.

Les trois longueurs introduites ci-dessus apparaissent explicitement dans l’approximation parabolique généralement utilisée pour modéliser le rayonnement non linéaire d’une antenne directive.

L’équation KZK établie par Kuznetsov, Zabolotskaya et Khokhlov (1969-71) s’écrit ainsi :

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20

1 1 1

4 ct

u u uu u

z L L

diffraction terme non linéaire atténuation

où la vitesse acoustique est défi nie par la quantité sans dimension u = ν/ν0, l’axe de propagation principal est z, les axes transverses sont adimensionnés à la longueur caractéristique de l’antenne, et la grandeur τ/ω = t-z/c0 est le temps retardé.( est l’opérateur gradient appliqué aux directions transverses du rayonnement). On retrouve l’équation de propagation linéaire en négligeant le dernier terme.

Fig. 2 : Modèle simplifi é de la diffraction d’une onde émise par une pupille de surface S

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En supprimant le seul premier terme, on obtient l’équation de Burgers qui modélise la propagation d’une onde unidimensionnelle, et dont la solution est connue.

Implications de la non-linéarité en acoustique sous-marine

Dans les applications de l’acoustique sous-marine, les conséquences de la non-linéarité de la propagation sont généralement néfastes. Dans un système imageur actif, le choix de la fréquence résulte d’un compromis entre

portée (BF) et résolution (HF) ; le niveau d’émission est un facteur d’ajustement qui permet d’augmenter la portée en maintenant une fréquence élevée. Malheureusement, l’augmentation du niveau d’émission induit la déformation de l’onde, qui se traduit par la création d’harmoniques multiples indésirables au cours de la propagation.

Une part signifi cative de l’énergie fournie par l’émetteur à la fréquence fondamentale est transférée à ces harmoniques. C’est le phénomène de saturation qui limite la puissance acoustique qui peut effectivement être transmise à la fréquence fondamentale.

La fi gure 3 montre l’évolution d’une onde dans un modèle unidimensionnel (pas de diffraction) à fort niveau (Γ = 10), où les niveaux représentés sont compensés de l’atténuation à la fréquence fondamentale. On constate bien que la déformation est la plus marquée à une distance de propagation proche de la longueur de formation de l’onde de choc. Au delà, la déformation disparaît car les composantes harmoniques supérieures s’amortissent rapidement. L’onde retrouve sa forme initiale en champ lointain, mais ayant subi une perte appelée extra-atténuation, immédiatement observable dans l’affi chage compensé présenté.

Le principe de l’émission paramétrique, imaginée par Westervelt au début des années 60, exploite l’interaction non linéaire de deux faisceaux collimatés dits "primaires", de fréquences proches, pour créer une onde dite "secondaire" ou "paramétrique", à la fréquence différence. L’idée est d’obtenir un faisceau directif, basse fréquence, avec une antenne de dimension réduite.

La fi gure 4 montre, dans un modèle unidimensionnel, la formation de l’onde paramétrique à partir du signal primaire constitué de la somme de deux sinusoïdes de fréquences proches (équivalent à un signal à la fréquence moyenne modulé en amplitude à la demi-fréquence différence). Comme dans le cas d’une émission harmonique pure, le signal à la fréquence moyenne se déforme encore en dents de scie. Mais la modulation induit des différences d’amplitude entre les crêtes dont le résidu laisse apparaître le signal paramétrique à la disparition complète du signal primaire.

L’auto-démodulation non linéaire est une généralisation de l’émission paramétrique, où le spectre du signal primaire est continu (Figure 5). Ce peut

Fig. 3 : Déformation de l’onde lors de sa propagation (Γ = 10). Distance normalisée à la longueur de formation de l’onde de choc. Niveaux compensés de l’atténuation à la fréquence fondamentale

Fig. 4 : Émission paramétrique unidimensionnelle

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être par exemple un signal constitué d’une porteuse modulée en amplitude. Le signal obtenu par auto-démodulation est dans la bande du signal de modulation (Figure 6).

Modèle de Westervelt

Le modèle de Westervelt montre simplement par quel mécanisme est produite la directivité d’un faisceau paramétrique (Figure 7.a). Les faisceaux primaires (HF) sont supposés collimatés selon l’axe de propagation. Les interactions non linéaires de ces faisceaux se comportent comme un ensemble de sources, à la fréquence différence (BF), réparties selon cet axe. Ces sources constituent une antenne linéaire virtuelle dont les éléments émettent de manière cohérente dans la direction de l’axe («end-fi re array» dans la littérature spécialisée). La directivité de ce genre d’antenne est proportionnelle à la racine carrée de sa longueur comptée en longueurs d’onde. Ici, l’extension longitudinale de la zone source n’est limitée que par la

portée des faisceaux primaires : la longueur caractéristique de l’antenne virtuelle est donc la longueur d’atténuation des ondes primaires. La directivité paramétrique décrite par ce modèle est donnée par l’angle de Westervelt :

L’émission paramétrique permet ainsi d’obtenir un faisceau basse fréquence très directif avec une antenne de taille beaucoup plus réduite que celle qu’il aurait fallu utiliser avec un émetteur classique piloté directement à cette fréquence. Une autre caractéristique intéressante en imagerie est l’absence de lobe secondaire des diagrammes de rayonnement issus de cette géométrie de sources («end fi re array»). À noter aussi que la bande passante HF d’un émetteur paramétrique est reportée sur la bande BF, cette dernière pouvant

donc atteindre une valeur relative beaucoup plus grande que celle d’une antenne classique.Le rendement de la conversion paramétrique est faible, ce qui conduit à appliquer de forts niveaux à l’émission. Mais le phénomène de saturation vient alors altérer les faisceaux primaires. Le modèle de Westervelt permet encore de prédire l’implication de la saturation sur le rayonnement BF (Figure 7.b). La décroissance le long de l’axe de propagation du niveau HF est accentuée par l’extra-atténuation qu’induisent les pertes par transfert d’énergie vers les harmoniques créées. En observant l’évolution relative du niveau des sources secondaires, on constate ainsi que la longueur de l’antenne virtuelle diminue, et donc que la directivité paramétrique se dégrade. Les caractéristiques essentielles du faisceau paramétrique, à savoir niveau et résolution, entrent ainsi en compétition dans le processus d’optimisation de ces émetteurs.

Fig. 5 : Émission paramétrique-auto-démodulation

Fig. 6 : Exemple d’auto-démodulation

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Le modèle de Westervelt ne tient pas compte de la diffraction des faisceaux primaires. En réalité les sources ne sont pas réparties sur l’axe mais dans un volume qui ressemble plutôt à celui schématisé sur la fi gure 2. Des modèles plus sophistiqués existent pour en tenir compte dans le calcul des antennes. Il apparaît que les meilleures confi gurations sont obtenues lorsque l’ouverture des faisceaux primaires est du même ordre de grandeur que l’angle de Westervelt.

Applications de l’émission paramétrique dans le domaine sous-marin

Sachant que l’atténuation par absorption est proportionnelle à la fréquence, le choix de l’émission paramétrique est envisageable dans toutes les applications où basse fréquence doit être associée à directivité. Ainsi pour les transmissions dans les chenaux [1], le choix de la basse

fréquence peut être dicté par la portée des liaisons, tandis qu’une bonne directivité est requise pour améliorer la réponse du chenal (réfl exions multiples limitées) ; la largeur de bande potentiellement accessible est aussi intéressante pour la capacité du canal.

Cependant, le principe de l’émission paramétrique n’a véritablement débouché sur des applications que dans le domaine du sondage sédimentaire. Les sédiments marins sont effectivement très absorbants : la fréquence doit être inférieure à quelques kHz pour assurer une bonne pénétration. Un sondeur profi leur sédimentaire recueille à chaque tir les échos spéculaires à l’aplomb du bateau, la juxtaposition des tirs successifs permettant de construire une section complète. La directivité du faisceau émis dicte la surface insonifi ée sur le fond, conditionnant la précision de la coupe. Des systèmes paramétriques sont sur le marché (Tableau 2). On constate par exemple avec le système Atlas que la dimension de l’antenne est

Fig. 7a : Modèle classique de Westervelt

Fig. 7b : Effet de la saturation dans le modèle de Westervelt

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métrique, alors qu’il aurait fallu une antenne supérieure à 5 m de coté, soit largement un ordre de grandeur de plus en surface, pour obtenir la même ouverture de faisceau en émission classique.

Tabl. 2 : Caractéristiques constructeurs de sondeurs profi leurs sédimentaires paramétriques

La fi gure 8 présente une image obtenue avec le système Innomar SES-96. La quasi absence de lobe secondaire qui caractérise les diagrammes de rayonnement paramétrique évite l’apparition de répliques fantômes dans les images.

On retrouve l’allure du lobe principal d’émission avec les échos des cibles quasi ponctuelles (conduites) qui forment une parabole.Compte tenu du compromis nécessaire entre résolution, fréquence et niveau, le choix entre profi leur de sédiment classique et système paramétrique n’est pas tranché, et dépend de l’application de l’utilisateur.

Application à la détection d’objets enfouis

La détection d’objets enfouis dans les sédiments se heurte à des diffi cultés essentiellement liées à l’absorption, mais aussi à la réverbération dans le milieu sédimentaire. Ces conditions conduisent ici aussi à chercher des solutions associant basse fréquence et directivité. Dans le cadre d’un programme de recherche conduit par le GESMA, un système d’imagerie acoustique multifaisceaux séquentiel paramétrique original est en cours d’étude (Figure 9).Un sondeur multifaisceaux forme classiquement les voies en réception, l’émetteur couvrant à chaque tir une large zone dans le plan transverse à l’avancement. Pour contrer la réverbération, le processus est inversé, l’émission étant séquentielle avec une ouverture transverse réduite à 2°. La résolution longitudinale doit être obtenue en utilisant le principe de l’ouverture synthétique. À cette fi n, l’ouverture dans le plan contenant la trajectoire du porteur est de l’ordre de 10°. La profondeur utile de pénétration est métrique, ce qui permet de choisir une fréquence paramétrique assez élevée (20 kHz). Les fréquences primaires sont centrées autour de 100 kHz. Les dimensions de la face active de l’émetteur restent alors limitées à 72 cm × 6 cm.

La fi gure 10 montre des exemples typiques de diagrammes de rayonnement secondaire mesurés avec cette antenne.

Le système permettant d’établir simultanément les images aux fréquences paramétriques et primaires de la zone explorée, les travaux en cours préciseront l’intérêt de cette multiplicité fréquentielle sur le plan de la classifi cation.

TOPAS PS40(Simrad [2])

Atlas Parasound[3]

SES-96(Innomar [4])

Dimensions (cm) 80 50 120 95 20 20Fréquence primaire (kHz) 40 20 100Fréquences secondaires (kHz) 1 – 10 0,5 – 6 4 – 12Ouverture des faisceaux primaires (3 dB) 2,5° 4° 3,6°Ouverture des faisceaux secondaires (3 dB) < 5° 4,5° 4°Niveau primaire (dB réf 1μPa@1m) 240 245 240Niveau secondaire (dB réf 1μPa@1m) 200 210 NC

Fig. 8 : Profi l obtenu avec le système paramétrique SES-96

Fig. 9 : Géométrie du concept PARASAS

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Références bibliographiques

[1] L. Kopp et al, Potential Performance of parametrics communications, IEEE Journal of Oceaning Engineering, 25(3), 282-295, 2 000

[2] www.kongsberg.com

[3] www.atlas-elektronik.de

[4] www.innomar.com ■

Fig. 10 : Diagrammes paramétriques en site

Utilisation de la non-linéarité de la propagation en acoustique sous-marine

A noter dès maintenantLe CIDB organise sous l’égide du ministère de l’écologie, du développement et de l’aménagement durables :

Les 5e Assises nationales de la qualité de l’environnement sonore

les 11, 12 et 13 décembre 2007 au Palais des Congrès de Reims

Thème principal : L’application de la directive européenne 2002/49/CE sur l’évaluation et la gestion du bruit dans l’environnement : les premières cartographies — retour d’expérience et l’élaboration des plans de prévention.

Ateliers : Acoustique du bâtiment et développement durable, Bruit et vie quotidienne avec le ministère de la santé, La gestion des risques auditifs liés aux musiques amplifi ées avec l’AGI-SON, Les écrans acoustiques : bilan de 30 ans de pratique et innovations pour l’avenir avec la Commission nationale des écrans acoustiques, Cimbéton et FIB Écrans, Maîtriser le bruit des éoliennes avec la CICF-GIAC et le syndicat des énergies renouvelables, Gestion des nuisances sonores autour des aéroports avec l’ACNUSA, La recherche et la réduction du bruit des transports avec la SFA…

Si vous souhaitez participer, proposer une communication ou un sujet d’atelier, vous pouvez contacter : Sylvie Bouin, Courriel : [email protected], tél. : 01 47 64 64 62

Un lieu d’exposition de matériaux et produits pour améliorer notre confort sonore, de matériels de mesure de bruit, de logiciels de calcul, de prestataires de services… est prévu. Pour réserver votre emplacement, contactez : Victor Bensasson, Courriel : [email protected], tél. : 01 47 64 64 68.

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Pourquoi est-il nécessaire de s’intéresser encore aujourd’hui à la propagation en eau peu profonde ?

Essentiellement parce que les zones littorales peu profondes voient se développer depuis quelques années une intense activité humaine tournée autour de l’exploitation et de la gestion des ressources océaniques (pêche, construction et génie côtier, forage, dragage, communication, pose de câbles et de pipelines, etc). Ce contexte a conduit à s’intéresser de plus en plus aux problèmes particuliers liés à la propagation par petits fonds marins. Pour fi xer les idées et s’entendre sur cette dénomination, on désignera par « petits fonds » la zone correspondant au plateau continental où la profondeur d’eau peut atteindre une centaine de mètres, et qui peut s’étendre dans certains cas, sur des distances de plusieurs dizaines, voire de plusieurs centaines de kilomètres de la côte. Les spécialistes d’Acoustique Sous-marine (ASM) savent bien que la propagation sonore en milieu marin est un des thèmes qui a été fortement développé au cours des 50 dernières années, plus spécialement pour ce qui est de la propagation par grands fonds, où les principales recherches ont été conduites, la plupart du temps, dans le cadre très strict des applications militaires. De nombreux modèles ont été développés, permettant la prise en compte dans les algorithmes, d’environnements océaniques de plus en plus complexes. Depuis quelques années, l’amélioration

des algorithmes de calcul, due en partie aux performances des calculateurs modernes, a permis de développer des schémas numériques particulièrement performants. C’est ainsi que de nombreux codes de propagation ont été mis en œuvre, aussi bien pour les applications grands fonds et grandes distances, que pour les conditions particulières liées à la propagation par petits fonds. La plupart de ces modèles considèrent cependant que la propagation s’effectue dans une géométrie bidimensionnelle (2D), ce qui revient à ne considérer que des problèmes axisymétriques, mais allège énormément les algorithmes de calcul. Afi n de prendre en compte les variations du milieu dans toutes les directions, des codes N×2D ont d’abord été développés. On calcule le champ acoustique dans plusieurs directions à partir de la source (tout en restant dans des plans verticaux), et en supposant que dans une direction donnée, l’onde acoustique ne peut sortir du plan vertical considéré. Ceci permet de fournir, en première approximation, une solution acceptable, tout en restant dans des temps de calcul raisonnables.

Cependant, dans certaines conditions, en particulier lors de la propagation par petits fonds où l’on observe une interaction forte des ondes acoustiques avec la surface et le fond, des effets 3D importants peuvent se manifester et donner lieu à des phénomènes acoustiques que les modèles N×2D ne peuvent pas prédire. De tels effets 3D ont été mis en évidence tant expérimentalement (mesures en cuve et/ou en mer) que

La propagation océanique en eau peu profonde : modèles et expérimentations

Frédéric SturmLaboratoire de mécanique des fl uides et d’acoustique(UMR CNRS 5509)École centrale de Lyon36, avenue Guy de Collongue69134 Ecully CEDEXTél. : 04 72 18 60 02E-mail : [email protected]

Jean-Pierre Sessarego, Didier FerrandCNRSLaboratoire de mécanique et d’acoustique(UPR CNRS 7051)31, chemin Joseph Aiguier13402 Marseille CEDEX 20Tél. : 04 91 16 41 89E-mail : [email protected] : [email protected]

Cet article présente les avancées effectuées tout récemment au niveau du développement de modèles permettant de prédire la propagation du son dans le milieu marin, en essayant de prendre en compte toute la complexité de celui-ci. L’approche développée ici, qui consiste à coupler très fortement des modèles théoriques et des expérimentations en cuve, est une approche très prometteuse qui permet de « tester » rapidement des codes nouveaux dans des conditions optimales puisque tous les paramètres de l’expérimentation peuvent être mesurés et contrôlés pendant toute la durée des essais.

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par le biais de nombreuses simulations numériques (voir la référence [1] pour un état de l’art assez complet sur le sujet). Tout récemment, la présence d’effets 3D a été observée lors d’essais en mer à proximité de la côte, effets précisément dus à la présence d’un fond pentu [2]. Prendre en compte ces effets nécessite de reformuler les codes de propagation dans des versions 3D, ce qui augmente considérablement les temps de calcul, même avec l’emploi de machines parallèles. Ceci s’aggrave encore si on passe au domaine temporel car, dans ce cas, il faut recalculer le champ acoustique pour toutes les fréquences contenues dans le signal d’émission. On entrevoit ici toute la complexité de la mise en œuvre de ces codes et les raisons pour lesquelles leur utilisation est encore assez rare dans la communauté ASM.Pour clarifier la pertinence ou non, de mettre en œuvre des modèles 3D, une campagne de mesures dans la cuve océanique du LMA (Laboratoire de Mécanique et d’Acoustique), qui permet de simuler des fonds marins complexes, a été décidée, et les résultats ont pu être confrontés au code de calcul tridimensionnel 3DWAPE [3] développé au LMFA (Laboratoire de Mécanique des Fluides et d’Acoustique).

Un exemple d’expérimentation en laboratoire pour tester des modèles numériques

Le protocole expérimental

Une première expérimentation pour « calibrer » la cuve océanique a été réalisée début 2005. Cette cuve rectangulaire d’une longueur de 20 m, d’une largeur de 3 m, et d’une profondeur de 1 m, est constituée d’une lame d’eau douce dont on peut faire varier la hauteur de façon très précise à ± 0,2 mm. Cette lame d’eau repose sur une épaisse couche de sable fi n qui simule un fond océanique de profondeur semi-infi nie. Le fond sableux est parfaitement lissé avec un râteau dédié à cette opération, afi n de disposer d’une interface plane et homogène (sans aspérités). On notera ici que la taille moyenne des grains de sable (de l’ordre de 250 μm) étant négligeable devant les longueurs d’ondes utilisées, on peut négliger alors les aspects de diffraction et de réverbération acoustique par des interfaces rugueuses. De plus, toutes les caractéristiques du sable utilisé sont parfaitement connues. Ceci est l’un des avantages des expérimentations en cuve où l’on peut mesurer in situ tous les paramètres physiques qui infl uent directement sur la réponse du système. C’est ainsi que l’on a pu mesurer la granulométrie du sable, sa porosité, sa tortuosité, et sa perméabilité. Tous ces paramètres géotechniques sont donnés dans le tableau 1.

En plus de ces paramètres, la densité ainsi que la vitesse de propagation des ondes de compression et leur atténuation, ont été mesurées dans le sédiment. La densité a été mesurée dans un sédiment saturé d’eau et non tassé. On a trouvé la valeur de 1,999 g/cm3 (± 0,01 g/cm3). La vitesse du sable

a été mesurée à des fréquences voisines des fréquences utilisées pour l’expérimentation. La valeur trouvée à 100 kHz est de 1 670 m/s (± 5 m/s). Cette valeur dépend entre autre de la température ambiante, qui est mesurée en permanence dans la cuve. Elle dépend aussi fortement de l’état de consolidation du sédiment. Pour les essais effectués dans ce programme de recherche, nous avons été amenés à ratisser le fond à de nombreuses reprises et avons donc modifi é l’état de consolidation de celui-ci. Il reste ainsi une incertitude sur la valeur de la vitesse du son dans le sable ainsi qu’une incertitude sur le profi l de vitesse avec la profondeur. Enfi n, il est à noter que tous les paramètres géotechniques et géoacoustiques mesurés pour notre sédiment et reportés dans le tableau 1, sont cohérents avec les valeurs trouvées par d’autres auteurs sur des types de sables très voisins [4], [5], [6].

La Figure 1 donne le schéma du dispositif expérimental utilisé. Un émetteur et un récepteur, montés sur des chariots indépendants, sont positionnés dans la couche d’eau par l’intermédiaire de moteurs à courant continu, qui permettent

d’obtenir des déplacements avec une précision de l’ordre du dixième de mm. Des hydrophones servant d’émetteur ou de récepteur, de tailles réduites, ont été fabriqués au LMA à partir de petits éléments piézoélectriques de forme cylindrique (diamètre interne : 4 mm, diamètre externe : 6 mm, longueur : 6 mm). Ils permettent d’émettre ou de recevoir à des fréquences autour de 100 kHz. En réception, on utilise parfois une sonde de Wood développée également au laboratoire pour des mesures en bande étroite. Les fréquences choisies correspondent à des longueurs d’ondes de l’ordre du cm

et conduisent, avec des hauteurs d’eau de quelques centimètres, à la présence de peu de modes propagatifs (entre 3 et 6 modes suivant les essais effectués).

Les signaux reçus sur l’hydrophone de réception sont numérisés immédiatement dès la sortie de l’hydrophone, à l’aide d’une carte numérique d’acquisition qui se trouve

embarquée sur le chariot mobile (cf. Fig. 2). Les signaux numérisés sont ensuite envoyés sur un calculateur « à terre » au moyen d’une liaison ethernet. La liaison permet également de transmettre les ordres de déplacement des chariots. On peut donc ainsi se déplacer dans la cuve à un endroit spécifi é

La propagation océanique en eau peu profonde : modèles et expérimentations

Tortuosité Porosité Perméabilité[m2]

Vitesse des ondes P [m/s]

Densité[g/cm3]

Atténuation à 100 kHz[dB/m]

1, 31 0, 365 1, 65 e-11 1 670 1, 999 60

Tabl. 1 : Paramètres géoacoustiques et géotechniques du sédiment

Fig. 1 : Dispositif expérimental

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à l’avance, et mesurer à cet endroit précis le signal acoustique reçu, envoyer les informations sur le calculateur « à terre », puis se déplacer vers un nouveau point de mesure lorsque le transfert de données est terminé. Pour des questions pratiques, la partie utile de la cuve a été limitée à une distance de 5 à 6 m, bien que la cuve ait été conçue à l’origine pour que l’on puisse travailler sur des distances beaucoup plus grandes. Dans un souci de diminuer les réfl exions parasites sur les parois (surtout lorsqu’on travaille en régime continu), on a dû disposer des absorbeurs acoustiques sur les bords de la cuve. Ces absorbeurs sont des matériaux dits « ρc ». Aux fréquences utilisées, on a pu vérifi er qu’ils avaient un comportement tout à fait satisfaisant.

Rappelons enfi n que le principe d’une telle expérimentation à échelle réduite consiste à admettre que le rapport d’une dimension caractéristique (ici la hauteur d’eau) par la longueur d’onde est conservé lors du changement d’échelles, autrement dit on a la relation suivante :

où h et λ (respectivement H et Λ) désignent l’épaisseur de la colonne d’eau et la longueur d’onde acoustique avant (resp. après) le passage à l’échelle réduite. Dans ces conditions, le modèle expérimental élaboré (émission en mode continu à des fréquences voisines de 100 kHz et pour des colonnes d’eau d’une épaisseur de 5 cm) simule, avec un facteur d’échelle de 1 000 par exemple, une propagation en mer à des fréquences de 100 Hz sur des fonds de 50 m, la distance d’étude pouvant s’étendre alors sur 6 km.

La « calibration » de la cuve océanique

Dans les nombreux essais effectués en laboratoire, nous avons utilisé, soit des signaux monochromatiques (fréquence : 114 kHz) pour mettre en évidence les fi gures d’interférences des modes de propagation, soit des signaux de type large bande pour étudier plutôt l’aspect temporel. On a tout d’abord testé la propagation avec des signaux monochromatiques, l’objectif étant de calibrer la cuve et de retrouver pour le cas d’un fond plat et d’une couche d’eau isocélère, les résultats classiques donnés par les codes de propagation les plus connus. Ces comparaisons entre les modèles (alimentés par des données mesurées dans la cuve : vitesse du son dans l’eau, vitesse du son dans le sédiment et densité du sable, hauteur d’eau, immersion des capteurs) et l’expérience, ont permis de « calibrer » la cuve. La Fig. 3 donne le résultat d’une comparaison entre mesures expérimentales et données simulées. Ces dernières ont été obtenues avec deux codes de calcul distincts, 3DWAPE [3] et RAMS [7]. Sur cette fi gure,

où l’on a tracé les courbes de perte en fonction de la distance émetteur-récepteur, on observe un bon accord entre les résultats d’expérience et les différents codes de propagation [8]. Le code RAMS qui prend en compte une faible vitesse de cisaillement dans le sable semble mieux rendre compte des phénomènes observés. Il est extrêmement diffi cile de mesurer dans la cuve une vitesse de cisaillement du sédiment, mais on peut en effet admettre qu’en raison du tassement et du compactage du sable au cours du temps, une vitesse de cisaillement de l’ordre de la centaine de m/s soit tout à fait raisonnable.

Ainsi, moyennant la prise en compte d’une faible vitesse de cisaillement dans le sédiment, on a pu obtenir une très bonne concordance entre l’expérience et le modèle RAMS. Le code 3DWAPE ne permettant pas actuellement de prendre en compte une vitesse de cisaillement dans le fond, donne des résultats légèrement moins bons, mais largement acceptables.Il est à noter que les codes 3DWAPE et RAMS ayant été conçus pour des applications à échelle réelle (c’est-à-dire pour des distances de propagation de l’ordre du km et des fréquences de l’ordre de quelques dizaines d’Hz), il a fallu procéder à une conversion d’échelles pour les tracés et opérer une translation des courbes pour ajuster les niveaux de perte.

Le passage à des situations 3D plus proches des situations réelles

Après la phase de calibration de la cuve, nous sommes passés à l’exploitation de celle-ci dans des confi gurations plus réalistes que les confi gurations à fond plat, ces dernières pouvant être décrites par un simple modèle 2D de Pekeris. Pour tester les modèles de propagation 3D, on a donc modifi é la bathymétrie de la cuve et une pente d’angle constant (α = 4.5°) a été réalisée sur toute la longueur grâce à l’utilisation du râteau précédent, muni d’une lame spécialement conçue pour réaliser un fond incliné. Cette pente simule en milieu réel la transition entre la côte et le plateau continental. Elle est identique à celle de l’expérimentation en mer décrite dans [2]. L’objectif était de reproduire à échelle réduite la propagation au-dessus d’un fond incliné, en utilisant indifféremment un signal monochromatique ou large bande. Dans ces conditions, compte tenu de l’angle de la pente, des fréquences utilisées, de la hauteur d’eau et de la position de la source par rapport au fond incliné, l’utilisation en amont d’un code de calcul tridimensionnel (en l’occurrence du code 3DWAPE) a permis de prévoir que des phénomènes 3D pourraient être observables dans la zone utile des six premiers mètres de la cuve.

Fig. 2 : Vue d’ensemble de la cuve océanique

Fig. 3 : Comparaison entre des données expérimentales et des simulations numériques obtenues au moyen des codes 3DWAPE [3] et RAMS [7]

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Nous avons utilisé une source sonore, S, harmonique en temps (mode continu) émettant à une fréquence de 114 kHz. Au niveau de la source, la hauteur d’eau, H, est de 34,5 mm (± 0,5 mm). Il est à noter que la profondeur du canal de transmission est très sensible à l’évaporation de l’eau qui peut atteindre l’ordre du mm par jour. Il faut donc, soit mesurer cette profondeur en début d’expérience, soit estimer l’évaporation par rapport à l’instant où l’on a fait la mesure et tenir compte de ce paramètre pour donner la profondeur du canal. Dans le dispositif expérimental, source et récepteur peuvent être déplacés suivant les trois axes (Ox), (Oy) et (Oz) (voir la Fig. 4). Nous avons positionné la source et le récepteur à la même immersion (10 mm) et déplacé le récepteur entre 0 et 5 m (avec un incrément de 1 cm) dans l’axe (Ox) pour effectuer les mesures de perte par propagation. Des absorbeurs acoustiques ont été répartis de nouveau sur les bords de la cuve pour diminuer les réfl exions parasites sur les parois latérales. Toutefois, contrairement au cas du fond plat, seule une des deux parois latérales a dû être équipée d’absorbeurs, du fait de la présence d’une « plage » à proximité de l’autre paroi. Les mesures expérimentales de perte en transmission en fonction de la distance émetteur-récepteur, sont représentées sur la Fig. 5.

L’observation de la courbe obtenue permet de constater qu’il existe un système complexe d’interférences entre modes,

et surtout qu’au-delà d’une distance de 3,5 m, il n’y a plus d’énergie transmise au récepteur, ce qui est une manifestation claire de la présence d’effets 3D.

Des simulations numériques avec le code de calcul 3DWAPE ont été effectuées en considérant avec un facteur d’échelles de 1000, les mêmes conditions que pour l’expérience, c’est-à-dire que l’on considère une source émettant à une fréquence de 114 Hz et un domaine constitué d’une couche d’eau homogène (de densité 1 g/cm3, de célérité 1 499,58 m/s et d’épaisseur H = 34,5 m au niveau de la source et du récepteur) et d’une couche sédimentaire semi-infi nie en immersion, homogène (de densité 1,99 g/cm3 et de célérité 1 740 m/s) et atténuante (avec un coeffi cient d’atténuation égal à 0,5 dB par longueur d’onde). De telles valeurs conduisent à l’existence de 3 modes propagatifs dans le guide d’onde correspondant à l’épaisseur H = 34,5 m. Les immersions de la source et du récepteur utilisées dans le code sont, au facteur d’échelles considéré près, identiques à celles données par l’expérience.

Nous représentons sur la Fig. 6, les coupes horizontales (immersion : 10 m) des champs de perte par propagation correspondant à un calcul N×2D et à un calcul 3D. Nous pouvons observer sur la solution 3D une déviation relativement importante de l’énergie en travers de la pente (c’est-à-dire dans l’axe (Ox) de la cuve) et loin de la source. Une telle déviation des ondes acoustiques résulte des multiples interactions (au cours de la propagation) des ondes acoustiques avec le fond incliné. De toute évidence, la solution N×2D ne fait

pas apparaître une telle déviation. Comme nous l’avons déjà mentionné, un calcul N×2D consiste en une simple répétition d’un calcul bidimensionnel pour plusieurs plans verticaux adjacents (et centrés sur la source). Il permet ainsi la reconstruction d’un champ acoustique en trois dimensions, donnant par là même, l’illusion qu’un authentique (et plus complexe) calcul 3D a été effectué. En revanche, il ne prend nullement en compte les termes de couplage suivant la direction horizontale transverse à chacun des plans verticaux considérés.

Par conséquent, un calcul N×2D ne peut permettre à une onde acoustique de sortir d’un plan vertical pour se propager dans un plan vertical adjacent, processus à l’origine du phénomène de déviation horizontale des

ondes acoustiques. La déviation observée loin de la source dans l’axe (Ox) est ainsi typiquement un effet 3D.

Fig. 4 : Dispositif expérimental utilisé pour mettre en évidence la présence d’effets typiquement tridimensionnels. Dans le plan vertical contenant la source sonore S et le récepteur R, l’interface séparant la colonne d’eau du fond sableux est horizontale, malgré la présence d’une pente d’angle α = 4,5° dans la direction transverse.

Fig. 5 : Courbe de perte par propagation dans l’axe (Ox) obtenue expérimentalement. Source et récepteur sont positionnés à la même immersion (10 mm)

Fig. 6 : Champs de perte par propagation (coupe horizontale à une immersion de 10 m) correspondant à un simple calcul N×2D (à gauche) et à un calcul 3D (à droite).

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La Fig. 7 présente des coupes verticales correspondant à l’axe (Ox) des champs de perte par propagation obtenus par des calculs 2D et 3D. Insistons sur le fait que ces coupes verticales sont effectuées dans l’axe (Ox) pour lequel l’interface eau/sédiment est horizontale. Un simple calcul 2D prédit ainsi naturellement la conservation des différents modes propagatifs le long de cet axe. Rappelons que par analogie rayon/mode, chaque mode propagatif peut s’interpréter comme la superposition d’une onde plane montante et d’une onde plane descendante, de même amplitude, toutes deux caractérisées par le même angle de propagation par rapport à l’horizontale. Pour l’expérimentation en cours, cet angle a une valeur de 8,97° pour le mode 1, de 18,63° pour le mode 2, et de 29,05° pour le mode 3. Il est à noter que l’angle de rasance associé au mode 3 est très proche de l’angle de rasance critique (ici 30,47°). Bien que propagatif, le troisième mode est donc plus rapidement atténué au cours de sa propagation que les deux autres modes propagatifs.

La solution 3D diffère d’une manière non négligeable de la solution 2D. En particulier, on pourra noter qu’au-delà de 3,5 m, il n’y a plus aucune énergie transmise, ce que l’on avait déjà constaté expérimentalement (voir la Fig. 5 p.57). Pour bien comprendre les phénomènes acoustiques présents, nous avons propagé chacun des trois modes propagatifs indépendamment les uns des autres. Les résultats, représentés sur la Fig. 8 (ils correspondent tous à des calculs 3D), permettent clairement d’identifi er et de localiser les phénomènes de déviation horizontale pour chacun des trois modes propagatifs. Nous observons en effet la création de zones d’ombre pour chaque mode. Ces dernières sont plus ou moins marquées et dépendent fortement de l’angle (par rapport à l’horizontale) du mode initial considéré. Cet effet 3D est en effet plus important pour le mode 3 que

pour les modes 1 et 2. Dans l’axe (Ox), cette zone d’ombre apparaît à une distance de 0,7 m pour le mode 3, de 1,5 m pour le mode 2, et enfi n à une distance de 3,5 m pour le mode 1. De plus, nous pouvons clairement observer pour le mode 1, l’apparition d’un phénomène d’interférence à une distance proche de 1,5 m. Ces franges d’interférence sont directement liées au phénomène d’interférence du mode 1 avec lui-même. Ce phénomène n’est pas propre au mode 1. Nous pouvons aussi l’observer pour le mode 2 entre

1 m et 1,5 m. Il est en revanche diffi cilement observable pour le mode 3. Cette analyse modale nous permet à présent de mieux comprendre les phénomènes d’interférences de la Fig. 7 (solution 3D). Le calcul 3D prédit la présence des trois modes propagatifs jusqu’à une distance voisine de 0,7 m, distance à partir de laquelle l’énergie associée au mode 3 est déviée horizontalement. Il prédit ensuite un schéma d’interférence lié aux deux modes propagatifs restants (mode 1 et mode 2) pour des distances comprises entre 0,7 m et 1,5 m. Le calcul 3D prédit enfi n la présence d’un seul mode propagatif pour des distances comprises entre 1,5 m et 3,5 m (les franges d’interférence étant directement liées au phénomène d’interférence du mode 1 avec lui-même), suivie d’une zone d’ombre. Tous ces phénomènes prédits par simulation numérique, peuvent être parfaitement observés sur la courbe expérimentale de la Fig. 5. Un calcul 2D (ou Nx2D) prédit à tort une insonifi cation du guide d’onde pour des distances variant de 0 à 5 m dans l’axe (Ox). Des calculs 2D ou

Nx2D ne permettent ni de décrire les effets observés avec un fond légèrement en pente, ni de calculer de façon correcte, les niveaux reçus sur un récepteur ; ceci confi rme la nécessité de recourir à des modèles 3D dès que la confi guration de la cuve n’obéit plus au modèle géométrique simple de Pekeris.

Conclusion

Cet article a permis de présenter quelques développements récents en matière de codes de propagation 3D et tout l’intérêt qu’il peut y avoir à travailler sur des expériences contrôlées, qui permettent de vérifi er pas à pas, la validité des résultats obtenus. L’objectif n’est pas de « valider » un code quel qu’il soit, mais bien de vérifi er que les hypothèses faites dans le

Fig. 7 : Champs de perte par propagation (coupe verticale dans l’axe (Ox)) correspondant à un simple calcul 2D (à gauche) et à un calcul 3D (à droite)

Fig. 8 : Champs de perte par propagation (coupes verticales dans l’axe (Ox)) correspondant à trois calculs 3D différents obtenus en n’excitant, à la source, qu’un seul des trois modes propagatifs

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calcul sont correctes et que tous les paramètres pertinents du problème ont bien été pris en compte. Ceci permet des comparaisons expérimentations/modèles, qui permettent à leur tour de faire progresser à la fois l’expérimentation (par la mise en place de techniques de mesures de plus en plus performantes) et les modèles numériques (par la prise en compte par exemple, de certains paramètres qui avaient été négligés en première approximation).Dans l’étude qui a été présentée ici, on a considéré uniquement des signaux monochromatiques, mais le cas des signaux impulsionnels a été également testé, pour observer l’évolution des phénomènes au cours du temps. Dans ce cas particulier, si l’expérimentation en cuve peut s’effectuer dans des temps raisonnables (de l’ordre de quelques heures) pour obtenir des représentations temporelles du champ acoustique, les codes numériques temporels, demandent quant à eux, des durées de plusieurs jours, voire plusieurs semaines, pour obtenir des résultats qui puissent être comparés [9]. Dans ces conditions, l’expérimentation en cuve, qui permet de tester rapidement des confi gurations géométriques différentes, devient l’outil privilégié des techniques numériques, pour analyser des géométries de plus en plus complexes, et qui se rapprochent de plus en plus de situations réelles.Précisons enfi n que ces modèles 3D, testés en cuve pour des applications petits fonds, ont un domaine d’application beaucoup plus vaste, et qu’ils peuvent être utilisés pour des propagations océaniques à grandes distances, pour calculer de façon précise les niveaux acoustiques reçus après des milliers de kilomètres de propagation. De telles applications recouvrent aussi bien les grandes expérimentations à échelle mondiale, pour étudier les effets du réchauffement de la planète que la mise en place d’observatoires et de stations acoustiques d’écoute, pour contrôler l’application du traité d’interdiction complète des essais nucléaires (TICE). Le CEA,

en charge de la surveillance internationale de l’application de ce traité, est confronté également à ces problèmes de propagation 3D, et implante ces nouveaux codes sur des calculateurs à architecture massivement parallèle [10].

Références bibliographiques

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Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale

a conquête du milieu marin nécessite de mettre en œuvre des moyens d’observation de l’environnement aquatique. Le manque de lumière et la turbidité du milieu rendent la vision, par des moyens optiques (caméra vidéo) diffi cile, c’est pourquoi des méthodes acoustiques ont été développées.

Ces méthodes acoustiques se heurtent à diverses diffi cultés :

- l’atténuation impose de travailler à basse fréquence bien qu’à ces fréquences, la bande passante des sonars reste étroite.- s’il est possible d’obtenir des images avec des caméras acoustiques lorsque ces objets ont des formes complexes ; pour des objets de forme simple comme des tubes ou des sphères, c’est beaucoup plus diffi cile. En effet, un cylindre est représenté comme une ligne et une sphère comme un point.

Pendant que des chercheurs tentent d’améliorer les images acoustiques, d’autres étudient des méthodes physiques permettant de reconnaître des cibles de forme

simple sans en donner une image. Ces méthodes mettent en jeu les résonances des objets. L’idée de départ est venue en écoutant les cloches de nos églises ou le verre de cristal que l’on frotte à la fi n d’un bon repas. Le son de la cloche dépend fortement de sa dimension et de sa forme ; plus elle est grosse, plus le son est grave et plus elle est petite, plus le son est aigu. Une oreille bien entraînée est capable de reconnaître le son d’une cloche particulière. Pour la reconnaissance des objets sous-marins, il est possible d’appliquer le même principe ; une excitation de l’objet par une onde acoustique appropriée permet de le faire résonner et le son diffusé, traité convenablement, permet de le caractériser.Pour comprendre complètement le mécanisme de la diffusion par des tubes métalliques plongés dans l’eau il est nécessaire de connaître les différentes propagations qui s’établissent dans ces objets excités par une onde acoustique [1]. Dans le cas de tubes métalliques plongés dans l’eau, remplis d’air et excités perpendiculairement à leur axe, des ondes circonférentielles sont générées dans la coque [2], elles sont comparables aux ondes de Lamb dans des plaques planes [3] {voir encadré}.

Gérard Maze, Dominique Decultot, Fernand Léon et Farid ChatiLAUE UMR CNRS 6068Université Le Havre-IUTPlace Robert Schuman76610 Le HavreFranceTél. : 02 32 74 47 18Fax : 02 32 74 47 19http://www.univ-lehavre.fr

RésuméDans l’exploration du milieu marin, il est nécessaire de développer des méthodes qui permettent d’identifi er des objets que les moyens optiques habituels ne peuvent révéler à cause du manque de lumière et de la turbidité du milieu. L’acoustique est l’un de ces moyens. La caméra acoustique est adaptée lorsque l’objet a une forme complexe avec de nombreux points diffusants. Si l’objet est de forme simple, tube ou sphère, elle est moins adaptée : un tube est vu comme une ligne et une sphère comme un point. Dans cette présentation, la description de la Méthode d’Isolement et d’Identifi cation des Résonances (MIIR) impulsionnelle est faite pour des tubes métalliques immergés, remplis d’air et excités normalement à leur axe. Il est montré que les spectres de résonance ainsi obtenus dépendent de l’épaisseur et de la constitution de la coque. Il est montré, par ailleurs, qu’il est encore possible d’utiliser cette méthode lorsque le tube est enfoui dans la vase.

AbstractInvestigation of the underwater medium makes it necessary to develop methods which permit to identify objects that the usual optical means cannot reveal due to lack of light and water turbidity. Acoustics is one of these means. The acoustic camera is adapted if the object has a complex shape with several scattering points. If the object has a simple shape, tube or sphere, it is not so well adapted : a tube is seen as a line and a sphere as a point. In this presentation, the impulse Method of Isolation and Identifi cation of Resonances (MIIR) is described for immersed air-fi lled metallic tubes insonifi ed perpendicularly to their axis. The plotted resonance spectra depend on the thickness and the constitution of the shell. It is shown, in other respects, that it is still possible to use this method if the tube is embedded in sediment.

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Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale

Il existe une infi nité de ces ondes qui se différencient essentiellement par leur structure vibratoire sur l’épaisseur. Deux familles d’ondes de Lamb sont observables : les ondes à vibration symétrique (Si) par rapport au plan moyen de la plaque et les ondes à vibration antisymétrique (Ai), la tôle se déforme comme un serpent. Les vitesses de ces ondes, contrairement aux ondes de volume longitudinales et transversales rencontrées dans les solides massifs dépendent fortement de la fréquence, elles sont dites dispersives. L’ensemble de ces ondes vont nous permettre d’expliquer les résultats obtenus sur les tubes. Pour comprendre complètement le comportement de ces ondes dans une coque plongée dans l’eau, il faut savoir qu’elles ont une polarisation de type elliptique, il existe une composante vibratoire perpendiculaire à la surface et une autre parallèle à la surface. Si la composante normale à la surface est grande, des échanges importants d’énergie se font entre le solide et le fl uide, au contraire si la composante parallèle est grande, elle se propage avec peu d’échange et peut ainsi parcourir dans la coque cylindrique un grand nombre de circonférences.

Dans une première partie, la Méthode d’Isolement et d’Identifi cation des Résonances impulsionnelle [4-6] est décrite. Celle-ci permet d’obtenir expérimentalement deux types de spectres acoustiques : le spectre de rétrodiffusion et le spectre de résonance. Ces spectres correspondent à la réponse vibratoire d’un tube métallique, rempli d’air, plongé dans l’eau et excité normalement à son axe par une impulsion ultrasonore très brève. Dans une seconde partie, des spectres calculés sont présentés montrant la possibilité de reconnaissance de tubes. L’épaisseur de coque et la constitution des tubes sont considérées. Enfi n, dans une dernière partie, une application de cette méthode est développée pour détecter et reconnaître un tube enfoui dans du sable très fi n modélisant un sédiment.

Méthode d’Isolement et d’Identifi cation des Résonances : MIIR

Le tube, de grande longueur devant les longueurs d’ondes, est plongé verticalement dans une cuve remplie d’eau douce (fi g. 1) dans laquelle les ondes acoustiques se propagent à la vitesse Ceau = 1 470 m/s.

Le tube est en acier inoxydable, son rayon externe est a = 6 cm et le rapport des rayons interne b sur externe a est b/a = 0,98. La vitesse de l’onde à vibration longitudinale dans l’acier inoxydable est CL = 5 970 m/s et la vitesse de l’onde à vibration transversale est CT = 3 100 m/s. Ce tube est excité par une impulsion acoustique brève émise par un transducteur large bande. Le signal après diffusion par le tube est capté par le même transducteur fonctionnant en récepteur et est transmis à un micro-ordinateur afi n d’être traité. La bande passante de l’impulsion acoustique générée par le transducteur de fréquence centrale 1 MHz est donnée sur la fi gure 2a.

Fig. 1 : Cuve d’expérimentation

Ondes de Lamb dans des plaques minces

Dans un matériau solide de grandes dimensions, deux types d’ondes de volume peuvent se propager de manière indépendante : les ondes à vibration longitudinale et les ondes à vibration transversale (fi g. 1), ces deux propagations ne sont pas couplées. La vitesse de ces ondes de volume est indépendante de la fréquence. Dans un métal courant comme l’acier ou l’aluminium, la vitesse des ondes à vibration longitudinale (Cl) est voisine de 6 000 m/s et la vitesse des ondes à vibration transversale (Ct) est voisine de 3 000 m/s.

Dans une plaque plane de faible épaisseur, deux types d’ondes guidées peuvent se propager : les ondes de Lamb Antisymétriques Ai et les ondes de Lamb symétriques Si (fi g. 2). Dans chaque type, il en existe une infi nité (i = 0, 1,2…), elles se différencient par la structure vibratoire dans l’épaisseur de la coque. Des fl èches sur la fi gure 2 montrent d’une part la direction de propagation et d’autre part la direction des vibrations, dans le cas des ondes de Lamb les vibrations sont elliptiques, les vibrations longitudinales et les vibrations transversales ne sont plus indépendantes mais couplées. La vitesse de phase des ondes de Lamb dépend fortement de la fréquence comme le montre la fi gure 3. Ces ondes sont dites dispersives, la fréquence réduite sur l’axe des abscisses est ktd avec kt le nombre d’onde de l’onde à vibration transversale (kt = 2pF/Ct) et d la demie épaisseur de la plaque, pour plus d’information vous pouvez consulter l’ouvrage de I. A. Viktorov (Rayleigh and Lamb Waves, Plenum Press, New York, 1 967).

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Le signal temporel, enregistré après diffusion par le tube, est présenté sur la fi gure 2b. À gauche de cette fi gure, l’écho spéculaire de grande amplitude est lié à la réfl exion sur le tube, les autres échos sont liés à la réémission progressive des ondes circonférentielles dans la coque au cours de leur propagation. Entre chaque écho, l’onde a fait le tour de la circonférence du tube. Il existe trois types d’échos qui sont liés soit à l’onde symétrique S0, soit à l’onde antisymétrique A0

- ou à l’onde antisymétrique A0

+ [7]. Les ondes S0 et A0-

sont faiblement couplées à l’eau dans lequel le tube est plongé, l’amplitude des échos décroît progressivement par rayonnement lors de la propagation, l’onde A0

+ est au contraire fortement couplée à l’eau, un seul écho est observable (Fig. 2b).

Si une transformée de Fourier est appliquée à l’ensemble du signal de la fi gure 2b, un spectre de rétrodiffusion est obtenu (Fig. 3a). Sur cette dernière fi gure, la courbe moyenne suit la bande passante du transducteur. Des transitions apparaissent, elles sont liées à des résonances qui sont obtenues à partir des ondes circonférentielles lorsqu’un nombre entier de longueurs d’onde est établi dans la circonférence du tube. Ce spectre n’est pas très aisé à exploiter dans la pratique, aussi, il est possible d’obtenir un autre spectre appelé spectre de résonance en supprimant dans le signal temporel (Fig. 2b) l’écho spéculaire. Un exemple de spectre de résonance mesuré à partir du tube précédent est donné sur la fi gure 3b.

Sur la fi gure 3b, les résonances apparaissent en pics bien isolés qu’il est possible d’identifi er théoriquement et expérimentalement [1]. Les résonances appartiennent, dans le cas du tube considéré dans cette partie, à l’onde A0

- en basse fréquence et S0 en haute fréquence.

Infl uence du rapport des rayons

Les mesures précédentes ont été réalisées à partir d’un tube d’acier inoxydable de rapport des rayons b/a = 0,98. Il est possible de calculer les spectres de résonances pour différents rapports des rayons. Pour cela, le calcul du spectre de la pression rétrodiffusée est effectué à l’aide de la formule mathématique suivante [6] :

dans laquelle ω est la fréquence angulaire, k1 = ω/Ceau est le nombre d’onde, P0 est la pression incidente, Dn

1 (ω) et Dn (ω) sont les déterminants obtenus en tenant compte

Fig. 2 : a) Bande passante du transducteur de fréquence centrale 1 MHz, b) Signal temporel obtenu à partir d’un tube d’acier inoxydable de rapport des rayons b/a = 0,98 en incidence normale

Fig. 3 : a) Spectre de rétrodiffusion, b) Spectre de résonance du tube d’acier inoxydable b/a = 0,98

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des conditions de continuité aux interfaces et εn est le coeffi cient de Neumann (εn = 1 si n = 0 et εn = 2 si n≠0). Une transformée de Fourier inverse est appliquée sur ce spectre de rétrodiffusion. Sur le signal temporel obtenu, l’écho spéculaire lié à la réfl exion sur le tube est supprimé. Sur le nouveau signal ainsi obtenu une transformée de Fourier est appliquée permettant d’obtenir le spectre de résonance. La méthode de calcul est comparable à la MIIR développée pour l’expérimentation.

La fi gure 4 présente quelques exemples de calcul pour des tubes ayant le même rayon extérieur (a = 3 cm) mais différents rapports des rayons b/a (0,98, 0,94, 0,90 et 0,86).

Plusieurs remarques peuvent être faites :

- les résonances appartenant à l’onde A0- n’apparaissent

pas dans le même domaine de fréquence, plus la coque est épaisse, plus cette bande glisse vers les basses fréquences ;- les autres résonances appartiennent à l’onde S0. La largeur des résonances n’est pas la même dans les 4 cas. L’amplitude relative de ces résonances dépend également du rapport des rayons, par exemple, il est possible de constater qu’une résonance de très faible amplitude, indiquée par une fl èche sur la fi gure 4, est entourée de résonances plus intenses. Cette résonance s’observe au voisinage de la fréquence 230 kHz pour le tube

Fig. 4 : Spectres de résonance de tubes ayant différents rapports des rayons b/a

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b/a = 0,94, au voisinage de la fréquence 175 kHz pour le tube b/a = 0,9 et au voisinage de la fréquence 150 kHz pour le tube b/a = 0,86 ; dans le cas du tube b/a = 0,98, elle ne se situe pas dans le domaine de fréquence considéré. Autour de cette fréquence particulière, la résonance n’est pas détectable, ceci s’explique par le couplage quasi nul entre l’onde S0 et l’eau.

Infl uence du matériau constituant la coque

Le même type d’étude que précédemment a été réalisé en choisissant différents matériaux constituant la coque.

Les caractéristiques de ces matériaux sont données dans le tableau I. La viscosité des matériaux est supposée négligeable.Le tube est toujours plongé dans l’eau et la cavité est remplie d’air. Le rayon externe a est le même pour tous les tubes considérés. La fi gure 5 montre quelques exemples.

Il est aisé de constater que, plus les vitesses de propagation des ondes de volume (CL et CT) dans ces matériaux sont grandes et plus l’écart de fréquence entre les résonances appartenant à l’onde S0 est grand. De plus le domaine fréquentiel des résonances de l’onde A0

- glisse vers les hautes fréquences.

Reconnaissance d’un tube partiellement ou entièrement enfoui dans un sédiment

Contrairement à la lumière, les ultrasons peuvent pénétrer dans les sédiments si la fréquence n’est pas trop élevée. Il est donc possible de détecter la présence d’un corps d’un certain volume enfoui dans un sédiment, mais est-il possible de le reconnaître ? Dans cette partie, une expérience conduite au laboratoire va montrer que cela est possible.Dans le fond d’une cuve remplie d’eau, nous avons placé une couche épaisse de sable très fi n saturée d’eau modélisant un sédiment (les dimensions des grains de sable sont de l’ordre du 1/10e de mm). Un tube d’acier inoxydable de rayon a = 3 cm, de longueur L = 20 cm et de rapport des rayons b/a = 0,98 (le même tube que dans la première partie) est positionné horizontalement, son axe parallèle à la surface du sable (Fig. 6a). La MIIR impulsionnelle a été utilisée pour traiter les résultats. Le tube est excité verticalement et perpendiculairement à son axe par un transducteur large bande de fréquence centrale 1 MHz. Deux types de mesures ont été réalisés, le tube étant partiellement ou totalement enfoui.

Pour le tube semi-enfoui, le signal temporel de la fi gure 6b et le spectre de résonance de la fi gure 6c sont tracés.

Matériau Vitesse longitudinaleCL (m/s)

Vitesse transversaleCT (m/s)

Masse volumiquer (kg/m3)

béryllium 12890 8 880 1 870Acier inoxydable 5 790 3 100 7 900cuivre 4 760 2 325 8 930platine 3 260 1 730 21400

Tabl. 1 : Caractéristiques des matériaux constituant la coque des tubes

Fig. 5 : Spectres de résonance pour des tubes de différents matériaux

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La fi gure 6b conduit à faire quelques remarques :

- à environ 25 µs de l’écho spéculaire toujours lié à la réfl exion sur l’arête du tube, un écho complexe est observable, il correspond à la réverbération de l’onde sur le sable ;- à environ 75 µs, un écho intense et large lié à la quasi-onde A0

- est détectable ;- sur tout le reste du signal temporel, une série d’échos dont l’amplitude décroît dans le temps et qui correspond à l’onde S0 est visible.

L’onde A0- est assez fortement atténuée par la présence

du sable sur une demi-circonférence ce qui n’est pas étonnant car cette dernière est essentiellement une onde d’interface [7]. L’onde S0, quant à elle, est beaucoup moins perturbée par le sable.

Pour obtenir le spectre de résonance de la fi gure 6c, les 50 premières microsecondes du signal sont remplacées par des zéros et une transformée de Fourier est appliquée au signal résultant. Le spectre de résonance ainsi obtenu caractérise assez bien le tube de b/a = 0,98.

Les résonances de l’onde S0 sont bien présentes, l’écho lié à l’onde A0

- fait apparaître un léger fond non résonant sur ce spectre.

Pour le tube entièrement enfoui sous quelques millimètres de sable, le signal temporel de la fi gure 7a et le spectre de la fi gure 7b sont tracés.

La fi gure 7a conduit à faire les remarques suivantes :

- dans les 20 premières microsecondes, les échos observés sont liés à la fois à la réverbération sur le sable et à la réfl exion sur l’arête du tube ;- il n’existe aucun écho lié à l’onde A0

-, le sable amortit complètement la propagation de cette dernière ;- la présence d’une série d’échos liés à l’onde S0 est encore observable, cette onde est peu sensible à la présence du sable, c’est une onde de coque.

Pour obtenir le spectre de résonance de la fi gure 7b, les 50 premières microsecondes du signal sont remplacées par des zéros et une transformée de Fourier est appliquée au signal résultant. Le spectre de résonance ainsi obtenu caractérise assez bien le tube de b/a = 0,98. Les résonances de l’onde S0 sont bien présentes. Il est encore possible de reconnaître le tube.

Remarques générales et conclusion

La Méthode d’Isolement et d’Identifi cation des Résonances Impulsionnelle acoustique décrite permet de caractériser des tubes métalliques plongés dans l’eau ou enfouis dans du sédiment. Les tubes étudiés ici ont tous leur cavité remplie d’air mais il a été étudié au laboratoire des remplissages divers [8]. Les résultats sont différents mais il est toujours possible de caractériser la cible. Les spectres de résonances obtenus présentent des pics qui sont liés à la propagation d’ondes circonférentielles

Fig. 6 : Reconnaissance d’un tube semi-enfoui dans le sableFig. 7 : Reconnaissance d’un tube entièrement enfoui dans le sable

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dont les caractéristiques sont voisines, lorsque la coque est fi ne, de celles des ondes de Lamb se propageant sur des plaques planes. L’étude présentée a été réalisée en utilisant une excitation normale à l’axe du tube. Des études ont été menées pour des excitations suivant des incidences obliques, les résultats font apparaître un autre type d’ondes, les ondes guidées [9], mais le principe général reste le même. Les ondes guidées dans ce cas sont des ondes à propagation hélicoïdales. Il est toujours possible d’obtenir des spectres de résonance. La limitation en longueur des tubes utilisés n’a que peu d’importance quand l’excitation acoustique est normale à l’axe. En incidence oblique, les résonances peuvent être repérées par un mode circonférentiel correspondant au nombre de longueur d’onde dans la circonférence droite du tube et par un mode lié à l’onde stationnaire dans la longueur du tube [10-12].

Il est montré que les spectres de résonance caractérisent un tube, ils sont sensibles au rayon externe, au rapport des rayons et à la matière constituant le tube. Ces spectres peuvent servir à reconnaître un tube partiellement ou totalement enfoui dans un sédiment. Pour que le résultat soit concluant, il faut avoir une source ultrasonore ou sonore, suivant les dimensions du tube, directive afi n d’obtenir un signal rétrodiffusé suffi samment intense pour être traité dans de bonnes conditions.

Remerciements

Les auteurs remercient Katia Cacheleux pour sa contribution scientifi que aux résultats décrits dans cet article sur les tubes enfouis.

Références bibliographiques

[1] N. Gespa, « La diffusion acoustique par des cibles élastiques de forme géométrique simple : Théories et expériences », CEDOCAR, ISBN 2-7170-0884-5, Paris (1987).

[2] GV. Frisk, H. Überall, Creeping waves and lateral waves in acoustic scattering by large elastic cylinders », J. Acoust. Soc. Am., 59, pp. 46-54 (1976).

[3] IA Viktorov « Rayleigh and Lamb Waves », Plenum Press, New York (1967).

[4] P. Pareige, P. Rembert, J-L. Izbicki, G. Maze, J. Ripoche, « Méthode impulsionnelle numérisée pour l’isolement et l’identifi cation des résonances », Phys. Lett., 135A, pp. 143-146, (1989).

[5] G. Maze, J. Ripoche, A. Derem, J-L. Rousselot, « Diffusion d’une onde ultrasonore par des tubes remplis d’air immergés dans l’eau », Acustica, 55, pp. 69-85, (1984).

[6] G. Maze, « Acoustic scattering from submerged cylinders. MIIR Im/Re : Experimental and theoretical study », J. Acoust. Soc. Am., 89, pp. 2559-2566 (1976).

[7] G. Maze, D. Decultot, F. Léon, J. Ripoche, A. Klauson, J. Metsaveer, « Nature de l’onde d’interface de Scholte sur une coque cylindrique », Acustica, 81, pp. 201-213, (1995).

[8] F. Chati, F. Léon, G. Maze, « Acoustic scattering by a metallic tube with a concentric solid polymer cylinder coupled by a thin water layer. Infl uence of the thickness of the water layer on the two Scholte — Stoneley waves », J. Acoust. Soc. Am., 118, pp. 2820-2828 (2005).

[9] F. Léon, F. Lecroq, D. Decultot, G. Maze, « Scattering of an obliquely incident acoustic wave by an infi nite hollow cylindrical shell », J. Acoust. Soc. Am., 91, pp. 1388-1397 (1992).

[10] N. Touraine, L. Haumesser, D. Decultot, G. Maze, « Analysis of the acoustic scattering at variable incidences from an extra thin cylindrical shell bounded by hemispherical endcaps », J. Acoust. Soc. Am., 108, pp. 2187-2196 (2000).

[11] L. Haumesser, A. Baillard, D. Decultot, G. Maze, « Behaviour of fi rst guided wave on fi nite cylindrical shells of various lengths : Experimental investigation », J. Acoust. Soc. Am., 109, pp. 583-590 (2001).

[12] L. Haumesser, D. Decultot, F. Léon, G. Maze, « Experimental identifi cation of fi nite cylindrical shell vibration modes », J. Acoust. Soc. Am., 111, pp. 2034-2039 (2002).

Diffusion acoustique par des cibles cylindriques : reconnaissance par signature spectrale

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GENERALITES

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L’École polytechnique, le CNRS et EADS CCR s’engagent dans le partenariat scientifi que

Xav ier M iche l , DG de l ’Éco le polytechnique, Arnold Migus, DG du CNRS et Yann Barbaux, DG de EADS CCR ont signé en novembre 2006 un accord-cadre de partenariat scientifi que dans les domaines de l’aéronautique, de l’espace et de la défense.Cet accord qui porte le nom de AIRIX permettra d’accroître les interactions scientifiques et techniques entre les chercheurs des établissements publics et ceux du groupe industriel dans les domaines de la modélisation, de la physique et de l’analyse mathématique associée. Les initiatives d’ores et déjà lancées sont :

- la simulation numérique des propagations d’ondes électromagnét iques et acoustiques,- la thermique et l’homogénéisation des matériaux composites,- l’optimisation des formes,- la modélisation micromécanique,- les nanomatériaux pour l’électronique.

Cette coopération scientifi que conduira à élaborer des plans de recherche en commun, à fournir un cadre scientifi que et juridique pour les collaborations de recherche et le cas échéant à déposer des brevets en copropriété.

Contacts :École PolytechniqueIsabelle de LignivilleTél.: 01 69 33 30 65E-mail: [email protected]

CNRSMartine HaslerTél. : 01 44 96 46 35E-mail : [email protected]

EADS CCRCoralie SidoTél.: 01 46 97 33 82E-mail : [email protected]

Emitech rachète AEMC Mesures et le CETRAM

Le 2 janvier dernier, le Centre européen de technologie et recherche en acoustique et matériaux situé à Ruelle sur Touvre (16) a intégré le Groupe Emitech. Les

activités d’Emitech Cetram permettent à Emitech d’étendre ses prestations à l’ensemble des besoins en acoustique. AEMC Mesures devient, quant à elle, filiale du Groupe Emitech. Composée de 3 laboratoires situés à Rennes, Orgeval et Lyon, AEMC Mesures devient Emitech Mesures. Cette opération s’accompagne également de la cession des activités d’Emitech Rhône-Alpes avec un regroupement des compétences d’Emitech sur Lyon. Matthieu Cognet, PDG de Emitech, a déclaré lors de sa conférence de presse : « Nous croyons à un marché de proximité. Le double projet Cetram et Emitech Mesures correspond parfaitement à la philosophie de développement d’Emitech, à savoir l’augmentation des capacités de test et des pôles d’excellence dans les métiers et le développement des synergies ».

Pour plus d’informations,Emitech CETRAMParc des Trois Piliers171, rue du Pont Neuf16600 Ruelle sur TouvreTél. : 05 45 38 61 90Fax : 05 45 38 61 91

Le bilan 2004-2006 du réseau expérimental de déclaration des Traumatismes Sonores Aigus (TSA) d’Ile-de-France consultable sur le site de la DRASS Ile-de-France

Destiné à un large public, le bilan du réseau expérimental de déclaration des TSA présente les dernières données épidémiologiques recueillies en Ile-de-France sur le sujet 1. Il propose des actions de prévention primaires et contribue au repérage des lieux musicaux à l’origine des traumatismes2 afi n d’y effectuer des actions de prévention.

Musiques, téléphones et tir font mauvais ménage…Etayé par une analyse fine de 176 signalements de TSA, le bilan 2004-2006 propose une classifi cation des facteurs de risque à l’origine de la survenue des traumatismes avec par ordre de priorité : l’exposition à la musique amplifiée (discothèques, salles de concert), la pratique du tir et l’utilisation de téléphones portables.

Le bilan souligne l’absence de mise en conformité des établissements diffusant de la musique amplifi ée avec la réglementation parue en 1998 qui vise à protéger l’audition du public. Au total près de 90 % des lieux musicaux signalés comme lieu de survenue d’une TSA échappent aux dispositions en vigueur.

Des actions d’information et de prévention renforcéesLe Pôle régional Bruit d’ I le-de-France, constitué des services Santé Environnement des 8 DDASS franciliennes et de la DRASS Ile-de-France, ainsi que des services de la Préfecture de police intervenant dans le domaine du bruit, ont décidé de développer une action de prévention à destination des gestionnaires des lieux musicaux parisiens ainsi qu’une campagne de prévention destinée à informer le public fréquentant les stands de tir.

De plus, si le Plan national Santé Environnement (PNSE) de 2004-2008 insiste sur l’importance de protéger les adolescents des risques dus à la musique amplifi ée, il prévoit également des actions de contrôle des services de l’Etat pour s’assurer de la mise en conformité des discothèques et des salles de concert.

1- Les données ont été recueillies auprès des professionnels de l’audition volontaires de mai 2004 à mai 2006, soit 22% des ORL libéraux d’Ile-de-France, 12% des audioprothésistes d’IDF et 61% des services ORL hospitaliers.

2- Les conséquences d’un Traumatisme Sonore Aigu peuvent affecter l’audition de façon permanente qu’il s’agisse d’une surdité totale ou partielle, d’acouphènes ou d’hyperacousie. Les TSA peuvent ainsi générer un handicap sanitaire et social s’accompagnant de conséquences psychologiques

Le bilan défi nitif 2004-2006 du réseau expérimental de déclaration des Traumatismes Sonores Aigus (TSA) d’Ile-de-France est disponible à l’adresse suivante : http://ww.ile-de-France.sante.gouv.fr/

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Ford investit dans le véhicule hybride en Europe

Ford Motor Company s’associe à sa filiale Volvo Car Corporation dans le développement de technologies propres pour l’automobile. Le centre de recherche commun dédié aux véhicules hybrides sera basé à Göteborg (Suède) et sera maître d’œuvre des projets dans le domaine des motorisations hybrides pour le marché européen du constructeur américain. L’équipe initiale sera composée de 20 ingénieurs.

Source : Industrie et Technologies, n°881, septembre 2006

Moins de bruit sur le tunnel de Loèche en Suisse

Depuis la mise en service du nouveau tronçon de ligne Salquenen–Loèche (Suisse), en novembre 2004, plusieurs habitants de Loèche et de Susten dans le canton du Valais se plaignaient de nuisances sonores à leur domicile. Les mesures effectuées alors dans un bâtiment situé au-dessus du portail du tunnel ont montré des valeurs proches des limites fi xées par l’Offi ce fédéral des transports (OFT) ainsi que par l’Offi ce de l’environnement, des forêts et du paysage (OFEFP). Un an plus tard, lors de l’inauguration de la gare de Loèche, les Chemins de fer fédéraux (CCF) ont décidé de remplacer les traverses classiques par un modèle spécial à semelles contenant des matériaux absorbants

sur les deux voies dans le périmètre du portail du tunnel, côté Loèche, et cela sur une longueur de 110 mètres. Les travaux de remplacement, dont le coût s’élève à 350 000 francs suisses, se sont fi nalement déroulés en mai 2006. Les mesures enregistrées durant le mois de juin suivant démontrent une diminution d’environ 50 % des vibrations et de l’ordre de 6 décibels pour les bruits solidiens, soit des valeurs inférieures aux valeurs réglementaires.

Source : Chemin de fer fédéraux (Suisse), 26 octobre 2006

Dongtang l’Eco-cité

Une ville auto-suffi sante en énergie et en nourriture, grâce à des éoliennes, des panneaux solaires, des champs d’agriculture bio, des véhicules hybrides et des industries de pointe ? Bienvenue à Dongtang, la première éco-ville du monde construite sur l’île chinoise de Chongming, à une heure de bateau de Shanghai.

Encore à l’état de projet, cette ville naîtra, moyennant quelque milliards de dollars, en 2010, année de l’exposition universelle de Shanghai. Dongtang pourra alors accueillir ses 50 000 premiers habitants. Les autorités chinoises ont confié la conception de cette ville «dynamique et respectueuse de l’environnement» à la société britannique d’ingéniérie Arup, qui lancera les travaux à la fi n de l’année. Dans des bâtiments couverts de toits

végétaux isolants, les habitants vivront dans des pièces savamment exposées au soleil et naturellement ventilées. Ils se déplaceront en taxis fl uviaux ou en bus roulant à l’hydrogène, le tout dans un environnement où la pollution sonore et les émissions de CO2 seront limitées. Un rêve éveillé en somme, dans une Chine confrontée à la pollution et à de régulières pénuries d’énergie.

Source : L’express.fr, 10 novembre 2006

À bon lecteur…

Il semblerait que la façon de dire les mots est aussi importante que les mots eux-mêmes si on se réfère à un article paru l’an dernier dans la revue américaine Science Now Daily News. Il s’agissait de demander à un groupe de collégiens (24) d’expliquer le mouvement d’un point traversant un écran. Les élèves devaient utiliser seulement deux phrases : «il monte» ou «il descend». L’équipe de recherche a trouvé que lorsque les collégiens décrivaient le point en train de monter, le timbre de leur voix était en moyenne de 6 Hz plus aigu que lorsqu’ils décrivaient celui-ci en train de descendre. La même chose est arrivée lorsque 24 autres élèves ont lu les mêmes phrases sur l’écran. Ce qui tendrait à prouver que les gens changent le son de leur voix en fonction des informations contenues dans les mots.

Source : Science Now Daily News, 21 juillet 2006 ■

EN BREF

En Suisse comme en France, un environnement bruyant agit sur la valeur des biens immobiliers

Deux professeurs à la Haute école de gestion de Genève (Suisse) ont calculé la dépression des biens immobiliers en Suisse dans une étude fi nancée par le PNR 54 «Développement durable de l’environnement construit». A Genève, pour des appartements équivalents, la dépression est de 0,7% par décibel. Ce

taux monte à 1,2% pour des habitations proches de l’aéroport.Ces pourcentages sont semblables à ceux des études françaises.

On notera qu’il ressort de cette étude que 20% de la population suisse est confrontée à une nuisance sonore au-dessus de l’Ordonnance fédérale qui fi xe la valeur limite entre 50 et 55 dB(A) la nuit. Trois quarts des nuisances sonores sont dues au trafi c et 20% aux chantiers.

Pour tout renseignement : Andrea BarziniJosé RamirezGeneva School of Business AdministrationUniversity of applied sciences of Western SwitzerlandRoute de Drize, 7CH-1227 Carouge-GenèveSuisseTél. : +41 22 388 1701 ■

EUROPE

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PRODUITS

HENKEL nous propose une nouveau mastic de fi xation

HENKEL Bâtiment France vient de lancer un nouveau mastic de fi xation solvanté de type néoprène, Fixotac. Validé sur de nombreux chantiers avant son lancement, Fixotac a fait l’unanimité auprès des artisans et des entreprises. Les utilisateurs professionnels ont notamment apprécié son tack initial supérieur (deux fois plus élevé que les néoprène classiques) qui rend aujourd’hui possible la fi xation d’éléments de grandes longueurs, même très nerveux.Ainsi, grâce à ses performances remarquables, Fixotac est le nouveau mastic solvanté qui accompagne

les artisans dans tous leurs travaux quotidiens : pose de plinthes, goulottes PVC, lambris, tasseaux, baguettes, carrelages…

Fixotac existe en cartouche de 345g. Il est disponible chez les négoces matériaux, négoces multi-spécialistes, quincailliers et grossistes peinture-décoration.Prix tarif public H.T. : 2,90 euros la cartouche.

Pour toute information, documentation s’adresser à :HENKEL France SAColles et Etanchéité Bâtiment161, rue de Silly92100 Boulogne BillancourtTél. 01 46 84 97 87

Armstrong fait rimer confort acoustique et propreté bactériologique

Bioguard Acoustic est une dalle minérale dure, contrecollée d’un voile de verre acoustiquement transparent, et couverte d’une peinture Bioguard adaptée aux contraintes actuelles de souches de plus en plus virulentes, tel le SARM (staphyloccocus aureus résistant à la méthiciline). Sa composition offre le double avantage de pouvoir associer les performances anti-microbiennes et les performances acoustiques, recommandées dans les établissements de santé. Des études ont montré qu’un environnement acoustique favorable peut accélérer la guérison des patients. En

outre, il fournit de meilleures conditions de travail au personnel hospitalier. La haute densité de la dalle Bioguard Acoustic isole des bruits des locaux adjacents (37 dB ) ou de ceux générés dans le plénum. Ses perforations recouvertes par le voile acoustiquement transparent donnent à la dalle la capacité d’absorption requise (αw = 0 60) pour arriver aux temps de réverbération moyens nécessaires dans tous les locaux.

Pour en savoir plus :Armstrong Building Products SASImmeuble Paryseine3, allée de la Seine94854 Ivry sur SeineTél.: 0800 41 36 43 (appel gratuit)Fax.: 01 45 21 04 11

EURADIF innove avec le remplissage des moulures des panneaux de porte d’entrée PVC

Euradif est un acteur majeur sur le marché des panneaux de porte d’entrée en PVC et concentre depuis plusieurs années toutes ses recherches sur l’amélioration de l’isolation acoustique de sa gamme.

Poursuivant sa démarche qualitative, Euradif propose aujourd’hui à sa clientèle d’industriels de la menuiserie, un remplissage des moulures de portes avec de la résine à base de polyuréthane.La fabrication par thermoformage induit forcément des moulures creuses sur la face interne du panneau. Leur remplissage par un mélange de résine et de polyuréthane permet une réduction supplémentaire des nuisances sonores et donc d’atteindre un indice moyen d’affaiblissement acoustique inférieur à 31 dB. Ce procédé ne modifi e en rien la face externe du panneau de porte qui conserve la même esthétique avec des moulures en relief.Cette dernière innovation qui sera commercialisée en début d’année 2007 conforte l’image de qualité de l’ensemble de la gamme Euradif.

EURADIF SASZA CallicanesBP 559270 GodewaersveldeTél. : 03 28 49 77 00Fax : 03 28 49 77 01E-mail : [email protected]://www.euradif.fr

le mastic de fi xation néoprène Henkel

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PRODUITS

URSAFIX, le confort en toute sérénité !

Astucieux et efficace, le système URSAFIX de URSA permet d’isoler les parois verticales périphériques et de séparation en un tour de main! Au delà de sa mise en oeuvre facile et rapide, le système URSAFIX offre la garantie d’une isolation acoustique et thermique continue, grâce à la performance de la laine URSA qui lui est associée (panneau roulé de laine de verre semi-rigide revêtu sur une face d’un papier kraft quadrillé pare-vapeur : PRK 36 pavillon et PRK 41 HR R - Haute Résistance - en 75, 85 et 100 mm ).

Doté d’une tête réglable en polymère haute performance, l’accessoire de fi xation URSAFIX RT permet de supprimer les ponts thermiques au niveau des ossatures et des huisseries. Valeur du pont thermique induit par la tige fi letée : χ(W/K)=0,0032 (Rapport d’essais CSTB N°AC02-067).

Ces qualités de confort et de pose sont complétées par d’excellentes performances techniques :- tant en isolation acoustique : Rw (C;Ctr) = 74 (-4 ;-10) dB, - que thermique : λ= 0,032 W/(m.K) pour URSA PRK 41 HR R, certifi ées par un organisme indépendant : l’ACERMI.

Les avantages URSAFIX lui ouvrent de nombreux domaines d’application, en neuf comme en rénovation : maisons individuelles, logements collectifs, tertiaire, bureaux, etc.

Pour en savoir plus,URSA35, grande allée du 12 février 193477186 NoisielTél. : 01 60 17 87 10Fax : 01 60 17 47 70

Vitopend 100, la nouvelle chaudière basse température de Viessmann

La Vitopend 100 WH1B de Viessmann se caractérise par sa grande compacité (40 x 34 x 72,5 cm) et un niveau sonore très faible (inférieur à 43 dB(A) pour la 30 kW version cheminée à charge partielle), lui permettant de s’intégrer aisément partout dans le volume habitable. Cette chaudière affi che également un rendement de 91% et assure une production d’eau chaude d’un débit de 14l/mn.Son prix public est de 1 084 euros HT pour l’entrée de gamme.

Pour toute information complémentaire, contacter :Viessmann SABP 5957380 FaulquemontTél. : 03 87 29 17 00Fax : 03 87 94 16 55http://www.viessmann.fr

UniverCell, l’isolant thermique et acoustique écologique

Isolant thermique et acoustique très performant, UniverCell se présente sous la forme de fi bres de cellulose en vrac, obtenues à partir de papiers de recyclage triés et broyés, et traitées pour résister au feu, à la corrosion, à la vermine, aux rongeurs et aux moisissures

et aux insectes xylophages. L’offre se compose de 2 produits distincts :

- UniverCell : version grise standard pour tout type de pose, principalement en souffl age et en insuffl ation.- UniverCell P : version disponible en 6 couleurs, destinée à la projection décorative avec liant.

Grâce à la diversité de ses techniques de pose (souffl age, insuffl ation, projection), le produit UniverCell s’utilise aussi bien pour l’isolation thermique de combles non aménagés ou perdus que pour l’isolation thermo-acoustique de parois, planchers, rampants de toitures.

Quant à sa variante UniverCell P, elle est idéale pour l’isolation acoustique en apparent de bâtiments soumis au bruit (gares, aéroports, discothèques, salles de sport, …). Les déclinaisons de couleurs lui confèrent par ailleurs une valeur ajoutée esthétique et décorative, adaptée à tout bâtiment à usage résidentiel (individuel ou collectif) ou professionnel. Plus généralement, les produits de la gamme UniverCell conviennent aussi bien pour le neuf que pour la rénovation, tant dans des bâtiments d’habitation que dans des bâtiments industriels, agricoles, tertiaires ou scolaires, en particulier dans les Etablissements Recevant du Public (ERP).

Pour en savoir plus sur la ouate de cellulose, contacter le site : www.univercell.fr ■

Caractéristiques techniquesAffaiblissement acoustique Conductivité thermique

Rw = 58 dB (projection sous dalle)

0,040 W/m*°C(suivant densité )

Rw = 41 dB (Cloison en insuffl ation)αw = 0,65 (projection)

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Le Flatphone dirige le son dans le magasin

Proposé par TKgeomedia, le Flatphone est un panneau sonore plat, et ultra directionnel, qui permet d’envoyer clairement un son ou un message de manière précise sur une zone bien définie, même si la zone visée est distante de plusieurs dizaines de mètres. En raison de la technologie utilisée et de sa capacité à créer des micros zones d’écoute ou au contraire des corridors sonores, le panneau est particulièrement effi cace en environnement sonore bruyant comme les surfaces commerciales ou les parkings.

Selon la société, il est possible de courber, scier, couper, percer, et dimensionner les panneaux à l’envi sans altérer les capacités du système. De plus, Flatphone peut être intégré dans tous les outils de PLV traditionnels, voire des dalles de plafond ou des supports muraux.

TKGeomediaMarc Judor, François Jonchier 7, rue Montespan 91024 Evry CEDEXTél : 01 69 47 60 00Fax : 01 69 47 60 70e-mail : [email protected]

La suite SoftEcho d’Octasic permet d’améliorer la qualité sonore des téléphones mains libres

Octasis Inc., fournisseur de solutions innovantes pour le traitement de la voix en réseau , possède dans sa gamme une suite logicielle appelée SoftEcho qui permet d’accroître la qualité sonore des appels de voix sur IP. Fondée sur des algorithmes d’annulation d’écho innovants et éprouvés dans des applications industrielles, cette suite est une solution portable qui permet aux fabricants d’intégrer facilement que qualité de voix supérieure afin de répondre aux exigences de l’utilisateur fi nal.

Il existe en deux versions :

- La version AEC (Acoustic Echo Cancellation) conçue pour les situations d’écho acoustique telles que les téléphones mains libres et à haut-parleur.

- La version LEC (Line Echo Cancellation) conçue pour les fabricants de terminaux d’accès intégrés et de commutateurs privés.

La suite SoftEcho peut être confi gurée à l’aide d’une interface de programmation évoluée C ANSI, qui permet d’effectuer tout développement avec une interface simple.Grâce au soutien offert par Octasic et à l’expertise accumulée par l’entreprise dans le domaine du portage, les clients peuvent recevoir des logiciels optimisés pour leurs propres plateformes, sans compromis au niveau de la qualité du son.

Pour plus d’informations sur les produits,visitez le site : www.octasic.com

Acoustique : derniers essais en vol dans le cadre d’AWIATOR

L’ONERA et le DLR allemand ont entrepris de localiser les sources de bruit sur un A 340 en vol. Il s’agissait en particulier d’évaluer l’impact acoustique de concepts nouveaux pour l’amélioration des ailes.Lors d’essais en vol, réalisés à la fin du mois d’août 2006, à proximité de l’aéroport de Tarbes, dans le cadre du programme européen Awiator (Aircraft Wing with Advanced Technology OpeRation), l’ONERA a procédé à des mesures sur un Airbus A 340. Tout comme en 2003, où des vols avaient déjà été effectués, il s’agissait de localiser les sources acoustiques de l’avion, et plus particulièrement de démontrer

que les nouveaux concepts étudiés pour l’amélioration des ailes (voir A&T 45) n’ont pas de conséquence néfaste sur le rayonnement acoustique. D’une envergure de cinquante mètres, une antenne en forme de croix comportant

121 microphones a été déployée afi n d’enregistrer des signaux exploités dans la bande comprise entre 200 Hz et 4 000 Hz. Participant également à cette campagne d’essais, des ingénieurs du DLR de Berlin ont, quant à eux, déployé une antenne de plus petite dimension pour enregistrer des signaux dans la bande supérieure et jusqu’à 10 kHz.

« Trois concepts préconisés dans le cadre d’Awiator pour optimiser le décollage et l’atterrissage des avions, précédemment testés en soufflerie, ont fait l’objet d’essais durant cette campagne. Il s’agissait d’observer si leur utilisation entraîne des conséquences acoustiques importantes », explique Georges Elias, directeur de recherche à l’ONERA. Des TED (Trailing Edge Devices), petits dispositifs inclinables placés à l’extrémité des volets pour agir sur la portance et la traînée de l’aile, mais également un

spoiler, déployé au-dessus d’une aile de l’avion, ou encore le déploiement, sous différents angles, des ailerons situés en bout d’aile, ont ainsi été testés en vol. En cours d’analyse, les données collectées devraient aboutir à la publication d’un rapport commun début 2007.

Pour en savoir plus sur le projet :ONERA - Centre de Toulouse2, avenue Édouard BelinBP 402531055 Toulouse CEDEXTél.: 05 62 25 25 25http://www.onera.fr et http:www.awiator.net ■

TECHNOLOGIES

Une antenne de 50 m d’envergure équipée de 121 microphones pour localiser les sources de bruit des avions

Cartographie des sources de bruit pour une confi guration de vol donnée

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Arrêté du 24 avril 2006 portant application aux dispositifs antibruit routiers du décret no 92-647 du 8 juillet 1992 modifi é concernant l’aptitude à l’usage des produits de construction

Le ministre des transports, de l’équipement, du tourisme et de la mer et le ministre délégué à l’industrie arrêtent :

Art. 1er. −Les dispositions du décret du 8 juillet 1992 sont applicables à compter du 1er mai 2006 aux dispositifs antibruit routiers tels que défi nis par la norme NF EN 14388.

Art. 2. −Conformément aux dispositions respectives des articles 2, 3 et 10 du décret du 8 juillet 1992 susvisé, peuvent seuls être munis du marquage CE les produits visés à l’article 1er qui ont satisfait à la procédure d’attestation de conformité qui leur est applicable. Les références de la norme et de la décision d’attestation de conformité applicables aux produits visés à l’article 1er ainsi que celles des organismes notifi és par les autorités françaises fi gurent dans un avis publié au JO.

Art. 3. −Par dérogation aux dispositions de l’article 1er ci-dessus et à titre transitoire, les produits visés par le présent arrêté qui ne satisfont pas aux dispositions du décret du 8 juillet 1992 peuvent être mis pour la première fois sur le marché jusqu’au 1er mai 2007. Les produits mis pour la première fois sur le marché avant la fi n de la période transitoire défi nie à l’alinéa précédent et qui ne satisfont pas aux dispositions dudit décret pourront être commercialisés jusqu’au 1er mai 2009.

Art. 4. −Le directeur général des entreprises et le directeur des affaires économiques et internationales sont chargés, chacun en ce qui le concerne, de l’exécution du présent arrêté, […].

Arrêté du 5 décembre 2006 relatif aux modalités de mesurage des bruits de voisinage

NOR: SANP0624911A

Le ministre de l’emploi, de la cohésion sociale et du logement, le ministre de la santé et des solidarités et la ministre de l’écologie et du développement durable,

Arrêtent: Art. 1er.Les mesurages de l’émergence globale et de l’émergence spectrale, mentionnées aux articles R. 1334-32 à R.1334-34 du code de la santé publique, sont effectués selon les dispositions de la norme NFS 31-010 relative à la caractérisation et au mesurage des bruits de l’environnement, modifi ées et complétées par les dispositions du présent arrêté.

Art. 2. Pour le mesurage de l’émergence globale […], l’indicateur acoustique à utiliser est l’indicateur d’émergence de niveau de la méthode dite «de contrôle» de la norme NFS 31-010.

Art. 3.Pour le mesurage de l’émergence spectrale […], l’indicateur acoustique à utiliser est l’émergence en niveau par bandes de fréquences de la méthode dite «d’expertise» de la norme NFS 31-010.

Les mesurages sont réalisés à l’aide d’un sonomètre intégrateur homologué de classe 1 ou de classe 1. Les prescriptions concernant l’appareillage de mesure, les conditions de mesurage, les conditions météorologiques et l’acquisition des données de la méthode dite de «contrôle» de la norme NFS 31-010 sont respectées.

Art. 4.Pour le calcul de l’émergence globale et de l’émergence spectrale, la durée cumulée des intervalles de mesurage des niveaux sonores, qui doit comprendre des périodes de présence du bruit particulier et des périodes de présence du bruit résiduel seul, est au moins égale à trente minutes. Les périodes d’apparition de bruits exceptionnels ou de bruits additionnels liés à la réalisation des mesurages (aboiements liés à la présence de l’opérateur, conversations, véhicules isolés ou en stationnement proche, etc.) sont exclues de l’intervalle de mesurage.

Le mesurage du niveau de bruit ambiant se fait uniquement sur les périodes de présence du bruit particulier et le mesurage du niveau de bruit résiduel se fait sur toute la durée des intervalles de mesurage en excluant les périodes de présence du bruit particulier.

Lorsque le bruit particulier apparaît de manière permanente, le mesurage du bruit résiduel est effectué en faisant cesser provisoirement le bruit particulier. Lorsque cet arrêt est impossible, le mesurage peut être établi à un endroit proche et représentatif du niveau de bruit résiduel au point de mesurage initialement prévu ou en profi tant de l’arrêt de la source de bruit un autre jour représentatif de la situation acoustique considérée.

Si le bruit particulier apparaît sur tout ou partie de chacune des périodes diurne (de 7 heures à 22 heures) et nocturne (de 22 heures à 7 heures), les valeurs limites et mesurées de l’émergence globale sont calculées séparément pour chacune des deux périodes.

Art. 5.L’arrêté du 10 mai 1995 relatif aux modalités de mesure des bruits de voisinage est abrogé.

Art. 6. […]

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Arrêté du 26 janvier 2007 modifi ant l’arrêté du 17 mai 2001 modifi é fi xant les conditions techniques auxquelles doivent satisfaire les distributions d’énergie électrique

NOR: INDI0709840A

Les ministres en charge de l’équipement, de l’écologie et de l’industrie, sur la proposition du directeur de la demande et des marchés énergétiques arrêtent :

Art. 1.Il est inséré après l’article 12 bis de l’arrêté du 17 mai 2001 susvisé un article 12 ter ainsi rédigé :

« Art. 12 ter. - Limitation de l’exposition des tiers au bruit des équipements.Les équipements des postes de transformation et les lignes électriques sont conçus et exploités de sorte que le bruit qu’ils engendrent, mesuré à l’intérieur des locaux d’habitation, conformément à la norme NFS 31 010 relative à la caractérisation et au mesurage des bruits de l’environnement, respecte l’une des deux conditions ci-dessous :

a) Le bruit ambiant mesuré, comportant le bruit des installations électriques, est inférieur à 30 dB (A) ;b) L’émergence globale du bruit provenant des installations électriques, mesurée de façon continue, est inférieure à 5 décibels A pendant la période diurne (de 7 heures à 22 heures) et à 3 décibels A pendant la période nocturne (de 22 heures à 7 heures). Pour le fonctionnement des matériels de poste, les valeurs admises de l’émergence sont calculées à partir des valeurs de 5 décibels A pendant la période diurne (de 7 heures à 22 heures) et à 3 décibels A pendant la période nocturne (de 22 heures à 7 heures), valeurs auxquelles s’ajoute un terme correctif, fonction de la durée cumulée d’apparition du bruit particulier, selon le tableau ci-dessous.L’émergence est défi nie par la différence entre le niveau de bruit ambiant, comportant le bruit de l’ouvrage électrique, et celui du bruit résiduel (ensemble des bruits habituels, extérieurs et intérieurs, correspondant à l’occupation normale des locaux et au fonctionnement normal des équipements). »

Art. 2Le présent arrêté entrera en vigueur dès sa publication au Journal offi ciel de la République française.

Durée cumulée d’apparition du bruit particulier : T Terme correctif en décibels A

30 secondes<T≤ 1 minute 9

1 minute ≤ T ≤ 2 minutes 8

2 minutes ≤T≤ 5 minutes 7

5 minutes ≤T≤ 10 minutes 6

10 minutes ≤T≤ 20 minutes 5

20 minutes ≤T≤ 45 minutes 4

45 minutes ≤T≤ 2 heures 3

2 heures ≤T≤ 4 heures 2

4 minutes ≤T≤ 8 heures 1

T> 8 heures 0

RÉGLEMENTATION

Octobre 2006

NF EN ISO 18233

Application de nouvelles méthodes de mesurage dans l’acoutique des bâtiments et des salles

Recommandations et spécifi cations des exigences pour le choix du signal d’exécution, du traitement des signaux et du contrôle environnemental. Elles sont accompagnées des exigences de linéarité et d’invariance temporelle des systèmes à soumettre aux essais.

La norme s’applique à des mesurages tels que :

- l’isolation au bruit aérien entre salles adjacentes et celle des façades ;- le mesurage de la durée de réverbération et autres paramètres acoustiques des salles ;- le mesurage de l’absorption acoustique en salle réverbérante ;- le mesurage des écarts de niveau de vibration et du facteur de perte.

Des méthodes de mesurage sont spécifi ées qui pourraient se substituer aux méthodes de mesurage spécifi ées dans les normes traitant des méthodes classiques, telles que EN ISO 140, les NE ISO 3382 et l’ISO 17497-1

NORME