Rapport d'enquête maritime M10F0003

Le Bureau de la sécurité des transports du Canada (BST) a enquêté sur cet événement dans le seul but de promouvoir la sécurité des transports. Le Bureau n'est pas habilité à attribuer ni à déterminer les responsabilités civiles ou pénales.

Rapport de stabilité marine

Relatif à l'événement suivant : Rapport numéro M10F0003
Renversement et naufrage du yacht-école à voile Concordia
À 300 milles au S.–S.–E. de Rio de Janeiro (Brésil)
17 février 2010

Introduction

Le 17 février 2010, vers 14 h 23, le yacht–école à voiles Concordia s'est renversé et a chaviré à la suite d'un grain de pluie au large des ôtes du Brésil. Les 64 membres d'équipage, professeurs et étudiants ont quitté le navire à bord de radeaux de sauvetage. Ils ont été sauvés deux jours plus tard par deux navires marchands et amenés à Rio de Janeiro, au Brésil.

La stabilité du Concordia a été évaluée en rapport avec des scénarios de vent et de gîte considérés comme représentatifs de ceux auxquels le navire a été confronté à peu près au moment auquel l'événement a eu lieu. L'information a ensuite fait l'objet d'une analyse visant à déterminer la plage de vitesses de vent qui pourrait avoir provoqué le comportement observé à bord du Concordia durant l'événement.

Description du navire

Le yacht–école à voiles Concordia a été construit en Pologne à titre de trois–mâts goélette à coque en acier (voir la photo 1). Le navire avait trois mâts : un mât de misaine (premier mât) à gréement en carré, un grand mât (mât principal) à gréement aurique (avant–arrière) et un mât d'artimon (arrière). On pouvait monter une trinquette, trois focs avant et cinq voiles carrées sur le mât de misaine ainsi que trois voiles d'étai entre le grand mât et le mât de misaine. Le grand mât et le mât d'artimon étaient pourvus de voiles de flèche à corne, d'une grand–voile et d'une voile d'artimon, respectivement (voir le plan de voilure à l'annexe A).

Photo 1. Concordia (Provenance : Matt Jacques Photography)

Le navire comptait trois ponts. Sur le pont le plus bas se trouvaient la salle des machines, les réservoirs de carburant, la citerne à eau douce, la citerne de ballast, la buanderie et des magasins. Le pont des emménagements abritait les cabines des membres d'équipage, des professeurs et des étudiants, un salon du capitaine à l'arrière et une salle de travail à l'avant, à bâbord. Sur le pont principal se trouvaient deux roufs. La timonerie, la chambre des cartes, la salle des radios et une salle de classe étaient situés dans le rouf arrière. Le rouf avant logeait la cuisine, la dépense et le poste d'équipage (qui était utilisé comme seconde salle de classe). Les deux roufs étaient pourvus d'écoutilles d'échappée, au centre du plafond, et de portes étanches aux intempéries donnant sur le pont principal. Des écoutilles centrales aménagés dans la partie avant du pont principal permettaient l'accès aux magasins à peinture et du maître d'équipage. La passerelle d'embarquement était arrimée à hauteur d'homme et assujettie aux deux extrémités par des brides fixées au grand mât et à la timonerie (se reporter à l'annexe B pour trouver le plan d'aménagement d'ensemble).

Information environnementale et comportement correspondant du navire

Se reporter au rapport d'événement pour trouver l'histoire complète du voyage ainsi que l'information sur les renseignements météorologiques et les prévisions.

Pour qu'il soit possible d'analyser la stabilité du Concordia avant et durant l'événement, il a fallu concilier le plus étroitement possible l'information environnementale disponible et le comportement correspondant du navire. En conséquence, les renseignements concernant le cap et la vitesse du navire, la direction et la vitesse du vent réel, la direction et la vitesse du vent apparent et l'angle d'inclinaison du navire ont été compilés pour cinq périodes représentatives :

  • la première heure du quart;
  • la période d'environ une heure précédant l'événement, alors que l'officier de quart était seul dans la timonerie;
  • les deux ou trois minutes qui ont précédé l'événement;
  • l'amorce du renversement;
  • immédiatement après le renversement, le navire étant engagé.

Lorsque des éléments d'information déterminés étaient inconnus ou obscurs, on a fait des approximations ou des calculs fondés sur des hypothèses compatibles avec les renseignements connus. Pour trouver le résumé de ces renseignements, se reporter à l'annexe C. Pour trouver de l'information au sujet de la méthode de calcul, se reporter à la section intitulée « Inclinaison due au vent ».

Données de base

Plans

Les plans énumérés ci–après, qui ont été préparés par le chantier naval en 1990, ont été mis à la disposition du BST par le propriétaire du navire.

  • Plan des formes
  • Plan d'aménagement d'ensemble
  • Plan des réservoirs et des citernes
  • Plan de voilure
  • Plan de gréement
  • Plan d'ensemble de la salle des machines

Manuel de stabilité

Le manuel de stabilité du Concordia a été préparé par le chantier naval en 1992. Les calculs et renseignements présentés dans le document visaient à respecter les exigences des deux entités suivantes :

  • Registre des activités maritimes polonais, publication no 29/P, Guidelines for Sailing Vessels Stability Calculation and Evaluation;
  • Ministère des Transports britannique, The Safety of Sail Training Ships – A Code of Practice, Londres, 1990.

Le document a été approuvé par la société de classification (Lloyd's Register), qui a déclaré qu'il respectait le format prescrit par le chapitre I Généralités et la règle 10(2) de l'annexe I de la Convention internationale de 1966 sur les lignes de charge le 16 juin 1993 et fournit différentes données, notamment ce qui suit :

  • détails sur l'arrangement du lest solide;
  • données sur le navire lège, y compris le rapport de l'essai de stabilité (24 février 1992);
  • position des échelles de tirant d'eau;
  • aire et centre des voiles;
  • information sur les points d'envahissement par les hauts et les angles d'immersion;
  • remarques sur les données de stabilité fournies pour guider le capitaine;
  • tableau de la capacité des réservoirs et des citernes;
  • stabilité à l'état intact (courbes de bras de levier de redressement) sous différentes conditions de chargement;
  • rapport d'essai de stabilité;
  • tableaux de courbes hydrostatiques et de courbes de stabilité.

Ces données de base ont servi à créer un modèle informatique de la forme de la coque et des réservoirs du navire, et à le valider en vue de l'utiliser dans des calculs plus poussés.

Condition de chargement au moment de l'événement

L'enquête a permis de déterminer que, au moment de l'événement (vers 14 h 22, le 17 février 2010), les niveaux de liquide dans les divers réservoirs et citernes étaient approximativement les suivants :

Capacité totale du réservoir et les niveaux estimés au moment de l'événement
Réservoir ou citerne Capacité totale approximative m3 Événement m3
Lest d'eau 24,5 EmptyNote de bas de page 1
Eau potable 37,2 29
Carburant 48,8 16
Huile lubrifiante 0,58 0,5
Eaux–vannes 5,8 3
Eaux ménagères 2,7 0,76
Bouchain   Sec
Eau huileuse 1,2 Vide

Estimation de la modification du poids du navire lège et du centre de gravité

L'enquête a permis de déterminer que peu de modifications affectant le déplacement à l'état lège ou le centre de gravité du navire avaient été effectuées et que celles–ci incluaient :

  • la relocalisation du caisson à batterie d'un emplacement sur le pont exposé, sous  la timonerie, à un emplacement sur le dessus du rouf arrière;
  • l'ajout d'une petite pompe hydraulique dans la salle des machines;
  • l'ajout du rangement des gilets de sauvetage sur le dessus des roufs avant et arrière;
  • des modifications apportées à certaines des voiles carrées, qui en auraient modifié la forme et réduit l'aire de peu.

Au moment du départ de Recife (14 h, le 8 février 2010), les tirants d'eau du Concordia étaient d'environ 3,8 m à l'avant et 4 m à l'arrière, ce qui correspondait à un déplacement total d'environ 450 t. Après avoir estimé la consommation de carburant et les autres changements dans les liquides et les produits consommables au cours du voyage (neuf jours), puis effectué le rapprochement avec le déplacement au moment du départ, on a estimé que le déplacement à l'état lège et le centre de gravité vertical (CGV) du navire au moment de l'événement étaient les suivants :

Tableau 1. Estimation du changement du déplacement à l'état lége
  Manuel de stabilité (1993) Événement (2010) Changement
À l'état lège (t) 379,10 382,20 0,82 %
CGV (m au–dessus de la ligne de base) 5,05 5,10 1 %

Courbe de bras de levier de redressement relative à l'événement

Les hydrostatiques et les bras de levier de redressement (BLR) relatifs au navire dans sa condition de chargement au moment de l'événement ont été élaborés. Il y a lieu de noter que, pour modéliser l'effet de l'entrée de l'eau dans les roufs par les portes ouvertes (pour trouver des détails au sujet de celles–ci, voir la section sur les points d'envahissement par les hauts plus loin), on a éliminé la contribution en matière de flottabilité de l'espace pertinent aux angles au–delà de ceux auxquels la porte de chaque rouf était immergée – le rouf avant a été négligé après environ 58 degrés et le rouf arrière, après environ 88 degrés – ce qui a réduit la valeur des bras de levier de redressement au–delà de ces angles. Le résumé des résultats obtenus est donné dans la Figure 1 ci–après (se reporter à l'annexe D pour trouver des détails supplémentaires).

Figure 1. Courbe de bras de levier de redressement (BLR) dans la condition propre à l'événement.

Il y a lieu de noter que, d'après l'information dont les enquêteurs disposaient concernant la répartition des charges de réservoirs de liquide, on estime que le navire aurait gîté à bâbord d'environ 3,5 degrés au moment de l'événement. Compte tenu du fait qu'un navire voiles dehors donne constamment de la bande, il est probable que la présence de cette gîte n'aurait pas été remarquée par les personnes à bord.

La Figure 2 plus loin illustre la comparaison de la courbe de bras de levier de redressement du Concordia au moment de l'événement avec deux exemples tirés du manuel de stabilité du navire – l'arrivée sous voilure réduite et le départ sous voilure de base – ainsi qu'à une condition d'événement théorique, en tenant pour acquis que les roufs avaient été fermés de façon à être étanches aux intempéries. Il est possible de voir que, d'un point de vue global, le chargement du navire (de même que la courbe de bras de levier de redressement correspondante) ressemblait étroitement à la condition à l'arrivée approuvée qu'on trouve dans le manuel de stabilité. La détérioration évidente des bras de levier de redressement causée par le manque de contribution des roufs à la flottabilité est traitée plus loin dans une autre section.

Figure 2. Comparaison des courbes de bras de levier de redressement.

Ouvertures dans la coque et les roufs

L'enquête a permis de déterminer qu'il y avait dans le pont exposé et dans les roufs de nombreuses ouvertures qui n'étaient pas fermées au moment de l'événement et qui serviraient de points d'entrée de l'eau de mer en cas d'immersion (voir la photo 2). Les angles d'immersion propres à certaines de ces ouvertures ont été calculés comme suit :

Photo 2. Certaines ouvertures critiques du ôté bâbord. De l'avant vers l'arrière : porte du poste d'équipage, porte de la cuisine, sortie de ventilation sanitaire, claire–voie de la salle des machines et porte de la timonerie.
Tableau 2. Ouvertures dans la coque et les roufs
Description Angle d'immersion
(degrés)
Porte de la cuisine (rouf avant, ôté bâbord) 56,5
Porte du poste d'équipage (rouf avant, ôté bâbord) 58,4
Sortie de ventilation sanitaire (rouf avant, ôté bâbord) Note de bas de page * 65,.0
Fenêtre de la salle des radios (rouf arrière, ôté bâbord) 68,6
Porte de la timonerie(rouf arrière, ôté bâbord) 74,2
Porte intérieure de la chambre des cartes 87,9
Échappement des moteurs (haut du mât d'artimon)Note de bas de page * 91,7
Claire–voie de la salle des machines
(à l'avant de la timonerie, décalée vers tribord)Note de bas de page *
100,5
Escalier du poste d'équipage (à l'intérieur du rouf avant) Note de bas de page * 116,5

Notes de bas de page

Note de bas de page *

L'immersion de ces ouvertures mènerait à l'envahissement par les hauts de la coque.

Retour à la référence de la note de bas de page *

 

En plus des ouvertures susmentionnées, il y avait sur le pont principal avant des manches à air menant au magasin à peinture et aux magasins du maître d'équipage ainsi qu'une prise d'air extérieur et un conduit de sortie reliés à la salle des machines et au compartiment de l'appareil à gouverner, de même qu'un escalier arrière menant aux emménagements de l'entrepont situés à l'intérieur du rouf arrière. Bien que toutes ces ouvertures aient été munies d'un moyen de fermeture ou de protectionNote de bas de page 2, elles étaient ouvertes au moment de l'événement. Il convient de noter que les bras de levier de redressement et les angles d'immersion déterminés par le modèle informatique ne reflètent pas l'effet négatif sur la courbe de bras de levier de redressement de l'envahissement par l'eau des espaces sous le pont principal lorsque les ouvertures d'envahissement par les hauts ont été submergées.

Inclinaison due au vent

Courbe de bras de levier d'inclinaison due au vent – Vent horizontal

Le moment d'inclinaison exercé sur un voilier par un vent horizontal est proportionnel à, entre autres facteurs, l'aire de la surface exposée au vent, et au carré de la vélocité du vent apparent. Lorsque le navire s'incline entre la verticale (0 degré) et 90 degrés, on a constaté que ce moment diminuait conformément à la relation suivante :Note de bas de page 3

(1) MIVθ = MIV 0 × cos1.3θ où, 

MIVθ = moment d'inclinaison à un angle donné, θ

MIV 0 = moment d'inclinaison à la verticale (0 degré)

En outre, tout comme la capacité d'un navire à se redresser à cause de la flottabilité est décrite par le moment de redressement (MR) à un angle d'inclinaison donné,

(2) MR θ ∝ déplacement × BLR θ,

l'effet d'inclinaison du vent peut être décrit par le moment d'inclinaison comme suit:

(3) MIV θ ∝ déplacement × BLIV θ

On sait aussi que, lorsqu'il navigue sous le vent, un navire s'incline à l'angle auquel le moment de redressement et le moment d'inclinaison sont équivalents, en d'autres termes, lorsque BLR θ =  BLIV θ de sorte que:

(4) MIV θ ∝ déplacement × BLR θ

Il s'ensuit par conséquent que, quand la courbe du bras de levier de redressement relative au navire est connue, le moment d'inclinaison appliqué par le vent peut être déterminé pour tout angle d'inclinaison observé (jusqu'à 90 degrés). À l'aide de l'équation (1) plus haut, il est possible de procéder à rebours pour calculer le moment d'inclinaison qui s'exerçait sur le navire lorsque celui–ci était en position verticale (se reporter aussi à la figure 3 plus loin):

(5) BLIV 0 = BLR θ / cos 1.3 θ où

BLIV 0 = le bras de levier d'inclinaison due au vent associé au moment d'inclinaison due au vent qui, lorsqu'appliqué au navire en position verticale, ferait s'incliner le navire à l'angle θ

Figure 3. Exemple de courbe de bras de levier d'inclinaison due au vent (BLIV) produisant un angle d'inclinaison stable d'environ 18,5 degrés.

Estimation de la vitesse du vent

Avant l'événement, le plan de voilure du navire a été réduit en prévision des forts vents (force 7 ou 8 sur l'échelle Beaufort) qui étaient prévus plus tard au cours de la journée. Le plan de voilure consécutif, qui prévoyait l'utilisation d'approximativement 45 % de la voilure disponible, comprenait les voiles suivantes (se reporter à l'annexe E) :

  • faux–foc
  • trinquette
  • hunier supérieur
  •  hunier inférieur
  • grand–voile d'étai
  • grand–voile
  • voile d'artimon (avec prise de ris)

Les détails du plan de voilure étant connus, les vitesses de vent apparent correspondant à divers bras de levier d'inclinaison due au vent à la verticale ont alors été calculées (les résultats sont donnés dans le tableau 3 et la figure 4 plus loin; se reporter aussi à l'annexe F) à l'aide de l'équation suivante :

(6) MIV 0 = 0.5 ρ v2 (As hs Cs + Ah hh Ch) où,

  • ρ = densité de l'air
  • v = vitesse du vent apparent
  • As = surperficie de voilure
  • hs = hauteur du centroïde du plan de voilure au–dessus du demi–tirant d'eau
  • Cs = coefficient de force d'inclinaison due aux voilesNote de bas de page 4; présumé varier entre 1.0 et 2.0 dans le présent cas
  • Ah = superficie du profil de la coque et des superstructures au–dessus de la ligne de flottaison
  • hh = hauteur du centroïde de la coque et des superstructures au–dessus du demi–tirant d'eau
  • Ch =  coefficient de force d'inclinaison due à la coque; présumé être 1.0

Comme l'indiquent le tableau 3 et la figure 4, la même vitesse du vent apparent (dans la plage approximative de 27 à 37 noeuds) produirait une plage d'angles d'inclinaison due au vent continu – qui irait d'environ 38 à 68 degrés. Autrement dit, lorsque la vitesse du vent apparent augmente pour passer de zéro à une valeur se situant entre 27 et 37 noeuds, l'angle consécutif d'inclinaison due au vent augmente régulièrement pour atteindre environ 38 degrés. Cependant, l'augmentation de la vitesse du vent au–delà de ce point entraînerait une réaction beaucoup plus importante et l'angle d'inclinaison du navire serait alors de presque 70 degrés. Il est possible de voir ce résultat plus clairement en superposant la courbe de bras de levier d'inclinaison due au vent à la courbe de bras de levier de redressement du navire, de la façon illustrée dans la figure 5 plus loin, ce qui démontre qu'il n'y a aucune intersection évidente des deux courbes tant que l'angle n'est pas approximativement de 70 degrés.

Figure 4. Vitesse du vent apparent en fonction de l'angle d'inclinaison
 
Figure 5. Coïncidence de la courbe de BLIV et de la courbe de BLR dans le cas d'un vent dont la vitesse est d'environ 27 à 37 noeuds.
Tableau 3. Vitesse du vent apparent en fonction de l'angle d'inclinaison due au vent
Angle d'inclinaison due au vent continu (degrés) Vitesse du vent apparent (noeuds) Notes
Cs = 2 Cs = 1
3,5 0 0  
8,5 10,4 13,9  
13,5 14,6 19,6  
18,5 17,8 23,9  
23,5 20,5 27,5  
28,5 23,0 30,9  
28,9 23,2 31,1 Immersion du livet du pont principal
33.5 25,4 34,0  
38.5 26,9 36,0 Angle approximatif du bras de levier de redressement maximum
43.5 27,6 37,0 Immersion du bastingage médian (41 degrés)
48.5 27,6 37,0  
53.5 27,1 36,3  
56.5 26,6 35,7 Immersion de la porte de la cuisine
58.5 26,4 35,4 Immersion de la porte du poste d'équipage
63.4 25,3 34,0 Immersion du livet de pont de la passerelle;
Immersion de la sortie de ventilation sanitaire (65 degrés)
68.5 26,7 35,8 Immersion de la fenêtre de la salle des radios
73.5 37,1 49,8 Immersion de la porte bâbord de la timonerie (74,2 degrés)
78.5 51,1 68,4  
83.5 64,.1 85,9  
88.5 119,8 160,5 Évacuation de la timonerie par l'équipage

Il est aussi possible de voir dans la figure 4 que, pour produire un angle d'inclinaison due au vent supérieur à 70 degrés, la vitesse de vent apparent nécessaire augmente de façon importante au point où il faudrait un vent dont la vitesse excède 100 noeuds pour renverser le navire à un angle d'environ 90 degrés.

Courbe de bras de levier d'inclinaison due au vent – Vent incliné par rapport à l'horizontale

Il est possible d'estimer l'effet de gîte d'un vent incliné par rapport à l'horizontale, comme dans le cas d'une rafale descendante,Note de bas de page 5 en déplaçant vers la droite sur l'axe des x la courbe de bras de levier d'inclinaison relative à un vent horizontal et décrite dans la section précédente. Par exemple, pour voir l'effet d'un vent incliné à 45 degrés par rapport à l'horizontale, on peut déplacer de 45 degrés vers la droite la courbe de bras de levier d'inclinaison due à un vent horizontal.

La figure 6 montre cet effet sur la capacité de redressement du Concordia. On suppose d'abord que le navire est incliné à un angle d'environ 28° à cause d'un vent horizontal. Selon la relation entre la vitesse du vent apparent et l'angle d'inclinaison montrée dans l'annexe G, un vent horizontal dont la vitesse se situerait entre 23 et 31 noeuds suffirait à produire cet angle d'inclinaison. On déplace ensuite la courbe de bras de levier d'inclinaison de 30 degrés vers la droite, en supposant que le vent est passé à 30 degrés par rapport à l'horizontale. Comme on peut le voir dans la figure 6, la capacité de redressement du navire serait complètement surmontée par cette combinaison de vitesse du vent et d'inclinaison.

Figure 6. Courbe de bras de levier d'inclinaison due au vent dans le cas d'un vent incliné à 30 degrés par rapport à l'horizontale.

Le renversement

Gîte en cas de vent horizontal

Les observations indiquent que, durant à peu près l'heure précédant l'événement, le Concordia naviguait à un angle de gîte d'environ 10 degrés.Note de bas de page 6 En outre, d'après l'information recueillie concernant la route et la vitesse du navire ainsi que la vitesse et la direction du vent au cours de cette période, on a constaté qu'un vent apparent provenant de tout juste à l'arrière du travers du navire et dont la vitesse était de 18 noeuds était représentatif des conditions qui prévalaient durant cette période. À l'aide de la courbe de bras de levier de redressement trouvée pour le navire au moment de l'événement, en plus des équations (5) et (6) déjà décrites, on a calculé qu'il aurait fallu un vent apparent dont la vitesse variait de 12 à 16 noeuds pour incliner le navire à l'angle mentionné plus haut. L'écart entre la valeur de vitesse du vent observée et celle calculée est probablement dû en grande partie à la différence entre l'efficience présumée et l'efficience réelle des voilesNote de bas de page 7 ainsi qu'aux difficultés inhérentes à la détermination des observations de vent et d'inclinaison qui peuvent être considérées comme représentatives des conditions naturellement variables durant une si longue durée. La figure 7 ci–après décrit ces paramètres et illustre la condition de stabilité probable relative au navire au cours de cette période.

Figure 7. Bras de levier d'inclinaison due au vent calculés en fonction d'un angle d'inclinaison moyen de 10 degrés.

Pendant deux à trois minutes avant l'événement, on a observé que la vitesse du vent apparent et l'angle d'inclinaison du navire avaient augmenté pour passer à environ 23 noeuds et 23 degrés, respectivement. À l'aide d'un procédé similaire à celui décrit plus haut, on a calculé qu'il faudrait une vitesse de vent apparent de 20 à 28 noeuds pour produire un angle d'inclinaison de 23 degrés. Cela représente une augmentation de la vitesse du vent apparent d'environ 5 noeuds par rapport à la valeur estimative pour l'heure avant l'événement. Cette augmentation de la vitesse du vent était probablement associée au début du grain qui approchait, à l'avant–tribord du navire.

L'amélioration de la concordance entre la valeur de vitesse du vent observée et la valeur calculée indique une approximation plus juste de l'efficacité des voiles. Cette approximation est probablement liée au changement de l'angle du vent apparent ainsi qu'à l'amélioration de la qualité des données dont les enquêteurs disposaient au sujet de cette période. La figure 8 ci–après décrit la condition de stabilité relative au navire durant cette période, fondée sur ces paramètres.

Figure 8. Bras de levier d'inclinaison due au vent calculés en fonction d'un angle d'inclinaison moyen de 23 degrés.

Passé ce moment, la vitesse du vent apparent a commencé à augmenter et l'angle, à diminuer, ce qui indiquait que le vent apparent se déplaçait vers l'avant; ou vers l'arrière. En réaction, la gîte du Concordia s'est accentuée.

Il n'y a eu aucune autre observation définitive de l'angle d'inclinaison du navire et de la vitesse de vent correspondante, mais au moment où la gîte du Concordia a dépassé 88°, le relevé de l'anémomètre excédait 30 noeuds.Note de bas de page 8 Les résultats des calculs indiquent que, à partir de la vitesse déjà observée de 23 noeuds, une augmentation de la vitesse du vent apparent entre 27 et 37 noeuds pourrait avoir suffi à faire incliner le navire à un angle d'environ 38 degrés. Cela représente une augmentation de la vitesse du vent de seulement 4 à 14 noeuds par rapport à l'observation précédente. Aucune autre augmentation de la vitesse du vent n'aurait alors été nécessaire; ayant atteint ce point critique, le navire continuerait à s'incliner à un angle approchant 70 degrés (voir la figure 9).

Figure 9. Bras de levier d'inclinaison du au vent calculés pour l'événement.

La Figure 9 indique que, bien que le navire adopterait théoriquement un angle d'inclinaison stable de presque 70 degrés sous ce genre de vent, l'eau aurait commencé à entrer à divers points critiques avant que cet angle soit atteint – d'abord par les portes ouvertes du rouf avant (56,5 degrés), puis peu après par la sortie de ventilation sanitaire qui se trouvait tout juste à l'arrière de ce point (65 degrés). Toutes les portes du ôté bâbord, ou sous le vent, ainsi que les ventilateurs et la claire–voie de la salle des machines étant en position ouverte au moment du renversement, rien ne pouvait empêcher ou atténuer l'envahissement par les hauts qui s' ensuivi et a progressé jusqu'à ce que le navire finisse par perdre toute stabilité, se retourner et chavirer. La capacité du navire à se redresser aurait été entravée encore plus par le poids de l'eau entraînée dans les voiles lorsque celles–ci sont devenues immergées et par les déplacements de masses ou d'équipements qui pourraient avoir eu lieu.

Photo 3. Immersion du livet de pont bâbord à 29 degrés. (Provenance : Erica Trimble)
Photo 4. Immersion du bastingage bâbord à 41 degrés. (Provenance : Erica Trimble)

Gîte sous un vent incliné par rapport à l'horizontale

On a procédé à une évaluation plus poussée de la capacité de redressement du Concordia pour déterminer les conséquences pour le navire dans le cas où celui–ci aurait été frappé par des vents inclinés par rapport à l'horizontale. Comme le montre le graphique de la figure 6, l'augmentation de la vitesse du vent apparent à une valeur se situant entre 23 et 31 noeuds aurait suffi à incliner le navire à environ 28 degrés. Il s'agit d'une augmentation de 0 à 8 noeuds par rapport à la dernière vitesse du vent de 23 noeuds observée avant le renversement. À partir de ce point, l'inclinaison du vent à environ 30 degrés par rapport à l'horizontale (causée par les vents descendants associés au grain balayant le navire) aurait suffi à surmonter complètement la capacité de redressement du navire.

Bien que la courbe de bras de levier de redressement indique que, en théorie, le navire aurait subi des moments négatifs, ou de chavirement, une fois incliné à 90 degrés, le chavirement (qui a eu lieu quelques minutes plus tard) peut avoir été retardé par l'effet d'amortissement des voiles et du gréement lorsque ceux–ci ont trempé dans l'eau, et par la flottabilité initiale des roufs (jusqu'à ce que ceux–ci aient été inondés par les portes ouvertes).

Influence du lest d'eau

Au moment de l'événement, le Concordia n'était chargé d'aucun lest d'eau, tandis que toutes les conditions de chargement types présentées dans le manuel de stabilité du navire incluaient une certaine quantité – 20,8 tonnes dans les conditions de départ et 26,2 tonnes dans les conditions d'arrivée. La figure 10 ci–après illustre la comparaison entre la courbe de bras de levier de redressement relative au navire dans sa condition au moment de l'événement (sans lest d'eau) et une condition hypothétique comprenant la charge au moment de l'événement, mais avec l'ajout du lest d'eau indiqué par les conditions de départ dans le manuel de stabilité. Deux exemples de courbe de bras de levier de redressement tirés du manuel de stabilité sont aussi illustrés. La comparaison démontre que, bien que la capacité de redressement générale soit quelque peu réduite en l'absence du lest d'eau, la réduction est mineure et la courbe de bras de levier de redressement relative à l'événement ressemble étroitement à la condition d'arrivée approuvée qu'on trouve dans le manuel de stabilité. En soi, les directives contenues dans le manuel de stabilité du Concordia étaient pertinentes au moment de l'événement.

Figure 10. Comparaison des courbes de bras de levier de redressement relatives à l'événement, avec et sans lest d'eau.

On a procédé à d'autres calculs pour estimer la plage de vitesses de vent qui produirait la réaction qui a probablement été celle du navire durant l'événement, selon la description déjà donnée. Les résultats obtenus indiquent que, avec l'ajout d'un lest d'eau d'environ 20 tonnes, les vitesses de vent apparent de 30 à 41 noeuds pourraient avoir incliné le navire à environ 60 degrés (voir la figure 11 et l'annexe G). Dans la condition propre à l'événement (sans lest d'eau), il a été déterminé que la vitesse de vent requise pour ce type d'inclinaison sous un vent horizontal se situait dans la plage de 27 à 37 noeuds. Ainsi, les résultats mentionnés plus haut indiquent que la vitesse de vent requise n'a augmenté que de 4 noeuds et est demeurée compatible avec la plage de vitesses de vent observée à peu près au moment de l'événement.

Figure 11. Bras de levier d'inclinaison due au vent calculés en rapport avec la condition au moment de l'événement, avec l'ajout d'un lest d'eau.

D'après une autre observation, avec l'ajout d'un lest d'eau, la plage d'angles auxquels les bras de levier de redressement et les bras de levier d'inclinaison coïncident était d'environ 45 à 60 degrés, en comparaison de 38 à 68 degrés sans lest d'eau. Même s'il avait été quelque peu réduit en comparaison avec la condition sans lest d'eau au moment de l'événement, l'angle de renversement théorique aurait encore suffi à immerger les portes du ôté bâbord du rouf, amorçant de ce fait l'entrée d'eau qui a fini par amener le navire à se retourner, à chavirer et à couler.

Bien que cette comparaison indique que la résistance au renversement du Concordia le jour de l'événement aurait été quelque peu améliorée si le navire avait été chargé d'un lest d'eau, il est peu probable que cette amélioration aurait eu des répercussions importantes sur la chaîne des événements.

Influence de la gîte

Comme on l'a déjà mentionné, l'information recueillie durant l'enquête indique qu'il est probable que le Concordia présentait une gîte d'environ 3,5 degrés au moment de l'événement en raison des charges de liquide asymétriques qui se trouvaient à bord. Après avoir appliqué une correction hypothétique à la courbe de bras de levier de redressement de manière à éliminer cette gîte, on a effectué des calculs plus poussés de l'inclinaison due au vent pour examiner l'influence de ce paramètre sur la plage de vitesses de vent qui produirait la réaction qui a probablement été celle du navire durant l'événement.

Les résultats des calculs sont illustrés à la figure 12 plus loin et à l'annexe H. Ils permettent de voir qu'une vitesse de vent apparent de 29 à 39 noeuds pourrait avoir incliné le navire à environ 66 degrés. Dans la condition propre à l'événement (avec gîte de 3,5 degrés), il a été déterminé que la vitesse de vent requise pour cet angle d'inclinaison sous un vent horizontal se situait dans la plage de 27 à 37 noeuds. Ainsi, les résultats mentionnés plus haut indiquent que la vitesse de vent requise n'a augmenté que de deux noeuds et demeure compatible avec la plage de vitesses de vent observée à peu près au moment de l'événement.

Figure 12. Bras de levier d'inclinaison due au vent calculés après correction de la gîte.

On a également observé que, une fois la gîte corrigée, la plage des angles auxquels les bras de levier de redressement et les bras de levier d'inclinaison coïncidaient était d'environ 42 à 66 degrés, comparé à 38 à 68 degrés dans la condition propre à l'événement. Bien que quelque peu réduit par rapport à la condition propre à l'événement sans lest d'eau, l'angle de renversement théorique aurait encore été suffisant pour entraîner l'immersion des portes du ôté bâbord du rouf, amorçant de ce fait l'entrée d'eau qui a fini par amener le navire à se retourner, à chavirer et à couler.

Bien que cette comparaison indique que la résistance du Concordia au renversement le jour de l'événement aurait été quelque peu améliorée si le navire avait été chargé symétriquement et si la gîte avait été supprimée, il est peu probable que cette amélioration aurait eu des répercussions importantes sur la chaîne des événements.

Intégrité de l'étanchéité aux intempéries

Même si le Concordia était doté d'une protection étanche aux intempéries (des portes et des écoutilles, par exemple) dans le cas de tous les moyens d'accès aux espaces sous le pont exposé – en plus de dispositifs de fermeture dans le cas de tous les manches à air menant aux espaces sous pont, ceux–ci n'étaient pas tous bien fermés avant le renversement. L'enquête n'a pas permis de confirmer si les fenêtres arrières du rouf bâbord avaient été bien fermées lorsqu'elles l'ont été en prévision de la pluie qui approchait, ou si elles ont fait défaut après le renversement du navire; cependant, l'information recueillie durant l'enquête indique qu'il se peut que l'eau ait pénétré également par cette voie.

La figure 13 ci–après illustre la comparaison entre la courbe de bras de levier de redressement du Concordia dans le cas où les ouvertures des deux roufs sont bien fermées et que ceux–ci contribuent par conséquent à la flottabilité du navire, et celle du navire au moment de l'événement, laquelle ne tient compte de la flottabilité des roufs que jusqu'au point où les portes ouvertes deviennent immergées. À partir de cette information, il est possible de constater non seulement les avantages évidents liés à la prévention de l'entrée de l'eau, mais aussi une amélioration substantielle de la capacité de redressement du Concordia dans l'hypothèse que l'étanchéité aux intempéries des roufs est maintenue. À partir de cette information, il est possible de conclure que, si l'équipage avait agi promptement (en libérant les voiles et en mettant le moteur en marche, par exemple), il est plus probable que le navire aurait récupéré de l'inclinaison excessive.

Figure 13. Comparaison des courbes de bras de levier de redressement, avec et sans roufs.

Le manque de préparation effectuée au préalable par l'équipage en vue de bien sécuriser le navire contre l'entrée de l'eau avant l'arrivée du grain qui approchait a non seulement permis à l'eau d'entrer dans la coque, mais il a également tellement réduit la capacité de redressement du navire que la probabilité d'une récupération du renversement s'en est trouvée considérablement réduite. En conséquence, l'envahissement par les hauts a progressé, causant une perte de stabilité jusqu'à ce que le navire finisse par chavirer.

Conclusions

  1. La comparaison des paramètres connus de vent et de comportement du navire avec les paramètres calculés a démontré que la théorie concernant la réaction du navire au vent peut servir à fournir une explication du comportement du Concordia au moment de l'événement et à nous éclairer sur ce comportement.
  2. Pendant environ l'heure qui a précédé l'événement, l'augmentation observée d'environ 5 noeuds (de 18 à 23 noeuds) de la vitesse du vent apparent aurait suffi à faire augmenter l'angle d'inclinaison du navire à la valeur de 23 degrés observée.
  3. À partir de l'angle d'inclinaison d'approximativement 23 degrés, qui a été soutenu pendant 2 ou 3 minutes, une autre augmentation de la vitesse du vent apparent faisant passer celle–ci à une valeur se situant entre 27 et 37 noeuds aurait suffi à faire incliner le navire à un angle approchant 70 degrés. Si le navire était sous l'effet d'un vent incliné par rapport à l'horizontale (le courant descendant associé à un grain, par exemple), la vitesse initiale du vent horizontal pourrait avoir diminué pour se situer entre 23 et 31 noeuds.
  4. Les augmentations de la vitesse du vent apparent mentionnées plus haut étaient le résultat probable de changements de la vitesse (augmentations) et de la direction du vent réel à mesure que celui–ci reculait vers le sud–ouest, conformément aux prévisions, et provoqués par le grain qui approchait ainsi que la rafale descendante connexe.
  5. À mesure que le navire s'inclinait, l'envahissement par les hauts aurait commencé par les portes ouvertes et les ventilateurs, excluant toute possibilité que le navire se redresse de lui–même, jusqu'à ce que celui–ci finisse par perdre toute stabilité et chavire.
  6. Au moment de l'événement, le navire n'était pas chargé d'un lest d'eau et les autres charges de liquide étaient asymétriques, de sorte que le navire présentait probablement un gîte de 3,5 degrés. Même si ces facteurs réduisaient quelque peu la résistance du Concordia à l'inclinaison due au vent, il est peu probable que cela ait joué un rôle quelconque dans la chaîne des événements le jour de l'événement.

Annexes

Annexe A – Plan de voilure

Annexe B – Aménagement d'ensemble

Annexe C – Information environnementale et sur le comportement du navire

Explications des termes utilisés dans le tableau:

Info tirée de l'enquête :

  • Fourni la plage des valeurs obtenues durant l'enquête (exemple : vitesse de vent 20 à 24 noeuds)
  • Approximation : se reporte à une valeur représentative de l'information correspondante tirée de l'enquête
Information environnementale et sur le comportement du navire
Période (Approx.) Vitesse et cap du navire Vent vrai Vent apparent Gîte Remarques
12 h à 13 h
Le capitaine descend à 13 h; officier de quart seul sur la passerelle
Info tirée de l'enquête : 5,5 noeuds à 220 °
Approximation : 5,5 noeuds à 220 °
Info tirée de l'enquête : force 5 ou force 6 inférieure à 1 ou 2 points à l'ouest du nord
Approximation : 20 noeuds à 345°
Info tirée de l'enquête : 15 à 18 noeuds à grand largue
Trouvé à l'aide des approximations de l'info sur le navire et le vent réel :
17,4 noeuds à 110°
Info tirée de l'enquête : 5°
La plage calculée de vitesses de vent apparent pour cette bande est de 6 à 8 noeuds.
  • Le navire avait affronté de petits grains au cours des deux jours précédents.
  • Plus tôt le matin, le plan de voilure avait été réduit en prévision des conditions de force 7 ou 8 prévues pour plus tard ce jour–là.
  • Voiles réglées pour le grand largue – voiles carrées brassées d'un point vers l'avant; grand–voile et voile d'artimon avec prise de ris débordées au maximum.
  • Le vent avait reculé (s'était déplacé vers l'avant) les jours précédents et on prévoyait qu'il continuerait de ce faire; grains prévus.
13 h à 14 h 15
Environ une heure avant l'événement – OQ en charge du quart à la passerelle
Info tirée de l'enquête : 5,5 noeuds à 200 à 220 °
Approximation : 5,5 noeuds à 210 &°
Info tirée de l'enquête : force 5; direction du vent inconnue
Approximation : 20 noeuds à 320 &°
*Voir les remarques.
Info tirée de l'enquête : jusqu'à 20 noeuds
à 80 à 90 degrés Info déduites : 18,8 noeuds à 94,1°
Info tirée de l'enquête :
10°
La plage calculée de vitesses de vent apparent pour cette inclinaison est de 12 à 16 noeuds.
  • Grand–voile d'étai bordée et vergues brassées d'un autre point (maintenant de 2 points vers l'avant); cela indique que le vent apparent s'est en fait déplacé vers l'avant.
  • Approche d'un grain sur le radar, au loin,  à l'avant–tribord du navire, distant de 1 ½ à 2 milles.
  • Noter que l'angle d'inclinaison a augmenté de façon importante au cours de l'heure précédente malgré un changement minimal de la vitesse du vent apparent. Cela peut s'expliquer par le changement de la direction du vent ou les imprécisions liées à l'estimation des angles d'inclinaison du navire.
Annexe C - Vent apparent Vitesse du navire Vent vrai - 1
14 h 20
2 ou 3 minutes – un étudiant prend une vidéo (57 s) montrant les conditions sur le pont, et quelques instantanés.
Approximation :
9 noeuds à 210 °
Approximation :
25 noeuds à 320 °
Info tirée de l'enquête : 23 noeuds
Info trouvée à l'aide d'approximations pour l'info au sujet du navire et du vent réel :
23,5 noeuds à 88,9 °
*Voir les remarques.
Info tirée de l'enquête :
23° min.
La plage calculée des vitesses du vent apparent pour cette gîte est de 20 à 28 noeuds.
*Voir les remarques.
  • L'analyse de la séquence vidéo a permis de déterminer que l'angle minimum d'inclinaison du navire qu'il était possible de discerner dans la vidéo était de 23 degrés [voir la photo ci–après].
  • La vidéo montre que le bord d'attaque du faux–foc porte bien, mais que le bord de fuite est en battement; probablement dû à l'effet de déventement de la trinquette. La grand–voile d'étai et la grand–voile semblent elles aussi porter bien, ce qui indique que le vent apparent est probablement au moins à la hauteur du travers ou à l'arrière de celui–ci.
  • Les voiles carrées portent bien, ce qui indique que le vent apparent est probablement au moins à la hauteur du travers ou à l'arrière de celui–ci (voir la photo ci–dessous).
Annexe C - Vent apparent Vitesse du navire Vent vrai - 2

Annexe C - Vent apparent Vitesse du navire Vent vrai - 3
Photo provenance : Erica Trimble

Annexe C - Information environnementale et sur le comportement du navire
Photo provenance : Erica Trimble
14 h 23
Début du chavirement
Approximation :
9 noeuds à 210 °
Approximation :
28 noeuds à 310 °
Info tirée de l'enquête : la vitesse du vent commence à augmenter (passant à 27 noeuds) et l'angle apparent diminue.
Info déduites à l'aide d'approximations pour l'info sur le navire et le vent vrai : 27,9 noeuds à 81.5 °
*Voir les remarques.
Info tirée de l'enquête : le navire commence à donner de la gîte; le mouvement est essentiellement continu.
La plage calculée des vitesses de vent apparent pour une gîte de 38 à 68 ° est de 27 à 37 noeuds.
À mesure que le navire s'incline, la vigie bâbord se rend à la porte de la passerelle pour faire part de son inquiétude; à ce moment‑là, l'inclinaison du navire serait d'environ 63,5°, car le ôté bâbord du pont de passerelle s'enfonce sous l'eau.

L'information obtenue durant l'enquête a révélé que le vent n'avait pas atteint un niveau qui suscitait de l'inquiétude ou faisait qu'il était impossible de se tenir debout sur le pont. Compte tenu de ces facteurs et des calculs, il est peu probable que la vitesse du vent ait été de beaucoup supérieure à 40 nœuds.

Le premier lieutenant observait l'anémomètre (30 nœuds, de 120 à 150 degrés) au moment où la gîte du navire était d'environ 88 degrés. Il convient de noter que l'anémomètre n'est pas considéré comme fiable à cet angle et aussi qu'il se peut que le navire ait viré en réaction à la barre à bâbord.
Annexe C - Vent apparent Vitesse du navire Vent vrai - 4
Navire engagé Approximation :
0 noeud à 210 °
*Voir les remarques.
Approximation :
28 noeud à 310 °
Info tirée de l'enquête : 30 noeuds à 120 à 150 degrés
Info déduites à l'aide d'approximations pour l'info sur le navire et le vent vrai :
28 noeuds à 100 degrés
*Voir les remarques.
Calculée : > 88 °
En fonction du fait que le dormant de la porte du pont de passerelle était sous l'eau et que le radar bâbord était sur le point d'être immergé.
  • La fiabilité du relevé de l'anémomètre est douteuse à cause du grand angle d'inclinaison du navire.
  • La barre était à bâbord toute; par conséquent, le changement de l'angle du vent apparent pourrait être attribué en partie au fait que le navire a porté.

Annexe D – Résultats des calculs de stabilité

Concordia – Condition au moment de l'événement

Le modèle de coque inclut la coque principale, le rouf arrière et le rouf avant.

Légende des liquides
Nom du liquide Légende Poids
(t m)
% de charge
EAU DOUCE 28,27 83,79%
CARBURANT 14,69 37,23%
EAUX–VANNES 3,00 54,00%
EAUX MÉNAGÈRES 0,76 70,00%
BOUX 0,45 78,00%

Les tirants d'eau mentionnés ci–après sont en fait donnés aux échelles de tirant d'eau avant et arrière.

État flottant
Tirant d'eau à la perp. av 3,582 m Gîte À bâbord 3,57 degrés GM(Solide) 0,744 m
Tirant d'eau au milieu 3,830 m Équil. Oui Corr. pour c/l 0,023 m
Tirant d'eau à la perp. arr 4,078 m Vent Loin GM(liquide) 0,721 m
Assiette arr 0,496/30,300 Vague Non KMt 5,610 m
CGL 17,339 av m CGV 4,867 m T par cm 2,52
Déplacement 441,97 tm Densité relative de l'eau 1,025    
Sommaire du chargement
Élément Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
Navire lège 0,00 0,000 0,000 0,000
Port en lourd 441,97 17,339av 0,047b 4,867
Déplacement 441,97 17,339av 0,047b 4,867
État des poids fixes
Élément Poids
(tm
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NAVIRE LÈGE 0,00 0,000 0,000 0,000
ÉQUIPAGE ET EFFETS 8,00 19,500av 0,000 6,000u
AVIRE LÈGE 2010 AVEC VOILES ÉTABLIES 382,20 17,260av 0,000 5,100u
HUILE LUBRIFIANTE 0,.50 8,400av 0,000 5,000u
PROVISIONS 4,10 22,800av 0,000 2,900u
Total des poids fixes : 394,80 17,352av 0,000 5,095u
EAU DE MER
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO14–WB.C 1,025          
NO1–WB.C 1,025          
NO21–WB.C 1,025          
NO22–WB.P 1,025          
NO23–WB.S 1,025          
NO2–WB.C 1,025          
EAU DOUCE
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(MT)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO3–FW.P 1,000 98,00% 11,64 22,092av 3.165b 3.279
NO4–FW.S 1,000 98,00% 11,64 22,101av 3.150t 3.280
NO5–FW.P 1,000 50,00% 4,99 16,702av 3.183b 2.761
Totaux partiels:   83,79% 28,27 21,143av 0.568b 3.188
CARBURANT DIESEL
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO10–DO.P 0,850 52,00% 0,85 8,573av 2.834b 3.009
NO11–DO.S 0,850 37,00% 3,40 10,921av 2.991t 2.798
NO12–DO.P 0,850 45,00% 3,39 5,132av 1.444b 3.164
NO13–DO.S 0,850          
NO18–DO.C 0,850 78,00% 0,66 11,751av 0.003b 0.390
NO19–SUMP.C 0,850 78,00% 0,42 10,502av 0.003b 0.390
NO6–DO.S 0,850 40,00% 3,40 16,698av 3.088t 2.658
NO9–DO.P 0,850 70,00% 2,57 9,909av 3.214b 3.215
Subtotals:   37,23% 14,69 10,631av 0.346t 2.758
EAUX–VANNES
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO7–SEWAGE.P 1,000 54,00% 3,00 13,513av 3.192b 2.819
Totaux partiels:   54,00% 3,00  13,513av 3.192b 2.819
EH
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO16–WELL.C 1.000          
NO20–WELL.C 1.000          
NO8–BILGE.S 1.000          
EAUX MÉNAGÈRES
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO15–DRAIN.C 1,000 70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
Totaux partiels:   70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
BOUES
Nom de la citerne Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO17–SLUDGE.C 0,850 78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Totaux partiels:   78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Tous les réservoirs
  Densité relative Charge
(%)
Poids
(tm)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
Totaux:   42,83% 47,17 17,236av 0,436b 2,958
État du volume déplacé
Élément État Densité relative Dépl.
(tm)
CCL
(m)
CCT
(m)
CCV
(m)
Perm.
eff.
HULL.C Intact 1,025 441,.97 17,304av 0,180b 2,739 1,000
Totaux partiels:     441,97 17,304av 0,180b 2,739  
Point critique
Nom L,T,V (m) Hauteur (m)
(1)    Porte de la cuisine 21,000av, 2,890b, 6,900 2,911
État du franc–bord
Emplacement
(m)
Au port
(m)
À la surimmersion
(m)
42,.500av 4,568 4,568
40,000av 4,112 4,112
38,000av 3,812 3,812
36,000av 3,579 3,579
35,000av 3,466 3,466
34,000av 3,343 3,343
30,500av 2,992 2,992
26,500av 2,639 2,639
23,000av 2,373 2,373
19,000av 2,125 2,125
15,000av 1,992 1,992
11,500av 1,947 1,947
7,500av 1,926 1,926
4,000av 1,955 1,955
2,000av 1,992 1,992
1,990av 1,992 1,992
0,000 2,033 2,33
2,500ar 2,105 2,105
3,470ar 2,133 2,133

Le franc–bord normal (jusqu'à la ligne de surimmersion) est de 1.926 m à 7.500 av

Least freeboard (to margin line) is 1.926 m at 7.500f

Données sur la coque (avec appendices)

  • Tirant d'eau de la ligne de base : 3,582 à 34,500 av, 4,078 à 4.200 av
  • Assiette : arrière 0,496/30,300
  • Gîte:  à bâbord, 3,57 degrés

DIMENSIONS

  • Longueur hors tout : 45,970
  • Long. entre perp. :  30,300 m
  • Largeur :  9,440 m
  • Largeur à la ligne de flottaison : 9,203 m
  • Volume : 431,187 m3
  • Déplacement : 441,969 tm

COEFFICIENTS

  • Prismatique : 0,743
  • Finesse : 0,375
  • Au milieu : 0,505
  • Flottaison : 0,883

RAPPORTS

  • Longueur/Largeur : 4,870
  • Déplacement/Longueur : 442,775
  • Largeur/Creux : 2,292
  • tm/  cm d'immersion : 2,525

AIRES

  • Flottaison : 246,308 m²
  • Surface mouillée : 393,937 m²
  • Sous la surface de flottaison latérale: 125,473 m²
  • Au–dessus de la surface de flottaison latérale: 190,469 m²

CENTROÏDES (mètres)

  • Flottabilité : CCL = 17,304 av
  • CCT = 0,180 à bâbord
  • CCV = 2,739
  • Flottaison : CFL = 16,835 av
  • Sous surf. flott. latérale: 17,588 à l'av. de l'origine, 1,821 sous la ligne de flottaison.
  • Au–dessus surf. flot. latérale: 18,576  à l'av. de l'origine, 2,315 au–dessus de la ligne de flottaison.

Nota: Le calcul des coefficients est fondé sur une longueur de 30,300 m

Bras de levier de redressement en fonction de l'angle d'inclinaison
Angle d'inclinaison
(degrés)
Angle d'assiette
(degrés)
Creux à l'origine
(m)
Bras de levier de redressement
(m)
Aire
(m–rad)
Hauteur du point critique
(m)
Hauteur du franc–bord
(m)
Remarques
3,57b 0,94ar 4,139 0,000 0,000 2,911 (1) 1,926 Équil
8,57b 0,90ar 4,074 0,063 0,003 2,646 (1) 1,543  
13,57b 0,83ar 3,957 0,122 0,011 2,375 (1) 1,144  
18,57b 0,73ar 3,787 0,175 0,024 2,101 (1) 0,756  
23,57b 0,61ar 3,565 0,222 0,041 1,828 (1) 0,381  
28,57b 0,47ar 3,295 0,265 0,062 1,557 (1) 0,022  
28,88b 0,46ar 3,276 0,268 0,064 1,540 (1) 0,000 Imm. du pont
33,57b 0,33ar 2,984 0,300 0,087 1,289 (1) −0,333  
38,57b 0,24ar 2,738 0,310 0,114 1,017 (1) −0,683  
43,57b 0,11ar 2,309 0,297 0,141 0,739 (1) −1,028  
48,57b 0,01ar 1,948 0,264 0,165 0,454 (1) −1,366  
53,57b 0,07av 1,579 0,220 0,186 0,166 (1) −1,696  
56,49b 0,12av 1,358 0,194 0,197 −0,001 (1) −1,881 Pt. crt
58,57b 0,14av 1,198 0,177 0,204 −0,119 (1) −2,010  
63,57b 0,21av 0,804 0,148 0,218 −0,396 (1) −2,313  
68,57b 0,23av 0,410 0,164 0,231 −0,665 (1) −2,594  
73,57b 0,24av 0,024 0,277 0,250 −0,932 (1) −2,860  
78,57b 0,31av −0,408 0,356 0,277 −1,170 (1) −3,080  
83,57b 0,38av −0,882 0,337 0,308 −1,358 (1) −3,235  
88,57b 0,44av −1,353 0,296 0,336 −1,525 (1) −3,355  
93,57b 0,48av −1,817 0,242 0,360 −1,672 (1) −3,447  
98,57b 0,50av −2,270 0,179 0,378 −1,798 (1) −3,517  
103,57b 0,50av −2,709 0,111 0,391 −1,901 (1) −3,551  
108,57b 0,48av −3,129 0,042 0,398 −1,982 (1) −3,549  
111,65b 0,46av −3,380 0,000 0,399 −2,021 (1) −3,532 BLR de zéro
113,57b 0,45av −3,531 −0,026 0,398 −2,041 (1) −3,514  
118,57b 0,41av −3,912 −0,089 0,393 −2,077 (1) −3,443  
123,57b 0,35av −4,266 −0,140  0,383 −2,085 (1) −3,341  
Point critique
Nom L,T,V (m) Hauteur (m)
(1)    Porte de la cuisine 21,000av, 2,890b, 6,900 2,911
Rapport sur les limites
Limite Min./Max. Réel Submerssion Réussi
(1) Angle absolu au point critique >0,00 degré 56,49 56,49 Oui
(2) Angle absolu à l'immersion du pont >0,00 degré 28,88 28,88 Oui

Concordia – Condition au moment de l'événement

Le modèle de coque inclut seulement la coque principale et le rouf arrière.

Légende des liquides
Nom du liquide Légende Poids
(t m)
%
de charge
EAU DOUCE   28,27 83,79%
CARBURANT DIESEL   14,69 37,23%
EAUX–VANNES   3,00 54,00%
EAUX MÉNAGÈRES   ,76 70,00%
BOUES   ,45 78,00%

Les tirants d'eau mentionnés ci–après sont en fait donnés aux échelles de tirant d'eau avant et arrière.

État flottant
Tirant d'eau à la perp. av 3,582 m Gîte À bâbord 3,57 degrés GM(solide) 0,744 m
Tirant d'eau au milieu 3,830 m Équil. Oui Corr. pour c/l 0,023 m
Tirant d'eau à la perp. arr 4,078 m Vent  Loin GM(liquide) 0,721 m
Assiette arr 0,496/30,300 Vague Non KMt 5,610 m
CGL 17,339av m CGV 4,867 m T par cm 2,52
Déplacement 441,97 tm Densité relative de l'eau  1,025    
Sommaire du chargement
Élément Poids
(t m)
CG L
(m)
CGT
(m)
CG V
(m)
Navire lège 0,00 0,000 0,000 0,000
Port en lourd 441,97 17,339av 0,047b 4,867
Déplacement 441,97 17,339av 0,047b 4,867
État des poids fixes
Élément Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NAVIRE LÈGE 0,00 0,000 0,000 0,000
ÉQUIPAGE ET EFFETS 8,00 19,500av 0,000 6,000u
NAVIRE LÈGE 2010 AVEC VOILES ÉTABLIES 382,20 17,260av 0,000 5,100u
HUILE LUBRIFIANTE 0,50 8,400av 0,000 5,000u
PROVISIONS 4,10 22,800av 0,000 2,900u
Total des poids fixes : 394,80 17,352av 0,000 5,095u

État des réservoirs

EAU DE MER
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO14–WB.C 1,025          
NO1–WB.C 1,025          
NO21–WB.C 1,025          
NO22–WB.P 1,025          
NO23–WB.S 1,025          
NO2–WB.C 1,025          
EAU DOUCE
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO3–FW.P 1,000 98,00% 11,64 22,092av 3,165b 3,279
NO4–FW.S 1,000 98,00% 11,64 22,101av 3,150t 3,280
NO5–FW.P 1,000 50,00% 4,99 16,702av 3,183b 2,761
Totaux patiels:   83,79% 28,27 21,143f 0,568b 3,188
CARBURANT DIESEL
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO10–DO.P 0,850 52,00% 0,85 8,573av 2,834b 3,009
NO11–DO.S 0,850 37,00% 3,40 10,921av 2,991t 2,798
NO12–DO.P 0,850 45,00% 3,39 5,132av 1,444b 3,164
NO13–DO.S 0,850          
NO18–DO.C 0,850 78,00% 0,66 11,751av 0,003b 0,390
NO19–SUMP.C 0,850 78,00% 0,42 10,502av 0,003b 0,390
NO6–DO.S 0,850 40,00% 3,40 16,698av 3,088t 2,658
NO9–DO.P 0,850 70,00% 2,57 9,909av 3,214b 3,215
Totaux patiels:   37,23% 14,69 10,631av 0,346t 2,758
EAUX–VANNES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO7–SEWAGE.P 1,000 54,00% 3,00 13,513av 3,192b 2,819
Totaux patiels:   54,00% 3,00 13,513av 3,192b 2,819
EH
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO16–WELL.C 1,000          
NO20–WELL.C 1,000          
NO8–BILGE.S 1,000          
EAUX MÉNAGÈRES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO15–DRAIN.C 1,000 70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
Totaux patiels:   70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
BOUES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO17–SLUDGE.C 0,850 78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Totaux patiels:   78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Tous les réservoirs
  Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
Totaux:   42,83% 47,17 17,236av 0,436b 2,958
État du volume déplacé
Élément État Densité relative Dépl.
(t m)
CCL
(m)
CCT
(m)
CCV
(m)
Perm.
eff.
HULL.C Intact 1,025 441,97 17,304av 0,180b 2,739 1,000
Totaux patiels:     441,97 17,304av 0,180b 2,739  
Point critique
Nom L,T,V (m) Hauteur (m)
(1)   Porte de la chambre des cartes 9,500av, 1,420b, 7,680 3,592
État du franc–bord
Emplacement
(m)
Au port
(m)
À la surimmersion
(m)
42,500av 4,568 4,568
40,000av 4,112 4,112
38,000av 3,812 3,812
36,000av 3,579 3,579
35,000av 3,466 3,466
34,000av 3,343 3,343
30,500av 2,992 2,992
26,500av 2,639 2,639
23,000av 2,373 2,373
19,000av 2,125 2,125
15,000av 1,992 1,992
11,500av 1,947 1,947
7,500av 1,926 1,926
4,000av 1,955 1,955
2,000av 1,992 1,992
1,990av 1,992 1,992
0,000 2,033 2,033
2,500ar 2,105 2,105
3,470ar 2,133 2,133

Le franc–bord minimal (jusqu'à la ligne de surimmersion) est de 1,926 m à 7,500 av.

Données sur la coque (avec appendices)

  • Tirant d'eau de la ligne de base : 3,582 at 34,500 av, 4,078 at 4,200 av
  • Assiette : arr 0,496/30,300
  • Gîte : à bâbord 3,57 degrés

DIMENSIONS

  • Longueur hors tout : 45,970 m
  • Long. entre perp. : 30,300 m
  • Largeur : 9,440 m
  • Largeur à la ligne de flottaisonn : 9,203 m
  • Volume : 431,187 m³
  • Déplacement : 441,969 tm

COEFFICIENTS

  • Prismatique : 0,743
  • Finesse : 0,375
  • Au milieu : 0,505
  • Flottaison : 0,883

RAPPORTS

  • Longueur/Largeur : 4,870
  • Déplacement/Longueur : 442,775
  • Largeur/Creux : 2,292 tm/cm d'immersion : 2,525

AIRES

  • Flottaison : 246,308 m²
  • Surface mouillée : 393,938 m²
  • Sous la surface de flottaison latéral : 125,473 m²
  • Au–dessus de la surface de flottaison latérale : 164,266 m²

CENTROÏDES (mètres)

  • Flottabilité:  CCL = 17,304  à l'av
  • CCT = 0,180  à bâbord
  • CCV = 2,739
  • Flottaison:  CFL = 16,835  à l'av
  • Sous surf. flott. latérale : 17,588  à l'av. de l'origine, 1,821 sous la ligne de flottaison.
  • Au–dessus surf. flott. latérale : 17,721  à l'av. de l'origine, 2,035 au–dessus de la ligne de flottaison.

Nota: Le calcul des coefficients est fondé sur une longueur de 30,300 m

Bras de levier de redressement en fonction de la gîte

Bras de levier de redressement en fonction de l'angle d'inclinaison
Angle d'inclinaison
(degrés)
Angle d'assiette
(degrés)
Creux à l'origine
(m)
Bras de levier de redressement
(m)
Aire
(m–rad)
Hauteur du point critique
(m)
Hauteur du franc–bord
(m)
Remarques
3,57b 0,94ar 4,139 0,000 0,000 3,592 (1) 1,926  
8,57b 0,90ar 4,074 0,063 0,003 3,456 (1) 1,543  
13,57b 0,83ar 3,957 0,122 0,011 3,312 (1) 1,144  
18,57b 0,73ar 3,787 0,175 0,024 3,162 (1) 0,756  
23,57b 0,61ar 3,565 0,222 0,041 3,008 (1) 0,381  
28,57b 0,48ar 3,295 0,265 0,062 2,850 (1) 0,022  
28,88b 0,46ar 3,276 0,268 0,064 2,840 (1) 0,000 Imm. du pont
33,57b 0,33ar 2,984 0,300 0,087 2,685 (1) −0,333  
37,97b 0,23ar 2,695 0,310  0,111 2,524 (1) −0,641  BLR max.
38,57b 0,21ar 2,654 0,310 0,114 2,500 (1) −0,683  
43,57b 0,11ar 2,308 0,297 0,141 2,295 (1) −1,028  
48,57b 0,01ar 1,949 0,264 0,165 2,070 (1) −1,366  
53,57b 0,07av 1,579 0,220 0,186 1,827 (1) −1,696  
58,57b 0,15av 1,199 0,174 0,204 1,570 (1) −2,011   
63,57b 0,23av 0,806 0,133 0,217 1,303 (1) −2,322  
68,57b 0,30av 0,414 0,114 0,228 1,021 (1) −2,619  
73,57b 0,40av 0,025 0,158 0,239 0,719 (1) −2,914  
78,57b 0,57av −0,406 0,188 0,254 0,441 (1) −3,171   
83,57b 0,76av −0,879 0,141 0,269 0,202 (1) −3,363  
87,92b 0,89av −1,289 0,080 0,278 0,000 (1) −3,513 Point critique
88,57b 0,91av −1,349 0,071 0,279 −0,030 (1) −3,534  
93,10b 1,01av −1,767 0,000 0,281 −0,234 (1) −3,662 BLR zéro
93,57b 1,02av −1,810 −0,007 0,281 −0,255 (1) −3,673  
98,57b 1,11av −2,259 −0,088 0,277 −0,473 (1) −3,775  
103,57b 1,18av −2,694 −0,172 0,266 −0,684 (1) −3,841  
Point critique
Nom L,T,V (m) Height (m)
(1)   Porte de la chambre des cartes 9,500av, 1,420b, 7,680 3,592
Rapport sur les limites
Limite Min./Max. Réel Surimmersion Réussi
(1) Angle absolu au point critique >0,00 degré <S. O.> <S. O.> <S. O.>
(2) Angle absolu à l'immersion du pont >0,00 degré <S. O.> <S. O.> <S. O.>

Concordia – Condition au moment de l'événement

Le modèle de coque inclut seulement la coque principale.

Légende des liquides
Nom du liquide Légende Poids
(t m)
% de charge
EAU DOUCE   28,27 83,79%
CARBURANT DIESL   14,69 37,23%
EAUX–VANNES   3,00 54,00%
EAUX MÉNASGÈRES   ,76 70,00%
BOUES   ,45 78,00%

Les tirants d'eau mentionnés ci–après sont en fait donnés aux échelles de tirant d'eau avant et arrière.

État flottant
Tirant d'eau à la perp. av 3,582 m Gîte À bâbord 3,57 degrés GM(solide) 0,744 m
Tirant d'eau au milieu 3,830 m Équil Oui Corr, pour c/l 0,023 m
Tirant d'eau à la perp. arr 4,078 m Vent  Loin GM(liquide) 0,721 m
Assiette arr 0,496/30,300 Vague No KMt 5,610 m
CGL 17,339av m CGV 4,867 m T par cm 2,52
Déplacement 441,97 tm Densité relative de l'eau  1,025    
Sommaire du chargement
Élément Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
Navire lège 0,00 0,000 0,000 0,000
Port en lourd 441,97 17,339av 0,047b 4,867
Déplacement 441,97 17,339av 0,047b 4,867
État des poids fixes
Élément Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NAVIRE LÈGE 0,00 0,000 0,000 0,000
ÉQUIPAGE ET EFFETS 8,00 19,500av 0,000 6,000u
NAVIRE LÈGE 2010 AVEC VOILES ÉTABLIES 382,20 17,260av 0,000 5,100u
HUILE LUBRIFIANTE 0,50 8,400av 0,000 5,000u
PROVISIONS 4,10 22,800av 0,000 2,900u
Total des poids fixes: 394,80 17,352av 0,000 5,095u

État des réservoirs

EAU DE MER
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO14–WB.C 1,025          
NO1–WB.C 1,025          
NO21–WB.C 1,025          
NO22–WB.P 1,025          
NO23–WB.S 1,025          
NO2–WB.C 1,025          
EAU DOUCE
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO3–FW.P 1,000 98,00% 11,64 22,092av 3,165b 3,279
NO4–FW.S 1,000 98,00% 11,64 22,101av 3,150t 3,280
NO5–FW.P 1,000 50,00% 4,99 16,702av 3,183b 2,761
Totaux patiels:   83,79% 28,27 21,143av 0,568b 3,188
CARBURANT DIESEL
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO10–DO.P 0,850 52,00% 0,85 8,573av 2,834b 3,009
NO11–DO.S 0,850 37,00% 3,40 10,921av 2,991t 2,798
NO12–DO.P 0,850 45,00% 3,39 5,132av 1,444b 3,164
NO13–DO.S 0,850          
NO18–DO.C 0,850 78,00% 0,66 11,751av 0,003b 0,390
NO19–SUMP.C 0,850 78,00% 0,42 10,502av 0,003b 0,390
NO6–DO.S 0,850 40,00% 3,40 16,698av 3,088t 2,658
NO9–DO.P 0,850 70,00% 2,57 9,909av 3,214b 3,215
Totaux patiels:   37,23% 14,69 10,631av 0,346t 2,758
EAUX–VANNES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO7–SEWAGE.P 1,000 54,00% 3,00 13,513av 3,192b 2,819
Totaux patiels:   54,00% 3,00 13,513av 3,192b 2,819
EH
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO16–WELL.C 1,000          
NO20–WELL.C 1,000          
NO8–BILGE.S 1,000          
EAUX MÉNAGÈRES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO15–DRAIN.C 1,000 70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
Totaux patiels:   70,00% 0,76 16,747av 0,005b 0,350
BOUES
Nom du réservoir Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
NO17–SLUDGE.C 0,850 78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Totaux patiels:   78,00% 0,45 13,000av 0,004b 0,390
Tous les réservoirs
  Densité relative Charge
(%)
Poids
(t m)
CGL
(m)
CGT
(m)
CGV
(m)
Totaux:   42,83% 47,17 17,236f 0,436p 2,958
État du volume déplacé
Élément État Densité relative Dépl.
(t m)
CCL
(m)
CCT
(m)
CCV
(m)
Perm.
Eff.
HULL.C Intact 1,025 441,97 17,304av 0,180b 2,739 1,000
Totaux patiels:     441,97 17,304av 0,180b 2,739  
Point critique
Nom L,T,V (m) Hauteur (m)
(1)    Sommet du trinquet 28,200av, 0,000, 39,000 35,242
État du franc–bord
Emplacement
(m)
Au pont
(m)
À la surimmersion
(m)
42,500av 4,568 4,568
40,000av 4,112 4,112
38,000av 3,812 3,812
36,000av 3,579 3,579
35,000av 3,466 3,466
34,000av 3,343 3,343
30,500av 2,992 2,992
26,500av 2,639 2,639
23,000av 2,373 2,373
19,000av 2,125 2,125
15,000av 1,992 1,992
11,500av 1,947 1,947
7,500av 1,926 1,926
4,000av 1,955 1,955
2,000av 1,992 1,992
1,990av 1,992 1,992
0,000 2,033 2,033
2,500ar 2,105 2,105
3,470ar 2,133 2,133

Le franc–bord minimal (jusqu'à la ligne de surimmersion) est de 1,926 m à 7,500 av.

Données sur la coque (avec appendices)

  • Tirant d'eau de la ligne de base : 3,582 à 34,500 av, 4,078 à 4,200 av
  • Assiette : arr 0,496/30,00
  • Gîte : à bâbord, 3,57 degrés

DIMENSIONS

  • Longueur hors tout : 45,970 m
  • Long. entre perp. : 30,300 m
  • Largeur : 9,440 m
  • Largeur à la flottaison : 9,203 m
  • Volume : 431,187
  • Déplacement : 441,969 tm

COEFFICIENTS

  • Prismatique : 0,743
  • Finesse : 0,375
  • Milieu : 0,505
  • Flottaison : 0,883

RAPPORTS

  • Longueur/Largeur : 4,870
  • Déplacement/Longueur : 442,775
  • Largeur/Creux : 2,292 t m/cm d'immersion : 2,525

AIRES

Flottaison : 246,308 m² Surface mouillée : 393,937 m²
Sous la surface de flottaison latérale : 125,473 m² Au–dessus de la surface de flottaison latérale : 133,116 m²

CENTROÏDES (mètres)

  • Flottabilité : CCL = 17,304 vers l'av
  • CCT = 0,180 à bâbord
  • CCV = 2,739
  • Flottaison : CFL = 16,835 vers l'av
  • Sous surf. flott. latérale : 17,588 à l'av de l'origine, 1,821 sous la ligne de flottaison
  • Au–dessus de surf. flott. latérale : 20,443 à l'av de l'origine, 1,680 au–dessus de la ligne de flottaison

Nota : Le calcul des coefficients est fondé sur une longueur de 30,300 m.

Bras de levier de redressement en fonction de la gîte
Angle d'inclinaison
(degrés)
Angle d'assiette
(degrés)
Creux à l'origine
(m)
Bras de levier de redressement
(m)
Aire
(m–rad)
Hauteur du point critique
(m)
Hauteur du franc–bord
(m)
Remarques
3,57b 0,94ar 4,139 0,000 0,000 35,242 (1) 1,926 Équil.
8,57b 0,90ar 4,074 0,063 0,003 34,927 (1) 1,543  
13,57b 0,83ar 3,957 0,122 0,011 34,358 (1) 1,144  
18,57b 0,73ar 3,787 0,175 0,024 33,540 (1) 0,756  
23,57b 0,61ar 3,565 0,222 0,041 32,480 (1) 0,381  
28,57b 0,47ar 3,295 0,265 0,062 31,189 (1) 0,022  
28,88b 0,46ar 3,276 0,268 0,064 31,101 (1) 0,000 Imm. du pont
33,57b 0,33ar 2,984 0,300 0,087 29,674 (1) −0,333  
38,57b 0,24ar 2,738 0,310 0,114 27,943 (1) −0,683  
43,57b 0,11ar 2,309 0,297 0,141 26,002 (1) −1,028  
48,57b 0,01ar 1,948 0,264 0,165 23,863 (1) −1,366  
53,57b 0,07av 1,579 0,220 0,186 21,545 (1) −1,696  
58,57b 0,13av 1,208 0,169 0,203 19,066 (1) −2,016  
63,57b 0,17av 0,837 0,115 0,216 16,441 (1) −2,332  
68,57b 0,16av 0,483 0,066 0,224 13,688 (1) −2,642  
73,57b 0,11av 0,162 0,057 0,229 10,813 (1) −2,957  
78,57b 0,05av −0,154 0,040 0,233 7,860 (1) −3,248  
83,57b 0,00ar −0,510 −0,038 0,234 4,879 (1) −3,479 BLR zéro
81,14b 0,02av −0,331 0,012 0,234 6,324 (1) −3,377  
83,57b 0,00ar −0,510 −0,038 0,234 4,879 (1) −3,479  
88,57b 0,06ar −0,879 −0,149 0,226 1,883 (1) −3,663  
91,71b 0,11ar −1,107 −0,222 0,216 −0,001 (1) −3,760  Pt crit.
93,57b 0,14ar −1,241 −0,266 0,208 −1,116 (1) −3,812  
98,57b 0,25ar −1,594 −0,383 0,179 −4,096 (1) −3,925  
103,57b 0,37ar −1,935 −0,499 0,141 −7,035 (1) −4,001   
Point critique
Nom L,T,V (m) Hauteur (m)
(1)    Sommet du trinquet 28,200av, 0,000, 39,000 35,242
Rapport des limites
Limite Min./Max. Réel Surimmersion Réussi
(1) Angle absolu au point critique >0,00 degrés 91,71 91,71 Oui
(2) Angle absolu à l'immersion du pont >0,00 degrés 28,88 28,88 Oui

Annexe E – Plan de voilure au moment de l'événement

Annexe F – Calculs de la vitesse du vent

Courbes de bras de levier de redressement (BLR): Courbes du bras de levier d'inclinaison due au vent (BLIV):
Des données de sorties d'AutoHydro pour l'événement Condition de chargement alors que, Selon la relation:
  BLIV(θ) = BLIV(0) x cos1,3  θ
Pour les points critiques d'immersion:
Dépl (t) = 441,97 De la courbe BLR : θ Pt Crt 10 deg Courbe des angles critiques
BLR @ Pt Crt 0,08 m x y
10 0
θ BLR Modèle Notes θ BLIV MIVMT 10 0,5
(degrés) (m)     (degrés) (m) (t m)
3,57 0 FM Équil. 0 0,082 36,1
8,57 0,063 FM 8,57 0,080 35,5
13,57 0,122 FM 13,57 0,079 34,8
18,57 0,175 FM 18,57 0,076 33,6
23,57 0,222 FM Angle vidéo 23,57 0,073 32,2
28,57 0,265 FM 28,57 0,069 30,5
28,88 0,268 FM Imm. du pont 33,57 0,064 28,5
33,57 0,3 FM 38,57 0,059 26,2
38,57 0,31 FM BLR Max. 43,57 0,054 23,7
43,57 0,297 FM Main courante au milieu 48,57 0,048 21,1
48,57 0,264 FM 53,57 0,041 18,3
53,57 0,22 FM 58,57 0,035 15,5
56,49 0,194 FM Porte de la cuisine 63,35 0,029 12,7
58,57 0,177 FM Porte du poste d'équipage 68,57 0,022 9,7
63,35 0,134 AHO Livet de pont@timonerie 73,57 0,016 7,0
68,57 0,114 AHO Salle des radios 78,57 0,010 4,4
73,57 0,158 AHO 83,57 0,005 2,1
78,57 0,188 AHO 88,57 0,001 0,3
83,57 0,141 AHO 90 0,000 0,0
88,57 0,07 AHO
91,71 −0,222 HO Tête de mât
Centres et superficies des voiles (Source: Manuel de stabilité et plan de voilure)
No. Nom de la voile Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
Si en usage
entrez
x
Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
1 Clin–foc 41,00 29,15 1195,15 0,00 0,00 0,00
2 Grand foc 78,00 17,80 1388,40 0,00 0,00 0,00
3 Faux–foc 57,00 15,65 892,05 x 57,00 15,65 892,05
4 Trinquette 48,00 13,80 662,40 x 48,00 13,80 662,40
5 Perroquet supérieur 34,00 35,20 1196,80 0,00 0,00 0,00
6 Perroquet inférieur 50,00 30,80 1540,00 0,00 0,00 0,00
7 Hunier supérieur 58,00 25,85 1499,30 x 58,00 25,85 1499,30
8 Hunier inférieur 70,00 20,60 1442,00 x 70,00 20,60 1442,00
9 Voile de misaine 104,00 14,00 1456,00 0,00 0,00 0,00
10 Voile d'étai de perroquet 41,00 30,45 1248,45 0,00 0,00 0,00
11 Voile d'étai 55,00 23,65 1300,75 0,00 0,00 0,00
12 Grand–voile d'étai 60,00 14,40 864,00 x 60,00 14,40 864,00
13 Voile de flèche de grand mât 55,00 28,90 1589,50 0,00 0,00 0,00
14 Grand–voile d'étai 112,00 17,30 1937,60 x 112,00 17,30 1937,60
15 Voile de flèche d'artimon 48,00 28,15 1351,20 0,00 0,00 0,00
16 Artimon 123,00 17,20 2115,60 0,00 0,00 0,00
 
  Grand–voile avec prise de ris 24,00 11,65 279,60 0,00 0,00 0,00
  Artimon avec prise de ris 55,00 14,50 797,50 x 55,00 14,50 797,50
 
  Total: 1034,00 20,97 21679,20  
 
  En usage:         460,00 17,60 8094,85
            44,49 % de la superficie totale
Plan de dérive: Superficie (m^2): 125,47
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement) Centre au–dessus de LB (m): 2,04
Éléments: Superficie, A
(m^2)
Centre
au–dessus de LB
(m)
Levier, h
(m)
Coeff, C Produit
A.h.C
(m^3)
Mâts, Bômes, Gréement, Garde corps, Évents, Surbaux d'écoutille, etc.:
(constante issue du manuel de stabilité)
82,31 14,85 12,81 1,00 1054,56
 
Voiles: 460,00 17,60 15,56 1,00 7157,37
(calculé ci–dessus et en utilisant la fourchette de valeurs Cvoiles)       2,00 14314,74
           
Coque et roufs:
(calculé pour la condition de chargement de l'événement)
190,47 6,16 4,12 1,00 784,74
 
Total des moments de superficie: Cs = 1,0 8996,66
  Cs = 2,0 16154,03
Bras de levier de renversement dû au vent :
(pour condition à la verticale telle que calculée ci–dessus)
BLIV (m): 0,082  
Déplacement du navire:
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement)
Dépl (kg): 441970  
Densité de l'air: ρ (kg/m^3): 1,20  
          
Pression du vent: P (N/m^2): 39,33 Cs = 1,0
  21,90 Cs = 2,0
          
Vitesse du vent: v (m/s): 8,10 Cs = 1,0
  v(noeuds): 15,74  
          
  v (m/s): 6,04 Cs = 2,0
  v(noeuds): 11,74  
Courbes de bras de levier de redressement (BLR): Courbes du bras de levier d'inclinaison due au vent (BLIV):
Des données de sorties d'AutoHydro pour l'événement Condition de chargement alors que, Selon la relation:
  BLIV(θ) = BLIV(0) x cos1,3  θ
Pour les points critiques d'immersion:
Dépl (t) = 441,97 De la courbe BLR : θ Pt Crt 23,57 deg Courbe des angles critiques
BLR @ Pt Crt 0,222 m x y
23,57 0
θ BLR Modèle Notes θ BLIV MIVMT 23,57 0,5
(degrés) (m)     (deg) (m) (t m)
3,57 0 FM Équil. 0 0,249 109,9
8,57 0,063 FM 8,57 0,245 108,3
13,57 0,122 FM 13,57 0,240 105,9
18,57 0,175 FM 18,57 0,232 102,5
23,57 0,222 FM Angle vidéo 23,57 0,222 98,1
28,57 0,265 FM 28,57 0,210 92,8
28,88 0,268 FM Imm. du pont 33,57 0,196 86,7
33,57 0,3 FM 38,57 0,181 79,8
38,57 0,31 FM BLR Max. 43,57 0,164 72,3
43,57 0,297 FM Main courante au milieu 48,57 0,145 64,2
48,57 0,264 FM 53,57 0,126 55,8
53,57 0,22 FM 58,57 0,107 47,1
56,49 0,194 FM Porte de la cuisine 63,35 0,088 38,7
58,57 0,177 FM Porte du poste d'équipage 68,57 0,067 29,7
63,35 0,134 AHO Livet de pont@timonerie 73,57 0,048 21,8
68,57 0,114 AHO Salle des radios 78,57 0,030 13,4
73,57 0,158 AHO 83,57 0,014 6,4
78,57 0,188 AHO 88,57 0,002 0,9
83,57 0,141 AHO 90 0,000 0,0
88,57 0,07 AHO
91,71 −0,222 HO Tête de mât
Centres et superficies des voiles (Source: Manuel de stabilité et plan de voilure)
No. Nom de la voile Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
Si en usage
entrez
x
Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
1 Clin–foc 41,00 29,15 1195,15 0,00 0,00 0,00
2 Grand foc 78,00 17,80 1388,40 0,00 0,00 0,00
3 Faux–foc 57,00 15,65 892,05 x 57,00 15,65 892,05
4 Trinquette 48,00 13,80 662,40 x 48,00 13,80 662,40
5 Perroquet supérieur 34,00 35,20 1196,80 0,00 0,00 0,00
6 Perroquet inférieur 50,00 30,80 1540,00 0,00 0,00 0,00
7 Hunier supérieur 58,00 25,85 1499,30 x 58,00 25,85 1499,30
8 Hunier inférieur 70,00 20,60 1442,00 x 70,00 20,60 1442,00
9 Voile de misaine 104,00 14,00 1456,00 0,00 0,00 0,00
10 Voile d'étai de perroquet 41,00 30,45 1248,45 0,00 0,00 0,00
11 Voile d'étai 55,00 23,65 1300,75 0,00 0,00 0,00
12 Grand–voile d'étai 60,00 14,40 864,00 x 60,00 14,40 864,00
13 Voile de flèche de grand mât 55,00 28,90 1589,50 0,00 0,00 0,00
14 Grand–voile d'étai 112,00 17,30 1937,60 x 112,00 17,30 1937,60
15 Voile de flèche d'artimon 48,00 28,15 1351,20 0,00 0,00 0,00
16 Artimon 123,00 17,20 2115,60 0,00 0,00 0,00
 
  Grand–voile avec prise de ris 24,00 11,65 279,60 0,00 0,00 0,00
  Artimon avec prise de ris 55,00 14,50 797,50 x 55,00 14,50 797,50
 
  Total: 1034,00 20,97 21679,20  
 
  En usage:         460,00 17,60 8094,85
            44,49 % de la superficie totale
Plan de dérive: Superficie (m^2): 125,47
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement) Centre au–dessus de LB (m): 2,04
Éléments: Superficie, A
(m^2)
Centre
au–dessus de LB
(m)
Levier, h
(m)
Coeff, C
Produit
A.h.C
(m^3)
Mâts, Bômes, Gréement, Garde corps, Évents, Surbaux d'écoutille, etc.:
(constante issue du manuel de stabilité)
82,31 14,85 12,81 1,00 1054,56
 
Voiles:
460,00 17,60 15,56 1,00 7157,37
(calculé ci–dessus et en utilisant la fourchette de valeurs Cvoiles)       2,00 14314,74
 
Coque et roufs:
(calculé pour la condition de chargement de l'événement)
190,47 6,16 4,12 1,00 784,74
 
Total des moments de superficie: Cs = 1,0 8996,66
  Cs = 2,0 16154,03
Bras de levier de renversement dû au vent :
(pour condition à la verticale telle que calculée ci–dessus)
BLIV (m): 0,249  
Déplacement du navire:
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement)
Dépl (kg): 441970  
Densité de l'air: ρ (kg/m^3): 1,20  
          
Pression du vent: P (N/m^2): 119,82 Cs = 1,0
  66,73 Cs = 2,0
          
Vitesse du vent: v (m/s): 14,13 Cs = 1,0
  v(noeuds): 27,47  
          
  v (m/s): 10,55 Cs = 2,0
  v(noeuds): 20,50  
Courbes de bras de levier de redressement (BLR): Courbes du bras de levier d'inclinaison due au vent (BLIV):
Des données de sorties d'AutoHydro pour l'événement Condition de chargement alors que, Selon la relation:
  BLIV(θ) = BLIV(0) x cos1,3  θ
Pour les points critiques d'immersion:
Dépl (t) = 441,97 De la courbe BLR : θ Pt Crt 38,57 deg Courbe des angles critiques
BLR @ Pt Crt 0,31 m x y
38,57 0
θ BLR Modèle Notes θ BLIV MIVMT 38,57 0,5
(degrés) (m)     (deg) (m) (t m)
3,57 0 FM Équil. 0 0,427 188,7
8,57 0,063 FM 8,57 0,421 185,9
13,57 0,122 FM 13,57 0,411 181,8
18,57 0,175 FM 18,57 0,398 176,0
23,57 0,222 FM Angle vidéo 23,57 0,381 168,5
28,57 0,265 FM 28,57 0,361 159,4
28,88 0,268 FM Imm. du pont 33,57 0,337 148,8
33,57 0,3 FM 38,57 0,310 137,0
38,57 0,31 FM BLR Max. 43,57 0,281 124,1
43,57 0,297 FM Main courante au milieu 48,57 0,250 110,3
48,57 0,264 FM 53,57 0,217 99,8
53,57 0,22 FM 58,57 0,183 80,9
56,49 0,194 FM Porte de la cuisine 63,35 0,151 66,5
58,57 0,177 FM Porte du poste d'équipage 68,57 0,115 51,0
63,35 0,134 AHO Livet de pont@timonerie 73,57 0,083 36,5
68,57 0,114 AHO Salle des radios 78,57 0,052 23,0
73,57 0,158 AHO 83,57 0,025 11,0
78,57 0,188 AHO 88,57 0,004 1,6
83,57 0,141 AHO 90 0,000 0,0
88,57 0,07 AHO
91,71 −0,222 HO Tête de mât
Centres et superficies des voiles (Source: Manuel de stabilité et plan de voilure))
No. Nom de la voile Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
Si en usage
entrez
x
Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
1 Clin–foc 41,00 29,15 1195,15 0,00 0,00 0,00
2 Grand foc 78,00 17,80 1388,40 0,00 0,00 0,00
3 Faux–foc 57,00 15,65 892,05 x 57,00 15,65 892,05
4 Trinquette 48,00 13,80 662,40 x 48,00 13,80 662,40
5 Perroquet supérieur 34,00 35,20 1196,80 0,00 0,00 0,00
6 Perroquet inférieur 50,00 30,80 1540,00 0,00 0,00 0,00
7 Hunier supérieur 58,00 25,85 1499,30 x 58,00 25,85 1499,30
8 Hunier inférieur 70,00 20,60 1442,00 x 70,00 20,60 1442,00
9 Voile de misaine 104,00 14,00 1456,00 0,00 0,00 0,00
10 Voile d'étai de perroquet 41,00 30,45 1248,45 0,00 0,00 0,00
11 Voile d'étai 55,00 23,65 1300,75 0,00 0,00 0,00
12 Grand–voile d'étai 60,00 14,40 864,00 x 60,00 14,40 864,00
13 Voile de flèche de grand mât 55,00 28,90 1589,50 0,00 0,00 0,00
14 Grand–voile d'étai 112,00 17,30 1937,60 x 112,00 17,30 1937,60
15 Voile de flèche d'artimon 48,00 28,15 1351,20 0,00 0,00 0,00
16 Artimon 123,00 17,20 2115,60 0,00 0,00 0,00
 
  Grand–voile avec prise de ris 24,00 11,65 279,60 0,00 0,00 0,00
  Artimon avec prise de ris 55,00 14,50 797,50 x 55,00 14,50 797,50
 
  Total: 1034,00 20,97 21679,20  
 
  En usage:         460,00 17,60 8094,85
            44,49 % de la superficie totale
Plan de dérive: Superficie (m^2): 125,47
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement) Centre au–dessus de LB (m): 2,04
Éléments: Superficie, A
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Levier, h
(m)
Coeff, C Produit
A.h.C
(m^3)
Mâts, Bômes, Gréement, Garde corps, Évents, Surbaux d'écoutille, etc.:
(constante issue du manuel de stabilité)
82,31 14,85 12,81 1,00 1054,56
 
Voiles: 460,00 17,60 15,56 1,00 7157,37
(calculé ci–dessus et en utilisant la fourchette de valeurs Cvoiles)       2,00 14314,74
 
Coque et roufs:
(calculé pour la condition de chargement de l'événement)
190,47 6,16 4,12 1,00 784,74
 
Total des moments de superficie: Cs = 1,0 8996,66
  Cs = 2,0 16154,03
Bras de levier de renversement dû au vent :
(pour condition à la verticale telle que calculée ci–dessus)
BLIV (m): 0,427  
Déplacement du navire:
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement)
Dépl (kg): 441970  
Densité de l'air: ρ (kg/m^3): 1,20  
          
Pression du vent: P (N/m^2): 205,72 Cs = 1,0
    114,57 Cs = 2,0
          
Vitesse du vent: v (m/s): 18,52 Cs = 1,0
  v(noeuds): 35,99  
          
  v (m/s): 13,82 Cs = 2,0
  v(noeuds): 26,86  

Annexe G – Calculs de la vitesse du vent avec lest d'eau ajouté

Courbes de bras de levier de redressement (BLR): Courbes du bras de levier d'inclinaison au vent (BLIV):
Des données sortie d'AutoHydro pour l'évènement Condition de chargement alors que, Selon la relation:
  BLIV(θ) = BLIV(0) x cos1,3  θ
Pour les points critiques d'immersion:
Dépl. (t) = 462,19 De la courbe BLR: θ Pt Crt 45,0 deg Courbe des angles critiques
BLR @ Pt Crt 0,33 m x y
45,0 0
θ BLR Notes θ BLIV MIVMT 45,0 0,5
(degrés) (m)     (deg) (m) (t m)
3,33 0 Équil. 0 0,518 188,7
8,33 0,065 8,57 0,510 185,9
13,33 0,127 13,57 0,499 181,8
18,33 0,188 18,57 0,483 176,0
23,33 0,241   23,57 0,462 168,5
28,29 0,29 Imm. du pont 28,57 0,437 159,4
28,33 0,291   33,57 0,408 148,8
33,33 0,331 38,57 0,376 137,0
38,33 0,346   43,57 0,341 124,1
39,16 0,347 BLR Max. 48,57 0,303 110,3
43,33 0,338 53,57 0,263 99,8
48,33 0,31 58,57 0,222 80,9
53,33 0,27   63,35 0,183 66,5
54,35 0,261 Pt Crt (Théorique) 68,57 0,140 51,0
58,33 0,228   73,57 0,100 36,5
63,33 0,202   78,57 0,063 23,0
68,33 0,216 83,57 0,030 11,0
73,33 0,311 88,57 0,004 1,6
78,33 0,395 90 0,000 0,0
80,85 0,406
83,33 0,395  
88,33 0,361  
93,33 0,311  
98,33 0,253  
103,33 0,188  
108,33 0,12  
113,33 0,053  
117,64 0 BLR zéro
Centres et superficies des voiles (Source: Manuel de stabilité et plan de voilure)
No. Nom de la voile Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
Si en usage
entrez
x
Superficie
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Moment
(m^3)
1 Clin–foc 41,00 29,15 1195,15   0,00 0,00 0,00
2 Grand foc 78,00 17,80 1388,40   0,00 0,00 0,00
3 Faux–foc 57,00 15,65 892,05 x 57,00 15,65 892,05
4 Trinquette 48,00 13,80 662,40 x 48,00 13,80 662,40
5 Perroquet supérieur 34,00 35,20 1196,80   0,00 0,00 0,00
6 Perroquet inférieur 50,00 30,80 1540,00   0,00 0,00 0,00
7 Hunier supérieur 58,00 25,85 1499,30 x 58,00 25,85 1499,30
8 Hunier inférieur 70,00 20,60 1442,00 x 70,00 20,60 1442,00
9 Voile de misaine 104,00 14,00 1456,00   0,00 0,00 0,00
10 Voile d'étai de perroquet 41,00 30,45 1248,45   0,00 0,00 0,00
11 Voile d'étai 55,00 23,65 1300,75   0,00 0,00 0,00
12 Grand–voile d'étai 60,00 14,40 864,00 x 60,00 14,40 864,00
13 Voile de flèche de grand mât 55,00 28,90 1589,50   0,00 0,00 0,00
14 Grand–voile d'étai 112,00 17,30 1937,60 x 112,00 17,30 1937,60
15 Voile de flèche d'artimon 48,00 28,15 1351,20   0,00 0,00 0,00
16 Artimon 123,00 17,20 2115,60   0,00 0,00 0,00
 
  Grand–voile avec prise de ris 24,00 11,65 279,60   0,00 0,00 0,00
  Artimon avec prise de ris 55,00 14,50 797,50 x 55,00 14,50 797,50
 
  Total: 1034,00 20,97 21679,20  
 
  En usage: 460,00 17,60 8094,85
    44,49 % de la superficie totale
Plan de dérive: Superficie (m^2): 125,47
(calculé pour la condition de chargement lors de l'évènement) Centre au–dessus de LB (m): 2,04
Éléments : Superficie, A
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Levier, h
(m)
Coeff, C
 
Produit
A.h.C
(m^3)
Mâts, Bômes, Gréement, Garde corps, Évents, Surbaux d'écoutille, etc.:
(constante issue du manuel de stabilité)
82,31 14,85 12,81 1,00 1054,56
 
Voiles : 460,00 17,60 15,56 1,00 7157,37
(calculé ci–dessus et en utilisant la fourchette de valeurs Cvoiles)       2,00 14314,74
 
Coque et roufs : 190,47 6,16 4,12 1,00 784,74
(calculé pour la condition de chargement de l'événement)          
 
Total des moments de superficie: Cs = 1,0 8996,66
  Cs = 2,0 16154,03
Bras de levier de renversement dû au vent :
(pour condition à la verticale telle que calculée ci–dessus)
BLIV (m): 0,518  
Déplacement du navire:
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement)
Dépl (kg): 462190  
Densité de l'air: ρ (kg/m^3): 1,20  
 
Pression du vent: P (N/m^2): 260,97 Cs = 1,0
  145,34 Cs = 2,0  
 
Vitesse du vent: v (m/s): 20,86 Cs = 1,0
  v(noeuds): 40,54  
 
  v (m/s): 15,56 Cs = 2,0
  v(noeuds): 30,25  

Annexe H – Calculs de la vitesse du vent avec gîte corrigé

Courbes de bras de levier de redressement (BLR): Courbes du bras de levier d'inclinaison au vent (BLIV) :
Des données sortie d'AutoHydro pour l'évènement Condition de chargement alors que, Selon la relation:
  BLIV(θ) = BLIV(0) x cos1,3  θ
Pour les points critiques d'immersion:
Dépl. (t) = 441,97 De la courbe BLR: θ Pt Crt 42,0 deg Courbe des angles critiques
BLR @ Pt Crt 0,344 m x y
42,0 0
θ BLR Modèle Notes Liste corrigée θ BLIV MIVMT 42,0 0,5
(degrés) (m)     BLR(m) (degrés) (m) (t m)
0 −0,04 FM   0              
3,57 0 FM Équil. 0,04 0 0,506 223,6
8,57 0,063 FM 0,103 8,57 0,499 220,4
13,57 0,122 FM 0,162 13,57 0,488 215,6
18,57 0,175 FM 0,215 18,57 0,472 208,6
23,57 0,222 FM Angle vidéo 0,262 23,57 0,452 199,7
28,57 0,265 FM   0,305 28,57 0,427 188,9
28,88 0,268 FM Imm. du pont 0,308 33,57 0,399 176,4
33,57 0,3 FM 0,34 38,57 0,367 162,4
38,57 0,31 FM BLR Max 0,35 43,57 0,333 147,1
43,57 0,297 FM Main courante au milieu 0,337 48,57 0,296 130,7
48,57 0,264 FM 0,304 53,57 0,257 113,6
53,57 0,22 FM 0,26 58,57 0,217 95,9
56,49 0,194 FM Porte de la cuisine 0,234 63,35 0,178 78,9
58,57 0,177 FM Porte du poste d'équipage 0,217 68,57 0,137 60,4
63,35 0,134 AHO Livret de pont@timonerie 0,174 73,57 0,098 43,3
63,57 0,114 AHO Salle des radios 0,154 78,57 0,062 27,3
73,57 0,158 AHO 0,198 83,57 0,029 13,0
78,57 0,188 AHO 0,228 88,57 0,004 1,8
83,57 0,141 AHO 0,181 90 0,000 0,0
88,57 0,07 AHO 0,11
91,71 −0,222 HO Tête de mât −0,182
Centres et superficies des voiles (Source: Manuel de stabilité et plan de voilure)
No. Nom de la voile Superficie Centre Moment Si en usage Superficie Centre Moment
  au–dessus LB entrez: au–dessus LB  
    (m^2) (m) (m^3) x (m^2) (m) (m^3)
   
1 Clin–foc 41,00 29,15 1195,15 0,00 0,00 0,00
2 Grand foc 78,00 17,80 1388,40 0,00 0,00 0,00
3 Faux–foc 57,00 15,65 892,05 x 57,00 15,65 892,05
4 Trinquette 48,00 13,80 662,40 x 48,00 13,80 662,40
5 Perroquet supérieur 34,00 35,20 1196,80 0,00 0,00 0,00
6 Perroquet inférieur 50,00 30,80 1540,00 0,00 0,00 0,00
7 Hunier supérieur 58,00 25,85 1499,30 x 58,00 25,85 1499,30
8 Hunier inférieur 70,00 20,60 1442,00 x 70,00 20,60 1442,00
9 Voile de misaine 104,00 14,00 1456,00 0,00 0,00 0,00
10 Voile d'étai de perroquet 41,00 30,45 1248,45 0,00 0,00 0,00
11 Voile d'étai 55,00 23,65 1300,75 0,00 0,00 0,00
12 Grand–voile d'étai 60,00 14,40 864,00 x 60,00 14,40 864,00
13 Voile de flèche de grand mât 55,00 28,90 1589,50 0,00 0,00 0,00
14 Grand–voile d'étai 112,00 17,30 1937,60 x 112,00 17,30 1937,60
15 Voile de flèche d'artimon 48,00 28,15 1351,20 0,00 0,00 0,00
16 Artimon 123,00 17,20 2115,60 0,00 0,00 0,00
 
  Grand–voile prise de ris 24,00 11,65 279,60 0,00 0,00 0,00
  Artimon avec prise de ris 55,00 14,50 797,50 x 55,00 14,50 797,50
 
  Total: 1034,00 20,97 21679,20  
 
  En usage:         460,00 17,60 8094,85
            44,49 % de superficie totale
Plan de dérive : Superficie (m^2): 125,47
(calculé pour la condition de chargement de l'évènement) Centre au–dessus de LB (m): 2,04
Éléments : Superficie, A
(m^2)
Centre
au–dessus
de LB
(m)
Levier, h
(m)
Coeff, C
 
Produit
A.h.C
(m^3)
Mâts, Bômes, Gréement, Garde corps, Évents, Surbaux d'écoutille, etc.:
(constante issue du manuel de stabilité)
82,31 14,85 12,81 1,00 1054,56
 
Voiles : 460,00 17,60 15,56 1,00 7157,37
(calculé ci–dessus et en utilisant la fourchette de valeurs Cvoiles)       2,00 14314,74
 
Coque et roufs : 190,47 6,16 4,12 1,00 784,74
(calculé pour la condition de chargement de l'événement)          
 
Total des moments de superficie: Cs = 1,0 8996,66
  Cs = 2,0 16154,03
Bras de levier de renversement dû au vent :
(pour condition à la verticale telle que calculée ci–dessus)
BLIV (m): 0,506  
Déplacement du navire:
(calculé pour la condition de chargement lors de l'événement)
Dépl (kg): 441970  
Densité de l'air: ρ (kg/m^3): 1,20  
 
Pression du vent: P (N/m^2): 243,86 Cs = 1,0
  135,81 Cs = 2,0  
 
Vitesse du vent: v (m/s): 20,16 Cs = 1,0
  v(noeuds): 39,19  
 
  v (m/s): 15,05 Cs = 2,0
  v(noeuds): 29,25  

Notes de bas de page

Note de bas de page 1

L'information recueillie durant l'enquête a révélé que le système n'était pas utilisé couramment.

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Note de bas de page 2

Dans le cas des escaliers, la protection était assurée par les portes extérieures étanches aux intempéries de chaque rouf.

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Note de bas de page 3

Deakin, B., “The Development of Stability Standards for UK Sailing Vessels”, The Royal Institution of Naval Architects, 1990.

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Note de bas de page 4

Deakin, B. , “Stability Regulation of Very Large Sailing Yachts”, 10th International Conference on Stability of Ships and Ocean Vehicles, St. Petersburg, juin 2009.  Ce facteur se rapporte à la force théorique d'inclinaison due au vent et à la force réelle d'inclinaison due au vent, et tient compte de facteurs se rapportant, entre autres, à l'allure, au réglage des voiles et au plan de voilure.

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Note de bas de page 5

Se reporter au rapport sur l'événement pour trouver de plus amples renseignements au sujet des rafales descendantes.

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Note de bas de page 6

Ces observations n'incluaient pas le relevé de l'inclinomètre du navire.

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Note de bas de page 7

Comme représentée par le coefficient de force d'inclinaison due aux voiles Cs.

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Note de bas de page 8

La précision de l'anémomètre à ce moment est incertaine.

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