Soutenance mémoire
Télécharger le fichier pdf d’un mémoire de fin d’études
Limites rencontrées par les concepteurs
Tout d’abord, on constate un manque des bases d’essais, ayant une instrumentation adéquate, pour analyser finement le comportement des boulons et des brides (glissement, décollement, flexion). Le nombre de recalages essais-calculs au début du projet est très limité. L’absence d’indicateur de fiabilité des modèles pénalise la mise au point de ces derniers.
De plus, comme nous le verrons plus loin, que ce soit pour la raideur des brides, le calcul de transfert d’efforts, la détermination de contraintes dans la vis sous chargement, des contraintes au premier filet, ou des contraintes de flexion dans les brides, les modèles empiriques fournissent des résultats non généralisable en dehors de ceux qui ont permis de les établir et sont donc peu prédictifs. En revanche certains modèles analytiques développés ces dernières années ont fait leurs preuves, par exemple le VDI-Richtlinien (2003) utilisé dans l’industrie aéronautique.
Concernant les modèles éléments finis 3D, on constate que le temps de mise en données est important. Il existe des problèmes de convergence sur ce type de modèle. Et lorsqu’un modèle 2D est utilisé, afin de limiter les temps de calcul, les hypothèses sont trop souvent simplistes.
De plus, dans le monde industriel, les paramètres de conceptions sont pléthoriques : de la géométrie aux caractéristiques matériaux en passant par le type de filetage de vis et le type de comportement d’interface. Ainsi un modèle élément finis 2D doit pouvoir prendre en compte au moins les principaux paramètres mécaniques soit la raideur normale, un coefficient de frottement ainsi que la précharge dans la vis. C’est l’objectif que s’est donné le LMT-Cachan au sein du projet CARAB : réaliser un modèle tenant compte des non-linéarités de calculs et des paramètres de conception tout ceci dans la contrainte d’un temps de calcul acceptable.
Les cas tests industriels
Bien que les chargements appliqués sur les assemblages soient généralement com-plexes, les sollicitations vues par chaque boulon sont souvent relativement simples. Typiquement, un boulon d’un assemblage subit des chargements, combinés ou non, de traction-compression, de flexion ainsi que de cisaillement. Parmi les cas tests industriels, à l’échelle de la structure, étudiés dans le projet CARAB, on s’intéresse ici à deux cas tests représentatifs des problématiques industrielles suivantes :
— l’assemblage de deux carters d’un turboréacteur de Safran Aircraft Engines per-mettant de solliciter la liaison principalement en traction-compression (ouverture et fermeture de la liaison) et en flexion .
— l’assemblage de pièces d’un système de freinage de train d’atterrissage de Safran Landing Systems conduisant à un cisaillement important de la liaison boulonnée étudiée dû au couple de freinage.
Ces deux cas test mettent en jeu et permettent d’illustrer les chargements principaux vus à l’échelle d’un boulon dans de nombreux cas d’assemblages.
Remarque 1 Pour des raisons de confidentialité, les informations précisent sur les sys-tèmes réels ne peuvent être données.
Cas d’ouverture de bride représentatif de la problématique Safran Aircraft Engines
Description générale du cas test
Dans le cadre du projet CARAB, la société Safran Aircraft Engines s’intéresse à l’assemblage boulonné assurant la liaison entre le carter de turbine et le carter d’échap-pement d’un turboréacteur. La Figure 1.5 permet de localiser les deux carters au sein du turboréacteur. Les deux carters et la version assemblée sont visibles sur la Figure 1.6. Chaque carter a une fonction spécifique.
Le carter d’échappement reçoit la suspension arrière du moteur. Il possède des inter-faces avec la tuyère primaire, le cône d’éjection, le carter de turbine, certains supports de palier, servitudes et carter d’huile, etc. Il a également un rôle aérodynamique. Ce carter est soit monobloc, soit mécano soudé. Le carter basse pression, quant à lui, constitue la partie structurale entre le carter d’échappement et la turbine haute pression. Il joue le rôle d’une enceinte sous pression pour les différents flux d’air. Il doit assurer la rétention en cas de perte d’aube. Il permet de contrôler les jeux rotor/stator. Il supporte également différents équipements.
Ces pièces étant soumises à d’importantes charges thermiques, de pression et d’ef-forts, elles sont conçues en respectant de nombreux critères (fluage, fatigue, déformation thermique, etc.) Toute la difficulté de la conception est que les liaisons boulonnées sont calculées, dans un premier temps, avec des codes analytiques ; ils permettent de réaliser le premier design et d’identifier la criticité de la liaison ; si, et seulement si, il y a des doutes sur le justificatif de la liaison, des méthodes 3D non linéaires sont alors mises en place. On retrouvera Figure 1.3 cette démarche de conception. L’assemblage comporte 108 vis à tête bihéxagonale et donc autant d’écrous à tête bihexagonale.
Chargement du cas test représentatif de la problématique Safran Aircraft Engines
Dans ce contexte, les liaisons boulonnées sont soumises à un effort en traction, un moment de flexion, un couple de torsion, une pression interne, des charges thermiques et centrifuges. Pour obtenir la certification, il faut que les liaisons tiennent des charges extrêmes telles que des impacts d’oiseaux ou une perte d’aube. Un des risques majeurs encourus est l’apparition de flambages locaux dans le carter de turbine. Pour estimer la capacité à rupture, le CETIM a effectué des essais statiques partiels, avec une priorité affirmée sur les essais ayant pour sollicitations les moments de flexion de la liaison entre les deux carters. Ainsi, lors de la fin du projet, nous dispositions des résultats de calcul éléments finis 3D recalés sur les essais pour ce type de problème.
Afin de travailler sur un problème restreint à une échelle intermédiaire, nous avons considéré également un problème d’ouverture de bride sur un secteur 5 boulons de l’assemblage afin de simplifier le problème tel qu’illustré en Figure 1.7. De plus nous disposions d’un cahier des charges extrêmement complet des matériaux, géométrie, normes et limites acceptables, cependant et comme cela a déjà été indiqué, pour des raisons de confidentialité nous ne pouvons détailler toutes ces informations.
Sur ce type de cas test, Safran Aircraft Engines a pu constater différents modes de ruptures pour des sollicitations de moment de flexions. On retrouve un exemple de faciès des vis après rupture Figure 1.8.
Zones de contact du cas test représentatif de la probléma-tique Safran Aircraft Engines
Ces zones sont représentées Figure 1.9. Certaines sont évidemment dues au mon-tage, d’autres n’apparaissent que dans un cas de grandes déformations. On constate donc la présence de 4 zones (contact bride/boulons, contact dans la zone de frettage, contact entre le fût et le perçage, contact inter-bride) par liaisons boulonnées plus une commune à toutes les liaisons (contact inter-bride entre les deux carters). Comme il y a 108 boulons, nous sommes donc en présence de 541 zones de contact avec frottement ! On constate donc tout l’intérêt de simplifier le modèle 3D par un modèle connecteur prenant à sa charge les contacts frottants.
Chargement du cas test représentatif de la problématique Safran Landing Systems
Le chargement de ce problème est dû à trois facteurs : l’effort de précontraintes des boulons, l’effort presseur généré par les pistons sur l’ensemble des disques de frein et la reprise du couple généré par les disques de frein. Lors des essais de qualifications avion-neur, le frein doit être capable d’encaisser une charge extrême unitaire appelée couple structural. Ce problème comporte un couple structural et un effort de presse. De plus le couple de serrage est connu. Ces sollicitations entrainent un cisaillement des boulons et le frottement entre le tube et la couronne est déterminant pour le dimensionnement de la liaison. Ainsi, au sein du projet CARAB, le constructeur, pour des raisons de budget et de compromis entre coûts, délais et techniques, a choisi d’étudier uniquement le cas test intermédiaire de 4 vis en simple recouvrement travaillent en cisaillement.
Cas test intermédiaire simple recouvrement
Il s’agit donc d’effectuer un essai numérique 3D de traction sur un assemblage en configuration simple recouvrement dont les conditions aux limites sont présentées Figure 1.13. Après avoir implanté le connecteur à la place des boulons, on comparera le temps de calcul et la précision de la solution numérique.
Méthode d’identification des paramètres
Dans la thèse de Berot (2009), l’auteur traite une problématique similaire à celle des assemblages boulonnés, mais pour des assemblages rivetés. Le modèle équivalent mis en place est basé sur la méthode de la Figure 1.19. Dans un premier temps, un modèle éléments finis complet est effectué parallèlement à la préparation des bancs d’essai de la campagne expérimentale. Il s’agit alors de déterminer analytiquement et expérimentale-ment les réponses force/déplacement et couple/angle pour les 6 sollicitations de bases (résumées Figure 1.20).
L’étape suivante est le choix du type d’élément équivalent (poutre, gap element, mo-dèle hybride…) pour lequel il faut déterminer les paramètres qui devront être identifiés à l’aide d’un processus de minimisation. Une fois ces étapes réalisées, on peut alors utiliser l’élément choisi et son jeu de paramètres dans d’autres simulations.
Ces différentes étapes comportent chacune leurs difficultés. Tout d’abord l’identifica-tion des paramètres dépend du seuil de plasticité Re de la plaque par rapport à celui du boulon : si Rerivet > Replaque alors il y a déformation locale de la plaque. Ce cas constitue la vision la plus défavorable pour l’identification des paramètres, mais aussi la plus réaliste si on considère que les rivets sont en acier haute résistance et les plaques en aluminium. Dans notre situation, il ne s’agit pas de rivets, mais de boulons. Les paramètres à identifier et le modèle associé sont présentés sur le Figure 1.21.
De plus, Berot (2009) utilise une loi d’évolution de l’endommagement ne dépendant que d’un seul paramètre S0eq (qui modélise la rupture du point d’assemblage) dans les éléments fictifs. C’est une loi de type ductile du type Lemaitre et Chaboche (1994) modifié d’après Mariage (2003). Pour prendre en compte l’influence de la concentration de contrainte sur les variables d’endommagement, il intègre un paramètre scalaire cdamt qui sert à la réactualisation de la variable d’endommagement Dteq mise à jour au début de chaque incrément.
Enfin, l’intégration de la contrainte et de la déformation plastique initiale dans le modèle est réalisée à l’aide d’une histoire de chargement thermomécanique équivalente.
Notons que dans l’esprit, ce modèle n’est pas très éloigné de celui proposé dans Langrand et Combescure (2004).
Modèles numériques par approche éléments finis
Il existe une littérature abondante sur ce domaine dont on ne citera ici que quelques exemples. On trouvera dans Mackerle (2003) une revue bibliographique très large, voir exhaustive, avec plus de 700 références, entre les années 1990 et 2002 sur les méthodes éléments finis appliquées au cas des assemblages de tous types, la partie dédiée aux assemblages boulonnés listant à elle seule plus de 250 références…
De plus ce type de modèle d’assemblage peut être complété par un calcul de vé-rification et d’estimation d’erreur tel que proposé dans E. et al. (2012, 2011); S. et al. (2012). Ces références présentent l’avantage d’être développé avec Samcef, qui est un des logiciels utilisé lors du projet Carab (Ansys et Nastran ont également servis au projet).
Modèles complets de comportement linéaire
Ces modèles restent les plus répandus à l’heure actuelle. Les premiers modèles se sont concentrés sur la modélisation de contraintes au voisinage de la fixation Bau-mann (1982) (éléments poutres). Sur la Figure 1.24, ce modèle est représenté à gauche. Chaque nœud y est numéroté ainsi la partie haute de la figure représente les membranes modélisant la plaque supérieure et la partie inférieure représente les poutres modélisant les boulons. Ingvar Eriksson (1986) (Figure 1.24 droite) propose d’utiliser un modèle éléments finis 2D pour les liaisons composites qui permet d’étudier les effets des proprié-tés élastiques, du jeu autour de la vis, du contact et du frottement sur la distribution des contraintes autour de la liaison.
On trouve également des travaux sur la rigidité et la perte de rigidités des fixations dans Alkatan et al. (2007b) : la modélisation utilisée dans cet article et le maillage du modèle numérique sont présentés en Figure 1.25 et Figure 1.26. La particularité est de représenter explicitement le filetage des éléments de liaison, ce qui est évidemment inen-visageable sur un modèle éléments finis 3D comportant plusieurs dizaines de fixations !
Enfin, Lehnhoff et Bunyard (2001) a travaillé sur la perte de rigidité axiale et Ding et Dhanasekar (2007); Izumi et al. (2005); Zhang et al. (2007) sur la perte de précharge en fonction du chargement extérieur. Ces deux études montrent que des pertes de rigidité globale peuvent atteindre 40%. Concernant la perte de précharge pour des essais numériques de flexion, Ding et Dhanasekar (2007) obtient les résultats présentés en Figure 1.28 et Figure 1.29. La géométrie est celle de la Figure 1.27 pour un boulon et des plaques en acier d’un module d’Young de 207 GPa. La finesse du maillage du modèle éléments finis, mais aussi la prise en compte correcte de la précharge sont deux paramètres qui doivent être pris en compte.
Modèles complets de comportement non linéaire
Cas de charge statique
Il existe des études pour des modèles en 2D : Kim et Kim (1995), mais surtout des études pour des modèles en 3D : Champaney et al. (2008); Chen et al. (1995); Ekh et al. (2005); Kelly (2005); Kelly et Hallström (2004); McCarthy et al. (2005a,b); McCarthy et McCarthy (2005); Soo Kim et Kuwamura (2007).
La caractéristique de ces modélisations est la prise en compte des effets du contact et du frottement sur le comportement de l’assemblage boulonné. Les coûts de calcul peuvent alors devenir très importants, car les algorithmes de résolution utilisés sont itératifs. Notons aussi que la prise en compte de ces deux phénomènes peut générer des difficultés de mise en oeuvre (problème de convergence, réglage des paramètres des algorithmes itératifs) qui ne sont pas toujours facile à résoudre.
Kim et Kim (1995) proposent une modélisation élément finis 2D dans le cas d’assem-blages boulonnés à plaques composites prenant en compte le frottement grâce à une loi de coulomb, le contact étant géré par une méthode de pénalisation. Il obtient des résultats qui corroborent ses expériences. Toujours pour des assemblages à plaques composites, Chen et al. (1995) effectuent cette fois un modèle 3D prenant en compte les effets de frottement, du jeu, de l’élasticité du boulon, de l’empilage des séquences du stratifié et l’effet du contact corps de vis/plaque. Il regarde tout particulièrement l’influence de ce dernier et sa conséquence quant à la distribution des efforts de traction dans l’épaisseur des plaques.
Une approche originale, développée par le LMT-Cachan, est la méthode LATIN qui permet une résolution numérique de manière non incrémentale et plus rapide qu’un solveur direct. Champaney et al. (2008) couplent cette méthode à de la décomposition de domaine et proposent un modèle éléments finis prenant en compte le contact et le frottement via une loi de Coulomb. On peut voir en Figure 1.32 un maillage obtenu dans le cas d’un cas test de l’article. Grâce à cette méthode, on obtient des résultats d’une très bonne précision jusqu’à 20 fois plus rapidement qu’une méthode classique pour une étude paramétrique.
McCarthy et al. (2005b) montre l’importance du choix de l’algorithme de contact pour un calcul éléments finis en comparant deux algorithmes différents : le premier dit discrete contact et le second dit analytical contact. Il obtient ainsi la Figure 1.31. De plus, il démontre l’importance de raffiner le maillage au niveau de la surface d’appui de la tête de vis sous peine d’une perte réelle de précision du résultat dans cette zone.
Modèles simplifiés de comportement non linéaire
Dans le cadre de notre analyse, il est intéressant de relever les modèles simplifiés existants, car ils sont un bon compromis pour des structures de grandes tailles afin de limiter le temps de calcul en perdant un minimum de précision : Ekh et Schön (2008); Gant et al. (2011); Kim et al. (2007). L’idée générale de ces modèles est de mélanger des modèles 3D locaux, des éléments de coques ou de plaques, mais aussi des connecteurs. La difficulté est alors d’identifier proprement les paramètres de ces différents modèles : généralement une solution éléments finis 3D complète est prise comme référence et permet de recaler les modèles simplifiés. Les cas traités sont souvent simples (quelques liaisons boulonnées) et la généralisation de ces modélisations à des assemblages com-plexes reste délicate. Cela constitue une des limites majeures de cette approche.
En particulier Kim et al. (2007) cherchent à alléger le maillage du modèle élément finis du boulon en substituant la géométrie du boulon par des éléments ayant un comportement équivalent : soit des éléments poutres à degrés de liberté couplés (Figure 1.38 (b)), soit des éléments poutres reliés en un même point (Figure 1.38 (c)), soit une précharge appropriée (Figure 1.38 (d)). L’étude prouve que le modèle complet (Figure 1.38 (a)) reste le plus précis pour simuler le comportement physique de la structure, mais il ressort que les modèles en Figure 1.38 (b) et (c) peuvent épargner respectivement 62% et 49% du temps de calcul et peuvent économiser respectivement 21% et 19% de mémoire comparés au modèle complet, tout cela dans le cadre d’une perte de précision raisonnable. Les auteurs recommandent donc le modèle simplifié avec éléments poutres à degrés de liberté couplés (Figure 1.38 (b)).
Bilan et objectifs de l’étude
À la lumière de cette bibliographie, il apparaît que les méthodes de conception des assemblages boulonnés sont perfectibles. En effet, la prise en compte des phénomènes dissipatifs tel que le contact frottant serait une nette amélioration lors de l’optimisation du bureau d’étude. Ainsi les membres du projet CARAB ont créé un sous-projet de modélisation attribué au LMT-Cachan. Les travaux du laboratoire se traduiront donc par la mise en place d’un connecteur éléments finis servant de modèle non linéaire simplifié de la liaison.
En effet, l’étude attentive des approches proposées par le milieu académique révèle que les modèles développés sont soit :
— empiriques or les ingénieurs veulent un modèle robuste tenant compte de para-mètres usuels de conception et non une loi mathématique sans teneur physique .
— des modèles numériques complets extrêmement chronophages .
— des modèles simplifiés trop souvent spécifiques à un cas test unique et difficile-ment généralisable.
Fort de ce constat, ces travaux de thèse ont pour but de proposer un élément fini contenant une loi de comportement non linéaire ayant pour paramètre d’entrée des va-leurs équivalentes de la raideur normale, tangentielle, du coefficient de frottement, de la précontrainte et enfin d’un paramètre d’écrouissage pour reproduire l’effet dissipatif de frottement du micro glissement.
Les cas tests retenus pour développer ce connecteur sont des chargements d’une part en flexion et d’autre part en cisaillement. Ainsi après un choix d’un modèle d’algorithme et une mise au point d’une méthode d’identification des paramètres de l’assemblage à tester, le but est de comparer l’efficacité d’un calcul connecteur avec un calcul élément finis 3D complet en termes de précision et de coût temporel de calcul. Pour ce faire, le modèle sera donc développé sur un modèle réduit à un boulon puis validé sur des assemblages utilisés par les partenaires du projet.
Hypothèses et choix de modélisation
Le principe de l’élément fini connecteur que nous voulons mettre en place doit restituer le comportement global en déformation d’un assemblage boulonné sans avoir à discrétiser la fixation. Ainsi la modélisation doit contenir les phénomènes que subit le système soit : les interactions tête de vis/plaque, écrou/plaque et le contact plaque/plaque. Enfin, chaque composant physique est représenté dans cette modélisation : la vis et l’écrou par le connecteur et les plaques par un maillage plaque ou volumique selon le choix de l’utilisateur. Ce sont des éléments «MEAN» (cf. Samcef (2007a)) dans Samcef qui permettront le couplage cinématique entre le maillage des pièces plaques et l’élément utilisateur. Le macromodèle fonctionnera grâce à plusieurs paramètres : des rigidités équivalentes normale et tangentielle, une précharge, un coefficient de frottement et un paramètre d’écrouissage. Ces variables seront soit fixées par l’utilisateur (précharge) soit à identifier (raideurs, coefficient de frottement, paramètre d’écrouissage). L’ensemble de cette représentation est illustré Figure 2.1. Du point de vue pratique, ce connecteur est une routine en Fortran 77 développée pour une intégration dans Samcef. À la demande de différents partenaires, le macromodèle est capable de se relier à des éléments finis plaques ou volumiques comme le montre la Figure 2.2.
Le choix du modèle rhéologique tangentiel est fondé sur l’article de De Crevoisier et al. (2012). En effet, une étude par corrélation d’images et une implémentation numérique sous Cofast (dérivé de Cast3M : http://www-cast3m.cea.fr )mettent en évidence un comportement de déformation sous forme de cycle d’hystérésis (cf. Figure 2.3). Ce cycle effort/déplacement comprend trois phases :
— une phase d’adhérence élastique lors de la première partie de la mise en charge .
— une phase de micro-glissement qui apparait lorsque la charge extérieure dépasse le seuil de Coulomb (il existe également une phase de macro-glissement au-delà d’une certaine valeur d’effort tangentiel) .
— une phase de contact lorsque le corps de vis rencontre l’alésage de la plaque.
Modélisation du comportement tangentiel
Sachant que l’on souhaite avoir un contact sans frottement entre les plaques afin de réduire le temps de calcul, il faut que ce soit le connecteur qui prenne en compte les phénomènes de frottement et les effets dissipatifs qu’ils entrainent.
Analogie élastoplastique pour le frottement
Les lois de Coulomb et autres équations de comportement pour le frottement peuvent être formulées au sein d’un algorithme analogue à celui mis en place pour la résolution d’un problème élastoplastique. Cette approche a été étudiée par plusieurs auteurs qui ont développé différentes lois de comportement pour des problèmes de frottement, par exemple Michalowski (1978) ou Curnier (1987). Un traitement des interfaces frottantes, en terme de plasticité non-associée, a été mise au point par Wriggers (1987), Giannakopoulos (1989),Wriggers et al. (1990) ou Laursen et Simo (1993).
Formulation
Tel que décrit dans la Figure 2.7 et expliqué dans Wriggers (2002), en général, on peut supposer un adoucissement (1) aussi bien qu’un écrouissage (2) pour le comportement mécanique du frottement, une fois le seuil d’effort tangentiel tT dépassé. Cela concorde avec les expériences physiques. L’adoucissement peut s’expliquer par le fait que le coefficient de frottement de glissement (dynamique) est plus faible que le coefficient de frottement d’adhérence (statique).
|
Table des matières
Chapitre 1 Contexte du projet Conception Avancée Robuste d’Assemblages Boulonnés (CARAB)
1.1 Le contexte industriel
1.1.1 Processus de conception d’équipements à assemblages boulonnés
1.1.2 Retours d’expériences
1.1.3 Dispersions et incertitudes
1.1.4 Limites rencontrées par les concepteurs
1.2 Les cas tests industriels
1.2.1 Cas d’ouverture de bride représentatif de la problématique Safran Aircraft Engines
1.2.1.1 Description générale du cas test
1.2.1.2 Chargement du cas test représentatif de la problématique Safran Aircraft Engines
1.2.1.3 Zones de contact du cas test représentatif de la problé- matique Safran Aircraft Engines
1.2.2 Cas de cisaillement représentatif de la problématique Safran Lan- ding Systems
1.2.2.1 Description du frein Safran Landing Systems
1.2.2.2 Chargement du cas test représentatif de la problématique Safran Landing Systems
1.2.2.3 Cas test intermédiaire simple recouvrement
1.3 État de l’art des méthodes de calcul des assemblages boulonnés
1.3.1 Modèles analytiques : cas d’une fixation
1.3.2 Modèles analytiques : cas d’un assemblage
1.3.2.1 Cas de charge statique
1.3.2.2 Méthode d’identification des paramètres
1.3.3 Modèles numériques par approche éléments finis
1.3.4 Modèles complets de comportement linéaire
1.3.5 Modèles complets de comportement non linéaire
1.3.5.1 Cas de charge statique
1.3.5.2 Cas de l’endommagement
1.3.5.3 Cas de la fatigue
1.3.6 Modèles simplifiés de comportement non linéaire
1.4 Bilan et objectifs de l’étude
Chapitre 2 Description du modèle de comportement du connecteur proposé et implémentation dans un code commercial
2.1 Hypothèses et choix de modélisation
2.2 Modélisation du comportement normal
2.2.1 Prise en compte de la précharge
2.2.2 Estimation de la pression de contact pN
2.3 Modélisation du comportement tangentiel
2.3.1 Analogie élastoplastique pour le frottement
2.3.2 Formulation
2.3.3 Intégration locale de la loi de frottement
2.3.3.1 Résumé de l’algorithme d’intégration
2.3.3.2 Module tangent élastoplastique
2.4 Implémentation dans un code commercial : SAMCEF
2.4.1 Généralités sur les éléments utilisateurs
2.4.2 Arguments d’entrée et de sortie d’une routine connecteur dans SAMCEF
2.4.2.1 Généralités
2.4.2.2 Arguments d’entrée et de sortie d’une routine user-element SAMCEF
2.4.2.3 Matrice tangente du connecteur
2.4.3 Algorithme final d’intégration du connecteur dans SAMCEF
2.5 Tests de qualification du connecteur
2.5.1 Caractérisation du comportement normal
2.5.1.1 Test d’ouverture d’un assemblage préchargé à un boulon avec chargement dans l’axe
2.5.1.1.1 Connexion de modèles plaques
2.5.1.1.2 Connexion de modèles volumiques
2.5.1.2 Test d’ouverture d’un assemblage préchargé à un boulon avec chargement excentré
2.5.2 Caractérisation du comportement tangentiel
2.5.2.1 Assemblage préchargé à un boulon en configuration double recouvrement
2.5.2.1.1 Connexion de modèles plaques
2.5.2.1.2 Connexion de modèles volumiques
2.5.2.2 Assemblage à quatre boulons préchargés en configuration double recouvrement
2.5.2.2.1 Test de cisaillement d’un assemblage préchargé de manière identique à 4 connecteurs
2.5.2.2.1.1 Maillage plaque
2.5.2.2.1.2 Connexion de modèles volumiques
2.5.2.2.2 Test de cisaillement d’un assemblage préchargé
à 4 connecteurs à précharges différentes
2.5.2.2.2.1 Connexion de modèles plaques
2.5.2.2.2.2 Connexion de modèles volumiques
2.6 Bilan
Chapitre 3 Méthodologie d’identification du modèle de connecteur et application
3.1 Procédure d’identification
3.1.1 Modèle générique de bride
3.1.1.1 Recommandations sur les maillages
3.1.1.2 Définition des quantités d’intérêt pour le post-traitement .
3.1.2 Détermination analytique du comportement normal
3.1.3 Détermination numérique du comportement tangentiel
3.1.3.1 Identification de cT
3.1.3.2 Identification de la fonction seuil fs(tT , pN, gv )
3.2 Application à la bride représentative du cas test 1
3.2.1 Présentation du modèle 3D
3.2.2 Identification pour le cas test 1
3.2.2.1 Raideur normale cN
3.2.2.2 Raideur tangentielle cT
3.2.2.3 Paramètre d’écrouissage H et coefficient de frottement μ 132
3.2.3 Comparaison de la réponse 3D/connecteur
3.2.4 Validation du comportement
3.2.4.1 Test d’une précharge différente de celle de l’identification 133
3.2.4.2 Test d’un coefficient de frottement différent de celui de l’identification
3.3 Bilan
Chapitre 4 Validation sur des cas industriels
4.1 Simulation d’un essai simple recouvrement à 4 boulons
4.1.1 Présentation de l’essai
4.1.2 Précharge identique de 10000N
4.1.2.1 Comparaison des courbes de réponse
4.1.2.2 Comparaison des cartes de réponse
4.1.3 Précharges différentes pour chaque entité
4.1.4 Gain en temps homme / calcul
4.2 Cas test d’ouverture d’une bride du cas test 1
4.2.1 Description du cas test
4.2.2 Comparaison de l’ouverture de bride
4.2.3 Gain en temps homme / calcul
4.3 Bilan
Télécharger le rapport complet
