Application sur pièce réelle

L’ensemble des travaux est effectué sur des éprouvettes plates et tubulaires dans le but d’évaluer des critères de fatigue pour application sur pièce réelle. Cependant, le passage des résultats du cas des éprouvettes à des pièces réelles exige une certaine prudence car de nom-breux facteurs influençant la tenue en fatigue entrent en jeu.

Les éprouvettes comportent un champ de contrainte assez homogène avec des surélévations de contraintes locales très faibles (Kt≤1,2). Cependant, on observe des facteurs de suréléva-tion de contrainte très importants sur pièce de l’ordre de Kt=2,5 et plus. Ainsi, l’effet d’entaille influence la tenue en fatigue. Toutefois, en présence de fortes surcontraintes, la te-nue de fatigue est augmentée par rapport à celle correspondant à la contrainte locale

maxima-Critère de fatigue

le. Aussi, en négligeant cet effet, les résultats seront sur le coté conservatif. Néanmoins, l’emploi des outils de rabattement de tenue de fatigue peut permettre d’alléger la structure davantage [Son08].

La microstructure de nos éprouvettes est constituée de plis UD en première approximation. En outre, l’état d’orientation de fibres varie peu dans la section utile voire dans l’éprouvette en-tière. En plus, l’endroit le plus sévèrement sollicité est connu grâce aux observations de ruptu-res. Tous ces aspects nous ont permis de simuler le champ de contrainte au point chaud par un modèle orthotrope. Ce modèle est validé vis-à-vis des résultats expérimentaux et constitue une approche simple est efficace à la fois pour le calcul de structure des éprouvettes.

La microstructure sur pièce réelle est cependant plus complexe. Des coupes polies ont révélé que la microstructure n’est pas toujours celle d’un pli UD mais on observe également des en-droits orientés aléatoirement. De plus, la microstructure peut varier d’un point à l’autre. C’est pour ces raisons que l’approche utilisée pour nos éprouvettes ne peut pas être appliquée à une pièce. Cela ne met pas en cause les résultats obtenus dans la thèse mais il faut simplement prévoir un calcul de contraintes différent. Enfin, l’endroit de rupture n’est pas préalablement connu et ainsi le calcul devrait être effectué au mieux sur tous les éléments de la structure de manière automatisée. Dans la suite, ces aspects seront davantage détaillés.

Nous nous rappelons qu’un des nos objectifs était de proposer un critère qui est intégrable dans les outils de calculs utilisés au bureau d’études chez Renault. Ainsi, nous allons tenter de proposer une telle démarche qui serait donc capable de calculer le champ de contrainte de pièces réelles afin que nous puissions appliquer les critères proposés.

Il s’agit donc de remplacer le deuxième bloc de notre méthodologie de calcul pour les critères de rupture, Figure 6-37. Ce bloc calculait le tenseur de contrainte et de déformation au point chaud à l’aide du modèle orthotrope dans cette thèse. Il est remplacé par le bloc « Homogé-néisation » qui calcule le champ de contrainte en tout point, détaillé sur la Figure 6-38.

Figure 6-37 : Méthodologie de calcul pour les critères de rupture sur pièce réelle.

Une simulation d’écoulement est effectuée et les tenseurs d’orientation de fibres sont ainsi déterminés à l’aide du logiciel Moldflow. La pièce est maillée en éléments surfaciques tetra-hédriques, seul maillage accepté par Moldflow midplane. Ensuite, le logiciel Digimat permet

Critère de fatigue

de transformer les tenseurs d’orientations d’un maillage à un autre. En fait, dans les bureaux d’études, les éléments quadrangulaires sont favorisés pour leur bon comportement vis-à-vis de la raideur. En plus, des zones peu sollicitées peuvent être maillées de façon moins dense. Di-gimat effectue ensuite une homogénéisation par la méthode de Mori Tanaka et transfère les tenseurs de rigidité à Abaqus qui effectue le calcul de structure.

Figure 6-38 : Chaîne de calcul simulation d’écoulement, homogénéisation, calcul MEF. Ainsi, l’ensemble de critères peut être appliqué sur pièce réelle. Afin d’estimer la pertinence de cette approche, l’outil Mori Tanaka rédigé pendant la thèse est utilisé pour la simulation du comportement dans la section utile de nos éprouvettes. Le calcul d’homogénéisation est effec-tué comme suit : Le comportement est homogénéisé selon Mori et Tanaka pour une orienta-tion unidirecorienta-tionnelle selon Annexe B1 [Mor73]. Ensuite, le tenseur d’orientaorienta-tion d’ordre 4 est approximé à partir du tenseur d’orientation d’ordre 2 fourni par une simulation Moldflow en utilisant l’approximation hybride d’Advani et Tucker, Annexe A [Adv90]. Le tenseur de rigidité est moyenné sur le tenseur d’orientation selon Advani et Tucker, Annexe B2 [Adv87]. Enfin, les paramètres retenus pour la simulation sont documentés en Annexe B4.

Le comportement de nos essais statiques sur éprouvettes plates est reproduit à cinq pour cents près. L’erreur est ainsi du même ordre que celui de notre modèle orthotrope. Un calcul du champ de contrainte par cette approche devrait donc s’aligner avec nos résultats de thèse. Enfin, le logiciel Digimat calcule également les contraintes moyennées dans les fibres et dans la matrice. Une routine python en post traitement permettrait donc d’utiliser le critère micros-copique en exploitant directement les contraintes moyennées en sortie du calcul Digimat. L’ensemble des critères étudiés exige des calculs très légers ce qui permettrait d’effectuer l’évaluation de la durée de vie sur l’ensemble des points d’intégration. Ainsi, le point le plus sollicité peut être identifié. Vu qu’une pièce réelle présente un champ de contrainte très hété-rogène avec des pics de contrainte locaux, le point le plus sollicité pourrait éventuellement être identifié à partir des contraintes macroscopiques.

Conclusions et perspectives