Ce chapitre a présenté l’étude expérimentale de petites structures appelées bancs de caractérisations. Ces systèmes élémentaires ont permis quelques ana-lyses paramétriques.
Nous avons confirmé que le rôle du phénomène de glissement partiel est pré-pondérant dans le comportement dissipatif des assemblages. Cette affirmation a été prouvée en comparant le comportement dynamique d’un assemblage à une structure monolithique de même géométrie.
Le rôle de la force de serrage est clairement identifié. Notons que la force limite qui permet d’initier de glissement est, selon le modèle de Coulomb, le produit du coefficient de glissement et de la force normale (la force de serrage). Autrement dit, le rôle du coefficient de glissement6 sur la dynamique est certainement comparable à celui du serrage. L’utilisation de procédé de traitement de surface est donc de nature à améliorer (ou à détériorer) le comportement dynamique d’une structure assemblée.
L’influence des défauts d’ordres 1 et 2 n’a pas pu être démontré.
L’hypothèse de faible non-linéarité est validée par la faible présence d’harmo-nique des réponses mesurées, par l’assouplissement modéré, ainsi que par la faible dépendance de la déformée modale à l’amplitude.
Les essais de répétabilité semblent indiquer une adaptation des assemblages aux conditions initiales.
6. Rappelons qu’on utilise cette définition moyenne permettant de simplifier le compor-tement réel des interfaces dont la force est déterminée par les défauts de surface.
Bibliographie du chapitre 5 : Essais de
ca-ractérisation
[Cai09] A. Caignot. Prédiction par essais virtuels de l’amortissement dans
les structures spatiales. PhD thesis, Ecole normale supérieure de
Cachan, 2009.
[Pey12] N. Peyret. Dissipation de l’énergie mécanique dans les assemblages :
effet du frottement en sollicitation dynamique. PhD thesis,
Univer-sité Paris-Est, October 2012.
[SGC00] D.O. Smallwood, D.L. Gregory, and R.G. Coleman. Damping in-vestigations of a simplified frictional shear joint. Technical report, Sandia National Labs., Albuquerque, NM (US) ; Sandia National Labs., Livermore, CA (US), 2000.
Réduction des assemblages
sur l’espace des sollicitations
principales
Sommaire
6.1 Préambule . . . 150 6.2 Introduction . . . 152 6.3 Reduced order formulation . . . 153 6.4 Identification of the joint rheology . . . 155 6.4.1 The test bench structure . . . 155 6.4.2 The joint mode basis . . . 156 6.4.3 Reduction on macro-models . . . 157 6.4.4 Identification of the macro-models . . . 158 6.4.5 Alteration of the mode shape . . . 159 6.4.6 Inclusion of the macro-models in the whole model . 160 6.5 Example: clamped-free jointed beams . . . 161 6.5.1 The whole structure . . . 161 6.5.2 Identification of the bolted-joint . . . 162 6.6 Results and discussion . . . 167 6.6.1 ROMs versus FULL order model . . . 167 6.6.2 Validity of the PJSB . . . 171 6.7 Conclusion . . . 173 Bibliographie du chapitre 6 . . . 174 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 −0.4 −0.2 0 0.2 0.4 0.6 lenght [m] amplitude Rigid body v1 Rigid body v2 Bending mode v3 Bending mode v4 Résumé
Ce chapitre présente un principe de synthèse de modèle basé sur l’utilisa-tion d’une base locale. Les éléments de cette base appelés sollicitations principales sont associés à des rhéo-logies de Iwan.
6.1 Préambule
Dans le chapitre 3, la liaison est définie comme un sous-domaine légèrement étendu autour des zones de contact entre deux pièces d’assemblages. La liaison est vue comme un composant dont le comportement peut être étudié en lui ap-pliquant différents cas de charges. L’étude de bancs d’essais de caractérisation a permis d’observer le comportement des liaisons lorsqu’elles sont soumises à différentes sollicitations-types (traction, flexion, torsion, etc.). Si les mouve-ments d’une structure sont décomposés sur l’espace des modes propres, alors ces modes peuvent être vus comme autant de cas de charge appliqués à une liaison donnée.
Prenons pour exemple le cas d’une grande structure qui possède M modes dans la gamme de fréquence d’intérêt. Cette structure est assemblée par L liaisons. Si on cherche à fournir un modèle à priori de la structure en proje-tant la dynamique sur l’espace des modes, alors le nombre de cas de charge à considérer est au moins de L * M. Ce nombre ne tient pas compte des cou-plages modaux. En pratique, il n’est possible de construire le modèle d’une grande structure assemblée qu’au travers d’une analyse modale expérimentale
à postériori.
Le domaine d’une liaison ne représente qu’une très faible portion de celui de la structure entière. Ainsi, les modes d’une grande structure peuvent être localement colinéaires à l’échèle d’une liaison d’assemblage. Les modes sont donc susceptibles de solliciter une même liaison de manière iden-tique. Deux modes localement colinéaires sont donc couplés.
Par ailleurs, puisque les modes sont localement colinéaires, il existe une base de dimension N inférieure à celle de la base des modes propres et suffisante pour engendrer l’ensemble des mouvements de la liai-son. Ce chapitre est basé sur cette assertion. Nous proposons de projeter le déplacement d’une liaison sur ce sous-espace local de faible dimension. La base de ces sollicitations élémentaires permet de coupler les modes, ce qui est légitimement attendu. Si on suppose que les L liaisons ont la même géométrie, le nombre de cas de charge à considérer est réduit à N : Le calcul des éléments de la base principale est basé sur le principe de décomposition en valeurs sin-gulières. Considérons, sous hypothèse de faible non-linéarité, la matrice des modes propres de la structure complète :
Modes propres DDLs ... ... ... φ11 φ12 . . . φ1M ... ... ... φ21 φ22 . . . φ2M ... ... ... φL 1 φL 2 . . . φL M ... ... ... (6.1)
On regroupe ensuite les déformées modales de chacune des liaisons dans la matrice A, dont le nombre de lignes est le nombre de degré de liberté géo-métrique des liaisons (commun pour toutes) et le nombre de colonnes est L * M.
A =hφ11. . . φ1M, φ21. . . φ2M. . . φL1 . . . φLMi (6.2) Les N premières valeurs propres de la matrice AAT sont les sollicitations principales. Notons qu’il est nécessaire de retirer les mouvements de corps rigide de cet espace au préalable. Ce point est explicité dans le chapitre. Il faut aussi souligner que les modèles en fréquences et amortissements équivalents ne permettent de rendre compte que du cas d’une exci-tation mono-harmonique. C’est pourquoi il est nécessaire d’utiliser le mo-dèle de Iwan pour traiter le cas général. Les N mouvements généralisés sont donc associés à N oscillateurs de Iwan. Le modèle est ensuite recalé sur un banc d’essais expérimental ne comportant que la liaison, à partir des courbes de fréquence et d’amortissement équivalent. Ce dernier point est abordé dans ce chapitre et approfondi dans le chapitre 6.
Ce travail est paru en mars 2014 dans la revue Journal of Sound and
Vibra-tion sous le titre "Nonlinear Model Order ReducVibra-tion of Jointed Structures for Dynamic Analysis" et possède un DOI http://dx.doi.org/10.1016/j.jsv.
2013.11.039, [FCD14]. La forme du manuscrit a été conservée, c’est la raison pour laquelle ce chapitre est rédigé en anglais.
6.2 Introduction
Reduced Order Models (ROM) are generally built in order to make simulation processes faster. These methods are very useful as a part of an optimization process using a high fidelity Finite Element (FE) model parametrized by de-sign variables or as a part of the acceleration process for simulations with a high number of Degrees of Freedoms (DoFs). For an optimization, it is in-teresting to build a reduced parametric model of a small size, while for an acceleration process, design parameters are useless but accuracy is the main goal. We focus on the framework of optimization even if this paper refers to the modelling step only.
Numerous methods are available to achieve this goal. We can classify the model reduction methods into two groups : the first one aims to provide a basis, spanning a subspace which belongs to the space of solutions, to link the variables of the full order models to a smaller number of variables. Such me-thods are often called Ritz meme-thods or "kinematic meme-thods" (KM). The second group aims to identify a macro-model able to provide accurate results for se-lected Dofs of the full order models. We will call these methods "identification methods". Sometimes, in an optimization framework, both methods are used : the first one to reduce the number of variables and the second one to build a ROM which is parametric, see for example Filomeno et al. [FCBKL08]. To reduce the complex systems constituted with several components, it is rather commonplace to reduce each component with KM and to make the synthesis of the system, see for example Craig [BC68] or Guyan [Guy65]. The way to build the Ritz basis has been widely discussed in the previous work and we can consider two methods : modal approaches and optimal approaches based on proper orthogonal decomposition, see for example Balmès [Bal96].
Non-linear problems involve specific model order reduction techniques, see for example Kerschen et al. [KPGV09]. In this paper, we focus on localized non-linearities. For such kind of problems, there are dedicated methods such as the one developed by Amsallem et al. [AZF12]. In this paper, we are specifically interested in jointed structures which have non-linearities localized at the joints. These joints cause energy dissipation due to micro-slip in contact and softening effects that play an important role in the dynamic behavior of the global structure, see [PDCA10], [GN01].
Our purpose is to improve the methods developed by Quinn [Qui12] and Se-galman [Seg10] by giving an hybrid ROM formulation which is based on both experimental and numerical identification. Since the actual physics taking place at the joint interfaces is very complex [WO08], high fidelity FE models of joints are generally hardly predictive. The low frequency dynamic of the local domain of a joint is proposed to be approximated in a low-dimensional subspace generated by macro-models (also called gray boxes or low-order mo-dels) which are experimentally identified. This local basis couples together the global modes of the structure which is an important feature of non-linear structures. The linear part of the structure is assumed to be well described by FE model.
Governing equations and principles are detailed in the two first sections. Then the ROM formulation is investigated on a jointed structure. Results are pre-sented and compared to the full order models and assumptions are discussed in the last section.