Vérification d’un assemblage sur le platelage en aluminium

3.4.3.1. Conception du chasse-roue

Les dimensions du chasse-roue n’ont pas été mentionnées lors du chapitre précédent, puisque celui- ci n’avait aucune incidence sur les résultats statiques. Or, il occupe un rôle important dans le comportement dynamique en raison de son interaction avec les roues du véhicule. Les essais de collision numériques permettent, par ailleurs, de vérifier le comportement structural du chasse-roue. Celui-ci est composé d’une plaque d’acier pliée de 13 mm d’épaisseur. Afin d’empêcher des déformations trop importantes de survenir sur les connecteurs de l’extrusion sacrificielle, la cornière doit être plus rigide que le chasse-roue. En appliquant le principe du dimensionnement à la capacité, la plaque d’acier peut ainsi se déformer excessivement sans compromettre l’intégrité des connecteurs. Une cornière L102x64x13 est donc nécessaire. Comme ce type de cornière n’est pas disponible sur le marché, il suffit de couper l’aile verticale d’une cornière L102x102x13. L’aile verticale doit être réduite afin de représenter le plus fidèlement possible la forme du détail original du chasse-roue de béton.

3.4.3.2. Stratégies de modélisation

Pour la modélisation de l’essai de collision numérique de la glissière MTQ 210a assemblée sur le platelage en aluminium, les mêmes conditions que l’essai du modèle de référence sont, une fois de plus, reproduites. La figure 3-9 montre une vue d’ensemble du modèle. La glissière est également

modélisée sur une longueur de 24 m. Cependant, afin de diminuer le temps de calcul, seule une portion de 12 m du platelage est modélisée. De plus, tout comme pour le modèle de référence, les deux impacts importants surviennent à l’intérieur des 12 premiers mètres. Ces impacts sont la collision de la cabine suivie par la boîte du camion.

Figure 3-9. Modélisation de la glissière MTQ 210a assemblée sur un platelage en aluminium dans l’environnement LS-DYNA

Pour le platelage, les mêmes conditions aux limites que ceux décrits à la section 2.5.4 sont appliquées. Pour l’extension de 12 m de la glissière, des simplifications sont réalisées. Comme aucune connexion boulonnée ainsi qu’aucune extrusion sacrificielle n’est présente, les nœuds des extrémités du chasse- roue ainsi que ceux de la face inférieure des poteaux de la glissière sont encastrés, tels que représentés par des traits rouges sur la figure 3-10. Par ailleurs, comme la partie extérieure du chasse-roue n’apporte aucune contribution à la résistance structurale, celle-ci n’est pas modélisée.

3.4.3.3. Résultats des procédures V&V

Même si, contrairement à la section précédente, l’objectif ici est de faire la vérification du comportement des ancrages du dispositif de retenue lorsqu’il est assemblé sur un platelage en aluminium, les mêmes étapes des procédures V&V sont réalisées pour cet essai de collision numérique. Cependant, pour les comparaisons des résultats, celles-ci sont réalisées à l’aide du modèle de référence validé précédemment. Les résultats détaillés de cette section se retrouvent à l’Annexe G.

Vérification du modèle

L’énergie totale du modèle demeure stable alors qu’une variation maximale de 3,84 % provient au cours de la simulation. De plus, le pas de temps déterminé est également adéquat pour cette simulation, alors que l’augmentation maximale de la masse atteint une valeur de 0,67 %. Cette augmentation a majoritairement eu lieu dans la pièce formée des extrusions principales du platelage. Cette pièce a subi une augmentation de 4,57 % de sa masse initiale, alors que la limite permise est de 10 %. En outre, comme ces pièces ne sont pas en mouvement, cette masse additionnelle n’engendre pas de modification significative dans l’inertie du modèle. Les pièces en mouvement ont une fois de plus subi une augmentation de masse pratiquement nulle.

Comparaison des données temporelles

Une comparaison des données temporelles est effectuée afin de démontrer que le comportement du camion est semblable au modèle de référence. La figure 3-11 montre une comparaison de ces deux essais de collision numériques, prise 0,17 seconde suivant le début de la collision du camion non articulé sur le dispositif de retenue.

a) b)

Figure 3-11. Comparaison à 0,17 s entre a) le modèle de référence et b) l’assemblage sur le platelage en aluminium

Les résultats du calcul des indicateurs de Sprague-Geers et de l’ANOVA sont présentés au tableau 3-4. Il s’agit d’une analyse en multi signal (multi-channel option) puisque les données de l’accélération en X ainsi que la vitesse de tangage ne respectent pas les critères minimaux. Il est important de rappeler que les directions de calcul sont définies par rapport au centre de gravité du véhicule, telles qu’indiquées à la figure 1-9. Les signaux sont filtrés avec un filtre SAE classe 60.

Tableau 3-4. Résultats des critères de la comparaison des données temporelles - Assemblage sur platelage en aluminium

Critères Résultats

Sprague-Gueers Magnitude < 40 13.9

Phase < 40 18.4

ANOVA Résidu moyen < 5 % -1,6

Écart-type < 35 % 22,2

En raison du respect de tous les critères, il est possible d’affirmer qu’en se basant sur l’analyse quantitative des données temporelles, le comportement du camion n’est pas affecté par la modification des ancrages du dispositif de retenue.

PIRT

Les critères du PIRT sont comparés au tableau 3-5 pour les deux simulations numériques. Il est possible de constater que les valeurs sont semblables à l’exception de la déflexion maximale, qui est 33 % plus élevée dans le cas du platelage en aluminium. Deux raisons peuvent expliquer cet écart; la première est l’ajout de l’extrusion sacrificielle. L’augmentation de la déflexion est un indicateur de la redistribution des efforts entre les poteaux, qui a lieu avec la présence de plastification aux ancrages. De plus, cette augmentation est également due à la présence du platelage en porte-à-faux qui, par sa flexibilité, amène de plus grandes rotations à l’assemblage du poteau. Cette différence est inévitable lorsqu’on compare cette situation à celle où le poteau est ancré dans un chasse-roue de béton rigide. Afin de bien isoler l’effet de la modification des ancrages sur la déflexion maximale en régime dynamique, des essais de collision numériques peuvent être réalisés en supprimant l’effet de la flexibilité du platelage. Pour ce faire, les deux extrémités transversales du platelage pourraient, par exemple, être encastrées. Cependant, comme la simulation réalisée est plus représentative de la réalité et que la différence entre les déflexions respecte les tolérances permises par les procédures V&V, aucune simulation supplémentaire n’est nécessaire. Puisque tous les critères du PIRT sont respectés, il est possible d’affirmer que la collision demeure sécuritaire lorsque le dispositif de retenue est assemblé sur un platelage en aluminium.

Tableau 3-5. Résumé des comparaisons du PIRT - Assemblage sur platelage en aluminium

Critères Modèle de référence Assemblage

sur platelage

Longueur du contact camion-dispositif 3,9 m 3,9 m

Déflexion dynamique maximale du dispositif 30,5 mm 40,6 mm

Roulis maximal du camion 11,1 ° 11,0 °

Tangage maximal du camion 4,7 ° 3,1 °

Lacet maximal du camion 14,8 ° 16,0 °

Angle de sortie du camion 0,3 ° 0,1 °

Vitesse de sortie du camion 74,7 km/h 73,6 km/h

3.4.3.4. Résultats de l’analyse structurale

Afin d’étudier les contraintes et déformations, les résultats de l’analyse effectuée à l’aide de LS- DYNA sont amenés dans l’outil de post-processeur de NX Nastran. Le platelage ainsi que les composants de l’assemblage sont sollicités à leur maximum à 0,31 seconde. Ce moment correspond à l’impact de la boîte du camion sur le dispositif de retenue. La distribution de la contrainte de von Mises sous le poteau le plus sollicité est montrée à la figure 3-12.

Figure 3-12. Distribution de la contrainte von Mises sur le platelage sous le 10e _{poteau au temps 0,31 s -}

Tout comme évalué lors des analyses statiques pour un niveau d’essai TL-4, le platelage ne subit aucune déformation permanente sous l’impact du camion non articulé. Bien que le niveau de contrainte soit sensiblement le même que pour les résultats statiques, une différence est observable dans la répartition des efforts. Certaines raisons peuvent expliquer cette différence. Tout d’abord, les éléments à interpolation linéaire offrent une moins grande précision que les éléments à interpolation quadratique. De plus, ceux-ci sont maillés plus grossièrement que lors des analyses statiques, en raison des plus grandes dimensions du domaine d’étude des analyses dynamiques. Le camion non articulé ajoute également un nombre important d’éléments au modèle. D’autre part, l’utilisation d’éléments 1D pour les boulons en remplacement des éléments 3D, ainsi que l’ajout de précontrainte sur ceux-ci, viennent modifier la façon dont les efforts sont transmis de l’extrusion sacrificielle jusqu’au platelage. Le glissement entre l’extrusion sacrificielle et le platelage est, par ailleurs, évité par l’ajout de précontrainte. Cela fait en sorte que la totalité des efforts sont transmis au platelage avant l’atteinte de la capacité de la pièce sacrificielle. Cette action ajoute tout de même un caractère sécuritaire à la simulation.

Les déformations plastiques équivalentes présentent à la fin de la simulation, sur l’extrusion sacrificielle du poteau le plus sollicité, sont présentées sur la figure 3-13. La présence de plastification sur la paroi tendue et fléchie est plus marquée en chargement dynamique. Néanmoins, la déformation plastique maximale demeure semblable à celle déterminée lors du chargement statique.

Figure 3-13. Distribution de la déformation plastique équivalente sur l’extrusion sacrificielle du 10e

La distribution des contraintes sur le chasse-roue d’acier est montrée à la figure 3-14. La sollicitation maximale du chasse-roue se produit également à 0,31 s et à l’endroit du 10e _{poteau. L’échelle de}

graduation est fixée à un maximum de 315 MPa, ce qui représente la résistance élastique 𝑓𝑦 de 350

MPa multipliée par le coefficient de tenue 𝜑𝑠 de 0,9 de la norme CAN/CSA S6-14 pour l’acier. En

a), le niveau de contrainte demeure largement inférieur à la limite admissible. Les déformations sont amplifiées en b), afin de bien observer la contribution nulle du chasse-roue à la rigidité en rotation de l’assemblage. La cornière demeure également faiblement sollicitée et protège convenablement les éléments de la connexion mécanique.

a) b)

Figure 3-14. Distribution de la contrainte von Mises sur le chasse-roue où les déformations sont a) désactivées et b) amplifiées par un facteur 5