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Calcul des inserts de structures sandwichs : état de l'art et perspectives

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Academic year: 2021

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HAL Id: hal-02177040

https://hal.archives-ouvertes.fr/hal-02177040

Submitted on 8 Jul 2019

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Calcul des inserts de structures sandwichs : état de l’art et perspectives

Bruno Castanié, Juan de Dios Rodriguez-Ramirez, Christophe Bouvet, Jean-Paul Giavarini

To cite this version:

Bruno Castanié, Juan de Dios Rodriguez-Ramirez, Christophe Bouvet, Jean-Paul Giavarini. Calcul des inserts de structures sandwichs : état de l’art et perspectives. SUPMECA Assemblages mécaniques - Evolutions récentes et perspectives 2015, Jul 2015, Saint-Ouen, France. �hal-02177040�

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Méthodes de dimensionnement analytiques et linéaires :

Couramment des approches analytiques sont utilisés pour dimensionner les insert à l’arrachement

Analyse non linéaire :

Ces études sont basées sur une identification fine des phénoménologies d’endommagements ainsi que du scénario de rupture. Pour renseigner le modèle 3D éléments finis proposé, une caractérisation non linéaire des divers composants est nécessaire : cisaillement de l’âme en nida Nomex, écrasement du potting et poinçonnement de la peau.

Calcul des inserts de structures sandwichs :

état de l'art et perspectives.

Bruno Castanié

1,a

, Juan de Dios Rodríguez Ramírez

1,a

, Christophe Bouvet

1,b

, Jean-paul Giavarini

2

2

Sogeclair Aerospace, 7, avenue Albert Durand,

BP 20069

31703 BLAGNAC Cedex,

Jean-Paul.Giavarini@sogeclairaerospace.com

Contexte :

Afin de pouvoir jonctionner les structures sandwich, il est nécessaire de faire un renfort local appelé insert. Les méthodes de

dimensionnement de ces inserts sont basées essentiellement sur des formules de type résistance des matériaux (RDM). Cependant les approches

analytiques sont très discutables, ce qui produit de larges surdimensionnements car la réalité de l’endommagement est beaucoup plus complexe.

1

Université de Toulouse; INSA, UPS, Mines Albi, ISAE; ICA (Institut Clément Ader)

FRE CNRS 3687,

a INSA, 135 Avenue de Rangueil, 31077

Toulouse, France.

bruno.castanie@insa-toulouse.fr

b, ISAE, 10, avenue Edouard Belin, F-31055

Toulouse, France.

christophe.bouvet@isae.fr

Modélisation de la loi de dégradation de l’âme.

Courbe expérimentale Courbe des simulations

linéaires Comportement non linéaire de l’âme

Effort

Déflection

Modélisation de la dégradation de la tenue mécanique des peaux.

Cassement de la matrice

Cassement des fibres

Approche direct en cisaillement :

• L’insert est considéré comme un cylindre rigide qui traverse tout le panneau (âme et peaux). • L’épaisseur et rigidité des peaux est négligé.

• La contrainte maximal est localisée à l’interface insert/âme

• La faille commence lors que la contrainte maximal au cisaillement de l’âme est atteint.

h

P

2R

Approche direct en cisaillement modifié (Military Hanbook 23A) :

• L’insert est considéré comme un cylindre rigide qui traverse tout le panneau (âme et peaux). • Les contraintes de cisaillement varies selon la distance mesuré depuis l’interface insert/âme. • La contrainte maximale n’est pas localisée à l’interface insert/âme, mais près de l’interface • La faille commence lors que la contrainte maximal au cisaillement de l’âme est atteint.

MIL-HDBK-23A 19 June 1974 h 2a 2b

E

1,

t

1,

λ

1

E

1,

t

1,

λ

1

P

Concentration de contraintes

G

c

C

:

P

:

Cas

Cas

Cas

Cas

Dimensionnement à l’aide de l’ESA Design Handbook :

• L’analyse est limité que à l’utilisation inserts métalliques (fasteners).

• Les dimensions du potting sont standards selon la taille du fastener (l’hauteur et rayon). • Les valeurs moyennes et minimales de l’effort maximal d’arrachement sont donnés :

• Les valeurs moyennes sont calculés utilisant les valeurs moyennes des propriétés des peaux et des dimensions des inserts.

• Les valeurs minimales sont calculés en utilisant les valeurs minimales des propriétés des matériaux et des dimensions des insert

• Les principaux variables qui modifient l’effort d’arrachement sont l’hauteur de l’âme et l’épaisseur des peaux.

Cas C :

L’hauteur de l’âme est beaucoup plus grande à celle du potting, la faille est à cause des contraintes de cisaillement dans l’âme mais aussi de traction sous le potting.

P

s

P

F

P

N

P

Ccrit

Cas D :

Condition de cas C mais le matériau de l’âme est de haut densité, la faille est à cause de la contrainte de cisaillement dans l’âme et de la rupture du potting.

𝑃𝐷𝑐𝑟𝑖𝑡 = 2𝑃𝑁𝑅𝑐𝑟𝑖𝑡 1 − 𝜓 1 − 2𝜓 1 − 𝜓 1 − 2𝜓 − 𝐶𝐾𝑚𝑎𝑥𝑏𝑐𝑟𝜏 𝑚𝑎𝑥ℎ𝑖 𝑃𝑁𝑅𝑐𝑟𝑖𝑡 = 𝜋𝑏𝑅2𝜎𝑅𝑐𝑟𝑖𝑡 𝜓 = 𝑐 − ℎ𝑖 𝑐 Cas A et B :

L’hauteur de l’âme et du potting sont similaires, la faille est à cause de la contrainte de cisaillement dans l’âme

Modélisation de la loi du comportement du potting.

Comportement A Comportement B

Simulation non linéaire Simulation linéaire Test réel

Modèle global

non linéaire.

Symétrie Collement du maillage Maillage raffiné Contact Déplacement forcé. Cas: chargé par le vis

Appui simple Rondelle Contact écrou Âme: 5500 N Âme: 3000 N Potting: 7500 N Potting: 12600 N Peau: 13600 N Peau: 10600 N

Cas: chargé par la rondelle

Perspectives :

La première étape sera de raffiner encore les modèles non linéaires de

sorte à prendre en compte de manière exhaustive les modes de rupture pour les principales

technologies d’inserts. La deuxième étape sera de définir à l’aide de ces modèles raffinés

des « Failure Mode Maps ».

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