Modèle viscoélastique-viscoplastique couplé avec endommagement non-local pour polymères semi-cristallins

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Modèle viscoélastique-viscoplastique couplé avec endommagement non-local pour polymères

semi-cristallins

Romain Balieu, Franck Lauro, Bruno Bennani, Tsukatada Matsumoto, Ernesto Mottola

To cite this version:

Romain Balieu, Franck Lauro, Bruno Bennani, Tsukatada Matsumoto, Ernesto Mottola. Modèle viscoélastique-viscoplastique couplé avec endommagement non-local pour polymères semi-cristallins.

11e colloque national en calcul des structures, CSMA, May 2013, Giens, France. �hal-01717085�

CSMA 2013

11e Colloque National en Calcul des Structures 13-17 Mai 2013

Modèle viscoélastique-viscoplastique couplé avec endommagement non-local pour polymères semi-cristallins.

Romain BALIEU

^1∗

, Franck LAURO

¹

, Bruno BENNANI

¹

, Tsukatada MATSUMOTO

²

, Ernesto MOTTOLA

²

1LAMIH, Université de Valenciennes et du Hainaut-Cambrésis, UMR 8201

2TOYOTA MOTOR EUROPE, Bruxelles

∗Auteur correspondent: romain.balieu@univ-valenciennes.fr

Résumé — Les polymères semi-cristallins sont très utilisés dans de nombreux secteurs industriels et leurs comportements complexes requièrent des modèles numériques précis pour la simulation éléments finis. Dans ce travail, un modèle de comportement non-associatif viscoélastique-viscoplastique couplé a un modèle d’endommagement non-local est implémenté dans un code éléments finis commercial afin de modéliser le comportement d’un polypropylène chargé de talcs.

1 Introduction

Différents modèles constitutifs ont été proposés dans la littérature afin de modéliser le comportement complexe des polymères. Ces modèles peuvent être rangés en deux catégories : les modèles physiques où la micro-structure du matériau est prise en compte pour décrire le comportement macroscopique [1]

et les modèles phénoménologiques où les discontinuités du matériau, à l’échelle micro-structurale, sont homogénéisées dans un volume élémentaire représentatif. En suivant cette approche, des modèles de comportement élasto-viscoplastiques basés sur le concept de « overstress »(VBO) [2] utilisant la théorie des variables d’états unifiées ont été étendus pour la modélisation des matériaux polymères [3]. L’addi- tion de charges minérales dans la matrice semi-cristalline accentue le phénomène de cavitation dû à la décohésion de l’interface matrice-particule dans ces type de matériaux. Dans ce cas, la déformation vi- scoplastique du matériau est accompagnée du processus d’endommagement sous la forme de nucléation, croissance et coalescence de cavités. Différents modèles d’endommagements appliqués aux matériaux polymères ont donc été proposés afin de représenter ce phénomène [4, 5]. L’endommagement présent dans la déformation de ces types de matériaux provoque un adoucissement des contraintes conduisant au phénomène de localisation des déformations entraînant une solution numérique dépendante de la dis- crétisation de la structure. Les modèles de comportement non-locaux ont été introduits dans la littérature afin de palier à cet effet non-désirable de dépendance au maillage [6].

Dans ce travail, un modèle de comportement viscoélastique-viscoplastique couplé à un potentiel de dis- sipation non-associatif et une surface de charge non-symétrique est proposé afin de modéliser les phéno- mènes observés expérimentalement. Les équations constitutives du modèle sont inscrites dans le cadre des grandes transformations en utilisant un formalisme hypoélastique. Les propriétés intéressantes du tenseur des taux de rotation logarithmique sont utilisées dans ce modèle afin de faire le lien entre les contraintes de Cauchy énergiquement conjuguées aux déformations de Henky. Afin d’obtenir une so- lution indépendante du maillage, un modèle d’endommagement non-local est utilisé dans le modèle développé.

2 Modèle constitutif

2.1 Formulation corotationnelle du modèle viscoélastique

L’objectif principal en mécanique des milieux continus utilisant les grandes déformations est de res-

pecter l’objectivité au cours du temps. La formulation d’un modèle élastique ou viscoélastique-viscoplastique

doit satisfaire l’axiome d’objectivité qui déclare que « les équations constitutives doivent être invariantes durant un changement de repère référentiel »[7]. Afin de satisfaire cette indifférence matérielle, de nom- breux taux objectifs ont été introduits dans la littérature pour remplacer la dérivée temporelle matérielle.

Le taux objectif d’un tenseur Eulérien du second ordre a

˜ est défini par a

◦

˜

∗

= a ˙

˜ − Ω

˜

∗

a

˜ + a

˜ Ω

˜

∗

, (1)

où ˙ a

˜ est la dérivée temporelle matérielle de a

˜ et Ω

˜

∗

est le tenseur des taux de rotation, i.e., un tenseur du second ordre antisymétrique dépendent du temps qui défini un repère tournant (·)

^∗

relatif à un repère fixe. Le tenseur des taux de rotation est défini par son tenseur orthogonal propre Q

˜

∗

tel que Ω ˜

∗

= Q ˙

˜

∗^T

Q

˜

∗

= −Q

˜

∗^T

Q ˙

˜

∗

.

¹

(2)

Dans le repère tournant (·)

^∗

, un tenseur Eulérien du second ordre a

˜ devient a

˜

∗

= Q

˜

∗

a

˜ Q

˜

∗^T

, le retour au repère spatial du tenseur a

˜ est alors réalisé par l’opération inverse, i.e., a

˜ = Q

˜

∗^T

a ˜

∗

Q

˜

∗

. La forme générale d’une relation hypoélastique est donnée par

◦

T ˜

∗

= F T

˜ ,D

˜

, (3) où T

˜ est un tenseur Eulérien de contraintes du deuxième ordre symétrique et différentiable. D

˜ est le tenseur des taux de déformation défini par

D ˜ = 1 2 L

˜ + L

˜

T

, (4)

où L

˜ est le tenseur des gradients de vitesse calculé à partir du tenseur des gradients de déformation F

˜ , i.e.,

L ˜ = F ˙

˜ F

˜

−1

. (5)

Dans le modèle constitutif, la relation directe entre le taux de déformation et le tenseur de déformation de Henky (logarithmique) proposée par Xiao et al. [8] est utilisée. Dans les travaux effectués par les précédents auteurs, il a été prouvé que le taux de déformation D

˜ est identique au taux corotationnel du tenseur de déformation de Henky

²

h

˜ en utilisant le tenseur des taux de rotation logarithmique

◦

Ω ˜

log

, i.e.,

◦

h ˜

log

= h ˙

˜ − Ω

˜

log

h

˜ + h

˜ Ω

˜

log

= D

˜ . (7)

Le tenseur des taux de rotation logarithmique est défini par Ω ˜

log

= W

˜ +

m

∑

i,j=1,i6=j

1 + (b

i

/b

j

)

1 + (b

i

/b

j

) + 2 log (b

i

/b

j

)

P ˜

ⁱ

D

˜ P

˜

^j

, (8)

où W

˜ est la partie antisymétrique du tenseur des gradients de vitesse, i.e. W

˜ =

¹₂

L

˜ − L

˜

T

, b

i

= λ

²_i

sont les valeurs propres du tenseur Eulérien des déformations de Cauchy-Green B

˜ et P

˜

ⁱ

les vecteurs propres associés aux valeurs propres λ

i

> 0 de V

˜ . De plus, la notion de mesure Lagrangienne des dé- formations énergétiquement conjuguée aux contraintes proposée par Hill [9] a été étendue aux mesures Eulériennes [8]. Il en résulte que l’unique repère tournant où les contraintes de Cauchy sont énergéti- quement conjuguées aux déformations de Henky est le repère tournant défini par le tenseur des taux de rotation logarithmique Ω

˜

log

, i.e.,

σ ˜ :

◦

h ˜

log

= σ

˜ : D

˜ . (9)

1. Le symbole(·)^Tdésigne la transposition.

2. Le tenseur des déformations de Henky est défini par h

˜= 1 2log B

˜

, (6)

oùB

˜est le tenseur Eulérien des déformations de Cauchy-Green, i.e.B

˜=F

˜

TF

˜=V

˜

2, avecV

˜le tenseur Eulérien symétrique et défini positif des taux de déformation.

Dans le modèle proposé, la décomposition additive du taux de déformation D

˜ en une partie viscoélastique D ˜

ve

et viscoplastique D

˜

vp

est assumée, i.e., D

˜ = D

˜

ve

+ D

˜

vp

. La forme générale hypoélastique du modèle de comportement proposée dans ces travaux est donc définie par

σ

◦

˜

log

= F σ

˜ ,D

˜

ve

= F σ

˜ , D

˜ − D

˜

vp

= F

σ ˜ ,

◦

h ˜

log

−

◦

h ˜

vp

_log

. (10)

L’intégration du modèle hypoélastique (Eq. (10)) dans l’intervalle de temps [0,t] peut être réalisé aisé- ment en utilisant l’intégration corotationnelle

^R_corot

d’un tenseur Eulérien du second ordre, défini par

Z

corot

A ˜ dt = Q

˜

∗^T

_{Z t}

0

Q

˜

∗

A

˜ Q

˜

∗^T

dt

Q

˜

∗

. (11)

Appliqué à un taux corotationnel a

^◦

˜

∗

possédant la condition initial a

˜ |

_t=0

= 0

˜ , Eq. (11) devient

Z

corot

◦

A ˜

∗

dt = Q

˜

∗^T

_{Z t}

0

Q ˙

˜

∗

A

˜ Q

˜

∗^T

dt

Q

˜

∗

= Q

˜

∗^T

Q

˜

∗

A

˜ Q

˜

∗^T

Q

˜

∗

= A

˜ . (12)

Dans le cas particulier de l’intégration corotationnelle logarithmique, les tenseurs des contraintes de Cauchy et des déformations viscoélastiques et viscoplastiques de Henky sont obtenus suivant

σ ˜ =

Z

corot

◦

(σ ˜ )

^log

, (13)

h ˜

ve

=

Z

corot

◦

(h ˜

ve

)

^log

dt =

Z

corot

D ˜

ve

dt, (14)

h ˜

vp

=

Z

corot

◦

(h ˜

vp

)

^log

dt =

Z

corot

D ˜

vp

dt. (15)

La forme générale du modèle de comportement proposée (Eq. (10) peut donc être écrite sous la forme suivante

σ ˜ = F σ

˜ ,h

˜

ve

= F σ

˜ ,h

˜ − h

˜

vp

. (16)

Le modèle viscoélastique linéaire de Wiechert (modèle de Maxwell généralisé) est utilisé dans le modèle constitutif afin de reproduire la sensibilité de la rigidité du matériau à la vitesse de déformation. Le tenseur des contraintes endommagées défini par le modèle viscoélastique à un temps t, i.e. σ

˜ (t), résultant d’un incrément de déformation viscoélastique à un temps ζ, i.e. h

˜

ve

(ζ), est donné par

σ ˜ (t) = (1 − D)

Z t

−∞

( L ˜ ˜

ve

∞

+

N

∑

i=1

L ˜ ˜

ve

i

exp

− t − ζ τ

i

) : dh

˜

ve

(ζ)

dζ dζ. (17)

D est la variable scalaire d’endommagement isotrope, L

˜ ˜

ve

i

et L

˜ ˜

ve

∞

sont respectivement les tenseurs de rigidité des ressorts compris dans les éléments Maxwell et le tenseur de rigidité à long terme, définis par

L ˜ ˜

ve

∞

= 2G

∞

I

˜ ˜

^d

+ K

_∞

I

˜ ⊗ I

˜ et L

˜ ˜

ve

i

= 2G

i

I

˜ ˜

^d

+ K

i

I

˜ ⊗ I

˜ , (18)

où G

_∞

, K

_∞

, G

i

et K

i

sont les modules de cisaillement et de compressibilité à long terme et instantanés, respectivement.

3 Formulation viscoplastique non-associative

La surface de charge donnée par Raghava [10] qui dépend du deuxième invariant du tenseur dévia- torique des contraintes J

₂

(S

˜ ) et du premier invariant du tenseur des contraintes I

₁

(σ

˜ ) est utilisée dans le modèle constitutif. La surface de charge est définie par

f

^vp

σ

˜ ,R, D

=

(η − 1)I

₁

(σ

˜ ) + q

(η − 1)

²

I

₁²

(σ

˜ ) + 12ηJ

₂

(S

˜ ))

2η(1 − D) − σ

t

− R(κ), (19)

où η est le ratio entre la limite élastique en compression et en traction σ

c

et σ

t

, respectivement. D est la variable d’endommagement isotrope et R représente l’écrouissage isotrope défini par

R(κ) = Q

₁

κ exp(−b

₁

κ) + Q

₂

(1 − exp(−b

₂

κ)) + b

₃

κ

³

+ b

₄

κ

²

+ b

₅

κ. (20) Q

₁

, Q

₂

, b

₁

, b

₂

, b

₃

, b

₄

et b

₅

sont des paramètres matériaux. La variable d’écrouissage κ utilisée dans Eq.

(20) est la déformation viscoplastique équivalente, i.e., κ =

r 2 3 h

˜

vp

: h

˜

vp

. (21)

La déformation viscoplastique des matériaux polymères n’est pas un phénomène isochorique. La visco- plasticité non-associative est alors utilisée dans le modèle constitutif afin de modéliser la variation de volume du matériau. Un second potentiel de dissipation F est alors introduit pour définir les règles de normalité utilisées dans le modèle. Le potentiel viscoplastique utilisé est défini par

F σ

˜ =

q 3J

2

S

˜

+ α

⁺

< p >

²

+α

⁻

< −p >

²

1 − D , (22)

où α

⁺

et α

⁻

sont des paramètres qui définissent la dilatation et la rétractation du matériau pour des sol- licitations définies par des pressions hydrostatiques positives et négatives, respectivement. < . > est le symbole de Macaulet, qui est pour un scalaire x, donné par (x + |x|) /2. Avec la formulation du poten- tiel viscoplastique proposée, la direction de flux du tenseur des vitesses de déformations peut évoluer indépendamment avec des pressions hydrostatiques positives (dilatation) et négatives (rétractation). En suivant la règle de normalité non-associative, le tenseur des vitesses de déformations viscoplastiques est donné par

h ˙

˜

vp

= ˙ λ ∂F

∂σ ˜

= λ ˙ n

˜ , (23)

où n

˜ est la direction du flux viscoplastique exprimée par n ˜ = 1

g(1 − D) 3

2 S

˜ + 1

3 α

⁺

< p > −α

⁻

< −p >

I ˜

, (24)

avec le scalaire g défini tel que g =

q 3J

₂

S

˜

+ α

⁺

< p >

²

+α

⁻

< −p >

²

. (25) En substituant Eq. (21) dans la précédente définition du tenseur des vitesses de déformations viscoplas- tiques (Eq. (23), la vitesse de déformation équivalente ˙ κ devient

κ ˙ = r 2

3 h ˙

˜

vp

: ˙ h

˜

vp

= λ ˙ r 2

3 n

˜ : n

˜ = ˙ λ g(1 − D)

r 3J

2

(S

˜ ) + 2

9 (α

⁺

< p > −α

⁻

< −p >)

²

. (26) Les matériaux polymères sont très dépendants de la vitesse de déformation. Une formulation viscoplas- tique est alors utilisée dans le modèle constitutif afin de pendre en compte la sensibilité à la vitesse de déformation sur la surface de charge. Pour inclure la viscoplasticité, une contrainte visqueuse σ

^v

est définie pour étendre la surface de charge statique f [11]. La contrainte visqueuse représente la diffé- rence entre la surface de charge statique f et dynamique f

^d

. La surface de charge dynamique est donc naturellement définie par

f

^d

=

(η − 1)I

₁

( σ ˜

˜ ) + q

(η − 1)

²

I

₁²

( σ ˜

˜ ) + 12ηJ

2

( S ˜

˜ ))

2η − σ

t

− R(κ) − σ

^v

≡ 0. (27)

Classiquement, dans la formulation d’un modèle viscoplastique, le multiplicateur viscoplastique ˙ λ est une fonction de la contrainte visqueuse σ

^v

. Dans le modèle constitutif, le multiplicateur viscoplastique est donné par

λ ˙ = η

^v

q

2

3

n

˜ : n

˜

σ

^v

σ

y

+ R(κ)

1/n

, (28)

où n et η

^vp

sont les paramètres de la sensibilité à la vitesse de déformation. En choisissant la contrainte visqueuse tel que σ

^v

=< f > et en combinant Eqs. (28) et (26), la contrainte visqueuse peut être réécrite tel que

˜

σ

^v

= (σ

y

+ R(κ)) κ ˙

η

^v

n

. (29)

Finalement en substituant Eq. (29) dans Eq. (27), la surface de charge dynamique du modèle constitutif est définie par

f

^d

=

(η − 1)I

₁

(σ

˜ ) + q

(η − 1)

²

I

₁²

(σ

˜ ) + 12ηJ

₂

(S

˜ ))

(1 − D)2η − (σ

t

+ R(κ))

1 + κ ˙ η

^v

n

≡ 0. (30) De par sa définition, la contrainte visqueuse étant positive ou nulle, le multiplicateur viscoplastique est aussi positif ou nul pour tout les états de contraintes, i.e. ˙ λ > 0. Lorsque l’état de contraintes se place dans le domaine viscoplastique, la surface de charge dynamique f

^d

étant l’unique chemin possible, i.e., f

^d

= 0, les conditions standards de chargement/déchargement de Kuhn-Tucker sont donc réspectées, i.e., f

^d

6 0, λ ˙ > 0, λ ˙ f

^d

= 0. (31)

4 Modèle d’endommagement isotrope non-locale

Au cours de la déformation des polymères semi-cristallins où des charges minérales sont introduites, le phénomène bien connu de cavitation intervient. La cavitation est due à la décohésion de l’interface matrice-particule. Dans ce cas la déformation viscoplastique du matériau est accompagnée du proces- sus d’endommagement sous la forme de nucléation, croissance et coalescence de cavités [12]. Dans le modèle constitutif, un modèle phénoménologique d’endommagement est introduit afin de représenter le phénomène de cavitation. Dans ces travaux, un endommagement isotrope, représenté par une variable scalaire D [13] est alors introduite dans les équations constitutives. La section résistante totale d’un so- lide dans sa configuration réelle (i.e. endommagée) notée S et la surface totale de toutes le fissures et cavités notée S

^D

sont définies. La surface fictive non-endommagée (i.e. effective) notée ˜ S est alors ob- tenue en supprimant toute les cavités et fissures qui caractérisent l’endommagement. Dans le cas d’un endommagement isotrope, la surface effective est alors définie par ˜ S = S − S

^D

= S(1 − D). En utilisant cette surface, la contrainte effective (i.e. non-endommagée) est alors définie par

˜ σ ˜ = σ

1 − ˜ D . (32)

Cette contrainte effective sera alors introduites dans la surface de charge pour l’implémentation du mo- dèle constitutif dans un code éléments finis. Dans le modèle proposé, l’évolution de la variable d’endom- magement est choisie tel que

D ˙ = λ ˙ g(1 − D)k

c

r 3J

2

(S

˜ ) + 2

9 (α

⁺

< p > −α

⁻

< −p >)

²

exp

− κ k

_c

= exp

− κ k

_c

q

2

3

n

˜ : n k

_c

˜

˙ λ, (33) où k

_c

est un paramètre matériau. La nucléation, croissance et coalescence de cavités induites dans la déformation des polymères semi-cristallins chargés provoquent un adoucissement des contraintes. La décroissance des contraintes pour un accroissement des déformations conduit au problème numérique bien connu de localisation des déformations dans une infime zone de la structure. La réponse numérique provenant d’une simulation éléments finis utilisant la plasticité continue classique d’un matériau pos- sédant de l’adoucissement présente une dépendance au maillage non désirée. Dans le but d’outrepasser cette limitation due à la nature du matériau, une formulation non-locale où la variable d’endommagement est définie par un pondérage spatial, est utilisé dans le modèle constitutif.

Une variable non-locale ¯ a d’un point matériel ~ x est mathématiquement définie comme un pondérage spatial des variables locales a dans tout les points matériels d’un corps B tel que

¯

a( ~ x) = 1 ψ( ~ x)

Z

B

Ψ( ~ x;~ y)a(~ y)d B ( ~ y). (34)

Ψ(~ x;~ y)a( ~ y) est une fonction de poids de type Gaussienne donnée par Ψ( ~ x;~ y)a( ~ y) = 1

c exp

− r

²

2l

²

, (35)

où le scalaire c dépend de la dimension du problème. c est définie par √

2πl pour les problèmes unidi- mensionnels, 2πl

²

pour le bidimensionnel et

q

π³

2

l

³

pour le cas tridimensionnel. La fonction de poids dépend donc uniquement de la distance r = || ~ x −~ y||. Le paramètre l détermine la taille du volume qui influe sur le calcul de la quantité non-locale. ψ( ~ x) est un facteur de normalisation défini par

ψ(~ x) =

Z

B

Ψ( ~ y;~ x)d B . (36) L’implémentation numérique d’une formulation non-locale nécessite d’avoir accès aux informations de tous les points de gauss de la structure dans le but de satisfaire les conditions de consistances du modèle constitutif à tous les points matériels en même temps. Malheureusement, les routines utilisateurs prove- nant des codes éléments finis commerciaux ne permettent pas d’avoir accès à toutes les informations de la structure en même temps. De plus, de par la nature des équations non-locales, le calcul du module tangent consistent devient très complexe. Une formulation alternative proposée par Tvergaard et al. [14]

est utilisée dans le modèle constitutif afin de surmonter ces difficultés. Les précédents auteurs ont pro- posé une version non-locale du modèle de Gurson où la variable représentant l’évolution de la fraction volumique des vides ˙ f est remplacée par K f ˙ avec K = f ˙¯ / f ˙ . Le facteur de pénalité K est donc le ratio de la quantité non-locale et locale du taux de la fraction volumique des vides calculé au pas de temps précédent. En suivant ce concept, le modèle non-local utilisé dans le modèle constitutif est défini par

D ˙ = K exp

− κ k

_c

q

2

3

n

˜ : n k

_c

˜

λ, ˙ (37)

où le facteur de pénalité K est defini tel que

K = D ˙¯

n

D ˙

n

. (38)

D ˙¯

_n

est le taux d’endommagement non-local calculé avec l’opérateur non-local (Eq. (34)) à partir des taux d’endommagements locaux environnants provenant du pas de temps précédent. Avec cette formulation, seul le scalaire K est introduit dans les équations constitutives et la résolution locale de ces équations reste inchangée.

Le modèle constitutif est implémenté en FORTRAN 90 dans une routine utilisateur pour le code élément finis implicite ABAQUS/Standard

^R

. Un schéma implicite est utilisé pour la mise à jour des contraintes et la résolutions des équations constitutives est accomplie en utilisant la méthode de la prédiction viscoélas- tique / retour viscoplastique. Afin d’implémenter la procédure non-locale aisément, une régularisation de type Lagrangienne est utilisée dans le modèle constitutif ce qui signifie, d’un point de vue numérique, que l’opérateur non-local (Eq. (34)) est calculé seulement une fois au début du calcul et n’est pas mis à jour au cours du temps. Une fois cet opérateur défini, la variable non-locale nécessaire au calcul de K est évaluée pour le point de gauss courant et le facteur de pénalité non-local est introduit pour la résolution des équations constitutives du modèle. Les détails de l’implémentation numérique du modèle constitutif et de la procédure d’identification des paramètres matériaux sont donnés par [15].

5 Résultats

Dans le but de comparer les réponses numériques avec les essais expérimentaux, les essais de trac-

tions réalisés à différentes vitesses de sollicitations pour l’identification des paramètres sont simulés avec

le modèle constitutif. La géométrie des éprouvettes est donnée par la norme AM3 510. Le maillage élé-

ments finis et les conditions limites sont montrés dans la figure 1(a). Pour les simulations, l’éprouvette est

maillée avec des éléments coques à intégration réduite avec trois points d’intégrations dans l’épaisseur.

Les comparaisons entre les réponses données par le modèle constitutif et les essais expérimentaux sont montrées dans les figures 1(b-c). Une bonne corrélation entre le modèle numérique et les résultats expé- rimentaux est obtenue. Les réponses en terme d’efforts-déplacements montrent que le modèle constitutif est en accord avec les essais expérimentaux aussi bien sur les réponses viscoplastiques (figure 1(b) ) que viscoélastiques (figure 1(c) ). Dans le but d’évaluer la dépendance au maillage du modèle constitutif,

Displacement (mm)

Force (N)

0 5 10 15 20

0 100 200 300 400 500 600 700

Experimental Constitutive model

5.5 10⁻⁴s⁻¹ 5.5 10⁻²s⁻¹ 2.66 s⁻¹ 26.6 s⁻¹ 133 s⁻¹

Displacement (mm)

Force (N)

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

0 100 200 300 400 500

Experimental Constitutive model 5 5 10⁻⁴s⁻¹

2 25 10⁻²s⁻¹ 26 6 s⁻¹

(a) (b) (c)

Fig. 1 – Maillage éléments finis et conditions limites pour les simulations des essais de tractions uni- axiales (a), réponses efforts-déplacements obtenues avec le modèle constitutif pour différentes vitesses de sollicitations (b) et (c).

une analyse de la striction d’une barre cylindrique est réalisée avec différents maillages. La barre cylin- drique de longueur 53.334 mm et de rayon 12.826 mm est soumise à une traction uniaxiale jusqu’à une élongation de 8 mm ( avec une vitesse constante de 1mm/s). Afin de faciliter la striction, une imperfec- tion géométrique de 1.8 % est présente au centre de la barre. Pour des raisons d’économie de temps de calculs, les simulations sont réalisées sur un huitième de la barre cylindrique avec les conditions limites appropriées. Les simulations éléments finis sont réalisées avec trois différents maillages (663, 2100 et 6300 éléments hexaédriques à intégration réduite) avec le modèle d’endommagement local (l = 0 mm) et non-local (l = 1 mm). Les géométries déformées des six simulations sont montrées dans les figures 2(b- c). La localisation des déformations non-désirée dans les éléments situés au centre de la barre apparaît pour les simulation réalisées avec le modèle d’endommagement local. Par contre, pour les simulations effectuées avec le modèle d’endommagement non-local, les déformations des éléments situés au centre de la barre ne sont pas surestimées par rapport aux éléments environnants. Les six efforts de réactions résultants des simulations sont montrés dans la figure 2(a). Pour les réponses obtenues avec le modèle d’endommagement local, une forte influence au maille est observée. Ce phénomène n’est plus observé avec les simulations réalisées avec le modèle d’endommagement non-local. Ces résultats montrent que le problème de dépendance au maillage qui est du à l’adoucissement des contraintes observé dans les polymères semi-cristallins chargés est résolu en utilisant la formulation non-locale proposée.

6 Conclusions

Un modèle phénoménologique viscoélastique-viscoplastique couplé à un modèle d’endommagement

non-local en grandes déformations est développé dans ce papier afin de simuler par éléments finis le

comportement observé expérimentalement d’un polymère semi-cristallin chargé. Le modèle constitutif

est capable de représenter la dépendance à la vitesse de déformation et à la pression hydrostatique. Le

développement d’un potentiel viscoplastique particulier permet aussi de représenter la variation de vo-

lume qui évolue différemment et traction et compression (dilatation et rétractation). Afin d’être consistent

entre les mesures expérimentales et le modèle proposé, la formulation hypoélastique basé sur les taux de

rotation logarithmique qui réalise le lien entre les contraintes de Cauchy et les déformations de Henky

est utilisée dans le modèle constitutif. De plus, l’introduction d’un modèle non-local d’endommage-

(c) (b)

(a)

Displacement (mm)

Force (kN) 663 Elements (local)

2100 Elements (local) 6300 Elements (local) 663 Elements (nonlocal) 2100 Elements (nonlocal) 6300 Elements (nonlocal)

0 2 4 6

0 1 2 3

8

Fig. 2 – Barre cylindrique sollicitée en traction avec 3 maillages différents : réponses efforts- déplacements des 6 simulations (a), profils déformés des simulation réalisées avec l’endommagement local (b) et non-local (c).

ment permet résoudre la pathologie bien connue de dépendance au maillage dû à l’adoucissement des contraintes présent dans le matériau. Les réponses numériques issues des simulations réalisées avec le modèle proposé sont en accord avec les mesures expérimentales.

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