Haut PDF Caractérisation de la propagation de délaminage des stratifiés composites multidirectionnels

Caractérisation de la propagation de délaminage des stratifiés composites multidirectionnels

Caractérisation de la propagation de délaminage des stratifiés composites multidirectionnels

La première section est un rappel sur la mécanique de la rupture. Elle présente l’application et des limites de validité de la mécanique linéaire élastique de la rupture (MLER) pour la caractérisation de délaminage. Le paramètre utilisé est le taux de restitution d’énergie (G). Les trois sections suivantes ont pour objectif de présenter des essais de délaminage pour les matériaux composites, des méthodes de calcul du taux de restitution d’énergie, et des critères de propagation du délaminage. Elles sont principalement basées sur des études de l’éprouvette unidirectionnelle. Les essais de délaminage de mode I, de mode II, de mode III, et de mode mixte I+II sur des éprouvettes de type symétrique sont normalisés ou en train d’être évalués par des organismes de normalisation. Deux essais de mode mixte I+II avec des éprouvettes de type asymétrique sont relativement moins répandus mais ils ont l’avantage de pouvoir produire des rapports modaux avec un taux de mode I très important. La détermination du taux de restitution d’énergie est divisée en trois approches : approche expérimentale, approche analytique basée sur la théorie des poutres, et approche numérique par calcul des éléments finis. Enfin, la réponse à la rupture par délaminage des matériaux composites peut être représentée par différents critères de propagation. Le choix du critère dépend de sa justesse à reproduire la réponse du matériau, du nombre de paramètres utilisés, et de la facilité d’emploi.
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Caractérisation et modélisation des effets de vitesse pour le délaminage des composites stratifiés = Characterization and modeling of rate effects in composites laminates delamination

Caractérisation et modélisation des effets de vitesse pour le délaminage des composites stratifiés = Characterization and modeling of rate effects in composites laminates delamination

12, Rue Pasteur, 92250 Suresnes Cedex, France. e-mail : jean-mathieu.guimard@eads.net Résumé Ce travail s’inscrit dans le contexte du délaminage statique et dynamique des matériaux composites stratifiés. Ce mode de dégradation interfacial, prépondérant dans les problématiques d’absorption d’énergie, exige une modélisation prédictive adaptée. L’objectif est d’étudier la capacité de prédiction du mésomodèle d’interface existant [1-2] dans le cas de propagations engendrant des vitesses de fissuration sub-soniques. L’utilisation d’un montage d’essai simple associé à une mesure optique de vitesse de fissuration permet d’observer quantitativement des effets de vitesse non négligeables en mode II, pour lesquels l’utilisation d’un mésomodèle d’interface classique fait défaut. Un modèle interfacial prenant en compte une dépendance temporelle est proposé, il est basé sur la mécanique de l’endommagement avec une loi d’évolution à taux d’endommagement limité. L’identification de l’effet retard est réalisée par corrélation calcul/essai sur toute une gamme de vitesse. Parallèlement, le contrôle numérique 1D du modèle retardé est étudié afin d’analyser la longueur caractéristique. Enfin, il est montré l’équivalence avec la mécanique de la rupture dans le cadre dynamique, avec la conséquence directe de l’augmentation du G c en fonction de la vitesse de fissuration et
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Caractérisation et modélisation des réseaux de fissures pour la prédiction de la perméabilité des réservoirs composites stratifiés sans liner

Caractérisation et modélisation des réseaux de fissures pour la prédiction de la perméabilité des réservoirs composites stratifiés sans liner

1.4. MODÉLISATION DE L’ENDOMMAGEMENT, DES CHEMINS DE FUITE ET DE LA PERMÉABILITÉ décrire la formation des fissures. On peut citer par exemple les applications de la mécanique de la rupture finie, avec [ Nairn, 2000 ] où les énergies libérées par la créa- tion de fissures transverses et de microdélaminage sont calculées analytiquement. Du côté des méthodes numériques, des techniques ont été développées pour cal- culer le taux de restitution d’énergie avec des éléments finis classiques, comme la méthode par relâchement successif des nœuds (ou déboutonnage) suivant le chemin pré-supposé de la fissure, qui permet d’obtenir le taux de restitution d’énergie en dérivant le travail élastique, ou encore par perturbation en appliquant un déplace- ment infinitésimal du nœud situé en pointe de fissure, puis en évaluant la variation d’énergie élastique à partir des matrices de rigidité locale des éléments contenant le nœud perturbé. Il existe aussi deux types d’éléments spécialisés qui permettent de si- muler l’apparition et la propagation des fissures. Les éléments finis enrichis, X-FEM pour Extended Finite Element Method, permettent d’introduire des discontinuités (coupure de l’élément, pointe de fissure,...) dans les éléments en enrichissant leurs fonctions de forme. Avec cette méthode le trajet de fissuration n’est pas présupposé. Elle est utilisée par exemple par [ Grogan et al., 2014a ] pour prédire l’apparition et l’ouverture des fissures transverses dans un stratifié en vue d’évaluer sa perméabilité. Une autre méthode consiste à placer des éléments cohésifs endommageables aux en- droits susceptibles de fissurer. Pour cette méthode, le taux de restitution d’énergie critique est intégré dans la loi de comportement de l’interface cohésive. Les deux méthodes sont combinées par [ Grogan et al., 2015 ] pour décrire d’une part les fis- sures transverses sans pré-supposer leur position, ce à quoi les éléments X-FEM se prêtent bien, et d’autre part les microdélaminages qui se développent nécessairement à l’interface entre plis d’orientations différentes et qui sont donc prévus en insérant des éléments cohésifs aux interfaces. L’inconvénient, déjà mentionné, de ce type de méthode est le temps de calcul important lié à la finesse de maillage nécessaire pour décrire les dégradations.
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Etude expérimentale et numérique de la propagation de coupure dans des stratifiés composites soumis à de la traction simple

Etude expérimentale et numérique de la propagation de coupure dans des stratifiés composites soumis à de la traction simple

Les premiers endommagements observés sur le drapage C3-1 à partir du point A (Figure 3) peuvent être des décohésions fibre/matrice, de la fissuration matricielle, du délaminage ou bien de la rupture de fibres. Le mode de rupture libérant le plus d’énergie est évidemment la rupture de fibres. Une augmentation locale de la température de l’ordre du degré, comme observée Figure 4 semble dénoter un tel mode d’endommagement. Les autres modes de rupture, moins énergétiques, augmentent localement la température de quelques dixièmes de degré au maximum [3] .
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Mécanismes de fatigue dominés par les fibres dans les composites stratifiés d’unidirectionnels

Mécanismes de fatigue dominés par les fibres dans les composites stratifiés d’unidirectionnels

La démarche de la thèse se conclut avec une étude de la fatigue, en traction axiale longitudinale, de deux stratifiés multidirectionnels, [0 2 30 -30 0] s et [90 3 0 5 ] s , identifiés avec le modèle OPFM, un modèle de prévision d’endommagement et rupture sous sollicitations quasi-statiques des stratifiés composites. Cependant, ce modèle ne prend pas en compte l’endommagement interlaminaire (délaminage). La raideur longitudinale des empilements testés évolue peu sous sollicitation cyclique, le comportement étant piloté par les plis à 0°. La rupture de ces plis détermine aussi la rupture du stratifié. Cette étude a mis en évidence que les lignes de tendances dans le graphe S-N (contrainte dans les plis à 0°) ont des pentes différentes par rapport à l’UD. En fait, l’endommagement des plis hors axe et des interfaces entre les plis influencent le comportement en fatigue des plis à 0°. Par exemple, il a été montré que le délaminage peut causer une rupture des plis à 0° s’il s’étend tout le long des interfaces entres les plis. Ainsi, pour caractériser le comportement en fatigue des plis à 0°, il semble nécessaire de faire tout d’abord des essais sur UD, et ensuite déterminer les différences, en termes de durée de vie, en fonction de l’empilement multidirectionnel considéré. Enfin, dans le but de construire un modèle de prévision des durées de vie des stratifiés, il faut être capable de décrire l’évolution en fatigue des différents endommagements qui interviennent simultanément, car on a montré qu’ils influencent la rupture du stratifié. Pour cela, l’utilisation synchronisée de plusieurs techniques d’instrumentation des essais est un outil indispensable.
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Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impact de gélatine moyenne vitesse

Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impact de gélatine moyenne vitesse

3.2. Essais de flexion quasi-statique Des essais de flexion quasi-statique ont été menés sur des éprouvettes de dimension 600 x 100 mm 2 . Les essais en chargement monotone ont permis de retrouver les comportements précédents, voir la Fig. 7 : les stratifiés 1 et 2 montrent une rupture brutale et quasi-instantanée et ne peuvent pas recharger dès l’apparition des premiers endommagements. Les scénarios d’endommagement observés sont la propagation de délaminage inter-plis complets. Le stratifié 3 montre une rupture beaucoup plus progressive qui s’explique par un scénario d’endommagement complètement différent : pas de délaminage observé, la rupture se produit par ruptures des plis localisées au milieu de l’éprouvette (entre les appuis), où la flexion est maximum.
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Contribution à la modélisation de l'absorption d'énergie dans les composites stratifiés par fragmentation et délaminage sous sollicitations dynamiques

Contribution à la modélisation de l'absorption d'énergie dans les composites stratifiés par fragmentation et délaminage sous sollicitations dynamiques

2.4.2.5 Approches num´ eriques de type d´ eboutonnage de noeuds Cette m´ethode consiste `a fournir une ´evaluation du taux de restitution courant en pointe d’une fisssure discr`ete incluse dans un maillage ´el´ements finis classique. Il s’agit d’une m´ethode de perturbation car les noeuds de la fissure sont d´eplac´es artificiellement pour calculer les variations d’´energie correspondante et ainsi ´evaluer G. Cet outil, le plus r´epandu initialement dans les codes industriels, peut ˆetre utilis´e uniquement pour de la tol´erance au dommage ou alors de la propagation de fissure. Pour g´erer la propagation, il suffit alors de d´eboutonner les noeuds des ´el´ements en pointe de fissure lorsque le crit`ere de propagation (quel que soit celui-ci) est atteint. Ces outils portent le nom de VCCT (Virtual Crack Closure Technique) ou VCE (Virtual Crack Extension) selon qu’ils sont bas´es sur une r´eelle partition ´energ´etique des diff´erents modes. Malgr´e leur facilit´e d’utilisation, ces techniques sont sujettes `a une importante d´ependance au maillage de fa¸con `a assurer un calcul fin, et ne sont pas capables de repr´esenter ni l’´etat endommag´e en amont de la fissure, ni l’´etat d’initiation, car ces crit`eres sont tous bas´es sur la m´ecanique lin´eaire de la rupture. En revanche, ces outils sont couramment utilis´es dans le cadre de probl´ematiques de tol´erance au dommage, i.e. o` u l’on souhaite simplement ´evaluer la criticit´e d’un d´efaut d´ej`a pr´esent, sans pour autant simuler la propagation proprement dite.
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Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impact de gélatine moyenne vitesse

Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impact de gélatine moyenne vitesse

3.2. Essais de flexion quasi-statique Des essais de flexion quasi-statique ont été menés sur des éprouvettes de dimension 600 x 100 mm 2 . Les essais en chargement monotone ont permis de retrouver les comportements précédents, voir la Fig. 7 : les stratifiés 1 et 2 montrent une rupture brutale et quasi-instantanée et ne peuvent pas recharger dès l’apparition des premiers endommagements. Les scénarios d’endommagement observés sont la propagation de délaminage inter-plis complets. Le stratifié 3 montre une rupture beaucoup plus progressive qui s’explique par un scénario d’endommagement complètement différent : pas de délaminage observé, la rupture se produit par ruptures des plis localisées au milieu de l’éprouvette (entre les appuis), où la flexion est maximum.
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Caractérisation mécanique de matériaux stratifiés hybrides composites biosourcés/métal pour le mobilier urbain

Caractérisation mécanique de matériaux stratifiés hybrides composites biosourcés/métal pour le mobilier urbain

Les résultats de flexion et d’impact obtenus en utilisant les deux modes de collage sont visibles sur la figure 3. La figure 3.b présente les modules en flexion d’hybrides fabriqués à partir des deux méthodes de collage. Il est possible d’observer que les valeurs de module sont quasiment identiques dans les deux cas. Sur les courbes forces-déplacement (Fig. 3.a) on note néanmoins une plus grande déformation du matériau avant la rupture en présence du film. Les faciès de rupture après flexion sont représentés sur la figure 4 (Fig. 4). Ils permettent de constater que la rupture se fait essentiellement par flambage dans les deux cas considérés. Une observation plus proche ne laisse entrevoir aucun délaminage à l’interface composite/métal. Ceci montre qu’avec la résine époxy, l’ajout ou non d’un film conduit tout de même à une bonne adhésion entre le métal et le composite.
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Caractérisation des dommages au choc de composites stratifiés aéronautiques : application à la chute d'objets

Caractérisation des dommages au choc de composites stratifiés aéronautiques : application à la chute d'objets

Pour l’ensemble des stratifiés testés, impactés au niveau de leur surface supérieure, la surface délaminée a une forme oblongue dont l’axe principal est, au niveau de l’interface, dans la direction des fibres du pli le plus bas. Bien que de nombreuses expériences estiment que l’importance du délaminage, quantifiée au regard de l’étendue de la zone délaminée, est d’autant plus grande que le nombre d’interfaces sujettes aux délaminages est élevée [6], les résultats obtenus expérimentalement dans cette étude montrent une moins bonne résistance de l’empilement « quasi- isotrope » cumulant pourtant le moins grand nombre d’interfaces critiques.
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Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impacts de gélatine moyenne vitesse

Endommagements de composites stratifiés et sandwiches sous impacts de gélatine moyenne vitesse

3.2. Essais de flexion quasi-statique Des essais de flexion quasi-statique ont été menés sur des éprouvettes de dimension 600 x 100 mm 2 . Les essais en chargement monotone ont permis de retrouver les comportements précédents, voir la Fig. 7 : les stratifiés 1 et 2 montrent une rupture brutale et quasi-instantanée et ne peuvent pas recharger dès l’apparition des premiers endommagements. Les scénarios d’endommagement observés sont la propagation de délaminage inter-plis complets. Le stratifié 3 montre une rupture beaucoup plus progressive qui s’explique par un scénario d’endommagement complètement différent : pas de délaminage observé, la rupture se produit par ruptures des plis localisées au milieu de l’éprouvette (entre les appuis), où la flexion est maximum.
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Stratégie multiéchelle pour l'analyse du couplage flambage-délaminage de composites stratifiés

Stratégie multiéchelle pour l'analyse du couplage flambage-délaminage de composites stratifiés

L’analyse du délaminage, quant à lui, trouve ses bases dans la mécanique de la rupture [Griffith, 1921] ou dans la mécanique de l’endommagement et les mo- dèles de zones cohésives [Dugdale, 1960; Barenblatt, 1962]. Dans les années 70-80, les premiers articles analytiques traitant du flambage et de la propagation de fis- sures [Kachanov, 1976; Chai, Babcock, et Knauss, 1981] utilisent la mécanique de la rupture avec des évaluations globales du critère énergétique de Griffith. Plus tard, les analyses numériques par la méthode des éléments finis emploient des méthodes locales de calcul du taux de restitution d’énergie [Storåkers et Andersson, 1988; Whitcomb, 1989] ou des modèles de zones cohésives [Bruno et Grimaldi, 1990; Allix et Corigliano, 1999]. Dernièrement, les méthodes asymptotiques numériques issues des méthodes de perturbation [Cochelin et Potier-Ferry, 1991; Bruno et Greco, 2000] et la méthode d’évolution des surfaces de discontinuités mobiles [Pradeilles Duval, 2004] sont aussi employées pour le traitement du délaminage dans un contexte non linéaire géométrique. Depuis le début, la plupart des démarches, analytiques ou numériques, s’intéressent à l’étude de flambage de plaques avec propagation de pré- fissures proches de sa surface sous différentes configurations (voir Fig. 1), ainsi ils préfèrent, pour des raisons pratiques et d’efficacité, les modèles non linéaires de poutres ou de plaques aux modèles 3D.
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Rôle de l'endommagement sur la durée de vie en fatigue des matériaux composites stratifiés : application au domaine éolien

Rôle de l'endommagement sur la durée de vie en fatigue des matériaux composites stratifiés : application au domaine éolien

b. Architecture des renforts Une fois que le matériau du renfort est choisi, il convient de choisir une architecture : tissé 3D, tissé 2D ou unidirectionnel non tissés (NCF) ? Différentes architectures – Les mécanismes d’endommagement semblent être indépendants de l’architecture des renforts. Seule la cinétique d’endommagement varie d’une architecture à l’autre [Rakotoarisoa14]. Pour notre étude, retenons simplement que les stratifiés unidirectionnels semblent avoir une meilleure tenue en fatigue que les tissés, et que cette différence est plus marquée pour les composites à fibre de verre que les composites à fibre de carbone [Konur89]. Les composites tissés 2D, mais surtout 3D, apportent quant à eux une meilleure résistance au délaminage ce qui leur confère un avantage par rapport aux unidirectionnels dans des structures sujettes aux chocs ou à des sollicitations hors plan. Influence de la couture dans les NCF – En ce qui concerne les renforts unidirectionnels NCF qui nous intéressent, l’architecture varie d’un renfort à l’autre en fonction principalement de la couture. Cette couture permet de manipuler les nappes d’unidirectionnels lors de la fabrication ou de construire des multidirectionnels pour limiter le nombre d’opérations de dépose et garantir une certaine orientation des plis. Cependant, elle semble avoir un impact sur la tenue mécanique, notamment en fatigue. En s’appuyant sur les résultats de la base de données DOE/MSU [Mandell97], K. Vallons et al. mettent en évidence que les UD NCF ont un meilleur comportement sans fil de couture qu’avec un fil de couture [Vallons13] (cf Figure II.21).
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Etude tridimensionnelle des singularités de bord libre dans les composites stratifiés

Etude tridimensionnelle des singularités de bord libre dans les composites stratifiés

Les singularités de bords libres résultent d’effets combinés entre un bord libre et des hétérogénéités matériaux. Même sous sollicitation simple, l’hétérogénéité crée un état de contrainte complexe, différent de celui obtenu pour un matériau homogène. Au voisinage d’un bord libre, satisfaire simultanément les équations d’équilibre et les conditions de bord libre conduit à l’activation localisée de termes de contraintes supplémentaires, à variation exponentielle [2, 3]. Ce phénomène, particulièrement exacerbé, dans les matériaux composites stratifiés, peut conduire à l’amorçage précoce du délaminage au niveau du bord libre. Même si la propagation du délaminage peut être traitée de manière satisfaisante, l’amorçage demeure une situation extrêmement complexe à analyser. Le caractère très localisé de ces effets donne un rôle majeur à la microstructure dans l’amorçage du délaminage.
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Une stratégie micro-méso avec préconditionnement structural pour l'analyse au délaminage des composites stratifiés

Une stratégie micro-méso avec préconditionnement structural pour l'analyse au délaminage des composites stratifiés

3.2 Résolution itérative du problème macroscopique Le problème macroscopique est résolu par la méthode de décomposition de domaine BDD [3]. Pour cela, l’ensemble des sous-structures traitées sur un même processeur sont regroupées en super-sous-structures, séparées par des super-interfaces (Figure (7)). Après condensation sur ces super-interfaces, le problème est résolu par un solveur de Krylov augmenté. Nos tests (Figure (6)) montrent qu’un nombre limité d’itérations du gradient conjugué suffit à assurer l’extensibilité de la méthode. Ce résultat est interprété comme un filtrage des composantes nécessaires à la propagation de l’information macroscopique pertinente.
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Vers une stratégie multiéchelle pour l'analyse du couplage flambage-délaminage des composites stratifiés

Vers une stratégie multiéchelle pour l'analyse du couplage flambage-délaminage des composites stratifiés

Mots clés — multiéchelle, solveur LaTIn, flambage, délaminage, composites 1 Introduction Le délaminage est ici modélisé comme une dégradation de l’interface sous l’effet de contraintes hors plan (effets de bords, impacts, macrodéfauts). Dans sa phase de propagation, les surfaces délaminées peuvent atteindre une taille critique et le flambage des plis est susceptible de survenir. De plus, l’appa- rition du flambage augmente les contraintes interlaminaires et l’interaction flambage-délaminage peut ainsi devenir rapidement catastrophique. Les premiers travaux analytiques dans ce domaine remontent aux années 70-80, [1, 2]. Les premières analyses numériques [3] utilisaient la mécanique de la rupture inopérante pour l’analyse de la création de fissure. L’utilisation de modèles cohésifs en non-linéaire géo- métrique date des années 90 [4, 5]. Ces dernières années ont vu l’émergence des méthodes multiéchelle dédiées à la fois au flambage [6, 7] et au délaminage [8], en vue d’être à même de traiter des problèmes de grandes tailles aux échelles pertinentes. Ce travail est dédié à l’extension de ces méthodes pour traiter l’interaction entre flambage et délaminages multiples sur de grandes longueurs par rapport à l’épaisseur des plis. Il s’inscrit dans le cadre du projet Européen MAAXIMUS.
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Développement d'un modèle de l'écrasement progressif des composites stratifiés en dynamique

Développement d'un modèle de l'écrasement progressif des composites stratifiés en dynamique

L’initiation du dommage se fait lorsque l’une des trois contraintes atteint sa valeur maximale. Ces valeurs sont calculées à partir des tests de caractérisation des plis de composite : tn 0 = σ 33 = 75 MPa en traction, et ts 0 = tt 0 = σ 13 = σ 23 = 150 MPa en cisaillement. La propagation du dommage est gérée par une loi d’adoucissement bilinéaire. La décroissance linéaire est calculée pour que l’énergie absorbée soit égale au taux de restitution d’énergie à l’interface dans chaque mode. Le couplage entre les trois modes est choisi linéaire :
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Étude de l’évolution des propriétés mécaniques des composites stratifiés avec la variation de l’élancement

Étude de l’évolution des propriétés mécaniques des composites stratifiés avec la variation de l’élancement

62 III.8. conclusion La caractérisation d’un matériau composite doit tenir compte de toutes les conditions et considérations afin de mieux définir désormais, son rôle et ses performances. On réalisera des essais mécaniques destinés. Pour l’étude du son comportement et pouvoir ainsi établir ces propriétés, d’autres paramètres peuvent intervenir comme l’endommagement de ces constituants de base. Dans cet intérêt une étude statique et physico-chimique (calcination) par le biais des essais de la flexion trois points fera l’objet du quatrième chapitre.
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Modélisation, identification et simulations éléments finis des phénomènes de délaminage dans les structures composites stratifiées

Modélisation, identification et simulations éléments finis des phénomènes de délaminage dans les structures composites stratifiées

matériaux composites / endommagement / délaminage / éléments finis / rupture / non linéaire Abstract — Modelling, identification and finite element predictions of delamination in laminated composite structures. In order to forecast the delamination initiation and propagation in a finite element context, a previously defined damage meso-modelling of composite laminates is used. At the meso-level, the laminate is described as an assembly of damageable layers and interlaminar interfaces. The present work concerns the modelling, the identification and the finite element predictions of delamination phenomena in composite structures. Finite element predictions are conducted with non-linear geometric and material hypothesis. The interface modelling is implemented in the finite element code Castem 2000 developped by CEA. Classic edge delamination tension and propagation tests are conducted in order to improve the interface damage model approach in the finite elements context.  2000 Éditions scientifiques et médicales Elsevier SAS
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2014 — Optimisation du détourage robotisé de stratifiés en composites carbone/époxy

2014 — Optimisation du détourage robotisé de stratifiés en composites carbone/époxy

CHAPITRE 2 MÉTHODOLOGIE 2.1 Introduction La qualité de détourage est évaluée à partir de plans d'expériences composés d’essais de rainurages de stratifiés de composites carbone/époxy (CFRP) par un robot sériel KUKA KR 500-2 MT. L’objectif principal de ce travail consiste à caractériser la qualité de détourage robotisée en fonction de la configuration du robot, des conditions de coupe et de l’orientation des plis de surface d’un stratifié. Les conditions de coupe sont composées de la vitesse de coupe et de la vitesse d’avance. La qualité du détourage est évaluée par l’observation de la délamination et de l’état de surface des échantillons de CFRP détourés. Un plan d’expérience utilisant les mêmes facteurs est appliqué pour évaluer la qualité de détourage d’un même type de stratifié CFRP sur un centre d’usinage numérique HURON K2X10. L’objectif de ce plan d’expérience sur centre d’usinage est de comparer ses réponses de qualité avec les réponses des plans d’expériences de rainurage robotisé. Les prochaines sections décrivent les équipements utilisés avec tous les plans expérimentaux. La section suivante présente un sommaire des plans expérimentaux et leurs facteurs. Ensuite, les sections suivantes présentent, plus en détail, les plans expérimentaux OP10P1, OP20P1, OP30P3, OP50P5 et OP50P6 réalisés avec une cellule robotisée et les deux plans expérimentaux OP10P2 et OP20P2 réalisés avec un centre d’usinage numérique HURON K2X10.
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