Rapport de simulation numérique sur Creo Simulate

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TABLE DES MATIERES
Analyse thermique / thermoélasticité d’une tasse de café............................................................4
A. Hypothèses de calcul........................................................................................................5
1. Contexte.............................................................................................................................5
2. Matériaux ..........................................................................................................................6
3. Modèle de simulation.......................................................................................................6
B. Analyses................................................................................................................................7
C. Résultats & Interprétation....................................................................................................7
1. En régime permanent.......................................................................................................7
2. En régime transitoire........................................................................................................8
Analyse structurelle d'une canette de boisson...............................................................................9
A. Hypothèses de calcul......................................................................................................10
1. Contexte...........................................................................................................................10
2. Matériaux ........................................................................................................................10
3. Modèle de simulation.....................................................................................................10
B. Analyses..............................................................................................................................12
C. Résultats..............................................................................................................................13
1. Canette sous pression interne de 2 bars........................................................................13
2. Canette sous pression atmosphérique ..........................................................................14
.................................................................................................................................................14
D. Interprétation..................................................................................................................15
Analyse du contact entre roue dentée hélicoïdale et un arbre ...................................................16
1. Contexte...........................................................................................................................17
2. Matériaux ........................................................................................................................17
B. Analyses..............................................................................................................................19
1. Analyse d’interférence globale ......................................................................................19
2. Analyse du contact .........................................................................................................19
C. Résultats & interprétation..................................................................................................20
1. Résultats analytiques : cylindres frettés (MSD2)..........................................................20

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1. Résultats de la simulation..............................................................................................22
Analyse du contact au sein d'un système de verrouillage..........................................................25
1. Contexte...........................................................................................................................26
2. Matériaux ........................................................................................................................26
B. Analyses..............................................................................................................................27
C. Résultats..............................................................................................................................28
1. Sans frottement (glissement autorisé)...........................................................................28
2. Avec frottement infini (pas de glissement)...................................................................30
.................................................................................................................................................30
Analyse structurelle d'un réservoir sous pression ......................................................................33
1. Contexte...........................................................................................................................34
2. Matériaux ........................................................................................................................34
B. Analyses..............................................................................................................................36
C. Résultats..............................................................................................................................36
Conclusion d’étude........................................................................................................................40

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ANALYSE THERMIQUE / THERMOELASTICITE D’UNE TASSE
DE CAFE

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A. HYPOTHESES DE CALCUL
1. Contexte
Ce rapport d’étude va reposer sur l’analyse thermique d’une tasse économique, réutilisable,
destinée à contenir des liquides chauds, et plus particulièrement du café.
Cette tasse doit remplir plusieurs fonctions. Avant tout, cette tasse doit avoir un diamètre et
une hauteur confortable pour la main de l’utilisateur qui la tient. Dans cette étude, ces
contraintes sont supposées respectées.
De plus, cette tasse ne doit pas d’effondrer sur elle-même ou trop se déformer quand elle est
tenue, et ne doit pas brûler la main de l’utilisateur. C’est cette dernière condition que nous
voulons analyser. Dans cette optique, nous allons par la suite réaliser une analyse pour
mesurer le refroidissement de la tasse de café dans le temps. Nous considérerons que la
condition initiale du problème correspond à une tasse remplie de café chaud.
Le principale difficulté dans cette étude repose sur la nature des échanges à l’interface
café/parois internes de la tasse. En effet, pour qu’on puisse avoir un modèle qui soit cohérent
et juste, pour pouvoir appliquer les bonnes conditions aux limites, il va falloir mettre en œuvre
une astuce permettant de rendre compte de l’interface liquide/solide (en réalité une surface)
par la présence d’un composant intermédiaire entre le café et les parois de la tasse. Ce
composant aura une suffisamment faible épaisseur pour que cela s’approche le plus d’une
surface (ici = 0.5 mm).
NB : Cette astuce de modélisation a également été mobilisée pour réaliser l’interface entre l’eau
et le rotor de la machine textile dans l’étude de cas du premier semestre, permettant de donner
une vitesse au film de liquide en contact avec le rotor.
Support en bois
Interface de
café (blanc)
Café
Tasse en
mélamine

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2. Matériaux
Les matériaux choisis pour cette étude vont être regroupés dans le tableau suivant ainsi que
certaines de leurs propriétés :
Composant Matériau
Capacité calorifique
(J/(kg.K))
Conductivité
thermique
(W/(m.K))
Tasse Mélamine 1600 0.400
Café Eau 4180 0.607
Table Bois 2500 0.140
3. Modèle de simulation
D’après des recherches sur Internet, un café chaud sortant tout juste d’une machine à café a
une température aux alentours de 90 °C. Nous choisirons cette température comme
température initiale.
Pour la simulation thermique, nous allons définir les conditions initiales du problèmes pour
un régime permanent, puis pour un régime transitoire. Nous récupèrerons les résultats issus
de l’analyse en régime permanent comme situation initiale de celle en régime instationnaire :
Type de condition Valeur Géométrie(s) associée(s)
Charge de flux thermique 0.1 W Composant café
Température imposée T = 20 °C
Surface limite de la tasse
seule
Condition de convection
cafe/air
T = 90 °C Surface limite du café
Tableau 1 : Conditions aux limites et charges thermiques en régime permanent
Type de condition Valeur Géométrie(s) associée(s)
Charge de flux thermique
0 W (valeur nulle fictive,
pour avoir un jeu de
contraintes pour l’analyse)
Composant café
mélamine/air
h = 20 W/(m².K)
T = 20 °C
Surfaces extérieures de la
tasse, en contact avec l’air
ambiant
café/air
h = 5 W/(m².K)
T = 20 °C
Surfaces supérieure du café,
en contact avec l’air ambiant
Tableau 2 : Conditions limites et charges thermiques en régime transitoire

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B. ANALYSES
Nom Type
Méthode de
convergence
Pourcentage
de
convergence
Taille
maximale
d’éléments
de
maillage
Température
initiale
Permanent Steady
Adaptative
mono-passe
- 5 mm
-
Transitoire Transcient
Adaptative
multi-passe
- 5 mm
Jeu de
résultats
C. RESULTATS & INTERPRETATION
1. En régime permanent
On peut observer que les températures du café et de la tasse sont bien différentes. On
comprend ici l’intérêt d’un composant interface, qui montre un dégradé de couleurs faisant
bien apparaître la transition entre les 2 composants.
Figure 1 : Température de l’ensemble en régime permanent

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2. En régime transitoire
Pour le régime transitoire, j’ai rencontré des problèmes de calculs et les performances de
mon ordinateur ont atteint leurs limites. Je n’ai donc pas pu arriver au bout de cette étude.

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ANALYSE STRUCTURELLE D'UNE CANETTE DE BOISSON

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1. Contexte
Ce rapport d’étude repose sur l’analyse structurelle d’une canette de boisson sous différents
chargements de pression interne. La canette sera approchée par un modèle de type coque.
Nous allons déterminer la rigidité de la canette sous pression interne positive, avant ouverture,
puis sous pression atmosphérique, après ouverture.
2. Matériaux
Les matériaux utilisés dans cette étude sont ceux définis dans les consignes guidées de
l’énoncé, à savoir :
Composant Matériau
Module
d’Young
(GPa)
Coefficient de
Poisson
Limite
d’élasticité
Limite
de
rupture
Corps de la
canette
Aluminium 210 0.400 30 MPa 80 MPa
Couvercle de
la canette
Acier 62 0.607 450 MPa 800 MPa
A l’origine, la simulation structurelle devait se faire l’assemblage des 2 composants : le corps
et le couvercle de la canette. Cependant, certaines erreurs ont été rencontrées au niveau de
l’appairage des surfaces de coque, et la recherche de créer un lien de type soudure, rigide ou
autre n’a pas permis d’aboutir à un résultat satisfaisant et valide. Pour cela, il a été décidé de
d’avoir une seule et même pièce, et une idéalisation par paires de surfaces avec peau moyenne
de type coque a été réalisée en 2 temps : une première partie des paires de surfaces a été définie
avec comme matériau l’aluminium, pour représenter le corps de la canette ; la 2nde partie est
dédiée au couvercle de la canette qui est en acier.

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Pour simuler la canette ouverte, se trouvant à pression atmosphérique, j’ai rajouté une
extrusion au niveau de l’ouverture de la canette, pour être au plus proche de la réalité. Il faut
donc, pour passer du modèle ouvert au modèle fermé, effectuer une manipulation en omettant
la dernière extrusion dans l’arbre du modèle, pour avoir à nouveau la canette fermée. Il faut
ensuite réactiver la paire de surfaces correspondant à cette partie fermée (ShellPair21). Enfin,
il faut inhiber la pression atmosphérique et réactiver la pression interne de 2 bars.
Condition
appliquée
Valeur(s) Référence
Contrainte de
déplacement
Déplacements
et rotations
fixés
Surface arrondie
inférieure du corps
de la canette
Charge de
type pression
2 bars
Parois internes de
la canette
Charge de
type
force/moment
70 N (direction
verticale sens
négatif)
Surface arrondie
supérieure du
couvercle de la
canette
Condition
appliquée
Contrainte de
déplacement
Déplacements
et rotations
fixés
Surface arrondie
inférieure du corps
de la canette
Charge de
type pression
1 atm
Parois internes de
la canette
Charge de
type
force/moment
70 N (direction
verticale sens
négatif)
Surface arrondie
supérieure du
couvercle de la
canette
Figure 3 : Charges et contraintes appliquées à
la canette à pression atmosphérique (ouverte)
Figure 2 : Charges et contraintes
appliquées à la canette sous pression de 2
bars (fermée)

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B. ANALYSES
Nom Type
Méthode de
convergence
Pourcentage
de
convergence
Taille
maximale
d’éléments
de maillage
Pression_2_bars Statique
Adaptative
multi-passe
1 % 5 mm
Pression_atmospherique Statique
Adaptative
multi-passe
1% 5 mm
Figure 5 : Idéalisation de type coque à
feuillet moyen (ou peau moyenne)
Figure 4 : Maillage choisi pour l’étude

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C. RESULTATS
1. Canette sous pression interne de 2 bars
Figure 7 : Contraintes de Von Mises (MPa) Figure 6 : Déplacements en amplitude (mm)

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2. Canette sous pression atmosphérique
Figure 9 : Contrainte de Von Mises (MPa) Figure 8 : Déplacement en amplitude (mm)

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D. INTERPRETATION
On constate que les contraintes de Von Mises, pour la canette sous pression de 2 bars, sont les
plus importantes au niveau de la surface d’ouverture de la canette. Les bords de la surface
d’ouverture ainsi que les bords de la surface plane supérieure du couvercle du côté de la
surface d’ouverture sont les plus sollicités, atteignant un maximum en contrainte de 4157 MPa.
Au niveau des déplacements en amplitude, on constate que la partie centrale de la surface
supérieure du couvercle se déplace considérablement, jusqu’à 10 mm, ce qui semble très
important pour un tel composant.
Lorsque la canette se trouve sous une pression de 1 atm (pression atmosphérique), on retrouve
une contrainte maximale de 90 MPa et un déplacement en amplitude de 0.03 mm.
Il faut savoir que les canette de boisson ont en général une épaisseur de 100 microns, soit 0.1
mm, et peuvent résister jusqu’à des pressions de 7 bars. On peut alors se poser la question si
nos hypothèses de départ et no idéalisations ont bien été posées. Ici, nous avons une épaisseur
de canette de 0.15 mm et une pression interne de 2 bars.

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ANALYSE DU CONTACT ENTRE ROUE DENTEE HELICOÏDALE
ET UN ARBRE

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1. Contexte
Ce rapport d’étude repose sur l’analyse du contact sur une roue dentée hélicoïdale.
Une des applications courantes de l’analyse du contact est de déterminer les contraintes dans
un assemblage qui est monté avec des dimensions en conflit. Habituellement utilisée pour les
ajustements de serrage ou d’interférences, cette pratique est courante quand on cherche à
sécuriser des composants mécaniques sur un arbre ou à l’intérieur d’un alésage. Les efforts
normaux entre les éléments mal positionnés peuvent générer du frottement statique important
qui empêche les éléments assemblés de bouger les uns par rapport aux autres.
Dans cette étude, le modèle choisi sera un arbre sur lequel est montée une roue dentée
hélicoïdale. Les extrémités de l’arbre possèdent des régions de surfaces sur lesquelles des
contraintes ont été appliquées pour représenter les roulements qui limiteraient les
déplacements radiaux dans les deux directions, et générer un effort axial s’opposant à l’effort
de poussée généré par les dentures hélicoïdales.
2. Matériaux
Les matériaux choisis pour cette étude seront les suivants :
Composant Matériau
Module d’Young
(GPa)
Coefficient de
Poisson
Roue dentée
hélicoïdale
Acier 199.948 0.27
Arbre Acier 199.948 0.27
Pour réaliser la simulation, il faut appliquer des contraintes au système, ainsi qu’au moins une
charge, fictive, simplement pour que la simulation. Nous nous intéressons à la pression de
contact générées au niveau de l’interface de frettage, mais il n’existe pas d’effort appliqué à
proprement dit comme cela apparaît dans Simulate. Il faut donc amorcer la simulation en
appliquant une charge fictive, de 0 N, sur la roue dentée. Pour pouvoir être au plus proche de
l’assemblage réel, il a été choisi de contraindre une extrémité de l’arbre comme une liaison
rotule ; l’autre extrémité en liaison linéaire annulaire. C’est la MIP/MAP isostatique
généralement choisie pour les arbres. Les conditions aux limites, charges et connections
choisies sont répertoriées dans le tableau ci-dessous :

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Il pourrait être également intéressant de comparer les résultats entre un coefficient de
frottement infini et une valeur finie de type acier/acier trouvée dans la littérature.
Condition
appliquée
Contrainte de
type
déplacement
type rotule
Toutes les
translations
bloquées
Régions de
surfaces de
montage du
roulement avant
Contrainte de
type
déplacement
type linéaire
annulaire
Translations
radiales
bloquées
Translation
axiale libre
Régions de
surfaces de
montage du
roulement arrière
Charge de
type
force/moment
0 N
1 surface de dent
de la roue dentée
Interface de
type contact
Frottement
infini pour
éviter le
glissement
Zone de contact
cylindrique
Figure 10 : Conditions appliquées à
l’assemblage

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B. ANALYSES
1. Analyse d’interférence globale
On constate qu’il existe un volume d’interférence entre la roue dentée et l’arbre, valant 2851.71
mm3. Ce volume d’interférence correspond effectivement à celui d’un cylindre de creux de
diamètre interne 62.5 mm et externe de 62.8 mm, dont la longueur correspond à l’épaisseur de
la roue dentée. En utilisant la formule de calcul du volume d’un cylindre creux, on retrouve le
résultat affiché par l’analyse dans Creo Simulate :
𝑉𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑓) =
𝜋
4
∗ (62.8^2 − 62.5^2) ∗ 96.5926 = 2851.71 𝑚𝑚^3
2. Analyse du contact
Nom Type
Méthode de
convergence
Pourcentage de
convergence
Taille maximale
d’éléments de
maillage
Frettage
Statique avec
contact
Adaptative
mono-passe
Par défaut 5 mm
Figure 11 : Analyse d’interférence globale sur tout l’assemblage

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C. RESULTATS & INTERPRETATION
1. Résultats analytiques : cylindres frettés (MSD2)
Il pourrait être intéressants de réaliser un calcul analytique en parallèle de celui réalisé sur
Creo Simulate, afin de comparer les résultats. Ces calculs ont déjà été effectués à maintes
reprises lors du semestre 7 en MSD2, dans le chapitre des cylindres sous pressions. Nous avons
tous les paramètres nécessaires pour faire les calculs de contraintes et déplacements dans
l’assemblage fretté.
D. INTERPRETATION
Figure 12 : Modèle des cylindres frettés et valeurs de pression de contact et des contraintes en fonction du rayon choisi

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Figure 13 : Modèle avec pression interne ou externe suivant la pièce ; valeurs de déplacement radial pour le rayon de frettage

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1. Résultats de la simulation
On peut constater, en se basant sur les franges de couleurs et en utilisant l’acquisition
dynamique, que la pression de contact a une valeur très proche de celle donnée par le modèle
analytique présenté en amont de ces résultats, allant de 440 à 460 MPa en fonction de la
localisation sur l’aire de contact.
Figure 14 : Pression de contact exercée sur l’aire de contact à l’interface
(MPa)

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En regardant les résultats de déplacements en amplitude, on remarque que la répartition des
couleurs n’est pas symétrique par rapport au plan XY. Cela est dû au fait que la translation
selon Z est restée libre à l’extrémité arrière de l’arbre, jouant le rôle de fixation type linéaire
annulaire.
Concernant les déplacements radiaux, l’affichage montre un déformation de 1 % pour pouvoir
distinguer les 2 composants. On constate que les valeurs de déplacements de la simulation
sont très proches de ceux obtenus analytiquement.
Figure 16 : Déplacement en amplitude de l’assemblage
(mm)
Figure 15 : Déplacements radiaux selon X avec vue en
coupe XZ (mm)

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Concernant les contraintes de Von Mises, on retrouve, grâce à l’acquisition dynamique, pour
des valeurs plus précises, des valeurs proches de celles déduites du modèle analytique.
L’apparition de contraintes importantes au niveau des arêtes vives de la roue dentée
correspondent à des effets de bords, qui n’interviennent pas dans le calcul analytique. C’est
un phénomène qui peut s’apparenter à celui de concentration de contraintes, mais qui
correspond davantage à phénomène décrit par le modèle de pression de Hertz. En effet, à cet
endroit-là, on passe d’un contact surfacique cylindrique à un contact linéique. Ceci a pour
conséquence d’augmenter les contraintes, car diminution de l’aie de contact. Un moyen de
réduire cette hausse des contraintes à ce niveau-là serait de mettre un arrondi, car ces
phénomènes peuvent entraîner le matage sur une partie des composants, déformation
plastique endommageant le matériau, et fragilisant l’assemblage fretté réalisé initialement.
Figure 17 : Contraintes de Von Mises (MPa)

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ANALYSE DU CONTACT AU SEIN D'UN SYSTEME DE
VERROUILLAGE

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1. Contexte
Ce rapport d’étude repose sur l’analyse du contact au sein d’un mécanisme de fermeture.
Ce mécanisme de fermeture a été conçu pour sécuriser un petit boîtier électronique à bord
d’un avion. Quand la porte du compartiment avant de cette boîte est fermé, le loquet est
soumis à une force horizontale de 400 N. Des mouvements plus amples sont empêchés quand
il rentre en contact avec un axe qui est complètement fixé au revêtement intérieur de l’avion.
Nous nous intéressons aux contraintes appliquées sur la surface de montage de l’axe à cause
du contact. De plus, nous voulons vérifier qu’il n’y ait pas de contraintes déraisonnables dans
le loquet ou l’axe à cause de la pression de contact.
2. Matériaux
Composant Matériau
Module d’Young
(GPa)
Coefficient de
Poisson
Loquet Acier 210 0.29
Axe Acier 210 0.29
Condition
appliquée
Contrainte de
type
déplacement
Toutes les
translations
bloquées
Surface d’attache
de l’axe
Contrainte de
type
déplacement
Translation en
Z bloquée
Surfaces
supérieure et
inférieure du
loquet ; surface
large du loquet
Charge de
type
force/moment
-400 N selon Y
Surface supérieur
du loquet
Interface de
type contact
Frottement nul
(1er cas) et
infini (2nd cas)
Zone de contact
courbures
respectives
Figure 18 : Contraintes et charges appliquées
au mécanisme de fermeture

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B. ANALYSES
Pour cette analyse, en plus d’une analyse statique non-linéaire avec contact, une analyse de
grandes déformations aurait dû se faire. L’analyse n’arrivant pas à aboutir avec cette donnée-
là, une analyse statique avec contact a été conservée :
Nom Type
Méthode de
convergence
Pourcentage de
convergence
Taille maximale
d’éléments de
maillage
Contact_latch
Statique
avec
contact
Adaptative
multi-passe
1 % 5 mm

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C. RESULTATS
1. Sans frottement (glissement autorisé)
Figure 19 : Pression de contact entre les 2 surfaces (MPa)
Figure 20 : Contraintes de Von Mises au niveau du loquet (MPa)

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Figure 22 : Contraintes de Von Mises au niveau de l’axe (MPa)
Figure 21 : Déplacement en amplitude au niveau de l’axe avec échelle de 5 % (mm)

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2. Avec frottement infini (pas de glissement)
Figure 23 : Pression de contact entre les 2 surfaces (MPa)
Figure 24 : Contraintes de Von Mises au niveau du loquet (MPa)

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Figure 26 : Contraintes de Von Mises au niveau de l’axe (MPa)
Figure 25 : Déplacement en amplitude au niveau de l’axe avec échelle de 5 % (mm)

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D. INTERPRETATION
On constate une pression de contact au niveau des surfaces concernées d’environ 79 MPa.
Cette valeur de pression est acceptable pour un acier standard. La pression résultant de ce
contact ne se situe pas au niveau de la zone de contact à l’instant où se rencontrent les 2 pièces,
car il y a un phénomène de glissement qui va laisser glisser le loquet jusqu’à ce qu’il ne puisse
plus glisser. La zone de contact affichée sur la capture d’écran correspond à cet instant-là.
Au niveau des contraintes de Von Mises, on retrouve des valeurs de 45 et 46 MPa
respectivement pour le loquet et l’axe. Ces valeurs sont raisonnables par rapport au matériau
utilisé, ici de l’acier.
Au niveau du déplacement, l’axe ne déplace que d’environ 2 microns à son extrémité, ce qui
est faible et cela est souhaitable.
On se rend compte effectivement de différence si on prend en compte un frottement infini,
dans le cas d’un contact rugueux n’autorisant pas le glissement. Les contraintes augmentes
considérablement dans les pièces, à savoir 362 MPa et 251 MPa respectivement pour le loquet
et l’axe. Ces valeurs-là se rapprochent davantage de la pression de matage d’un acier se situant
aux alentours des 400 MPa. On en conclut donc que pour éviter d’endommager les pièces du
mécanisme, il faut ne faut pas un coefficient de frottement trop élevé. La pression de contact
n’augmente que d’une vingtaine de MPa comparée à l’importante augmentation des
contraintes de Von Mises dans les 2 pièces.

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ANALYSE STRUCTURELLE D'UN RESERVOIR SOUS PRESSION

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1. Contexte
Ce rapport d’étude repose sur l’analyse structurelle d’un réservoir sous pression.
Ce réservoir sera soumis à une charge de 100 m3 de propane liquide. Ce modèle nécessite une
idéalisation de type poutre, mais également des idéalisations plus approfondies à utiliser car
le récipient est lui-même très fin.
2. Matériaux
Composant Matériau
Module d’Young
(GPa)
Coefficient de
Poisson
Réservoir Acier 210 0.29
Cheminée d’accès Acier 210 0.29
Bride aveugle Acier 210 0.29
Support Acier 210 0.29
Pour réaliser l’étude voulue, il faut mettre en place plusieurs éléments d’affinement du
modèle, ainsi que les contraintes et charges énoncées :
Condition appliquée Valeur(s) Référence(s)
Contrainte de
déplacement
Toutes les translations
bloquées
Les arêtes du support en contact
avec le sol
Charge de pression
uniforme
7 bars
Toutes les parois internes du
corps du réservoir, en y incluant
celles
Charge de type
force/moment
0 N
1 surface de dent de la roue
dentée
Interface de type contact Sans frottement
Surface de contact entre la
conduite d’accès et la bride
aveugle
Lien de fixation type
boulon
Sans précharge
Trous des 2 pièces énoncées ci-
dessus
Idéalisation de type
coque
Coque à feuillet moyen
associé à paires de surfaces
Corps du réservoir et partie
mince de la conduite d’accès
Idéalisation de type
poutre
Poutre rectangulaire 400*80
(dimensions définies après
observation de géométries
d’application courantes)
Support du réservoir
Figure 27 : Répartitions des contraintes et charges sur le modèle
Pression uniforme de 7 bars
Pression hydrostatique induite par
le propane liquide
Gravité
Blocage des 3 translations

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Pour pouvoir appliquer la pression hydrostatique engendrée par le propane liquide, il a fallu
définir des fonctions de simulation au réservoir, en créant des régions de surfaces, en se basant
sur la plan de hauteur de liquide :
Il devait à l’origine y avoir 20 boulons permettant le bridage des 2 pièces. Malheureusement,
la simulation était en échec avec le nombre complet de boulons, certainement à cause du
nombre important de fixations par rapport à l’étendue de la surface de référence. De ce fait,
pour pouvoir garder ces éléments de connexion, il a été choisi de retirer la moitié des boulons,
en alternant un sur deux, pour garder une répartition homogène.
Figure 29 : Liens de fixation type boulon
Figure 28 : Régions de surfaces (vert foncé) pour application de la charge hydrostatique

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B. ANALYSES
Nom Type
Méthode de
convergence
Pourcentage
de
convergence
Taille maximale
d’éléments de
maillage
Structure_Reservoir_Pression
Statique
avec
contact
Adaptative
multi-passe
1 %
300 mm : Réservoir
100 mm : Support
100 mm : Conduite
d’accès et bride
aveugle
C. RESULTATS
Figure 30 : Déplacements en amplitude avec une échelle de 5 % (mm)

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Figure 32 : Déplacements en amplitude du support en structure poutres (mm)
Figure 31 : Contraintes de Von Mises -MPa)

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Figure 33 : Contraintes de Von Mises sur le support du réservoir (MPa)

EC P2-STM2.2
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D. INTERPRETATION
Au niveau des déplacement, on constate que selon la direction longitudinale (X), la
déplacement est symétrique, d’environ 0.55 mm. La direction radiale horizontale (Z) affiche
elle un déplacement symétrique de 2.77 mm. Enfin, la direction radiale verticale (X) est non-
symétrique, du fait de la fixation entre la partie basse et la structure du support. C’est dans
cette direction qu’on observe le déplacement le plus important, d’environ 4 mm pour la partie
supérieure. Concernant la structure de poutres pour le support, ce sont les extrémités des
poutres courbes qui se déplacent le plus, du fait du déplacement selon Z du réservoir.
Concernant les contraintes résultantes de Von Mises, on peut observer que les parties les plus
fortement sollicitées se situent tout d’abord au niveau du passage dans la conduite d’accès. La
surface de contact se réduisant à cet endroit, les contraintes sont augmentées. Enfin, les
jointures de poutres droites/courbes représentes un point de sollicitation important, car c’est
un point de contact avec le réservoir et complètement fixé. Ce niveau de contraintes s’élève
aux alentours de 100 MPa au niveau de ces jointures de poutres.

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CONCLUSION D’ETUDE
A travers ces différents cas d’études, nous avons pu mobiliser de nombreuses connaissances
acquises au cours de cette année, en particulier de ce semestre, à travers les enseignements de
CAO Avancée et de Dimensionnement Intégré. Ces différentes études de cas d’application a
été enrichissante car elle a permis d’imposer une grande rigueur dans le raisonnement pour la
construction du modèle de simulation. La présentation d’exemples de rapport d’études
réalisés dans des bureaux d’études a permis de nous sensibiliser à la rigueur et la précision à
apporter à un tel rapport, en y faisant figurer les hypothèses posées, des captures d’écran des
différents résultats de simulation, pour que le lecteur puisse directement être en contact avec
les résultats pour se faire une première idée, avant de rentrer davantage dans les détails en
explorant les fichiers CAO. Ce semestre a permis d’approfondir nos connaissances dans
l’utilisation de Creo Simulate, notamment au sujet des éléments d’affinement du modèle
(coques, poutres, interfaces, liens de fixation). Ceci permet d’approcher la simulation en se
basant sur des idéalisations dont les résultats analytiques sont connus et permettent de
simplifier la simulation.

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