Etude du comportement dynamique linéaire et non-linéaire d'un ...

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Afin de compléter l'étude de ce cas de vol, nous allons maintenant nous intéresser à l'évolution du niveau vibratoire calculé en cabine en fonction de la vitesse d'avancement de l'appareil. A cet effet, nous allons comparer les résultats fournis par les trois méthodes suivantes: - calcul Rotor - Structure couplé tel qu'il est présenté dans ce chapitre en prenant en compte une base modale complète de l'hélicoptère - 6 modes de corps rigide plus 9 modes de déformations du fuselage -. - calcul du torseur des efforts en tête rotor supposée encastrée à l'aide du code R85 puis application de ce torseur sur la base modale complète de l'appareil pour en déduire le niveau vibratoire sur le fuselage. - calcul du torseur des efforts en tête puis application de ce torseur sur la base modale du fuselage enrichie par la prise en compte de l'impédance équivalente du rotor - méthode présentée dans les références [28] et [47] -. La figure 111.14 montre le niveau vibratoire obtenu à la position du pilote selon les 6 directions et pour différentes valeurs de la vitesse d'avancement comprises entre 40 et 140 noeuds - 75 et 280 km/h -. Le code Rotor - Structure couplé donne des résultats compris entre la méthode " torseur isolé sur base modale " et la méthode " torseur isolé sur base modale plus impédance rotor ". Au vu des résultats, nous pouvons tirer les conclusions suivantes: - la méthode " torseur isolé sur base modale " surestime le niveau vibratoire en cabine. Ce résultat est probablement du au fait que la base modale utilisée ne prend pas en compte l'impédance équivalente du rotor qui, en augmentant l'inertie, diminue le niveau vibratoire global du fuselage. - les deux méthodes "calcul couplé direct" et "torseur isolé sur base modale plus impédance rotor " donnent des résultats comparables. Il est clair que la méthode "torseur isolé sur base modale plus impédance rotor " est la meilleure parmi les méthodes qui utilisent le torseur calculé à tête encastrée. La prise en compte de l'impédance du rotor dans la résolution des équations modales du fuselage permet de penser que cette méthode fournie une bonne approximation. En effet, nous avons montré que l'aérodynamique est peu modifiée par la présence du fuselage ; et d'autre part, l'introduction de l'impédance rotor permet de corriger les variations de l'inertie. Ainsi, cette méthode propose une démarche correcte. Le calcul direct du système Rotor - Fuselage couplé donne des résultats du même ordre de grandeur ce qui est un moyen de valider ce calcul. L'écart entre ces deux méthodes s'explique par le fait que dans un cas, nous calculons le torseur tête rotor en même temps que les coordonnées modales du fuselage alors que dans l'autre, le torseur en tête est calculé indépendamment de la présence du fuselage. Il est clair cependant que la méthode qui se rapproche le plus de la réalité est celle du calcul direct du système couplé. Chapitre 3 : Couplage Rotor - Structure 180
NIVEAUX VIBRATOIRES EN FONCTION DE LA VITESSE 21G117 SEE_cliP 14/01/ql 10,32.27 COMPARAISON DES TROIS METHODES 1323 1323 X (G) 1323 Z (G) 'r (G) XX G XXG no XXG G 01 z on n ODD z] z -u-u -u rr r * o X fini n -4--1-1 ni pi n X X I 80 120 VITESSE NOEUDS 120 VITESSE NOEUDS z- n 8G 120 VITESSE NOEUDS 1323 RX (RAD/2) RZ CR00152) RY CR00/52) nc uim n -O r 11] oz z ro n inni n n D n_U nr n X * * I X o th I/I D n X X X :4< * X :4< 111 X 12 VITESSE NOEUDS 120 VITESSE NOEUDS 120 VITESSE NOEUDS ( OMC A
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N° d'ordre 94 - 53 MEMOIRE DE THES
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ECOLE CENTRALE DE LYON Directeur: E
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Machines Thermiques Photocatalyse M
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RESUME Le développement croissant
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111.3 Etude numérique du couplage
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La stabilité d'un rotor et plus g
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identifier les effets non-linéaire
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accélérations aux articulations (
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Soit (O, XD, D, ZD) le trièdre li
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1.2.1.4 Méthode de résolution Nou
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1.2.2 LE MODELE PALE SOUPLE L Y (tr
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Il faut remarquer que du point de v
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Les coefficients ji et a intervienn
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traînée peut être négative. C'e
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aérodynamiques - et comme axes pri
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Ainsi, en combinant les équations
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25 NI 20 i: 30 20 (Q Q) o o- 10 (Q
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troisième mode de battement. Pour
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E c'J o 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 06 Temp
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terme sin O reste négligeable deva
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attement 3, de traînée 2 et de to
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niveau vibratoire est donc beaucoup
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Pour t = O, l'équation (2.1) est l
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27t F [a cos ', - a w sin j sin iy
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Le cas linéaire montre que plus la
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11.3 LES SERIES FONCTIONNELLES DE V
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mc+ky+dy2=x(t) (2.24) Nous choisiss
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qb3 + qb3 + mb Cb = maoqt2-2mbaOqt2
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11.3.3 INTERPRETATION DES RESULTATS
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w2 Wi Figure 11.5: Bi-spectre et co
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11.3.3.4 Recomposition du signal te
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La figure 11.11 permet de comparer
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Cette limitation est très pénalis
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où les sont des fonctions analytiq
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x= O C i o Soit encore: X=AX+F,i(X)
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(I+aT3 (U))d.L- D(U+ T3(U))+ Gj(U+
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la forme: 4-jE0U1 + a9u1 + iAuu3 EU
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Nous allons comparer le résultat o
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Afin de calculer les solutions pér
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uiu0exp(-iot) u3=u0exp(iwt) u2=O U4
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