Etapa III

Teste de laborator si poligon privind comportamentul materialelor si structurilor compozite. Modelarea fenomenelor de explozie si impact pentru

configuratiile studiate. Proiectare. Diseminarea rezultatelor

Activitate III.1

Incercari de laborator privind comportamentul acidului boric - Partea II

În cadrul acestei activități s-a urmărit o analiză a efectului granulației asupra modului în care au loc transformările suferite de acidul boric pe măsură ce substanța este încălzită. Metoda de analiză utilizată a fost DSC.

Acidul boric a fost sortat granulometric, apoi fiecare fractie a fost supusa unei analize DSC în vederea determinării comportamentului acestuia la încălzire. Pentru acestă analiză, s-au folosit aproximativ 5 mg de acid boric iar fiecare probă a fost încălzită cu 10°C/min.

Rezultatele obtinute sunt prezentate mai jos în mod grafic:

Fig. III.1.1 Graficele obținute prin DSC pt. granulatie 50 µm(stânga) și granulatie 100µm (dreapta)

Fig. III.1.2 Graficele obținute prin DSC pt. granulatie 300 µm(stânga) și granulatie 500µm (dreapta)

Analiza DSC a aratat ca intre particulele cu granulatie mica și cele cu granulație mare nu exista o diferenta importantă între temperaturile de descompunere. Se poate observa, ca în cazul particulelor mai mari (500µm), inerția termică este mai mare, deoarece cele doua etape de descompunere a acidului boric au loc fiecare la o temperatura cu 2°C mai mare. O modificare mult mai consistentă o are însă profilul specific cu două peak-uri al curbei obținute prin metoda DSC. Pe măsură ce dimensiunea granulelor scade cel de-al doilea peak devine mai abrupt indicând o mai mare cantitate de căldură consumată prin a doua etapă de deshidratare (transformarea în tioxid de bor). Având în vedere că pe timpul unui proces de șocare a acidului boric (propagarea unei unde de șoc intense prin mediu granular constituit din acid boric) inerent are loc și spargerea a granulelor chiar și la dimensiuni inferioare celor studiate în cadrul activității, în calculele privind capacitatea acidului boric de a absorbi căldură prin procesele endotermice trebuie avute în vedere rezultatele obținute pentru probele de acid boric de granulație mică.

Activitatea III.2

Determinarea comportamentului acidului boric supus actiunii gazelor fierbinti si modificarile aduse caracteristicilor undelor de soc asociate - Partea

II

În cadrul activității s-au procesat datele experimentale deținute de echipa ATM și cele obținute experimental pe durata anului 2015 în cadrul activității Determinarea comportamentului acidului boric supus actiunii gazelor fierbinti si modificarile aduse caracteristicilor undelor de soc asociate - Partea I.

Procesarea datelor privind suprapresiunea și impulsul specific înregistrate cu taductorii piezoelectrici montați în poziție side-on a permis evidențierea nivelului de atenuare obținut prin dispunerea unui inel de acid boric în jurul încărcăturilor explosive.

Pentru a analiza capacitatea stratului de acid boric de a atenua unda de șoc, atenuările suprapresiunii și a impulsului specific au fost raportate la distanța scalată Z, atât pentru testele cu încărcături din PBX cât și pentru cele cu încărăcturi din Compoziție B. Acolo unde au existat mai multe teste effectuate în condiții identice s-au luat în calcul valorile medii. Pentru determinarea distanței echivalente Z s-a folosit masa echivalentă de TNT și distanța dintre poziția încărcăturii și poziția traductorului. Pentru Compoziția B factorul de echivalență TNT a fost de 1,1 iar pentru PBX a fost de 1,3. Aceste două valori au fot preluate din literatura de specialitate. În Figura III.2.1 sunt prezentate atenuările obținute pentru suprapresiune iar în Figura III.2.2 atenuările obținute pentru impulsul specific. În ambele grafice se observă un trend asendent, mai evident în cazul suprapresiunii. Această tendință indică dispariția efectului de atenuare pe măsură ce crește distanța

scalată Z, chiar dacă graficul pentru suprapresiune este caracterizat de o mai mare împrăștiere a rezultatelor.

Figura III.2.1 Atenuarea suprapresiunii obținută prin prezența stratului de acid boric

Figura III.2.2 Atenuarea impulsuluispecific obținută prin prezența stratului de acid boric

Din punct de vedere tactic, este importantă interpretarea rezultatelor din perspectiva încărcăturii explozive de masă m

*, care produce același efect ca și încărăctura de masă m înfășurată în stratul de acid boric.

În mod normal, pentru anvelope inerte, precum învelișurile din oțel, se folosec ecuațiile derivate de Fano & Fischer sau Hutchinson [4] care exprimă fracția de energie disponibilă pentru producerea undei de șoc în funcție de raportul de masă dintre încărcătură și carcasă.

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

100 g PBX

200 g PBX

300 g PBX

100 g Comp B

50 g Comp B

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

100 g PBX

200 g PBX

300 g PBX

100 g Comp B

50 g Comp B

În abordarea noastră am folosit legile de scalare. Pentru a determina masa echivalentă m

* am folosit două legi de scalare disponibile în literature de specialitate, una pentru suprapresiune și una pentru impulsul specific

( )32

77.284.0

ZZZZps ++= [bar]. (1)

și

( ) 91.0*203 −= ZZI [Ns/m2]. (2)

Definind raportul k = m*/m, se poate obține legătura dintre distanța scalată Z

și distanța scalată echivalentă Z*

�∗ = � √��√�∗� = �

√�� , (3)

unde �∗ = √�∗� și � =

√�� .

Pornind de la relația (3), raportul suprapresiunilor obținute pentru aceeași distanță R pentru aceste două mase de exploziv, m

*și m, poate fi exprimat ca o

funcție de distanța scalată Z și raportul k

( )( )( )

( )( )

32

32

3 23

**

77.284.0

77.284.0

,

,,

ZZZ

Z

k

Z

k

Z

k

Zp

Zp

mRp

mRpkZA

s

s

s

sp

++

⋅+

⋅+

⋅

=== . (4)

Într-un mod similar se procedează și în cazul raportului impulsurilor specifice

( ) ( )( )

( )( )

3 91.091.0

3 91.091.0**

203

203

,

,, k

Z

kZ

ZI

ZI

mRI

mRIkZA

s

s

s

sI =

⋅

⋅⋅===

−

−

. (5)

În Figura III.2.3 este reprezentat raportul suprapresiunilor definit de ecuația (4) pentru trei valori ale lui k. Așa cum se poate observa funcția raportului suprapresiunilor are un trend ascendent.

Figura III.2.3: Funcția raportului suprapresiunilor pentru k = 0,95 (albastru) 0,65 (roșu) 0,45 (verde) comparată cu rezultatele experimentale obținute pentru acid

boric

În Figura III.2.4 este reprezentat raportul impulsurilor specifice definit de ecuația (5) pentru trei valori ale lui k. Așa cum se poate observa funcția raportului impulsurilor specifice reprezintă o valoare constantă.

Figura III.2.4: Funcția raportului impulsurilor specific pentru k = 0,95 (albastru) 0,5 (roșu) 0,25 (verde) comparată cu rezultatele experimentale obținute pentru acid

boric

Valorile extreme au fost astfel alese încât să reprezinte granițele rezultatelor experimentale. Cele două valori central ale lui k au fost alese astfel încât să coincidă cel mai bine cu rezultatele experimentale. Pe baza corelării datelor experimentale cu evoluțiile funcțiilor definite de relațiile (4) și (5) se poate afirma ca un înveliș de acid boric egal ca masă cu încărcătura explozivă va oferi pe domeniul valorilor lorilor distanței scalate Z între 1 și 3 o atenuare a efectelor

distructive la valori similar cu cele produse de o încărcătură explozivă redusă la 50 – 60% din masa încărcăturii reale.

Analiza rezultatelor a indicat, de asemenea, faptul că nu se poate folosi o singură încărcătură echivalentă pentru întregul interval de distanțe scalate, atât timp cât ambele diagrame indică încărăcturi echivalente mici pentru valori mici ale lui Z și încărcături echivalente mai mari pentru valori mari ale lui Z. O posibilă explicație a acestui fenomen sunt reacțiile de descompunere ale acidului boric care generează molecule de apă. Timpul necesar pentru eliberarea și vaporizarea apei este considerabil mai mare decât timpul necesar pentru desfășurarea procesului de detonație. Prezența vaporilor de apă în fazele finale ale destinderii produșilor gazoși obținuți prin detonație poate reprezenta cauza pentru care atenuarea nu mai este atât de evident pentru valori mari ale lui Z.

Activitatea III.3

Testarea balistica si la explozie a mostrelor de materiale compozite obtinute din metal si poliuree - partea II

În cadrul activității s-au analizat testele efectuate în cursul anului 2015 în cadrul activității Testarea balistica si la explozie a mostrelor de materiale compozite obtinute din metal si poliuree - partea I.

Pentru a evalua efectul stratului de poliuree, testele existente au fost grupate pe baza a două criteria:

• Aceeași distanță standoff și aceeași grosime a plăcii metalice; • Aceeași combinație placă metalică/strat de poliuree. Pentru ambele criterii s-a folosit ca termen de comparație deformația finală a

centrului plăcii. Valorile normalizate ale deformațiilor sunt afișate în Figura III.3.1 (sus) ca funcție de grosimea stratului de poliuree. Pentru fiecare grup de teste (grupate după primul criteriu) valoarea unitară a fost stabilită ca fiind deformația plăcii simple de oțel. Așa cum era de așteptat, în toate cazurile, cea mai mare reducere a deformației este cea pentru plăcile cu 8 mm de poliuree, dar reducerea este mai abrupt pentru plăcile cu 4 mm de poliuree. Forma curbelor este similar, dar valorile reducerilor sunt diferite. Se observă, de asemenea, dependența rezultatelor față de distanța de standoff.

În Figura III.3.1 (jos) sunt grupate deformațiile plăcilor după al doilea criteriu. Evoluțiile similare în raport cu distanța standoff confirmă observațiile anterioare. Spațiile dintre curbele pentru grupul plăcilor cu 1 mm de oțel sunt mai mari decât cele pentru grupul plăcilor de 2 mm de oțel pentru toate distanțele de standoff. Rezultatul este unul așteptat atâta timp cât structurile cu 1 mm de oțel sunt mai puțin rigide decât cele de 2 mm de oțel. O observație mult mai importantă este cea legată de comparația dintre plăcile de 2 mm de oțel și plăcile

obținute din 1 mm de oțel și 8 mm de poliuree. În toate cazurile deformația plăcii de 2 mm de oțel este mai mică decât a plăcilor din 1 mm de oțel și 8 mm de poliuree.

Tabel III.3.1 Configurațiile de testare și

rezultatele obținute

Test nr.

Tip placă

Încărcătură explozivă

[g]

Distanță [cm]

Deformație permanentă

[mm]

1 1 mm 100 45 31,28

2 1 mm +

4mm 100 45 23,56

3 1 mm + 8mm 100 45 19,48

4 2 mm 100 45 12,88

5 2 m m + 4mm 100 45 9,15

6 1 mm 100 30 46,48

7 1 m m + 4mm 100 30 38,37

8 1 mm + 8mm 100 30 33,22

9 2 mm 100 30 22,41

10 2 mm + 4mm 100 30 17,82

11 1 mm + 8mm 100 20 37,96

12 2 mm 100 20 26,98

13 2 mm + 4mm 100 20 22,80

14 2 mm + 8mm 100 20 20,54

Fig. III.3.1 Rezultatele testelor

Având în vedere observațiile anterioare, este nevoie de o evaluare

suplimentară a eficienței poliureei. Analiză suplimentară se bazează pe observațiile efectuate de alți cercetători în ceea ce privește legătura dintre deformarea plăcilor metalice pătrate și un coeficient adimensional. Astfel, s-a arătat că, atât pentru plăcile încărcate impulsiv în mod uniform sau neuniform, există o relație empirică liniară dintre deformația permanentă relativă a centrului plăcii și un număr adimensional 1qφ :

277.048.0/ 1 += qh φδ (1)

undeδ reprezintă deformația permanentă a plăcii, h este grosimea plăcii și 1qφ este

dat de formula:

1

021

2qq

blh

Iζ

ρσφ = . (2)

0.6

0.65

0.7

0.75

0.8

0.85

0.9

0.95

1

0 5 10

De

form

ați

e n

orm

ali

zată

Grosime poliuree (mm)

1mm 45

2 mm 20

2 mm 45

2mm 30

1mm 30

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

10 30 50

De

form

ați

e(m

m)

Distanță (mm)

1mm

1mm+4mm

1mm+8mm

2mm

2 mm+4mm

2 mm+8mm

Valoarea lui 1qφ este dată de dimensiunile plăcii și proprietățile mecanice ale

acestuia prin grosimea plăcii h, dimensiunile laterale b și l, densitatea materialului plăcii ρ și tensiunea de curgere în domeniul static � și de condițiile de încărcare impulsivă prin impulsul I și parametrul de încărcare 1qζ .

Pentru încărcări uniforme parametru de încărcare ia valoarea unitară iar pentru încărcări neuniforme este dat de expresia

+=

20

1 ln1R

lbq

πζ (3)

unde 20Rπ reprezintă suprafața de încărcare.

Așa cum s-a arătat, pentru dimensiuni mari ale deformațiilor relative, termenul 0,277 din ecuația (1) contribuie cu mai puțin de 3%, care reprezintă o marjă de eroare acceptabilă, și poate fi neglijat. În această situație ecuația (2) se poate rescrie ca

148.0/ qh φδ = (4)

Ecuația (4) arată că, pentru deformații mari, în condiții similare de încărcare, raportul deformațiilor a două plăci plane din același material dar de grosimi diferite depinde doar de raportul grosimilor

1

2

2

1

h

h=

δ

δ (5)

În același mod, dacă toți parametrii ecuațiilor (2) și (3) sunt păstrați neschimbați, cu excepția densității, raportul deformațiilor pentru două plăci cu densități diferite este dat de

1

2

2

1

ρ

ρ

δ

δ= (6)

Ambele ecuații de mai sus arată că prin adăugare de masă deformația plăcii va scădea. O situație similar se observă în Figura III.3.1 (sus). Adăugând poliuree pe placa metalică se obține o reducere a deformației. Pentru a compara rezultatele experimentale cu curbele teoretice date de ecuațiile (5) și (6) s-au definit două funcții:

� (�) = ����������

, (7)

��(�) = ���������

. (8)

Ecuația (7) furnizează o predicție privind deformația normalizată a unei plăci cu aceeași densitate pe arie precum o placă realizată din combinația oțel/poliuree cu un raport al grosimilor poliuree/oțel de x. Ecuația (8) furnizează o predicție privind deformația normalizată a unei plăci din oțel cu grosime nemodificată, dar cu aceeași densitate pe arie precum o placă realizată din combinația oțel/poliuree cu un raport al grosimilor poliuree/oțel de x. �� și �� reprezintă densitatea poliureei, respective a oțelului. Se poate observa că ambele funcții au valori subunitare pentru valori positive ale lui x. Atunci când x tinde către 0, ambele funcții tind către valoarea unitară. Deformațiile normalizate din Figura III.3.1 (sus) sunt reprezentate în Figura III.3.2 ca funcții de raportul grosime poliuree/grosime oțel și sunt comparate cu curbele date de ecuațiile (7) și (8). O observație imediată este legată de poziția curbelor experimentale în legătură cu curba dată de ecuația (7). Toate curbele sunt poziționate mai sus, cu excepția celei pentru cazul placilor de 2 mm la distanța de standoff de 45 cm. Mai mult, eficacitatea stratului de poliuree este dependent de distanța de standoff, atât pentru plăcile din 2 mm de oțel cât și pentru cele din 1 mm de oțel. Pe măsură ce scade distanța de standoff scade și eficacitatea stratului de poliuree. Relația dintre eficacitatea stratului de poliuree și distanța de standoff este probabil legată de creșterea suprapresiunii aplicate pe placă odată cu scăderea distanței. Această ipoteză se bazează pe observațiile făcute de alți cercetători (Amini) care au remarcat faptul că rigiditatea poliureei depinde de presiune. Poliurea confinată, încărcată în compresiune, obține o mai bună impedanță mecanică cu placa de oțel și, în consecință, cantitatea de energie transferată plăcii de oțel crește. Trendul de reducere al eficacității indică faptul ca atunci când stratul de poliuree este aplicat pe placă pe fața pe care acționează unda de șoc, plăcile metalice de suport pot suferi deformații chiar mai mari decât plăcile neacoperite, în situația detonației unor încărcături dispuse foarte aproape de placă. În această situație, nu se recomandă dispunerea stratului de poliuree pe exteriorul carcasei vehiculelor.

Figura. III.3.2 Comparație între curbele � (�) și ��(�) și rezultatele experimentale

The experimental findings have shown that the effect of polyurea coating on the applying pressure face is strongly dependent on the standoff distance. Less standoff distance, less effectiveness.

Eq. (7) and (8), derived from existing empirical equation that describes the relationship between relative permanent deflection of plate center and a dimensionless damage number, allow the comparison of experimental results for bilayered plates with predicted curves for simple steel plates. The shape of predicted curves is similar to the experimental curves. In almost all cases the bilayered plates have shown less promising results than the monolithic steel plates of the same areal density.

Activitatea III.4 Modelarea fenomenelor de impact cu proiectile pentru configuratiile studiate

Modelarea testelor s-a realizat cu ajutorul LS-DYNA, software specializat în modelarea fenomenelor tranzitorii neliniare. Condiţiile în care s-au desfăşurat testele de poligon prin trageri reale în structuri de protecție balistică (oțel și poliuree) permit simplificarea modelării, astfel problema putându-se formula axial

simetric neliniară. Pentru cazurile modelate s-au folosit elemente plane axial simetrice de tipul SHELL 15, cu ponderarea funcţiilor pe volum.

Impactul este simulat prin impunerea tuturor nodurilor corespondente geometriei gloanţelor a valorii vitezei de impact.

Contactul dintre elementele componenete ale modelului s-a realizat prin impunerea condiţiei de contact ”CONTACT_2D_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE”.

Fig. III.4.1 Geometria modelului în zona de impact Glonţ cal. 7,62x39 mm perforant vs. structură de protecție (oțel și poliuree)

Proprietăţile de material introduse în program pentru modelarea structurilor sunt corespunzătoare modelelor de material plastic-cinematic, Johnson-Cook şi hiperelastic.

În funcție de dimensiunile modelului, simularea numerică a fenomenului de impact s-a realizat în patru cazuri, după cum se poate observa în Fig. 5.

Totodată, pentru fiecare caz în parte, problema s-a rezolvat variind viteza de impact în scopul determinării vitezei balistice limită.

a b

c d

Fig. III.4.2. Modelarea impactului dintre glonț și structură balistică a – glonț cal. 7,62x39 mm perforant vs. oțel 2mm + poliuree 4mm b – glonț cal. 7,62x39 mm perforant vs. oțel 2mm + poliuree 8mm

c – glonț cal. 7,62x39 mm perforant vs. oțel 1mm + poliuree 4mm d – glonț cal. 7,62x39 mm perforant vs. oțel 1mm + poliuree 8mm Pentru fiecare configurație s-au folosit ca date inițiale mai multe viteze de

impact, conform tabelului. Tabel III.4.1Vitezele de impact și vitezele rămase

Nr. crt.

Tip structura de protecție balistică Viteza inițială [m/s]

(v0) Viteza rămasă [m/s]

(vr) Obs.

1.

2 mm OL + 4 mm poliuree

200 -48,99 2. 250 -59,71 3. 300 209,73 4. 400 311,69 5.

2 mm OL + 8 mm poliuree 300 -83,16

6. 350 117,17 7. 400 226,46 8.

1 mm OL + 4 mm poliuree

200 -35,12 9. 250 -53,27 10. 300 205,08 11. 400 342,79 12.

1 mm OL + 8 mm poliuree 300 -90,60

13. 350 171,68 14. 400 277,60

Fig.III.4.3 Aspecte succesive ale impactului dintre glonţul 7,62x39 mm

şi structura balistică la v0 = 400m/s

Fig.III.4.4 Variația în timp a vitezei miezului glonțului la impactului dintre glonţul

7,62x39 mm şi structura balistică Analizând rezultatele obținute se pot remarca următoarele aspecte: - la impactul dintre proiectil şi pachetul balistic se propagă în acestea unde

de compresiune urmate de unde de destindere a materialelor; - se stabileşte un echilibru în sistem (glonţ şi pachetul balistic), mărimile pe

interfaţa dintre cele două corpuri având aceleaşi valori în cele două medii, fapt confirmat de teoriile actuale;

- energia cinetică a glonţului este transferată în mod treptat către poliuree şi consumată prin deformarea a acesteia;

- rezultatele obţinute în urma simulării numerice sunt în bun acord cu cele obţinute experimental prin trageri reale în poligon.

Modelarea actiunii undelor de soc asupra configuratiilor studiate

Studiul numeric în ANSYS AUTODYN a presupus elabbidimensional prin care este modelatCompoziție B în aer. Mediul din jurul exploziei este realizat la scarcondițiile pe frontieră de tipul ”flow out” permiîn condiții similare și în afara acestora. Scopul debutului analizei numerice în sistemul de coordonate bidimensional se rega analiza modul de formare distanță într-un mod riguros

Figura

Astfel, modelul 2D axial simetric este postprocesat pâncorespunzător apropierii frontului undei de influenţa / induce solicitări asupra acesteia.

Figura III.5.1 Poziția frontului undei de

Activitatea III.5.

Modelarea actiunii undelor de soc asupra configuratiilor studiate

Studiul numeric în ANSYS AUTODYN a presupus elaborarea unui model bidimensional prin care este modelată detonația unei încărcături cilindrice de

ie B în aer. Mediul din jurul exploziei este realizat la scară de tipul ”flow out” permițând fenomenului săși în afara acestora. Scopul debutului analizei numerice în

sistemul de coordonate bidimensional se regăsește în posibilitatea oferita analiza modul de formare și propagare al undei de detonație până

un mod riguros și cu putere de calcul redusă.

Figura III.5.1 Modelul numeric 2D

Astfel, modelul 2D axial simetric este postprocesat până la un moment de timp tor apropierii frontului undei de șoc de placa testată dar f

ări asupra acesteia.

ția frontului undei de șoc la finalul rulării modelului 2D

Modelarea actiunii undelor de soc asupra configuratiilor studiate - Partea II

orarea unui model ă ături cilindrice de

ie B în aer. Mediul din jurul exploziei este realizat la scară redusă, ând fenomenului să se desfășoare

i în afara acestora. Scopul debutului analizei numerice în te în posibilitatea oferită de soft de

ție până la o anumită

la un moment de timp oc de placa testată dar fără a o

ării modelului 2D

Datele din modelul 2D axial simetric sunt importate apoi în modelul tridimensional pentru analiza ulterioaracțiunea undelor de șoc în aer.

Figura III.5.3

În Figura III.5.3 este prezentat modelul 3D în care aerul detonației sunt medii Euler-Godu”shell” Lagrange și este acoperitvolum de tip Lagrange. Comportamentul plăcii de oconstitutive de material și anum Tabel III.5.1 Modele constitutive de material

Material Model constitutiv

Ol 50 Johnson Cook

G, [kPa] 8.08e7

poliuree

Mooney-Rivilin

C10 [kPa] -4.24e

În modelul numeric ssistemul de prindere cu şuruburi fiind înlocuit cu o op”fixed support” sau blocareafrontieră, iar modelul plăcii este prezentat în

Datele din modelul 2D axial simetric sunt importate apoi în modelul tridimensional pentru analiza ulterioară a comportamentului plăcii studiate la

șoc în aer.

III.5.3 Modelul numeric 3D studiat

este prezentat modelul 3D în care aerul Godunov, placa de oțel este realizată cu elemente de tip

și este acoperită de un strat de poliuree modelat cu elemente de

Comportamentul plăcii de oțel este modelat prin prisma unei legi și anume modelul Johnson-Cook.

Modele constitutive de material

Model constitutiv

A, [kPa]

B, [kPa]

n C m 7 3.4e5 3e5 0.24 0.02 1

C01 [kPa]

C11 [kPa]

C20 [kPa]

C02[kPa]

4.24e4 6.18e4 -1.77e3 257 1.45e

În modelul numeric s-a modelat din structura metalică, numai placa testatşuruburi fiind înlocuit cu o opţiune de încastrare de tip

”fixed support” sau blocarea mișcării tuturor nodurilor implicate în condiăcii este prezentat în Figura III.5.2.

Datele din modelul 2D axial simetric sunt importate apoi în modelul comportamentului plăcii studiate la

este prezentat modelul 3D în care aerul și produșii de ă cu elemente de tip

de un strat de poliuree modelat cu elemente de

el este modelat prin prisma unei legi

Tt, [K]

1.81e3 C02 [kPa]

d [/kPa]

1.45e4 1e-6

ă, numai placa testată, iune de încastrare de tip

rii tuturor nodurilor implicate în condiția pe

Figura III.5.2

Pentru a reduce numărul de elemente finite din modelul structural Lagrange, s-au folosit elemente de tip SHELL pentru modelarea pldiscretizarea a fost realizatăundele de detonație, aşa cum se observ

Figura

Modul de interacțiune al undelor de detonade un strat de poliuree a fost studiat din pununui număr de 16 modele prin care se variazstratului de poliuree și distannumerice sunt replică condițiile

În urma simulărilor numerice au fost urminteracțiunea undă de șoc și structura pl

− deformația maximă a centrului plscenarii experimentale;

− influența grosimii stratului de poliuree asupra modului de atenuare a undelor de șoc;

− influența distanței fațăplăcii testate. Rezultatele simulării sunt în bun

2 Reprezentarea numerică a plăcii testate

ărul de elemente finite din modelul structural Lagrange, au folosit elemente de tip SHELL pentru modelarea plăcii de o

discretizarea a fost realizată într-o manieră eficientă pe porțiunea unde acşa cum se observă în Figura III.5.3.

Figura III.5.3 Discretizarea plăcii testate

țiune al undelor de detonație cu o placă metalicde un strat de poliuree a fost studiat din punct de vedere numeric în urma realiz

r de 16 modele prin care se variază grosimea plăcii metalice, grosimea și distanța dintre explozie și structura testată. Aceste modele țiile în tabelul III.3.1.

rilor numerice au fost urmărite următoarele aspecte legate de ș și structura plăcii testate: ă a centrului plăcii testate la acțiunea exploziei în diferite

scenarii experimentale; stratului de poliuree asupra modului de atenuare a undelor

ței față de epicentrul exploziei asupra comportamentului

ării sunt în bună concordanță cu cele experimentale.

rul de elemente finite din modelul structural Lagrange, ăcii de oțel iar

țiunea unde acționează

ă metalică protejată ct de vedere numeric în urma realizării

ăcii metalice, grosimea ă. Aceste modele

toarele aspecte legate de

iunea exploziei în diferite

stratului de poliuree asupra modului de atenuare a undelor

de epicentrul exploziei asupra comportamentului

cu cele experimentale.

2 mm otel + 4 mm poli 1 mm otel + 8 mm poli 2 mm otel + 8 mm poli

Figura III.5.6 Influența distanței fața de epicentrul exploziei asupra deformării

Activitatea III.6

Diseminarea rezultatelor

Diseminarea rezultatelor cercetărilor teoretice, experimentale şi numerice efectuate pe toată perioada etapei a III-a au constituit o preocupare permanentă şi s-au concretizat în articole publicate în reviste naţionale şi internaţionale recunoscute de Consiliul Naţional al Cercetării Ştiinţifice (CNCS) si comunicări ştiinţifice nationale si international şi anume:

• Gabriela Toader, Edina Rusen, Mircea Teodorescu, Aurel Diacon, Paul O. Stanescu, Traian Rotariu, Adrian Rotariu, Novel polyurea polymers with

enhanced mechanical properties, Journal of Applied Polymer Science, Vol.133, nr. 38, octombrie 2016;

• Adrian ROTARIU, Florina BUCUR, Gabriela TOADER, Marin LUPOAE,

Alin SAVA, Pamfil ȘOMOIAG, Marius CIRMACI-MATEI, Experimental

Study on Polyurea Coating Effects on Deformation of Metallic Plates

Subjected to Air Blast Loads, Materiale Plastice, In evaluare;

• Ovidiu Iorga, Liviu Matache, Gabriel Epure, Viorel Tiganescu, Traian Rotariu, Adrian Rotariu, Experimental techniques for measuring the

overpressure generated by thermobaric devices, New Trends in Research of Energetic Materials 2016, Pardubice, Republica Ceha, 20 – 22 aprilie 2016;

• Rotariu Adrian, Trană Eugen, Rotariu Traian, Bucur Florina, Matache Liviu,

Iorga Ovidiu, Badea Simona, The effect of an annular boric acid layer on

the blast wave generated at explosive charge detonation , New Trends in Research of Energetic Materials 2016, Pardubice, Republica Ceha, 20 – 22 aprilie 2016;

• Rotariu Adrian, Trană Eugen, Rotariu Traian, Bucur Florina, On the effect of

reactive granular envelopes on blast parameters, Greener and Safer Energetic and Ballistic Systems 2016, Academia Tehnica Militară, București, Romania, 26-27 mai 2016;

• Gabriela Toader, Edina Rusen, Mircea Teodorescu, Aurel Diacon, Paul O.

Stanescu, Traian Rotariu, Adrian Rotariu, New types of polyurea

nanocomposites with enhanced mechanical properties, Greener and Safer Energetic and Ballistic Systems 2016, Academia Tehnica Militară, București, Romania, 26-27 mai 2016;

• Gabriela Toader, Edina Rusen, Mircea Teodorescu, Aurel Diacon, Paul O.

Stanescu, Traian Rotariu, Adrian Rotariu, New types of polyurea

nanocomposites with enhanced mechanical properties, International Conference of POLYMERS AND ORGANIC CHEMISTRY 2016, Hersonissos, Creta, Grecia, 13-16 iunie 2016;

• Bucur Florina, Rotariu Adrian, Trană Eugen, Matache Liviu ,

EXPERIMENTAL STUDY REGARDING TRANSFERRED IMPULSE

MITIGATION BY PERLITE LAYER, Greener ISER-33rd International Conference on Nanoscience, Nanotechnology & Advanced Materials (IC2NAM), Dubai UAE,5-6 iunie 2016;

• Puica Constantin, Lepadat Daniel, Iancu Florinel, Marmureanu Marius, Pana

Florina, Armour Steel Plates Subjected to Air Blast Loading. Numerical

Simulations and Experimental Validation, HIGH PERFORMANCE ENGINEERING SOLUTIONS 2016, Sinaia, Romania,12-13 mai 2016;

Activitatea III.7

Proiectarea si realizarea unui demonstrator la scara redusa pentru sistemul de protectie antiexplozie - Partea I

SC STIMPEX SA, partener industrial în cadrul proiectului, a propus integrarea sistemului de protecție la explozie în conceptul de mașină blindată TERRADYNE GURKHA RPV-STX DRACO.

Concepul TERRADYNE GURKHA RPV-STX DRACO reprezintă un vehicul blindat 4x4, cu o masă totală de 8,845 tone, dezvoltat pe un șasiu TERRADYNE GURKHA RPV, care oferă ocupanților următoarele nivele de protecție: -nivel 2a/2b conform STANAG 4569 AEP-55 (C) Vol. 2, Anexa “A”.

În vederea realizării nivelului de protecție 2 la acțiunea minelor, vehiculul va fi echipat cu un scut suplimentar, în formă de V, din oțel ARMOX 500 de 12 mm, dispus sub șasiul mașinii.

În cadrul activității de proiectare a demonstratorului pentru conceptul TERRADYNE GURKHA RPV-STX DRACO s-a avut în vedere reproducerea condițiilor specifice testelor impuse prin STANAG. Întrucât nivelul de protecție țintă al conceptului DRACO este 2, încărcăturile surogat vor fi realizate pentru nivelele 2a și 2b.

Demonstratorul proiectat este la o scara de 1:4. Decizia realizării unui model simplificat este susținută de faptul că reproducerea cu fidelitate a tuturor pieselor sau detaliilor de formă conduce la costuri suplimentare, iar pentru o simulare conduce la obținerea unei dimensiuni exagerat de mare a modelului, fără o modificare substanțială a răspunsului vehiculului la acțiunea minei.

Astfel s-a luat decizia reprezentării în formă simplificată a principalelor elemente care afectează direct raspunsul vehiculului: scutul, șasiul, roțile și elementele de legătură ale acestora, carcasa blindată cu podeaua, capota și motorul. Prin această reprezentare simplificată s-a păstrat nu doar distribuția maselorși masa totală ci și rigiditatea de ansamblu a vehiculului și a podelei acestuia.

Întrucât dimeniunea nu s-a renunțat la prezența manechinelor , în locul scaunelor au fost concepute o serie de patru cuburi de tablă care sunt prevăzute cu traductori în vederea utilizării datelor în analiza comportamentului manechinului.

De asemenea modelul a fost prevazut cu traductori dispuși în aer, în vederea evaluării criteriului Chest Wall Velocity Predictor.

Fig. III.7.1 Modelul simplificat

Fig. III.7.2 Modelul simplificat.Poziție traductori

O sinteză a fluxului de informații și a etapelor de lucru și analiză ce urmează

a fi parcurse se regăsește în schema următoare.

Fig. III.7.3 Schema de lucru

Activitatea include și o analiză a comportamentului conceptului simplificat la scară 1:1.

Activitatea III.8 Proiectarea si realizarea unui stand de testare la scara redusa pentru sistemul

de protectie antiexplozie - Partea I

În cadrul activității s-a proiectat un stand de testare la scară redusă destinat verificării comportamentului structurii inferioare a unui vehicul în condițiile producerii unei explozii sub vehicul. Standul a fost proiectat astfel încât să fie reutilizabil și să permită verificarea unui număr variat de structuri posibile: placă simplă, placă multistrat, placă rotundă, placă în V, podea dublă, etc. De asemenea, printr-un sistem de reglare a picioarelor este posibilă obținerea unor distanțe diferite față de sol. Standul a fost prevăzut cu monturi pentru senzori de tip traductor de presiune și accelerometru. Suplimentar, standul a fost prevăzut cu o serie de dispozitive fixate de sol destinate măsurării înălțimii maxime care este atinsă de stand pe timpul testului, acesta nefiind fixat de sol.

Concept

vehicul

Model la scară

Simplificat

Materiale

Încărcătură

surogat

Încărcătură

surogat la scară

Materiale

Reproducere Nivel

2a la scară

Reproducere Nivel 2b

la scară

Model Manechin

LS-Dyna Evaluare criterii IARV

Nivel 2a

Evaluare criterii IARV

Nivel 2b

Figura III.8.1 Structura standului de testare la scar

Tot în cadrul etapei a fost proiectat un dispozitiv experimental testării în condiții de laborator a comportamentului plTestele vor utiliza sistemul din Academia Tehnică MilitarHopkinson la testul dinamic conceput, sprevăzut cu un traductor de foravând o suprafață de apăsare care preia efortulTraductorul a fost montat pe un suport rigid din ose deplasează liber și apăsă traductorul. Posibila mifost limitată cu un sistem de prindere Probele testate dispozitiv prevăzut cu găuri de prindere.

Figura III.8.2

Figura III.8.1 Structura standului de testare la scară redusă cu detaliu în zona de montare a senzorilor

Tot în cadrul etapei a fost proiectat un dispozitiv experimental

ii de laborator a comportamentului plăcilor în reg de propulsie pneumatică a Sistemului Bare Hopkinson

ă Militară. În vederea adaptării Sistemului de Bare ul dinamic conceput, s-a conceput un sistem tip

traductor de forță. Traductorul funcționează fărăță de apăsare care preia efortul transmis de proiectil pl

Traductorul a fost montat pe un suport rigid din oțel, fiind acoperit cu un pahar ce ăsă traductorul. Posibila mișcare de revenire a paharului a

cu un sistem de prindere Probele testate sunt prinse de ăuri de prindere.

III.8.2 Schița testului și dispozitivul realizat

ă cu detaliu în zona de

Tot în cadrul etapei a fost proiectat un dispozitiv experimental în vederea regim dinamic.

a Sistemului Bare Hopkinson rii Sistemului de Bare

țintă care este ă ără prestrângere,

transmis de proiectil plăcii. el, fiind acoperit cu un pahar ce

care de revenire a paharului a sunt prinse de țintă printr-un

i dispozitivul realizat