PROIECT 278/2014

SISTEM DE PROTECTIE ANTIEXPLOZIE PENTRU ECHIPAREA VEHICULELOR

ETAPA 2

2015

Activitatea II.1. Preparari preliminare ale noilor retete de poliuree - Partea II

Activitatea II.1 reprezintă o continuare a activităților din 2014. Scopul acestei activități a fost obținerea unor noi filme de poliuree cu proprietăți mecanice superioare astfel încât să poată fi utilizate pentru aplicații de protecție balistică.

Elementele de noutate aduse de acest studiu constau în adăugarea unor compuși mic-moleculari bifuncționali (amine aromatice) care au rolul de a imbunătăți proprietățile mecanice ale acestor materiale.

În încercarea de a găsi o compoziție optimă pentru poliuree, s-au utilizat diverse rapoarte molare între reactanți (Tabelul II.1.1).

Pentru aceste sinteze s-a folosit un izocianat polimeric pe bază de difenilmetan-4,4’-diizocianat (MDI), polipropilen glicol cu grupări terminale amino (PPG) și alți trei monomeri : benzidină (BZ), diaminodifenilmetan (DADPHM) și diaminocarbazol (DAC).

Tabelul II.1.1 –Proporții molare între reactanți

Sample Composition Molar ratio between amines

PU-0 (blank) PPG - PU-1-a PPG:BZ 1:3 PU-1-b PPG:BZ 1:2 PU-1-c PPG:BZ 1:1 PU-2-a PPG:DADPHM 1:3 PU-2-b PPG: DADPHM 1:2 PU-2-c PPG: DADPHM 1:1 PU-3-a PPG:DAC 1:3 PU-3-b PPG: DAC 1:2 PU-3-c PPG: DAC 1:1 PU-4 PPG:DADPHM + ZnPc 1:2 + 1% (wt.%)

Filmele de poliuree obținute au fost analizate și testate.

1.1.Spectroscopia FT-IR

Prima investigație la care a fost supusă poliureea este analiza FT-IR (Fig.II.1.1), pentru a afla dacă în urma reacției monomerii s-au consumat complet dar și pentru a pune în evidență formarea grupărilor specifice de uree (R-NH-CO-NH-R).

Fig. II.1.1- Exemple spectre FT-IR ale filmelor polimerice obținute

3500 3250 3000 2750 2500 2250 2000 1750 1500 1250 1000 7507880828486889092949698

100

2867

2932

PPG:DAC 1:3

PPG:DAC 1:2

PPG:DAC 1:1

PPG:DAC 1:0 (blank)

% T

cm-1

2970 16551597

15381508

1454

1413

1372

1307

1235

1102

1017

924815

3339

1.2.Analiza termogravimetrică

Comportamentul termic al poliureei pentru protecție balistică este foarte important deoarece radiația termică adusă de produșii gazoși generați în timpul unei explozii ar putea duce la degradarea peliculei polimerice.

Analiza termogravimetrică a arătat că toate variantele de poliuree sintetizate sunt stabile până la 300°C, dar după această temperatură ele suferă o pierdere semnificativă de masă datorată debutului procesului de descompunere. Pierderea de masă, pentru fiecare tip de poliuree, este ilustrată în Tabelul II.1.2.

Tabelul II.1.2 – Rezultate TGA

Sample Weight loss [%]

200°C 250°C 300°C 350°C 400°C 450°C 500°C 550°C 600°C

PU-0 0.23 0.8 4.98 21.02 83.96 94.42 95.35 95.76 95.96 PU-1-a 1.07 1.46 5.51 22.46 71.46 82.31 85.34 87.32 87.99 PU-1-c 0.54 1.02 5.15 20.98 79.06 88.31 89.95 91.06 91.4 PU-2-a 0.93 1.36 5.96 24.33 68.21 79.78 83.44 85.95 87.13 PU-2-c 1.11 1.6 6.3 21.49 78.07 88.81 90.83 92.13 92.47 PU-3-a 0.8 1.38 4.91 17.13 63.63 79.42 83.14 85.68 86.55 PU-3-c 0.28 0.89 4.49 17.05 76.65 88.52 90.41 91.63 92 PU-4 0.35 1.81 7.47 25.85 71.79 84.43 86.88 88.34 88.89

Temperatura de tranziție vitroasă ale acestor materiale constituie un parametru important pentru

aplicațiile de protecție balistică deoarece la temperaturi ridicate (generate ca efect al exploziei) poliurea tinde să prezinte o cunductilitate ridicată, menținându-și comportamentul elastic, dar la temperaturi mai scăzute (însă încă peste temperatura de tranziție vitroasă), poliureea tinde să treacăîn faza sticloasă în timpul procesului de deformare din cauza procesului de disipare a energiei.

1.3.Analiza DSC

Structura specială a poliureei explică prezența a două temperaturi de tranziție vitroasă, prima fiind asociată cu lanțurile polimerice flexibile (secvențele de polipropilenglicol) în timp ce a doua poate fi atribuită zonelor rigide (secvențelor care conțin nuclee aromatice)[9].

Lanțurile alifatice aflate în proximitatea zonelor rigide au o mobilitate redusă (nu sunt la fel de flexibile), așadar este necesară o energie mai mare pentru a le mări mobilitatea. În consecință, temperatura de tranziție vitroasă este mai mare decât cea a lanțurilor polimerice care se află la o distanță mai mare de aceste zone rigide și care sunt mai flexibile.

Temperaturile de tranziție vitroasă ale filmelor de poliuree sintetizate sunt prezentate în Tabelul II.1.3 și în Fig. II.1.2.

Tabelul II.1.3:Temperaturile de tranziție vitroasă (Tg) ale filmelor de poliuree sintetizate

Sample Tg1, °C Tg2, °C

PU-0 -55.6 10.38 PU-1-a -57.7 9.8 PU-2-a -56.6 6.96 PU-3-a -55.69 12.2

Tabelul II.1.4- Temperaturile de tranziție vitroasă pentru diferite concentrații de DADPHM

Sample Tg1, °C Tg2, °C

PU-0 (blank) -55.6 10.38 PU-2-a -56.6 6.96 PU-2-b -55.57 5.56 PU-2-c -54.52 5.4

Fig.II.1.2 – Termograme DSC pentru filmele de poliuree

Activitate II.2 Caracterizare si Incercari mecanice ale materialelor metalice si a retetelor de poliuree.

Modelare comportament mecanic a materialelor testate. Determinare modele constitutive - Partea II

Activitatea II.2 reprezintă o continuare a activităților din 2014. Încercările la tracțiune sunt necesare

pentru caracterizarea peliculelor de poliuree, mai ales ținând cont de destinația avută în vedere : aplicație de protecție balistică. Testele experimentale s-au efectuat pe mașina de încercări la întindere.

În Fig.II.2.1 este prezentată curba efort-deformare pentru filmele de poliuree. Se poate observa că proba martor este cea mai flexibilă iar toate celelalte tipuri de poliuree sunt mai rigide.

Fig.II.2.1 – Curbe efort-deformare pentru tipurile de poliuree sintetizate

Încercările la tracțiune (Tabelul II.2.1) au arătat că proba PU-3-b are cel mai mare modul de elasticitate iar PU-2-b prezintă cea mai mare energie de deformare. PU-4 prezintă un comportament interesant, prin prisma faptului că se poate alungi mai mult decât PU-2-b dar poate în același timp să absoarbă o cantitate de energie comparabilă cu aceasta. Așadar, PU-4 poate să absoarbă aproximativ la fel de multă energie ca PU-2-b, însă nu se va rupe la fel de repede. Deoarece îmbină aceste proprietăți, PU-4 ar putea fi un bun candidat pentru aplicațiile de protecție balistică.

Tabelul II.2.1 – Rezultate încercări la tracțiune

Sample

Young’s

Modulus*

(MPa)

Maximum

Tensile stress

(MPa)

Deformation energy (Tensile

toughness)

(J·m−3

)

PU-0 (blank) 4.98 6.89 2.5 PU-1-b 123.28 18.78 6.63 PU-2-b 156.66 24.81 8.00 PU-3-b 158.676 17.17 4.64 PU-4 42.084 18.06 7.57

*Young’s Modulus was calculated according to the mathematical model described

inZ. Xue and J. W. Hutchinson, “Neck retardation and enhanced energy absorption

in metal-elastomer bilayers,” Mech. Mater., vol. 39, no. 5, pp. 473–487, 2007

-75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 150 175 2000.0

0.1

0.2

0.3

0.4

Hea

t fl

ow

(m

W/m

g)

- e

nd

o u

p

temperature (C)

PU-0 (blank)

PU-1-a

PU-2-a

PU-3-a

Obținerea de compozite pe bază de poliuree

Obținerea de compozite pe bază de poliuree reprezintă o provocare deoarece există riscul ca particulele dispersate în matricea polimerică să se aglomereze și să inducă „defecte” în acest material. O bună compatibilizare a particulelor cu matricea polimerică, o bună dispersare a acestora și alegerea compoziției optime al unui astfel de material compozit reprezintă trei obiective fără de care obținerea unor proprietăți superioare este imposibilă.

Ca matrice polimerică s-a utilizat poliureea PU-2-b, prezentată anterior, iar ca armătură s-au în considerare mai multe tipuri de particule: grafit, grafit funcționalizat cu epoxy, grafene, grafene funcționalizate cu epoxy, nanotuburi, nanotuburi funcționalizate cu epoxy, silice, POSS si montmorilonit. Pelicule obținute astfel au fost supuse testelor mecanice de întindere.

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.60

2

4

6

8

10

12

14

16

18

Tru

e s

tress (

MP

a)

True strain

0.1% grafit

0.3% grafit

0.1% grafit functionalizat

cu epoxi

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.60

2

4

6

8

10

12

14

16

18

Tru

e s

tre

ss

(M

Pa

)True strain

0.1% grafene functionalizate

cu epoxi

0.1% grafit functionalizat

cu epoxi

Fig. –II.2.2 – Curbe efort-deformare pentru

filme compozite din poliuree cu grafit Fig. –II.2.3 – Curbe efort-deformare pentru filmele

obținute din poliuree cu grafit și grafene

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.702468

101214161820222426

True strain

Tru

e s

tre

ss

(M

Pa

)

0.1% grafene functionalizate

cu epoxi

0.1% grafit functionalizat

cu epoxi

0.1% MWCNTs functionalizate

cu epoxi

0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

0

2

4

6

8

10

12

14

16

True strain

Tru

e s

tre

ss (

MP

a)

1% CAB-O-SIL

2% CAB-O-SIL

3% CAB-O-SIL

Fig.II.2.4 -Curbe efort-deformare

pentru filmele obținute din poliuree

cu grafit,

Fig.II.2.5-Curbe efort-deformare pentru filmele

obținute din poliuree cu silice grafene și nanotuburi

de carbon

Ca o concluzie, este evident că nanotuburile de carbon aduc o îmbunătățire superioară a proprietăților mecanice, față de cele cu grafene sau grafit, însă și acestea din urmă au o contribuție pozitivă.

Filmele compozite poliuree-silice par să aibă proprietăți mecanice mai bune decât cele cu POSS, însă în acest caz sintezele și analizele ar trebui repetate, deoarece e posibil ca filmele care conțin POSS-ul să nu fie foarte omogene.

Testele preliminarii au arătat că și montmorilonitul poate avea un efect pozitiv asupra proprietăților mecanice ale filmelor de poliuree.

Toate testele au fost caracterizate de o valoare scăzută a deformației la rupere, cauza probabilă fiind modul de confecționare a epruvetelor.

Modelare comportament

In ceea ce privește modelarea comportamentului specific poliureei și compozitelor pe bază de poliuree s-au avut în vedere mai multe modele de materiale hiperelastice utilizate în prezent: Modelul Mooney-Rivilin – potrivit pentru materiale hiperelastice incompresibile sau aproape incompresibile cum este cauciucul sau altele asemanatoare (deformatii specifice pana la 200%); Modelul Ogden – pentru orice materiale hiperelastice incompresibile cu deformatii specific mari(pana la 700%) atunci cand exista date din mai multe teste; Modelul Arruda-Boyce – permite modelarea unor materiale ca siliconul si neoprenul (deformatii specific pana la 300% ) avand la dispozitie putine date experimentale; Modelul Blatz-Ko –se foloseste pentru materiale hiperelastice, dar compresibile, de tipul spumei poliuretanice (la solicitarea de intindere prezinta o rigiditate foarte mica si in practica sunt ferite de o asemenea solicitare).

Cele 4 modele de materiale hiperelastice ofera posibilitatea modelarii cu succes a unei game largi de astfel de materiale. Pentru poliuree s-a considerat că are un comportamentul dependent de deformatie s-a dat de funcția generalizată deformare-energie Mooney-Rivlin cu nouă constante de material. Funcția de deformare și derivația tensiunii sunt definite in literatura. Sub o stare de tensiune uniaxială, tensiunea reală este dată de urmatoarea ecuație:

(II.2.1)

unde C01, C10, C11, C20, C02, C21, C12, C30 şi C03 sunt constante de material determinate empiric, I1 şi I2 sunt primul si al doilea invariabil ce pot fi simplificate cu: şi respectiv cu , pentru modul de încărcare uniaxial. este raportul întinderii în direcţia încărcării şi este legată de deformarea reală (ε) în

.

Pentru determinarea coeficientilor de material specificii diverselor rețete de poliuree testate s-a conceput un program de calcul în Mathcad, pe principiul regresiei matematice, care are ca date inițiale curbele experimentale �(�) obținute dupa procesarea testelor reale, și care generează un set de valori pentru constantele Ci,j care aproximează cel mai bine curba experimentală.

Fig. II.2.6. Comparație între o curbă experimentală și funcția Mooney-Rivlin cu 6 coeficienți

( ) ( )

( )( ) ( )

( ) ( ) ( ) ( )( )

( ) ( ) ( )( ) ( )

( )

01 10 11 1 2 20 1

02 2 21 1 2 130 2

12 2 2 1 30 1

2

03 2

3 3 2 3

2 3 3 2 3 32 1

3 3 2 3 3 3

3 3

C C C I I C I

C I C I I I

C I I I C I

C I

λ λ λ

λσ λ λ λ

λ λ

−

+ + − + − + − +

− + − − + − + = − × − − + − + − + −

2 2 /λ λ+ 22 1/λ λ+

λ

( )expλ ε=

Activitatea II.3 Testarea mecanica in regim dinamic a mostrelor de poliuree si a materialelor metalice si

determinarea modelelor constitutive asociate - Partea II

Activitatea II.3 reprezintă o continuare a activităților din etapa 2014. Unul din obiectivele activității a constat în analiza testelor efectuate în anul 2014, stabilirea unui model de material capabil să surprindă comportamentul specific metalelor testate și adoptarea unei proceduri pentru determinarea caracteristicilor modelului. Pentru otelul OL50, oțelul pe care s-au efectuat teste în 2014, s-a adoptat modelul Johnson-Cook,

( ) (1 ln ) 1

m

n mediuef p p

topire mediu

T TA B C

T Tσ ε ε

− = + ⋅ + − −

& (II.3.1)

caracteristicile de material determinate fiind A = 382,4 MPa, B = 226,5 MPa, C = 0,019, n = 0.201, m = 1, Ttopire = 1800 °K, Tmediu= 273°K. Pentru verificarea modelului determinat s-a apelat la simularea numerică Simularea numerică a testelor de tracţiune uniaxiale pentru epruvetele de referinţă simple scurte cu vitezele de tragere de 1 m/s și 2 m/s s-a realizat în LS-DYNA v971. În urma dicretizării epruvetei simple scurte pentru modelul cu elemente pătratice de tip shell pentru epruveta tip G1 s-au obţinut 16071 noduri şi 15600 elemente. Dimensiunea elementelor a fost de 0,25 mm în zona de solicitare maximă şi 1 mm în celelate zone (figura II.3.1). Pentru realizarea mişcării epruvetei uniaxiale s-a fost folosit 1 set de noduri cărora li s-a impus o viteză de deplasare. La celălalt capăt al epruvetei un alt set de noduri a fost blocat. Rezultatele indică validitatea modelului acceptat inclusiv pentru zona în care deformația devine instabilă și apare gâtuirea.

Figura II.3.1 Discretizarea epruvetei uniaxiale

cu detaliu pe zona afectatată de solicitarea

dinamică

Figura II.3.2 Ruperea ductilă pentru epruveta

uniaxială: a - cu detaliu pe zona afectatată de

solicitarea dinamică

Un alt obiectiv al etapei a constat în evaluarea influenței poliureei asupra comportamentului oțelurilor. S-

a avut în vedere faptul că realizarea unei structuri multistrat oțel/poliuree poate îmbunătăți comportamentul oțelului la încărcări impulsive. Epruvetele confecționate din OL50 pentru testele dinamice au avut același format ca epruvetele simple. Suplimentar pe stratul metalic de 2 mm s-a depus poliuree cu o grosime de 3 mm în două variante: pe o singură față a epruvetei sau pe amândouă fețe.

Figura II.3.3 Epruvetele cu strat de poliuree înainte de test și după test

O observaţie importantă în cazul testelor cu epruvete bistrat este scăderea zonei de gâtuire difuză şi o gâtuire locală mai puţin pronunţată, chiar dacă se observă o alungire mai mare a epruvetei decât în cazul epruvetelor scurte simple.

În figura II.3.4 sunt prezentate evoluţiile curbelor forţă vs. deplasare pentru configuraţiile G1 (fără poliuree) şi G2 (cu poliuree) care au avut zone active de aceeaşi dimensiune.

Figura II.3.4. Evoluția curbelor experimentale forță - deplasare pentru specimenele G1 și G2

În ceea ce priveşte energia absorbită de epruvetele testate, în tabelul II.3.1 sunt prezentate valorile lor în funcţie de geometrie şi în funcţie de tipul de test.

Tabelul II.3.1 Energia absorbită de epruvetele testate Tipul epruvetei Energia absorbită de epruvetă(J) Energia medie absorbită

pe tipurile de geometrii Teste la viteza de 1m/s Teste la viteza de 2m/s Epruvete simple scurte 114064,7417

O1 108954,3 109297 O2 120014 122414 O3 109225 Energia medie(J) 114484,15 113645,3333 Epruvete bistrat/multistrat 132178,5

PO 132988 138079 POP 126482 131165 Energia medie(J) 129735 134622 Raportul energiilor medii

1,133213637

1,184580097

1,158802432

Se poate concluziona, că prin creşterea cu 21% a masei de poliuree, energia absorbită la rupere creşte cu un procent de 18%. Combinaţia bistrat şi multistrat nu absoarbe mai multă energie până în momentul începerii gâtuirii corespunzătoare unei forţe maxime Fmax, dar totuşi, schimbă semnificativ procesul de gâtuire, influenţa stratului suplimentar de poliuree asupra materialului de bază manifestându-se prin întârzierea gâtuirii, şi implicit, a apariţiei şi formei ruperii.

În final un alt obiectiv important al activității a fost de determinare a unui model constitutive care să fie capabil să prezinte cu fidelitate comportamentul observant al poliureei.

Comportamentul poliureei nu se rezumă doar la hiperelasticitate, fiind caracterizat și de vâscozitate. Răspunsul tipic dintr-un material viscoelastic pentru încărcarea și descărcarea într-un test de tensiune este caracterizat de următoarele: - exista o dependenta privind viteza de deformare dε/dt, fig. II.3.5a: cu cat este mai rapida întinderea, cu atât mai mare este tensiunea necesara; - curbele de încărcare și descărcare nu coincid, fig. II.3.5b, dar formeaza o curba de histerezis; - pot exista sau nu niste deformatii permanente dupa descarcarea completa, date de componenta plastică a deformației.

a b Fig. II.3.5 Răspunsul a unui material viscoelastic în testul tensiune, (a) diferite viteze de

întindere, (b) încărcarea și descărcarea cu posibila deformare permanentă (non zero

deformatie la tensiune 0)

Pentru studiul nostru am preluat un model de material constitutiv vascoelastic neliniar propus în literatură și folosit în calculele numerice. Pentru simplificare, se considera ca materialul este incompresibil. Modelul vâscoelastic neliniar se bazează pe funcții separate de deformare și de timp. Funcția dependentă de deformare a fost descrisă de nouă parametri în modelul Mooney-Rivlin, iar comportamentul dependent de timp cu seria Prony. Modelul constitutiv definit astfel se poate scrie ca:

(II.3.2)

unde σ este tensiunea la deformatia reala ε si t este timpul. Ecuatia deformatiei corespunde în modeluluiMooney-Rivlin. Functia de timp este adimensionala si este reprezentata printr-o serie Prony:

(II.3.3)

unde τi este constanta de timp, g∞ si gi sunt constante adimensionale, iar .

Functia reprezinta relatia simultana tensiune-deformatie cand g(0)=1 si σ0(ε,0)= σ0(ε) din ecuatia (II.3.2).

De asemenea g(∞)=g∞ este relatia de echilibru tensiune-deformatie si din ecuatia (II.3.3).

Modelul Mooney-Rivlin cu șase constante determinat pe baza testelor cvasistatice pentru rețeta de poliuree folosită în testele dinamice are următoarele caracteristici C01 = 60.93, C10 = -45.01 , C11 = -3.085 ,

( )0( ), ( )t g tσ ε σ ε=

0( )σ ε

( )1

i

i

n

i

g t g g ext

pτ

∞

=

−

= +

∑

1

1n

i

i

g g∞

=

+ =∑

0( )σ ε

0 0, ( ) ( )gσ ε σ ε∞∞ =

C20 = 0.491 , C02 = 17.805 și C30 = -8.158E-4. Modelul cu șase parametri a fost ales datorită faptului că există deja un model de material încorporat în programele de simulare numerică care folosește această formulare.

Pentru completarea comportamentului s-a adoptat o serie Prony din literatura de specialitate specifică pentru poliuree. Aceasta a fost modificată pentru a fi compatibilă cu formularea Hiperelastic Polyrubber din programulcu modelul constitutive. Perechile de termeni specifici seriei determinați astfel sunt (g1 = 0.1157; τ1 =2*10-7s ), (g2 = 0.15637; τ2 = 2*10-6s), (g3 = 0.17371; τ3 = 2*10-5s), (g4 = 0.16167; τ4 = 2*10-4s), (g5 = 0.12617; τ5 = 2*10-3s), și (g6 = 0.08252; τ6 = 2*10-2s).

Pentru modelarea epruvetelor cu configuraţia G2, deoarece poliureea a fost adăugată nu numai pe partea din faţă a modelului, ci şi pe părţile laterale, este indicată o abordare de modelare 3D (figura 4.32). Tehnica de realizare a modelului 3D este similară cu cea utilizată în modelul cu elemente shell 2D. Singura diferenţă a fost legată de cardul ADAPTIVE_MESH. Din cauza imposibilităţii de a defini un astfel de card pentru elementele hexaedre această condiţie nu a fost impusă. Simularea numerică 3D a implicat utilizarea de elemente hexaedre de tip 1. Între cele două straturi a fost definit un Contact Tiebreak, din moment ce observaţiile post-test au indicat că, până la rupere, poliureea rămâne în contact cu stratul metalic.

Figura II.3.6 Discretizarea epruvetei

uniaxiale cu detaliu pe zona

afectatată de solicitarea dinamică

Figura II.3.7 Comparație între curbele forță -

deformație obținute numeric și experimental

Ca o concluzie general la studiul realizat, rezultatele testelor arată că prezenţa stratului de poliuree

întârzie apariţia fenomenului de gâtuire ce precede ruperea epruvetelor metalice din OL50, fapt ce permite stratului metalic să absoarbă mai multă energie prin deformare plastică până la momentul ruperii.

În ceea ce privește legile constitutive adoptate și determinate, corespondenţa rezultatelor numerice cu cele experimentale a confirmat valabilitatea legilor constitutive şi a validat activitatea de laborator şi modelele de calcul numeric. Din analiza rezultatelor obţinute se pot formula şi concluzii aplicative după cum urmează: o combinaţia multistrat oţel-poliuree este accesibilă atât în prima fază a proiectării unei structuri sau sistem de

protecţie noi, cât şi retrofit. o poliureea poate avea un impact semnificativ asupra răspunsului mecanic al plăcii de oţel sub încărcări

dinamice impulsive, atât în ceea ce priveşte rezistenţa la rupere, cât şi capacitatea de absorbţie a energiei, în cazul utilizării în mod corespunzător pe materialul suport.

Activitatea II.4 Determinarea comportamentului acidului boric supuse actiunii gazelor fierbinti si

modificarile aduse caracteristicilor undelor de soc asociate Partea I

Pentru îndeplinirea obiectivelor activității a fost conceput și derulat un program de teste în poligonul UPS Dragomirești. Programul de teste a avut ca subiect observarea influentei cantitatii de exploziv, formei incărcăturii explozive și dispunerii învelisului de acid boric asupra capacității acidului boric de a reduce valorile suprapresiunii în frontul de undă. Pentru toate testele s-au folosit încărcături cilindrice din compoziție B și un raport masic de 1/1 compoziție B - acid boric. Masele, geometriile și dispunerea stratului de acid boric sunt prezetate în tabelul următor.

Tabel II.4.1.Matrice teste

Tip test

Masa Compoziție B

Dimensiunile încărcăturii

Dimensiunile cutiei invelis acid boric

1 50 g Φ 40 x H 25 mm Φ 60 x H 40 mm 2 100 g Φ 40 x H 50 mm Φ 60 x H 65 mm

Pentru testele cu acid boric s-au folosit recipiente de carton astfel concepute pentru a asigura acoperirea încărcăturii explozive cu un strat de acid boric. Pentru măsurarea efectelor prezentei acidului boric s-au folosit doi traductori piezoelectrici M 102 dispusi în poziție side-on, la distanțe de 1 m și 3 m. Astfel se măsoară evoluția presiunii statice și impulsul specific pentru distanțele respective față de punctul de detonație. Semnalele de la traductorii de presiune s-au înregistrat cu PicoScope® 6 - PC Oscilloscope. Traductorii au fost poziționați la aceeași înălțime cu încărcătura, la 1,5 m față de sol.Suplimentar s-a folosit și o camera de filmare ultrarapida PHOTRON, înregistrarile realizandu-se la 10.000 cadre/secundă. În Figura II.4.1 este prezentată configurația utilizată în teste. Încărcătura explozivă s-a suspendat în aer, pentru a exclude interferențele undei de șoc cu obstacole sau cu solul.

Figura II.4.1 Configurația de testare

Fig. II.4.2 Comparație între explozia încărcăturii simple de 50 g compoziție B și a încărcăturii anvelopată cu

acid boric la pașii de timp 0ms, 0,2ms și 0,4 ms

Fig. II.4.3 Comparație între semnalele înregistrate cu traductorii de presiune pentru explozia încărcăturii

simple de 50 g compoziție B și a încărcăturii anvelopată cu acid boric

O sinteză a datelor obținute experimental, privind suprapresiunile și impulsurile înregistrate, raportate la distanțele scalate, precum și atenuările observate este prezentată în tabelul următor.

Tabel II.4.2 Rezultate

Tip test P1 [bar] P2 [bar] Tip test P1 [bar] P2 [bar]

Z 2,71 8,14 Z 2,15 6,46

50 gr 0,694 0,161 100 gr 1,528 0,185

MEDIE 50 gr +AB 0,604 0,125 MEDIE 100 gr + AB 1,000 0,166

Atenuare 0,87 0,77

Atenuare 0,65 0,89

Având aceste date la dispoziție, se poate afirma, pe baza datelor experimentale, că utilizarea stratului de acid boric asigură o reducere a efectelor exploziilor pentru domeniul de distanțe scalate Z studiat similară cu utilizarea unei cantitati reduse la 50 – 60% din cantitatea de exploziv acoperită.

Activitatea II.5 Testarea balistica si la explozie a mostrelor de materiale compozite obtinute din metal si

poliuree - partea I

Pentru îndeplinirea obiectivelor specifice activității s-a conceput și derulat un program de testare în poligonul UPS Dragomirești. Programul de teste a avut ca subiect observarea influenței stratului de poliuree asupra răspunsului plăcilor metalice sub acțiunea impulsivă a undelor de șoc produse la detonație. Pentru toate testele s-au folosit încărcături cilindrice din compoziție B cu masa de 100 de grame. Distanțele la care s-au dispus încărcăturile au fost de 45 de centimetri, 30 de centimetri și 20 de centimetri. Încărcăturile au fost dispuse central. Plăcile metalice s-au realizat din otel cu grosimi de 1 și 2 mm. Grosimile straturilor de poliuree depuse pe placile metalice au fost de 4 mm și 8 mm. Programul de teste a prevăzut blocarea plăcilor pe o masa de testare rigidă, co o secțiune liberă, pătratică de 200 x 200 mm. Evaluarea eficienței poliureei s-a realizat prin măsurători post-test a deformației permanente maxime a secțiunii libere. Alegerea acestui mod de evaluare s-a bazat pe rezultatele empirice care fac legătura dintre valoarea deformatiei relativă a centrului unei placi metalice

și un numărul adimensional de deteriorare qφ [G. N. Nurick and J. B. Martin, Deformation of Thin Plates

Subjected to Impulsive Loading a Review, Part II: Experimental Studies, International Journal of Impact Engineering, 8(2), 1989, p 171-186]:

277.048.0/ += qh φδ

, (II.4.1)

unde δ reprezinta sageata permanenta in centrul placii, h este grosimea unei placi, iar qφ este dat de

relatia

022 ρσ

φblh

Iq =

. (II.4.2) Astfel valoarea numărului adimensional de deteriorare este data de condițiile de încarcare prin impulsul

I și de dimensiunile și natura plăcii prin grosimea plăcii h, dimensiunile laterale b și l, densitatea materialului ρ

și limita de curgere în domeniul static 0σ . O observație importantă privind ecuatia (II.4.1) este ca pentru valori mari ale deformatiei relative, de

peste 10, contributia termenului liber 0,277 este mai mica de 5%, o precizie care este considerata satisfacatoare in domeniul masuratorilor legate de fenomenul detonatiei. Daca se neglijeaza contributia termenului 0,277 atunci ecuatia (II.4.1) devine

qh φδ 48.0/ =. (II.4.3)

Pentru evaluarea constanței impulsului cu care sunt încărcate plăcile s-au folosit măsurători indirecte,

prin măsurarea presiuni incidente cu ajutorul traductorilor de presiune montați side-on, la distanțe de 1 m, 2 m și 3 m. Valorile de presiune apropiate ca valoare înregistrate în teste diferite reprezintă garanția privind reproductibilitatea testelor. Semnalele de la traductorii de presiune s-au înregistrat cu PicoScope® 6 - PC Oscilloscope. Traductorii au fost poziționați la înălțimea de 1,5 m față de sol. Suplimentar s-a folosit și o camera de filmare ultrarapida PHOTRON, înregistrarile realizându-se la 10.000 cadre/secundă. Configurația utilizată în teste coincide cu cea din Figura II.4.1. Plăcile cu poliuree au fost montate pe masă astfel încât unda de țăc a acționat direct pe suprafața cu stratul de poliuree, ca în figura Fig. II.5.1. Selecția plăcilor supuse testelor, din lotul de plăci disponibile, s-a făcut în funcție de valorile deformațiilor așteptate. Valorile mici ale deformațiilor fac dificilă comparația dintre teste iar valorile mari ale deformațiilor induc deformații suplimentare în dreptul găurilor de prindere și alungirea acestora, fenomen nedorit.

Fig. II.5.1 Montarea încărcăturii deasupra plăcii și aspectul plăcii după test

Fig. II.5.2 Captură realizată cu camera video pe durata testului

Fig. II.5.3 Curbele de presiune înregistrate de traductorii de presiune pentru 2 teste cu încărcătura dispusă la

20 de cm de placă

O sinteză a datelor obținute experimental, privind suprapresiunile și înregistrate și deformațiile plăcilor măsurate este prezentată în tabelul următor.

Tabel II.5.1 Rezultate

Nr. crt. Tip placa

Masa exploxiv

[g]

Distanță [cm]

P1 [bar] P2 [bar]

P3 [bar] Deformație remanentă

[mm]

1 1 mm 100 45 1,27 - 0,186 31,78

2 1 mm + 4mm 100 45 1,13 - 0,181 23,56

3 1 mm + 8mm 100 45 1,46 - 0,2 19,48

4 2 mm 100 45 - - - 12,48

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

6 1 mm 100 30 - - - 46,48

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

8 1 mm + 8mm 100 30 1,15 0,403 0,213 33,22

9 2 mm 100 30 1,03 0,390 0,223 22,41

10 2 mm + 4mm 100 30 0,879 0,418 0,223 17,82

11 1 mm + 8mm 100 20 1,07 0,416 0,206 37,96

12 2 mm 100 20 1,02 0,424 0,230 26,98

13 2 mm + 4mm 100 20 1,03 0,435 - 22,80

14 2 mm + 8mm 100 20 1,11 0,431 - 20,54

Pentru o parte din teste sistemul de măsură nu a funcționat sau a funcționat parțial. Totuși în cazurile

înregistrate se observă buna constanță a valorilor măsurate. Excepția înregistrată în cazul 3 se datorează utilizării unei încărcături întregi, în restul testelor folosindu-se câte două încărcături de 50 de g lipite una de alta. De asemenea în cazul tragerii nr. 10 traductorul nr.1 a înregistrat o presiune mult sub medie, situație care nu s-a repetat în cazul celorlați doi traductori, fapt pentru care am considerat testul ca fiind valid.

În ceea ce privește măsurătorile post-test, din ultima coloană, acestea prezintă un caracter consistent, atât în ceea ce privește modul de evoluție a deformațiilor pe măsură ce scade distanța încărcăturii față de placă, cât și în ceea ce privește valoarea deformațiilor măsurate pentru aceeași distanță dar tipuri de plăci diferite. De asemenea, se observă un tipar al modului în care prezența poliureei modifică deformația, și anume, întotdeauna reducerea deformației este mai pronunțată la trecerea de la placa simplă la placa cu 4 mm de poliuree față de trecerea de la placa cu 4 mm la cea cu 8 mm. Rezultatele, în ansamblul lor, vor fi folosite în etapele viitoare pentru calibrarea modelului de comportament specific poliureei și pentru optimizarea soluției de protecție avută în vedere.

Fig. II.5.4 Exemplu cu deformaţia plastică produsă unei plăcii testate

Activitatea II.6. Diseminarea rezultatelor

Diseminarea rezultatelor cercetărilor teoretice, experimentale şi numerice efectuate pe toată perioada etapei a II- 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:

• F. BUCUR, E. TRANA, A. ROTARIU, A. GAVRUS, C. BARBU, D. GUINES, Experimental and numerical analysis concerning the behaviour of OL50 steel specimens coated with polyurea layer under dynamic conditions, 11th International DYMAT Conference, Lugano – Switzerland, September 7th-11th, 2015.

• F. BUCUR. A. ROTARIU, E. TRANĂ. B. RENCHEZ, Numerical study of small-scale structures response on blast loadings, MTA Review, ISSN 1843-3391, Vol. XXV, Nr. 3, pag 321-331, Sept. 2015.

• E. TRANĂ, A. ROTARIU, F. BUCUR, Numerical simulation study on the ring fragmentation, MTA Review, ISSN 1843-3391 Vol. XXV, Nr. 2, pg. 179-189, Iun. 2015.

• F. BUCUR. A. ROTARIU, E. TRANĂ, L. MATACHE, M. CIRMACI-MATEI, FEM analysis of material strain rate sensitivity influence on usability of small scale structures in blast loads analysis, 8th International Conference on Finite Differences, Finite Elements, Finite Volumes, Boundary Elements (F-and-B15) Roma, 07 -09 noiembrie, 2015

• Gabriela NITA, Edina RUSEN, Mircea TEODORESCU, Paul STANESCU, Traian ROTARIU , NEW TYPES OF PERFORMANCE POLYMERS USED IN BALLISTIC PROTECTION, Greener and Safer Energetic and Ballistic Systems, București, 22 – 23 Mai, 1015, ISSN 2457 – 1695.

• Gabriela NITA, Edina RUSEN, Mircea TEODORESCU, Paul STANESCU, Traian ROTARIU , NEW TYPES OF PERFORMANCE POLYMERS USED IN BALLISTIC PROTECTION, Romanian International Conference on Chemistry and Chemical Engineering, Sibiu, 02-05 septembrie, 2015

Activitatea II.7. Incercari de laborator privind comportamentul acidului boric - partea I

Obiectivele activității II.7 au constat în identificarea și caracterizarea reacțiilor chimice care sunt produse în acidul boric de creșterea temperaturii Acidul boric se prezintă sub formă de cristale (Fig.II.7.1) lucioase, incolore, translucide, alcătuite din molecule de B(OH)3 (cu B hibridizat sp2) unite prin legături de hydrogen (figura II.7.2).

Fig.II.7.1- Cristale de acid boric Fig.II.7.2 -Structura acidului boric

Acidul boric este un acid Lewis (acceptă ion OH-), de aceea cea mai corectă formă de a scrie acidul boric este B(OH)3. În soluție apoasă, prin reacția acidului boric cu apa se obțin specii tetracoordinate [B(OH)4]

- :

B(OH)3 + 2H2O = [B(OH)4]- + H3O

+ Acidul boric este un compus solid la 20°C, cu o solubilitate în apă de aproximativ 48-49 g/L măsurată la

20°C. Constanta de aciditate pKa = 9.0 la 25°C pentru soluțiile diluate de acid boric (≤ 0.025M) îl plasează în rândul acizilor slabi. Comportamentul termic al acidului boric

1. Pe intervalul de temperatură 100-160°C, acidul boric se deshidratează, pierzând o moleculă de apă și se obține acidul metaboric :

B(OH)3→ HBO2+ H2O

2. Pe intervalul de temperatură 160-200°C, acidul metaboric pierde la rândul său o moleculă de apă și rezultă trioxidul de bor :

HBO2→ 0.5 B2O3+ H2O

Atât trioxidul de bor cât și acidul metaboric vor trece în acid boric în contact cu apa sau la expunerea la umiditate.

Acidul boric a fost supus unei analize DSC în vederea determinării comportamentului acestuia la încălzire. Pentru acestă analiză, s-au folosit probe de 5 mg de acid boric iar acestea au fost încălzite cu 10°C/min. Rezultatul obținut este ilustrat în Fig.II.7.3.

Fig. II.7.3–Curba DSC specifică acidului boric

În spectrul DSC se pot observa două peak-uri endoterme specifice descompunerii acidului boric, care are loc în două etape: Peak-ul mai mare care apare în jurul valorii de 150°C este atribuit primei etape de deshidratare a acidului boric (trecerea acestuia în acid metaboric); Apariția celui de-al doilea peak, al cărui maxim se situează în jurul valorii de 170°C se datorează celei de-a doua etape de deshidratare (transformarea în trioxid de bor).

În Tabelul II.7.1 este prezentată pierderea de masă (pe intervale de temperatură) a acidului boric pe durata unui tratament termic. Se poate observa că procesul de descompunere a acidului boric are loc preponderent în primul interval de temperatură (25-260°C).

Tabelul II.7.1 – Pierderea de masă în procesul de descompunere a acidului boric

25-260°C 260-300°C 300-500°C Pierderea de masă (%) 18.9 1.1 1.7

Pentru confirmarea rezultatelor obținute din analiza DSC, au fost efectuate și teste DTA. Pentru analiza termică diferențială s-au utilizat probe de 28.9 mg de acid boric și s-a utilizat aceeași viteză de încălzire ca în cazul analizei DSC, și anume 10°C/min.

Fig.II.7.4 – Curba DTA specifică acidului boric

În spectrul DTA se observă tot două peak-uri alăturate, primul mai mare, al doilea mai mic, ca și în cazul spectrului obținut la DSC. Primul peak, care se datorează primei etape de deshidratare a acidului boric, atinge un maxim în jurul valorii de 178°C. Maximul celui de-al doilea peak, atribuit celei de-a doua etape de deshidratare a acidului boric, se regăsește în jurul valorii de 194°C.

Analiza termică diferențială confirmă rezultatele obținute prin analiza DSC, existând mici diferențe între valorile maximelor celor două peak-uri specifice acidului boric, datorate probabil inerției (fiind vorba de o cantitate de aproximativ 6 ori mai mare, întreaga probă se încălzește mai greu). Acest lucru ar putea justifica deplasarea celor două peak-uri cu aproximativ 15°C, ele reprezentând, în esență, același fenomen și anume cele două etape de descompunere ale acidului boric.

Activitatea II.8. Modelarea actiunii undelor de soc asupra configuratiilor studiate - Partea I

Scopul activității a fost realizarea și evaluarea unor modele funcționale de simulări pentru fenomenele studiate, urmând ca în partea a doua a activității aceste modele să fie utilizate pentru o calibrare a modelelor de material prin copararea cu testele executate și pentru descifrarea modului de interactiune dintre stratul de otel și cel de poliuree. Pentru modelarea acțiunii undelor de șoc asupra configurațiilor studiate și a răspunsului structurilor a fost creat un modelul virtual în SolidWorks, iar acesta a fi folosit ulterior pentru realizarea modelului discretizat.

Fig.II.8.1 Modelul virtual CAD

Modelul CAD a fost transferat în ANSYS ICEM CFD pentru realizarea modelului discretizat care a fost

ulterior exportat în ANSYS AUTODYN pentru a fi supus analizei la explozie.

Fig.II.8.2 Modelul virtual

Pasul următor a constat în realizarea unui model de calcul în ANSYS AUTODYN.

constrângerilor generate de puterea de comportamentului la acţiunea exploziei a dispozitivului de testat. Prima abordare constă în folosirea unei facilitanume utilizarea condiţiei la limită "Analytical Blast"

presupune utilizarea doar a elementelor Lagrange dar prezintconstruite pentru procesare serială. A doua abordare care constă în urmde remap presupune doi pași:

A. Modelarea 2D axial simetrică a exploziei pânmodel este mai exact şi mai puţin costisitor din punct de vedere a puterii de calcul.

B. Realizarea unui model 3D simetric dupobţinute în simularea 2D axial simetricMultimaterial cât şi a rețelelor de tip Rezultate modelare numerică la

Modelul de calcul conţine aproximativ 600.000 de elemente

volum Lagrange. Pe placa testată au fost dispumăsoară pe toată durata fenomenului diverse mdatele legate de cantitatea de exploziv preluat informațiile de la testele experime

Procesarea datelor permit obtinerea unor informa

exemplu, pentru senzorii 1 şi 2 situaţi în

Fig.II.8.4

Modelul virtual şi modelul discretizat în ANSYS ICEM CFD

tor a constat în realizarea unui model de calcul în ANSYS AUTODYN.constrângerilor generate de puterea de calcul disponibilă s-au evaluat două metode de executare a

iunea exploziei a dispozitivului de testat. ă în folosirea unei facilităţi relativ noi a programului ANSYS AUTODYN

"Analytical Blast" aplicată pe elemente Lagrange. Aceastpresupune utilizarea doar a elementelor Lagrange dar prezintă dezavantajul ca poate rula doar în

ă în urmărirea fenomenului printr-o succesiune de modele be baza op

ă a exploziei până la momentul apropierii undei de ţin costisitor din punct de vedere a puterii de calcul.

ea unui model 3D simetric după planul Y în care se încarcă, prin facilitatea remap, dateleinute în simularea 2D axial simetrică. Această abordare presupune folosirea atât a mediului Euler

țelelor de tip Lagrange iar procesarea se poate realiza în paralel.

ă la utilizarea opţiunii Analytical Blast

ţine aproximativ 600.000 de elemente tip ă au fost dispuşi senzori virtuali cere

durata fenomenului diverse mărimi fizice. Pentru ploziv și distanța față de placă s-au

iile de la testele experimentale.

Fig. II.8.3 Senzori dispu

Procesarea datelor permit obtinerea unor informații relevante privind comportamentul plţi în apropierea centrului plăcii putem urmării viteza ş

.8.4 Viteza şi deplasarea senzorilor 1 şi 2

i modelul discretizat în ANSYS ICEM CFD

tor a constat în realizarea unui model de calcul în ANSYS AUTODYN. Din cauza metode de executare a simulării

i relativ noi a programului ANSYS AUTODYN şi pe elemente Lagrange. Această abordare

dezavantajul ca poate rula doar în modele

cesiune de modele be baza opțiunii

la momentul apropierii undei de șoc de placă. Acest in costisitor din punct de vedere a puterii de calcul.

ă, prin facilitatea remap, datele abordare presupune folosirea atât a mediului Euler

se poate realiza în paralel.

Senzori dispuşi pe placa

ii relevante privind comportamentul plăcii. De viteza şi deplasarea acestora.

Un alt tip de informație interesantă obținută prin simulare o reprezintă starea de deformaţie şi vitezele din placa şi din cadrul de susţinere a acesteia, la divers moment de timp.

Fig. II.8.5 Viteza absolută şi deplasarea absolută din placă şi cadru la momentul t = 1,18 ms

Rezultate modelare numerică la utilizarea opţiunii Remap

În funcţie de distanţele de testare şi cantităţile de exploziv folosite sunt realizate modele 2D axial simetrice discretizate cu un număr suficient de mare pentru a simula explozia. Aceste modele 2D sunt mult mai des discretizate iar rezultatele obţinute sunt mai apropiate de realitate. În Fig.II.8.6 este prezentat un model 2D axial simetric cu toate condiţiile la limită aplicate.

Fig.II.8.6 Model 2D axial simetric

În cea de-a doua varianta de lucru s-a modelat doar pe placa care se testeza, sistemul de prindere fiind înlocuit cu o opțiune de încastrare de tip Boundary, modelul plăcii fiind prezentat în Fig. II.8.7. Suplimentar, pentru a reduce numarul de elemente s-au folosit elemente Lagrange de tip shell obtinand astfel o discretizare mult mai eficientă aşa cum este prezentat în Fig.II.8.7.

originea domeniului de calcul (x =

0 mm, y = 0 mm)

punct detonaţie

încărcătură de materie

explozivă COMP B

axa de simetrie

Condiţie pe frontieră (Flow_out)

Fig. II.8.7 Placa cu elemente de tip Shell

Interacţiunea dinte mediul Euler Multimaterial şi mediul Lagrange este automată, comandata de program. Programul are opţiunea să îşi realizeze singur setările pentru rularea paralelă. Dupa rularea modelelor în axial 2D rezultatele s-au importat în modelul 3D.

Fig. II.8.8 Modelul 3D simetric după Y după executarea opţiunii remap

Pe lângă tipurile de date pe care le produce modelul de tip Analytical Blast, modelul care încorporează mediul Euler Mlutimaterial ofera posibilitatea urmăriri presiunilor generate la unda de soc și a modelariicu mai multa fidelitate a situatiilor reale de testare, putand lua în calcul forma încărcăturii și punctul de inițiere a detonației și variația intensității undelor de șoc. Din acest motiv activitățile de simulare ce se vor desfasura în partea a doua a activității, unde se va lua în calcul și prezența stratului de poliuree, se vor axa pe abordarea de tip B.

Fig.II.8.9 Deformaţia plastică a plăcii simulate în abordarea B