I- 1.5.1 Compression adiabatique de l’air
En présence d’une sollicitation dynamique « basse énergie », les zones remplies de gaz vont subir une perte de volume. Dans ce cas, une première approximation consiste à appliquer une transformation adiabatique car dans les temps caractéristiques de ces sollicitations, la conduction thermique n’a pas le temps de s’établir :
𝑇̅𝑓 𝑇̅𝑖 = ( 𝑝𝑓 ̅̅̅ 𝑝̅𝑖) 𝛾−1 𝛾 (1) Crémage Sédimentation 𝐸𝑐 𝐸𝑆 𝐸𝑐 ≠ 𝐸𝑆 Liquide Liquide Solide
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Sur ce modèle, nous obtenons un échelon de température avec un gaz à température élevée entouré d’un solide à température ambiante. Comme nous nous attendons à trouver les points chauds là où le solide atteint une température maximale, l’interface gaz solide constitue un bon candidat pour le départ de la réaction. En 1980, Starkenberg calcule cette température. Mais, en combinant les résultats expérimentaux obtenus au « Balistic Reseach Laboratory » sur un simulateur de recul [68] et des modélisations thermodynamiques, il montrera que plusieurs processus additionnels sont nécessaires à l’activation [64].
I- 1.5.2 La plastification et cisaillement.
Pendant l’extrusion, un matériau déjà sous compression doit accepter une grande quantité de déformations. Dans notre cas, la matrice TNT de l’XF-11585 est polycristalline. Comme le montrent les travaux de Wiegand et Pinto [56], le TNT possède une limite de plasticité, en dessous de laquelle, la déformation se fait par propagation de fissure et à partir de laquelle la propagation de dislocations s’active pour passer des fissures à l’écoulement plastique. Or, l’inégalité de Clausius Duhem [47] fait le lien entre la puissance dissipée dans la déformation plastique et la chaleur générée. Les processus mécaniques irréversibles dans le milieu continu sont caractérisés par :
Une variable force (comme, 𝐴𝑘 ou par exemple, la contrainte ou la pression) Une variable flux (comme, 𝑉𝑘̇ , ou par exemple, la déformation irréversible)
Φ = −𝐴𝑘∙ 𝑉𝑘̇ −𝑞⃗𝑔𝑟𝑎𝑑⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗(𝑇)
𝑇 ≥ 0 (2)
Où Φ la dissipation liée à la plastification −𝐴𝑘∙ 𝑉𝑘̇ est la puissance dissipée en chaleur par la déformation plastique et −𝑞⃗⃗𝑔𝑟𝑎𝑑⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗⃗(𝑇)
𝑇 , la dissipation thermique de cette chaleur par conduction. Avec cette inégalité, nous nous attendons à une augmentation de la température des zones plastifiées. Cependant, avec une température de fusion de le TNT à 80°C, de telles sollicitations tendront à faire fondre la matrice plutôt que l’activer.
I- 1.5.3 Propagation de fissures
Notre matériau énergétique possède une matrice polycristalline pour laquelle Wiegand et Pinto [56] ont observé, en l’absence de confinement, un comportement fragile en accord avec le modèle de Griffith [31]. Il met en avant le rôle des fissures dans le TNT. La propagation de
31 fissure peut se faire de deux façons. En extra granulaire où nous observons de la décohésion aux joints de grains de la matrice. En intra granulaire où les fissures se propagent à travers les cristaux de la matrice par l’intermédiaire de zone de plastification. Pour la première, lors de fortes accélérations en traction, Lanzerotti et Sharma ont montré des propagations extra granulaires pour le TNT polycristalline non confinée [45]. En présence de compression, Wiegand et Pinto ont observés une transition du comportement fragile vers le comportement plastique de la matrice avec l’ajout du confinement.
I- 1.5.4 Frottement
Pour le frottement plusieurs interactions sont possibles. Ici nous allons aborder le frottement du matériau énergétique avec l’enveloppe. Ensuite, le frottement du matériau au niveau des fissures. Enfin, le frottement des grains du matériau entre eux.
En 1976, des essais qui se déroulent par -10°C donnent lieu à un accident de tir. La munition ayant été préalablement vérifiée au rayon X. Aucun défaut n’a été détecté. Cependant avec le froid intense, le matériau énergétique a subit une contraction importante qui l’a désolidarisé de son enveloppe. Avec le coup canon, la compression adiabatique de l’air et le frottement issue de la mise en rotation de l’enveloppe ont agi de concert pour déclencher la réaction [68]. Avec le retour d’expérience de cet accident Taylor et Starkenberg ont adapté leur simulateur de recul pour observer ce phénomène. Ils en ont déduit un rôle prépondérant des particules de peinture qui recouvraient alors l’intérieur de la munition. Celles-ci ont été en mesure d’atteindre les températures d’activation avec le frottement grâce à leurs hautes températures de fusion.
Ensuite, pour un coulé fondu, la présence de fissures dans le matériau n’est pas exceptionnelle. Donc le frottement aux interfaces de ces fissures doit être regardé. Avec l’XF-11585 nous possédons une forte proportion volumique d’une matrice qui fond à 80°C (Tab. I-8). Donc, en présence de frottement sous confinement, la température de fusion sera atteinte avant la température de dégradation des matériaux énergétiques. Nous nous trouvons alors en présence de frottement lubrifié par la matrice en fusion. Ainsi, l’énergie produite par le frottement matrice/matrice est dissipé dans la fusion du matériau.
Bien que notre matériau ait 43% de proportion volumique de matrice, des zones de ségrégation sont possibles. Dans ce cas nous devons envisager un frottement grain/grain. Pour le RDX, les températures de fusion sont proches mais inférieures aux températures de dégradation (Tab. I-8). Pour l’ONTA il n’y a pas de fusion. Avec le RDX et l’ONTA la forme et la qualité de cristaux semblent jouer un rôle important dans la sensibilité à l’impact et dans la tenue en température. Spear constate avec étonnement en 1989 que l’ONTA voit sa température de dégradation diminuer après recristallisation [63].
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Tab. I-8 : Température de fusion et d’autoallumage des composants pyrotechniques de l’F-11585. Température de fusion °C Auto-ignition Température °C Picatinny [36], [62] SNPE [10] MRL, DSTO [63] [46] TNT 80-82 [36] 275 290 240 RDX 190-204 [36] 197 220 216 219,6 ONTA 273 (décomposition) [63] 267,05 280 Recristallisé : 258, Non recristallisé : 270 237
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