CH623407A5

CH623407A5 - Tubular projectile capable of being fired at a supersonic speed

Info

Publication number: CH623407A5
Application number: CH1465477A
Authority: CH
Inventors: Maurice Alexander Laviolette
Original assignee: United Kingdom Government
Priority date: 1976-12-01
Filing date: 1977-11-30
Publication date: 1981-05-29
Also published as: SE7713657L; BE861230A; GB1554098A; BR7707970A; SE432831B; CA1064321A; DE2753633A1; FR2373033A1; IN148611B; JPS53118900A

Description

io L'invention est basée en partie sur la constatation que, pour qu'un projectile tubulaire se comporte de manière satisfaisante, il doit être agencé de manière que des conditions d'écoulement supersonique s'établissent dans son passage central immédiatement après le lancement de manière à obtenir une traînée faible pendant la 15 première partie de la trajectoire de vol. La configuration du projectile suivant l'invention est, en outre, telle que, lorsque la vitesse tombe jusqu'à un certain nombre de Mach de vol, des conditions d'écoulement étranglé s'établissent soudainement dans le passage central. Cet écoulement étranglé crée une onde de choc normale en 20 avant du projectile qui entraîne une décélération relativement rapide limitant la portée du projectile.

De préférence, le rapport de la section du passage dans la région rétrécie A, à la section du passage au niveau de l'extrémité d'entrée antérieure A; est supérieur à celui défini par l'équation:

La présente invention concerne un projectile tubulaire propre à être tiré à une vitesse supersonique par une bouche à feu.

Des projectiles tubulaires conformes au préambule de la revendication 1 sont habituellement lancés à des vitesses supersoniques par un canon ou un appareil analogue. Ils doivent suivre une trajectoire souhaitée à partir d'un site ou d'un véhicule de lancement jusqu'à un objectif ou une zone d'objectif. La trajectoire souhaitée est souvent difficile à obtenir. Cela peut être dû à des exigences rigoureuses imposées sur la trajectoire, par exemple une trajectoire à

M =

Ai /min

Y 4- 1 \y+l/2(T-l)

H

30 ou:

M=nombre de Mach au lancement (pour M> 1,0);

y=rapport des chaleurs spécifiques à pression constante et à volume constant, respectivement.

Pour permettre à une onde de choc normale de traverser la 35 région d'étranglement afin d'établir un écoulement supersonique dans le passage et de fournir une traînée relativement faible après le lancement, le rapport AJA-, est également inférieur à 1,0 de sorte que, lorsque la vitesse du projectile diminue jusqu'à un nombre de Mach de vol prédéterminé, l'onde de choc soit expulsée du passage pour y 40 établir des conditions d'écoulement étranglé et pour fournir une traînée relativement élevée qui limite la portée du projectile.

Dès que le rapport A^A; a été choisi de manière à assurer un écoulement supersonique dans le passage central du projectile à la vitesse de lancement prévue, il est possible de prédire la vitesse (ou 45 le nombre de Mach) pour laquelle des conditions d'écoulement étranglé s'établissent dans le passage à mesure que la vitesse du projectile décroît pendant le vol. L'équation qui rapporte le nombre de Mach de vol avec étranglement théorique au rapport AJA: choisi est la suivante:

50

A. A,"

M

V—1 \ Y+1/2(Y-1)

(1 + J_LM2\

2

ou:

Y+l

~~2~

M=nombre de Mach de vol; y=rapport des chaleurs spécifiques.

Dans une forme d'exécution préférée de l'invention, la partie cunéiforme annulaire à l'extrémité antérieure du corps est une partie composite délimitant un bord d'attaque généralement vif du projectile, l'angle inclus de cette partie cunéiforme composite étant 65 suffisamment petit pour permettre à 'ine onde de choc oblique de s'attacher d'elle-même au bord d'attaque après le lancement pour contribuer à imposer une traînée ou une résistance aérodynamique faible sur le projectile.

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Le culot du projectile peut être monté sur l'extrémité postérieure du corps tubulaire pour transformer les pressions des gaz dans la bouche à feu en une force d'entraînement s'exerçant sur le corps et être agencé de manière à être séparé de ce corps grâce aux pressions de stagnation agissant sur le culot après le lancement.

La ceinture de forcement montée sur la surface externe du corps tubulaire peut être propre à s'engager en prise avec les rayures de la bouche à feu pour faire tourner le projectile gyroscopiquement.

Le culot de refoulement peut comprendre une extrémité antérieure en forme d'ogive qui, avant séparation, est enfermée dans le corps tubulaire.

La description de plusieurs formes d'exécution est donnée ci-après, à titre d'exemple, avec référence aux dessins annexés dans lesquels:

La fig. 1 est une vue en coupe longitudinale axiale d'un projectile tubulaire;

La fig. 2 est une vue semblable à la fig. 1 montrant la configuration de vol du projectile;

La fig. 3 est une vue en élévation de l'extrémité postérieure du projectile;

La fig. 4 montre le projectile en vol avec des ondes de choc obliques attachées à ses extrémités antérieure et postérieure;

La fig. 5 est une vue semblable à la fig. 4, mais montrant une onde de choc normale située en avant du projectile;

Les fig. 6a à 6d illustrent les phénomènes d'avalement et d'expulsion des ondes de choc dans un projectile conforme à l'invention;

La fig. 7 est un graphique comportant des courbes qui illustrent l'effet du rapport zone d'étranglement:zone d'entrée sur les phénomènes d'expulsion et d'avalement des ondes de choc pour divers nombres de Mach de vol;

La fig. 8 est un graphique illustrant la variation du coefficient de traînée ou de résistance aérodynamique type par rapport au nombre de Mach pour divers rapports d'épaisseur de paroi et pour un projectile tubulaire type;

La fig. 9 est un graphique illustrant la variation du coefficient balistique avec le rapport d'épaisseur de paroi pour divers nombres de Mach de vol et pour un projectile tubulaire type;

La fig. 10 est une vue schématique d'une partie d'un projectile tubulaire avec divers symboles illustrant les diverses dimensions du projectile;

La fig. 11 est une partie d'un rapport d'essai qui indique les points d'impact des projectiles sur une cible;

Les fig. 12a à 12c illustrent diverses configurations de projectile tubulaire utilisées dans des essais sur champ de tir;

La fig. 13 est un graphique des trajectoires de divers projectiles;

La fig. 14 est un graphique de l'évolution de la vitesse du projectile représenté sur la fig. 12b;

La fig. 15 illustre la variation du coefficient de traînée avec le nombre de Mach de vol pour diverses configurations de projectile;

La fig. 16 est une vue en coupe longitudinale d'une variante de projectile.

Avant de décrire les considérations théoriques régissant la conception du projectile tubulaire, on se référera ci-après aux fig. 1 à 3 qui illustrent une forme d'exécution type de l'invention. La fig. 1 illustre l'ensemble complet du corps de projectile 10, de la ceinture de forcement 12 et du culot de refoulement 14. Un couvercle de protection antérieur 16 en matière plastique se fragmente et se sépare du corps 10 immédiatement après le lancement. Les fig. 2 et 3 illustrent le projectile en vol, c'est-à-dire le corps 10 du projectile seul.

Le corps 10 du projectile est de section circulaire et présente un passage central 18 de section circulaire également. La partie antérieure du corps 10 est façonnée de manière à former une partie cunéiforme annulaire 20. Cette partie cunéiforme comprend une surface conique interne comportant une paroi annulaire 22 qui forme un angle avec l'axe longitudinal du projectile et qui va donc en se rétrécissant vers l'intérieur à partir du bord d'attaque 26 du projectile vers une partie rétrécie 25 qui débute à la région 24, et une surface conique externe comportant une paroi annulaire 28 qui forme également un angle avec l'axe du projectile et qui va donc en s'évasant vers l'extérieur et vers l'arrière à partir du bord d'attaque 26 jusqu'à la région 30 où elle se raccorde à la paroi extérieure cylindrique 32 du projectile. La partie rétrécie 25 a un diamètre constant à partir de la région 24 jusqu'à l'extrémité postérieure 28 du projectile. Le sommet des surfaces cunéiformes annulaires interne et externe est situé, en fait, à une courte distance en avant du bord d'attaque 26 par suite du fait que ce bord d'attaque est, pour des raisons pratiques, arrondi suivant un très petit rayon, comme indiqué en coupe transversale.

La section d'extrémité postérieure du projectile présente une feuillure 31 et la paroi externe de cette feuillure est moletée pour assurer une bonne prise entre le corps 10 et la ceinture de forcement annulaire 12 qui est pressée étroitement sur la surface de la feuillure. La ceinture de forcement 12 présente une gorge annulaire 32 qui retient le culot de refoulement 14 en place. Le bord de fuite de la ceinture de forcement 12 comprend une lèvre annulaire 13 qui sert d'élément d'étanchéité au gaz pendant le lancement.

Le culot de refoulement 14 s'appuie contre l'extrémité postérieure 28 du corps 10 et comprend une saillie annulaire 36 présentant une gorge contenant un anneau d'étanchéité 38. L'anneau 38 contribue à empêcher tout passage de gaz pendant le lancement du projectile. D'une manière bien connue, le culot de refoulement sert à transformer la pression des gaz dans le tube de lancement ou la bouche à feu en une force d'entraînement qui fait accélérer le projectile pour le lancement. La ceinture de forcement 12, qui est en une matière relativement tendre (par exemple une matière plastique adéquate), attaque les rayures de la bouche à feu et fait tourner le projectile sur lui-même de manière à contribuer à le stabiliser pendant son vol. Après le lancement, les forces centrifuges séparent la ceinture de forcement 12, après quoi la pression de stagnation qui s'accumule à l'intérieur du projectile intervient pour détacher le culot 14 du projectile.

Le projectile à corps tubulaire 10 est destiné à être lancé à des vitesses supersoniques, habituellement entre Mach 4 et Mach 4,5. Des zones d'écoulement supersonique sont donc associées au corps tubulaire 10 et peuvent avoir deux structures différentes. Aux gammes de vitesses supérieures, illustrées par la fig. 4, la zone d'écoulement produit une structure d'ondes de choc obliques (pourvu que le rapport de la section d'étranglement à celle de la zone d'entrée A,/A; soit suffisamment grand, comme expliqué plus en détail plus loin), dans laquelle une onde de choc de compression 60 est attachée au bord d'attaque 26, est suivie d'une région d'expansion, puis d'une onde de choc de recompression 62 attachée au bord de fuite 28. Une zone d'écoulement supersonique dans laquelle une structure d'ondes de choc obliques est formée en association avec un écoulement supersonique à l'intérieur du corps tubulaire détermine des forces de traînée ou de résistance faible.

La vitesse du projectile diminue avec la portée et, à un nombre de Mach prédéterminé qui dépend du rapport A,/Aj, le champ d'écoulement associé au projectile 10 se transforme subitement en un champ présentant une puissante onde de choc normale (ou onde de choc de bord d'attaque) 64 qui est détachée du bord d'attaque 26 du corps tubulaire 10. Cela ressort clairement de la fig. 5. La présence d'une puissante onde de choc normale détachée du bord d'attaque 26 indique que des conditions d'écoulement étranglé existent à l'intérieur de ce projectile. Les conditions d'écoulement étranglé tendent à donner l'impression que le projectile est un cylindre plein et, en tout cas, imposent des forces de traînée importantes sur le projectile.

Le phénomène d'étranglement de l'écoulement dans le projectile tubulaire a été mis en évidence dans des essais effectués dans une soufflerie aérodynamique à l'aide de modèles et de techniques de visualisation des écoulements et a été démontré davantage dans des essais réels effectués au champ de tir. Il est donc possible, avec le projectile selon l'invention, d'augmenter, considérablement et subitement, les forces de traînée qui s'exercent sur le projectile tubulaire.

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Il est également possible d'adapter la configuration du corps tubulaire de manière à obtenir une traînée faible pendant la première partie de la trajectoire qui doit être suivie, à un seuil prédéterminé ou à une vitesse critique prédéterminée (et nombre de Mach), d'une transition naturelle vers des conditions d'écoulement étranglé qui imposent des forces de traînée très élevées sur le projectile et limitent ainsi la portée de son vol. L'utilité de cette transition ressortira plus clairement plus loin.

Les particularités fonctionnelles et structurelles de base d'un projectile type conforme à l'invention ont été brièvement décrites plus haut. La description suivante illustre diverses considérations théoriques et pratiques importantes intervenant dans la conception d'un projectile tubulaire type stabilisé par rotation gyrosco-pique connu sous le sigle STUP («spin stabilized tubulär projectile») à utiliser comme projectile d'exercice, ce projectile d'exercice devant servir à simuler un projectile APDS («armour piercing discarding sabot»), à sabot détachable pour le percement des blindages. La description se référera d'une manière spécifique à la conception d'un projectile de 105 mm, mais il va de soi que l'invention n'est pas limitée à ce calibre, mais s'étend au contraire à tous les calibres utilisés dans la pratique.

Bien entendu, les propriétés d'écoulement d'un STUP sont un peu plus critiques que celles des projectiles à ogive classiques. Les critères spécifiques doivent être bien compris et utilisés dans la conception de base pour atteindre les buts souhaités. Un projectile STUP conçu comme munition d'exercice pour l'entraînement au tir de projectiles APDS de 105 mm, par exemple, doit présenter plusieurs particularités importantes telles que: a) une trajectoire correspondant au tir d'un projectile APDS à des distances d'exercice allant jusqu'à 2500 m, b) une faible portée de sécurité, c)une portée de ricochet minimale, et d) un prix intéressant.

Le paramètre le plus important à considérer dans la phase initiale de la conception est l'adaptation de la trajectoire à celle d'un projectile APDS. En théorie, on atteint ce résultat en adaptant précisément les propriétés d'inertie pour le lancement, les propriétés aérodynamiques et la stabilité dynamique du projectile d'exercice à celles de l'APDS de combat. Dans la pratique, cela n'est pas possible, même avec un STUP. Il faut donc rechercher un compromis dans les buts que l'on cherche à atteindre et qui ont été mentionnés plus haut pour obtenir une concordance acceptable de la trajectoire avec celle de l'APDS. Il s'agit d'un compromis entre la vitesse initiale, le coefficient balistique CDA/W (CD=coefficient de traînée, A=section du projectile basée sur le diamètre extérieur maximal de la configuration de vol, W=poids total du projectile-configuration de vol), le temps de vol, les propriétés d'inertie et la stabilité dynamique. Pour que le coût du projectile soit intéressant, il faut le concevoir avec un nombre d'éléments minimal, ce qui exige un projectile de calibre normal (l'APDS est un projectile sous-calibré et est muni d'un sabot compliqué et onéreux).

Pour faire correspondre la trajectoire de l'APDS avec celle d'un STUP de calibre normal, il faut que la traînée soit faible et il est indispensable que l'écoulement supersonique débute dans le passage central du projectile dès sa sortie de la bouche à feu, sinon la traînée sera trop importante. Le processus d'amorçage de l'écoulement, appelé également processus d'avalement de l'onde de choc, sera décrit ci-après et peut être utilisé pour établir un rapport minimal entre la section de l'étranglement et la section de l'extrémité d'entrée, basé sur le nombre de Mach maximal à la sortie de la bouche. On se référera ci-après aux fig. 6a et 6b et aux graphiques représentés sur les fig. 6d et 7. La fig. 6 illustre schématiquement un projectile tubulaire conforme à l'invention qui comporte une extrémité antérieure cunéiforme annulaire composite délimitant une section d'entrée Ai et une section d'étranglement dans le passage central désignée par At.

Le processus d'écoulement interne d'un STUP est essentiellement semblable à celui d'un diffuseur supersonique et de la tuyère de Laval inverse. Comme l'écoulement débute à partir d'un état de repos dans la bouche de l'arme, une onde de choc normale doit traverser la section d'étranglement pour établir un écoulement supersonique dans le passage central et, ainsi, des conditions de traînée faibles.

Le processus de démarrage ou d'avalement de l'onde de choc 5 fait intervenir les équations pilotes de la continuité de masse, de l'inertie et de l'énergie. On peut se référer à la littérature suivante: A. Hermann, «Aerodynamics of Supersonic Diffusers» ; B. Donovan A.F., Lawrence, H.R., «Aerodynamic Components of Aircraft at High Speed», Princeton University Press, 1957; C. Shapiro, H., io «Compressible Fluid Flow», volume I, The Ronald Press Company, New York.

A mesure que l'écoulement (matérialisé par la flèche) accélère jusqu'à des vitesses supersoniques, une onde de choc normale apparaît devant l'entrée, comme le montre la fig. 6a. A mesure que le 15 nombre de Mach augmente, l'onde de choc normale se rapproche du bord d'attaque. L'écoulement derrière l'onde de choc est subsonique et accélère vers Mach un à la section d'étranglement. L'accélération de l'écoulement dépend de la géométrie ou du rapport des sections de l'entrée et de l'étranglement. A un nombre de Mach un peu plus 20 élevé, l'onde de choc s'attache au bord d'attaque. Dans ces conditions, le nombre de Mach au niveau de l'étranglement est égal ou inférieur à un. Si l'onde de choc se déplace vers l'intérieur du bord d'attaque, même d'une faible distance, elle est avalée, car on peut démontrer que cette région est une région instable et que des condi-25 tions d'écoulement supersonique s'y établissent. Cependant, si le nombre de Mach dans l'étranglement atteint l'unité avant que l'onde de choc soit attachée au bord d'attaque, cela signifie que le nombre de Mach est égal à l'unité au niveau de l'étranglement et que l'écoulement est étranglé. L'écoulement massique supplémentaire s'échappe 30 autour du bord d'attaque, comme le montre la fig. 6b. Même si l'on augmente le nombre de Mach davantage, l'onde de choc n'atteint jamais le bord d'attaque et l'écoulement ne démarre pas. Il s'agit là de l'état produisant une traînée importante.

L'équation qui définit le rapport théorique minimal au départ 35 entre la section rétrécie et la section d'extrémité d'entrée peut être dérivée des équations pilotes qui donnent:

"i/ min i+-

-M2J/2^yM2-

'IT

ou:

^z±ìm2J+1/2(y_1)

Y=rapport entre les chaleurs spécifiques à pression constante et à volume constant du gaz environnant;

45 M=nombre de Mach (M > 1,0) à la vitesse de lancement ou vitesse initiale.

Cette équation définit la courbe A sur la fig. 7.

L'équation qui précède et la courbe représentée sur la fig. 7 peuvent être facilement utilisées pour déterminer le rapport théo-50 rique minimal de la section de l'étranglement à la section d'extrémité d'entrée At/Ai nécessaire pour obtenir un écoulement supersonique dans le passage central à la vitesse initiale. Cependant, en pratique, le rapport minimal A,/Aj est toujours choisi de manière à être légèrement supérieur à la valeur indiquée par l'équation, car la 55 couche limite a pour effet de rendre l'étranglement un peu plus étroit. A titre d'exemple, on prendra le rapport A,/Ai nécessaire pour un projectile tubulaire qui est conçu de manière à correspondre (approximativement) aux caractéristiques de vol d'un projectile APDS de 105 mm. La vitesse initiale de l'APDS de 105 mm est de 60 1478,3 m par seconde, soit un nombre de Mach de 4,3. Il ressort du graphique de A,/Ai en regard du nombre de Mach que, pour que l'écoulement démarre, le rapport At/Ai doit être d'au moins 0,66. Comme indiqué plus haut, ce critère de conception ne tient pas compte de l'épaisseur de la couche limite qui affecte la section 65 minimale efficace de l'étranglement. Dans le modèle STUP représenté sur les fig. 1 à 3, la section minimale de l'étranglement doit se trouver à la face d'extrémité postérieure du modèle, car l'épaisseur de la couche limite augmente avec la longueur et dépend dans une

certaine mesure également des conditions ambiantes, en particulier de la température. Par conséquent, le STUP doit être conçu de manière à présenter un rapport At/Aj qui soit supérieur à 0,66 pour que l'écoulement démarre. Pour le modèle STUP en question, on a choisi un rapport A,/Aj de 0,7. D'une manière générale, un rapport A,/Aj de quelque 5 ou 6% supérieur au minimum théorique donné par l'équation suffit pour tenir compte de l'épaisseur de la couche limite.

Il est à noter que la marge dont on dispose pour le rapport Ai/A-, au moment de la conception est relativement faible pour la plupart des systèmes d'arme existants. Cette marge dans le rapport A,/Ai pour des nombres de Mach de lancement de 1 à 4,3 est de 1 à 0,66, en excluant toutes les considérations concernant la couche limite. Le rapport A,/Ai pour des nombres de Mach de lancement de 1 à 5 est de 1 à environ 0,65, en excluant également toutes les considérations concernant la couche limite. Pour des valeurs de AJAi se trouvant en dessous de ces limites, l'écoulement ne démarre pas au moment du lancement et la traînée est élevée. Comme le rapport A,/Aj est le carré du rapport du diamètre de l'étranglement au diamètre de l'extrémité d'entrée (dt/dä)2, un examen du modèle de STUP représenté sur les fig. 1 à 3, par exemple, montre que la différence entre le diamètre de l'étranglement et le diamètre de l'extrémité d'entrée est relativement faible.

Le rapport A,/Aj est également très important pour limiter la portée du projectile. Le processus par lequel le projectile conforme à l'invention expulse l'onde de choc, et établit ainsi des conditions d'écoulement étranglé dans son passage central à un nombre de Mach prédéterminé, sera décrit ci-après.

Lorsque l'écoulement a démarré, le nombre de Mach dans le passage central est supersonique, comme l'indique la fig. 6c. Contrairement à l'écoulement subsonique, le nombre de Mach dans la section convergente diminue vers l'étranglement et sa valeur est rapportée à celle du rapport de la section de l'étranglement à celle de l'extrémité d'entrée. A mesure que le nombre de Mach diminue (c'est-à-dire à mesure que le projectile perd de la vitesse en vol) vers l'unité, au niveau de l'étranglement, l'onde de choc apparaît dans cet étranglement, mais elle provient de l'arrière, c'est-à-dire du bord de fuite du projectile. A un nombre de Mach légèrement inférieur, l'onde de choc entre dans la section convergente et, cela étant un état instable, elle ne se stabilise que devant le projectile, comme le montre la fig. 6a. Il s'agit là de l'état produisant une traînée importante qui est nécessaire pour diminuer la portée. L'équation qui définit le processus d'expulsion de l'onde de choc en fonction du nombre de Mach est la suivante:

At M

ÄT7 y — 1 \ï+i/2<ï-i>

w où:

M=nombre de Mach de vol;

Y = rapport des chaleurs spécifiques.

Cette équation définit la courbe B de la fig. 7.

Les processus décrits plus haut d'avalement et d'expulsion de l'onde de choc à des nombres de Mach choisis s'appliquent dans la plupart des canons à tir direct où la portée totale de l'arme est importante par rapport à la distance maximale de l'objectif (par exemple un canon de char de 105 mm). En général, ces processus assurent une faible traînée (écoulement démarré) pendant la première partie de la trajectoire de vol vers l'objectif, qui est suivie d'une transition soudaine vers des conditions de traînée élevée (onde de choc expulsée) visant à réduire la portée.

Ainsi, en raison du phénomène d'avalement et d'expulsion de l'onde de choc obtenu avec le projectile selon l'invention, un STUP (ou projectile tubulaire) peut être conçu avec un coefficient de traînée aux nombres de Mach élevés (en A sur la fig. 6d) qui est largement inférieur à celui d'un projectile classique (courbe D sur la fig. 6d). A un nombre de Mach prédéterminé, le coefficient de traînée CD monte brusquement jusqu'à un haut niveau (en B sur la fig. 6d). Ces particularités facilitent l'adaptation de la conception du STUP à une courbe de traînée choisie. (Pour certaines applications, cette adaptation peut s'avérer relativement facile, tandis qu'elle peut être plus difficile pour d'autres applications qui exigent une traînée très faible et un nombre de Mach d'étranglement élevé).

Dans l'exemple pratique de la munition d'exercice STUP destinée à un canon de char de 105 mm, un rapport At/Ai de 0,7 a été choisi pour assurer l'avalement de l'onde de choc au démarrage et au lancement. Il ressort du graphique de At/A; en regard du nombre de Mach sur la fig. 7 que, pour ce modèle, l'étranglement de l'écoulement se produit à environ Mach 1,8 ou un nombre de Mach un peu plus élevé (suivant les effets de la couche limite). On se référera plus loin à divers essais effectués qui démontrent que cet effet d'étranglement se déroule comme prédit.

Comme le montre la fig. 7 (courbe B), à mesure que le rapport At/Ai se rapproche de l'unité, le nombre de Mach pour lequel un écoulement étranglé se produit s'approche également de l'unité. Si le passage central à travers le projectile est simplement un alésage de diamètre uniforme, c'est-à-dire si aucun étranglement n'est prévu, l'écoulement ne s'étrangle pas du tout aux vitesses supersoniques (si on suppose que les effets de la couche limite sont nuls); par conséquent, il est essentiel que le projectile ait une configuration interne telle que les phénomènes d'étranglement de l'écoulement puissent être obtenus. Une partie cunéiforme composite à l'extrémité antérieure est très souhaitable parce qu'on peut facilement l'adapter pour obtenir le schéma d'écoulement souhaité.

D'autres considérations importantes sont le rapport d'épaisseur de paroi t/R (où t est l'épaisseur de paroi maximal et R= un demi-diamètre extérieur maximal du projectile) ainsi que les valeurs des angles de la partie cunéiforme située à l'extrémité antérieure du projectile. Ces angles doivent être maintenus raisonnablement petits pour assurer que l'on obtienne les conditions d'ondes de choc obliques attachées au bord d'attaque nécessaires pour réduire au minimum la traînée de pression. Pour la partie cunéiforme composite telle que représentée aux fig. 1 à 3, l'angle inclus 0 (voir fig. 2) entre les faces cunéiformes interne et externe doit être inférieur à environ 15° ou, mieux encore, inférieur à environ 10°. En même temps, l'angle inclus doit habituellement être supérieur à environ 5°. Un bord d'attaque trop émoussé peut provoquer des ondes de choc détachées et une traînée importante, de sorte que le bord d'attaque doit, par conséquent, être raisonnablement vif; un bord d'attaque du genre couteau n'est cependant pas nécessaire et, à toute fin pratique, le bord d'attaque peut être arrondu suivant un petit rayon, par exemple de 0,127 mm, pour réduire les risques de détérioration du bord d'attaque pendant les manipulations.

On sait que la portée d'un projectile diminue si l'on augmente le coefficient balistique CDA/W. Dans un projectile tubulaire, on augmente le coefficient de traînée CD en augmentant l'épaisseur de paroi. L'augmentation de l'épaisseur de paroi augmente également le poids. Il existe, pour tout projectile tubulaire particulier, un rapport d'épaisseur de paroi t/R pour lequel CDA/W est optimal et le freinage pendant le vol est minimal. Le rapport d'épaisseur de paroi t/R est un paramètre qui est, par conséquent, utile pour exprimer les diverses relations existantes.

Le rapport d'épaisseur de paroi t/R est choisi de manière à déterminer un coefficient balistique CDA/W minimal. Des courbes obtenues en reportant le coefficient de traînée Cd, en regard du nombre de Mach et pour certaines valeurs de t/R, ont été obtenues à partir d'essais de divers projectiles tubulaires. La fig. 8 illustre, d'une manière générale, le type de relation qui existe entre ces variables pour des projectiles tubulaires du type décrit. L'expérience a montré que t/R doit être compris entre environ 0,18 et 0,45 pour que le coefficient de traînée puisse rester entre des limites acceptables. Un graphique illustrant d'une manière générale les relations entre le coefficient balistique CuA/W et le rapport d'épaisseur t/R des pro5

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jectiles tubulaires du type décrit est donné sur la fig. 9 qui montre l'importance du choix du rapport d'épaisseur approprié de manière à réduire au minimum le coefficient balistique. (Les courbes représentées sur les fig. 8 et 9 varient suivant la configuration exacte du projectile et ne sont données ici qu'à titre d'exemple.)

Le poids de vol W du projectile est déterminé par les limites de la balistique intérieure du système de bouche à feu. Dans l'exemple considéré (la munition d'exercice STUP de 105 mm destinée au canon de char de 105 mm L7A1), le poids maximal de la munition APDS (projectile plus sabot) admissible pour obtenir une vitesse initiale de 1478,3 m par seconde est d'environ 6 kg. Dans ce cas, le poids de la munition d'exercice STUP (projectile plus culot de refoulement et ceinture de forcement, etc.) ne peut pas dépasser 6 kg si la vitesse initiale du projectile tubulaire doit correspondre à celle de l'arme qu'elle doit simuler.

Une autre phase importante d'un processus de conception d'un STUP réside dans l'estimation de la stabilité dynamique. Cette stabilité fait intervenir le rapport entre le moment gyroscopique et le moment aérodynamique. En résumé, le facteur de stabilité gyroscopique doit être supérieur à l'unité pour que le projectile soit dynamiquement stable. Le facteur de stabilité gyroscopique Sg est défini de la manière suivante:

I V

Sg= ~°ù h=k pd3 V2Cm, et

Ix=moment axial d'inertie;

Iy=moment transversal d'inertie;

p=vitesse angulaire;

p=densité de l'air;

d=diamètre maximal du corps;

V=vitesse initiale;

Cm,=coefficient du moment statique.

Dans le canon de char de 105 mm L7A1, par exemple, les paramètres p, p, V doivent être identiques pour le STUP et l'APDS. Mais la valeur de Ix est beaucoup plus élevée pour un STUP de calibre normal que pour un APDS sous-calibré, tandis que Y est du même ordre de grandeur. Dans ce cas, l'équation qui précède donne un rapport Ix2/Iy nettement plus élevé pour le STUP que pour l'APDS. La valeur de Cmi est très difficile à estimer, mais elle est du même ordre de grandeur pour les deux projectiles. On peut alors démontrer que la munition d'exercice STUP de 105 mm a un facteur Sg de beaucoup supérieur (c'est-à-dire Sg> 1) à celui de l'APDS et cela doit également intervenir dans l'adaptation de la trajectoire. Le STUP tend à suivre une trajectoire plus plate, de sorte que sa chute n'est pas aussi verticale que celle de l'APDS en fin de portée. Le rapport de finesse -£/D (où •£=longueur du projectile et D=diamètre extérieur maximal) est théoriquement limité par le facteur de stabilité maximal admissible Sg. En pratique, le rapport -t/D peut varier d'environ 2 à environ 5. Finalement, dans le processus consistant à adapter la trajectoire de l'APDS et celle du STUP, on choisit un compromis entre la vitesse initiale, le temps de vol, le coefficient balistique et la stabilité dynamique, et on a recours à cet effet à une estimation théorique et à des techniques d'itération expérimentales à échelle réelle.

Les équations de base servant à déterminer le coefficient de traînée et le coefficient balistique sont indiquées ci-dessous. Ces équations peuvent être utilisées dans un simple code d'ordinateur par exemple (langage APL) pour arriver à une conception qui satisfasse aux exigences de la trajectoire. Il est à noter que l'ou pourrait utiliser d'autres techniques mathématiques classiques basées sur des principes aérodynamiques connus pour optimaliser la conception; cependant, le résumé des équations pilotes utilisées et le code d'ordinateur utilisé sont utiles aux spécialistes pour concevoir un STUP qui satisfasse à un éventail d'exigences particulier. On peut se référer à la fig. 10.

Les principes aérodynamiques de base peuvent être obtenus dans les références suivantes : A. Ames Research Staff, «Equations, Tables and Charts for Compressible Flow», NACA Report 1135,1953; B. Hoerner, S., «Fluid-Dynamic Drag», C. NACA RM L53C02.

La nomenclature à utiliser dans les équations pilotes est la suivante:

L longueur du projectile

D; diamètre de l'extrémité d'entrée

Dt diamètre intérieur ou diamètre de l'étranglement

D0 diamètre extérieur t épaisseur de paroi

R demi-diamètre extérieur D„

0„ angle extérieur de la partie cunéiforme

0i angle intérieur de la partie cunéiforme

A section de référence (îtDl/4)

M nombre de Mach

V vitesse y rapport des chaleurs spécifiques

CP coefficient de pression

CDpo coefficient de traînée de pression-face externe de la partie cunéiforme

CDP| coefficient de traînée de pression - face interne de la partie cunéiforme

Cf coefficient de friction

Re nombre de Reynolds

CpB coefficient de pression de culot p densité de l'air

H viscosité de l'air

Les suppositions suivantes sont faites dans l'analyse mathématique:

a) Ecoulement de fluide bidimensionnel (uniquement valable pour t/R <0,5);

b) Onde de choc oblique attachée au bord d'attaque du projectile;

c) Pas d'étranglement, c'est-à-dire écoulement supersonique dans le passage central du projectile;

d) Angle d'attaque zéro;

e) Géométrie telle que représentée sur la fig. 10.

Le coefficient de traînée (CD) est exprimé de la façon suivante:

Cd=Cdp (pression)+Cdf (friction)+CDb (culot)

Les coefficients sont basés sur la section projetée totale (ÎCDo/4).

a) Le coefficient de traînée de pression (Cd,) est exprimé de la manière suivante:

à partir de la référence A pour une partie cunéiforme bidi-mensionnelle:

C 2 (y+l)M4—1(M2—1) 2 1

P (M2-!)1'2 2(M2 — l)2 (M2 —1)7/2>

—?+ 12J~3Y V+KY + 1)M4—2M2 +f]e3 + ... Pour la face externe de la partie cunéiforme (0=0O):

C-=CP°[1-© ]

Pour la face interne de la partie cunéiforme (0=0;):

et CDp—CdPo+CDp.

b) Le coefficient de traînée de frottement (CDf) est exprimé de la façon suivante:

à partir de la référence B pour l'écoulement turbulent: Cf=KCf/

où K=(l+0,15M2)-°'432 Cf'—(3,46 Log10Re—5,6)-2 Re=PVL/(i

6

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

623 407

Le frottement superficiel est basé sur la surface mouillée Sw =tcL(D„+Dt)

et CD=Q4L

"Do+D,l

L D02 J

c) Le coefficient de tramée de culot (CD„) est déterminé de la manière suivante.

Le coefficient de pression de culot pour un corps bidimen-sionnel est donné dans la référence C. Les données de la traînée de culot sont également obtenues dans des essais effectués dans une soufflerie aérodynamique à l'aide de modèles de 105 mm. Les résultats de la soufflerie aérodynamique sont parfaitement en corrélation avec les données de la référence C. La fonction suivante a été dérivée de ces données:

CPb=Ao+A1M + A2M2+A3M3 1,5 £ M £4,5 où Ao =0,6331 Ai = -0,33257 A2=0,06619 A3 = -0,004

et CDb=Q

-Pb

«

D'autres formules qui sont bien connues des spécialistes sont indiquées ci-dessous:

Coefficient balistique C A

pieds2/livre (1 pied2/li vre =0,205 m2/kg).

w

Décélération dV dX

=(16,1 pVCDA)/W (m/s/m).

Les équations qui précèdent ont été utilisées dans un programme d'ordinateur (langage APL) et, pour plus de commodité, la liste du programme est indiquée ci-dessous.

liste APL

Données d'entrée (lignes 1,2 et 4)

L longueur du modèle (en pouces) ( 1 pouce=25,4 mm)

DO diamètre extérieur du modèle (en pouces) ( 1 pouce=

25,4 mm)

TOR rapport d'épaisseur de paroi (t/R)

AOR rapport de la section d'entrée (A,/Ai) (section de l'étranglement/section de l'extrémité d'entrée) TETAO angle de la face externe de la partie cunéiforme en degrés

TETAI angle de la face interne de la partie cunéiforme en degrés

DENS densité de la matière en livres/pouce3 (1 livre/

pouce3=27,68 g/cm3)

PAS pas des rayures de l'arme en pieds (1 pied=

30,48 cm)

RHO densité atmosphérique (0,002378 slugs/pied3)

(1 slug/pied3 = 515 kg/m3)

MU viscosité (3,719 x 10~7 slugs/pied/s) (1 slug/pied=

47,88 kg/m)

S vitesse du son (1117 pieds/s) (ou 340,5 m/s)

VEL vitesse en pieds/s (1 pied/s=30,48 cm/s)

A0, Ai, A2, A3 constantes dans le polynôme qui détermine le coefficient de traînée de culot

Données de sortie (lignes 57 à 62)

T épaisseur de paroi en pouces (1 pouce=25,4 mm)

DT diamètre intérieur ou diamètre d'étranglement en pouces (1 pouce=25,4 mm) DI diamètre de l'extrémité d'entrée en pouces

(1 pouce=25,4 mm)

TO diamètre de l'extrémité d'entrée à sa face externe en pouces (1 pouce=25,4 mm) TI diamètre de l'extrémité d'entrée à sa face interne en pouces (1 pouce=25,4 mm)

s LOD rapport de finesse du modèle

Li longueur de la section parallèle externe en pouces

(1 pouce=25,4 mm)

L2 longueur de la face externe de la partie cunéiforme en pouces (1 pouce=25,4 mm) io L3 longueur de la face interne de la partie cunéiforme en pouces (1 pouce=25,4 mm) L4 longueur de la section parallèle interne en pouces

(1 pouce=25,4 mm)

V volume de matière en pouces3 (1 pouce3 = 16,39 cm3)

i5 W poids du modèle en livres (1 livre=0,454 kg)

CPO coefficient de pression - face externe de la partie cunéiforme

CDPO coefficient de traînée de pression - face externe de la partie cunéiforme 20 CPI coefficient de pression - face interne de la partie cunéiforme

CDPI coefficient de traînée de pression - face externe de la partie cunéiforme CDP coefficient de traînée de pression

25 RE nombre de Reynolds

CF coefficient de friction

CDF coefficient de traînée de friction

PPB coefficient de pression de culot

CDB coefficient de traînée de culot

30 M nombre de Mach

CD coefficient de traînée

CDA coefficient balistique (pieds2/livre) (1 pied2/livre=

0,205 m2/kg)

VELD décélération (m/s/100 m)

35 SPIN vitesse angulaire (révolutions/s)

VT vitesse tangentielle (pieds/s) ( 1 pied/s=30,48 cm/s)

STRESS tension tangentielle (circonférentielle en livres/ pouce2) (1 livre/pouce2=0,07 kg/cm2)

40

Note:

La zone de référence utilisée dans l'aérodynamique est basée sur le diamètre extérieur.

Liste APL

Modèle 26

50

VSTUP2[D]V VSTUP2

1] L, DO, TOR, AOR, TETAO, TETAI, DENS, PITCH

2] RHO, MU, S, VEL

3] M<-VEL-^S

4] A0, Al, A2, A3

5] DELO<-TETAO x °1 -180

6] DELI<-TETAI x°l-rl80

7] T<-TOR x DO-h 2

8] DT<-DO—2xT

9] DI<-DTx(l-AOR)*.5

10] TO<-(DO—DI)-r2

11] TI<-(DI—DT)-^2

12] L2«-TO h- 3°DELO

13] L3<-TI+3°DELI

14] Ll<-L—L2

15] L4<-L2—L3

16] VI «-(ol x Ll -f-4)x(DO*2)—DT*2

17] V2<- .2618 x L2 x (DO*2)+(DO x DI)+DI*2

18] V3<- .2618 x L3 x (DI*2)+(DI x DT)+DT*2

19] V4<-ol xL4x(DT*2)-î-4

20] V<-V1 +V2+(—V3)—V4

21] Wf-DENSxV

623 407

8

[26] M2<-(M*2)—1

[27] CPl<-2-^M2*.5

[28] CP2<-((2,4xM*4)-4xM2)-r2xM2*2

[29] CP3f-(l (M2*(7 -r 2))) x (. 36 x M*8) -{1.493 x M*6)+ +(3.6xM*4)—(2xM*2)+4-r3

[30] CPO<-(CPl x DELO)+( x DELO*2)+CP3 x DELO*3

[31] CDPO<-CPO x 1 - (DI DO)*2

[32] CPIf-(CPl x DELI)+(CP2 x DELI*2)+CP3 x DELI*3

[33] CDPI<-CPI x ((DI*2)—DT#2)-r DO*2

[34] CDP-f-CDPO+CDPI

[36] RE «-RHO x VEL x(L-r-12)-rMU

[37] CFP<-((3.46 x (10®RE))—5.6)*—2

[38] K<-(1+ . 15xM*2)*— .432

[39] CF<-K x CFP

[40] CDF<-CF x 4 x L x (DO+DT)+DO*2

[41] PPB<-A0+(A1 x M)+(A2 x M*2)+A3 x M*3

[42] CDE<-PPB x 1 — (DT 4- DO)*2

[43] CD<-CDP+CDF+CDB

[44] CDA<-(CD x o 1 x (DO*2) 4) W

[45] CDA<-CDA -f-144

[46] VELD<-16.1 x RHO x VEL x CDA x 100

[47] SPIN<-VEL -f- PITCH

[48] SPINR<-SPIN x 2 x ol

[49] VT<- SPINR x DO -r- 24

[50] STRESS«-(LENS x (VT*2) - 32.2) x 12

[51] LOD<-L-=-DO

[57] T, DT, DI, TO, TI, LOD

[58] LI, L2, L3, L4, V, W, VC, WCS, WCT

[59] CPO, CDPO, CPI, CDPI, CDP

[60] RE, CF, CDF

[61] PPB.CDB

[62] M, CD, CDA, VELD

Modèle 26

Exemple

Entrée

(1) 10 4.127 0.2125 0.7 3 3.5 0.282 6,25

(2) 0.002378 3.719E"7 1117 4850 (4) 0.63331 0.33257 0.06619 "0,004

Sortie

(57) 0.4385 3.25 3.8845 0.12125 0.31725 2.4231

(58) 7.6863 2.3137 5.1869 "2.8733 40.082 11.303 0.42706 0.12043 0.12043

(59) 0.02835 0.0032339 0.033815 0.0089873 0.012221

(60) 2.584.3E7 0.0013934 0.02414

(61) 0.10973 0.041681

(62) 4.342 0.078042 0.0006414 11.91

En suivant un processus itératif sur les paramètres d'entrée qui peuvent être modifiés, par exemple TOR, TETAO, TETAI, on obtient les données suivantes:

(voir données d'entrée)

Lf-10,0 ou L=10,0 pouces (25,4 cm)

DO<-4,127 ou D0=4,127 pouces=105 mm TOR<-O,213 ou t/R=0,213 AOR<-0,7 ou At/Ai=0,7 TETAO<-3 ou 0„=3°

TETAI<-3,5 ou 0i=3,5°

DENSITÉ-f-0,282=densité matière=0,282 livres/pouce3 ou 7,806 g/cm3

PAS<-6,25=pas des rayures de 6,25 pieds ou 190,5 cm RHO+-0,002378=(densité des atomes en slugs/pied3)

(1 slug/pied3=515 kg/m3)

MU«-3,719E"7=viscosité de l'air 3,719 x 10"7 slugs/pied sec (1 slug/pied sec=47,88 kg/m)

S<-1117=vitesse du son 1117 pieds/s ou 340,5 m/s VEL<-4850=vitesse initiale 4850 pieds/s ou 1478 m/s

A0, Ai, A2, Aaf-0,6331, -0,33257,0,06619, -0,004 et (voir données de sortie) (liste partielle uniquement)

DT<-3,250 ou diamètre de l'étranglement=3,250 pouces ou 8,255 cm

DI<-3,88 ou diamètre de l'extrémité d'entrée=3,88 pouces ou 9,855 cm

LOD<-2,42 ou rapport de vitesse (L/D)=2,42 L!<-7,81 ou longueur de la section parallèle extérieure=7,81 pouces ou 19,837 cm

L2<-2,29 ou longueur de la face externe de la partie cunéiforme=

2,29 pouces ou 5,817 cm L3<-5,19 ou longueur de la face interne de la partie cunéiforme=

5,19 pouces ou 13,183 cm W«-9,88 ou poids du projectile=9,88 livres ou 4,485 kg

Les données de sortie restantes ne sont pas indiquées dans le présent mémoire. La liste partielle qui précède donne les paramètres de base pour la conception de la munition d'exercice STUP de 105 mm qui est considérée à titre d'exemple. Il est à noter que le rapport d'épaisseur de paroi optimal (t/R) a une valeur de 0,213 ; les angles optimaux de la partie cunéiforme sont de 3° pour la face externe de la partie cunéiforme et de 3,5° pour la face interne. D'autres dimensions intéressantes sont données plus haut. Ces dimensions ont été utilisées dans la forme d'exécution particulière représentée aux fig. 1 à 3 pour produire une munition d'exercice de 105 mm efficace. La matière utilisée pour le projectile est de l'acier AISI1018 fortement étiré. Le bord d'attaque 26 représenté sur la fig. 2 est arrondi suivant un petit rayon (par exemple un rayon de 0,127 mm).

La précision du STUP comparée à celle des projectiles classiques, par exemple APDS et TPDS (projectile d'exercice à sabot détachable) a été démontrée dans divers essais. On trouvera ci-après une partie d'un enregistrement d'un essai de développement du STUP de 105 mm décrit plus haut.

Arme utilisée: canon de char de 105 mm.

Cible : 6,1 x 6,1 m à 1000 m.

Munition: 1) STUP 105 mm - munitions B; 2) APDS/TC35A1 105 mm - munitions R; 3) TPDS/T C-36 105 mm - munitions W, tirées au poids de charge de 5,597 kg.

L'essai a été effectué ave les réglages de pointage suivants:

ligne de site - 0 millième; élévation - 2,0 millièmes. L'essai est détaillé dans le tableau suivant et les points d'impact des munitions d'essai sont reportés sur la fig. 11. Il est à noter que les munitions d'exercice STUP conformes à l'invention sont au moins aussi précises que les munitions APDS et TPDS classiques.

Tableau

Muni

Vitesse'

Vitesse

Point d'impact

Rotation tions initiale finale

gyrosco

N°

m/s m/s

Hori

Vertical pique

zontal

tours/s

W-l

1500,0

1287,9

3,32

3,51

W-2

1501,4

1292,4

3,32

3,05

R-l

1468,9

1360,5

2,35

3,44

815

B7L1

1459,0

1316,1

3,11

3,96

774

B7F1

1482,9

1342,2

3,72

5,09

770

B7F2

1478,3

1341,9

3,48

2,74

815

B8L1

1459,2

1327,6

3,20

3,41

789

R-2

1474,6

1378,7

3,35

3,32

811

B8F1

1474,2

1340,7

3,66

3,96

854

B8F2

1466,6

1334,0

3,05

2,65

812

Remarques:

1) Point de visée: horizontal: 3,05 m; vertical: 3,05 m;

2) Hauteur des tourillons: 1,33 m; hauteur de la marque de visée au-dessus du sol: 4,01 m;

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

9

623 407

3) Coordonnées mesurées à partir du coin inférieur gauche de la cible.

La nature critique du rapport At/A-,, y compris le phénomène d'étranglement de l'écoulement, a été démontrée dans divers essais. On peut se référer à une série d'essais sur champ de tir effectués à l'aide de projectiles APDS classiques et de diverses variétés de projectiles STUP. La fig. 12 illustre les divers modèles éprouvés. Les modèles représentés sur les fig. 12a et 12b présentent des parties cunéiformes composites à leurs extrémités antérieures, la fig. 12a illustrant une partie cunéiforme composite CW(S) et la fig. 12b une partie cunéiforme légèrement modifiée CW(M), tandis que le modèle de la fig. 12c ne présente qu'une face cunéiforme interne (IW)

à son extrémité antérieure. Les trois modèles des fig. 12a, 12b et 12c présentent également des faces cunéiformes externes à leurs extrémités postérieures; cela contribue à réduire quelque peu le coefficient de tramée de culot, mais n'a pas d'effet sensible sur le comportement général en vol. Les dimensions de base des divers modèles de la fig. 12 sont les suivantes (voir fig. 10 qui illustre la manière d'appliquer ces dimensions):

Fig. 12a CW(S)

Fig. 12b CW(M)

Fig. 12c IW

L

25,4 cm

U

5,385 cm

3,592 cm

-

U

4,770 cm

5,420 cm

6,706 cm

Di

9,088 cm

9,274 cm

9,652 cm

D,

7,747 cm

D„

9,652 cm

9,652 cm t

0,953 cm

R

4,826 cm

9»

û

3° 8°

3°

QO

0°

QO

At/Aj o

0,727

0

0,700

O

0,640

t/R

0,197

L/D

2,63

Les modèles représentés sur la fig. 12 ont tous été tirés à des vitesses égales et dans des conditions semblables, et les trajectoires de vol ont été suivies à l'aide d'un radar de poursuite et à effet Doppler-Fizeau. Les trajectoires de vol ont été comparées à la trajectoire d'une munition classique (APDS) tirée dans les mêmes conditions et au même poids. Les trajectoires des divers projectiles sont indiquées sur la fig. 13. Le modèle à surface cunéiforme interne ayant un rapport At/A-, de 0,640 seulement a été étranglé à tout moment et a une portée totale de moins de 6096 m. Les deux modèles à partie cunéiforme composite, ayant des rapports At/Aj supérieurs aux valeurs critiques, étaient non étranglés immédiatement après le lancement, mais se sont étranglés environ 7 à 7,2 s après le lancement et ont des portées d'environ 13 700 m pour le CW(M) et d'environ 15250 m pour le CW(S). L'APDS classique a une portée d'environ 21950 m. Les courbes d'évolution de la vitesse des modèles à partie cunéiforme composite CW(M) sont représentées sur la fig. 14. Le point d'inflexion sur la courbe démontre que l'étranglement s'est produit comme prédit. Les coefficients de traînée des divers modèles représentés sur la fig. 12 ont été calculés par rapport au nombre de Mach de vol et les résultats sont indiqués sur la fig. 15. Les deux modèles à partie cunéiforme composite ayant des rapports A,/Ai de 0,727 et de 0,700 respectivement accusent une transition brusque d'une tramée faible à une traînée forte à une vitesse légèrement inférieure à Mach 2, ce qui est conforme aux prédictions théoriques. Le modèle à surface cunéiforme interne (IW) est étranglé à tous les angles de Mach et accuse une forte traînée pour tous les nombres de Mach. Comme prévu, le coefficient de traînée de l'APDS accuse une augmentation progressive à mesure que le nombre de Mach diminue.

Comme mentionné plus haut, la conception du projectile tubulaire conforme à l'invention peut être modifiée considérablement, pour autant que l'on observe les critères de base de cette conception qui ont été établis plus haut. Par exemple, l'extrémité de fuite peut être émoussée, comme indiqué sur les fig. 1 à 3, ou bien elle peut présenter un bord relativement vif (voir par exemple les fig. 12a et 12b). Le passage intérieur du projectile ne doit pas être précisément cylindrique, par exemple une faible augmentation progressive du diamètre vers l'extrémité de fuite peut être bénéfique dans certaines constructions et, d'une manière analogue, le diamètre de la surface externe peut diminuer progressivement (de façon conique) vers l'extrémité de fuite. Le degré de conicité pour les surfaces interne et externe ne doit habituellement pas dépasser 2 ou 3°. L'extrémité antérieure du projectile est pourvue d'une partie cunéiforme de préférence composite, telle que représentée par exemple sur les fig. 1 à 3. La génératrice de chaque partie cunéiforme antérieure peut être droite, ou courbée d'une manière adéquate. Dans tous les cas, cependant, un rapport A,/A; doit être suffisamment grand pour assurer que l'on puisse obtenir des conditions d'écoulement supersonique dans le passage central aux vitesses de lancement en question. La présence d'un bord de fuite peut être utile dans de nombreux cas lorsqu'on souhaite réduire la traînée de culot.

La variante représentée sur la fig. 16 peut être utile dans certains cas. Ce projectile 50 est essentiellement identique à celui représenté sur les fig. 12a, 12b. La forme d'exécution de la fig. 16 comporte cependant une section cunéiforme d'extrémité postérieure propre à supporter un culot refouleur 52 sous la forme d'un projectile non tubulaire classique dont la partie d'extrémité antérieure est en forme d'ogive classique. Le culot refouleur 52 est conformé de manière à présenter un épaulement radial 54 propre à s'appuyer contre un siège d'appui 56. Quoique la fig. 16 ne le montre pas, l'extrémité de fuite cunéiforme du projectile supporte de manière détachable au moins une ceinture de forcement (non représentée) et, de préférence, un anneau d'étanchéité. Une telle ceinture de forcement et un tel anneau d'étanchéité fonctionnent de la même manière que celle décrite avec référence aux fig. 1 à 3. Dès que le projectile tubulaire 50 a été lancé, une onde de choc normale se forme juste en amont de son bord d'attaque. Cela étant, des pressions de stagnation élevées apparaissent dans l'ouverture centrale du projectile et ces pressions provoquent la séparation du culot refouleur 52. Comme les forces de traînée qui s'exercent sur le projectile classique, c'est-à-dire le culot refouleur 52, dépassent celles qui s'exercent sur le projectile tubulaire 50, chaque projectile suit sa propre trajectoire. Cette technique peut être utilisée pour lancer un projectile tubulaire à partir d'un avion, car, dans ce cas, le culot refouleur doit être conçu pour suivre une trajectoire stable, sinon il pourrait être avalé par les moteurs.

Les projectiles tubulaires envisagés dans le présent mémoire tirent profit de la rotation gyroscopique propre à un projectile stabilisé par rotation. Cette rotation peut être utilisée pour empêcher tout ricochet du projectile tubulaire au-delà de la zone d'objectif souhaitée. En prévoyant des rayures adéquates dans le canon ou le tube de lancement, on lance le projectile tubulaire avec une vitesse de rotation comprise entre 500 et 1000 t/s (30000 à 60000 t/mn) et de préférence de l'ordre d'environ 750 t/s. Des vitesses de rotation de cet ordre de grandeur produisent des contraintes dans le corps en forme d'enveloppe, contraintes qui sont de l'ordre de 4218 à 4570 kg/cm2. Naturellement, un projectile conforme à l'invention est fait d'une matière choisie de manière à pouvoir résister aux contraintes produites par ces vitesses de rotation élevées. Des prototypes du projectile tubulaire éprouvés avec succès ont été fabriqués en un acier AISI4340, c'est-à-dire un acier allié recuit. Un autre type acceptable d'acier, qui est préférable étant donné son prix peu élevé, est l'acier AISI 1018. Ce dernier est un acier au carbone ordinaire fortement étiré ayant une limite d'élasticité comprise entre 4570 et 4921 kg/cm2.

Il est très souhaitable que la matière dont le projectile tubulaire est fait puisse être choisie de manière que sa limite élastique ne

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

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dépasse que dans une faible mesure les contraintes pouvant être calculées et qui sont imposées sur la surface du projectile tubulaire lorsqu'il est lancé avec la vitesse de rotation voulue. Lorsqu'un tel projectile tubulaire qui tourne sur lui-même rencontre une cible ou un autre objet dans la zone de la cible, des charges et des contraintes supplémentaires dues à l'impact sont imposées sur ce projectile et la contrainte supplémentaire produite par l'impact provoque la rupture du projectile. On a constaté que le corps du projectile tubulaire se fissure, ces fissures se propageant pour provoquer la fragmentation du projectile d'une manière à peu près semblable à l'épluchure d'une banane. A mesure que le corps du projectile se fragmente de cette manière, une traînée fortement accrue est imposée sur les fragments produits. Cela étant, les fragments 5 ralentissent rapidement et toute tendance à un ricochet excessif au-delà de la zone de la cible est sévèrement contrecarrée et éventuellement même éliminée. Plus important encore est le fait que l'on peut obtenir une fiabilité régulière de la maîtrise des ricochets indésirables au-delà de la zone de la cible.

R

7 feuilles dessins

Claims

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1+1__M2J fYM2-IyM

«y 4- 1 V + 1/2(Y-1)

1. Projectile tubulaire, propre à être tiré à une vitesse supersonique par une bouche à feu, comprenant un corps tubulaire de section circulaire comportant une extrémité antérieure d'entrée et une extrémité postérieure de sortie ainsi qu'un passage central qui s'étend à travers le corps, un culot refouleur et une ceinture de forcement, caractérisé en ce que la surface intérieure et la surface extérieure au niveau de l'extrémité antérieure du corps ont une forme conique et délimitent un bord d'attaque dont l'angle est compris entre 5 et 15°, le diamètre intérieur du passage central diminuant de l'extrémité antérieure d'entrée vers une région rétrécie, le rapport de la section du passage dans la région rétrécie At à la section de ce passage à l'extrémité d'entrée Ai étant d'au moins 0,65, mais inférieur à 1, le rapport de l'épaisseur de la paroi du corps tubulaire à son rayon t/R étant compris entre 0,18 et 0,45, où:

t=épaisseur de paroi maximale;

R=distance radiale maximale entre l'axe du corps tubulaire et la surface extérieure du corps tubulaire.

2. Projectile selon la revendication 1, caractérisé en ce que le rapport de la section du passage dans la région rétrécie A, à la section de ce passage à l'extrémité d'entrée A; est d'au moins 0,66.

2

REVENDICATIONS

3. Projectile selon la revendication 2, caractérisé en ce que ce rapport des sections de passage est d'au moins 0,7.

4. Projectile selon la revendication 3, caractérisé en ce que ce rapport des sections de passage est d'environ 0,7.

5. Projectile suivant l'une des revendications 1 à 4, destiné à être lancé à une vitesse déterminée dans un gaz déterminé, caractérisé en ce que le rapport de la section du passage dans la région rétrécie A, à la section du passage à l'extrémité antérieure d'entrée Ai est supérieur à celui défini par l'équation:

V-l V'2/ y_1\1/Y-1

6. Projectile suivant l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que le culot refouleur est monté sur l'extrémité postérieure du corps tubulaire pour transformer les pressions de gaz dans la bouche à feu en une force d'entraînement exercée sur le corps et en ce qu'il est agencé de manière à être séparé de celui-ci grâce aux pressions agissant sur lui après le lancement.

7. Projectile suivant l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la ceinture de forcement est montée sur une surface externe du corps tubulaire et propre à s'engager en prise avec les rayures de la bouche à feu pour faire tourner le projectile sur lui-même.

7 M2

ou:

M=nombre de Mach au lancement, pour M> 1,0;

Y=rapport entre la chaleur spécifique à pression constante et la chaleur spécifique à volume constant du gaz environnant.

8. Projectile suivant l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que le culot refouleur comprend une extrémité antérieure de forme ogivale qui, avant séparation, est enfermée dans le corps tubulaire.

décélération lente en deçà de l'objectif, suivie d'une décélération rapide s'accompagnant d'une instabilité au-delà de l'objectif en vue de réduire la portée. Dans une autre situation, il peut être nécessaire de maximaliser la portée. Les difficultés de trajectoire peuvent s également être dues à des forces étrangères et disruptives produites soit pendant le lancement, soit pendant le vol libre.

En vue de satisfaire ces exigences, le projectile tubulaire selon l'invention présente les caractéristiques énoncées dans la revendication 1.