考慮攻角的動(dòng)能桿條對(duì)TBM目標(biāo)穿甲模型研究*

韓曉明,朱 楓,陳俊杰

(空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院,西安 710051)

?

考慮攻角的動(dòng)能桿條對(duì)TBM目標(biāo)穿甲模型研究*

韓曉明,朱 楓,陳俊杰

(空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院,西安 710051)

為改進(jìn)原來?xiàng)U條斜穿甲方程的缺陷與不足,正確反映實(shí)際情況中桿條剩余速度、剩余質(zhì)量與攻角、著角之間的關(guān)系。根據(jù)戰(zhàn)術(shù)彈道導(dǎo)彈的目標(biāo)特點(diǎn),從動(dòng)能桿條的終點(diǎn)穿甲機(jī)理出發(fā),在參考原始彈道研究的破片穿甲方程和動(dòng)能桿條正穿甲方程以及修正的桿條斜穿甲方程基礎(chǔ)上,構(gòu)造了模型簡(jiǎn)化過程,建立了新的修正的動(dòng)能桿條斜穿甲帶攻角穿甲計(jì)算模型。通過數(shù)值仿真,得到了桿條剩余速度、剩余質(zhì)量與攻角、著角之間的變化規(guī)律,并且數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果較為吻合,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。說明了新建立的穿甲模型的正確性,其更適用于實(shí)際情況。

動(dòng)能桿;穿甲;計(jì)算模型;攻角

0 引言

戰(zhàn)術(shù)彈道導(dǎo)彈TBM(tactical ballistic missile)是戰(zhàn)區(qū)級(jí)火力支援的重要手段[1],由于其具有速度快、彈頭堅(jiān)固、雷達(dá)反射面積小、識(shí)別困難、突防能力強(qiáng)、命中精度高、不易被攔截等特點(diǎn)而成了最難對(duì)付的一類目標(biāo)[2]。動(dòng)能桿戰(zhàn)斗部作為一種有效的反導(dǎo)戰(zhàn)斗部,具有一定的應(yīng)用前景,研究其針對(duì)TBM的殺傷威力具有十分重要的意義。

桿條的終點(diǎn)毀傷效能的分析是研究動(dòng)能桿殺傷威力關(guān)鍵方式之一,而動(dòng)能桿的穿甲威力是表征桿條終點(diǎn)毀傷效能的極為重要的一個(gè)方面,因此建立正確的動(dòng)能桿穿甲威力模型對(duì)評(píng)估動(dòng)能桿殺傷威力有著至關(guān)重要的作用。相比傳統(tǒng)的破片或長桿穿甲過程,動(dòng)能桿反導(dǎo)的終點(diǎn)毀傷殺傷元素具有大長徑比、高著

靶速度、高質(zhì)量、大著角和大攻角等特點(diǎn)。因此,文中主要從動(dòng)能桿的終點(diǎn)穿甲機(jī)理出發(fā),針對(duì)動(dòng)能桿條的殺傷特點(diǎn),通過理論分析,綜合考慮多種影響穿甲效果的主要因素,建立考慮兩種主要參數(shù)——剩余速度和剩余質(zhì)量的動(dòng)能桿帶攻角穿甲威力模型,并進(jìn)行數(shù)值仿真,以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

1 破片穿甲THOR方程

BRL的THOR方程根據(jù)多種破片材料和形狀的大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)擬合,用于預(yù)估裝甲材料對(duì)破片侵徹的彈道阻力。其基本方程有3種,為破片剩余速度THOR方程、目標(biāo)防護(hù)速度THOR方程和破片的剩余質(zhì)量THOR方程,剩余速度和剩余質(zhì)量的THOR方程為[3]:

(1)

式中:Vr表示破片剩余速度(m/s);VR表示破片打擊速度(m/s);h表示靶板材料厚度(m);A表示破片與靶板接觸面積(m2);m0表示破片初始質(zhì)量(kg);mr表示破片的剩余質(zhì)量(kg);θR為桿條的夾角(°);c11～c35表示THOR方程中靶板材料參數(shù),具體數(shù)值見表1[4]。

破片著角θR與靶板之間的關(guān)系如圖1所示(其中VR方向?yàn)槠破较?靶板豎直放立)。

表1 THOR方程計(jì)算參數(shù)

圖1 著角θR與靶板之間

2 桿條穿甲THOR方程

桿條穿甲主要分為無攻角的正穿甲和有攻角的斜穿甲。桿條的正穿甲是指桿條與目標(biāo)面接觸時(shí),速度的方向與桿條軸心的方向平行時(shí)的穿甲過程;桿條的斜穿甲是指桿條與目標(biāo)面接觸時(shí),速度的方向與桿條軸心的方向具有一定夾角βR(即攻角)的穿甲過程[5]。桿條正穿甲和斜穿甲對(duì)比分析如圖2。

圖2 桿條正穿甲和斜穿甲對(duì)比分析

2.1 動(dòng)能桿條正穿甲(無攻角)的THOR計(jì)算模型

由于運(yùn)用THOR方程計(jì)算時(shí),需具備一個(gè)前提條件,即破片長徑比不得超過3,且在此范圍內(nèi)的破片質(zhì)量損失較大[3],所以導(dǎo)致通過利用長桿正侵徹的THOR方程的計(jì)算所得的剩余質(zhì)量與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差較大。

因此THOR方程并不適用于計(jì)算長徑比超過3的桿條的剩余質(zhì)量,然而剩余速度將不受影響。考慮靶板厚度、靶板及桿條的材料波速等主要因素對(duì)桿條的極限質(zhì)量損失的影響,修正破片穿甲THOR方程,得到桿條的正穿甲THOR方程[3]:

(2)

2.2 動(dòng)能桿條斜穿甲(帶攻角)的THOR計(jì)算模型

原BRL的THOR方程在預(yù)估剩余速度和剩余質(zhì)量時(shí)只考慮了破片的初速、著角、質(zhì)量以及靶板厚度、撞擊面積等5個(gè)影響因素,沒有考慮攻角的影響,或者說只考慮了攻角為0時(shí)的理想狀態(tài)的情況。而動(dòng)能桿戰(zhàn)斗部作為新型的反TBM戰(zhàn)斗部,具有較高的初速度和大著角、大攻角等終點(diǎn)毀傷特點(diǎn),因此實(shí)際應(yīng)用中必須考慮到攻角βR的影響,而攻角與著角對(duì)剩余速度的影響具有相似性。文獻(xiàn)[6]考慮攻角的影響因素,將THOR方程局部修正為:

Vr=VR-0.304 8×10c11(61 023.7hA)c12(15 432.1m0)c13(secθ)c14(3.280 84V0)c15(secβR)k

(3)

然而系數(shù)k不給定,無法準(zhǔn)確的得出攻角對(duì)剩余速度的影響,因此將攻角定向轉(zhuǎn)化為穿靶截面積,模型簡(jiǎn)化過程如圖3。

桿條是一個(gè)圓柱體,若將桿條段看成一整體等效長方形桿條穿靶[7],則等效靶板碰撞面積與實(shí)際情況存在一定的誤差。因此將動(dòng)能桿條看成等效的橢圓柱體桿條穿靶,不考慮等效桿條與原始桿條穿甲的寬度差異,且在長度上考慮兩者的穿孔尺寸相等,將帶攻角的桿條的復(fù)雜穿甲過程簡(jiǎn)化為等效截面積穿靶模型;桿條侵徹靶板過程中,在桿條與靶板之間找出與攻角βR有關(guān)的三角形ΔABC,求出與靶板橫截面積相關(guān)的數(shù)據(jù);將攻角與穿靶橫截面積進(jìn)行定量轉(zhuǎn)換;得到的穿靶橫截面積是兩個(gè)半橢圓的面積與一個(gè)矩形面積之和,所得面積與文獻(xiàn)[7]相比更為精確。

則建立新的修正的桿條帶攻角的剩余速度THOR方程為:

圖3 動(dòng)能桿攻角定向轉(zhuǎn)化為穿靶截面積

(4)

式中:A′為動(dòng)能桿轉(zhuǎn)換后的碰撞截面積(m2);l為桿條的長度(m);r為桿條的底面半徑(m);d為桿條的底面直徑(m);βR為攻角。

建立新的修正的桿條帶攻角的剩余質(zhì)量THOR方程為:

(5)

則最終的修正的桿條帶攻角的THOR方程為:

(6)

此為考慮攻角的動(dòng)能桿條對(duì)TBM目標(biāo)的最終穿甲模型。

3 計(jì)算與仿真

為分析桿條的剩余速度、剩余質(zhì)量與攻角、著角之間的關(guān)系,并驗(yàn)證方程的準(zhǔn)確性,根據(jù)文獻(xiàn)[8]的預(yù)設(shè)侵徹條件,根據(jù)推導(dǎo)所得的最終修正的桿條帶攻角THOR方程,利用Matlab仿真軟件對(duì)桿條在靶板厚度為0.01 m和0.02 m時(shí)桿條帶攻角情況下的剩余速度和剩余質(zhì)量的變化情況進(jìn)行數(shù)值仿真。

1)剩余速度與攻角之間關(guān)系的數(shù)值與仿真

根據(jù)相關(guān)數(shù)據(jù)[9],在桿條初速度為2 000 m/s時(shí),分別對(duì)侵徹靶板的厚度為0.01 m和0.02 m時(shí)的剩余速度進(jìn)行仿真,求得在攻角為10°、20°、30°、45°、55°、60°、90°,著角在0°～90°時(shí)的桿條剩余速度,如圖4。并對(duì)根據(jù)修正后的THOR方程求得剩余速度與攻角的關(guān)系與相關(guān)數(shù)據(jù)[8]進(jìn)行對(duì)比,如圖5。

圖4 桿條的剩余速度與桿條的著角的關(guān)系

圖5 修正方程與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比關(guān)系

2)剩余質(zhì)量與攻角之間關(guān)系的數(shù)值與仿真

根據(jù)相關(guān)數(shù)據(jù)[8],在桿條初質(zhì)量為0.62 kg時(shí),分別對(duì)侵徹靶板的厚度為0.01 m和0.02 m時(shí)的相對(duì)剩余質(zhì)量(百分比)進(jìn)行仿真,求得在攻角為10°、20°、30°、45°、55°、60°、90°,著角在0°～90°時(shí)的桿條相對(duì)剩余質(zhì)量(百分比)如圖6。并對(duì)根據(jù)修正后的THOR方程所求相對(duì)剩余質(zhì)量與攻角的關(guān)系與相關(guān)數(shù)據(jù)[8]進(jìn)行對(duì)比,如圖7。

圖6 桿條的相對(duì)剩余質(zhì)量與桿條的著角的關(guān)系

圖7 修正方程與文獻(xiàn)數(shù)據(jù)對(duì)比關(guān)系

3)結(jié)果分析

圖4和圖6分別反映了桿條在一定攻角情況下,穿靶后剩余速度和剩余質(zhì)量與著角之間的變化規(guī)律,可以看出桿條穿靶后的剩余速度和剩余質(zhì)量隨著角的增大而減小,著角在0°～70°之間,桿條剩余速度的變化并不是很明顯,當(dāng)著角大于70°后,剩余速度明顯下降,符合超出該區(qū)間可認(rèn)為是無效破片(跳飛)的理論。

圖5和圖7分別反映了穿靶后剩余速度和剩余質(zhì)量與攻角之間的變化規(guī)律,可以看出桿條穿靶后的剩余速度和剩余質(zhì)量隨攻角的增大而增大,在達(dá)到一個(gè)峰值后,又隨著攻角的增大而減小,桿條在40°～45°之間變化最大,情況與參考數(shù)據(jù)(文獻(xiàn)[8])較為吻合。

數(shù)值模擬結(jié)果與參考數(shù)據(jù)(文獻(xiàn)[8])進(jìn)行對(duì)比后可以看出,攻角對(duì)桿條穿甲后的剩余速度和剩余質(zhì)量相比著角影響較大。因此,該計(jì)算模型能夠更為準(zhǔn)確客觀地反映桿條攻角的影響趨勢(shì),效果明顯,驗(yàn)證了方程的準(zhǔn)確性,具有一定的適用性。

4 結(jié)論

文中在原始BRL的破片穿甲THOR方程基礎(chǔ)上,同時(shí)參考動(dòng)能桿條正穿甲THOR方程和修正的桿條斜穿甲THOR方程,針對(duì)桿條類殺傷元素對(duì)目標(biāo)的終點(diǎn)毀傷特點(diǎn),建立了更適用于實(shí)際情況新的修正的動(dòng)能桿條斜穿甲帶攻角THOR穿甲計(jì)算模型。在桿條斜穿甲計(jì)算模型建立過程中,將攻角定量轉(zhuǎn)化為穿靶截面積,并使得到的面積更為精確。通過Matlab數(shù)值仿真,得到了桿條剩余速度、剩余質(zhì)量與攻角、著角之間的變化規(guī)律,并且數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果較為吻合,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。因此,建立的模型能較準(zhǔn)確全面地分析動(dòng)能桿戰(zhàn)斗部在實(shí)際情況中的穿甲威力,具有一定的實(shí)用意義,為研究桿條對(duì)目標(biāo)的終點(diǎn)毀傷效能和對(duì)TBM的殺傷威力奠定了基礎(chǔ)。

[1] 廖新華. 美俄反導(dǎo)末段攔截技術(shù)之異同 [J]. 空軍裝備, 2008(6): 56-59.

[2] 劉慶鴻, 陳德源, 王子才. 動(dòng)能攔截器攔截戰(zhàn)術(shù)彈道導(dǎo)彈的脫靶量仿真 [J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2002, 2(2): 200-203.

[3] 盧永剛. 基于THOR方程的桿條復(fù)雜姿態(tài)穿甲分析模型 [J]. 彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào), 2005, 25(1): 27-30.

[4] 李向東, 杜忠華. 目標(biāo)易損性 [M]. 北京: 北京理工大學(xué)出版社, 2013: 180-191.

[5] 陳俊杰. 反TBM新型導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部毀傷效能綜合評(píng)估 [D]. 西安: 空軍工程大學(xué), 2013.

[6] TAYLOR P A. Al/PTFE reactivematerial (RM24) sandia effort: experiment and modeling: SAND 2003 21840 P [R]. 2003.

[7] 盧永剛. 基于虛擬模型的動(dòng)能桿反導(dǎo)戰(zhàn)斗部毀傷效率評(píng)估方法: GF-A0090556G [R]. 中國工程物理研究院總體工程研究, 2004.

[8] 盧永剛. 動(dòng)能桿對(duì)靶板毀傷效應(yīng)的數(shù)值模擬研究: GF-A0090557G [R]. 中國工程物理研究院總體工程研究, 2004.

[9] DIEDEREN A M, Replica scale modeling og long rod tank penetratore [C]∥Switzerland, 19th International symposium on ballistics Interlaken, 7-11 May, 2001.

Model Research of KE-rod Piercing Armor Anti-TBM Considering Attack Angle

HAN Xiaoming,ZHU Feng,CHEN Junjie

(Air and Missile Defense College, Air Force Engineering University, Xi’an 710051, China)

In order to improve earlier KE-rod slanting THOR armor-piercing model and correctly reflect relationships, based on the ending point armor-piercing mechanism and the characteristic of TBM, a new corrected KE-rod slanting THOR armor-piercing calculating model with angle of attack was built based on original BRL pieces armor-piercing THOR equation and KE-rod THOR armor-piercing model and KE-rod slanting THOR armor-piercing model. According to simulation, changing law for residual velocity, residual quality of rod and angle of attack, angle of entry was got, and veracity was checked by comparing simulation with testing result. It shows validity of the new model which is more suitable for actual situation.

KE-rod; armor-piercing; calculating model; angle of attack

2015-06-28

韓曉明(1961-),男,陜西渭南人,教授,博士,研究方向:裝備管理理論與方法。

TJ 414.+2

A