МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ «МОСКОВСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ» (МОСКОВСКИЙ ПОЛИТЕХ) УДК [623.093] На правах рукописи ГАВРИЛОВ ЕВГЕНИЙ ВЯЧЕСЛАВОВИЧ РАЗРАБОТКА НАУЧНО ОБОСНОВАННЫХ РЕШЕНИЙ ЗАДАЧ ЗАЩИТЫ ЭКИПАЖА АВТОБРОНЕТАНКОВОЙ ТЕХНИКИ ПРИ МИННО-ВЗРЫВНОМ ВОЗДЕЙСТВИИ Специальность 05.05.03 «Колесные и гусеничные машины» ДИССЕРТАЦИЯ на соискание учёной степени кандидата технических наук Научный руководитель: к.ф-м.н, доцент Кулаков Николай Алексеевич М О СК В А − 2 0 17 2 ОГЛАВЛЕНИЕ Cтр. ВВЕДЕНИЕ ...................................................................................................................... 4 ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ ........................................................................................................ 13 1.1. Защищенность автобронетанковой техники в настоящее время ................... 13 1.2. Основные поражающие факторы при подрыве колесной и гусеничной автобронетанковой техники на минах и самодельных взрывных устройствах ... 15 1.3. Мероприятия по обеспечению травмобезопасности экипажа автобронетанковой техники при подрыве на минах и самодельных взрывных устройствах .................................................................................................................. 29 1.4. Обзор существующих конструкций энергопоглощающих кресел ................. 31 1.5. Выводы по главе 1 ............................................................................................... 38 ГЛАВА 2. КРИТЕРИИ ПОРАЖЕНИЯ ЭКИПАЖА АВТОБРОНЕТАНКОВОЙ ТЕХНИКИ ПРИ ПОДРЫВЕ НА МИНАХ И САМОДЕЛЬНЫХ ВЗРЫВНЫХ УСТРОЙСТВ ................................................................................................................. 40 2.1. Статистика травм, полученных в ходе ведения боевых действий. ................ 40 2.2. Обзор критериев поражения нижних конечностей. ......................................... 41 2.3. Обзор критериев поражения грудного и поясничного отдела позвоночника при действии вертикальных перегрузок .......................................... 45 2.4. Обзор критериев поражения шейного отдела позвоночника .......................... 49 2.5. Обзор критериев поражения головы.................................................................. 53 2.6. Обзор критериев травмобезопасности при действии избыточного давления ....................................................................................................................... 64 2.7. Выводы по главе 2 ............................................................................................... 67 ГЛАВА 3. РАСЧЕТ, ИСПЫТАНИЯ, А РАЗРАБОТКА, ТАКЖЕ ИЗГОТОВЛЕНИЕ, ИСПЫТАНИЯ КОПРОВЫЕ ПОДРЫВОМ ЭНЕРГОПОГЛОЩАЮЩЕГО КРЕСЛА. ................................................................... 71 3 Стр. 3.1. Исследование вариантов энергопоглощающих кресел с целью использования их в автобронетанковой технике для защиты экипажа при подрывах на минах. Поиск принципиальной схемы энергопоглощающего кресла ........................................................................................................................... 71 3.2. Отработка математической модели кресла ....................................................... 76 3.3. Испытания на подрыв энергопоглощающего кресла в составе автобронетанковой техники....................................................................................... 82 3.4. Разработка энергопоглощающего кресла с системой регулировки и преднатяжения ремней безопасности, а также его копровые испытания............. 93 3.5. Выводы по главе 3 ............................................................................................. 108 Глава 4. РАЗРАБОТКА ПРОТИВОМИННОЙ ЛЕГКОБРОНИРОВАННОЙ ЗАЩИТЫ АВТОБРОНЕТАНКОВОЙ ДЛЯ ТЕХНИКИ И СПЕЦИАЛЬНЫХ ЗАЩИЩЕННЫХ АВТОМОБИЛЕЙ ......................................... 110 4.1. Постановка задачи ............................................................................................ 110 4.2. Разработка противоминной защиты для изделия автобронетанковой техники ....................................................................................................................... 110 4.3. Разработка противоминной защиты для специальной защищенной автомобильной техники ........................................................................................... 124 4.4. Выводы по главе 4 ............................................................................................ 168 Глава 5. РАЗРАБОТКА АНТРОПОМОРФНОГО МАКЕТА НОГ ....................... 171 5.1. Постановка задачи ............................................................................................. 171 5.2. Разработка антропоморфного макета ноги с измерением скорости соударения ................................................................................................................. 172 5.3. Разработка антропоморфного макета ноги с измерением осевого усилия в берцовой кости ....................................................................................................... 176 5.4. Выводы по главе 5 ............................................................................................. 195 ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ........................................197 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ…………………………………………………………...202 СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ .............................217 4 ВВЕДЕНИЕ Актуальность проблемы Несмотря на то, что после Второй мировой войны не было глобальных военных конфликтов, с середины ХХ века по сегодняшний день, в мире постоянно возникают военные конфликты, носящие характер гражданских войн, пограничных конфликтов, войн за независимость, оккупаций, партизанский войн и т.п. Так, начиная с середины прошлого века по настоящее время, произошло порядка 150 военных конфликтов. Можно привести наиболее известные примеры таких конфликтов: война в Корее, Вьетнаме, Ангольский конфликт, Афганская война, первая и вторая чеченские войны, войны в Югославии, Ираке, Ливии, Сирии и тому подобные. Во всех войнах и военных конфликтах активно участвовала автобронетанковая техника (АБТ) и специальная защищенная автомобильная техника (СЗАТ). По статистике потери военной техники армии США от мин и самодельных взрывных устройствах (СВУ) в конфликтах составляет порядка 50-70% от общего числа потерь. Актуальности теме исследования придает новая государственная программа перевооружения армии Российской Федерации 2018-2025, согласно программе, приоритет отдается усовершенствованию и созданию новых образцов техники для сухопутных войск в том числе колесным и гусеничным машинам (гусеничный БМП «Курганец-25», колесный бронетранспортер «Бумеранг», бронеавтомобиль повышенной защищённости «Тайфун-У»). В связи с этим работа по поиску научно обоснованных решений задач защиты экипажа автобронетанковой техники при минно-взрывном воздействии является актуальной. 5 Степень разработанности темы исследования Известны отечественные и зарубежные научно-технические разработки методов и средств защиты АБТ, которыми занимаются такие организации как ОАО «ВНИИТрансмаш», 3 ЦНИИ МО РФ, ФГУП «НАМИ», ОАО «НИИ стали», Харьковский завод транспортного машиностроения, ОАО ГАЗ, ОАО «Муромтепловоз», АО «Омский завод транспортного машиностроения», Московский Политех (ранее МГТУ МАМИ), Военная академия бронетанковых войск имени М.В. Фрунзе, МГТУ им. Н. Э. Баумана, ПАО КАМАЗ, PLASAN, Centigon Security Group, BAE Systems, General Dynamics Combat Systems, Aurum Security. Цели и задачи исследования Целью исследования является повышение безопасности экипажа путем научно обоснованных технических решений защиты колесной и гусеничной автобронетанковой техники и специальной защищенной автомобильной техники при минно-взрывном воздействии, в том числе разработка уточненной методики оценки травмобезопасности экипажа автобронетанковой техники при минно-взрывном воздействии с использованием антропоморфных измерительных манекенов и антропоморфных макетов ног, а также разработка конструктивных решений несущей системы автобронетанковой техники для защиты от динамической реакции минно-взрывного воздействия и снижения перегрузок экипажа. Задачи исследования: Для достижения цели в работе последовательно решены следующие научные задачи: 1. Проведен анализ статистических данных по подрывам колесной и гусеничной АБТ и выявлены основные поражающие факторы при минновзрывном воздействии (МВВ); 6 2. Проведен анализ существующих отечественных и зарубежных исследований по критериям травмобезопасности экипажа АБТ при МВВ, а также нормативных документов, определяющих уровень стойкости защиты АБТ при МВВ и уточнены критерии поражения экипажа АБТ; 3. Разработана методика проведения испытаний колесной и гусеничной АБТ при МВВ с учетом уточненных критериев травмобезопасности экипажа и сопроводительного программного обеспечения; 4. Разработаны математические модели двух различных антропоморфных макетов ноги (АМН), на основании которых изготовлены натурные модели ног. Проведена тарировка изделий с помощью копровых испытаний на сброс. АМН использованы в натурных испытаниях по подрыву АБТ для определения параметров травмобезопасности; 5. Научно обосновано создание конструкции копрового стенда, позволяющего проводить испытания на сброс энергопоглощающих кресел (ЭПК) и АМН, для имитации динамического воздействия, возникающего при подрыве АБТ на минах; 6. Проведен анализ конструкций ЭПК как одного из ключевых элементов, снижающих перегрузки, действующие на экипаж колесной и гусеничной АБТ при минном подрыве; 7. Разработана математическая модель функционирования ЭПК для расчета основных параметров. На основании расчетов разработана и изготовлена конструкция указанного кресла с регулировкой положения по высоте и выбегу и с преднатяжителями ремней безопасности, а также проведены копровые испытания для подтверждения заявленных характеристик, идентификации параметров реальной конструкции и расчетной модели. Проведены испытания подрывом АБТ с установленными креслами с целью проверки эффективности кресла в реальных условиях эксплуатации. Для оценки травмобезопасности экипажа при использовании указанных кресел применялись АИМ для измерения параметров травмирования экипажа; 7 8. Научно обоснованы и внедрены конструктивные мероприятия по доработке кресла фирмы-производителя VSS (Vital Seating & Systems) путем интегрирования в конструкцию энергопоглощающих элементов с установкой на автомобиле ВПК-39272. Проведены копровые испытания кресел фирмыпроизводителя VSS с АИМ для оценки эффективности противоминных мероприятий; 9. образце Проведена оценка эффективности конструкций ЭПК на макетном автомобиля семейства «Тайфун-У» (проведение испытаний в объектовых условиях показателей противоминной защиты экипажа); 10. Проведен расчёт с выдачей технических предложений по структуре защиты днища от минного подрыва, новой боевой машины пехоты, оценена эффективность вариантов противоминного днища путем проведения натурных испытаний на подрыв; 11. Разработана математическая модель и рассчитаны перегрузки пассажира СЗАТ при подрыве под днищем и боковом подрыве фугасного заряда с целью оценки травмобезопасности экипажа. 12. Разработана, рассчитана и оценена эффективность: макетных образцов днища; полномасштабных образцов днища; прототипа СЗАТ с противоминной защитой днища с измерением основных поражающих факторов с использованием АИМ и АМН. Научная новизна результатов диссертационного исследования, выносимых на защиту заключается: 1. В уточнении критериев поражения экипажа АБТ при МВВ. Отличительной чертой является, то, что впервые использованы исходные данные университета Уэйн-Стейт (дополненные исследованиями Л.М. Патрика) вместо критерия HIC для оценки травмобезопасности головы. Также предлагается использовать критическое значение сжимающей силы нижнего 8 отдела позвоночника АИМ вместо критерия DRI, для оценки травмобезопасности позвоночника. В 2. разработке методики и сопроводительного программного обеспечения проведения и обработки результатов испытаний колесной и гусеничной АБТ при МВВ. Основной особенностью является использование уточненных критериев травмобезопасности экипажа. В разработке математических моделей, описывающих процесс 3. сброса двух вариантов АМН и противоминного ЭПК. Особенность моделей АМН заключается в математическом описании динамики движения вновь разработанных макетов ног. Математическая модель ЭПК описывает динамику движения кресла отличающегося кинематикой подвеса (реализован маятниковый подвес), а также характеристикой демпфирующих элементов. В разработке математической модели и расчете перегрузок 4. пассажира СЗАТ при МВВ, направленном как со стороны днища, так и со стороны боковины. Особенности модели состоят в том, что модель описывает движение вновь разрабатываемой СЗАТ и позволяет оценить травмобезопасность экипажа при различных вариантах минно-взрывного воздействия. В разработке и внедрении расчетной-экспериментальной методики 5. проектирования, изготовления и испытаний элементов противоминной защиты днища колесной и гусеничной АБТ и СЗАТ. Отличие методики заключается в полном описании и практической реализации цикла рруфвазработки новой колесной и гусеничной АБТ и СЗАТ, от входного контроля закупаемого материала для образцов защиты, до приемочных испытаний серийного образца. Теоретическая и практическая значимость: Теоретическая значимость исследования заключается: – в уточнении критериев травмобезопасности экипажа АБТ, а также разработке соответствующей методики проведения испытания АБТ и 9 сопроводительного программного обеспечения при МВВ с учетом указанных критериев и с использованием оригинальных АМН; – в разработке, возможности расчетном использования и экспериментальном оригинальных АМН обосновании для оценки травмобезопасности экипажа АБТ при МВВ. Практическая значимость заключается: в – использовании разработанной уточненной методики, сопроводительного программного обеспечения и АМН в качестве составной части технического проекта ОКР «Разработка технологии и комплекта технологического оборудования для полигонных испытаний бронированной техники и типовых укрытий на уязвимость личного состава к воздействию поражающих факторов боеприпасов», выполненного в рамках федеральной целевой программы № 1, Государственный контракт от «24» апреля 2015 г. № 15411.169999.16.018 России и ФКП «Уязвимость», заключенного между Минпромторгом «НИИ «Геодезия». Московский Политех является соисполнителем в части разработки программ и методик испытания колесной и гусеничной АБТ; – в разработанной противоминной защите СЗАТ с последующим серийном производстве (в настоящее время проведены успешные заводские испытания), в рамках НИОКР «Разработка оптимизированной по весу конструкции …», договор № 2110.Р.Б.НИР.0314.588 от 01.04.2014 г. между ФГУП «НАМИ» и Университетом машиностроения; – в разработанном и научно обоснованном техническом решении по конструкции противоминной защиты новой боевой машины пехоты в рамках ОКР «Расчет и выдача технических предложений по структуре защиты днища от минного подрыва. Определение перегрузок на точках крепления сидений десанта и внутреннего оборудования, расположенного на бортах корпуса» договор № 01/10/11 НОЦ «АТДиСН» от 01.10.2011 г. между ОАО «НИИ стали» и МГТУ МАМИ; 10 – во внедрении доработанных кресел фирмы-производителя VSS с энергопоглощающими элементами на автомобиле ВПК-39272 в рамках ОКР «Подготовка автомобиля ВПК-39272 к испытаниям подрывом и проведение специальных измерений» договор №14/01/11 НОЦ «АТДиСН» от 14.02.11 г. между ООО «ВИЦ» и МГТУ МАМИ; – в разработанной конструкции энергопоглощающего кресла с преднатяжением ремней безопасности и регулировкой по высоте и выбегу; – практическую значимость представляет копровый стенд для испытаний сбросом новых моделей энергопоглощающих кресел и антропоморфных макетов ног, для оценки их эффективности и работоспособности. Методология и методы исследования Исследования проводились с использованием расчётных программных комплексов Euler, Abaqus, Matlab. Полученные расчётные данные сравнивались с результатами натурных испытаний, проведенных на разработанном копровом стенде, а также с результатами подрыва макетных образцов противоминной защиты и реальных специализированных образцов полигонах. колесной Сравнение и гусеничной результатов АБТ расчетов на и экспериментальных данных полигонных испытаний на макетных образцах и реальных конструкциях АБТ позволило отработать математические модели и понять механику взаимодействия взрывного воздействия, несущих систем конструкции и экипажа. Положения, выносимые на защиту: • методика оценки защищенности личного состава колесной и гусеничной АБТ и СЗАТ при воздействии поражающих факторов взрывных устройств с уточненными критериями сопроводительным программным обеспечением; травмобезопасности и 11 • научно обоснованное техническое решение по созданию конструкции противоминного ЭПК с регулировкой по высоте и выбегу и преднатяжителями ремней безопасности; • научно обоснованное техническое решение по созданию конструкции стенда для проведения копровых испытаний на сброс ЭПК и антропоморфного макета ноги (далее АМН); • научно обоснованное техническое решение по созданию конструкции АМН, позволяющие оценивать травмобезопасность ног экипажа АБТ при МВВ; • математическая модель подрыва СЗАТ, позволяющая произвести оценку степени тяжести повреждения пассажира при МВВ, направленном как со стороны днища, так и со стороны боковины; • научно обоснованное техническое решение по созданию конструкции противоминной защиты СЗАТ; • научно обоснованное техническое решение по конструкции противоминной защиты новой боевой машины пехоты. Публикации и апробация работы Основные положения и результаты диссертационной работы заслушивались и обсуждались: На 85-ой международной научно-технической конференции ААИ «Будущее автомобилестроения в России». М., 2014; На 89-ой международной научно-технической конференция ААИ «Автомобилестроение России: новые вызовы». М., 2015; На 7-ой всероссийской конференции молодых ученных и специалистов «Будущее машиностроения России». М., 2014; На заседании рабочей группы при Президенте РАН по анализу риска и проблем безопасности РГ РАН «Риск и безопасность». М., 2017. 12 По материалам диссертации опубликовано 8 научных работ, из них по перечню ВАК РФ – 3 общим объемом 1,85 п.л./ 1,25 п.л. Результаты работы внедрены в ФГУП «НАМИ», Московский Политех, ОАО «НИИ «СТАЛИ», ООО «ВИЦ», ФКП «НИИ «Геодезия», НИИЦ АТ 3 ЦНИИ МО РФ. Диссертация состоит из Введения, 5 Глав, Основных результатов и выводов по работе, 217 страниц, 140 рисунков, 23 таблиц, список литературы состоит из 148 наименований. 13 ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ 1.1. Защищенность автобронетанковой техники в настоящее время Кардинальное изменение характера войны от позиционной к локальной продиктовало путь развития АБТ. Тяжелая военная техника (танки, тяжелые боевые машины пехоты и т.д.) ввиду малоподвижности и больших геометрических размеров не эффективна при ведении боев на улицах городов. Локальный характер боевых действий предполагает частую смену дислокаций, быструю переброску войск и вооружения, осуществление логистических задач по обеспечению продовольствием и боеприпасами. Для решения этих задач обычно используется легкая бронированная техника [1]. При осуществлении задач переброски войск, вооружения, боеприпасов и продовольствия техника подвержена нападению из засад и укрытий, зачастую нападения сопровождаются подрывами на минах и СВУ. На примере статистики потерь военной техники армии США в различных конфликтах можно увидеть возрастающую угрозу от мин и СВУ (Таблица 1) [2]. Таблица 1. Статистика потерь военной техники армии США в различных конфликтах Военный конфликт Потери техники от мин и СВУ Вторая мировая война 23 % Корея 56 % Вьетнам 70 % Операция «Буря в пустыне» (Ирак) 59 % Операция «Возрождение надежды» (Сомали) 60% 14 Возрастающее количество подрывов колесной и гусеничной АБТ обуславливает обязательное наличие у техники противоминной защиты. При анализе заряда, способа закладки, принципа срабатывания мин и СВУ можно сделать выводы о том, что у более половины подрывов (53,5 %) масса заряда составляет 6-8 кг, (Таблица 2) [2], при срабатывании как под колесом (гусеницей), так и под днищем, с радиоуправляемыми или контактными взрывателями. Таблица 2. Частота применения мин и СВУ с различными тротиловыми эквивалентами, полученная в результате обобщения опыта боевых действий США Тротиловый эквивалент, кг Количество применяемых мин, % 0-1 0 1-2 3,5 2-3 2 3-4 0 4-5 10 5-6 17 6-7 24,5 7-8 29 8-9 3,5 9-10 5,5 >10 5 В настоящее время в мире существует множество производителей миннозащищенной военной техники и техники двойного назначения: наряду с компаниями-первопроходцами из ЮАР, представлены производители из США, Великобритании, Китая, России, Украины, Польши, Турции, Австралии и др. 15 На Рис. 1.1 показаны примеры таких миннозащищенных автомобилей: Casspir Mk6 (ЮАР), Caiman MTV (США), MaxxPro (США), Golan (Израиль и США), Marauder (ЮАР и Иордания), Bushmaster (Австралия), Dingo 2 (Германия), Тигр-М (Россия), Тайфун-У (Россия), Тайфун-К (Россия), ВПК3927 «Волк» (Россия). Рис. 1.1. Миннозащищенные автомобили различных производителей (слева направо и вниз): Casspir Mk6 (ЮАР), Caiman MTV (США), MaxxPro (США), Golan (Израиль и США), Marauder (ЮАР и Иордания), Bushmaster (Австралия), Dingo 2 (Германия), Тигр-М (Россия), Тайфун-У (Россия), Тайфун-К (Россия), ВПК-3927 «Волк» (Россия) Для разработки защиты колесной и гусеничной АБТ от подрыва на минах и СВУ необходимо выделить и оценить основные поражающие факторы. 1.2. Основные поражающие факторы при подрыве колесной и гусеничной автобронетанковой техники на минах и самодельных взрывных устройствах Основными факторами, которые могут вызвать поражение экипажа при подрыве колесной и гусеничной АБТ на минах и СВУ являются: 16 • разрушение целостности несущей конструкции; • взрывные газы и взрывная волна, давление затекания, вторичное избыточное давление; • динамическая упругая или упругопластическая деформация пола; • ускорение конструкции как жесткого целого; • перемещение незакрепленных предметов; • осколки; • динамическая отдача люков, дверей, окон. Основные поражающие факторы при подрыве колесной и гусеничной АБТ на минах и СВУ показаны на Рис. 1.2. Рис. 1.2. Поражающие факторы при подрыве АБТ на минах и СВУ Разрушение целостности несущей конструкции. При разрушении корпуса или кузова АБТ при МВВ, как правило, давление, проникающее внутрь обитаемого отсека, значительно больше допустимого, поэтому необходимым условием травмобезопасности экипажа является сохранение целостности несущей конструкции. Взрывные газы и взрывная волна. Одним из основных поражающих факторов является действие взрывных газов или ударной волны. Многочисленные эксперименты, детально разработанная теория и многолетняя подтверждающая практика подрывов позволили сформулировать достаточно 17 простые модели и формулы, характеризующие параметры взрывных газов и ударной волны [3, 4] с приемлемой для инженерных расчетов точностью. Согласно этим моделям существует особое расстояние от точки взрыва – R0, которое определяет характер поражающего воздействия взрыва. При расстоянии меньшем, чем R0 действуют взрывные газы, при удалении от точки взрыва на расстояние большее R0 формируется воздушная ударная волна со своими параметрами. Действие взрывных газов распространяется в воздухе на расстоянии 12 радиусов взрывчатого вещества, при этом, радиус взрывчатого вещества средней мощности типа тротила вычисляется по формуле (1.1) [4]. При взрыве тротила на поверхности земли, характерное расстояние R0 определяется по формуле (1.5). Так как R0=12RЗ, то R з = 0,05 3�q (1.1) R 0 = 0,6 3�q (1.2) Однако в (1.2) R0 рассчитано для заряда, взорвавшегося в воздухе, в данном случае взрывные газы будут распространяться по сфере, при подрыве на поверхности взрывные газы будут распространяться по полусфере, таким образом, радиус будет несколько больше (Рис. 1.3). Рис. 1.3. Радиус действия взрывных газов при подрыве в воздухе и на поверхности 18 Найдем R1 при условии, что объем взрывных газов остается постоянным, тогда объемы сферы и полусферы должны быть равны: 4 3 2 3 πR = πR1 3 3 3 R1 = √2 R R 0 = 0,756 3�q (1.3) (1.4) (1.5) МВВ на конструкцию АБТ можно оценить по формулам (1.6) – (1.8). Схема подрыва с обозначениями представлена на Рис. 1.4. Рис. 1.4. Воздействие взрыва мины или СВУ на конструкцию АБТ При подрыве мины или СВУ непосредственно под колесом или гусеницей вертикальный импульс (Н·сек) определяется формулой (1.6): 𝐼𝐼 = 2000𝑞𝑞 (1.6) При R≤R0 действие взрывных газов на корпус изделия определяется удельным импульсом I (Hсек/м2 ) по формуле (1.7): 𝐼𝐼 = 500 где q – мощность заряда в (кг); 𝑞𝑞 𝑅𝑅 2 sin(𝛼𝛼), (1.7) R – расстояние в (м) от точки взрыва до места действия взрывных газов; α – угол встречи взрывных газов с поверхностью корпуса. Для расстояний больших, чем R0 формируется воздушная ударная волна, удельный импульс которой определяется по формуле (1.8): 2 𝑞𝑞 3 𝐼𝐼 = 630 𝑅𝑅 (1.8) 19 Рис. 1.5. Удельный импульс взрывных газов и воздушной ударной волны Для типичных автобронетанковых конструкций с клиренсом от 0,2 до 0,8 м и при характерной мощности гранат, мин и СВУ от 0,1 кг до 20 кг тротила расчет нагрузки от взрыва будет происходить, в основном, по формуле (1.7). Следует отметить достаточно локальное воздействие взрыва. Для плоского днища, при расстоянии от центра взрыва равном двум клиренсам, удельный импульс будет в 8 раз меньше, чем непосредственно над точкой взрыва. Характерное время действия избыточного давления взрыва можно оценить по формуле (1.9) [3]: 𝑡𝑡+ = 0,0015√𝑅𝑅 6�𝑞𝑞 (1.9) Время действия t+ для характерных величин (расстояние 0,2-4 м, мощность заряда 0,1-20 кг) находится в интервале 0,46-4,9 мс (Рис. 1.6). Давление затекания. Давление затекания возникает в результате проникновения ударной волны через технологические отверстия и щели в конструкции АБТ. Так как время действия ударной волны довольно мало 0,464,9 мс, то ударная волна, как правило, не успевает затечь через указанные выше отверстия и повысить избыточное давление до критических значений. Многочисленные испытания АБТ на подрыв [5–9] с измерением избыточного давления показывают, что для некоторых случаев подрыва (например, под 20 днищем) даже открытие люков в результате упругой отдачи не приводит к критическому повышению давления, так как открытие люков происходит с большой задержкой по времени по сравнению с действием ударной волны. Рис. 1.6. Продолжительность действия положительной фазы избыточного давления в зависимости от расстояния до точки взрыва и массы заряда в тротиловом эквиваленте Однако при существенном разрушении конструкции корпуса АБТ давление затекания становится опасным фактором поражения экипажа. Вторичное избыточное давление. Вторичное избыточное давление возникает за счет деформации элементов конструкции внутрь обитаемого отсека и может достигать критических значений при наличии больших ослабленных зон несущего корпуса или его элементов. Динамическая упругая или упругопластическая деформация пола. Подобная деформация возникает за счет действия взрывных газов или воздушной ударной волны (в зависимости от расстояния R и заряда q) на пол, боковину или крышу корпуса изделия в зависимости от расположения заряда. При этом в результате большого давления и малой массы элементов корпуса возникают большие перегрузки в 1000-10000g и более при сравнительно небольших прогибах конструкции (как правило, не более 5-10 см). При больших прогибах, как правило, начинается разрушение конструкции, что 21 приводит к поражению экипажа. Указанные ударные нагрузки приходятся на ноги, места крепления сидений и различных агрегатов. Для защиты экипажа необходимо оценивать указанные перегрузки, или стараться избегать их путем размещения ног на специальных подножках или на фальшь-поле, а крепления сидений размещать на наименее нагруженных частях корпуса. Крепление агрегатов необходимо рассчитывать на указанные перегрузки, которые уточняются при расчетах динамического напряженно-деформированного состояния корпуса при МВВ. Рис. 1.7. Покадровое фото движения ног при подрыве техники снизу и математическое моделирование движения ног манекена при подрыве Деформация пола и других элементов конструкции также может инициировать волны вторичного избыточного давления, но как показывает практика экспериментов при достаточно малых прогибах (5-10 см) избыточное давление существенно меньше минимального критического давления 0,3 атм. (30,3 кПа) при характерном времени действия порядка 0,001-0,002 с. Ускорение конструкции как жесткого целого. Ускорение, скорость, а также перемещение конструкции АБТ как жесткого целого напрямую зависят от массы заряда q и способа его закладки (под колесом или под днищем, а также от его расположения по продольной оси АБТ под осями или по центру), клиренса (при закладке под днищем) и массы автомобиля. При прочих равных условиях масса АБТ имеет особенно важную роль. Чем больше масса, тем меньшие ускорения, скорость и перемещения будет вызывать подрыв. Существуют простые соотношения, позволяющие аналитически рассчитать 22 ускорения, скорость и высоту подброса АБТ, с приемлемой для инженерных расчетов погрешностью. Импульс в вертикальном направлении, который получает конструкция АБТ при действии мины или СВУ, расположенных на скальном основании под днищем, можно приближенно оценить по формуле [10]: y’M = 2000q, где (1.10) y’-вертикальная скорость (м/с); q - мощность заряда (кг, тринитротолуол (ТНТ)); М – масса части конструкции, под которой произведен подрыв; Тогда: y’ = 2000q M (1.11) Например, для изделия полной массой 6000 кг при подрыве мины под левой гусеницей (Рис. 1.8) для приближенной оценки полученной вертикальной скорости левой части изделия необходимо учесть половину массы М=3000 кг. При воздействии мины мощностью q= 6 кг вертикальная скорость левой части V будет равна примерно 4 м/с (1.12). Рис. 1.8. Подброс АБТ при подрыве на мине V= 2000q 12000 = = 4 (м⁄с) M 3000 (1.12) 23 При этом высоту подброса левой части можно вычислить по соотношению (1.16). MV 2 = MgH 2 V2 H= 2g (1.13) (1.14) Подставляем выражение V из (1.12) 4000000q2 H= 2gM 2 200000q2 7200000 H= = = 0,8 (м) M2 9000000 (1.15) (1.16) При этом за время действия взрывных газов перемещение конструкции будет на 2 порядка меньше: H= Vt 4 ∙ 0,002 = = 0,004 м = 4 мм 2 2 (1.17) Как видно высота подброса за время подрыва незначительна, колесная и гусеничная АБТ фактически останется на месте, но приобретает значительную вертикальную скорость, далее конструкция будет продолжать движение по инерции. Высота подброса может достигать довольно больших значений, что может привести к перевороту изделия. Приобретенная скорость будет влиять на перегрузки экипажа АБТ. В качестве иллюстрации вышеуказанных расчетов на Рис. 1.9 показаны подрывы автомобилей Скорпион-ЛША-2Б, КАМАЗ-63968 и броневого модуля СБА-56. При замедленной съёмке видно, что в момент взрыва автомобиль фактически остается на месте, а затем ввиду приобретенной скорости по инерции продолжает движение вверх. 24 Рис. 1.9. Иллюстрация действия взрывных газов на конструкцию АБТ, сверху вниз: подрыв автомобиля Скорпион-ЛША-2Б, КАМАЗ-63968 и бронемодуля СБА-56, в круг обведён открывшийся люк Воздействие, при котором приобретается скорость в 4 м/с за короткое время, не превышающее 2 мс будет приближенно соответствовать сбросу человека на кресле с высоты 0,8 м на жесткий пол. Перегрузки, которым будет подвергаться экипаж, будут сильно зависеть от расположения колесной и гусеничной АБТ по отношению к месту подрыва, а также конструкции кресла (способ крепления к корпусу, тип энергопоглощающих элементов, характеристика жесткости подушки сиденья, наличие привязной системы). Высоту подброса конструкции массой М при наличии подвески жесткостью k можно приближенно оценить исходя из уравнения колебаний одномассовой системы (1.18) [10]: My ,, + ky = 0 С начальными условиями при t = 0, y = 0, y , = (1.18) 2000q M . Решение уравнения (1.18) с указанными начальными условиями будет: 𝑦𝑦 = 2000𝑞𝑞 𝑘𝑘 sin �� 𝑡𝑡� 𝑀𝑀 √𝑘𝑘М (1.19) 25 В результате получим максимальное значение перемещения по формуле (1.20): 𝑦𝑦 = 2000𝑞𝑞 (1.20) √𝑘𝑘𝑘𝑘 Для большинства конструкций с основной частотой колебаний на подвеске в районе 1 Гц получим выражение для максимального перемещения в виде (1.21): 𝑦𝑦 = 318 𝑞𝑞 𝑀𝑀 (1.21) Для рассматриваемого случая перемещение будет 318х6/3000=0,64 м. Ускорение несущей конструкции как жесткого целого (интегральное) можно оценить по формуле: а= 𝑦𝑦′ 𝑡𝑡+ (1.22) При подстановке скорости из (1.11) и времени действия из (1.9) получим: a= 2000q 0,0015 √R 6�q M = 1,33 ∙ 106 ∙ q M √R 5� 6 (1.23) Таким образом, основной защитой от перегрузок колесной и гусеничной АБТ при подрыве на минах и СВУ является масса конструкции. Чем больше масса, тем меньше начальная скорость, приобретенная конструкцией при подрыве и соответственно меньше перегрузки экипажа. В реальных боевых условиях, особенно в нерегулярных частях, наблюдается догрузка АБТ мешками с песком, которые существенно увеличивают массу, а также служат дополнительной защитой от осколков и пуль стрелкового оружия. С другой стороны, одним из основных требований при проектировании транспортных средств является уменьшение собственной массы конструкции. 26 Увеличение массы снижает динамику движения, приводит к необходимости увеличения мощности двигателя, снижает грузоподъемность и т.п. Поэтому масса конструкции не может быть увеличена без снижения основных тактико-технических характеристик и, как правило, является заданной величиной. При проектировании АБТ и защищенных автомобилей имея в качестве заданных по техническому заданию (далее ТЗ) снаряженную массу и мощность взрывчатого вещества (далее ВВ) от которого необходимо обеспечить защиту экипажа, можно, используя представленные выше зависимости, оценить перегрузки и разработать конструктивные решения для обеспечения травмобезопасности экипажа. Примеры таких конструктивных решений рассмотрены ниже. Основными воздействиями на экипаж АБТ при перемещении конструкции как жесткого целого являются: сжимающее усилие нижнего отдела позвоночника, сжимающие, растягивающие и срезающие усилия и изгибающий момент в шее, усилия в привязной системе, а также последствия удара головы о крышу при непристёгнутых ремнях безопасности. На Рис. 1.10 показан расчет перемещения водителя (крыша в математической модели была убрана) при подрыве под колесом машины массой 6000 кг мины мощностью 2 кг тротила [10]. Рис. 1.10. Расчет перемещений водителя при подрыве автомобиля на мине Как видно из результатов расчетов, даже при небольшой мощности заряда водитель получает значительное вертикальное перемещение и при наличии крыши получит травму головы и шеи. Таким образом, для обеспечения травмобезопасности экипажа, в качестве первоочередного средства защиты необходимо использовать ремни безопасности. 27 Перемещение незакрепленных объектов. При подрыве АБТ даже при незначительном перемещении корпуса как жесткого целого днище, боковина и другие упругие конструкции испытывают воздействие перегрузок в районе 10010000 g и более. Ввиду этого предметы, находящиеся внутри обитаемого модуля, которые лежат незакрепленными на днище или полках или имеют недостаточно прочное крепление, а также подвешенные к боковине приобретают значительную скорость. Предсказать их траекторию полета практически невозможно, а при соударении с телом человека они могут нанести серьезные травмы, вплоть до травм с летальным исходом. Поэтому все предметы (гаечные ключи, боеприпасы, оружие и т.д.) должны быть жестко закреплены на корпусе для предотвращения их хаотичного перемещения в обитаемом модуле. Пример «полета» незакрепленных инструментов при подрыве мины под днищем бронированного транспортера показан на Рис. 1.11. Рис. 1.11. Перемещение незакрепленных предметов при подрыве АБТ снизу Осколки. При подрыве заряда вместе с взрывными газами в воздухе разлетаются осколки. Осколки могут быть различного происхождения, вопервых сама мина может содержать поражающие элементы (также обычно СВУ содержат различные поражающее элементы: болты, гайки, шарики от подшипников), во-вторых осколки могут образоваться от дорожного покрытия, на котором производится подрыв (каменистые осколки при подрыве на 28 скальном грунте, фрагменты бетона или асфальта при подрыве на дорогах общего назначения) также осколки могут формироваться от конструкции АБТ (фрагменты диска колеса, подвески и т.д.). При определении прочности на осколочное воздействие используются стандартизированными осколками. Так по ГОСТ Р 50963 с изменениями №4 [11] осколок представляет собой стальной шарик массой 1,05 г., однако скорость осколка не указана. В зарубежном нормативном документе НАТО STANAG 4569 в 1-ой редакции от 2005 года прописаны два варианта осколка (осколок представляет собой цилиндр с фаской) массами 13,4±0,13 г. и 53,8±0,26 г. при скорости равной 960 м/с [12]. Во втором издании нормативного документа от 2012 г проверка на осколочную стойкость защиты проводится путем ее обстрела нормированным осколком массой 53,8±0,26 г. со скоростью 960 м/с, или 1250 м/с, в зависимости от уровня защиты [13]. Обычно, предусмотренная защита днища (боковины) от избыточного давления также защищает от осколков. Однако стоит отметить, что защита днища зачастую имеет технологические отверстия и вырезы, например, отверстия для охлаждения выхлопной системы, вырезы под раздаточную коробку, резонатор, места для поддомкрачивания техники и т.д. Существует вероятность проникновения осколков в отверстия и щели, пробития недостаточно прочного днища, а также появления вторичных осколков внутри обитаемого отсека при частичном разрушении броневой защиты. Динамическая отдача люков, дверей, окон. При действии взрывной ударной волны по всей поверхности люков, дверей, окон и т.д. происходит упругое обжатие с дальнейшей отдачей наружу (Рис. 1.9, Рис. 1.12). При этом происходит разрушение замков и средств крепления. Как было показано выше, действие положительной фазы избыточного давления находится в пределах 0,46-4,9 мс, поэтому при открытии люков, дверей, бойниц и т.п. в результате упругой отдачи после их поджатия избыточным давлением, а также при незначительном повреждении корпуса (сквозные трещины без пролома корпуса) избыточное давление обычно не успевает затечь внутрь АБТ и 29 достигнуть значений, приводящих к травмированию экипажа. При таких повреждениях во время испытаний в обязательном порядке необходимо контролировать избыточное давление на местах экипажа. Рис. 1.12. Открытие дверей броне модуля при подрыве 1.3. Мероприятия по обеспечению травмобезопасности экипажа автобронетанковой техники при подрыве на минах и самодельных взрывных устройствах Учитывая проанализированные выше основные факторы поражения членов экипажа АБТ при МВВ, рассмотрим варианты конструктивного исполнения защиты для предотвращения травмирования личного состава. Один из вариантов конструктивного исполнения техники показан на Рис. 1.13. Рис. 1.13. Схема противоминной защиты для техники с высоко расположенным обитаемым отсеком Обычно на современных образцах колесной и гусеничной АБТ устанавливается V-образный поддон, который предназначен не для отклонения 30 взрывных газов, а для обеспечения жесткости и деформирования поддона не внутрь обитаемого модуля. На Рис. 1.13 показано, что при наиболее вероятном подрыве мины при наезде на нее колесом угол встречи поверхности поддона и взрывных газов как раз не является оптимальным, но деформация поддона происходит практически изготавливаются из без броневой контакта стали, с силовым полом. высокопластичных Поддоны сталей или алюминиевых сплавов, с относительным удлинением при разрыве не менее 1015%. Противоминный поддон, выполненный из таких материалов, при подрыве будет деформироваться без разрушения, поглощая энергию взрыва (энергия взрыва затрачивается на растяжения листа). Силовой пол, который расположен за противоминным поддоном, должен осуществлять защиту от осколков, и может являться составной частью несущей системы. Пол может быть выполнен из обычного листа конструкционной стали, однако в таком случае необходима установка противоосколочных матов из арамидной ткани. Количество слоев ткани подбирается индивидуально для каждого типа техники в зависимости от клиренса, мощности заряда, и т.д. При больших зарядах ВВ силовая конструкция пола может также подвергаться деформации. Если на стадии расчетов выясняется, что основной пол производит удар по ногам экипажа, то прибегают к изготовлению фальшпола. Прогиб силового пола при МВВ не должен быть больше зазора между ним и фальшполом. Ноги членов экипажа должны располагаться на фальшполе. Для экипажа, не взаимодействующего с органами управления (например, педалями) возможен вариант установки подножки для ног (Рис. 1.13, Рис. 1.14) Если по результатам расчетов усилие в нижнем отделе позвоночника, усилия и изгибающий момент в шее превышают предельно допустимые значения, то в образец АБТ устанавливается противоминное кресло желательно на маятниковой подвеске (как показано на Рис. 1.13, Рис. 1.14). Маятниковая подвеска кресла «подстраивается» под направление воздействия подрыва и позволяет снизить перегрузки, фактически при любом месте закладки заряда 31 ВВ. Привязные ремни с системой преднатяжения предотвращают подброс тела и удар головой или другими частями тела об элементы конструкции АБТ. Рис. 1.14. Схема противоминной защиты для изделия с низко расположенным обитаемым отсеком При бронировании колесной и гусеничной АБТ с низким клиренсом или при скрытом бронировании автомобилей вариант исполнения с V-образным днищем не подходит. В таких случаях противоминный поддон выполняется из плоского листа. Рекомендации по выбору материала остаются те же, что и для V-образного днища. Противоминный поддон крепится на энергопоглощающих элементах, которые за счет деформации снижают перегрузки на основном полу. 1.4. Обзор существующих конструкций энергопоглощающих кресел Проблема критических вертикальных перегрузок космонавтов при посадочном ударе спускаемого аппарата о грунт, при катапультировании из самолетов, при аварийных посадках вертолетов и легкой авиации, а также при подрыве на минах и СВУ АБТ решается путем установки энергопоглощающих кресел. Космонавты при взлете, входе в атмосферу, а также при приземлении подвергаются действию вертикальных перегрузок. При ударе о грунт перегрузка на корпусе спускаемого аппарата может достигать 50-100 g [14]. 32 Безопасность экипажа обеспечивается за счет использования систем амортизации кресла. Б.А. Рабинович в своей книге «Безопасность космонавта при посадочном ударе спускаемого аппарата о грунт» [14] приводит расчетные случаи применения таких кресел, особенности кинематической схемы, возможные амортизаторы удара. При катапультировании и аварийном приземлении вертолётов и самолетов на экипаж действует большие вертикальные перегрузки (14-30 g) при относительно малом времени действия (60-180 мс) [15-22], которые приводят к травмам экипажа. Одной из самых уязвимых частей тела при вертикальных перегрузках является позвоночный столб. Позвоночник не выдерживает перегрузок и в результате происходит перелом позвонков. Для предотвращения подобных травм были разработаны энергопоглощающие кресла, которые за счёт деформации энергопоглощающих элементов и соответственно просадки кресла, увеличивают время действия удара, тем самым снижая перегрузки. Подобные перегрузки действуют и при подрыве АБТ на мине, однако, с большей амплитудой (до 100-10000 g на полу [10, 23] и 50-300 g на местах крепления кресел) и меньшим временем действия (порядка 5-20 мс на полу и 50-70 мс на кресле [5–9]). Корпус автобронетанковой техники при подрыве практически мгновенно (0,46-4,9 мс) приобретает вертикальную скорость и без соответствующей защиты экипаж получает серьёзные травмы позвоночника. Начало разработки энергопоглощающих кресел относится к 60 годам прошлого века. Они применялись для защиты экипажа вертолёта от больших вертикальных перегрузок при падении или аварийной посадке вертолётов. Эволюция таких кресел за рубежом достаточно полно описана в статье [24]. В процессе развития энергопоглощающих устройств были разработаны многочисленные варианты энергопоглощающих элементов (Рис. 1.15): а) деформирующийся столб; б) прокатка валиков; в) выворачивающаяся труба; 33 г) резка или срез; д) труба и пуансон; е) прокатка или сплющивание трубы; ж) прокатка проволоки, ленты или стержня; з) деформирующееся звено цепи и др. Существуют 3 поколения энергопоглощающих кресел, используемых в вертолётах. Первое поколение кресел было оснащено энергопоглощающими элементами с фиксированной силой срабатывания. а) г) ж) б) д) в) е) з) Рис. 1.15. Варианты исполнения энергопоглощающих элементов Второе поколение вертолётных кресел было оснащено механизмом ручной регулировки силы срабатывания энергопоглощающей системы, при дальнейшем развитии были разработаны кресла с автоматической настройкой силы срабатывания. Кресло, оснащенное такой системой, автоматически 34 определяет вес человека и по весу выбирает необходимую силу срабатывания [25]. Третье поколение кресел оборудовано энергопоглощающими элементам с заданной характеристикой просадка-усилие. В 1970 году Карр и Филлипс опубликовали результаты исследования, которое указывало, что можно было бы реализовать более эффективную просадку кресла экипажа вертолёта, используя более сложную, непостоянную характеристику просадка-усилие [26]. Энергопоглощающие кресла вертолётов первого поколения. Существуют множество организаций по всему миру, которые занимаются разработкой вертолётных кресел, основные из них это: Simula (США), Skyline (США), Martin Backer (Великобритания), Fischer (Германия), IAI (Израиль), ОАО НПП «Звезда». На Рис. 1.16 показаны различные варианты энергопоглощающих кресел, кругами обозначены места установки энергпоглощающих элементов, стрелками ход кресла при просадке. а) г) в) б) д) е) Рис. 1.16. Кресло компании Simula (а, б), Martin Backer (в), IAI (г), Памир (ОАО НПП «Звезда) (д) и АК 2000 (ОАО НПП «Звезда) (е) Энергопоглощающие кресла вертолётов второго поколения. Работы по созданию вертолётных энергопоглощающих кресел с изменяемой силой срабатывания были начаты компанией Simula в соответствии с договором с ВМС США в начале 80-ых годов [27, 28]. Такие кресла были созданы с 35 использованием двух типов энергопоглощающих элементов: с прокаткой проволоки и с выворачиванием трубы. При прокатке проволоки сила срабатывания зависит от относительного расположения роликов (Рис. 1.17, а). Таким образом, энергопоглощающие элементы с изменяемой силой срабатывания были разработаны, с возможностью регулировки силы путем выборочного изменения расположения центрального ролика. Ручка управления, используемая для регулировки нагрузки, расположена на корпусе. На ней нанесена шкала для регулировки по массе, чтобы обеспечить оптимальную защиту пассажира при столкновении. Для энергопоглощающего элемента с регулируемой силой срабатывания с использованием выворачивания трубы ручная настройка была сделана также, как и для предыдущего типа, с рукоятью, позволяющей регулировать силу срабатывания, сидя в кресле. Сама регулировка была сделана с помощью механизма, который добавлял усилие к основному усилию, получаемому путем выворачивания трубы (Рис. 1.17, б). б) а) в) Рис. 1.17. Вертолётные кресла с регулируемой силой срабатывания: Simula вертолёт V-22 (а) и вертолёт UH-1Y (б), ОАО НПП «Звезда» АК 2000А (в) Энергопоглощающие кресла вертолётов третьего поколения. Энергопоглощающие элементы с переменной характеристикой усилие – просадка уменьшают ход кресла при падении вертолётов, одновременно не увеличивая нагрузку на экипаж. Кресла с такими энергопоглощающими элементами были разработаны компаниями Fischer и Skyline. Компания Fischer использует в своих креслах изгиб металлической ленты для поглощения энергии удара. Переменное усилие достигается непостоянной 36 шириной ленты. Таким образом, удалось достичь уменьшения просадки кресла с 6 до 2 дюймов (с 152,4 мм до 50,8 мм) при значении усилия, измеренном в нижнем отделе позвоночника манекена 50-го перцентиля, меньшим, чем 680 кг, что соответствует стандарту безопасности для гражданских вертолётов [15-22]. Компания Skyline разработала свои кресла с заданной характеристикой просадки от усилия для десантных кресел вертолёта UH-1Y и кресла оператора воздушно-десантного командования армии США. Для задания переменной характеристики усилие – просадка в энергопоглощающем элементе с прокатыванием проволоки использовалась проволока с переменным прямоугольным сечением. Конструкция таких кресел запатентована [29]. На Рис. 1.18 энергопоглощающее устройство показано в разобранном виде. Рис. 1.18. Энергопоглощающий элемент с заданной характеристикой просадкаусилие Существует большое количество производителей энергопоглощающих кресел, которые предназначены для установки в образцах автобронетанковой техники. Основные компании – это Autoflug (Германия), Alen Vanguard (Канада), Takata (Япония) Jankel, Creation UK (оба Великобритания), Stratos Seating (Австралия), Global Seating Solutions (США). В кандидатской диссертации Рябова [30] «Метод расчета сидений энергопоглощающих конструкций бронированных колесных машин» был разработан метод расчета сидений энергопоглощающих конструкций на основе численного моделирования процессов подрыва, а также математическая модель 37 энергопоглощающего кресла. Энергопоглощающее кресло, рассчитанное согласно разработанному методу, успешно прошло натурные испытания подрывом. 1.5. Выводы по главе 1 Локальный характер военных действий устанавливает обязательные характеристики колесной и гусеничной АБТ, среди которых маневренность и обязательная противоминная защита. В последних военных конфликтах более половины потерь АБТ составляет потери от мин и СВУ. Мины и СВУ чаще всего приводятся в действие радиоуправляемыми или контактными взрывателями, при этом самая распространенная масса ВВ составляет 6-8 кг в тротиловом эквиваленте (53,5 % от общего числа подрывов). Ввиду возрастания минной угрозы появился класс автомобилей с усиленной противоминной защитой (MRAP). На рынке в настоящее время представлены более 20 производителей АБТ с усиленной противоминной защитой. Основными факторами, которые могут вызвать поражение экипажа при подрыве колесной и гусеничной АБТ на минах и СВУ являются: • разрушение целостности несущей конструкции; • взрывные газы и взрывная волна, давление затекания, вторичное избыточное давление; • динамическая упругая или упруго-пластичная деформация пола; • ускорение конструкции как жесткого целого; • перемещение незакрепленных предметов; • осколки; • динамическая отдача люков, дверей, окон. Воздействие на экипаж будет сильно зависеть: от заряда ВВ, его расположения (под колесом (гусеницей), под днищем или сбоку), клиренса и массы АБТ. Зная эти параметры можно аналитически с допустимой погрешностью вычислить вертикальную скорость и подброс АБТ. 38 Основными средствами для обеспечения травмобезопасности экипажа являются: • использование энергопоглощающих кресел; • применение подножек для экипажа, не взаимодействующего с органами управления расположенными на полу (педали и т.д.) • использование самоподтягивающихся ремней безопасности • изготовление V-образного днища для АБТ с высоким клиренсом; • изготовление плоской защиты днища с креплением через энергопоглощающие элементы к днищу для АБТ с низким клиренсом; • изготовление фальшпола; • надежная фиксация предметов, расположенных в обитаемом модуле. Энергопоглощающие кресла являются основным средством по снижению вертикальных перегрузок действующих на экипаж летательных аппаратов, в том числе винтокрылых, а также колесной и гусеничной АБТ. Основными типами энергопоглощающих элементов, используемых в травмобезопасных креслах, являются (Рис. 1.15): • деформирующийся столб; • прокатка валиков; • выворачивающаяся труба; • резка или срез; • труба и пуансон; • прокатка или сплющивание трубы; • прокатка проволоки, ленты или стержня; • деформирующееся звено цепи. Наиболее оптимальным является маятниковая подвеска кресла, которая позволяет «подстраиваться» под нагрузку действующую не строго вертикально. Ввиду короткого времени нарастания перегрузки (1-2 мс) при подрыве колесной и гусеничной АБТ существуют ограничения на конструкцию энергопоглощающих элементов. Энергопоглощающие элементы, связанные со 39 срезом или смятием материала, для таких скоростей нарастания нагрузки, имеют эффект запаздывания при существенном увеличении перегрузок в начальный момент срабатывания. 40 ГЛАВА 2. КРИТЕРИИ ПОРАЖЕНИЯ ЭКИПАЖА АВТОБРОНЕТАНКОВОЙ ТЕХНИКИ ПРИ ПОДРЫВЕ НА МИНАХ И САМОДЕЛЬНЫХ ВЗРЫВНЫХ УСТРОЙСТВ 2.1. Статистика травм, полученных в ходе ведения боевых действий Количество военных конфликтов, носящих характер контртеррористических и контрпартизанских операций, гражданских войн, пограничных конфликтов, войн за независимость и оккупаций с каждым годом возрастает. Вместе с тем, возрастает и процентное соотношение использования мин и СВУ которые используются для подрыва колесной и гусеничной АБТ как непосредственно в боевых действиях, так и при передислокации войск. Так, военный контингент США в Ираке с 2003 по 2007 гг., в результате боевых травм потерял 28009 раненными и 3092 человек убитыми, при этом доля ранений, приходящихся на мины и СВУ составила 69%, а доля смертей – 63%. В Афганистане с 2001 по 2007 гг. потеряно раненными 1607 и 251 убитыми, что составляет 53% и 41% соответственно [31]. Основными частями тела, подвергнутыми опасности, являются ноги (стопа, голень, реже бедро), позвоночник, голова, а также глаза уши и легкие. При этом прослеживается увеличение количества в процентном соотношении травм шеи и головы с 21% во Второй мировой войне до 30 % в Ираке и Афганистане, при этом существует тенденция к снижению в процентном соотношении количества травм верхней части тела при сохранении травматизма нижней части с 15% и 7% во Второй мировой войне до 8% и 9% соответственно в войнах в Ираке и Афганистане [32]. По другим данным [33] ранения конечностей, полученные солдатами США во время операций «Иракская свобода» и «Несокрушимая свобода» вызваны в 40% случаях подрывами на минах и СВУ. Статистика, приведенная другим автором [34] показывает схожие данные, подрывы самодельных 41 взрывчатых устройств и мин являются причиной 34 % ранений нижних конечностей военнослужащих США, полученных в результате первой фазы операции «Иракская свобода». К сожалению статистика потерь военнослужащих и сил МВД Российской Федерации, не является столь подробной. Так по данным, озвученным Николаем Рогожкиным (июль 2010) [35] потери российских внутренних войск в ходе первой и второй войн в Чечне составляют убитыми 2 тысячи 984 человека, 9 тысяч раненными. Таким образом, возникает острая необходимость выяснения механизмов поражения, а также уточнения критериев поражения отдельных частей тела к воздействию ударных перегрузок и избыточного давления. Так как критерии поражения играют важную роль в определении травмобезопасности экипажа колесной и гусеничной АБТ при приемочных испытаниях, далее представлен обзор всевозможных критериев для различных частей тела. 2.2. Обзор критериев поражения нижних конечностей При подрыве АБТ на мине, в результате контакта днища с ногами передается осевое усилие. При лобовых столкновениях автомобилей происходит несколько другой механизм воздействия: во-первых, приборная панель производит удар по коленям переднего пассажира и водителя, в результате чего возникает осевое усилие в бедре, во-вторых происходит удар по ногам водителя со стороны педалей, в результате чего возникает не только осевое усилие в голени, но и изгибающий момент. Поэтому результаты исследований, проводившихся для разработки травмобезопасности пассажиров автомобилей, не всегда подходят для разработки критерия поражения при МВВ на АБТ. Модели получения травмы, разработанные Йогананданом [36], Бегеманом [37], Шулером [38], Фанком [39, 40], Китагавой [41] и Барбир [42], сосредоточены на исследовании динамического нагружения стопы, пятки, малоберцовой и большеберцовой костей. В испытаниях на образцах, 42 обрезанных ниже колена, у таких исследователей как Йоганандан [36], Бегеман [37], Робертс [43], нога была жестко закреплена на испытательном стенде, а измерения усилия осуществлялись тензодатчиками, установленным в месте обреза ноги. Таким образом, невозможно определить какая часть замеренного усилия приходится на большеберцовую кость, а какая на малоберцовую. В исследованиях Фанка и Барбир тензодатчик был вмонтирован непосредственно в большеберцовую кость. Шулер [38] в своих исследованиях вообще не мерил усилие в голени. Еще одно отличие в исследованиях – это масса и скорость ударника. В Таблице 3 представлены сводные данные о скорости и кинетической энергии удара. Таблица 3. Сравнительная скорость и кинетическая энергия ударника в различных исследованиях. Описание образцов 1 Образцы, обрезанные ниже колена СкоИсследова- рость тель ударника (м/с) 2 3 Карр [44] 5,4 Робертс [43] 4,6 Масса ударника (кг) Кинети- боль- ческая шебер- энергия цовой (Дж) кости Возраст (г) Количество образцов (кН) 5 6 100-464 н/д н/д н/д 7,8-13,0 3,4-7,6 25 145-722 4,3-11,4 Бегеман 3-8,1 16,3 73-535 1,85-3,16 18 [37] 4-9,2 16,3 130-690 6,9-8,7 20 Йогандан [36] 4 Усилие в 6,831,8 7 8 9 2785 26 43 Таблица 3 – продолжение 1 2 3 Китагава 2,37- [41] 3,99 Бун [45] Сейпель [46] МакМастер [47] 4 5 6 18 51-143 5,7-9,1 н/д н/д н/д 1,1-8,9 2,2-7,6 16 39-462 2,4-5,5 1 кН/мс н/д н/д Галленбергер [48] Образцы, обрезанные выше коле- 5,7, 66-499 до 8 12,32 6,7-12,5 38 853-2,969 7,7-20,5 Клопп[49] 5 кН/мс н/д н/д 1,8-10,9 2-7 33 66-809 2,7-7,8* 5 33 413 2,6-10,8 Барбир [42] 3,8-7,1 36,7 265-926 2,3-6,4 Маккей [50] 7-12 29,3 900-2645 1,4-11,3 40] на и труп целиком 83 2774 8 16 22 23 1,8 Шулер[38] Фанк [39, 59- 6,3 +/- 3,3, 2-9 7 ср. 54 2467 15 12 50 4174 4174 4566 4480 92 30 10 18 *Усилие разрушения В работах Йоганандана [36], Бегемана [37], Робертса [43], и Фанка [39, 40] действие осевого усилия в голени длится 20-60 мс, что характерно для лобового столкновения автомобиля. Тем временем время действия усилия при подрыве на минах составляет менее 10 мс [12], а по данным Барбир [42], от 5 до 44 15 мс. Многолетний опыт испытаний, проведенных НТЦ «Спецтехника» показывает, что время действия усилия в голени длится 20-40 мс. На основе проведенного обзора в качестве критерия травмобезопасности экипажа при подрыве на минах было решено использовать критерий, разработанный Йогананданом [36] при использовании стандартной ноги манекена Гибрид 3 и Маккеем [50] при использовании «военной» ноги MIL-LX. Для стандартной ноги манекена Гибрид 3 максимально допустимое осевое усилие, измеренное у нижнем тензодатчике составляет 5,4 кН (для возраста 45 лет) Рис. 2.1, что соответствует 10 % вероятности получения травмы по шкале AIS 2 [51]. Рис. 2.1. Кривые вероятности травмирования ног по Йоганандану для 25, 45 и 65 лет Для «военной» ноги MIL-LX максимально допустимое значение, замеренное в верхнем тензодатчике, распложенном посередине голени составляет 2,6 кН (Рис. 2.2). Хотя количество испытанных образцов не позволяет выявить зависимость вероятности перелома от возраста, образцы были подобраны таким образом, чтобы соответствовать возрасту 30-40 лет (образцы выбирались по плотности минеральных веществ в кости). Значение 2,6 кН соответствует 10% вероятности повреждения ноги по шкале AFIS 4 [52] 45 (или шкале AIS 2 [51]). Оценка 4 по шкале AFIS предполагает «серьезные нарушения», что подразумевает оказание помощи человеку при передвижении. Рис. 2.2. Вероятность повреждения нижней части ног Другим возможным критерием травмобезопасности является скорость удара днища (или пола) АБТ по ногам в момент подрыва. Критическое значение скорости удара было выбрано из многократно проверенной безопасной скорости удара ног о землю при приземлении на аварийном парашюте. Допустимая скорость приземления [53] равняется 8,5 м/с, при этом суммарная потерянная скорость за счет отскока будет значительно больше, что идет в некоторый запас по травмобезопасности. 2.3. Обзор критериев поражения грудного и поясничного отдела позвоночника при действии вертикальных перегрузок Первые исследования по прочности позвоночного столба человека относятся к началу ХХ века [54]. Однако более детально изучать предельно допустимые динамические вертикальные воздействия на человека начали во время Второй мировой войны [55, 56], когда появились первые катапультируемые кресла. Так как АИМ еще не были разработаны, а измерительно-регистрирующая аппаратура позволяла измерить только перегрузку на конструкции, то были предприняты попытки связать пиковое значение вертикальной перегрузки с травмобезопасностью позвоночного 46 столба человека [57, 58]. Другим критерием повреждения позвоночника стал DRI (dynamic response index (индекс динамической реакции)) [59, 60, 61]. Модель позвоночника представляет собой одномассовую систему с упругим и вязким элементом подключенными параллельно. Движение массы описывается дифференциальным уравнением второго порядка (2.1): z̈ (t) = δ̈ + 2 · ζ · ωn · δ̇ + ω2n · δ (2.1) Решая уравнение, находится сжатие позвоночного столба, затем по формуле (2.2) находится DRI, что фактически является перегрузкой: ω2n ·δmax 𝑘𝑘 δmax 𝐹𝐹 DRIz = = = g 𝑚𝑚g 𝐹𝐹тяж (2.2) Коэффициент демпфирования ζ=0,223 и собственная частота ωn =�𝑘𝑘/𝑚𝑚 = 52,91 (8,4 Гц) , (масса верхней части тела равна 34,51кг, жесткость нижней части позвоночника равна 96,6 кН/м) подобраны для лётного состава американских военных воздушных сил с учётом среднего возраста 27,9 лет. Стеч и Пэйн [60] определили индекс динамической реакции для 50 % вероятности повреждения позвоночника для пилотов при среднем возрасте 27,9 лет равным 21,3 (то есть фактически перегрузка 21,3 g). Исследователи использовали экспериментальные данные по прочности позвонков, полученные Гирцом. В дальнейшем было решено уменьшить значение критерия DRI до 17,7, что соответствует 10% вероятности повреждения позвоночного столба по AIS 2+[51] и усилию в нижнем отделе позвоночника F=17,7х34,51=610 кг. При наличии АИМ с непосредственным измерением усилия в позвоночнике необходимость в DRI практически отпадает. Ограничения модели DRI состоят в том, что она была разработана для одномассовой линейной модели позвоночника человека и не учитывает пространственную кинематику движения, не учитывает наличие привязной системы и действительна для строго определенной массы верхней части тела равной 34,51 кг и жесткости позвоночника 96,6 кН/м. Фактически DRI пересчитывает 47 перегрузку, которую можно измерить без АИМ, в усилие в позвоночнике. При существенном изменении массы верхней части тела, например, при наличии каски, бронежилета и разгрузки использование DRI только искажает всю картину, что иногда пытаются исправить, пересчитывая допустимую величину DRI по формуле: 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 , 𝑀𝑀 1+ 𝑚𝑚 где М – масса дополнительного снаряжения; � = 𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷𝐷 (2.3) m=34,51 кг. Правомерность использования критерия DRI для определения травмобезопасности при минно-взрывном воздействии обсуждается как зарубежными, так и отечественными ученными. В статье [62] рассматривается правомерность использования индекса DRI в качестве критерия повреждения поясничного отдела позвоночника. В частности, обсуждается применение критерия при использовании экипировки (бронежилетов, касок и т.д.). В статье [63] Б.А. Рабинович также обращает внимание на корректность применения DRI для строго ограниченного диапазона параметров. На основе анализа результатов отечественных и зарубежных исследований можно сделать окончательный вывод, что применение DRI нежелательно при использовании антропоморфных манекенов с датчиками усилий в нижнем отделе позвоночника. Ряд отечественных и зарубежных авторов исследовали статическую и динамическую прочность позвонков [64-70]. В Таблице 4 представлены экспериментальные данные по прочности позвонков различных авторов. В своде федеральных нормативных актов США раздел 14, части 23, 25, 27, 29 [15 – 18], а также в российских аналогах: федеральных авиационных правилах АП-23, АП-25 АП-27, АП-29 [19 – 21] установлено максимально допустимое усилие между тазом и позвоночным столбом манекена равное 1500 фунтов (680 кг). Что формально соответствует DRI равному 19,7=680/34,51 48 (Рис. 2.3) [71] Статистика распределения травм по позвонкам показывает, что позвонки T12 и L1 наиболее часто подвержены переломам [72 – 74]. Таблица 4. Сравнительная оценка прочности позвонков человека Руфф и По- Гирц [56, звон- 57], воз- ки раст не указан Перей [64], возраст до 60 лет Т1 Сонода [65], возраст 20-39 лет Го- Ступа- зулов ков Коржень- и Раби- [66], [67], янц [68], нович возраст воз- Возраст [69, 70]*, 19-46 раст18- 27-45 лет возраст лет 50 лет 23-48 лет 484 370+/- Т2 9,0 Т3 Т4 Т5 431 +/- Т6 5,0 Т7 Т8 540-640 Т9 620-710 Т10 660-800 Т11 720-860 Т12 690-900 L1 720-900 520 L2 800-990 600 L3 900-1100 635 L4 900-1100 650 L5 1000-1200 590 644+/24,1 730+/13,7 Моорлат 770 444 408 476 594 535 573 562 546 820 631 542 640 694 613 860 840 618 856 708 877 688 935 776 1074 550-640 660-1050 374 714 970-1450 800 1080 1014 1300-1450 1590** 1198 979 1450 484 444 476 1230-1700 1058 1280** 1500 1500-1680 * Динамическое нагружение ** Судя по всему, в источнике опечатка не хватает одного порядка 2100** 49 *** Усилие в кг По экспериментальным данным Гирца и Руффа усилие при переломе позвонков Т12 и L1 составляет 690-900 кг и 720-900 кг. Исходя из этих данных, в авиационных правилах было выбрано предельно допустимое значение в нижнем отделе позвоночника равным 680 кг. Рис. 2.3. Соотношение между усилием в позвоночнике манекена и DRI На основе приведенного выше обзора исследований по критериям травмобезопасности позвоночника при вертикальных перегрузках, было принято решение использовать критерий, используемый в авиационных правилах как наиболее обоснованный и часто применяемый при исследовании реальных конструкций. Таким образом в качестве критерия травмобезопасности позвоночника экипажа при подрыве АБТ на минах принято значение предельно допустимого осевого усилия равного 680 кг, измеренного в поясничном отделе АИМ Гибрид 3. 2.4. Обзор критериев поражения шейного отдела позвоночника Исследования по определению прочности позвонков шейного отдела показали, что максимально допустимые воздействия сильно зависят от условий закрепления головы, точки приложения воздействия и от жесткости 50 контактирующей поверхности. К примеру, можно рассмотреть исследования Маймана [75], Майерса [76] и Пинтара [77], которые показывают, что при действии комбинации сжатие-изгиб травмы наступают при меньших значениях осевого усилия, нежели при чистом сжатии. Так двусторонний вывих по данным Майерса наступает при усилии равным 1720±1230 Н, а травмы при изгибе по данным Маймана при усилии 2000 Н, в противовес усилию компрессионных травм, полученным в этих же исследованиях – 4810±1290 Н и 5970±1049 Н соответственно. Также в исследованиях подчеркивается важность напряжения мышц шеи в переносимости изгибных воздействий. Вышеупомянутые значения следует принимать за порог переносимости при комбинированном действии сжатия-изгиба, а не чистого сжатия. Также прочность шейного отдела зависит от возраста и пола образцов. В работе Найтингейла [78] были выдвинуты максимально допустимые значения сжимающего усилия для женщин и мужчин, которые составляют 1,68 кН и 3,03 кН соответственно. При пересчете на усилия для молодого мужчины предельно допустимое значение составило 3,64–3,94 кН. Испытания на чистый изгиб показали, что шейный отдел очень гибок и ударная вязкость при изгибе недооценена. Исследователи, которые пытались сломать шейный отдел позвоночника целиком, потерпели неудачу [79] что привело их к мысли испытывать отдельные сегменты шеи. Даже на отдельных сегментах довольно тяжело технически прикладывать чистый изгибающий момент и требуется специализированное испытательное оборудование. Суммируя углы при разрушении шейных позвонков можно вычислить угол изгиба головы для достижения травмы, который составляет более 1200. Такой угол анатомически невозможен (угол при касании подбородка груди составляет примерно 880) и, соответственно, чистый изгиб не может привести к повреждению шейного отдела. На основе проведенного обзора в качестве критерия травмобезопасности шеи экипажа при подрыве на минах было решено использовать несколько 51 критериев, которые ограничивают предельно допустимое воздействие усилия сжатия, растяжения, сдвига и изгибающего момента. На основе исследований Мерца и др. [80] были выведены 2 ломаных кривых переносимости к осевому сжатию, основываясь на измерениях верхнего тензодатчика АИМ Гибрид 3 50-го перцентиля. На Рис. 2.4 ломаные представлены в координатах «продолжительность действия-усилие». Рис. 2.4. Предельно допустимые значения сжимающего усилия, замеренного в верхнем тензодатчике шеи манекена Гибрид 3 В качестве критерия поражения при растяжении и сдвиге вперед-назад следует принимать кривые, выведенные Мерцом и др. [81] аналогично критерию по сжатию шеи. Авторы предложили предельно допустимые воздействия при растяжении и сдвиге шейного отдела позвоночного столба (Рис. 2.5, Рис. 2.6). Предельно допустимые значения, также, как и для осевого сжатия, представлены в координатах «продолжительность действия-усилие». Если хотя бы одна точка лежит над кривой, то существует вероятность серьезных повреждений шеи при растяжении (сдвиге), если все точки находятся под кривой, то получение травмы шеи маловероятно. 52 Рис. 2.5. Кривая травм шеи для осевого растяжения для Гибрид-3, 50-й перцентиль, мужской Рис. 2.6. Кривая травм шеи при сдвигающем усилии для Гибрид-3, 50-й перцентиль, мужской В качестве критерия для сгибания и разгибания шейного отдела позвоночника был выбран критерий, основанный на работах Мерца и Патрика [82], и Патрика и Чоу [83]. Так, момент при сгибании равный 190 Нм человека 50-го перцентиля переносится без травм связок (по шкале AIS 1 или 2) и костных структур (по шкале AIS 2 или 6), с возможными травмами мышц (по шкале AIS 1). В качестве порогового значения разгибания был принят момент в 57 Нм, при котором ожидаются травмы связок шеи (по шкале AIS 1 или 2). 53 Предельно допустимый момент сгибания в 190 Нм был подтвержден в более поздних работах [84], а момент при разгибании был изменен на значение в 96 Нм. В качестве рекомендованного критерия поражения шейного отдела позвоночника при подрыве сбоку был выбран критерий, разработанный в ходе научно-исследовательской работы, проведенной по инициативе Федерального Управления Гражданской Авиации США [85]. В этом случае усилие измеряется в верхнем тензодатчике АИМ Евросид 2. Кривая предельно допустимого значения бокового изгиба представлена на Рис. 2.7. Рис. 2.7. Кривая травм шеи при растягивающем усилии манекена Евросид 2 50-й перцентиль, мужской Таким образом, пиковое значение усилия для вероятности получения травмы по AIS3+ 50% с 90% уверенностью находится в промежутке 1946-2243 Н со средним значением 2094 Н. 2.5. Обзор критериев поражения головы Самые опасные из всевозможных травм при краш-тестах, а также при подрыве АБТ на минах, являются травмы головы. Так как в черепной коробке 54 расположен головной мозг, отвечающий за все жизненно важные функции организма, травмы головы вызывают особое внимание исследователей травмобезопасности человека. Хотя травмы головы исследуются со времен основания медицины, до сих пор нет единого мнения о процессах, происходящих в голове при тупых ударах, и соответственно механизм получения травм до сих пор полностью не установлен. В процессе изучения вопроса о травмах головы было выдвинуто множество критериев, которые основываются на замерах линейных и угловых ускорений, усилия контакта, внутричерепного давления, деформации, сдвигающего напряжения, напряжения по Мизесу. Критерии были разработаны с использованием экспериментальных данных на добровольцах, животных, трупах, а также с использованием математических моделей. В Таблице 5 собраны всевозможные критерии по травмобезопасности головы. Таблица 5. Обзор критериев по травмобезопасности головы 1 Пара- Локализа- метр ция 2 3 Предельно допустимое значение 4 Травма Внутри- Более 235 кПа – травма голов- череп- Менее 175 кПа – незначительная травма или ного ное дав- без травмы [86] мозга ление Равное и более 300 кПа – сотрясение головного мозга [87] 60 – 80 кПа – сотрясение головного мозга[88] Место 66 – 114 кПа – травма удара 44 – 78 кПа – нет травмы [89] 55 Таблица 5 – продолжение 1 2 3 4 На против -101 – -51 кПа – травма удара -59 – -53 кПа – нет травмы [89] 11-16,5 кПа – серьезная травма [90] Напря- 8–16 кПа – тяжелая травма (диффузное ак- жение сональное повреждение головного мозга) сдвига [91] голов- Средний 6,2–10,6 кПа – травма ного мозг 3,4–7,2 кПа – нет травмы [89] мозга Верхний Более 7,8 кПа – 50% вероятность сотрясения ствол [89] Таламус 3,3–5,7 кПа – травма 1,9–3,7 кПа – нет трамы [89] Напря- Более 11 кПа травма головного мозга (при жение автомобильных ДТП) [89] по Ми- Более 15 кПа травма головного мозга (при зесу мотоциклетных ДТП) [92] 7-8,6 кПа – ушибы мозга [93] Более 27 кПа – травмы мозга (эксперименты на животных) [93] Более 20 кПа – сотрясение мозга [94] 15-20 кПа – ушибы мозга [95, 96] Более 27 кПа – 50 % вероятность умеренной неврологической травмы Более 39 кПа – 50 % вероятность тяжелой неврологической травмы [97] 56 Таблица 5 – продолжение 1 2 3 4 Более 18 кПа – 50 % вероятность умеренной неврологической травмы Более 38 кПа – 50 % вероятность тяжелой неврологической травмы [98, 99] Равное и более 26 кПа – повреждение аксонов [100] Дефор- Более 0,25 – структурные повреждения мация Более 0,20 –функциональный дифицит Менее 0,1 – обратимые травмы [101] Более 0,188 – повреждение гематоэнцефалического барьера [102] Более 0,13 – 25% вероятность сотрясения мозга Более 0,18 – 50% вероятность сотрясения мозга Более 0,28 – 80% вероятность сотрясения мозга [103] Более 0,14 – 25% вероятность сотрясения мозга Более 0,19 – 50% вероятность сотрясения мозга Более 0,24 – 80% вероятность сотрясения мозга [89] Равная и более 0,18 – повреждение аксонов [100] 57 Таблица 5 – продолжение 1 2 3 4 Энергия Суба- Более 5,4 Дж – субдуральная или субарахно- дефор- рахнои- идальное гематома [99] мации дальное пространство Ско- 23–140 с-1 – травма рость 11–67 с-1 – травмы нет [104] дефор- Скорость деформации (на основе макси- мации мального главного напряжения) Линей- Более 76 g (746 м/с2) – ные закрытая черепно-мозговая травма (при t 20 ускоре- мс) [105] ния Более 220 g (2158 м/с2) – травма (при t 2 мс) Более 90 g (883 м/с2) – травма (при t 9 мс) [106] 73 – 133g (716 – 1305 м/с2) – травма 34 – 76g (334 – 746 м/с2) – нет травмы [89] Враща- Более 1800 рад/с2 – 50 % вероятность повре- тельные ждения [107] ускоре- Более 4500 рад/с2 – cскользящие ушибы ния [108] Более 16000 рад/с2 – травма [109] Более 16000 рад/с2 – от умеренной до тяжелой диффузной травмы аксонов [110] 4457 – 10251 рад/с2 – травма 2793 – 5615 рад/с2 – нет травмы [89] 58 Таблица 5 – продолжение 1 2 3 4 Сочета- Более 85g (834 м/с2) ние ли- Более 6000 рад/с2 – необратимая черепно- нейных мозговая травма [89] и угловых ускорений Пере- Напря- 5000 – 15000 фунт/дюйм2 (34,47–103,42 лом жения МПа) – перелом черепа [111] костей по Ми- 153 МПа – перелом черепа [112] черепа зису Линей- Более 80 g (785 м/с2) – перелом черепа [113] ные ускорения Энергия Лоб 1,59– 2 Дж – перелом костей лобной части дефор- Затылок 0,91 Дж – перелом костей затылочной части мации [114] 14,1 – 68,5 Дж – перелом черепа [115] 2,2 Дж – перелом черепа [99] Усилие 4,5 – 14,1 кН – перелом черепа [115] 5,8 – 17 кН – перелом черепа [116] При проведении испытаний на травмобезопасность экипажа АБТ при использовании сертифицированных АИМ Гибрид 2 и Гибрид 3 реально возможно провести замеры линейных и угловых ускорений головы. Поэтому во всех нормативных документах (стандарты травмобезопасности при краш-тестах 59 и при подрывах) используются критерии, основанные на замерах линейных и/или угловых ускорений. Так в качестве критерия поражения при краш-тестах и подрывах, широко используется HIC (Head Injury Criterion (критерий повреждения головы)). Первый критерий травмобезопасности головы был предложен Лисснером и др. [117] еще в 1960 году и известен под названием кривая Уэйн-Стейта. Изначально кривая состояла из 6 точек (от 1 мс до 6 мс), которые характеризовали зависимость ускорения от времени действия импульса. Эксперименты проводились на бальзамированных трупах, при этом измерялось давление в правой височной части и задней части черепа, также проводились измерения ускорения (датчик установлен в центре задней части черепа). Удар проводился по лобной части. Мембраны, окружающие доли головного мозга были проколоты и разорваны для сообщения между собой всех частей черепной полости. Удары производились посредством сброса трупов на приборную панель автомобиля, стальные пластины, обитые мягким материалом, наковальни и наковальни, обитые мягким материалом. В более поздних исследованиях Патрик и др. [118] дополнили данные результатами экспериментов, в которых изучались последствия удара головы животных и добровольцев. (Рис. 2.8). Рис. 2.8. Аппроксимация кривой Уэйн-Стейта 60 Это значение было использовано Гаддом [119] в качестве степени в предложенном им индексе тяжести (2.4), сейчас известном как индекс тяжести Гадда (Gadd Severity Index (GSI)). где a – ускорение головы T GSI = ∫0 a2,5 dt, (2.4) Т – продолжительность действия импульса При значении GSI равным 1000 наступает тяжелая травма головы. В 1970 Версаж [120] предложил модифицированную формулировку индекса тяжести Гадда, в настоящее время она известна как критерий повреждения головы HIC. Для нахождения наиболее опасной части импульса перегрузки находится максимальное значение интеграла согласно формуле (2.5): t2 1 HIC = (t 2 − t1 ) � � a(t)dt� t 2 − t1 t1 2,5 max , (2.5) где a(t) – суммарная перегрузка в центре тяжести головы манекена t 2 − t1 – интервал времени воздействия импульса Предельно допустимое значение HIC осталось равным 1000. Интервал времени t 2 − t1 в изначальном варианте не имел ограничений. В данный момент критерий HIC применяется для определения травмобезопасности при краш-тестах автомобилей (интервал времени t 2 − t1 = 35 мс) [121], а также при определении травмобезопасности при МВВ (прописан в стандарте NATO STANAG 4569 [12, 13]) при этом интервал времени t 2 − t1 = 15 мс. В ранних версиях STANAG 4569 [12] предельное значение HIC было задано величиной 1000. Однако, после анализа последствий многочисленных травм, полученных в результате военных действий США в Ираке и проведенных дополнительных исследований на Macaca fascicularis c анализом результатов ударного воздействия с помощью томографии мозга было принято беспрецедентное решение уменьшить предельно допустимое значение в 4 раза 61 до 250 единиц. Само решение о значительном уменьшении допустимого значения HIC в 4 раза говорит о некорректности его применения. Ряд исследователей, в том числе российских, считают неправомерным использование критерия HIC для оценки травмобезопасности головы. Так Рабинович и Кулаков [122] в своей статье приводят сравнение определения травмобезопасности по критерию HIC и кривой Уэйн-Стейта (Патрика). Кривая в координатах время-перегрузка представлена на Рис. 2.9. Дело в том, что критерий HIC практически не учитывает скорость нарастания перегрузки. Интеграл в формуле (2.4) представляет собой потерянную скорость. Например, при падении человека с высоты роста (примерно 1,5 м) и ударом головой о камень или об упругий матрас потерянная скорость при ударе о матрас будет больше за счет упругого отскока, а травма будет значительно больше при ударе о камень. Рис. 2.9. Кривая Уэйн-Стейта Хотя при разработке критерия HIC была использована кривая Уэйн-Стейта (Патрика) при оценке травмобезопасности одних и тех же экспериментальных данных, критерий HIC оценивает внешнее воздействие на голову как травмобезопасное, в то время как по кривой Уэйн-Стейта (Патрика) оно является травмоопасным (Рис. 2.10). 62 Рис. 2.10. Сравнение критериев HIC и кривой Уэйн-Стейта Вышеуказанные авторы предлагают пользоваться кривой Уэйн-Стейта (Патрика) при определении травмобезопасности при краш-тестах и подрыве АБТ на минах и СВУ. Так как импульс при краш-тестах и ударах схож с треугольным предлагается перестроить искомую кривую Уэйн-Стейта в координатах скорость нарастания перегрузки (𝑛𝑛̇ ) – потерянная скорость (∆V) (Рис. 2.11), при этом потерянная скорость вычисляется по формуле (2.6): ∆𝑉𝑉 = 𝑔𝑔 � 𝑛𝑛 𝑑𝑑𝑑𝑑 (2.6) 63 Рис. 2.11. Кривая Уэйн-Стейта в координатах скорость нарастания перегрузки-потерянная скорость Техника определения темпа (скорости) нарастания перегрузки показана на Рис. 2.12. Рис. 2.12. Техника определения скорости нарастания перегрузки Таким образом, на основе анализа предыдущих исследований в работе предлагается использовать в качестве критерия травмобезопасности головы кривую Уэйн-Стейта в координатах скорость нарастания перегрузки – потерянная скорость. 64 Обзор критериев травмобезопасности при действии 2.6. избыточного давления Изучение влияния избыточного давления на биообъекты, в том числе человека, начались в середине XX века. На начальной стадии изучения регистрирующее оборудование не позволяло записывать продолжительность импульса, поэтому исследователи опирались в своих выводах о травмобезопасности того или иного воздействия только на амплитуду пика избыточного давления. В дальнейшем вследствие развития записывающего оборудования и регистрации продолжительности импульса стало ясно, что при разработке критериев травмобезопасности необходимо также учитывать время действия избыточного давления. Критерии, указанные в стандартах, для военнослужащих, которые подвержены действию избыточного давления вследствие выстрелов из малокалиберного оружия [123 – 125], устанавливают слишком жесткие требования к предельно допустимому значению избыточного давления, так как учитывается, что выстрелы не являются однократными, и могут повторяться изо дня в день. Стоить отметить, что существует большая разница, между предельно допустимыми значениями избыточного давления, установленными разными исследователями. Так по данным Бресткина и Бэкера [126, 127] при воздействии пикового давления в 35 – 46 кПа (185 – 187 дБ или 0,35–0,45 атм.) наблюдаются повреждения барабанных перепонок , а давление в 103 кПа (194 дБ или 1 атм.) соответствует 50 %-ной вероятности разрыва барабанных перепонок, а по данным Фон-Гирке [128] избыточное давление 180 дБ (20 000 н/м2, 0,2 атм.) – предельно переносимый уровень шума при времени действия менее 0,025 мс. Для наглядного сравнения все критерии были сведены на один график (Рис. 2.13). 65 Рис. 2.13. Предельные значения избыточного давления. 1 – Повреждение уха (150 дБ, 0,64 кПа) [129], 2 – Повреждение барабанной перепонки (185 дБ, 35,5 кПа) [129], 3 – Повреждение лёгких (194 дБ, 1 атм) [129], 4 – Предельно переносимый уровень шума [128], 5 – Нормативы дульных ударных волн, возникающих при стрельбе из артиллерийских орудий – 182 дБ (25 кПа) [130, 131], 6 - Уровень пикового давления, измеренный на частотной характеристике «Lin» шумомера, при стрельбе из стрелкового оружия (162 дБ, 2,5 кПа) [132], 7 – Экспериментальные данные: избыточное давление, действующее на голову при стрельбе из гранатомёта, в условиях реверберации (при этом испытуемые использовали средства индивидуальной защиты ушей),17,3-32,6 кПа (179184дБ) при времени действия от 0,3 мс до 2 мс [133] , 8 – Экспериментальные данные: избыточное давление, действующее на туловище и нижние конечности при стрельбе из гранатомёта, 70-82 кПа (191-192 дБ) при времени действия от 0,3 мс до 0,8 мс [133], 9 – Максимальный предел (160 дБ, 2 кПа), который позволяет избежать выплату компенсаций за потерю слуха из-за производственных шумов [134], 10 – пиковое давление при стрельбе из стрелкового оружия в условиях «свободного поля» не должно превышать 155 дБ (1,125 кПа), для людей с «средней» чувствительностью к шуму [135], 11 – Пиковое давление импульсного шума, без использования средств индивидуальной защиты органа слуха, при стрельбе из артиллерийских орудий (165 дБ, 6,32 кПа) [136], 12 – Повреждение барабанной перепонки (35-46 кПа, 185-187 дБ) [126, 127], 13 – 50 % вероятность разрыва барабанной перепонки (103 кПа, 194 дБ) [126, 127], 14 – Критерии риска повреждения слуха, установленные рабочей группой СНАВА, 15 – Пределы импульсного шума согласно военному стандарту США (с применением ушных втулок и наушников [137], 16 – Предельно допустимые уровни импульсного шума, применяемые в Германии [124], 17 – Экспериментальные данные: избыточное давление, действующее на людей [138], 18 – Кривая Боуэна – предельно допустимое избыточное давление, действующее на человека в условиях реверберации [139], 19 – Экспериментальные данные: Избыточное давление, действующее на обезьян в условиях «свободного поля» [140] 66 Тэйлор [129] выдвинул следующие предельно допустимые значения избыточного давления: 150 дБ (632 н/м2 или 0,006 атм.) – при любой частоте приводит к повреждению уха, 185 дБ (35 000 н/м2 или 0,36 атм.) – пиковое избыточное давление для разрыва барабанной перепонки, 194 дБ (100 000 н/м2 или 1 атм.) – пиковое избыточное давление для повреждения лёгких. Еще один критерий травмирования человека связан с травмой легких за счет удара ребер. Для этих целей была разработана одномассовая модель легких учитывающая сжатие воздуха в результате движения груди. Согласно стандарту NATO STANAG-4569 [12, 13] в процессе испытаний замеряют избыточное давление в районе груди личного состава автобронетанковой техники. Полученное распределение избыточного давления используется в одномассовой модели грудной клетки для определения критической скорости стенки грудной клетки (CWVP). Критическим значением считается скорость грудной клетки равной 3,6 м/с. Одномассовая модель, используемая в стандарте NATO, разработана Аксельсоном и Йелвертоном [141], Рис. 2.14, соотношение (2.7). Рис. 2.14. Одномассовая модель грудной клетки. Модель грудной клетки представлена уравнением: d х C dx K A 1 x= P(t ) + p0 1 − + + γ 2 M dt M M dt A 1 − V x 2 где: A – площадь легких; , (2.7) 67 М – масса передней части грудной клетки; С – коэффициент демпфирования грудной клетки; K – жесткость грудной клетки; V – первоначальный усредненный объем легких; γ– показатель политропы для газа в легких; P0 – атмосферное давление; P(t) –избыточное давление измеренное в эксперименте. По результатам анализа всевозможных исследований на травмобезопасность при действии избыточного давления было принято решение в качестве предельно допустимых воздействий принять: 30 кПа (0,3 атм.) для глаз и ушей, 100 кПа (1 атм.) для легких. Также при определении травмобезопасности следует пользоваться критерием предельной скорости стенки грудной клетки (CWVP) равной 3,6 м/с. 2.7. Выводы по главе 2 При анализе статистики потерь экипажа АБТ при подрыве на минах и СВУ были выявлены наиболее уязвимые части тела: ноги, поясничный и грудной отдел позвоночника, шейный отдел позвоночника, голова, а также глаза, уши и легкие. По результатам обзора литературы по предельно допустимым воздействиям на человека были выбраны отдельные критерии для каждой части тела. Для удобства и наглядности все критерии как обязательные, так и рекомендованные собраны в Таблице 6. Также добавлены предельно допустимые усилия для различных привязных систем, использующих ремни безопасности. После проведения тщательного анализа существующих нормативных документов по проведению испытаний на подрыв АБТ, а также литературы по исследованию травмобезопасности человека при действии перегрузок была разработана «Методика оценки уязвимости личного состава защищенной автомобильной и военной автобронетанковой техники при воздействии 68 поражающих факторов взрывных устройств», согласованная с ФКП «НИИ «Геодезия» (получен акт о внедрении методики). Таблица 6. Критерии уязвимости экипажа легкобронированной техники Обязательные критерии Часть манекена 1 Критерий 2 Скорость нарастания Голова перегрузки Потерянная скорость при ударе Осевая сила сжатия Осевая сила растяжения Шея Предельное зна- Примеча- чение чение ние 3 4 5 𝑁𝑁̇ Определяется по g∫ 𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁 Fz- Fz+ кривого Патрика Определяется по кривой травм Определяется по кривой травм Fx+- / Определяется по Fy+- кривой травм MOCy + 190 Нм MOCy - 77 Нм Осевая сила Fy 1,4 кН Сжатие RDCбок 28 мм Cдвигающая сила Изгибающий момент (сгибание) Изгибающий момент (разгибание) Плечо* Обозна- Ребра (верхнее, среднее, нижнее) * Рис. 2.11 Рис. 2.4 Рис. 2.5 Рис. 2.6 69 Таблица 6 – продолжение 1 2 Грудная Критерий сжатия клетка грудной клетки Критерий поражения мягких тканей 3 4 TCCперед 30 мм VCперед 0,70 м/с, 0,58 м/с* Fсумм 1,8 кН Fy 2,6 кН Fz- 6,67 кН (680 кг) Брюшная полость (передняя, боковая, Усилие в брюшной полости задняя часть) * Лонное сраще- Усилие ние* Сжимающее усилие Позво- между тазом и пояс- ночник ничной частью позвоночника 2,6 кН (Mil-LX, верхний тензоГолень Осевая сила сжатия Fz- датчик) 5,4 кН (Гибрид-3, нижний тензодатчик) Слуховые органы Избыточное давление Pмакс 0,3 атм при τмакс ≤ 7 мс 5 70 Таблица 6 – продолжение 1 Не слуховые органы 2 Скорость стенки грудной клетки Избыточное давление Усилие в одном пле- Ремни безопасности чевом ремне Суммарное усилие в двух плечевых ремнях Усилие в поясном привязном ремне 3 4 CWVP 3,6 м/с 5 1 атм при Pмакс τмакс ≤ 7 мс F 7,8 кН (794 кг) F 8,9 кН (907 кг) F 6,9 кН (700 кг) Рекомендуемые критерии Критерий повреждеГолова ния головы (HIC) Угловые ускорения Позвоноч- Динамическая реакция ник Бедренная кость Ноги позвоночника Осевая сила сжатия Скорость соударения ног с полом HIC15 Aωx, Aωy, Aωz 250 Формула (2.5) 4500 рад/с2 DRIz 17,7 Fz- 6,9 кН Формулы (2.1) (2.2) ОпредеV * Для манекена EuroSID-2re при боковом подрыве 8,5 м/с ляется расчетом 71 ГЛАВА 3. РАСЧЕТ, РАЗРАБОТКА, ИЗГОТОВЛЕНИЕ, КОПРОВЫЕ ИСПЫТАНИЯ, А ТАКЖЕ ИСПЫТАНИЯ ПОДРЫВОМ ЭНЕРГОПОГЛОЩАЮЩЕГО КРЕСЛА 3.1. Исследование вариантов энергопоглощающих кресел с целью использования их в автобронетанковой технике для защиты экипажа при подрывах на минах. Поиск принципиальной схемы энергопоглощающего кресла При подрыве АБТ на минах или СВУ одним из основных поражающих факторов является вертикальное ускорение изделия. Время действия импульса в вертикальном направлении можно оценить по формуле: 𝑡𝑡+ = 0,0015√𝑅𝑅 6�𝑞𝑞 То есть практически мгновенно (3.1) корпус изделия приобретает вертикальную скорость. Значение импульса в вертикальном направлении при МВВ на конструкцию АБТ, расположенной на скальном грунте, можно приближенно оценить по формуле [10]: 𝑉𝑉M = 2000q, (3.2) где V-вертикальная скорость (м/с); q-мощность заряда (кг в тротиловом эквиваленте); М – масса части конструкции, под которой произведен подрыв; Тогда мгновенно полученная скорость приближенно оценивается по формуле: V= 2000q M При этом среднее ускорение можно найти по формуле: (3.3) 72 аs= 2000q (3.4) M𝑡𝑡+ Например, для заряда мощностью 6 кг размещенного на скальном грунте под днищем машины с клиренсом 0,4 м и полной массой 6000 кг (масса передней части под которой производится подрыв будем считать 3000 кг) скорость подброса будет 2000х6/3000=4 м/с. Для нашего примера, время и ускорения будут соответственно равны 𝑡𝑡+ =0,0013 с; аs =3077 м/с2= 314 g. Противоминное кресло должно снизить ускорения, оцениваемые по формуле (3.4) до приемлемых средних значений аs = 8-12 g, при этом максимальное ускорение amax должно быть не более 17g. Для сохранения жизни человека требуется снизить перегрузку на кресле до 17 g или еще меньше, для чего требуется растянуть время действия перегрузки (скорость мы не можем изменить) в 20-30 раз до 0,03-0,04 с. Характерный график изменения скорости корпуса и энергопоглощающего кресла при подрыве представлен на Рис. 3.1. Рис. 3.1. Изменения скорости корпуса АБТ (прямоугольный треугольник) и энергопоглощающего кресла За время t+ корпус приобретает начальную скорость 2000 q/М, с ускорением 2000 q/(М t+). Если принять среднее ускорение равное 10g, то время выравнивания скоростей tal получим из уравнения 98 tal=2000q/M – 9,8 tal: t al =2000 q /(108 M ) (3.5) 73 или в общем случае: t al =2000 q /(M 9,8 (аs+1)) (3.6) Для рассматриваемого примера t al =0,037 с. Имея время выравнивания скоростей довольно просто вычислить просадку кресла относительно корпуса Sпрос. Перемещение корпуса вычисляется по формуле: Sкор=2000 q t al / M- g ( t al )2/2 (3.7) Перемещение кресла по формуле: Sкр=аs ( t al )2/2 (3.8) Тогда просадка кресла находится как: Sпрос=Sкор – Sкр (3.9) Для рассматриваемого примера перемещение кресла с человеком относительно корпуса будет: Sпрос=14,1 – 6,7=7,4 см (3.10) Эти довольно приблизительные расчеты позволяют оценить какую просадку энергопоглощающего кресла необходимо заложить в конструкцию, чтобы снизить перегрузку от подрыва до приемлемых величин 10-17 g. Получены общие формулы и рассмотрен некий средний вариант. Параметры просадки можно уточнить, имея реальную мощность заряда, массу изделия и конструкцию несущей системы. Усилие в энергопоглощающих элементах можно легко посчитать, зная предельно допустимое ускорение и массу человека и подвижной части сиденья. Энергоноглощающие элементы должны иметь силовую характеристику близкую к идеальной пластичности без упрочнения и с минимальной упругой зоной. При наличии конструкции преднатяжения ремней безопасности необходимо предусмотреть дополнительный ход просадки в размере 5-6 см для натяжения ремней. В обзоре энергопоглощающих кресел (см. Главу 1) представлены практически все известные варианты указанных конструкции. Отметим, что в 74 силу сложности и высокой стоимости энергопоглощающие кресла использовались вначале в основном для летательных аппаратов. Одной из таких отлаженных серийных конструкций является энергопоглощающее кресло АК-2000 производства ОАО НПП «Звезда», которое используется на вертолетах с целью снижения перегрузок при аварийной посадке. При выборе наиболее подходящего варианта конструкции была проверена возможность использования кресла АК-2000 для защиты экипажа АБТ при подрыве на минах и СВУ. Конструкция кресла представлена на Рис. 3.2. Сиденье устанавливается на качающей «складывающейся» стойке-опоре. Стойка устанавливается шарнирно на четырех кронштейнах, которые шпильками крепятся к полу кабины. В верхней части стойки кронштейны шарнирно закрепляются к сиденью. Между верхней и нижней рамками стоек закрепляется одноразовый демпфер (энергопоглощающий элемент) пластического типа, порог срабатывания демпфера составляет 800 кгс (свободный ход – 7-10 см). Энергопоглощение происходит за счет пластической деформации алюминиевого стержня стальными шариками, заключенными в обойму. Для оценки эффективности конструкции указанного кресла оно было установлено на водительское место автомобиля ГАЗ 39371 «Водник». На кресле был размещен МЭЧ в виде стальной плиты, массой 70 кг и площадью опоры 0,07 м2. Корпус автомобиля был усилен противоминным поддоном. Масса автомобиля составляла 6 т. Был проведен подрыв автомобиля фугасным зарядом мощностью 4 кг тротила размещенным на земле (стальная плита) в районе сиденья водителя. По результатам испытаний было установлено, что энергопоглощающий элемент в кресле не сработал в результате высокой скорости нарастания перегрузки характерной для подрыва АБТ. При аварийной посадке вертолета происходит гораздо более «мягкое» нарастание перегрузки за счет деформации стоек шасси и корпуса. 75 В результате эксперимента перегрузки на массовом эквиваленте человека достигли 53-59g (Рис. 3.2). При этом противоминное днище не разрушилось. Рис. 3.2. Механизм энергопоглощения кресла АК 2000, график перегрузки на кресле при подрыве на фугасном заряде и энергопоглощающий элемент кресла Основной особенностью защиты экипажа автобронетанковой техники при подрыве являются упругопластические деформации пола и боковины (при боковом подрыве) с очень большими ускорениями (100-10000 g) при достаточно малых прогибах. Эти деформации обуславливают основной способ крепления энергопоглощающих кресел к крыше или боковине, причем наиболее оптимальным является маятниковая подвеска, которая позволяет подстраиваться под нагрузку, которая действует не строго вертикально. Второй особенностью перегрузок при подрыве является то, что конструкция получает начальную скорость подброса изделия как жесткого целого за время 1-2 мс (время действия взрыва). Такое короткое время нарастания перегрузки накладывает существенные ограничения на конструкцию энергопоглощающих элементов. Испытания, которые были проведены НТЦ «Спецтехника» показали, что конструкции элементов, связанные со срезом или смятием материала, для таких скоростей нарастания нагрузки, имеют эффект запирания срабатывания в начальный момент скорости нарастания перегрузки. 76 После испытаний вертолётного кресла АК-2000 было принято решение доработать вертолетное энергопоглощающее кресло с маятниковой подвеской для применения в АБТ. В результате работ была построена и отлажена математическая модель динамического поведения кресла [145] и на её основе изготовлен экспериментальный образец (Рис. 3.3) а позже получен патент РФ № 2448848 [146]. Рис. 3.3. Энергопоглощающее кресло НТЦ «Спецтехника». Чертёж кресла (а), чертёж энергопоглощающего элемента (б,в), макетный образец кресла, разработанный для авиации (г), и образец кресла разработанный для АБТ (д) 3.2. Отработка математической модели кресла Принцип маятниковой подвески был использован, в том числе при проектировании энергопоглощающего кресла автомобиля ВПК-39272 (Рис. 3.7) [147]. 77 Для отработки математической модели кресла были проведены копровые испытания сбросом кресел VSS с интегрированными энерогопоглощающими элементами. На Рис. 3.4 представлены фотографии установки кресла в конструкцию, моделирующую корпус автомобиля (КМКА). Нижнее крепление кресла к КМКА Крепление верхнего узла к силовым балкам КМКА Рис. 3.4. Крепление кресла VSS в КМКА. Установка датчиков на копре и кресле показаны на Рис. 3.5. Рис. 3.5. Установка датчиков на копре, кресле и ремнях безопасности 78 Кресло вывешивается на специальные энергопоглощающие элементы, которые передают на кресло при статическом нагружении, усилие не более 420 кг (2 элемента по 210 кг, Рис. 3.6). б) а) Рис. 3.6. Испытание энергопоглощающих элементов на стенде. Кресло установлено на вертикальных тягах, таким образом, что оно имеет возможность перемещаться в вертикальной плоскости. Так как испытания кресла при подрыве трудоемкие и дорогостоящие, то подрыв имитируется сбрасыванием кресла. Для этого кресло крепится к конструкции, моделирующей корпус автомобиля, а та, в свою очередь, к копру. Рис. 3.7. Манекен «Гибрид-2» на стенде перед сбрасыванием в сидении автомобиля ВПК-39272 Были проведены копровые испытания по сбрасыванию противоминного кресла, и по их результатам была уточнена математическая модель кресла. Сбрасывание производилось с высоты 400 мм и 450 мм. В качестве манекена 79 использовались АИМ типа «Гибрид-2» и «Скиф». При сбрасывании замерялись: перегрузки на платформе, кресле и манекене, а также усилия в позвоночнике. Просадка кресла при сбросе с 400 мм – 97 мм, при сбросе с 450 мм – 93 мм (уменьшенное перемещение связанно с тем, что энергопоглощающие элементы не перезаряжались, и произошел небольшой удар сиденья об основание). Полученные данные о перегрузках на копре и полученные в результате интегрирования графиков перегрузки изменение скорости были использованы для отладки математической модели манекен-кресло-копер. Математическая 3D модель копра, платформы, кресла, массового эквивалента человека (МЭЧ) представлена на Рис. 3.8, а. Силовое взаимодействие копер – пол моделировалось вязко-упругим элементом. Кресло имеет возможность перемещения вдоль полозьев корпуса. Энергопоглощающие элементы моделировались силовыми элементами сухого трения. По экспериментальным данным была найдена жесткость подушки сиденья (Рис. 3.8, б). а) б) Рис. 3.8. Математическая 3D модель копра, платформы, кресла, МЭЧ (а). Жесткость подушки сиденья (б) В результате расчетов были получены графики перегрузки на копре, кресле, МЭЧ, усилие в энергопоглощающих элементах, а также просадка кресла при сбросе с 400 мм и 450 мм (Рис. 3.9 – Рис. 3.10). МЭЧ моделировался 80 элементом массой 70 кг и площадь поверхности соприкосновения с подушкой сидения равной 0,7 м2. а) б) в) д) г) е) Рис. 3.9. Графики перегрузки на копре при сбросе с 400 мм (а), графики перегрузки на копре при сбросе с 450 мм (б), графики перегрузки на кресле при сбросе с 400 мм (в), графики перегрузки на кресле при сбросе с 450 мм(г), графики перегрузки в тазу манекена (сплошная линия) и на МЭЧ (штриховая линия) при сбросе с 400 мм (д), графики перегрузки на МЭЧ при сбросе с 450 мм (е) При проведении копровых испытаний на манекене «Гибрид 2» измерялось усилие в позвоночнике, а на манекене «Скиф» перегрузка в нижнем отделе позвоночника, так как сброс кресла с манекеном «Скиф» с высоты 450 мм не проводился, данные о перегрузках есть только для сброса 400 мм. 81 а) б) г) в) Рис. 3.10. Графики перегрузки на МЭЧ, усилия в энергопоглощающем элементе и шарнире кресла, сброс с высоты 400 мм (а), сброс с высоты 450 мм(б), просадка кресла, при сбросе с высоты 400 мм (в), при сбросе с высоты 450 мм (г) Сравнение расчетных и экспериментальных данных показывает, что результаты, полученные с помощью расчетной модели, достаточно хорошо согласуются с экспериментальными и могут быть использованы в дальнейшем для определения перегрузок на человеке и улучшения конструкции кресла. Расчетные и экспериментальные значения перегрузки на кресле отличаются не более чем на 10% (см. Рис. 3.9, в, г). Интегрируя ускорение на копре, измеренное в результате эксперимента, получаем суммарное изменение скорости 4 м/с, при сбросе с высоты 40 см и 4,6 м/с, при сбросе с высоты 45 см. Скорость, полученная в результате свободного падения копра с высоты 40 см равна 𝑉𝑉 = �2𝑔𝑔ℎ =2,7 м/с, а с высоты 45 см 2,8 м/с – это означает, что дополнительное изменение скорости получилось в результате отскока копра вверх после соударения. Полученное суммарное изменение скорости соответствует подскоку вверх от подрыва на высоту 50 см, при сбросе с 40 см и 53 см, при сбросе с 45 см. При оценке заряда мощности под колесом машины массой 6 т. (в расчет берем половину массы, которую 82 подбрасывает при взрыве) пользуясь соотношениями (1.16, 1.21), получим 𝑞𝑞 = �𝑀𝑀 �2𝑔𝑔𝑔𝑔� 2000 = �3000�2𝑔𝑔∗0,53� 2000 = 4,9 кг или 𝑞𝑞 = 𝑀𝑀ℎ 318 = 3000 ∗ 0,53 318 = 5,0 кг, тогда масса заряда в эквиваленте ТНТ примерно равна 5 кг соответственно для высоты подброса 53 см. То есть практически было проведено испытание на работоспособность противоминного кресла при подрыве под колесом примерно 5 кг (для машины массой 6 т). Полученные значения перегрузок на манекене не превышают предельно допустимых значений в 17 g по критериям временной методики МО РФ[148]. При испытаниях получено максимальное сжимающее усилие в нижнем отделе позвоночника манекена Гибрид 2 равное 410 кг (4 кН) при сбросе с 40 см и 440 кг (4,3 кН) при сбросе с 45 см, что меньше предельно допустимого сжимающего усилия в позвоночнике 6,65 кН (680 кг). После успешно проведенных испытаний и подтверждения эффективности проведенных противоминных мероприятий кресла были установлены в автомобиль ВПК 39272 (Рис. 3.11). Рис. 3.11. Установка доработанных кресел VSS в автомобиль ВПК-39272 3.3. Испытания на подрыв энергопоглощающего кресла в составе автобронетанковой техники Для оценки эффективности защитных конструкций на макетном образце АБТ были установлены разработанные в диссертации противоминные энергопоглощающие кресла. На креслах в кабине и в функциональном модуле был последовательно оборудованный размещен датчиками АИМ перегрузок и «Гибрид-2» 50% усилий. Датчики перцентиля, ускорений 83 располагались также на элементах конструкции. Были проведены замеры ускорений и усилий для двух случаев подрыва – под поддоном кабины и под передней частью функционального модуля. Результаты измерений были обработаны в соответствии с разработанной методикой. Для проведения измерений использовался комплекс «Вита». Манекен «Гибрид-2» в соответствии с инструкцией по применению был разобран, были демонтированы для поверки измерительные элементы и датчики. Составные части манекена были проверены и в соответствии с инструкцией по сборке вновь собраны с соблюдением требований к подвижности узлам. Схема информационно-измерительной системы «Вита» используемой в испытаниях представлена на Рис. 3.12. Рис. 3.12. Схема информационно-измерительной системы «Вита» Эффективность конструкции кресла была подтверждена в процессе натурных испытаний на подрыв макетного образца защищенного автомобиля «Тайфун-У». Для противоминного установки сиденья в кабине потребовалось и модуле десанта спроектировать, защитного изготовить и смонтировать специальные приспособления. На Рис. 3.13 показаны схемы и фотографии установки сиденья. 84 а) Шарниры Возможность просадки под действием перегрузки б б) Рис. 3.13. Установка кресла в кабине (а) и модуле десанта (б) АИМ «Гибрид-2» устанавливался на месте водителя (Рис. 3.14) и в функциональном модуле (Рис. 3.15) и был пристегнут ремнями безопасности. а) г) б) в) д) е) Рис. 3.14. Расположение датчиков в кабине (а), датчик ускорения №1 на кресле (б), датчик ускорения на полу кабины (в), датчик ускорения на стальном диске (расположен сверху на диске в центре) под задом манекена (г), расположение датчика ускорения №2 на кресле (красный квадрат) (д), датчик ускорения на стопе манекена (обведен в круг) (е) 85 а) в) б) г) Рис. 3.15. Расположение датчиков в модуле (а), датчик ускорения на полу модуля (б), датчик ускорения на стене модуля (в), датчик ускорения на железной плите (снизу по центру) (г) Были проведены два испытания с проведением замеров. Первое испытание – подрыв под защитным броневым поддоном конструкции пола кабины (под сиденьями экипажа). Мощность заряда 6 кг ТНТ, расстояние до противоминного поддона 0,6 м. На Рис. 3.16 представлены значения усилий в нижнем отделе позвоночника. Максимальное сжимающее значение усилия 225 кг (2205 Н), что существенно меньше максимально допустимого 6670 Н. На Рис. 3.16, б виден также повторный пик усилий, который соответствует падению изделия на землю после подброса при подрыве. 86 а) б) Рис. 3.16. Усилие в нижнем отделе позвоночника (не фильтрованные) начальный момент времени (а), усилие в нижнем отделе позвоночника (частота среза 1000 Гц) (б) На Рис. 3.17, а представлены значения вертикального усилия в шее. Максимальное значение 44 кг (431Н) что также существенно меньше, чем допустимое значение 2200 Н. Учитывая массу верхней части манекена, получим значение перегрузки в нижней части позвоночника 225 кг/31,6=7,12g. С учетом массы головы манекена получим значение перегрузки в районе шеи 44кг/5,15=8,54g. Указанные значения усилий и перегрузки меньше допустимых при использовании различных критериев, в том числе по критериям временной методики МО РФ[148] (допустимые перегрузки 17 g). 87 а) б) Время (с) Рис. 3.17. Усилие в шее (частота среза 1000 Гц) (а), момент в шее (частота среза 1000 Гц) ) (б) На Рис. 3.17, б представлены значения изгибающего момента в шее. Максимальное значение вперед 1,5 кгм (14,7 Нм), назад – 0,8 кгм (7,84 Нм), что также существенно меньше допустимых значений соответственно 190 Нм – кивок вперед и 77 Нм – кивок назад. На Рис. 3.18, а представлен график суммарной перегрузки в голове. Критерий травмирования головы HIC рассчитанный по представленным значениям равен 446,6 единицам что меньше предельно допустимого значения равного 1000 единиц по старым нормам STANAG 4569 [12], но больше допустимых значений равных 250 единицам по новым нормам STANAG 4569 [13]. При определении травмобезопаности по кривой Уэйн-Стейта (Патрика) воздействие также является опасным (Рис. 3.18, б). 88 а) б) Рис. 3.18. Суммарная перегрузка в голове (частота среза 1650 Гц) (а), определение травмобезопасности по кривой Уэйн-Стейта (б) Ускорения пола и стопы представлены на Рис. 3.19. Ускорения пола достигают 340 g, а стопы 30 g. Скорость соударения ноги, полученная интегрированием ускорения равна 6 м/с, меньше чем допустимое – 8,5 м/с. Рис. 3.19. Ускорение пола и ноги в кабине (частота среза 300 Гц) 89 На Рис. 3.20, а представлены ускорения датчиков сиденья для частоты среза фильтра 100 Гц. Просадка кресла составила 135 мм (Рис. 3.20, б). а) б) Рис. 3.20. Ускорение сиденья в кабине (частота среза 100 Гц) (а). Энергопоглощающие элементы после срабатывания при подрыве под кабиной (вертикальная просадка 13,5 см) (б) Второе испытание – подрыв под передней частью функционального модуля. Мощность заряда 6 кг ТНТ, расстояние до нижней части модуля 1,25 м. На Рис. 3.21 представлено расположение сидений в модуле. Рис. 3.21. Расположение кресла и манекена На Рис. 3.22 (нижний график) представлены значения усилий в нижнем отделе позвоночника. Максимальное сжимающее значение 205 кг (2009 Н), что существенно меньше максимально допустимого 6650 Н. На графике виден также повторный пик усилий, который соответствует падению изделия на 90 землю после подброса при подрыве. На Рис. 3.22 (средний график) представлены значения вертикального усилия в шее. Максимальное значение 47 кг (461Н) что также существенно меньше, чем допустимое значение 2200 Н. Учитывая массу верхней части манекена, получим значение перегрузки в нижней части позвоночника 205 кг/31,6=6,49g. С учетом массы головы манекена получим значение перегрузки в районе шеи 47кг/5,15=9,12g. Указанные значения перегрузки меньше допустимых при использовании различных критериев, в том числе по критериям временной методики МО РФ [148] (допустимые перегрузки 17 g). Рис. 3.22. Усилия и момент в манекене «Гибрид-2» при подрыве под функциональным модулем На Рис. 3.22 (верхний график) представлены значения изгибающего момента в шее. Максимальное значение вперед 0,8 кгм (7,84 Нм), назад – 0,8 91 кгм (7,84 Нм), что также существенно меньше предельно допустимых значений соответственно 190 Нм – кивок вперед и 77 Нм – кивок назад. На Рис. 3.22 в обобщенном времени представлены два пика усилий – первый при подрыве машины, второй (время порядка 0,58 с) – при ударе машины о землю. На Рис. 3.23, а представлен график суммарной перегрузки в голове. Критерий травмирования головы HIC рассчитанный по представленным значениям равен 107,6 единицам и также существенно меньше предельно допустимого значения равного 1000 единиц по старым нормам [12] и 250 по новым [13]. При определении травмобезопаности по кривой Уэйн-Стейта (Патрика) воздействие является опасным (Рис. 3.23, б). а) б) Рис. 3.23. Перегрузка в голове (частота среза 1650 Гц) Ускорения пола и стопы представлены на Рис. 3.24. Ускорения пола достигают 730 g, а стопы 38 g. Так как в манекене, который участвовал в испытаниях, не было датчика усилий в ноге, то использовался критерий максимальной скорости соударения ноги с препятствием (скорость приземления на аварийном парашюте – 8,5 м/с). При интегрировании данных по ускорениям на ноге представленных на Рис. 3.24, получается максимальная скорость 4,7 м/с, что меньше предельно допустимой (8,5 м/с). 92 Рис. 3.24. Ускорения пола и стопы манекена (частота среза 300 Гц) Ускорения на полу гораздо больше допустимых значений при этом скорость пола достигает значения порядка 56 м/с, что существенно больше допустимого значения равного 8,5 м/с, поэтому необходим фальшпол, а ноги экипажа необходимо располагать на подставках (Рис. 3.21). Так как на момент испытаний действовали нормы STANAG 4569 первой редакции, то результаты испытания показали травмобезопасность экипажа. По разработанной в диссертации методики и новым нормам STANAG 4569 результаты испытаний показывают, что травмобезопасность экипажа не обеспечивается по критерию травмирования головы. Получен акт внедрения от НИИЦ АТ 3 ЦНИИ МО РФ об использовании результатов испытания для оценки эффективности противоминных конструктивных решений, а также травмобезопасности экипажа военной автомобильной техники при МВВ. 93 3.4. Разработка энергопоглощающего кресла с системой регулировки и преднатяжения ремней безопасности, а также его копровые испытания В виду необходимости регулировки расположения кресла, используемого для колесной и гусеничной АБТ в горизонтальном и вертикальном направлении, была разработана конструкция, позволяющая производить указанные регулировки. Конструкция представляет собой L-образную раму, на которое устанавливается серийное спортивное кресло типа ковш, изготовленное из высокопрочного стеклопластика, прошедшее омологацию. Для надежной фиксации человека используется 5 точечная привязная система. Регулировка «вверх-вниз» осуществляется за счет вращения втулки, представляющей собой трубу, изготовленную из стали 12Х18Н10Т, ∅20 и длиной 300 мм, на которой с обеих сторон нарезана резьба М20 одна из которых левая, длина каждой резьбы 140 мм (Рис. 3.25, б, в). В центре расположено сквозное отверстие для рычага вращения втулки. Втулка вкручивается одним концом в полозья, другим в трубу, служащую для крепления кресла к корпусу АБТ (Рис. 3.25, в). Диапазон регулировки кресла составляет 135 мм, т.к. втулка должна быть вкручена как минимум на 70 мм, то регулировка осуществляется в пределах оставшейся резьбы 140 мм, а полозья расположены под углом в 150 к вертикали. а) б) в) Рис. 3.25. Противоминное энергопоглощающее кресло в сборе (а), втулка регулировки высоты кресла (б), Система регулировки кресла «вверх-вниз» (в) 94 Регулировка «вперед-назад» осуществляется за счет салазок (Рис. 3.26, а). Салазки одной частью жестко закреплены к раме кресла, другой – к кронштейнам кресла. Крайние положения кресла регулировки «вперед-назад» можно увидеть на Рис. 3.26, б. Ход регулировки составляет 120 мм. б) а) Рис. 3.26. Салазки кресла (а), Крайние положения регулировки кресла «впередназад» (б) В энергопоглощающем элементе были использованы специальные проволоки для прокатки между валиками энергопоглощающего элемента. Внизу энергопоглощающего элемента устанавливаются 2 проволоки: первая из стали марки 12Х18Н10Т ∅ 2,5 мм, вторая из той же марки стали, но ∅ 2 мм, вверху проволока из стали марки 12Х18Н10Т ∅ 2,5 мм. В центре энергопоглощающего элемента на оси расположен фторопластовый ролик, который направляет движение ремня безопасности. Ремень безопасности проходит через ролик и фиксируется в верхней части вертикальных неподвижных направляющих, которые крепятся к корпусу изделия (Рис. 3.27). На Рис. 3.27, б представлен принцип работы системы преднатяжения ремней безопасности. Для проверки работоспособности, а также прочности узлов энергопоглощающего кресла спроектирован и изготовлен копровый стенд (Рис. 3.28, а). Был получен акт внедрения копрового стенда в учебный процесс Московского Политеха. На стенде проведены 2 серии копровых испытаний кресла. 95 а) б) Рис. 3.27. Энергопоглощающий элемент, установленный в конструкцию кресла (а), принцип работы системы преднатяжения ремней безопасности (б) На манекене, кресле и копре устанавливались датчики ускорений марки AP-31 с усилителем заряда СА-2614. Кресло, установленное на копер, с установленным манекеном и подключенными датчиками представлено на Рис. 3.28, б. На манекене также были установлены датчики усилий в шее и нижнем отделе позвоночника, и изгибающего момента (кивок) в шее. Сбор и запись информации осуществлялась с помощью информационно- измерительной системы «Вита». Схема и состав системы представлен на Рис. 3.28, в. Управление сбросом осуществлялось с помощью замка контейнера тормозного парашюта (Рис. 3.28, г). 96 а) б) в) г) Рис. 3.28. Схема копрового стенда для испытания сбросом с расположением датчиков (а), манекен в кресле перед сбросом с подключенными датчиками (б), информационно-измерительная система «Вита» (в), замок контейнера тормозного парашюта (г) Расположение датчиков на конструкции указано на Рис. 3.29– Рис. 3.31. 97 а) б) в) Рис. 3.29. Схема расположения датчика на плите вид спереди (а), схема расположения датчика на плите вид сбоку (б), расположение датчика на плите (в) а) б) в) Рис. 3.30. Схема расположения датчика на кресле вид спереди (а), схема расположения датчика на кресле вид сбоку (б), место установки датчика ускорения на кресле (в) 98 а) б) в) г) Рис. 3.31. Схема расположения датчиков на опорах (а), схема расположения датчика на правой опоре (б), схема расположения датчика на левой опоре (в), расположения датчиков на опорах (г) Датчики, установленные в манекене, показаны на Рис. 3.32. а) б) в) Рис. 3.32. Датчик ускорения поясничного отдела позвоночника (а), датчик усилия в нижнем отделе позвоночника (б), датчик усилий и изгибающего момента в шее (в) 99 Во второй серии испытаний были добавлены датчики усилий, установленные в поясничном отделе позвоночника манекена (Рис. 3.32, б), и шейном отделе позвоночника (Рис. 3.32, в) для возможности сравнения критерия усилия в поясничном отделе позвоночника манекена с DRI. По результатам 1-й серии испытаний были получены графики перегрузки на копре, опорах, кресле и поясничном отделе манекена (в тазу). На Рис. 3.33 в качестве примера приведены графики сброса №4 (сброс с высоты 560 мм на деревянное основание толщиной 36 мм) фильтрованные по классу частот 1000 в соответствии с требованиями SAE J211 [142]. а) б) в) г) д) Рис. 3.33. Результаты измерения датчика на копре после 4-го сброса (а), результаты измерения датчика на правой опоре после 4-го сброса (б), результаты измерения датчика на левой опоре после 4-го сброса (в), результаты измерения датчика на кресле после 4-го сброса (г), результаты измерения датчика в поясничном отделе после 4-го сброса (д). Данные фильтрованы по классу 180 100 Результаты испытаний собраны в Таблице 7. Общий вес конструкции – 310 кг, вес конструкции, подвешенной на энергопоглощающих элементах 110 кг. Таблица 7. Результаты 1-й серии копровых испытаний энергопоглощающего кресла ПикоВысота № сброса ОсноваПросадка ние сбро- ускоре- (мм) (мм) вое са ние си- (мм) дения, Пиковое ускоре- DRI си- ние таза, дение g DRI таз g 1 170 8 2 560 73 Пенопласт 60 Пенопласт 60 37,2 11,2 19,2 7,3 55 16,6 27,3 10,5 82,6 8,4 13,2 6,7 122 17,2 43 10,8 Дере3 165 21 вянное основание 36 Дере- 4 560 80 вянное основание 36 По результатам испытаний можно сделать выводы, о том, что конструкция кресла успешно выдержала ударную нагрузку, система энергопоглощения успешно сработала, также конструкция обеспечивает травмобезопасность при динамических вертикальных перегрузках. 101 а) б) в) г) д) е) ж) з) Рис. 3.34. Перегрузка на копре (датчик № 2003) (а), правой раме (датчик №2011) (б), левой раме (датчик № 2014) (в), в сидении (датчик № 2009) (г), в пояснице (датчик №2004) (д), усилие в позвоночнике (е), осевое усилие в шее (ж), момент (Му) в шее (з), сброс с высоты 540 мм на пеноплекс 30 мм, класс 180. Сброс №11 102 По результатам 2-й серии испытаний были получены графики перегрузки на копре, опорах, кресле и поясничном отделе манекена (в тазу), а также графики сжимающего усилия в поясничном отделе позвоночника, осевое усилие в шее и изгибающий момент в шее. На Рис. 3.34 в качестве примера приведены графики сброса №11 (сброс с высоты 540 мм на пеноплекс толщиной 30 мм) фильтрованные в соответствии с требованиями SAE J211 [142]. При наложении графиков перегрузки на сидении, перегрузки в тазу, а также усилия в позвоночнике можно увидеть схожий характер кривых (Рис. 3.35). Кроме того, на графике перегрузки на сидении наблюдается первый положительный пик, который соответствует удару, приходящему снизу от копра. Далее под действием манекена кресло приобретает отрицательную перегрузку. Рис. 3.35. Графики перегрузки на сидении, в тазу и усилие в позвоночнике при сбросе №11 103 По измеренным экспериментальным данным перегрузки, замеренной в тазу и на сидении, был рассчитан индекс динамической реакции (DRI). Схема расположения датчиков, а также схема модели DRI изображена на Рис. 3.36. Рис. 3.36. Схема расположения датчиков на манекене и схема модели DRI В результате расчета DRI по перегрузкам, зарегистрированным в тазу, при сбросе №9 значение DRI превышает предельно допустимое значение и составляет 21,8. Однако усилие, замеренное в нижнем отделе позвоночника, составляет 391 кг, что меньше предельно допустимого значения в 680 кг. DRI, рассчитанный по перегрузке на сидении, даёт завышенную оценку травмобезопасности, что видно по сбросам №№ 4, 5, 7, 8, 9, 11, 12 (Таблица 8). При превышении предельно допустимого значения индекса DRI, усилие, измеренное в нижнем отделе позвоночника, не превышает порогового значения в 680 кг. Таким образом, использование DRI ограничено определенным видом «мягких» перегрузок (скорость нарастания 𝑛𝑛̇ ≤ 2000) и не желательно использовать в качестве критерия травмирования позвоночника при воздействии «жестких» вертикальных перегрузок (скорость нарастания 𝑛𝑛̇ ≥ 2000) характерных для подрыва АБТ. Результаты расчета ускорения, скорости, перемещения массы m и DRI представлены на Рис. 3.37 – Рис.3.39. 104 а) в) б) г) Рис. 3.37. Сброс №9 на пенопласт 50 мм, высота сброса 400 мм, показания датчика в тазу, датчик №2004, фильтр класс 1000. ДРИ =21,1, amax =208 м/с2 (ускорение (а), скорость (б), перемещение (в), DRI (г)) а) б) Рис. 3.38. Сброс №9 на пенопласт 50 мм, высота сброса 400 мм, показания датчика на сидении, датчик №2009, фильтр класс 180. ДРИ =21,8, amax =432 м/с2 (ускорение (а), скорость (б)) 105 г) в) Рис. 3.39. Сброс №9 на пенопласт 50 мм, высота сброса 400 мм, показания датчика на сидении, датчик №2009, фильтр класс 180. ДРИ =21,8, amax =432 м/с2 (перемещение (в), DRI (г)) Результаты испытаний собраны в Таблице 8. Таблица 8. Результаты 2-й серии испытаний энергопоглощающего кресла при сбросе на копре Поверх№ Вы- Пиковое Пиковая сота усилие в перегрузка нижнем в нижнем отделе отделе по- позво- зво- ночника ночника (кг) (g) сбро- ность са сброса от пола Просадка (мм) (мм) 1 2 Пиковая пе- DRI DRI регруз- си- таз ка на де- сидении ние (g) 3 4 5 6 7 200 25 -200 9,8 (-3,4) 7 8 9 Деревянное осно1 вание толщина 36 мм 65,1 (-30) 11,2 106 Таблица 8 – продолжение 1 2 3 4 5 6 7 200 23 -210 9,7 (-2) 8,1 200 12 -328 17,5 (-3) 9 200 8 -403 20,7 (-3,6) 10,6 200 7 -383 18 (-3,8) 10,1 400 65 -226 11,7(-5,4) 9.8 8 9 Деревянное основание толщина 2 36 мм (пенопласт 50 71,7 (-40,4) 14,5 мм под манекеном) Пеноплекс 3 толщина 30 мм Пенопласт 4 толщина 25 мм Пенопласт 5 толщина 50 мм 42,4 (-42,8) 28,5 (-38,8) 21,7 (-34,7) 17,7 19,5 20,8 Деревянное осно6 вание толщина 36 мм 88,7 (-31,1) 14,4 107 Таблица 8 – продолжение 1 2 3 4 5 6 7 400 68 -278 12,5 (-23,2) 10 400 53 -347 18,9 (-3) 10,2 400 38 -397 29,9 (-18,1) 21,1 540 77 -318 19,1 (-3,2) 10,2 540 81 -395 26,3 (-4,1) 10,4 8 9 Деревянное основание толщина 7 36 мм (пенопласт 50 68,2 (-58,9) 16,3 мм под манекеном) Пеноплекс 8 толщина 30 мм 95,5 (-41,1) 18 Пенопласт 9 толщина толщина 30 мм Пеноплекс 12 21,8 50 мм Пеноплекс 11 37 (-30) толщина 25 мм 65,4 (-41,8) 78,8 (-41,8) 19,7 21,8 По итогам испытаний можно сделать выводы, о том, что конструкция кресла успешно выдержала ударную нагрузку, система энергопоглощения успешно сработала, конструкция обеспечивает травмобезопасность при динамических вертикальных перегрузках. 108 3.5. Выводы по главе 3 Были предложены простые аналитические формулы для расчета усреднённого ускорения, а также просадки кресла, времени выравнивания скорости корпуса АБТ и энергопоглощающего кресла. Проведены исследования с целью проверки возможности использования противоударного вертолетного кресла АК-2000 в АБТ для предотвращения травмирования экипажа при воздействии вертикальных перегрузок в процессе подрыва на минах и СВУ. По результатам испытаний был сделан вывод о том, что энергопоглощающий элемент в кресле не сработал в результате высокой скорости нарастания перегрузки характерной для подрыва АБТ. Энергопоглощающий элемент предназначен для более «мягкого» нарастания перегрузки, которая происходит за счет деформации стоек шасси и корпуса. Таким образом, конструкции элементов, связанные со срезом или смятием материала, имеют эффект запирания срабатывания в начальный момент скорости нарастания перегрузки. Было принято решение доработать вертолетное противоударное кресло на маятниковой подвеске с энергопоглощающими элементами, основанными на принципе прокатки проволоки. После доработки кресла были проведены копровые испытания по сбросу кресла для имитации подрыва. По результатам сбросов был сделан вывод об обеспечении травмобезопасности конструкции. Принцип маятниковой подвески был использован, в том числе при проектировании энергопоглощающего кресла автомобиля ВПК-39272. После проведения копровых испытаний энергопоглощающее кресло было испытано подрывом в составе макетного образца колесного АБТ. Было проведено 2 подрыва – первый под кабиной, второй под функциональным модулем. В кресло был установлен АИМ Гибрид 2 с системой измерения «ВИТА». Энергопоглощающий элемент успешно сработал, тем самым снизив перегрузки на экипаже, ниже предельно допустимых. Критерий травмобезопасности HIC при подрыве под кабиной составил 446,6, что ниже 109 предельно допустимого значения в 1000 по старым нормам, но больше чем 250 по новым и вызван ударом головы манекена о внутреннюю конструкцию кабины. В виду необходимости регулировки расположения кресла, используемого для АБТ, в горизонтальном и вертикальном направлении была разработана конструкция, позволяющая производить указанные регулировки. Также была установлена система преднатяжения ремней безопасности. Проведены 2 серии испытаний на сброс с измерениями ускорений на конструкции и манекене, а также усилий в поясничном отделе позвоночника и усилий и моментов в шее манекена. По итогам испытаний сделаны выводы, о том, что конструкция кресла успешно выдержала ударную нагрузку, система энергопоглощения, а также система преднатяжения ремней безопасности успешно сработала. Конструкция обеспечивает травмобезопасность при динамических вертикальных перегрузках. Критерий DRI, рассчитанный по перегрузке на сидении, даёт завышенную оценку травмобезопасности, что видно по сбросам №№ 4, 5, 7, 8, 9, 11, 12 (Таблица 8) при превышении предельно допустимого значения индекса DRI усилие, измеренное в нижнем отделе позвоночника, не превышает порогового значения в 680 кг. 110 ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ЛЕГКОБРОНИРОВАННОЙ ПРОТИВОМИННОЙ АВТОБРОНЕТАНКОВОЙ ЗАЩИТЫ ДЛЯ ТЕХНИКИ И СПЕЦИАЛЬНЫХ ЗАЩИЩЕННЫХ АВТОМОБИЛЕЙ 4.1. Постановка задачи Были поставлены задачи разработки минимальных по массе противоминных защитных устройств для легкобронированной автобронетанковой техники и специальной защищенной автомобильной техники при действии заданных в техническом задании (ТЗ) на изделие взрывных устройств. Мощность фугасного взрывного устройства для изделия автобронетанковой техники составляла 3-6 кг в тротиловом эквиваленте, при условии подрыва взрывчатого вещества (далее ВВ) на скальном грунте и при клиренсе 300-500 мм. Мощность фугасного взрывного устройства для специальных защищенных автомобилей составляла 0,2-0,5 кг в тротиловом эквиваленте, при условии подрыва ВВ на твердом покрытии и при клиренсе 150-250 мм. 4.2. Разработка противоминной защиты для изделия автобронетанковой техники На первоначальном этапе было спроектировано несколько вариантов реализации противоминной защиты. Так как корпус изделия изготавливается из броневого алюминия марки АБТ-102, то противоминная защита была выполнена в виде составной части несущего корпуса и также изготавливалась из алюминиевого сплава. Было выполнено 4 варианта расчета на динамику и прочность корпуса техники. Распределение сечений и конструкция противоминной защиты представлены на Рис. 4.1. 111 а) б) Рис. 4.1. Распределение сечений (а), конструкция противоминной защиты (б) Первый вариант: противоминное днище выполнено в виде трехслойной конструкции из АБТ-102 (σв=406,7 МПа, σт=294МПа, δ=6%), толщина нижней панели - 23 мм (параметр а на Рис. 4.1, б), толщина верхней панели 15 мм(параметр b на Рис. 4.1, б). Между панелями установлены П-образные ребра с шагом 230 мм (параметр c на Рис. 4.1, б), толщина ребер 12 мм (параметр d на Рис. 4.1, б). Расстояние между панелями (параметр e на Рис. 4.1, б), 60 мм, высота П-образного профиля 84 мм (параметр f на Рис. 4.1, б). Толщина продольного ребра 40 мм Удельный импульс и время действия врывных газов на нижнюю панель непосредственно над ВВ для клиренса 420 мм и мощности заряда 6 кг в тротиловом эквиваленте расчитывается по формулам (1.7) и (1.9) соответственно. Нагрузка прикладывается по треугольному закону, со временем нарастания давления равному 0,1t+ Максимальные перемещения конструкции составили 15,2 см, эквивалентные напряжения составили 400 МПа, а максимальная деформация деформации конструкции – 6%. Для второго варианта толщина нижней панели a= 23 мм, толщина верхней панели b = 15 мм, шаг ребер c = 230 мм, толщина ребер d = 14 мм. Расстояние между панелями e = 60 мм (Рис. 4.1, б). Толщина продольного ребра 40 мм. Результаты 112 получены практически такие же как для первого варианта: в центре внутренней панели максимальны прогиб 15 см, максимальное напряжение 400 МПа, максимальная деформация 6%. Для третьего варианта толщина нижней панели a= 23 мм, толщина верхней панели b = 20 мм, шаг ребер c = 230 мм, толщина ребер d = 14 мм. Расстояние между панелями e = 60 мм (Рис. 4.1, б). Толщина продольного ребра 40 мм. Результаты расчетов третьего варианта: в центре внутренней панели максимальны прогиб 13,2 см, максимальное напряжение 330 МПа, максимальная деформация 3,4%. Анализ результатов расчетов показывает, что максимальная деформация днища происходит за время 0,004-0,005 сек. За это время боковые панели практически не деформируются, следовательно прочность элементов противоминной защиты днища можно оценить по макету днища выполненого в виде фрагмента нижней части копуса изделия. Оценка прочности макета копуса проводилась еще до окончательной проработки конструкции корпуса (Рис. 4.2 – Рис. 4.4). м с Рис. 4.2. Распределение перемещений. Максимальные перемещения в точке 1 конструкции составили 13,2 см 113 с Рис. 4.3. Распределение напряжений. Максимальные напряжения в точке 1 конструкции составили 330 МПа с Рис. 4.4. Распределение деформаций. Максимальные деформации в точке 1 конструкции составили 3,4% 114 При расчетах было показано, что рассмотренные конструкции либо не имеют запаса прочности, либо имеют незначительный запас, но при этом снижение прочности за счет сварных швов, концентраторов напряжения практически не учитывалось. Заказчик, однако, настоял на изготовлении и испытании всех вариантов, так как достаточно остро стоял вопрос о снижении массы корпуса. На рисунках Рис. 4.6 – Рис. 4.10 представлены результаты испытаний предложенных конструкций. Конструкция первого варианта днища представлена Рис. 4.5. Рис. 4.5. Конструкция днища и установка днища на стенде Анализ разрушения днища показал, что сначала разрушилась нижняя пластина днища, причём разрушение носило локальный характер (разрушение между двух ребер), после чего при дальнейшем деформировании разрушились сварные крепления ребер к нижней пластине, причем разрушался не сварной шов, а материал вблизи шва. В результате ребра практически не участвовали в работе. В дальнейшем осколки ребер и нижней пластины пробили верхнюю пластину и, частично, фальшпол. 115 а) б) Рис. 4.6. Покадровый процесс подрыва первого варианта днища (а), фальшпол и днище после подрыва (б) При проведении испытаний были использованы несколько систем измерений: датчики ускорения и перемещения защиты днища и фальшпола, рейки с отметками и 2 видеокамеры. Схемы расположения измерительных систем показаны на Рис. 4.7. 116 а) (3,4) б) 1 2 Рис. 4.7. Схема видеосъемки (а), схема измерений (б), датчики: 1– датчик ускорений на 20000g, 2– датчик ускорений на 100g, 3 – датчик перемещений фальшпола, 4 –датчик перемещений днища При разрушении днища были уничтожены системы измерения ускорений и перемещений. Часть записи ускорений до окончательного уничтожения системы удалось сохранить (Рис. 4.8). а) б) в) Рис. 4.8. Перегрузка на верхней пластине днища (а, б), перегрузка на фальшполе (в) 117 Анализ перегрузок на верхней пластине днища показывает, что они существенно превышают 5000 g, а время нагрузки имеет порядок 0,001 с. Фальшпол (Рис. 4.8, в) также испытывает большие перегрузки (4700 g). Второй вариант конструкции днища был выполнен в облегченном виде. Увеличено расстояние между ребрами и в качестве компенсации между нижней и верхней пластинами размещен пеноалюминий. Для увеличения жесткости и усиления связи между ребрами, нижним и верхним листами были введены болтовые соединения (Рис. 4.9). Рис. 4.9. Конструкция облегченного днища 118 б) а) Рис. 4.10. Покадровый процесс подрыва первого варианта днища (а), фальшпол и днище после подрыва (б) При анализе ускоренной съемки была получена скорость вертикального разлета осколков. Максимальное значение соответствует 12 м/с, при этом минимальное ускорение должно быть больше 1200 g. Так как по результатам испытаний предложенные конструкции были признаны не удовлетворяющими требованиям ТЗ, то были продолжены расчеты различных вариантов исполнения защиты. По результатам исследований предложен достаточно простой и надежный вариант конструкции. Днище было выполнено в виде плоской двухслойной панели из материала АМг6 толщиной 30х2 мм что позволило разнести сварные швы. На Рис. 4.11 – Рис. 4.14 представлен вариант защитной конструкции и результаты расчетов. На Рис. 4.16 – Рис. 4.17 представлены результаты натурных испытаний, подтверждающие эффективность выбранной конструкции. Цвет σв, МПа σт, МПа δ, % Деталь Материал 189 93 9 сварка АМг6 295* 135* 6* пластина 315* 155* 15* уголок *Механические свойства для сплава АМг6, изготовленного по ГОСТ 4784 - 97 Рис. 4.11. Расчетная модель защиты днища 119 Днище закреплено с помощью приваренных вертикальных стенок, которые крепятся к стенду болтами. а) ПЕРЕМЕЩЕНИЯ (Максимальные динамические=18,5 см) Распределение перемещений в период времени т=0,0033 с. б) НАПРЯЖЕНИЯ (МАХ=295 МПа) Распределение НАПРЯЖЕНИЙ в период времени т=0,0033 с. Рис. 4.12. Прогиб днища (а), напряжения в днище (б) 120 а) % 5 4 3 2 1 0 б) 0 м 1 2 3 4 5 6 7 мс 0,15 0,1 0,05 0 0 м/с 2 4 6 8 2 4 6 8 2 4 мс в) 80 60 40 20 0 0 мс g г) 12000 8000 4000 0 0 6 8 мс Рис. 4.13. Деформация в верхней пластине составили 5,5% (деформация на разрыв δ=6%) (а), динамический прогиб составил – 18,34 см, статический (остаточный 17,5 см) (б), скорость составила 92,3 м/с (в), ускорения составили 11840g (г) 121 х109 Па 0,15 а) 0,1 0,05 0 0 % 1,5 б) 2 4 8 6 мс 1 0,5 0 0 6 4 2 8 мс т 1 (уголок) в) % 6 4 2 г) 0 х109 Па 0,2 0 2 4 6 2 4 6 8 10 12 мс 0,15 0,1 0,05 0 0 8 10 12 мс Рис. 4.14. Напряжения в нижней пластине составили 178 МПа (ϭв=295 МПа) (а), деформация в нижней пластине составила 1,6% (б), деформация в (т.1) составила 7,3% (в), напряжения в (т.1) составили 233 МПа (ϭв=315 МПа) (г) 122 Была отработана система крепления днища со стенками испытательного стенда. Схема крепления представлена на Рис. 4.15. Фальшпол Корпус испытательного стенда Силовая Защита днища Рис. 4.15. Установка защиты днища в испытательный стенд Днище вместе с узлами крепления было изготовлено и установлено на стенде (Рис. 4.16). Результаты подрыва показаны на Рис. 4.17. а) Накладка на сварной шов б) Фальшпол Световой датчик скорости Рис. 4.16. Стенд с днищем (а), фальшпол с световым датчиком скорости (б) 123 б) а) 170 мм Рис. 4.17. Покадровый подрыв 3-го варианта днища (а), днище после подрыва (б). Остаточный прогиб – 170 мм Деформация фальшпола, возможно, получилась в результате затекания ударной волны. Область вероятного контакта днища с фальшполом (Рис. 4.17, б) имеет небольшие размеры и поэтому указанный контакт не мог вызвать пластическую деформацию фальшпола. Прогиб фальшпола составил менее 50 мм. Остаточный прогиб днища 170 мм (Рис. 4.17, б) достаточно хорошо согласуется с расчетными значениями 175 мм (Рис. 4.13, б). Сравнение расчетных и экспериментальных данных показывает, что погрешность составляет не более 3%. В результате расчетов была предложена двухслойная конструкция днища выполненная из двух пластин толщиной по 30 мм из материала АМг 6 со смещенным швом сварки. Конструкция успешно выдержала испытания подрывом. Работа была выпонена по заказу ОАО «НИИ Стали» (договор №01/10/11 НОЦ «АТДиСН» от 01.10.2011), а ее результаты использованы для проектирования 124 конструкции днища новой БМП, что подтверждено актом о внедрении результатов исследования. 4.3. Разработка противоминной защиты для специальной защищенной автомобильной техники По заказу ФГУП «НАМИ» (договор № 2110.Р.Б.НИР.1013.233 от 24 октября 2013 г.) было проведено исследование по разработке противоминной защиты специального автомобиля. Перед началом проектирования была рассмотрена защитная конструкция днища для автомобиля-аналога. (Рис. 4.18). Противоминная защита аналога выполнена из стальных листов толщиной 2,7 мм и представляет собой набор панелей, соединенных небольшим числом болтов. Рис. 4.18. Защита днища автомобиля-аналога Очевидно, что защита не выполняет своего назначения в местах соединения силовых панелей. Для оценки стойкости стальных панелей защиты были проведены тестовые расчеты динамического напряженно-деформированного состояния стальной панелей защиты с размерами близкими к реальным размерам защиты. Расчет проводился для квадратной стальной пластины, выполненной из броневой, стали А3 размерами 0,0027х1х1 м. Динамическая нагрузка соответствовала подрыву заряда мощностью q=0,4 кг ТНТ на скальном грунте на расстоянии R=0,2 м от днища. 125 Формулы для расчета динамического воздействия в соответствии с [4] приведены ниже: 𝑞𝑞 cos 𝛼𝛼 𝑅𝑅2 2I 𝑃𝑃 = 𝑡𝑡+ 𝐼𝐼 = 500 𝑡𝑡+ = 0,0015√𝑅𝑅 6�𝑞𝑞, (4.1) (4.2) (4.3) где: I – удельный импульс взрывных газов (Нс/м2); t+ – время действия взрывных газов; Р – максимальное приведенное удельное давление (Н/м2). Для данной мощности заряда и расстояния t+ =0,00058 с. Давление прикладывается по треугольному закону, со временем нарастания давления равному 0,1t+. Расчетная схема нагружения представлена на Рис. 4.19. Рис. 4.19. Расчетная схема нагружения Для каждой площадки рассчитан удельный импульс и давление: I1=5000 Нс/м2, Р1=17,2МПа, I2=1775 Нс/м2, Р2=6,1МПа, I3=950 Нс/м2, Р3=3,3МПа, I4=450 Нс/м2, Р4=1,6МПа, I5=342 Нс/м2, Р5=1,2МПа, I6=189 Нс/м2, Р6=0,65МПа. Механические характеристики стали А3: σт=1520 МПа, σв=1800 МПа δ=10%. 126 б)м/с а) м 200 0,6 0 0,4 100 0,2 0 0 0,5 1 1,5 мс 0 0,5 1 1,5 мс в) Рис. 4.20. Прогиб в центральной точке пластины, максимальное значение 7,5 см (а), график скоростей, максимальное значение 235 м/с (б), пластические деформации, максимальное значение 7% (в) Для испытаний образцов днища на подрыв был использован специально разработанный стенд (Рис. 4.21). Рис. 4.21. Стенд для подрыва макетный образцов защиты 127 Для точного воспроизведения условий испытаний требуется установить образец на расстоянии 0,2 м от земли на стенде массой 4-6 т. Для обоснования возможности использования экспериментов на незакрепленном стенде массой не более 100 кг были проведены сравнительные расчеты прочности пластины из стали А3 толщиной 4 мм для случая свободной (как в эксперименте) и шарнирно закрепленной по контуру (как в реальной конструкции) пластины (Таблица 9). Таблица 9. Величина пластических деформаций в центральной точке пластины при различных условиях закрепления, % Толщина пластины Шарнирное операние Без опор 4 мм 8,6 7,4 а) б) %8 6 4 2 0 в) 2 0 4 6 8 х10 Па 1,5 мс 9 1 0,5 0 0 2 4 6 8 мс Рис. 4.22. Сталь А3, толщина 4 мм. Имитация крепления в конструкции автомобиля. Максимальные пластические деформации (а), пластические деформации в центре (б), максимальное значение 8,6%. Напряжения в центре (в), максимальное значение 1762 МПа 128 б) % а) 6 4 2 0 0 в) 2 4 8 6 мс х10 Па 1,5 9 1 0,5 0 0 2 4 6 8 мс Рис. 4.23. Сталь А3, толщина 4 мм, без опор. Имитация условий эксперимента. Максимальные пластические деформации (а), пластические деформации в центре (б), максимальное значение 7,4 %, напряжения в центре (в), максимальное значение 1646 МПа Так как характер напряженного состояния и значения максимальных деформаций отличаются незначительно и, учитывая, что заряд закладывается мощностью на 20 % больше, была принята схема испытаний со свободными краями пластины. Учитывая скорость вертикального подброса пластины не более 13 м/с получим, что за время действия взрыва (0,0058 сек) пластина сместится вверх менее чем на 7 мм. 129 Были проведены расчеты на динамику и прочность макетных образцов защиты днища (расчетная схема и условия нагружения остались такими же как для автомобиля-аналога). Механические характеристики материалов представлены в Таблице 10. Таблица 10. Механические характеристики материалов Сталь 10ХСНД: Сталь А3 Углепластик: ρ=7800 кг/м3 σт=1520 МПа ρ=1500 кг/м3 Е=200 Гпа σв=1800 МПа Е=113 Гпа σт=390 МПа δ=10% σт=350 МПа σв=530 МПа σв=375 МПа δ=19% δ=3% Стеклопластик СП-9300- СВМПЭ 9677 ρ=1000 кг/м3 ρ=1700 кг/м3 Е=70 Гпа Е=19 Гпа σт=40 МПа σт=390 МПа σв=48 МПа σв=400 МПа δ=350% δ=2,2% Сводка результатов расчетов дана в Таблице 11. Таблица 11. Результаты расчетов днища при фугасном воздействии № Материал п/п Толщина, Масса, мм кг Прогиб, см Результат 1 2 3 4 5 6 1 Сталь А3 2 15,6 вверх 7,5 Х вниз 8,8 2 Сталь А3 4 31,2 вверх 5 вниз 6,4 V 130 Таблица 11 – продолжение 1 2 3 4 5 6 3 Стеклопластик 10 17,5 вверх 7,5 Х СП-9300-9677 4 Стеклопластик вниз 9,7 20 35 СП-9300-9677 5 10ХСНД вверх 5,2 V вниз 7 10 78 вверх 3,3 V вниз 2,8 6 СВМПЭ 10 10 29 V 7 Углепластик 10 15 7,1 VХ 8 Углепластик 15 22,5 4,9 V 9 10ХСНД 4 31,2 8,1 Х 10 10ХСНД 6 46,8 5,3 Х 11 10ХСНД 8 62,4 4 V V –панель не разрушается Х – панель разрушается По результатам анализа расчетов и эксперимента было установлено, что противоминная защита должна иметь равнопрочную неразъемную конструкцию. Для исключения образования осколков при возможном превышении мощности заряда, над мощностью, заложенной в ТЗ, а также, учитывая опыт разработки защиты для АБТ, было предложено использовать алюминиевый сплав АМг 6. Выбранный материал обладает достаточной прочностью и пластичностью, а также минимальной удельной массой. На первоначальном этапе было спроектировано и рассчитано несколько вариантов реализации противоминной защиты (Рис. 4.24 – Рис. 4.26). Были изготовлены макетные образцы и проведено испытание, как отдельных силовых элементов, так и противоминной защиты в сборе с днищем автомобиля-аналога (Рис. 4.27 – Рис. 4.32). Удельный импульс вычислялся по соотношению (4.1), прикладываемое избыточное давление – по соотношению (4.2), распределение давления показано на Рис. 4.24, а, а время действия импульса рассчитывалось согласно Давление 131 прикладывается по треугольному закону, со временем нарастания давления равному 0,1t+. Так как расстояние от центра взрыва до разных точек конструкции защиты разное, то при расчете поверхность днища была разделена на 12 площадок, а расстояние до центра взрыва принималось как расстояние до центра площадки (Рис. 4.24). Материал конструкции алюминиевый сплав АМг 6, σт =147 МПа, σв =304 МПа, δ = 11%. Граничные условия: по краям шарнирное закрепление. а) б) Рис. 4.24. Распределение нагрузки на лист защиты днища, размеры 1000х500х8, радиус отверстий равен 10 мм (а), конечно-элементная модель (б) На Рис. 4.25 представлены результаты расчетов для толщины 8 мм. 132 а) б) в) Рис. 4.25. Максимальные перемещения конструкции (а), напряжение конструкции защиты (б), график максимальных перемещений конструкции защиты и максимальных напряжений (в) 133 Расчеты, проведенные для толщины листа 12 мм представлены Рис. 4.26. а) б) в) Рис. 4.26. Максимальные перемещения конструкции при толщине листа 12 мм (а), напряжения конструкции защиты при толщине 12 мм (б), график максимальных перемещений конструкции защиты и максимальных напряжений при толщине листа 12 мм (в) 134 Результаты расчетов показали, что вариант защиты днища толщиной 8 мм и 12 мм выдержали динамическое воздействие, вызванное подрывом ВВ. Однако при толщине 8 мм значение напряжения находятся близко к пределу прочности в 304 МПа (Рис. 4.25), при толщине листа 12 мм напряжение достигает значения в 200 МПа (Рис. 4.26). Максимальный прогиб защиты днища при толщине 8 мм составляет 250 мм, а при толщине 12 мм – 160 мм. Для защиты ног экипажа от динамических воздействий со стороны пола важно чтобы не произошел контакт защиты днища с самим днищем. Ввиду ограничения максимальной массы защиты было принято решение выбрать толщину листа 10 мм. После проведения расчетов был выбран материал и толщина защиты днища: алюминиевый сплав АМг 6, толщиной 10 мм. Был изготовлен полномасштабный образец защиты и установлен на днище автомобиле-аналога Mercedes-Benz S-klasse IV (W220). Для предотвращения подлета конструкции, днище автомобиля было закреплено фиксирующим устройством (Рис. 4.27). Было проведено 2 подрыва взрывчатым веществом: первый под днищем в районе резонатора и карданного вала в зоне расположения вентиляционных отверстий, второй слева от оси автомобиля в районе ног пассажира. На месте ног заднего пассажира был установлен макет ноги (Рис. 4.27 внизу), для определения скорости днища. Подробное описание макета представлено в Главе 5. Рис. 4.27. Полномасштабный макетный образец днища до подрыва. ВВ расположено под днищем в районе резонатора и карданного вала в зоне расположения вентиляционных отверстий 135 Результаты подрыва под днищем в районе резонатора и карданного вала в зоне расположения вентиляционных отверстий показаны на Рис. 4.28. Рис. 4.28. Полномасштабный макетный образец днища после подрыва. ВВ расположено под днищем в районе резонатора и карданного вала в зоне расположения вентиляционных отверстий. НЕпробитие. Прогиб 28,8 мм Результаты подрыва под днищем слева от оси автомобиля в районе ног пассажира представлены на Рис. 4.30. Рис. 4.29. Полномасштабный макетный образец днища до подрыва. ВВ расположено под днищем слева от оси автомобиля в районе ног пассажира. На звукоизоляционном покрытии расположен макет ноги 136 УМ Рис. 4.30. Полномасштабный макетный образец днища после подрыва. ВВ расположено под днищем слева от оси автомобиля в районе ног пассажира. НЕпробитие. Прогиб 68 мм Также были проведены испытания защиты днища с прямым и зигзагообразным швом. Для предотвращения подлета образцов заряд располагался сверху образца на расстоянии клиренса, масса заряда удвоена. Рис. 4.31. Образец №1 до и после испытаний 137 Рис. 4.32. Образец №2 до и после испытаний Результаты испытаний образцов со сварным швом представлены в Таблице 12. Таблица 12. Результаты испытаний образцов со сварным швом № образца Состав 3 листа АМг 6, толщиной 10 мм, 1 сваренных внахлёст обычным сварным швом 2 Результат испытаний Вмятина диаметром 250 мм, трещина между отверстиями, остаточный прогиб 100 – мм, локальный прогиб – 180 мм 3 листа АМг 6, толщиной 10 мм, Вмятина диаметром 245 мм, сваренных внахлёст усиленным остаточный прогиб 131 – мм, сварным швом локальный прогиб – 155 мм По результатам расчетов и экспериментов на моделях было спроектировано днище, которое было установлено и испытано на прототипе изделия. 138 Прежде чем проводить натурные испытания подрывом была разработана математическая модель подрыва СЗАТ с установленным АИМ и проведением расчета травмобезопасности пассажира. Модель автомобиля (Рис. 4.33) содержит 11 звеньев: K – корпус автомобиля (массово-инерционные характеристики); S1_L, S1_R, S2_L, S2_R – четыре цапфы, имитирующие подвеску колес автомобиля; W1_L, W1_R, W2_L, W2_R – четыре колеса; R – дорога, Body – импортированная геометрия автомобиля. Цапфы подвески задних колес связаны с корпусом автомобиля шарниром, допускающим только их вертикальное перемещение. Цапфы подвески передних колес связаны с корпусом автомобиля шарниром, допускающим их вертикальное перемещение и поворот вокруг вертикальной оси. Колеса связаны с цапфами шарнирами типа «пара вращения». Цапфы передних колес связаны шарниром «тяга со сферическими наконечниками», которая моделирует межколесную тягу рулевого управления. Упругие и демпфирующие свойства каждой подвески моделируются одним силовым элементом с линейными характеристиками, который установлен между корпусом и цапфой. В качестве исходных данных задана частота колебаний корпуса fK= 1Гц и коэффициент затухания колебаний ksiK=0,25. Коэффициент жесткости каждой из четырех подвесок равен: kS = 𝑀𝑀𝑘𝑘 4 ∙ (𝑓𝑓K ⋅ 2π)2 = 59 218 Н/м, (4.4) где Mk – масса корпуса равная 6 т. Коэффициент демпфирования равен: cS = ksiK ⋅ 2√𝑀𝑀𝑀𝑀 ∙ 𝑘𝑘𝑘𝑘 = 9 425 (Н∙с/м) Рис. 4.33. Общий вид модели автомобиля с манекеном (4.5) 139 Между колесами и дорогой установлены силовые элементы типа «шина». Клиренс автомобиля составляет 200 мм. Подрыв имитируется приложением усилия (переход от удельного импульса к импульсу осуществляется за счет умножения на площадь боковой поверхности автомобиля – 6,3 м2) к боковине автомобиля (Рис. 4.34, а). Импульс рассчитывается по формуле [4]: 2 𝑞𝑞 3 I = 630 = 1160 Н ∙ с/м2 𝑅𝑅 (4.6) Импульс задается по треугольнику (Рис. 4.34, б), время действия: t = 0,0015 √R ∙ 6�q = 0,0049 c, (4.7) где q – масса заряда в тротиловом эквиваленте (20 кг), R – расстояние от автомобиля до центра заряда (4 м) (параметры заряда в соответствии со стандартом ERV 2010). а) б) Рис. 4.34. Место приложения силы от подрыва (а), импульс от подрыва (в) 140 Модель манекена состоит из 6 звеньев: S1 – голова, S2 – грудь и руки, S3 – верхний отдел позвоночника, S4 – нижний отдел позвоночника, S5 – Верхняя часть ног (бёдра), S6 – нижняя часть ног (голень и ступня). Все исходные данные по манекену Hybrid II, а именно: внешние размеры манекена, массы отдельных составляющих манекена, размещение центра тяжести отдельных частей манекена, массовые моменты инерции отдельных частей манекена, а также границы движений сочленений манекена представлены в Таблицах 13-17. Модель обстановки салона состоит из 2 звеньев: seat – сиденье и base – звено для задания контактов ног с полого автомобиля, а также для создания контакт голова-крыша. Жесткость контакта пятки с полом 10 кгс/мм, коэффициент восстановления скорости в контакте пол – пятка – 0,4, коэффициент трения в контакте пол – пятка – 0,3. Жесткость контакта крыша – голова – 50 кгс/мм, коэффициент восстановления скорости в контакте крыша – голова – 0,4, коэффициент трения в контакте крыша – голова – 0,3. Внешние размеры манекена Гибрид 2 указаны на Рис. 4.35 с пояснениями в Таблице 13. Рис. 4.35. Внешние размеры манекена Hybrid II 141 Таблица 13. Внешние размеры манекена Рис. 4.35, Расстояние, обозначение дюйм Высота в положении сидя A 35,7 Высота по шарнирному соединению плеча B 22,1 Высота от шарнирного соединения бедра C 3,9 Расстояние от шарнира бедра до линии спины D 4,8 Расстояние от шарнира колена до линии спины E 20,4 Расстояние от шарнира колена до пола F 19,6 Расстояние от головы до линии спины G 1,7 Глубина грудной клетки H 9,3 Ширина плеч I 18,1 Окружность груди на уровне сосков K 37,4 Окружность в талии L 32,0 Ширина бедер M 14,7 N 17,3 Q 14,1 2 3 R 9,5 Ширина головы (дополнительные требования SAE) S 6,1 Глубина головы (дополнительные требования SAE) T 7,7 Высота сегмента головы AA 9,3 Высота сегмента головы BB 25,1 Обозначение Подколенная высота (дополнительные требования SAE) Расстояние от плеча до локтя (дополнительные требования SAE) 1 Расстояние от локтя до сидения (дополнительные требования SAE) 142 Таблица 14. Массы отдельных составляющих манекена Составляющие Масса, фунт Голова 11,2 Верхняя часть торса (включая поясницу и позвоночник) 41,5 Нижняя часть торса (включая брюшную вставку и верхнюю часть бедра) 35,9 Плечевое звено (левое или правое) 4,8 Предплечье (левое или правое) 3,4 Кисть (левая или правая) 1,4 Верхняя часть ноги (левая или правая) 18,4 Нижняя часть ноги (левая или правая) 6,9 Ступня (левая или правая) 2,8 Весь манекен 164,0 Таблица 15. Размещение центра тяжести Расстояние Составляющие Точка отсчета расстояния по оси X и Z 1 Голова Верхняя часть торса X, Z, дюйм дюйм 2 3 4 От затылка и верха головы 4,0 -4,7 От линии спины и верха головы 4,1 -17,2 От линии спины и верха головы 4,9 -31,0 От шарнира плеча 0,0 -5,0 Нижняя часть торса и верхняя часть бедер Плечевое звено Левое Правое 143 Таблица 15 – продолжение 1 Предпле- Левое чье Правое Кисть Верхняя 2 3 4 От шарнира локтя 4,2 0,0 От шарнира запястья 2,2 0,0 От шарнира вращения колена -6,7 0,0 От шарнира колена к шарниру лодыжки 0,0 -8,0 От шарнира лодыжки 2,2 -1,7 Левая Правая Левая часть ноги Правая Нижняя Левая часть ноги Правая Стопа Левая Правая Таблица 16. Массовые моменты инерции манекена Hybrid II Момент инерции, дюйм-фунт-сек2 Составляющие тела X Y Z Голова 0,226 0,275 0,0 Голова / шея 0,310 0,367 0,233 2,18 1,79 0,0 2,32 1,73 0,0 Правое плечевое звено 0,134 0,132 0,022 Правое предплечье (без кисти) 0,012 0,068 0,071 Правая верхняя часть ноги 0,127 0,873 0,890 Правая нижняя часть ноги (без ступни) 0,599 0,575 0,359 Верхняя часть торса (включая поясницу позвоночника) Нижняя часть торса (таз, брюшная вставка) 144 Таблица 17. Границы движений сочленений манекена Hybrid II Границы движений Параметр Код, м сочленений Hybrid II, град. 1 2 3 Голова относительно грудной клетки (Head With Respect To Torso) Откидывание (Hyperexten- A 60 B 60 С 40 D 70 sion) Наклон (Flexion) Боковой наклон (Lateral Flexion) Поворот (Rotation) Плечевой пояс относительно грудной клетки (Shoulder Girdle With Respect To Torso) Отклонение вперед/назад (AnteriorPosterior Excursion) E (E) 15 145 Таблица 17 – продолжение 1 Поднимание (Elevation) Опускание (Depression) 2 3 F (F) 25 AG (G) 10 Верхняя часть руки в плечевом суставе (Upper Arm At Shoulder) Абдукция (отведение) (Abduction) Наружний 140 I (H2) 7 J (H3) 96 K (H4) 180 L (H5) 70 бо- ковой поворот (Lateral H (H1) Rota- tion) Внутренний боковой поворот (Medial Rotation) Выпрямление (Flexion) Откидывание (Hyperextension) Предплечье в локтевом суставе (Forearm At Elbow) Сгибание (Flexion) M (M) 145 146 Таблица 17 – продолжение 1 2 3 N (N1) 95 O (N2) 95 P (N4) 70 Q (N3) 90 Рука в шарнире запястья (Hand At Wrist) Супинация (поворот ла- донью вверх) (Supination) Пронация (поворот ла- донью вниз) (Pronation) Откидывание кисти (Dorsi- flexion) Сгибание кисти (Palmar Flexion) Бедро в тазобедренном суставе (Thigh At Hip) Сгибание (Flexion) R (V1) 40 T (V2) 60 U (V3) 60 Внутренний боковой поворот (Medial Rotation) Наружный боковой поворот (Lateral Rotation) 147 Таблица 17 – продолжение 1 Подведение (Adduction) Отведение (Abduction) 2 3 W (V4) 15 V (V5) 55 Нижняя часть ноги в коленном суставе (Lower Leg At Knee) Сгибание X (W) (Flexion) 150 Стопа в шарнире лодыжки (Foot At Ankle) Сгибание пы сто- (Dorsiflex- Y (Y1) 30 (Plantar Z (Y2) 50 (Ever- AA (Y3) 23 BB (Y4) 23 ion) Разгибание стопы Flexion) Поворот наружу sion) Поворот внутрь (Inversion) Вертикальная ось туловища (Long Axis Of Torso) Наклон (Flex- ion) AC 40 AE 30 Откидывание (Hyperextension) 148 Таблица 17 – продолжение 1 Боковой наклон (Lateral Flexion) Поворот (Ro- tation) Расчет проводился с 2 3 AD 35 AF 35 помощью программного комплекса «Эйлер». Покадровое движение манекена и автомобиля, полученное в результате расчета динамического поведения при подрыве 20 кг ТНТ на расстоянии 4 м показано на Рис. 4.36. Рис. 4.36. Положение манекена во время подрыва 149 На Рис. 4.37 представлены результаты расчетов параметров травмобезопасности. Измеренные критерии не превышают предельно допустимых значений. б) а) в) г) д) е) Рис. 4.37. График HIC (предельно допустимое значение 250) (а), определение травмобезопасности по кривой Уэйн-Стейта (б), усилие в шее (предельно допустимое значение 1,8 кН) (в), момент в шее (предельно допустимое значение при наклоне вперед – 190 Н∙м и 77 Н∙м – при наклоне назад) (г), вертикальное ускорение нижнего отдела позвоночника (допустимое значение 166,6 м/с2 (17g)) (д), усилие в позвоночнике (допустимое значение 6,67 кН) (е) Во втором варианте подрыва масса заряда равна 15 кг ТНТ, расстояние от автомобиля до центра заряда 2 м, заряд установлен в непосредственной близости со стеной (такой вариант закладки также соответствует стандарту ERV 2010). При данной конфигурации закладки ВВ импульс рассчитывается по формуле: 150 2 𝑞𝑞 3 I = 1000 = 3041 Н ∙ с/м2 𝑅𝑅 (4.8) Время действия при этом составит 0,00475 с. Импульс имеет вид треугольника (Рис. 4.38). Рис. 4.38. Импульс от подрыва при 15 кг ТНТ на расстоянии 2 м возле жесткой стены Положение манекена при расчете подрыва СЗАТ 15 кг ТНТ на расстоянии 2 м при подрыве возле жесткой стенки показано на Рис. 4.39. Рис. 4.39. Положение манекена во время подрыва 15 кг ТНТ на расстоянии 2 м возле жесткой стены 151 На Рис. 4.40 представлены результаты расчетов параметров травмобезопасности. Измеренные критерии не превышают предельно допустимых значений. б) а) в) г) д) е) Рис. 4.40. HIC (предельно допустимое значение 250) (а), определение травмобезопасности по кривой Уэйн-Стейта (б), усилие в шее (предельно допустимое значение 1,8 кН) (в), момент в шее (предельно допустимое значение при наклоне вперед – 190 Н∙м и 77 Н∙м – при наклоне назад) (г), вертикальное ускорение нижнего отдела позвоночника (допустимое значение 166,6 м/с2 (17g)) (д), усилие в позвоночнике (допустимое значение 6,67 кН) (е) Расчеты проводились при условии, что манекен не пристегнут ремнями безопасности, поэтому произошел удар головы манекена об элементы конструкции интерьера. 152 Для расчета воздействия подрыва снизу были использованы соотношения: (4.6) – для расчета удельного импульса, (4.2) – для расчета максимального приведенного удельного давления и (4.3) – для расчета времени действия ударной волны. Клиренс автомобиля – 180 мм, масса заряда составляет 0,4 кг в тротиловом экиваленте. Для определения суммарного импульса было использовано распределение давления, изображенное на Рис. 4.24, а. Положение манекена при расчете подрыва СЗАТ 0,4 кг ТНТ под ногами на Рис. 4.41. Ввиду небольшой массы заряда и большого веса СЗАТ, ускорения, скорость и перемещения, а вследствие и воздействия на пассажира незначительны (Рис. 4.42). Рис. 4.41. Положение манекена во время подрыва 0,4 кг ТНТ под ногами пассажира Скорость ног при ударе незначительна ввиду того, что не учитываются динамические упругопластические деформации днища. Результаты расчета хорошо соотносятся с экспериментальными данными – Рис. 4.46, Рис. 4.47. 153 а) б) г) в) д) е) Рис. 4.42. HIC (а), предельно допустимое значение 250, определение травмобезопасности по кривой Уэйн-Стейта (б), усилие в шее (в), предельно допустимое значение 1,8 кН, момент в шее (г), предельно допусти мое значение при наклоне вперед – 190 Н∙м и 77 Н∙м – при наклоне назад, усилие в позвоночнике (д), допустимое значение 6,67 кН, скорость ноги манекена (е), предельно допустимое значение 8,5 м/с Для оценки эффективности противоминной защиты на прототипе были установлены 2 АИМ (Гибрид 2 и Гибрид 3) и АМН (всего 2 образца). Схема испытаний и размещения манекенов и датчиков показана на Рис. 4.43, Рис. 4.44. Результаты испытаний представлены на рисунках Рис. 4.45 – Рис. 4.50. Испытания проводились на полигоне ФКП «НИИ «Геодезия» по методике, разработанной и утвержденной Московским Политехом, ФКП «НИИ «Геодезия» и ФГУП «НАМИ». 154 Результаты измерений показателей травмобезопасности для удобства собраны в Таблице 18. Полученные данные по критериям травмобезопасности экипажа не превышают критических значений, что подтверждает заданную стойкость разработанной противоминной защиты. При сравнении расчетных данных с экспериментальными было установлено, что погрешность измерения критерия HIC составила 6,25 % (HIC по расчетным данным равен 7,5 ед., а в экспериментальных данных (манекен 1) – 8 ед.). Погрешность измерения осевой силы в шее по пиковому значению составила 34,7% (Пиковая осевая сила по расчетным данным составила 160 Н, а в экспериментальных данных (манекен 1) – 245 Н). Изгибающий момент при кивке вперед при расчетах равен 8 Нм, в экспериментальных данных (манекен 1) – 8,82 Нм (погрешность 9,3%) при кивке назад 4 Нм и 3,82 Нм соответственно (погрешность 4,7%). Пиковая сила между тазом и позвоночным столбом при расчетах равна 1000 Н, при эксперименте (манекен 1) – 780 Н, таким образом, погрешность составляет 28,2 %. Путем сравнения экспериментальных и расчетных данных показано, что погрешность математической модели в среднем составляет 10%, максимальная погрешность не превышает 34,7%. Рис. 4.43. Схема расположения заряда при подрыве 155 а) б) в) г) д) Рис. 4.44. Расположение макета головы с датчиками давления (а), манекенов Гибрид 3 и Гибрид 2 (б), датчики давления (в), а также датчики динамического прогиба крыши (г) и датчик контакта головы манекена с крышей (д) 156 а) б) г) в) д) е) ж) з) Рис. 4.45. Перегрузка на датчике ускорения ФКП «НИИ «Геодезия», расположенном на пассажирском сидении справа(а), акустическое давление в датчиках ФКП «НИИ «Геодезия» (б), акустическое давление в левом глазу в макете головы на водительском сидении (в), акустическое давление в правом ухе в макете головы на водительском сидении (г), акустическое давление в левом ухе в макете головы на водительском сидении (д), перегрузка головы по оси Х в манекене 1 (Гибрид-3) (е), перегрузка головы по оси Y в манекене 1 (Гибрид-3) (ж), перегрузка головы по оси Z в манекене 1 (Гибрид-3) 157 а) б) в) г) е) д) ж) Рис. 4.46. HIC для манекена 1 (Гибрид-3) (а), определение травмобезоспаности головы манекена 1 (Гибрид-3) по кривой Уэйн-Стейта (б), срезающее усилие в шее манекена 1 (Гибрид-3) (в), проверка травмобезопасности шеи манекена 1 (Гибрид-3) при срезающем усилии при обработке экспериментальных данных без фильтра и с фильтром 100 Гц (г), осевое усилие в шее манекена 1 (Гибрид3). Исходные данные и фильтр 100 Гц (д), проверка травмобезопасности шеи манекена 1 (Гибрид-3) при сжимающем и растягивающем осевом усилии при обработке экспериментальных данных без фильтра и с фильтром 100 Гц (е), изгибающий момент в шее манекена 1 (Гибрид-3) 158 а) б) г) в) д) е) Рис. 4.47. Перегрузка в груди по оси Х манекена 1 (Гибрид-3) (а), перегрузка в груди по оси Y манекена 1 (Гибрид-3) (б), перегрузка груди по оси Z манекена 1 (Гибрид-3) (в), давление на уровне груди манекена 1 (Гибрид-3) (г), скорость стенки грудной клетки манекена 1 (Гибрид-3) (д), усилие в позвоночнике манекена 1 (Гибрид-3) (е) 159 б) а) в) г) Рис. 4.48. Перегрузка в поясничном отделе по оси Х манекена 1 (Гибрид-3) (а), перегрузка в поясничном отделе по оси Y манекена 1 (Гибрид-3) (б), перегрузка в поясничном отделе по оси Z манекена 1 (Гибрид-3) (в), DRI в манекене 1 (Гибрид-3) (г) 160 а) г) е) в) б) д) ж) з) Рис. 4.49. Перегрузка в голове по оси Х в манекене 2 (Гибрид-2) (а), перегрузка в голове по оси Y в манекене 2 (Гибрид-2) (б), перегрузка в голове по оси Z в манекене 2 (Гибрид 2) (в), HIC для 2 манекена (Гибрид-2) (г), определение травмобезоспаности головы манекена 2 (Гибрид-2) по кривой Уэйн-Стейта (д), давление на уровне глаз манекена 2 (Гибрид-2) (е), давление на уровне уха манекена 2 (Гибрид-2) (ж), усилие в шее манекена 2 (Гибрид-2) (е) 161 б) а) г) в) д) е) ж) Рис. 4.50. Проверка травмобезопасности шеи манекена 2 (Гибрид-2) при сжимающем и растягивающем осевом усилии (а), момент в шее манекена 2 (Гибрид-2) (б), давление на уровне груди манекена 2 (Гибрид-2) (в), скорость стенки грудной клетки манекена 2 (Гибрид-2) (г), усилие в позвоночнике манекена 2 (Гибрид-2) (д), перегрузка в поясничном отделе манекена 2 (Гибрид2) (е), DRI манекена 2 (Гибрид-2) (ж) 162 Таблица 18. Измеренные и рассчитанные критерии травмобезопасности Предельно Критерий допустимое значение 1 2 Измеренное (или рассчитанное) значение 3 Манекен №1 (Гибрид-3) Избыточное давление HIC 0,3 атм. (30 кПа) при τмакс ≤ 7 мс 250 0,057 атм. τмакс < 7 мс 0,04 атм. τмакс < 7 мс 0,053 атм. τмакс < 7 мс 0,4 Меньше предельно Кривая Уэйн-Стейта По кривой допустимого Рис. 4.46, б Меньше предельно Осевая сила сжатия в шее По кривой допустимого Рис. 4.46, е Осевая сила растяжения в шее Меньше предельно По кривой допустимого Рис. 4.46, е Меньше предельно Срезающая сила в шее По кривой допустимого Рис. 4.46, г Изгибающий момент в шее (сгибание) Изгибающий момент в шее (разгибание) Скорость клетки стенки грудной 190 Нм (19,4 кгм) 0,9 кгм 77 Нм (7,8 кгм) 0,39 кгм 3,6 м/с 0,15 м/с 163 Таблица 18 – продолжение 1 2 3 6,67 кН (680 кг) 78 кг 17,7 1,6 7,8 кН (794 кг) 3 кг 5,4 кН (550 кг) 495 кг Сжимающее усилие между тазом и поясничной частью позвоночника DRI Усилие в одном плечевом ремне Осевая сила сжатия голени Манекен №2(Гибрид-2) HIC 250 0,7 Меньше предельно Кривая Уэйн-Стейта По кривой допустимого Рис. 4.49, д Избыточное давление на уровне глаз и ушей 0,3 атм. (30 кПа) 11,2 кПа τмакс =5 мс при τмакс ≤ 7 мс 10,5 кПа τмакс =4 мс Меньше предельно Осевая сила сжатия в шее По кривой допустимого Рис. 4.50, а Осевая сила растяжения в шее (сгибание) Изгибающий момент в шее (разгибание) клетки По кривой допустимого Рис. 4.50, а Изгибающий момент в шее Скорость Меньше предельно стенки грудной 190 Нм (19,4 кгм) 0,4 кгм 77 Нм (7,8 кгм) 3,1 кгм 3,6 м/с 0,13 м/с 164 Таблица 18 – продолжение 1 2 3 6,67 кН (680 кг) 7,5 кг 17,7 0,34 5,4 кН (550 кг) 300 кг 0,3 атм. (30 кПа) 5,5 кПа τмакс < 7 мс при τмакс ≤ 7 мс 4,5 кПа τмакс < 7 мс Сжимающее усилие между тазом и поясничной частью позвоночника DRI Осевая сила сжатия голени Избыточное давление по датчикам НИИ «Геодезия» С целью сокращения сварных соединений по результатам испытаний был разработан усовершенствованный вариант противоминной защиты специального автомобиля представительского класса (Рис. 4.51). Рис. 4.51. Усовершенствованный вариант защиты днища СЗАТ для 165 Была разработана и внедрена расчетно-экспериментальная методика проектирования, изготовления и испытаний элементов противоминной защиты днища АБТ и СЗАТ. Методика проектирования, изготовления и испытаний элементов противоминной защиты днища АБТ и СЗАТ состоит из: 1. Подбора и анализа элементов противоминной защиты аналогов проектируемой техники. Экспертная оценка защиты аналогов проектируемой техники и выбор возможных вариантов защиты. 2. По возможности, проведение расчетов и экспериментов для элементов защиты аналогов или их макетных образцах для оценки реальной противоминной стойкости. 3. Проектирование и расчет динамического напряженно-деформированного состояния макетных образцов защиты. 4. Закупка материала с проведением входного контроля (определение основных механических характеристик [σт], [σв], [ε], твердости, химического состава). 5. Изготовление макетных образцов защиты. 6. Испытание макетных образцов защиты на воздействие, заявленное в ТЗ на изделие. Уточнение параметров математической модели по результатам входного контроля и натурных испытаний на противоминную стойкость. 7. Разработка, расчет и испытание полномасштабного макета защиты (с учетом ослабленных зон, обусловленных конструкцией защиты). 8. Доработка защитной конструкции с учетом результатов испытаний. 9. Установка защиты на прототип изделия с последующими заводскими испытаниями. 10. Доработка защитной конструкции по результатам заводских испытаний 11. Установка защитной конструкции на изделие, проведение приемочных испытаний. На всех этапах изготовления при закупке материала проводится входной контроль (определение механических характеристик) для каждого листа материала, используемого для защиты. При несоответствии механических 166 характеристик лист отбраковывается. Для каждой защитной конструкции на всех этапах испытаний составляется броневая ведомость. Отличие методики заключается в полном описании и практической реализации цикла разработки новой АБТ и СЗАТ, от входного контроля закупаемого материала для образцов защиты, до приемочных испытаний опытного образца. По результатам работ от ФГУП «НАМИ» получен акт о внедрении противоминной защиты для специального автомобиля представительского класса и методика проектирования, изготовления и испытаний элементов противоминной защиты днища. Также был проведен расчет на подрыв СЗАТ при массе ВВ равной 5 кг в тротиловом эквиваленте при закладке под местом пассажира. Было проведено 3 варианта расчетов: без ремней безопасности и без контакта головы и крыши, без ремней безопасности с контактом головы и крыши и с пристегнутыми ремнями безопасности. Ремни безопасности моделируются контактом «точка-поверхность». Жесткость в контакте равна 98,1 кН/м, коэффициент восстановления скорости равен 0,4. Точки контакта расположены на манекене, а поверхности являются плоскости, расположенные в поперек и вдоль сиденья (Рис. 4.52). Плечевой и поясной ремень моделируются 4 точками контакта для каждого. Плоскости для контакта Рис. 4.52. Моделирование ремней безопасности 167 На Рис. 4.53 представлены результаты расчетов модели без ремней безопасности и без контакта головы и крыши, без ремней безопасности с контактом головы и крыши и с пристегнутыми ремнями безопасности. б) а) в) Рис. 4.53. Результаты расчета подрыва СЗАТ зарядом ВВ 5 кг в тротиловом эквиваленте под местом пассажира. Модель без ремней безопасности и без контакта головы и крыши (а), модель без ремней безопасности с контактом головы и крыши (б) и модель с пристегнутыми ремнями безопасности (в) 168 4.4. Выводы по главе 4 Были поставлены задачи разработки минимальных по массе противоминных защитных устройств для легкобронированной АБТ и специальных защищенных автомобилей при действии заданных в техническом задании (ТЗ) на изделие взрывных устройств Для легкобронированной АБТ были произведены многочисленные прочностные расчёты, из которых выбрано было 3 основных варианта конструкции защиты. При расчетах было показано, что рассмотренные конструкции либо не имеют запаса прочности, либо имеют незначительный запас, но при этом снижение прочности за счет сварных швов, концентраторов напряжения практически не учитывалось. Заказчик, однако, настоял на изготовлении и испытании всех вариантов, так как достаточно остро стоял вопрос о снижении массы корпуса. Так как по результатам испытаний предложенные конструкции были признаны не удовлетворяющими требованиям ТЗ, то были продолжены расчеты различных вариантов исполнения защиты. По результатам исследований предложен достаточно простой и надежный вариант конструкции. Днище было выполнено в виде плоской двухслойной панели из материала АМг 6 толщиной 30х2 мм что позволило разнести сварные швы. Конструкция успешно выдержала испытания подрывом. Перед началом разработки противоминной защиты для специальных защищенных автомобилей было рассмотрено защитное противоминное устройство для аналога. Противоминная защита аналога выполнена из стальных листов толщиной 2,7 мм и представляет собой набор панелей, соединенных небольшим числом болтов. Были проведены исследования путем расчетов с дальнейшей верификацией подрывом различных вариантов макетных образцов защиты днища. После чего был выбран оптимальный вариант для разработки полномасштабного макета защиты днища. 169 По результатам расчетов и экспериментов было установлено, что защита не выполняет своего назначения в местах соединения силовых панелей. Поэтому при проектировании противоминной защиты стало очевидно, что она должна иметь равнопрочную неразъемную конструкцию. Для исключения образования осколков при возможном превышении мощности заряда, над мощностью, заложенной в ТЗ, а также, учитывая опыт разработки защиты для автобронетанковой техники, было предложено использовать алюминиевый сплав АМг 6. Выбранный материал обладает достаточной прочностью и пластичностью, а также минимальной удельной массой. На первоначальном этапе было спроектировано и рассчитано несколько вариантов реализации полномасштабных образцов противоминной защиты днища (Рис. 4.24 – Рис. 4.26). Затем изготовлены макетные образцы и проведено испытание, как отдельных силовых элементов, так и противоминной защиты в сборе с днищем автомобиля аналога (Рис. 4.27 – Рис. 4.32). Перед испытаниями прототипа изделия СЗАТ была разработана математическая модель подрыва и рассчитаны параметры травмобезопасности пассажира. По результатам расчетов и экспериментов на моделях было спроектировано днище, которое было установлено и испытано на прототипе изделия. Для оценки эффективности противоминной защиты на прототипе были установлены 2 антропоморфных манекена (Гибрид 2 и Гибрид 3) и антропоморфные макеты ног (всего 2 образца). Схема испытаний и размещения манекенов и датчиков показана на Рис. 4.43, Рис. 4.44 Результаты испытаний представлены на рисунках Рис. 4.45 – Рис. 4.50. Доказано путем сравнения экспериментальных и расчетных данных, что погрешность математической модели не превышает 34,7%. Полученные данные по критериям травмобезопасности экипажа не превышают критических значений, что подтверждает заданную стойкость разработанной противоминной защиты. Расчетные и экспериментальные данные хорошо согласуются. 170 Разработана и внедрена расчетно-экспериментальная методика проектирования, изготовления и испытания элементов противоминной защиты днища АБТ и СЗАТ. Отличие методики заключается в полном описании и практической реализации цикла разработки новой АБТ и СЗАТ, от входного контроля закупаемого материала для образцов защиты, до приемочных испытаний опытного образца. 171 ГЛАВА 5. РАЗРАБОТКА АНТРОПОМОРФНОГО МАКЕТА НОГ 5.1. Постановка задачи Нижняя часть ног экипажа колёсной и гусеничной АБТ является одной из уязвимых частей тела при действии МВВ под днищем. Статистика потерь, а также критерии поражения ног подробно разобраны в разделе 2.1 и 2.2. В качестве критерия травмобезопасоности был выбран критерий пиковых осевых усилий, возникающих в голени ноги АИМ Гибрид 3. При использовании стандартной ноги критическим значением является значение 5,4 кН, измеренное в нижнем тензодатчике, при использовании «военной» ноги Mil-Lx критическое значение – 2,6 кН, измеренное в верхнем тензодатчике [50]. Рекомендованным критерием травмобезопасности является также скорость соударения ног с днищем АБТ. Критическое значение равняется 8,5 м/с, что соответствует скорости приземления на аварийном парашюте [53]. АИМ – сложные и дорогостоящие технические средства измерения, требующие постоянного обслуживания (тарировка как отдельно датчиков, так и частей манекена). Использование АИМ является трудоемким процессом, связанным с предварительной проверкой всех каналов датчиков до испытания, использования специального программного обеспечения для измерения во время подрыва, а также обработка сигналов датчиков после испытания с выдачей результатов относительно травмобезопасности транспортного средства. Сами испытания на подрыв весьма дорогостоящие и к тому же обычно достаточно сильно разрушают испытываемый объект, что исключает возможность проводить повторные эксперименты. Кроме того, часто проводится подрыв части конструкции, не обеспечивающей защиту измерительного оборудования от действия взрывной волны что может приводить к потере дорогостоящего оборудования (АИМ). Число манекенов, как правило, весьма ограничено, а требуется получить данные о перегрузках на разных участках днища изделия. 172 Ввиду вышесказанного потребовалось разработать простой и дешевый АМН, позволяющий производить измерение осевого усилия в голени или скорости соударения ноги с контактной поверхностью. 5.2. Разработка антропоморфного макета ноги с измерением скорости соударения Одним из проверенных критериев допустимой скорости удара ног о препятствие является скорость приземления на аварийном парашюте – 8,5 м/с. Этот критерий был взят за основу при проектировке макета ноги. Суть макета ноги заключается в том, чтобы подобрать профиль, который бы существенно деформировался при скорости соударения равной 8,5 м/с. Общий вид макета ноги и расчетной схемы представлен на Рис. 5.1. а) б) Рис. 5.1. Общий вид расчетной модели макета ноги (а), расчетная схема (б) 173 Геометрия отверстий, распределение сечений, а также граничные условия показаны на Рис. 5.2, в Таблице 19 представлены свойства материалов. а) б) в) Рис. 5.2. Геометрия отверстий АМН (а), распределение сечений (б) и граничные условия (в) Таблица 19. Свойства материалов Свойство АМГ 6 Сталь Плотность ρ 2 640 кг/м3 7 800 кг/м3 Модуль упругости Е 71 000 МПа 200 000 МПа 0.3 0.3 Предел текучести σт 155 МПа – Предел прочности σв 315 МПа – 15% – Коэф. Пуассона m Удлинение δ Закрепление (Рис. 5.2, в) – шарнирное операние по контуру нижней пластины, по площади верхней пластины задана скорость для разных вариантов расчета от 1 м/с до 8 м/с с шагом в 1 м/с. Был проведен расчет динамики и прочности конструкции, представленной на Рис. 5.1. Было подобрано поперечное сечение, толщина, количество и диаметр отверстий, чтобы по уровню деформации можно было определить скорость соударения. Результаты расчётов конструкции для различных скоростей соударения представлены на Рис. 5.3. 174 Рис. 5.3. Результаты численного моделирования V=2 м/с V=3 м/с V=4 м/с V=5 м/с V=6 м/с V=7 м/с V=8 м/с На основе расчетов был изготовлен макет ноги (Рис. 5.4). Конструкция состоит из алюминиевой пластины, к которой на четырех болтах прикручен алюминиевый профиль с высверленными отверстиями, второй конец профиля прикручен также 4 болтами к грузу массой 7,3 кг, что имитирует массу голени и половину массы бедра, в данном случае массы соответствуют массам частей манекена Гибрид 3 (считается, что распределение массы бедра примерно одинаковое на сидение и пол). Образец был испытан путем сбрасывания на специальном стенде с различными скоростями. Картина деформации практически полностью соответствовала расчетной. В результате эксперимента при скорости соударения 8 м/с показана деформация макета ноги (Рис. 5.5) соответствующая численному эксперименту. (Рис. 5.3). Было принято решение проводить расчеты и эксперименты для скорости соударения 8 м/с вместо 8,5 м/с для обеспечения дополнительного запаса прочности, а также для учета погрешности при расчетах. 175 Рис. 5.4. Макет ноги После прохождения лабораторных испытаний на сбрасывание макет ноги был использован в натурных экспериментах по подрыву макета днища автомобиля (раздел 4.3). Были получены данные по травмобезопасности ног экипажа в разных участках пола и при разных вариантах подрыва. Рис. 5.5. Образец макета ноги после испытания при скорости, превышающей 8 м/с 176 В результате выполненных расчётов и проведённых испытаний был разработан упрощённый макет ноги, который с довольно хорошей точностью позволяет измерить скорость пола автобронетанковой техники при подрыве под днищем мины или СВУ. Использование такой простой и дешевой конструкции даёт возможность оценить травмобезопасность ног экипажей колёсной и гусеничной АБТ при подрыве на минах и СВУ в различных участках пола и при различных вариантах подрыва. 5.3. Разработка антропоморфного макета ноги с измерением осевого усилия в берцовой кости В дальнейшем было принято решение разработать макет ноги, более точно моделирующий антропоморфные характеристики ноги. Для этого в качестве ступни была использована стопа протеза человеческой ноги энергосберегающая на 100 кг, размер 27, левая (или правая), модель 723/8. Протез, разработан в Реутовском экспериментальном заводе средств протезирования и прошел длительный этап доработки при принятии его для массового использования пациентам с ампутированными конечностями. Прежде чем изготавливать натурный образец, была разработана математическая модель сброса ноги. Расчетная схема сброса представлена на Рис. 5.6. Пружина и Груз демпфер Стопа Плита Рис. 5.6. Расчетная схема сброса 177 В модели масса стопы равна 2,632 кг, масса груза – 8,368 кг. Для контактного взаимодействия стопа-плита используется модель «резиновый столбик». Внешний вид модели показан на Рис. 5.7. Рис. 5.7. Деформируемый элемент “резиновый столбик” Упругая компонента силы контактного взаимодействия тел в модели “резиновый столбик” определяется соотношением: 𝐹𝐹𝑈𝑈 = 𝑘𝑘0 ∙ ℎ0 ∙ 𝛿𝛿 , (ℎ0 − 𝛿𝛿) (5.1) где 𝑘𝑘0 – коэффициент жесткости в начальной точке сжатия столбика; ℎ0 – высота деформируемого столбика в свободном состоянии; 𝛿𝛿 – деформация резинового столбика. мм. Начальная жёсткость 𝑘𝑘0 была задана равной 90 Н/мм, высота столбика – 40 Вязкая компонента силы контактного взаимодействия тел в модели “резиновый столбик” определяется соотношением: 𝐹𝐹𝑈𝑈 = 𝑏𝑏 ∙ 𝑣𝑣 ∙ где 𝑏𝑏 – коэффициент демпфирования; 𝛿𝛿 , (ℎ0 − 𝛿𝛿) (5.2) 𝑣𝑣 – скорость удара. При этом b определяется по формуле: 1 𝑚𝑚∗ 𝑘𝑘 𝑏𝑏 = 2 ln � � � , 𝑒𝑒 𝑙𝑙𝑙𝑙2 �1� ∙ 𝜋𝜋 2 𝑒𝑒 где 𝑚𝑚∗ – эквивалентная масса соударяемых тел (равна 2,632 кг); (5.3) 178 e – коэффициент восстановления скорости. Эквивалентная масса соударяемых тел вычисляется по следующему соотношению: 1 1 1 = + , 𝑚𝑚∗ 𝑚𝑚1 𝑚𝑚2 (5.4) где 𝑚𝑚1 – масса первого соударяемого тела; 𝑚𝑚2 – масса второго соударяемого тела. Так как плита жестко закреплена, то эквивалентная 𝑚𝑚∗ = 𝑚𝑚1 , то есть массе стопы. Для указанного взаимодействия коэффициент восстановления е= 0,2. Между стопой и грузом расположены силовые элементы типа пружина и демпфер. Жесткость пружины составляет – 150 Н/мм, коэффициент демпфирования – b = 700 Н∙с/м. Результаты расчетов были верифицированы путем сбрасывания натурного образца и измерением скорости сброса и отскока, перегрузок на стопе и грузе, а также усилия в голени. На Рис. 5.8 представлены сравнение расчетных и экспериментальных данных при сбросе с высоты 2,5 м на сталь. Расхождение результатов по перегрузке не превышает 10-12%. а) б) Рис. 5.8. Сравнение экспериментальных и расчетных данных: перегрузка стопы (а), и перегрузка на грузе (б) 179 а) б) в) г) Рис. 5.9. Расчетные данные: усилие в голени (а), скорость стопы и груза (б), перемещение стопы и груза (в), сжатие пружины (г) Расчетные данные сравнивались с экспериментальными данными сброса № 31, 32, 33 второй серии испытаний. По экспериментальным данным среднее усилие в голени составило (347,6+417,1+431,0)/3=398,6 кг , по расчетным – 550 кг. (расхождение 27,5%), что объясняется наличием большого числа параметров в расчетной модели. Внешний вид разработанного АМН, закрепленного на испытательном стенде сброса, представлен на Рис. 5.10, а. Весовой цилиндр (Рис. 5.10, б) имитирует недостающую массу голени и половину массы бедра. Пружина, изображенная на Рис. 5.10, в предназначена для измерения усилия, возникающей в голени при ударе. Жесткость пружины составляет 150 Н/мм (Рис. 5.11). Нога состоит из несущего модуля М2А-02 с адаптером-втулкой М3А-01 (Рис. 5.10, г) и стопы модели 723/8 (Рис. 5.10, д). Измерение перемещения осуществляется за счет специального датчика, представленного на Рис. 5.10, ж. Несущий модуль М2А-02 с адаптером-втулкой М3А-01 прикручивается на установочное место к стопе четырьмя винтами. На несущий модуль надевается пружина. К весовому цилиндру через шпильку прикручивается втулка, к которой в свою очередь 180 прикручивается датчик хода. Втулка (Рис. 5.10, е) вместе с датчиком и весовым цилиндром устанавливается в несущий модуль до касания весового цилиндра пружины. Предварительно датчик перемещения вытягивается на длину большую, чем необходимо для соприкосновения со специальной площадкой, расположенной на стопе. Далее весовой цилиндр вместе с втулкой и датчиком аккуратно извлекается и производится замер длины датчика. После испытаний длина датчика снова измеряется. Разница между показаниями является максимальной величиной сжатия пружины. После измерения сжатия пружины рассчитывается максимальное осевое усилие. а) г) б) д) в) е) ж) Рис. 5.10. Антропоморфный макет ноги (а), весовой цилиндр (б), пружина (в), несущий модуль М2А-02 с адаптером-втулкой М3А-01(г), стопа протеза модель 723/8 (д), датчик хода (е), втулка (ж) Результаты измерения жесткости пружины представлены на Рис. 5.11. 181 Рис. 5.11. Измерение жесткости пружины Схема измерения усилия в антропоморфном макете ноги представлена на Рис. 5.12. Рис. 5.12. Схема измерения усилия в антропоморфном макете ноги 182 Распределение веса конструкции ноги представлено в Таблице 20. Таблица 20. Вес элементов конструкции Элемент конструкции Количество Вес (г) Цилиндр весовой 1 7110 Втулка 1 394 Датчик 1 6 Пружина 1 908 Стопа 1 642 Трубка 1 174 Суммарный вес 9234 г Прежде чем проводить испытания подрывом антропоморфный макет ноги был испытан путем сбрасывания. Всего было проведено 3 серии испытаний при сбросе с разных высот, при скорости соударения 3–7 м/с на 2 типа поверхности: жесткую поверхность (стальная пластина толщиной 8 мм) и мягкую (ящик с просеянным песком). В первой серии испытаний было произведено 32 сброса, во второй – 46, а в третьей – 43. В первой серии испытаний измерялась высота сброса, высота отскока (по скоростной видеосъемке и мерной линейке), а также, максимальное сжатие в пружине. Схема испытаний представлена на Рис. 5.13. 183 Рис. 5.13. Схема испытаний антропоморфного макета ноги Результаты испытаний представлены в Таблице 21. 184 Таблица 21. 1 0,46 Песок 2 27,8 3 4 см 0,02 0,63 3,63 2 0,46 Песок 5 69,5 3 2,5 см 0,02 0,63 3,63 3 0,46 Песок 5 69,5 3 2,5 см 0,02 063 3,63 4 0,82 Песок 10 139,0 4 4,5 см 0,025 0,7 4,7 5 0,82 Песок 5 69,5 4 4,5 см 0,024 0,68 4,68 6 0,82 Песок 6 83,4 4 3 см 0,026 0,71 4,71 7 0,82 Песок 10 139,0 4 3 см 0,029 0,75 4,75 8 1,27 Песок 11 152,9 5 3,5 см 0,04 0,88 5,88 9 1,27 Песок 9 125,1 5 4 см 0,035 0,82 5,82 10 1,27 Песок 7 97,3 5 3,2 см 0,03 0,76 5,76 11 1,84 Песок 18 250,3 6 3,5 см 0,074 1,2 7,2 12 1,84 Песок 17 236,4 6 3,5 см 0,09 1,3 7,3 13 1,84 Песок 18 250,3 6 4 см 0,07 1,17 7,1 14 2,5 Песок 24 333,7 7 4,5 см 0,15 1,7 8,7 15 2,5 Песок 21 292,0 7 5 см 0,11 1,7 8,47 16 2,5 Песок 20 278,1 7 5,5 см 0,13 1,6 8,6 17 0,46 Сталь А3 8 мм 11 152,9 3 – 0,115 1,5 4,5 18 0,46 Сталь А3 8 мм 13 180,8 3 – 0,11 1,47 4,47 19 0,46 Сталь А3 8 мм 11 152,9 3 – 0,09 1,32 4,32 (м/с) 10 Суммарная скорость Скорость отскока (м/с) 9 (см) 8 (м/с) Внедрение 7 Скорость падения 6 Усилие в пружине (кг) 5 (мм) 4 Показания датчика 3 Поверхность 2 (м) 1 № Сброса Высота сброса Высота отскока (м) Результаты испытаний первой серии сброса антропоморфного макета ноги 185 Таблица 21 – продолжение 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 20 0,82 Сталь А3 8 мм 17 236,4 4 – 0,138 1,64 5,64 21 0,82 Сталь А3 8 мм 17 236,4 4 – 0,138 1,64 5,64 22 0,82 Сталь А3 8 мм 18 250,3 4 – 0,15 1,75 5,75 23 1,27 Сталь А3 8 мм 26 361,5 5 – 0,34 2,58 7,58 24 1,27 Сталь А3 8 мм 24 333,7 5 – – – – 25 1,27 Сталь А3 8 мм 24 333,7 5 – 0,26 2,26 7,26 26 1,27 Сталь А3 8 мм 22 305,9 5 – 0,21 2,03 7,03 27 1,84 Сталь А3 8 мм 20 278,1 6 – 0,26 2,26 8,26 28 1,84 Сталь А3 8 мм 20 278,1 6 – 0,23 2,12 8,12 29 1,84 Сталь А3 8 мм 23 319,8 6 – 0,26 2,26 8,26 30 2,5 Сталь А3 8 мм 37 514,5 7 – 0,66 3,6 10,6 31 2,5 Сталь А3 8 мм 36 500,6 7 – 0,62 3,48 10,48 32 2,5 Сталь А3 8 мм 34 472,7 7 – 0,57 3,34 10,34 Вторая серия испытаний проводилась аналогично первой. Дополнительно было установлено 2 датчика ускорения: ёмкостной датчик АТ 1105-100 (Рис. 5.14, а) установлен на весовом цилиндре, имитирующем недостающую массу голени и половину массы бедра, пьезоэлектрический датчик «ВиК» 4368 установлен на стопе, как показано на Рис. 5.14, б. а) б) в) Рис. 5.14. Установка датчиков в антропоморфный макет ноги: на весовом цилиндре (а), на стопе (б), АМН в сборе на копровом стенде (в) 186 Также были проведены сбросы АМН надетого в уставной ботинок (Рис. 5.15). Рис. 5.15. Внешний вид антропоморфного макета ноги в уставном ботинке Результаты испытаний представлены в Таблице 22. Таблица 22. 0,46 Песок ноги Модель ноги 3 41,7 3 4 55,6 3 4 55,6 3 8 9 10 4,5 0,020 0,63 3 (м/с) 3 Модель 7 Суммарная скорость Песок 6 Скорость отскока (м/с) 0,46 ноги 5 Высота отскока (м) 2 Модель (м/с) Внедрение (см) Песок Скорость падения 0,46 Усилие в пружине (кг) 1 (мм) 4 Показания датчика Объект испытания 3 (м) 2 Высота сброса 1 № Сброса Поверхность Результаты испытаний второй серии сброса антропоморфного макета ноги 11 3,63 0,033 0,81 3,81 1,5 0,027 0,72 3,72 187 Таблица 22 – продолжение 1 2 3 4 0,82 Песок 5 0,82 Песок 6 0,82 Песок 7 0,82 Песок 8 1,27 Песок 9 1,27 Песок 10 1,27 Песок 11 1,27 Песок 12 1,84 Песок 13 1,84 Песок 14 1,84 Песок 15 2,5 Песок 16 2,5 Песок 4 Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги Модель ноги 5 6 7 8 9 10 11 9 125,1 4 1,5 0,087 1,30 5,30 15 208,6 4 0,5 0,120 1,53 5,53 - - 4 0,5 0,200 1,98 5,98 21 292,0 4 0,5 0,153 1,73 5,73 - - 5 0,5 0,207 2,01 7,01 20 278,1 5 0,5 0,207 2,01 7,01 19 264,2 5 0,5 0,200 1,98 6,98 19 264,2 5 0,5 0,213 2,05 7,05 22 305,9 6 1 0,233 2,14 8,14 15 208,6 6 1 0,167 1,81 7,81 28 389,3 6 1 0,433 2,92 8,92 28 389,3 7 1 0,400 2,80 9,80 26 361,5 7 1,5 0,320 2,51 9,51 188 Таблица 22 – продолжение 1 2 3 17 2,5 Песок 18 0,46 Песок 19 0,46 20 0,46 21 0,46 22 0,82 23 0,82 24 0,82 25 1,27 26 1,27 27 1,27 28 1,84 29 1,84 4 Модель ноги Модель ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги 5 6 7 8 9 10 11 31 431,0 7 1,5 0,480 3,07 10,07 7 97,3 3 0,3 0,060 1,08 4,08 5 69,5 3 - 0,096 1,37 4,37 6 83,4 3 - 0,075 1,21 4,21 5 69,5 3 - 0,116 1,51 4,51 11 152,9 4 - 0,034 0,82 4,82 11 152,9 4 - 0,137 1,64 5,64 11 152,9 4 - 0,137 1,64 5,64 14 194,7 5 - 0,212 2,04 7,04 15 208,6 5 - 0,212 2,04 7,04 15 208,6 5 - 0,205 2,01 7,01 17 236,4 6 - 0,246 2,20 8,20 20 278,1 6 - 0,260 2,26 8,26 189 Таблица 22 – продолжение 1 2 30 1,84 31 2,5 32 2,5 33 2,5 34 35 36 37 38 39 0,46 0,46 0,82 1,27 1,84 1,84 3 4 Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 Модель 8 мм ноги Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм 5 6 7 8 9 10 11 18 250,3 6 - 0,390 2,77 8,77 25 347,6 7 - 0,445 2,95 9,95 30 417,1 7 - 0,417 2,86 9,86 31 431,0 7 - 0,411 2,84 9,84 18 250,3 3 - 0,219 2,07 5,07 17 236,4 3 - 0,260 2,26 5,26 26 361,5 4 - 0,438 2,93 6,93 30 417,1 5 - 0,623 3,49 8,49 35 486,6 6 - 0,855 4,10 10,10 35 486,6 6 - 0,828 4,03 10,03 Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке 190 Таблица 22 – продолжение 1 40 41 2 2,5 2,5 3 4 Сталь А3 8 мм 6 7 8 9 10 11 48 667,4 7 - 1,013 4,46 11,46 42 584,0 7 - 1,033 4,50 11,50 16 222,5 3 0,3 0,205 2,01 5,01 21 292,0 4 0,3 0,322 2,51 6,51 26 361,5 5 0,3 0,390 2,77 7,77 33 458,8 6 0,4 0,677 3,64 9,64 39 542,3 7 0,4 0,759 3,86 10,86 Модель ноги в ботинке Сталь А3 8 мм 5 Модель ноги в ботинке Модель 42 0,46 Песок ноги в ботинке Модель 43 0,82 Песок ноги в ботинке Модель 44 1,27 Песок ноги в ботинке Модель 45 1,84 Песок ноги в ботинке Модель 46 2,5 Песок ноги в ботинке Третья серия испытаний проводилась аналогично второй. Однако дополнительно было установлено 2 датчика ускорения другой марки: датчик АП 31 №2014 («Глобал тест» Саров) (Рис. 5.16, а) установлен на весовом цилиндре, имитирующем недостающую массу голени и половину массы бедра, датчик АП 31 №2011 («Глобал тест» Саров) установлен на стопе, как показано на 191 Рис. 5.16, б. Для регистрации сигнала используется усилитель СА-2614 №4906 («Центр АЦП» Москва), АЦП Е-14-440 («L-card» Москва), а также ноутбук с установленным специальным программным обеспечением. а) б) в) Рис. 5.16. Внешний вид антропоморфного макета ноги с подключенными датчиками: на весовом цилиндре (а), на стопе (б), АМН в сборе на копровом стенде (в) Результаты испытаний представлены в Таблице 23. После проведения стендовых испытаний антропоморфный макет ноги был использован для определения осевого усилия при испытаниях образца СЗАТ. Установка макетов показана на Рис. 4.44, б, а результаты измерений в Таблице 18. 192 Таблица 23. Скорость отскока (м/с) 7 8 9 10 1 0,46 Песок Модель ноги 10 139,0 3 0,4 0,07 1,2 4,2 2 0,46 Песок Модель ноги 10 139,0 3 0,4 0,08 1,3 4,3 3 0,46 Песок Модель ноги 14 194,7 3 0,5 0,08 1,3 4,3 4 0,82 Песок Модель ноги 17 236,4 4 0,6 0,13 2,0 6 5 0,82 Песок Модель ноги 18 250,3 4 0,6 0,18 2,3 6,3 6 0,82 Песок Модель ноги 17 236,4 4 0,6 0,17 2,3 6,3 7 1,27 Песок Модель ноги 26 361,5 5 0,8 0,29 3,0 8 8 1,27 Песок Модель ноги 18 250,3 5 0,7 0,16 2,2 7,2 9 1,27 Песок Модель ноги 25 347,6 5 0,7 0,18 2,3 7,3 10 1,84 Песок Модель ноги 30 417,1 6 0,9 0,38 3,3 9,3 11 1,84 Песок Модель ноги 29 403,2 6 0,9 0,45 3,7 9,7 12 1,84 Песок Модель ноги 16 222,5 6 0,8 0,16 2,2 8,2 13 2,5 Песок Модель ноги 34 472,7 7 1,5 0,58 4,1 11,1 14 2,5 Песок Модель ноги 30 417,1 7 1,5 0,44 3,6 10,6 15 2,5 Песок Модель ноги 33 458,8 7 1,6 0,51 3,9 10,9 Модель ноги 10 139,0 3 - 0,08 1,5 4,5 Модель ноги 5 69,5 3 - 0,12 1,9 4,9 16 0,46 17 0,46 Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм (м/с) Высота отскока (м) 6 Суммарная скорость Внедрение (см) 5 (м/с) 4 Скорость падения Объект испытания 3 Усилие в пружине (кг) Поверхность 2 (мм) Высота сброса (м) 1 Показания датчика № Сброса Результаты испытаний третьей серии сброса антропоморфного макета ноги 11 193 Таблица 23 – продолжение 1 2 18 0,46 19 0,82 20 0,82 21 0,82 22 1,27 23 1,27 24 1,27 25 1,84 26 1,84 27 1,84 28 2,5 29 2,5 30 2,5 3 Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм Сталь А3 8 мм 4 5 6 7 8 9 10 11 Модель ноги 5 69,5 3 - 0,13 2,0 5 Модель ноги 13 180,8 4 - 0,12 1,9 5,9 Модель ноги 12 166,9 4 - 0,12 1,9 5,9 Модель ноги 12 166,9 4 - 0,09 1,7 5,7 Модель ноги 19 264,2 5 - 0,16 2,2 7,2 Модель ноги 20 278,1 5 - 0,21 2,5 7,5 Модель ноги 19 264,2 5 - 0,28 2,9 7,9 Модель ноги 27 375,4 6 - 0,23 2,6 8,6 Модель ноги 25 347,6 6 - 0,22 2,5 8,5 Модель ноги 27 375,4 6 - 0,24 2,7 8,7 Модель ноги 37 514,5 7 - 0,47 3,7 10,7 Модель ноги 32 444,9 7 - 0,42 3,5 10,5 Модель ноги 32 444,9 7 - 0,36 3,3 10,3 194 Таблица 23 – продолжение 1 2 31 0,46 32 0,46 33 0,82 34 1,27 35 1,84 36 1,84 37 2,5 38 2,5 3 Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм в ботинке Сталь А3 8 Модель ноги мм 39 0,46 Песок 40 0,82 Песок 41 1,27 Песок 42 1,84 Песок 43 Песок 2,5 4 в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке Модель ноги в ботинке 5 6 7 8 9 10 11 19 264,2 3 - 0,21 2,5 5,5 19 264,2 3 - 0,24 2,7 5,7 23 319,8 4 - 0,37 3,3 7,3 29 403,2 5 - 0,56 4,0 9 34 472,7 6 - 0,70 4,5 10,5 34 472,7 6 - 0,75 4,7 10,7 50 695,2 7 - 0,87 5,0 12 47 653,5 7 - 0,94 5,3 12,3 20 278,1 3 0,3 0,21 2,5 5,5 21 292,0 4 0,4 0,28 2,9 6,9 28 389,3 5 0,4 0,46 3,7 8,7 33 458,8 6 0,4 0,69 4,5 10,5 45 625,7 7 0,4 0,8 4,9 11,9 195 Выводы по главе 5 5.4. Ноги экипажа АБТ являются одной из самых уязвимых частей тела при подрыве под днищем мин и СВУ, что подтверждается статистикой (раздел 2.1). В качестве критерия травмобезопасоности используется критерий пиковых осевых усилий, возникающих в голени ноги антропоморфного манекена Гибрид 3. При использовании стандартной ноги критическим значением является значение 5,4 кН, измеренное в нижнем тензодатчике, при использовании «военной» ноги MilLx критическое значение – 2,6 кН, измеренное в верхнем тензодатчике. Альтернативным критерием является скорость соударения ноги с полом, предельно допустимое значение – 8 м/с. Ввиду повышенного травматизма, измерение критических значений желательно производить на полу возле рабочих мест всех членов экипажа. Так как технические антропоморфные средства измерения, манекены – требующие сложные и дорогостоящие постоянного обслуживания (тарировка как отдельно датчиков, так и частей манекена). Использование манекенов является трудоемким процессом, связанным с предварительной проверкой всех каналов датчиков до испытания, использования специального программного обеспечения для измерения во время подрыва, а также обработка сигналов датчиков после испытания с выдачей результатов относительно травмобезопасности транспортного средства. Ввиду вышесказанного требовалось разработать простой и дешевый антропоморфный макет ноги, позволяющий производить измерение осевого усилия в голени или скорости соударения ноги с контактной поверхностью. Одним из проверенных критериев допустимой скорости удара ног о препятствие является скорость приземления на аварийном парашюте – 8,5 м/с. Этот критерий был взят за основу при проектировке макета ноги. Суть макета ноги заключается в том, чтобы подобрать профиль, который бы существенно деформировался при скорости соударения равной 8,5 м/с. 196 На основе расчетов разработанной математической модели АМН был изготовлен макет ноги. Конструкция состоит из алюминиевой пластины, к которой на четырех болтах прикручен алюминиевый профиль с высверленными отверстиями, второй конец профиля прикручен также 4 болтами к грузу массой 7,3 кг, что имитирует массу голени и половину массы бедра, в данном случае массы соответствуют массам частей манекена Гибрид 3 (считается, что распределение массы бедра примерно одинаковое на сидение и пол). Образец был испытан путем сбрасывания на специальном стенде с различными скоростями. Картина деформации практически полностью соответствовала расчетной. После прохождения лабораторных испытаний на сбрасывание макет ноги был использован в натурных экспериментах по подрыву макета днища автомобиля. В дальнейшем было принято решение разработать макет ноги, со схожими антропоморфными данными. Для этого была разработана математическая модель АМН, после чего изготовлен натурный образец. АМН состоит из протеза стопы, трубки, пружины жесткостью 150 Н/мм, имитирующей жесткость голени, весовой цилиндр, имитирующий массу недостающую массу голени и половину массы бедра. Измерение перемещения осуществляется за счет специального датчика. Разработанный антропоморфный макет ноги может быть использован многократно после перезарядки датчика перемещения. Прежде чем проводить испытания подрывом антропоморфный макет ноги был испытан путем сбрасывания. Всего было проведено 3 серии испытаний при сбросе с разных высот, при скорости соударения 3–7 м/с на 2 типа поверхности: жесткую поверхность (стальная пластина толщиной 8 мм) и мягкую (ящик с просеянным песком). В первой серии испытаний было произведено 32 сброса, во второй – 46, а в третьей – 43. Усилие в АМН, измеренное при сбросе со скоростью удара 7 м/с (за счет отскока суммарная потерянная скорость 9-11 м/с), показывает значения близкие к предельно допустимым, что взаимно подтверждает применимость использования критериев в виде предельной скорости удара пола по ногам и предельной силы сжатия. 197 ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ 1. Проведен анализ открытых статистических данных по результатам поражения личного состава колесной и гусеничной автобронетанковой техники при подрывах на минах и самодельных взрывных устройствах. Установлены основные поражающие факторы, а также части тела экипажа, подвергаемые опасности получения травм при минно-взрывном воздействии; 2. Проведен анализ существующих отечественных и зарубежных исследований по критериям травмобезопасности экипажа автобронетанковой техники при минно-взрывном воздействии, а также нормативных документов, устанавливающих процедуру автобронетанковой техники определения при уровня стойкости защиты минно-взрывном воздействии. Уточнены критерии поражения экипажа автобронетанковой техники. В том числе, предложено использовать результаты экспериментальных исследований университета Уэйн-Стейт, дополненные опытными данными Л.М. Патрика для оценки травмобезопасности головы совместно с общепринятым критерием тяжести повреждения травмобезопасности головы HIC позвоночника (Head Injury рекомендовано Criteria). в Для качестве оценки критерия использовать величину сжимающей силы в нижнем отделе позвоночника антропоморфного измерительного манекена типа Гибрид 2, 3 вместо критерия DRI (Dynamic Response Index); 3. Была разработана методика проведения испытаний колесной и гусеничной автобронетанковой техники при минно-взрывном воздействии и сопроводительное программное обеспечение, которые в отличие от известных используют в качестве критерия травмобезопасности головы кривую Уэйн-Стейта, а в качестве критерия травмобезопасности позвоночника – максимальную сжимающую силу в нижнем отделе измерительного манекена типа Гибрид 2, 3; позвоночника антропоморфного 198 4. Разработаны математические модели двух различных антропоморфных макетов ног на основании которых были изготовлены натурные изделия. Первый антропоморфный макет ноги основан на измерении скорости соударения днища с ногой (критическое значение 8,5 м/с). Принцип определения травмобезопасности второго антропоморфного макета ноги основан на измерении осевой силы в голени (критическое значение составляет 5,4 кН). Характеристики элементов антропоморфных макетов ног были подобраны с помощью копровых испытаний и соответствующих расчетов и в дальнейшем использованы в натурных испытаниях по подрыву специальной защищенной автомобильной техники для определения параметров травмобезопасности ног экипажа. Адекватность моделей была доказана путем сравнения расчетных и экспериментальных данных (погрешность не превышала 27,5%); 5. Разработан копровый стенд, позволяющий проводить испытания путем автоматического сброса противоминных энергопоглощающих кресел с антропоморфным измерительным манекеном и сброса антропоморфных макетов ног. Стенд позволяет имитировать различную динамическую нагрузку от подрыва автобронетанковой техники на минах на человека, расположенного на кресле и на ноги экипажа расположенные на полу изделия. Стенд позволяет оценивать эффективность и надежность энергопоглощающего кресла и тарировать показания измерительной системы антропоморфного макета ноги; 6. Проведен анализ конструкций энергопоглощающих кресел, снижающих перегрузки, действующие на экипаж автобронетанковой техники. Выявлены основные типы используемых энергопоглощающих элементов и типов конструкции подвеса и крепления к корпусу техники. Расчетно- экспериментальным путем отобрана наилучшая конструкция вертолетного травмобезопасного кресла и проведены работы по его модернизации для использования в автобронетанковой технике. В результате расчётов и экспериментов установлено, что конструкция крепления энергопоглощающего кресла должна быть выполнена по принципу маятниковой подвески к крыше или боковине корпуса. Конструкция энергопоглощающих элементов для подвески 199 кресла была выбрана путем сравнительных экспериментальных исследований и основана на принципе прокатки проволоки. Указанная конструкция адекватно работает при любой интенсивности нарастания перегрузки и позволяет обеспечить преднатяжение привязной системы; 7. Разработана математическая модель функционирования энергопоглощающего кресла, предназначенная для определения основных параметров кресла, таких как угол наклона направляющих, механическая характеристика проволоки в энергопоглощающем элементе, а также количество проволок и их диаметр. На основании расчетов с использованием указанной математической модели была разработана и изготовлена конструкция противоминного кресла. Были проведены копровые испытания с целью проверки эффективности кресла. Для определения параметров травмирования экипажа был использован антропоморфный измерительный манекен Гибрид-2 оснащенный необходимой измерительной аппаратурой. Путем натурных копровых испытаний подтверждена эффективность разработанного энергопоглощающего кресла в части снижения вертикальных перегрузок. Перегрузка на копре для разных высот сброса составляла до 230g. В результате испытаний максимальная сила сжатия нижнего отдела позвоночника антропоморфного измерительного манекена не превышала – 3,95-4,50 кН при предельно допустимом значении 6,65 кН; 8. При помощи математического моделирования обоснована модификация серийной конструкции кресла фирмы-производителя VSS (Vital Seating & Systems) путем интегрирования в конструкцию энергопоглощающих элементов. Доработанные противоминные кресла установлены на автомобиле ВПК-39272. Для оценки эффективности противоминных мероприятий были проведены копровые испытания кресел VSS с антропоморфными измерительными манекенами. В ходе испытаний установлено снижение вертикальных перегрузок, действующих на экипаж до уровня ниже предельно допустимых значений. Перегрузка на копре, который имитирует корпус автомобиля, составила 200-230g, что соответствует перегрузке на кузове транспортного средства при минновзрывном воздействии. При этом максимальная сила сжатия в нижнем отделе 200 позвоночника была зарегистрирована на уровне 4,0-4,3 кН, что показало высокую эффективность противоминного кресла; Проведена оценка эффективности конструкций энергопоглощающих 9. кресел на макетном образце колесной автобронетанковой техники семейства «Тайфун-У». С этой целью была проведена доработка кресел для установки их на месте водителя и десантном отделении. Были проведены измерения параметров травмирования экипажа при помощи антропоморфного измерительного манекена во время натурных испытаний на полигоне. Установлено, что воздействие поражающих факторов на экипаж ниже предельно допустимых значений. В том числе величина максимальной силы сжатия нижнего отдела позвоночника при испытании подрывом миной максимальной мощностью, предусмотренной в техническом задании под кабиной, составила 2,2 кН, при испытании подрывом под отделением десанта – 2,0 кН, что меньше предельно допустимых значений. В рамках дальнейшей модификации конструкции энергопоглощающего кресла разработано, изготовлено и испытано энергопоглощающее кресло с преднатяжением ремней безопасности, позволяющее производить регулировку положения по высоте и выбегу; 10. Разработаны различные конструктивные вариантные исполнения противоминного днища нового изделия гусеничной автобронетанковой техники. Были проведены расчеты динамического напряженно-деформированного состояния корпуса изделия при подрыве на минах. Путем расчетов на прочность обоснован выбор трех наиболее оптимальных с точки зрения минимума массы вариантов конструкции. Путем проведения и анализа натурных испытаний выбранных вариантов конструкции днища получены данные о реальной противоминной стойкости и возможном варианте исполнения конструкции корпуса изделия. Натурные испытания доработанного днища показали, что конструкция защиты соответствует требованиям по противоминной стойкости заданным в техническом задании. 11. Разработана математическая модель и рассчитаны перегрузки пассажира специальной защищенной автомобильной техники при боковом 201 подрыве и подрыве под днищем фугасного заряда. Модель включает в себя антропоморфный измерительный манекен с набором датчиков, регистрирующих внешнее воздействие, необходимых для определения травмобезопасности при минно-взрывном воздействии. Путем сравнения экспериментальных и расчетных данных показано, что погрешность математической модели в среднем составляет 10%, максимальная погрешность не превышает 34,7%; 12. Разработана и реализована расчетно-экспериментальная методика проектирования противоминной защиты специальной защищенной автомобильной техники. С помощью предложенной методики для специальной защищенной техники разработана и реализована научно обоснованная, оптимизированная по весу конструкция противоминной защиты днища. Эффективность защиты днища была подтверждена при проведении натурных испытаний подрывом макетного образца защищенного автомобиля представительского класса с использованием антропоморфных измерительных манекенов и антропоморфного макета ноги. 202 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Воробьев И.Н., Киселев В.А. Легкие бронированные формирования в системе современной общевойсковой операции (боя) // Военная мысль. 2010. №5. С. 26-34. 2. Противоминная защита современных бронированных машин // URL: http://army-news.ru/2013/03/protivominnaya-zashhita-sovremennyx-bronirovannyxmashin (дата обращения: 10.09.16). 3. Покровский Г.И. Взрыв и его применение. М.: Воениздат, 1960. 67 с. 4. Покровский Г.И. Взрыв. М: Недра, 1980. 190 с. 5. Отчет по научно-исследовательской работе по теме: «Обоснование методологии оценки и способов обеспечения защиты экипажей колесной военной автомобильной техники при подрыве на минах» / Научно-технический центр «Спецтехника». МГТУ «МАМИ». Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2000. 235 с. 6. Отчет по научно-исследовательской работе по теме: «Исследование принципов повышения живучести ВАТ на основе применения нетрадиционных конструктивных материалов и технический решений», этап №7.2. «Проведение специальных испытаний экспериментально противопульной и противоминной защиты ААМН. Технико-экономическое обоснование перспектив развития и внедрения современных новых бронематериалов и бронесистем на образцах ВАТ» / Научно-технический центр «Спецтехника». МГТУ «МАМИ». Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2008. 83 с. 7. Отчет по составной части опытно-конструкторской работы по теме: «Участие в испытаниях по оценке эффективности защитных конструкций на макетном образце (проведение испытаний в объектовых условиях с измерением показателей противоминной защиты экипажа)» / Научно-технический центр «Спецтехника». Университет машиностроения. Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2013. 64 с. 203 8. Отчет по опытно-конструкторской работе по теме: «Оценка противоминной стойкости автомобиля многоцелевого назначения ВПК-233114, проект «Тигр-М» / Научно-технический центр «Спецтехника». Университет машиностроения. Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2012. 61 с. 9. Отчет по научно-исследовательской работе по теме: «Проведение научно- технической экспертизы по результатам госиспытаний специальной полицейской машины СПМ-2 (ГАЗ-233036)» / Научно-технический центр «Спецтехника». Университет машиностроения. Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2005. 48 с. 10. Кулаков Н.А., Шевченко А.А. Оценка фугасного воздействия мин на несущие конструкции и экипажи автобронетанковой техники. Поражающие факторы. Способы защиты // Известия МГТУ «МАМИ». 2012. №2(14), Т1. С. 194-205. 11. ГОСТ Р 50963 с изменениями №4 от 01.09.2013. Защита броневая специальных автомобилей. Общие технические требования. М., 2003. 17 с. 12. NATO AEP-55 STANAG 4569. Protection Levels for Occupants of Logistic and Light Armored Vehicles. Ed. 1. Vol. 2. 2004. 74 p. 13. NATO AEP-55 STANAG 4569. Protection Levels for Occupants of Logistic and Light Armored Vehicles. Ed. 2. Vol. 2. 2012. 74 p. 14. Рабинович Б.А. Безопасность космонавта при посадочном ударе спускаемого аппарата о грунт. М., 2014. 278 с. 15. Code of Federal Regulations title 14 part 23 (23.562). Airworthiness standards: normal, utility, acrobatic, and commuter category airplanes // URL: http://www.law.cornell.edu/cfr/text/14/23.562 (дата обращения: 11.05.14). 16. Code of Federal Regulations title 14 part 25 (25.562). Airworthiness standards: transport category airplanes // URL: http://www.law.cornell.edu/cfr/text/14/25.562 (дата обращения: 11.05.14). 17. Code of Federal Regulations title 14 part 27 (27.562). Airworthiness standards: normal category rotorcraft // URL: (дата обращения: 11.05.14). http://www.law.cornell.edu/cfr/text/14/27.562 204 18. Code of Federal Regulations title 14 part 29 (29.562). Airworthiness standards: transport category rotorcraft // URL: http://www.law.cornell.edu/cfr/text/14/29.562 (дата обращения: 11.05.14). 19. Межгосударственный авиационный комитет. Авиационные правила. Часть 23 «Нормы лётной годности гражданских лёгких самолётов» (АП-23). М.: ОАО «АВИАИЗДАТ», 2000. 146 с. 20. Межгосударственный авиационный комитет. Авиационные правила. Часть 25 «Нормы лётной годности самолётов транспортной категории» (АП25). М.: ОАО «АВИАИЗДАТ», 2004. 237 с. 21. Межгосударственный авиационный комитет. Авиационные правила. Часть 27 «Нормы летной годности винтокрылых аппаратов нормальной категории» (АП-27). М.: ОАО «АВИАИЗДАТ», 2000. 102 с. 22. Межгосударственный авиационный комитет. Авиационные правила. Часть 29 «Нормы летной годности винтокрылых аппаратов транспортной категории» (АП-29). М.: ОАО «АВИАИЗДАТ», 2003. 130 с. 23. Кулаков Н.А. Воздействие динамической нагрузки на наземные транспортные средства // Избранные проблемы прочности современного машиностроения. Сборник научных статей, посвящённый 85-летию членакорреспондента Российской академии наук Эдуарда Ивановича Григолюка. М.: Физматлит, 2008. 204 с. 24. Desjardins S. P. The evolution of energy absorption systems for crashworthy helicopter seats // URL: https://www.fire.tc.faa.gov/2004Conference/files/crash/S.Desjardins_Energy_absorpt ion-helicopter_seats.pdf (дата обращения: 04.05.17). 25. Warrick J. C., Coltman J. W. Design and Development of an Automatically Controlled Variable Load Energy Absorber // URL: www.dtic.mil/get-tr- doc/pdf?AD=ADA103206 (дата обращения: 05.05.17). 26. Carr R. W., Phillips N.S. Definition of Design Criteria for Energy Absorption Systems // URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/871040.pdf (дата обращения: 05.05.17). 205 27. Report on experimental design work on the topic: «Dynamic Performance of a Variable Load Energy Absorber» / Aircraft and Crew Systems Technology Directorate, Naval Air Development Center. Theme head L.P. Domzalski. Pennsylvania, 1982. 51 p. 28. Report on experimental design work on the topic: «Design and Development of Variable-Load Energy Absorbers» / Aircraft and Crew Systems Technology Directorate, Naval Air Development Center/ Theme head C. Svoboda. Pennsylvania, 1981. 43 p. 29. Crashworthy aircraft seat: patent US 6394393 B1 / W.M. Raymond; dec. 25.08.00; pub. 28.05.02. 30. Рябов Д.М. Метод расчета сидений энергопоглощающих конструкций бронированных колесных машин: дис. … канд. техн. наук. М., 2012. 165 с. 31. More Attacks, Mounting Casualties // URL: http://www.washingtonpost.com/wpdyn/content/graphic/2007/09/28/GR2007092802161.html (дата обращения: 15.07.2016). 32. Федюшко Д.И. В основном гибнут на минах // URL: http://www.vpk.almaz- media.ru/articles/18263 (дата обращения: 17.07.2016). 33. Characterization of extremity wounds in Operation Iraqi Freedom and Operation Enduring Freedom / B.D. Owens [et al.] // Journal of Orthopaedic Trauma. № 21. 2007. P. 254-257. 34. Wounding patterns for U.S. Marines and Sailors during Operation Iraqi Freedom, major combat phase / J.M. Zorius [et al.] // Military Medicine. № 171(3). 2006. P. 246-252. 35. Взгляд. Официальные цифры // URL: http://vz.ru/society/2010/6/10/409527.html (дата обращения: 15.07.2016). 36. Dynamic Axial Tolerance of the Human Foot-Ankle Complex / N. Yoganandan [et al.]. Warrendale: SAE, 1996. P. 207-218. 37. Begeman P., Prasad P. Human ankle impact response in dorsiflexion. Warrendale: SAE, 1990. 15 p. 206 38. Injuries of the lower legs –foot, ankle joint, tibia; mechanisms, tolerance limits, injury-criteria evaluation of a recent biomechanic experiment-series / F. Schueler [et al.] // International Research Council on the Biomechanics of Injury. 1995. P.3345. 39. Role of axial loading in malleolar fractures / J.R. Funk [et al.]. Warrendale: SAE, 2000. 14 p. 40. The axial injury tolerance of the human foot/ankle complex and the effect of achilles tension / J.R. Funk [et al.] // Journal of Biomechanical Engineering. 2002. № 124(6). P. 750-757. 41. A severe ankle and foot injury in frontal crashes and its mechanism / Y. Kitagawa [et al.]. Warrendale: SAE, 1998. 14 p. 42. Barbir A. Validation of lower limb surrogates as injury assessment tools in floor impacts due to anti-vehicular landmine explosions: Th. … Master of Science in Biomedical Engineering. Detroit. 2005. 83 p. 43. Injury Mechanisms and Tolerance of the Human Ankle Joint / D. Roberts [et al.]. Centers for Disease Control. Atlanta, 1993. 35 p. 44. Carr J.B., Hamilton J., Bear L.S. Experimental intra-articular calcaneal fractures: Anatomic basis for a new classification // Foot & Ankle. 1989. № 10(2). P. 81-87. 45. Snowboarder's talus fracture. Mechanism of injury / A. J. Boon [et al.] //The American Journal of Sports Medicine. 2001. № 29(3). P. 333-338. 46. Biomechanics of Calcaneal Fractures / R.C. Seipel [et al.] // Clinical Orthopaedics and Related Research. 2001. № 338. P. 218-224. 47. Biomechanics of ankle and hindfoot injuries in dynamic axial loading / J. McMaster [et al.] // Stapp Car Crash J. 2000. № 44. P. 357-77. 48. Gallenberger K., Yoganandan N., Pintar F. Biomechanics of foot/ankle trauma with variable energy impacts //Annals of Advances in Automotive Medicine. 2013. № 57. P.123-132. 207 49. Mechanisms of Injury and Injury Criteria for the Human Foot and Ankle in Dynamic Axial Impacts to the Foot / G. Klopp [et al.] // In: Proc. IRCOBI Conference. 24 - 26 September 1997. P.73-86. 50. McKay B.J., Bir C.A. Lower extremity injury criteria for evaluating military vehicle occupant injury in underbelly blast events // Stapp Car Crash Journal. 2009. № 53. P. 229-249. 51. The abbreviated injury scale 2005: 2008 revision / Association for the Advancement of Automotive Medicine. Des Plaine, 2008. 357 p. 52. Levine R.S., Manoli A. Prasad P. Ankle and foot injury scales: AFIS-S & AFIS-I. Rosemont, 1995. 47. p. 53. Система парашютная спортивная «Мальва-24СК». Техническое описание и инструкция по эксплуатации 111-2005-3ТО / АО «ПОЛЕТ» Ивановский парашютный завод. Иваново, 2014. с.117. 54. Tabulae Biologicae / W. Junk [et al.]. Gravenhage. 1925. Vol.4. 463 p. 55. Geertz A. (Sheeley W. F. ed.). Limits and Special Problems in the Use of Seat Catapults // United States Army Air Forces. Aero Medical Center. Translations Rel. 8. Heidelberg, 1946. 112 p. 56. Ruff S. Brief Acceleration: Less than One Second // German Aviation Medicine. 1950. Vol. 1. P. 584—598. 57. Technical Report on the topic: «Man’s Response to Shock Motions» / David Taylor Model Basin. Theme head A. E. Hirsch.Washington D.C., 1964. 8 p. 58. Technical Report on the topic: «Human tolerance to rapidly applied accelerations: a summary of the literature» / NASA. Theme head A.M. Eiband. Cleveland, 1959. 95 p. 59. Latham F. A. Study in Body Ballistics, Seat Ejection // Proceedings of the Royal Society of London, Series B – Biologic Sciences. 1957. Vol. 147. P. 121-139. 60. Technical Report on the topic: «Dynamic Models of the Human Body» / Wright-Patterson Air Force Base. Theme head E.L. Stech. Ohio, 1969. 55 p. 61. Brinkley J.W., Shaffer J.T. Dynamic simulation techniques for the design of escape systems: current applications and future Air Force requirements // Symposium 208 on Biodynamic Models and Their Applications, UMTRI-17405 A03. WrightPatterson AFB, 1971. P. 71-104. 62. Thyagarajan R., Ramalingam J., Kulkarni K. B. Comparing the Use of Dynamic Response Index (DRI) and Lumbar Load as Relevant Spinal Injury Metrics // URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/a591409.pdf (дата обращения: 06.06.17) 63. Рабинович Б.А. О границах применимости индекса динамической реакции (DRI) для оценки травмобезопасности позвоночника человека при ударе // Журнал автомобильных инженеров. 2016. №6 (101). С. 34-38. 64. Perey O. Fracture of the Vertebral End-Plate in the Lumbar Spine. An Experimental Biomechanical Investigation // Acta orthop. Scand. 1957. №28, Suppl. 25. P. 1-101. 65. Sonoda T. Studies on the Strength for Compression, Tension and Torsion of the Human Vertebral Column // J. Kyoto Pref. Med. University. 1962. Vol. 71, P. 659-702. 66. Исследование прочности позвонков человека на сжатие / С.А. Гозулов [и др.] // Арх. анатомии, гистологии и эмбриологии. 1969. Т. LI, №9. С.13-18. 67. Вариабельность динамической прочности позвоночника человека / Г.П. Ступаков [и др.] // Механика композитных материалов. 1982. № 5. С. 908-913. 68. Корженьянц В.А. Сравнительная оценка прочности позвонков при статических и ударных нагрузках // URL: http://www.physiologynorma.ru/dejstvie-na-organizm-udarnyxperegruzok/sravnitelnaya-ocenka-prochnosti-pozvonkov-pri-staticheskix-i-udarnyxnagruzkax-2/ (дата обращения: 18.08.2016). 69. Оценка критической скорости удара, вызывающего разрушения позвонков человека / Н.В. Моорлат [и др.] // Механика композитных материалов. 1979. №6. С. 1127-1130. 70. Прочность позвонков человека при ударе / Б.А. Рабинович [и др.] // Механика композитных материалов. 1983. №2. С. 361-365. 71. Chandler R.F. Human Injury Criteria Relative to Civil Aircraft Seat and Restraint Systems. Warrendale: SAE, 1985. 12 p. 209 72. Fryer D. I. Operational Experience with British Ejection Seats, a Survey of Medical Aspects // URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/267788.pdf (дата обращения: 5.06.16). 73. Ejection Seat Accelerations and Injuries / W. L. Jones [et al.] // J. Aerosp. Med. 1964. № 35. P. 559-562. 74. Ступаков Г.П., Козловский А.П., Казейкин В.С. Биомеханика позвоночника при ударных нагрузках в практике авиационных и космических полётов // Проблемы космической биологии. 1987. Т.56. 240 c. 75. Compression injuries of the cervical spine: a biomechanical analysis / D.J. Jr. Maiman [et al.] // Neurosurgery. 1983. № 13(3). P. 254–260. 76. The influence of end condition on human cervical spine injury mechanisms / B.S. Myers [et al.] // In: Proceedings of the 35th Stapp Car Crash Conference. San Diego. 18-20 November 1991. P. 391–400. 77. Dynamic characteristics of the human cervical spine / F.A. Pintar [et al.] // In: Proceedings of the 39th Stapp Car Crash Conference. San Diego. 8-10 November 1995. P.195–202. 78. The dynamic responses of the cervical spine: the role of buckling, end conditions, and tolerance in compressive impact / R.W. Nightingale [et al.] // In: 41st Stapp Car Crash Conference Proceedings. Lake Buena Vista. 13-14 November 1997. P. 451–471. 79. The influence of end condition on human cervical spine injury mechanisms / B.S. Myers [et al.] // Soc. Automot. Eng. J. Passeng. Cars. 1991. № 6(100). P.2040–2048. 80. An Assessment of Compressive Neck Loads Under Injury-Producing Conditions / H.J. Mertz [et al.] // Physician and Sports Medicine. 1978. Vol. 6, № 11. P. 95-106. 81. Mertz H.J., Nahum A.M., Melvin J.W. Anthropomorphic Test Devices // Accidental Injury, Biomechanics and Prevention. 1st Edition. New York: Spinger, 1993. P. 66-84. 210 82. Mertz H.J., Patrick L.M. Strength and response of the human neck // In: Proceedings 15th Stapp Car Crash Conference. Coronado. 17-19 November 1971. P. 207–254. 83. Patrick L.M., Chou C.C. Response of the Human Neck in Flexion, Extension and Lateral Flexion. Warrendale: SAE. 1976. 171 p. 84. Mertz H.J., Irwin A.L., Prasad P. Biomechanical and Scaling Bases for Frontal and Side Impact Injury Assessment reference Values // Stapp Car Crash Journal. 1978. Vol. 47. P. 155-188. 85. ES2 Neck Injury Assessment Reference Values for Lateral Loading in Side Facing Seats / M. Philippens [et al.] // Stapp Car Crash Journal. 2009. Vol. 53. P. 421-441. 86. Ward C.C., Chan M., Nahum A.M. Intracranial pressure – a brain injury criterion // In: Proceedings of 24th Stapp Car Crash Conference. Michigan. 15-17 October. 1980. P. 347-360. 87. A new biomechanical assessment of mild traumatic brain injury. Part 2 – results and conclusions / J.A. Newman [et al.] // URL: https://www.researchgate.net/publication/255576050_A_new_biomechanical_assess ment_of_mild_traumatic_brain_injury_Part_2_results_and_conclusions (дата обращения: 08.07.2016). 88. Сапроненкова И.Н. Разработка критериев травмобезопасности головы, защищенной бронешлемом: дисс. … канд. мед. наук. СПб. 2005. 150 с. 89. Zhang L., Yang K.H., King A.I. A proposed injury threshold for mild traumatic brain injury // Journal of Biomechanical Engineering. 2004. № 126(2). P. 226-236. 90. Modeling of the human head under impact conditions: a parametric study / H. S. Kang [et al.] // In: Proceedings of 41st Stapp Car Crash Conference. Lake Buena Vista. 13-14 November 1997. P. 315-328. 91. Mechanisms of axonal injury: an experimental and numerical study of a sheep model of head impact / R. W. G. Anderson [et al.] // In: Proceedings of International IRCOBI Conference on the Biomechanics of Impacts. Sitges. 23 – 24 September 1999. P. 107-120. 211 92. Zhou C., Kahlil T., Dragovic L. Head injury assessment of a real world crash by finite element modeling // In: Proceedings of the AGARD Conference. New Mexico. 7-9 November 1996. P. 81–87. 93. Finite element modeling approaches for predicting injury in an experimental model of severe diffuse axonal injury / R. T. Miller [et al.] // In: Proceedings of 42nd Stapp Car Crash Conference. Tempe. 2-4 November 1998. P. 155-166. 94. Anderson R. W. G. A study of the biomechanics of axonal injury: Thesis … PhD Mechanical Engineering. Adelaide. 2000. 204 p. 95. Head tolerance limits derived from numerical replication of real world accidents / R. Willinger [et al.] // In: Proceedings of International IRCOBI Conference on the Biomechanics of Impacts. Montpellier. 20 - 22 September 2000. P. 209-221. 96. Tolerance limits for mild traumatic brain injury derived from numerical head impact replication / D. Baumgartner [et al.] // In: Proceedings of International IRCOBI Conference on the Biomechanics of Impacts. Isle of Man. 10 - 12 October 2001. P. 353-355. 97. Willinger R., Baumgartner D. Numerical and physical modelling of the human head under impact – toward new injury criterion // International Journal of Vehicle Design. 2001. № 32(1-2). P. 94–115. 98. Willinger R., Baumgartner D. Human head tolerance limits to specific injury mechanisms // International Journal of Crashworthiness. 2003. № 8(6). P. 605-617. 99. Baumgartner D., Willinger R. Numerical Modeling of the Human Head under Impact: New Injury Mechanisms and Tolerance Limits // IUTAM Symposium on Impact Biomechanics: From Fundamental Insights to Applications. Dublin. 11-15 July 2005. P. 195-203. 100. Deck C., Willinger R. Improved head injury criteria based on head FE model // International Journal of Crashworthiness. 2008. № 13(6). P. 667-678. 101. Galbraith J.A., Thibault L.E., Matteson D.R. Mechanical and electrical responses of the squid giant axon to simple elongation // J. Biomech. Eng. 1993. № 115(1). P. 13-22. 212 102. Shreiber D.I., Bain A.C., Meaney D.F. In vivo thresholds for mechanical injury to the blood-brain barrier // In: Proceedings of 41st Stapp Car Crash Conference. Orlando. 13-14 November 1997. P. 277-291. 103. Bain A.C., Meaney D.F. Tissue-level thresholds for axonal damage in an experimental model of central nervous system white matter injury // J. Biomech. Eng. 2000. № 122(6). P. 615-622. 104. Is head injury caused by linear or angular acceleration / A. I. King [et al.] // In: Proceedings of International Research Council on the Biomechanics of Impact (IRCOBI) Conference. Lisbon. 25 - 26 September 2003. P. 1-12. 105. McElhaney J.H., Mate P. I., Roberts V.L. A new crash test device – Repeatable Pete // In: Proceedings of 17th Stapp Car Crash Conference Society of Automotive Engineers. Oklahoma. 12-13 November 1973. P. 467- 507. 106. Human head tolerance to sagittal impact reliable estimation deduced from experimental head injury using sub-human primates and human cadaver skulls / K. Ono [et al.] // In: Proceedings of 24th Stapp Car Crash Conference. Michigan. 15-17 October 1980. P. 101-160. 107. Scaling of experimental data on cerebral concussion in sub-human primates to concussion threshold for man / A. K. Ommaya [et al.] // In: Proceedings of 11th Stapp Car Crash Conference. Anaheim. 10-11 October 1967. P. 73-80. 108. Löwenhielm P. Mathematical simulation of gliding contusions // Journal of Biomechanics. 1975. № 8(6). P. 351-356. 109. Some new data related to human tolerance obtained from volunteer boxers / Y. Princemaille [et al.] // In: Proceedings of 33rd Stapp Car Crash Conference. Warrendale. 4-6 October 1989. P.177-190. 110. Margulies S.S., Thibault L.E. A proposed tolerance criterion for diffuse axonal injury in man // Journal of Biomechanics. 1992. № 25(8). P. 917-923. 111. Mechanical properties on cranial bone / J. H. McElhaney [et al.] // J. Biomech. 1970. № 3(5) P. 495-511. 213 112. Transient finite element analysis of a traumatic fracture of the zygomatic bone caused by a head collision / A. Schaller [et al.] // International Journal of Oral and Maxillofacial Surgery. 2012. № 41(1). P. 66-73. 113. Results of experimental head impact on cadavers: The various data obtained and the relation to some measured physical parameters / C. Got [et al.] // In: Proceedings of 22nd Stapp Car Crash Conference. Ann Arbor. 24–26 October 1978. P. 57-99. 114. Gurdjian E., Webster J. Mechanism, Diagnosis and Management of Head Injury. Boston: Little, Brown & Company. 1958. 482 p. 115. Biomechanics of skull fracture / N. Yogonandan [et al.] // J. Neurotrauma. 1995. № 12(4). P. 658-668. 116. Allsop D.L., Perl T.R., Warner C.Y. Force/deflection and fracture characteristics of the temporoparietal region of the human head // In: Proceedings of 35th Stapp Car Crash Conference. San Diego. 18-20 November 1991. P. 269-278. 117. Lissner H.R., Lebow M., Evans F.G. Experimental studies on the relation between acceleration and intracranial pressure changes in man // Surg. Gynecol. Obstet. 1960. № 111. P. 329-338. 118. Patrick L.M., Lissner H.R., Gurdjian E.S. Survival by design: Head protection // In Proceedings of the 7th Stapp Car Crash Conference. Los Angeles. November 1965. P. 483–499. 119. Gadd C.W. Criteria for injury potential // In: Impact Acceleration Stress Symposium. Brooks Air Force Base. 27-29 November. 1961. P.141–144. 120. Versace J. A review of the severity index // In: Proceedings of the 15th Stapp Car Crash Conference. Coronado. 17– 19 November. 1971. P.771–796. 121. ГОСТ Р 41.94-99 (Правила ЕЭК ООН № 94). Единообразные предписания, касающиеся официального утверждения транспортных средств в отношении защиты водителя и пассажиров в случае лобового столкновения. Пересмотр 2. М.: ИПК Издательство стандартов, 2015. 73 с. 122. Рабинович Б.А., Кулаков Н.А. О неправомерности использования критерия HIC (Head Injury Criteria) для оценки травмобезопасности головы 214 человека при ударе // Журнал автомобильных инженеров. №5 (94). 2015. С. 10-15. 123. Brinkmann H.H. Techniques and procedures for the measurement of impulse noise // URL: http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/p010340.pdf (дата обращения: 03.04.17). 124. Danger of auditory impairment from impulse noise: A comparative study of the CHABA damage - risk criteria and those of the Federal Republic of Germany / F. Pfander [et al.] // J. Acoust. Soc. Am. 1980. Vol. 67, №2. P. 628-633. 125. Kokinakis W, Rudolf. R.R. An Assesment of the State-of-the-Art of Incapacitation by Air-Blast // Acta Chir. suppl. Scand. 1982. № 508. P. 135–151. 126. О зависимости между величиной максимального избыточного давления воздушной ударной волны и ее действием на организм животных / М.П. Бресткин [и др.]. Л.: ВМОЛА им. С.М.Кирова. 1955. с. 236. 127. Бэйкер В.Е. и др. [Baker W.E. et al.] Взрывные явления. Оценка и последствия / пер. с англ. под. ред. Я.Б. Зельдовича, Б.Е. Гофмана. М.: Мир. Кн. 2. 1986. 384 с. 128. Фон-Гирке Х.Е. [Fon-Girke H.E.], Никсон Ч. В. [Nixon C.W.], Гигнард Д. [Gingard D.] Шум и вибрация // Основы космической биологии и медицины / Под ред. О.Г. Газенко и М. Кальвина [M. Calvin]. М.: Наука, Т. 2. Кн.1. 1975. С. 370-395. 129. Тэйлор Р. [Taylor R.] Шум / Под ред. М.А. Исаковича; Пер. с англ. Д.И. Арнольда. М.: Мир, 1978. 308 с. 130. Александров Л.Н. Поражающее действие ударных волн, возникающих в броневых закрытиях при действии по броне снарядов и взрывов, и средства защиты: дис. ... д-ра. мед. наук. Л., 1956. 232 с. 131. Никольский давления дульной А.А. Коррелятивные волны соотношения артиллерийского между выстрела и величиной характером патологических явлений в организме: дис. ... канд. мед. наук. Л., 1949. 166 c. 132. Иванов Н.И. Состояние уха при хроническом действии импульсных шумов на организм // Вестник оториноларингологии. 1967. № 2. C. 73-78. 215 133. Григоров И.И. Обеспечение травмобезопасности при воздействии импульсного шума высокой интенсивности в условиях реверберации: дис. … канд. мед. наук. СПб., 2007. 181 c. 134. Dresser W. Gunfire noise levels // The American Rifleman. 1975. V. 123. № 9. P. 44–47. 135. Coles R.R.A., Rice C. G. High - intensity noise problems in the Royal marines // J. roy. nav. med. Serv. 1965. Vol. 51. P. 184–192. 136. Мельниченкo П.И. Влияние импульсного шума на организм человека // ВМЖ. 1980. № 12. C. 44-46. 137. Johnson D.L. New Auditory Damage Risk Criteria and Standard for Impulse Noise. URL: // http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/p010341.pdf (дата обращения: 19.09.16). 138. Johnson D.L. Non-Auditory Damage Risk Assessment for Impulse Noise // URL: (дата http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/p010346.pdf обращения: 19.09.16). 139. Bowen I.G., Fletcher E.R., Richmond D.R. Estimate of Man’s Tolerance to the Direct Effects of Air Blast, Headquarters URL: // http://www.dtic.mil/dtic/tr/fulltext/u2/693105.pdf (дата обращения: 19.09.16). 140. Effect of Blast Exposure on the Brain Structure and Cognition in Macaca fascicularis / J. Lu [et al.] // Journal of neurotrauma. 2012 № 29. P. 1434–1454. 141. Axelsson H., Yelverton J.T. Chest Velocity as a Predictor of Nonauditory Blast Injury in a complex Wave Environment // The Journal of trauma. 1996 Vol. 40, Suppl. 3. P.31-37. 142. SAE J211/1. Instrumentation. Instrumentation Society of for automotive Impact Engineering Test-Part Standards 1-Electronic // URL: http://standards.sae.org/j211/1_199503/ (дата обращения 11.05.16). 143. SAE J1727. Injury Calculations Guidelines. Society of automotive Engineering Standards 11.05.16). // URL: http://standards.sae.org/j1727_201502/ (дата обращения 216 144. SAE J1733. Sign Convention for Vehicle Crash Testing. Society of automotive Engineering Standards // URL: http://standards.sae.org/j1733_200711/ (дата обращения 11.05.16). 145. Гаврилов Е.В., Кулаков Н.А. Разработка математической модели энергопоглощающего кресла с использованием результатов копровых испытаний // Известия МГТУ «МАМИ» 2012. № 2(14), Т.1. С. 206-213. 146. Амортизационное кресло транспортного средства: п. РФ № 2448848 / Н.А. Кулаков, А.Н. Любин; заявл. 25.10.10; опубл. 27.04.12. 147. Отчет по опытно-конструкторской работе по теме: «Подготовка автомобиля ВПК-39272 к испытаниям подрывом и проведение специальных измерений» / Научно-технический центр «Спецтехника». МГТУ «МАМИ». Руководитель темы Н.А. Кулаков. М., 2011. 53 с. 148. Временная методика испытаний на противопульную, противоснарядную и противоминную стойкость и стойкость от зажигательного оружия защищенных автомобилей, бронетранспортеров и боевых машин пехоты / Главное автобронетанковое управление Минобороны России. Кубинка. 2011. 26 с. 217 СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ АБТ – автобронетанковая техника АИМ – антропоморфный измерительный манекен АМН – антропоморфный макет ноги ВВ – взрывчатое вещество КМКА – конструкция, моделирующая корпус автомобиля МВВ – минно-взрывное воздействие СВУ – самодельное взрывное устройство СЗАТ – специальная защищенная автомобильная техника ТЗ – техническое задание CWVP – chest wall velocity predictor DRI – dynamic response index (индекс динамической реакции) HIC – head injury criteria MRAP – mine resistant ambush protected (защищённый от подрыва и атак из засад, миностойкий засадозащищённый)
