Диссертация (Разработка научно обоснованных технических решений защиты экипажа автобронетанковой техники при минно-взрывном воздействии), страница 13

По результатам испытаний был сделан вывод о том,что энергопоглощающий элемент в кресле не сработал в результате высокойскоростинарастанияперегрузкихарактернойдляподрываАБТ.Энергопоглощающий элемент предназначен для более «мягкого» нарастанияперегрузки, которая происходит за счет деформации стоек шасси и корпуса.Таким образом, конструкции элементов, связанные со срезом или смятиемматериала, имеют эффект запирания срабатывания в начальный моментскорости нарастания перегрузки.Было принято решение доработать вертолетное противоударное кресло намаятниковой подвеске с энергопоглощающими элементами, основанными напринципе прокатки проволоки.

После доработки кресла были проведеныкопровые испытания по сбросу кресла для имитации подрыва. По результатамсбросов был сделан вывод об обеспечении травмобезопасности конструкции.Принцип маятниковой подвески был использован, в том числе припроектировании энергопоглощающего кресла автомобиля ВПК-39272.После проведения копровых испытаний энергопоглощающее кресло былоиспытано подрывом в составе макетного образца колесного АБТ. Былопроведено 2 подрыва – первый под кабиной, второй под функциональныммодулем. В кресло был установлен АИМ Гибрид 2 с системой измерения«ВИТА». Энергопоглощающий элемент успешно сработал, тем самым снизивперегрузкинаэкипаже,нижепредельнодопустимых.Критерийтравмобезопасности HIC при подрыве под кабиной составил 446,6, что ниже109предельно допустимого значения в 1000 по старым нормам, но больше чем 250по новым и вызван ударом головы манекена о внутреннюю конструкциюкабины.В виду необходимости регулировки расположения кресла, используемогодля АБТ, в горизонтальном и вертикальном направлении была разработанаконструкция, позволяющая производить указанные регулировки.

Также былаустановлена система преднатяжения ремней безопасности. Проведены 2 сериииспытаний на сброс с измерениями ускорений на конструкции и манекене, атакже усилий в поясничном отделе позвоночника и усилий и моментов в шееманекена.По итогам испытаний сделаны выводы, о том, что конструкция креслауспешно выдержала ударную нагрузку, система энергопоглощения, а такжесистема преднатяжения ремней безопасности успешно сработала. Конструкцияобеспечиваеттравмобезопасностьпридинамическихвертикальныхперегрузках.КритерийDRI,рассчитанныйпоперегрузкенасидении,даётзавышенную оценку травмобезопасности, что видно по сбросам №№ 4, 5, 7, 8,9, 11, 12 (Таблица 8) при превышении предельно допустимого значенияиндекса DRI усилие, измеренное в нижнем отделе позвоночника, не превышаетпорогового значения в 680 кг.110ГЛАВА 4.РАЗРАБОТКАЛЕГКОБРОНИРОВАННОЙПРОТИВОМИННОЙАВТОБРОНЕТАНКОВОЙЗАЩИТЫДЛЯТЕХНИКИИСПЕЦИАЛЬНЫХ ЗАЩИЩЕННЫХ АВТОМОБИЛЕЙ4.1.Постановка задачиБыли поставлены задачи разработки минимальных по массе противоминныхзащитных устройств для легкобронированной автобронетанковой техники испециальной защищенной автомобильной техники при действии заданных втехническом задании (ТЗ) на изделие взрывных устройств.Мощность фугасного взрывного устройства для изделия автобронетанковойтехники составляла 3-6 кг в тротиловом эквиваленте, при условии подрывавзрывчатого вещества (далее ВВ) на скальном грунте и при клиренсе 300-500 мм.Мощность фугасного взрывного устройства для специальных защищенныхавтомобилей составляла 0,2-0,5 кг в тротиловом эквиваленте, при условии подрываВВ на твердом покрытии и при клиренсе 150-250 мм.4.2.Разработкапротивоминнойзащитыдляизделияавтобронетанковой техникиНа первоначальном этапе было спроектировано несколько вариантовреализации противоминной защиты.

Так как корпус изделия изготавливается изброневого алюминия марки АБТ-102, то противоминная защита была выполнена ввиде составной части несущего корпуса и также изготавливалась из алюминиевогосплава.Было выполнено 4 варианта расчета на динамику и прочность корпусатехники. Распределение сечений и конструкция противоминной защитыпредставлены на Рис. 4.1.111а)б)Рис. 4.1. Распределение сечений (а), конструкция противоминной защиты (б)Первый вариант: противоминное днище выполнено в виде трехслойнойконструкции из АБТ-102 (σв=406,7 МПа, σт=294МПа, δ=6%), толщина нижнейпанели - 23 мм (параметр а на Рис.

4.1, б), толщина верхней панели 15 мм(параметрb 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-образногопрофиля 84 мм (параметр f на Рис. 4.1, б). Толщина продольного ребра 40 ммУдельный импульс и время действия врывных газов на нижнюю панельнепосредственно над ВВ для клиренса 420 мм и мощности заряда 6 кг в тротиловомэквиваленте расчитывается по формулам (1.7) и (1.9) соответственно. Нагрузкаприкладывается по треугольному закону, со временем нарастания давленияравному 0,1t+Максимальные перемещения конструкции составили 15,2 см, эквивалентныенапряжения составили 400 МПа, а максимальная деформация деформацииконструкции – 6%.Для второго варианта толщина нижней панели a= 23 мм, толщина верхнейпанели b = 15 мм, шаг ребер c = 230 мм, толщина ребер d = 14 мм. Расстояние междупанелями e = 60 мм (Рис.

4.1, б). Толщина продольного ребра 40 мм. Результаты112получены практически такие же как для первого варианта: в центре внутреннейпанели максимальны прогиб 15 см, максимальное напряжение 400 МПа,максимальная деформация 6%.Для третьего варианта толщина нижней панели a= 23 мм, толщина верхнейпанели b = 20 мм, шаг ребер c = 230 мм, толщина ребер d = 14 мм. Расстояние междупанелями e = 60 мм (Рис. 4.1, б). Толщина продольного ребра 40 мм.Результаты расчетов третьего варианта: в центре внутренней панелимаксимальны прогиб 13,2 см, максимальное напряжение 330 МПа, максимальнаядеформация 3,4%.Анализ результатов расчетов показывает, что максимальная деформацияднища происходит за время 0,004-0,005 сек.

За это время боковые панелипрактическинедеформируются,следовательнопрочностьэлементовпротивоминной защиты днища можно оценить по макету днища выполненого ввиде фрагмента нижней части копуса изделия. Оценка прочности макета копусапроводилась еще до окончательной проработки конструкции корпуса (Рис. 4.2 –Рис. 4.4).мсРис. 4.2. Распределение перемещений. Максимальные перемещения в точке 1конструкции составили 13,2 см113сРис.

4.3. Распределение напряжений. Максимальные напряжения в точке 1конструкции составили 330 МПасРис. 4.4. Распределение деформаций. Максимальные деформации в точке 1конструкции составили 3,4%114При расчетах было показано, что рассмотренные конструкции либо не имеютзапаса прочности, либо имеют незначительный запас, но при этом снижениепрочности за счет сварных швов, концентраторов напряжения практически неучитывалось.

Заказчик, однако, настоял на изготовлении и испытании всехвариантов, так как достаточно остро стоял вопрос о снижении массы корпуса. Нарисунках Рис. 4.6 – Рис. 4.10 представлены результаты испытаний предложенныхконструкций. Конструкция первого варианта днища представлена Рис. 4.5.Рис. 4.5. Конструкция днища и установка днища на стендеАнализ разрушения днища показал, что сначала разрушилась нижняяпластина днища, причём разрушение носило локальный характер (разрушениемежду двух ребер), после чего при дальнейшем деформировании разрушилисьсварные крепления ребер к нижней пластине, причем разрушался не сварной шов,а материал вблизи шва. В результате ребра практически не участвовали в работе.

Вдальнейшем осколки ребер и нижней пластины пробили верхнюю пластину и,частично, фальшпол.115а)б)Рис. 4.6. Покадровый процесс подрыва первого варианта днища (а), фальшпол иднище после подрыва (б)При проведении испытаний были использованы несколько системизмерений: датчики ускорения и перемещения защиты днища и фальшпола, рейкис отметками и 2 видеокамеры. Схемы расположения измерительных системпоказаны на Рис. 4.7.116а)(3,4)б)12Рис. 4.7.

Схема видеосъемки (а), схема измерений (б), датчики: 1– датчикускорений на 20000g, 2– датчик ускорений на 100g, 3 – датчик перемещенийфальшпола, 4 –датчик перемещений днищаПри разрушении днища были уничтожены системы измерения ускорений иперемещений. Часть записи ускорений до окончательного уничтожения системыудалось сохранить (Рис. 4.8).а)б)в)Рис. 4.8. Перегрузка на верхней пластине днища (а, б), перегрузка нафальшполе (в)117Анализ перегрузок на верхней пластине днища показывает, что онисущественно 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 иверхней пластинами размещен пеноалюминий. Для увеличения жесткости иусиления связи между ребрами, нижним и верхним листами были введеныболтовые соединения (Рис. 4.9).Рис. 4.9. Конструкция облегченного днища118б)а)Рис.

4.10. Покадровый процесс подрыва первого варианта днища (а), фальшполи днище после подрыва (б)При анализе ускоренной съемки была получена скорость вертикальногоразлета осколков. Максимальное значение соответствует 12 м/с, при этомминимальное ускорение должно быть больше 1200 g.Так как по результатам испытаний предложенные конструкции былипризнаны не удовлетворяющими требованиям ТЗ, то были продолжены расчетыразличных вариантов исполнения защиты.