Содержание к диссертации
Введение
I. Анализ состояния проблемы. Цель и задачи исследования 8
II. Определение интегральных силы лобового сопро-тивления и момента трения при проникании инден-тора в грунт
2.1. Решение задачи для случая поступательного движения индентора 20
2.1.1. Определение текущего значения элементарной силы сопротивления преграды 20
2.1.2. Определение текущего значения интегральной силы сопротивления преграды 27
2.2. Решение задачи для случая поступательно-вращательного движения индентора в преграде 30
III. Связанная задача поступательно-вращательного движения индентора в преграде 37
3.1. Экспериментально-теоретический способ определения численных значений физических констант для грунтов, входящих в структуру уравнений движения индентора
3.1.1 Описание схемы проведения и результаты экспериментов 51
3.1.2 Определение численных значений констант для
конкретных фунтов и преград 61
3.2. Оценка влияния вращательного движения инденторов и трения на параметры проникания
IV. Частные случаи решения обратной задачи оптимального проектирования головных частей инденторов
4.1. Оптимизация геометрических параметров комических головных частей инденторов 74
4.2. Вариационная задача оптимизации геометрических параметров оживальных головных частей инденторов ... 86
4.3. Сопоставление результатов расчётов с экспериментальными данными и выработка практических рекомендаций 94
Заключение.
Основные результаты и выводы 99
Библиографический список
- Анализ состояния проблемы. Цель и задачи исследования
- Определение текущего значения элементарной силы сопротивления преграды
- Описание схемы проведения и результаты экспериментов
- Вариационная задача оптимизации геометрических параметров оживальных головных частей инденторов
Введение к работе
Проблема проникания различного вида и назначения инденторов в деформируемые преграды актуальна и многопланова. Например, в военной технике существует класс боеприпасов (пули стрелкового оружия, артиллерийские снаряды, мины, боевые части ракет) проникающего типа, боевая эффективность которого существенно зависит от глубины, на которой находится боеприпас в преграде в момент его подрыва. Причём, важно уметь достоверно прогнозировать не только положение боеприпаса в преграде, но и время, за которое он достигает этого положения, для соответствующей установки взрывательного устройства. Кроме того, иногда бывает важно спроектировать головную часть боеприпаса таким образом, чтобы полная глубина его проникания в преграду (то есть глубина проникания до полной остановки боеприпаса) была максимальной [ 7, 8, 9, 14, 42, 45, 56, 59].
Или ещё пример. В строительной технике и в обработке металлов давлением актуально проектировать инденторы типа «карандаши», сваи, пуансоны таким образом, чтобы при их забивании в грунты или при глубокой прошивке отверстий сила лобового сопротивления преграды была бы возможно минимальной, так как это снижает энергоёмкость процесса и повышает запас прочности индентора [31,41,5 2, 53].
И, наконец, в последние годы развивается направление, связанное с контактным исследованием свойств поверхностей планет солнечной системы - необходимо, чтобы удар и проникание индентора в грунт планеты был, с одной стороны, возможно более мягким, с другой - глубоким, чтобы обеспечить сохранность бортовой регистрирующей и передающей аппаратуры, а также максимальную информативность эксперимента [ 10, 11, 18 ].
Экспериментальным и теоретическим моделированием проникания инденторов в деформируемые преграды исследователи занимаются уже более столетия, но особенно интенсивно это направление развивается последние пятьдесят лет. Следует отметить работы в этом направлении таких отечест 5 венных и зарубежных учёных, как Н.В. Майевский, Н.А. Забудский, Жакоб де Марр, Г.И. Покровский, А. Тейт, А.Я. Сагомонян, Х.А. Рахматулин, Н.К. Снитко, Г.М. Ляхов, С.С. Григорян, Ю.В. Хайдин, В.А. Велданов, В.Л. Баранов, Ю.С. Ветчинкин, В.Н. Щитов и др.
В настоящей работе развивается и обобщается подход к задаче проникания жёсткого ударника в грунт, сформулированный и реализованный в работах В.Л. Баранова, И.В. Лопы и В.Н. Щитова [ 7, 9, 10 ]. Обобщение производится в направлении учёта влияния контактных сил трения на поверхности взаимодействия индентора и грунта при записи интегральных сил лобового сопротивления преграды, учёта зависимости сил трения от нормального давления и относительной скорости проскальзывания трущихся поверхностей. Также используется более общий вид зависимости нормального давления на контактной поверхности от скорости «набегания» преграды. Впервые вычленяется и анализируется влияние вращательного движения индентора на параметры проникания. Решается задача оптимизации формы головной части индентора.
Структурно диссертация состоит из введения, четырёх разделов и заключения.
В первом разделе представлен критический обзор доступных работ отечественных и зарубежных авторов, посвященных экспериментальному и теоретическому моделированию проникания инденторов в деформируемые преграды. Формулируется цель и ставятся задачи, подлежащие реализации.
Во втором разделе работы определяются интегральные силовые факторы, действующие на вращающийся жесткий индентор при его проникании в грунт: лобовая сила сопротивления и суммарный момент сил трения. Рассматривается общий случай полиномиальной зависимости нормальных напряжений на контактной поверхности от нормальной компоненты скорости «набегания» грунта на головную часть индентора. Анализируются касательные усилия, возникающие от двух факторов: проскальзывания грунта в ме-ридианальной плоскости и вращательного движения инденетора. Учитывает 6 ся в дробно-линейном виде зависимость коэффициента трения от относительной скорости проскальзывания контактирующих сред.
В третьем разделе моделируется связанная задача поступательно-вращательного движения индентора в грунте. Показано, что формально определение кинематических параметров индентора сводится к решению задачи Коши для системы четырех обыкновенных дифференциальных уравнений первого порядка. Разработан и реализован экспериментально-теоретический способ определения численных значений физических констант грунтов, входящих в структуру правых частей дифференциальных уравнений и характеризующих динамические свойства грунтов. Для случая трехчленного закона сопротивления определены численные значения констант для ряда грунтов. Продемонстрирована на конкретных примерах практическая возможность решения прямой задачи проникания индентора и впервые произведена оценка влияния вращательного движения индентора на кинематические параметры проникания. Проводится сопоставление результатов численного моделирования с экспериментом.
В четвертом разделе рассматриваются частные случаи: в рамках систем упрощающих гипотез формулируются обратные задачи оптимального проектирования головных частей инденторов для вариантов конических и ожи-вальных головных частей с плоским притуплением в вершине. Решения доведены до возможности использования их в инженерной конструкторской практике. Предлагаются конкретные практические рекомендации по выбору рациональных геометрических параметров головных частей инденторов. Полученные результаты прошли апробацию и использованы ЦНИИТМ при проектировании 12,7-мм снайперской пули, принятой на вооружение в Российской Армии. Приводятся результаты экспериментальной проверки сделанных рекомендаций.
В заключении сформулированы основные результаты и выводы по работе.
По теме диссертации автором опубликовано: ? 1 монография;
? 3 статьи в научной периодической печати;
? 2 патента РФ на изобретение.
Результаты работы докладывались на Международных и Всероссийской НТК «Проблемы проектирования и производства систем и комплексов», г. Тула (2002, 2003,2004 гг.).
В целом работа докладывалась на НТС ГРАУ РФ, Москва (октябрь 2004г.), на НТС Центрального научно-исследовательского института точного машиностроения, г. Климовск Моск. обл. (октябрь 2004г.), на расширенном заседании кафедры «Расчёт и проектирование автоматических машин» Тульского государственного университета (ноябрь 2004г.).
Работа выполнена в Тульском государственном университете, где автор являлся соискателем в 2000-2004гг., и в Главном ракетно-артиллерийском управлении МО РФ, где автор работает руководителем группы.
При проведении работ автор пользовался консультациями Первого заместителя Генерального директора ЦНИИТМ, кандидата технических наук В.Н. Щитова. В проведении экспериментов на базе полигона ЦНИИТМ участвовали и оказали автору помощь канд. техн. наук, ст. научн. сотр. В.М. Бобров, инж. В.И. Чиликин. Всем им автор выражает искреннюю благодарность и признательность.
Анализ состояния проблемы. Цель и задачи исследования
Исследованиями проникания различных типов инденторов в преграды занимаются уже более двух веков. Очевидно, исторически первыми отечественными работами в этой области следует считать систематизированные экспериментально-теоретические труды знаменитых русских учёных XIX века Н.В. Майевского и НА. Забудского [ 45, 56 ], в которых был получен известный двучленный закон сопротивления грунта.
Предполагалось, что при проникании индентора в грунт вся его энергии расходуется на преодоление сил сцепления частиц среды и их энерции. При этом считается, что энергия на преодоление сил трения и на собственно деформацию самого индентора не расходуется. Во второй половине ХХ-го века интерес к проблеме проникания в грунты и, как следствие, количество публикаций на эту тему резко увеличились. Появление мощной вычислительной техники позволяет сегодня формулировать и решать задачи проникания на качественно ином уровне, с учётом характера распределения контактных усилий по поверхности части головной части индентора, а также контактного трения при проникании. Ниже анализируются некоторые работы. В оригинальной работе А.И. Бунимовича и Г.Е. Якуниной [ 17 ] сформулирована и решена вариационная задача определения оптимальной формы тела вращения, движущегося поступательно в пластической сжимаемой среде и в упруго-пластических средах. Минимизируется сила лобового сопротивления среды. Решение проводится в рамках гипотезы плоских сечений для случая движения тела в среде с постоянной скоростью. Найдены оптимальные формы тел вращения при наличии сил трения на контактной поверхности. Проведён численный анализ решения при задании различных геометрических параметров. Рассчитаны формы оптимальных тел и их сопротивления для реальных грунтов при различных изопиреметрических условиях. Показано, что коническая форма головной части не является оптимальной. Причём, проведённые расчёты для модельных сред показали, что интегральные силы сопротивления оптимальной формы значительно (в несколько раз) меньше соответствующих сил сопротивления конусов, и при увеличении коэффициента трения на контактной поверхности этот эффект проявляется более ярко. Следует заметить, что авторы без какого-либо обоснования ограничились рассмотрением случаев только заоострённых образу юющих головных частей и не анализировали влияние плоских притуплений в вершинах головных частей на формирование силы лобового сопротивления, тогда как наличие плоского притупления зачастую бывает вынужденно необходимо по технологическим соображениям, а также для уменьшения вероятности образования рикошета в случае встречи с преградой под углом, отличным от нормального, при проектировании и ультрамассовом характере производства пуль стрелкового оружия проникающего типа [ 7, 45 ]. В случаях проектирования боеприпасов крупных и средних калибров, укомплектованных головными дистанционными механизмами, взрыватели также всегда имеют плоское притупление в вершине.
В работе В.А. Котляревского, Р.А. Румянцева и А.Г. Чистова [31] проведены расчёты последствий удара штампа по грунтовому массиву с использованием упруго-пластических моделей сред в условиях плоской деформации методами механики деформируемого твёрдого тела. Констатируется, что в силу разнообразности грунтов, сложности и нестационарности их реологии в природных условиях, в литературе по динамике грунтов встречается большое количество различных моделей даже для описания свойств идентичных грунтов.
В работе В.В. Мельникова и Г.В. Рыкова [39] представлены результаты экспериментальных исследований по влиянию скорости деформирования на сжимаемость грунтов и условия пластичности. Показано, что влияние скорости деформирования в целом существенно, и при стремлении скорости к некоторой критической величине это влияние исчезает, а также существует некоторая предельная форма соотношений между напряжениями и деформациями, уже не содержащая скорости деформирования. Кроме того, показано, что существует также и другая предельная форма, соответствующая нулевой скорости деформирования. Приводятся соответствующие количественные данные для конкретных видов фунтов.
Чрезвычайное разнообразность свойств грунтов отмечается и анализируется также в монографии X. А. Рахматулина, А.Я. Сагомоняна и Н.А. Алексеева [ 46 ] показано, что основными факторами, влияющими на свойства одного и того же грунта, являются его пористость (отношение объёма пор к полному объёму грунта) и влажность грунта (отношение массы воды, содержащейся в грунте, к массе его скелета). В последнем случае отмечается, что грунт может содержать воду как в порах, так и молекулярно, химически связанно с частицами его скелета. Подробно описывается построение динамических кривых сжатия фунта в рамках одноосной деформации, то есть деформации образцов фунта, заключённых в жёсткие обоймы. Описывается экспериментальное определение давления, сжимающего образец, и скорость деформации образцов как функции времени. Давление определяется с помощью тензометрических датчиков с фиксацией импульса, предварительно усиленного тензометрической установкой на плёнке шлейфового осцилло-фафа.
Определение текущего значения элементарной силы сопротивления преграды
Общий вид индентора изображён нарис. 2.1. Считается, что сочетание свойств материалов индентора и преграды таково, что в процессе проникания не происходит деформирования и разрушения индентора (индентор в процессе проникания считается жёстким). Известны работы В.Л. Баранова [ 13 ], Ю.В. Хайдина [ 22 ], В.П. Алексеевского [ 1 ], А. Тейта [ 54 ], в которых проводятся теоретические и экспериментальные оценки «срабатывания» головной части инденторов в процессе проникания, но это явление выходит за рамки настоящей работы.
Преграда считается однородной, индентор осесимметричен, вектор скорости его центра масс в момент встречи с преградой коллинеарен с осью симметрии индентора и с нормалью к поверхности преграды в точке удара. Всё это означает, что движение индентора в преграде будет являться прямолинейным.
Образующая головной части и принятые обозначения. Так как движение индентора в преграде прямолинейное, то векторы скорости и ускорения центра масс индентора, а также вектор интегральной силы лобового сопротивления в любой момент времени коллинеарны. Выделим элемент головной части индентора с координатой z толщиной d z,
Полное контактное напряжение на его поверхности обозначим r(z ) (заметим, что в общем случае вектор сг ( z ) не коллинеарен вектору V скорости индентора). Нормальная компонента контактного напряжения J„(z ) связана с нормальной компонентой скорости набегания преграды на выделенный элемент головной части в обращенном движении полиномиальной зависимостью вида .
Поверхность коэффициента трения в фазовой плоскости. Касательное напряжение тт ( г, t) на выделенном элементе головной части связано с нормальной компонентой коэффициентом трения материала преграды о материал индентора /( z, t ), который, в свою очередь, зависит от величины относительной скорости трущихся поверхностей в рассматриваемой точке головной части. Примечание. Высокоскоростное проникание жёсткого индентора в грунт сопровождается неоднородным и нестационарным сжатием слоя грунта в окрестностях контактной поверхности. Известно [ 24, 33, 35, 39, 43, 44, 47/, что механические свойства грунтов при их сжатии существенно изменяются - и было бы естественно предположить, что введённые выше физические константы Kjy f0, а, и а2 являются не константами, а известными функциями нормального напряжения и, возможно, нормальной компоненты скорости набегания преграды в рассматриваемой точке контактной поверхности. Причём структура этих функций и численные значения входящих в них констант, характеризующие свойства конкретного грунта, могут быть определены только из специально подготовленных экспериментов. Но всё это выходит за рамки настоящей работы и может рассматриваться как перспективное направление её дальнейшего развития.
Совместный анализ ( 2.3 ) и ( 2.4 ) показывает, что диапазон изменения динамического коэффициента трения на поверхности всей головной части индентора зависит, во-первых, от скорости его движения в преграде и, во-вторых, от перепада величины a ( z ) на интервале z є [ 0 ; Нр ]. Для реальных значений a(z )є [О; я-/4 ]; Ує[0; 800 ] м і с и /0 =0.2; а,=0.018с/л/, а О.ІЗбс/м [19] поверхность f = f [ V , a (z )] изображена на рис. 2.4. Видно, что коэф фициент трения в оговорённой части плоскости V , a ( z ) меняется значи тельно - и это обстоятельство необходимо оценить при решении задачи в дальнейшем. Причём наибольшая неоднородность и нестационарность коэф фициента трения при проникании наблюдаются в области малых скоростей на конечном этапе проникания, а в области больших скоростей поверхность коэффициента трения однородна и стационарна, но уровень коэффициента трения на порядок ниже статического.
Описание схемы проведения и результаты экспериментов
В фундаментальном труде М.Г. Ефимова "Курс артиллерийских снарядов" [ 26 ] говорится ; "Точного решения вопроса о сопротивлении различных преград движению в них боеприпасов нет. Непосредственных опытов по установлению законов сопротивления твердых преград, подобных опытам по исследованию сопротивления воздуха, поставлено не было. Отсюда вполне очевидно обилие всевозможного рода формул для подсчетов глубин и времен проникания". Судя по публикациям последних десятилетий, анализ некоторых из которых проведен выше, отмеченная ситуация изменилась незначительно, так как активно продолжается использование многочисленных приближенных формул, причем результаты идентичных расчетов по различным формулам значительно отличаются друг от друга. Чтобы частично устранить этот пробел, а также для реализации изложенных моделей и способа определения численных значений физических констант грунтов, на базе полигона Центрального научно-исследовательского института точного машиностроения была подготовлена и реализована серия экспериментов.
В качестве базового использовался 7,62-мм патрон образца 1943 года (индекс 57-Н-231У). Входящая в его состав стальная пуля предназначена для борьбы с защищенной живой силой и обеспечивает пробитие стального шлема (каски) на дальности до 300 м и противоосколочного бронежилета на дальности до 75 м. В качестве баллистического ствола использовался ствол 7,62-мм модернизированного автомата Калашникова (АКМ). На рис. 3.1 изображены общие виды штатной пули 57-Н-231У (рис.3.1.6) и экспериментальной пули 57-Н-231УЭ (рис.3.1.в). Свинцовый сердечник 3 штатной пули был заменен стальным сердечником без изменения габаритов внешнего контура, стальной сердечник 2 штатной пули был удален, также была удалена часть медной оболочки 1 штатной пули, выступающая над основным сердечником с последующей завальцовкой. В результате этих мероприятий масса штатной пули (/И[ =12,10г) уменьшилась на 9% и составила т2 -11,01г. Варьирование начальной скоростью в пределах от 200 до 500 м/с осуществлялось за счет изменения массы навески порохового заряда в гильзе. Регистрация начальной скорости пули 57-Н-231УЭ проводилась с помощью фотоблокировки на дальности 3 м от дульного среза на базе 1 м. Пулеулавливание производилось в различные типы преград с последующей оценкой полных глубин проникания. Оценивалось влияние скорости встречи на глубину проникания пули в преграду. Анализировались пять видов преград: песок речной с влажностью 5%; песок речной с влажностью 10%; глина; сосна и дуб. Отдельно анализировалось влияние температуры окружающей среды на сопротивляемость проникающему действию перечисленных типов преград. Варьирование температурой осуществлялось в пределах от -10С до +30аС с глубоким прогревом (охлаждением) пулеулавливателей в течение двух суток.
Была произведена обработка результатов экспериментов, приведенных в предыдущем подразделе, методом наименьших квадратов с помощью аппроксимирующих зависимостей (3.13) и рабочей системы трансцендентных уравнений (ЗЛ6). Вследствие значительной трудоемкости решения системы (3.16) , ограничились рассмотрением случая Т = 20С. Численные значения констант для исследуемых грунтов и преград приведены в таблице 3.2.
Численная реализация прямой задачи проникания инденторов в различные типы преград проводилась на примере цилиндро-конического жесткого индентора массой М = 0,024 кг. На рисунках 3.10 и 3.11 изображены графики зависимостей глубины проникания индентора во влажную глину (рис. ЗЛО) и древесину дуба (рис. 3.11) . Верхние сплошные линии соответствуют случаям проникания инденторов в грунты без учета сил трения, нижние сплошные линии - с учетом сил трения на контактных поверхностях, но без учета вращательного движения индентора, и, наконец, штрих-пунктирные линии соответствуют случаям когда учитываются и контактные силы трения, и вращательное движение индентора.
Вариационная задача оптимизации геометрических параметров оживальных головных частей инденторов
Ранее было показано, что в рамках системы принятых гипотез (раздел 4.1) в структуру силы лобового сопротивления индентора, образующая головной части которого описывается функцией у = у (z ) (рис. 2.2), входит интегральный сомножитель вида (43) : ИГ (У(0)2ЯО /ы )./(г))-2 f7 Г (4-3) В случае учета сил трения на поверхности головной части этот сомножитель записывается в более общем виде (4.13) : /Ы )./( )) МУ( )1(/(г) + /а) +«2 . (4.13) о VI +(/( )) Причем, для функции у = у (z ) при заданных значениях высоты головной части Нг и радиуса притупления R имеются граничные условия : Я 0 ) =; у( ЯГ ) = Я. (4.14) В постановке (4.3), (4.14) или (4.13), (4.14) пришли к имеющей логический и физический смысл вариационной задаче: среди множества функций у =у (z) , обладающих отмеченными выше свойствами, отыскать такую функцию, которая минимизировала бы функционал (4.3) или (4.13). Известно [ 27 ], что формально решение такой задачи сводится к отысканию частного решения краевой задачи с жестко закрепленными концами для обыкновенного дифференциального уравнения Лагранжа - Эйлера : dF(z,y,y ) d2F(zyy,y ) d2F(z,y,y ) dy _ 8 у д z д у дуду dz (4.15) - а2/-Г-У) 0 Ио)=;Ияг) = . суду d zl 2 где F\z,y,y) - подынтегральная функция в выражениях (4.3) и (4.13). Особенностью дифференциального уравнения Лагранжа - Эйлера (4.15), существенно упрощающей решение, является то обстоятельство, что при вычислении входящих в его структуру частных производных подынтегральных функций функционалов (4.3) и (4.13) величины z , у и у рассматриваются как независимые переменные. Производя дифференцирование, после алгебраических преобразований краевые задачи приводятся к рабочему виду : - для функционала (4.3) : (,У l\/\+\y \3Jy y(2-(/f)d2y _0, КУ) 1+(/)2 dz [U{yfJ dz (4.16) Яо)=; У("Г ) = л, для функционала (4.13) /1(И+л)-2 ! 1 + (/)2 dz у(2-(/Г-3\у-\ф у b + (y?J dS - (4-17) Ио)=; И г ) = л.
Последующие приближения для вспомогательных задач Коши выбирались в бо лыпую относительно (4.18) сторону, что оказалось верным, так как известно, что образующие головных частей боеприпасов приникающего типа являются выпуклыми линиями ( их называют головными частями оживаль-ного типа [ 45 ]).
Видно, что учет силы трения увеличивает выпуклость оживала головной части, при этом линейный множитель в интегральной силе сопротивления отличается от соответствующего множителя для конуса на 18 %.
Графики зависимостей оптимальных радиусов притуплений от высоты головной части индентора. индентора. Однако, в отличие от конической головной части, в рассматриваемом общем случае решение такой задачи, как показал проведенный анализ, возможно только путем прямого перебора вариантов : задаваясь рядом значений радиусов притуплений вершины головной части, определяем для каждого из них условно оптимальное уравнение образующей головной части. Затем, для каждого найденного уравнения образующей вычисляется интегральный множитель /( у[ z )yy (z)) , входящих в структуру силы лобового сопротивления. Среди ряда последних выбирается безусловно оптимальный вариант, соответствующий минимальному значению интегрального множителя. В качестве нулевого приближения радиуса R притупления вершины головной части, как показали расчеты, для уменьшения объема и трудоемкости вычислений целесообразно воспользоваться полученным в предыдущем разделе значением оптимального радиуса притупления для соответствующей условиям (4Л 4) конической головной части (с помощью, например, рисунка 4,6, который в данном случае можно считать номограммой).
Для проверки адекватности предлагаемых в данном разделе моделей и рекомендаций конструкторам инденторов проникающего типа по оптимальному выбору геометрических параметров головных частей на базе Центрального научно-исследовательского института точного машиностроения (ЦНИ-ИТМ) были спроектированы, изготовлены и испытаны опытные 7,62- мм пули с бронебойными сердечниками, а также проведено сопоставление результатов экспериментов с результатами соответствующих испытаний 7,62- мм пуль со штатным сердечником.
Уравнение образующей головной части сердечника экспериментальной пули, включая радиус притупления вершины оболочки, были рассчитаны по предложенным в данном разделе методикам как с использованием приближенных решений (4.19) и (4.20), так и с использованием численных решений краевых задач (4.16), (4Л 7) с перебором радиусов притуплений. Расчеты показали, что полученные формы головных частей незначительно отличаются друг от друга, имеют существенно меньшую выпуклость образующей поверхности головной части по сравнению со штатной пулей и занимают промежуточное положение между образующими головных частей штатных пуль и соответствующими коническими поверхностями. На рис. 4.14 представлены результаты расчетов рациональных предлагаемых профилей образующих головных частей и сравнение их со штатной образующей: кривая 1 - штатная образующая; кривая 2 - образующая, рассчитанная по приближенной зависимости (4.19) с радиусом притупления, рассчитанным по зависимости (4.20) ; кривая 3 - получена как результат численного решения с перебором радиусов притупления задачи (4.16) ; кривая 4 - как результат решения задачи (4.17). Во всех рассмотренных случаях относительная высота головной части принималась равной Нр = 3,63. За базовый профиль головной части при изготовлении партии экспериментальных пуль был принят вариант, соответствующий кривой 2 на рисунке.
Оценка проникающего действия экспериментальных и штатных пуль проводилась в соответствии с ОСТ ВЗ - 3002 - 75. В качестве грунта использовался речной песок с влажностью 5%. Стрельба производилась из баллистического ствола СБВ - 17 - 7 I категории на дальность L= 10 м. Скорость пули варьировалась путем изменения массы навески порохового заряда в гильзе при патронировании в интервале Vc = 320...450 міс.
