Содержание к диссертации
Введение
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, разработка, изготовление, копровые испытания, а также испытания подрывом энергопоглощающего кресла 71
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 защиты для легкобронированной автобронетанковой 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
- Основные поражающие факторы при подрыве колесной и гусеничной автобронетанковой техники на минах и самодельных взрывных устройствах
- Обзор критериев поражения шейного отдела позвоночника
- Разработка энергопоглощающего кресла с системой регулировки и преднатяжения ремней безопасности, а также его копровые испытания
- Разработка противоминной защиты для специальной защищенной автомобильной техники
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:
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.
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 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 - Ro, которое определяет характер поражающего воздействия взрыва. При расстоянии меньшем, чем Ro действуют взрывные газы, при удалении от точки взрыва на расстояние большее Ro 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 Ro определяется по формуле (1.5).
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).
МВВ на конструкцию АБТ можно оценить по формулам (1.6) - (1.8). Схема подрыва с обозначениями представлена на Рис. 1.4.
При подрыве мины или СВУ непосредственно под колесом или гусеницей вертикальный импульс (Нсек) определяется формулой (1.6):
При R Ro действие взрывных газов на корпус изделия определяется удельным импульсом I (Нсек/м2 ) по формуле (1.7):
Для расстояний больших, чем Ro формируется воздушная ударная волна, удельный импульс которой определяется по формуле (1.8):
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]: t+ = 0,0015VR 6jq (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 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.
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 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.
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 ускорения, скорость и высоту подброса АБТ, с приемлемой для инженерных расчетов погрешностью.
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 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 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».
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.
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).
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.
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.
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, 020 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.
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.
В энергопоглощающем элементе были использованы специальные проволоки для прокатки между валиками энергопоглощающего элемента. Внизу энергопоглощающего элемента устанавливаются 2 проволоки: первая из стали марки 12Х18Н10Т 0 2,5 мм, вторая из той же марки стали, но 0 2 мм, вверху проволока из стали марки 12Х18Н10Т 0 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.
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 информационноизмерительной 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).
Расположение датчиков на конструкции указано на Рис. 3.29- Рис. 3.31.
Датчики, установленные в манекене, показаны на Рис. 3.32.
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].
Результаты испытаний собраны в Таблице 7. Общий вес конструкции - 310 кг, вес конструкции, подвешенной на энергопоглощающих элементах 110 кг.
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.
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
Разработка противоминной защиты для специальной защищенной автомобильной техники
По заказу ФГУП «НАМИ» (договор № 2110.Р.Б.НИРЛ013.233 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.
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.
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.
Для каждой площадки рассчитан удельный импульс и давление: I1=5000 Нс/м2, Р1=17,2МПа, І2=1775 Нс/м2, Р2=6,1МПа, 1з=950 Нс/м2, Рз=3,3МПа, Lr450 Нс/м2, Р4=1,6МПа, І5=342 Нс/м2, Р5=1,2МПа, І6=189 Нс/м2, Рб=0,65МПа.
Механические характеристики стали А3: ат=1520 МПа, ав=1800 МПа 5=10%.
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).
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.
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.
Сводка результатов расчетов дана в Таблице 11.
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 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, ат=147 МПа, ав=304 МПа, 5 = 11%. Граничные условия: по краям шарнирное закрепление.
На Рис. 4.25 представлены результаты расчетов для толщины 8 мм.
Расчеты, проведенные для толщины листа 12 мм представлены Рис. 4.26.
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.
Результаты подрыва под днищем в районе резонатора и карданного вала в зоне расположения вентиляционных отверстий показаны на Рис. 4.28.
Результаты подрыва под днищем слева от оси автомобиля в районе ног пассажира представлены на Рис. 4.30.
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.
По результатам расчетов и экспериментов на моделях было спроектировано днище, которое было установлено и испытано на прототипе изделия.
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.