付新華，汪 君，陳 勇，陳雪陽

(1.空降兵訓(xùn)練基地，廣西 桂林 541003；2.中航工業(yè) 航宇救生裝備有限公司，湖北 襄陽 441003)

戰(zhàn)車載人空投是各國空降兵裝備重要的發(fā)展方向，它解決了人和裝備快速結(jié)合的問題。這種傘兵全副武裝坐在戰(zhàn)車內(nèi)，人和車一塊從空中投下的高難空降技術(shù)，既節(jié)省了作戰(zhàn)人員在空降后尋找自己車輛的寶貴時間，同時也增強了空降人員在傘降階段的裝甲保護，對提高空降兵部隊的戰(zhàn)斗力具有重要意義。目前，只有俄羅斯實現(xiàn)了戰(zhàn)車載人空投。要實現(xiàn)戰(zhàn)車載人空投，著陸緩沖適應(yīng)性是必須要解決的關(guān)鍵技術(shù)之一。俄羅斯戰(zhàn)車載人空投主要采用兩種方式進行緩沖：一種是火箭緩沖方式，在BMD-2傘兵戰(zhàn)車上曾使用過；另一種是氣囊緩沖方式，BMD-3傘兵戰(zhàn)車和BMD-4傘兵戰(zhàn)車均正在使用。由于火箭緩沖方式存在成本高、設(shè)備復(fù)雜、保管維修困難等問題，而氣囊緩沖裝置具有結(jié)構(gòu)簡單、使用方便、緩沖效果好、成本低等特點，所以目前俄羅斯戰(zhàn)車載人空投主要采用氣囊緩沖方式。國內(nèi)外在氣囊緩沖研究中建立了很多特性仿真模型，主要分為熱力學(xué)方法[1]和有限元法(finite element method，F(xiàn)EM)[2-3]兩大類，但對戰(zhàn)車載人空投研究相對較少?？蛮i等[4]引入多體系統(tǒng)動力學(xué)方法對載人空投的降落傘系統(tǒng)進行了動力學(xué)建模與仿真，分析了艙體運動軌跡、速度等特性。譚軍等[5]設(shè)計出一種可對載人空投過程中乘員人體進行防護的緩沖氣囊座椅，并采用MADYMO軟件對緩沖氣囊座椅進行了數(shù)值仿真。劉鑫等[6]基于氣囊緩沖原理設(shè)計一種全新的氣囊緩沖座椅和仿生氣囊護頸，并運用多目標遺傳算法對氣囊裝置的動態(tài)特性參數(shù)進行優(yōu)化。針對戰(zhàn)車載人空投著陸緩沖適應(yīng)性問題，基于我空降兵現(xiàn)有裝備，同時借鑒俄羅斯戰(zhàn)車載人空投和我國載人航天的成功經(jīng)驗，以某型傘兵戰(zhàn)車為基礎(chǔ)，加裝俄羅斯戰(zhàn)車載人空投采用的“卡茲別克”空投座椅，使用美國LSTC公司開發(fā)并驗證過的Hybrid Ⅲ假人有限元模型，以某型空投系統(tǒng)氣囊緩沖為緩沖方式，基于ANSYS系列軟件采用數(shù)值仿真技術(shù)建立戰(zhàn)車載人空投著陸緩沖過程仿真模型，對戰(zhàn)車載人空投系統(tǒng)空投著陸緩沖過程中的車體-人的動力學(xué)特性進行計算和仿真，全面定量分析空投系統(tǒng)緩沖特性和艙內(nèi)乘員反應(yīng)，為戰(zhàn)車載人空投系統(tǒng)的論證、研制、后續(xù)改進和作戰(zhàn)使用等提供理論依據(jù)和仿真試驗支持。

1 有限元模型的建立

1.1 車體建模

為提高仿真計算效率，建立車體有限元模型時，在保證計算精度的前提下對結(jié)構(gòu)進行必要簡化，省略非承載件，去除細小結(jié)構(gòu)特征，對構(gòu)件表面進行圓整光滑處理，一些質(zhì)量較大但不承載的部件以質(zhì)量點的形式進行配置[7]，如炮塔、發(fā)動機、變速箱、傳動裝置等。傘兵戰(zhàn)車車體裝甲板較薄，采用殼單元進行網(wǎng)格劃分，部分實體結(jié)構(gòu)如炮塔座圈、立柱、支座等采用體單元進行網(wǎng)格劃分。車體材料本構(gòu)模型采用Johnson-Cook模型[8]，損傷開始時的塑性應(yīng)變εD取值為3.81×10-4，材料斷裂時的塑性應(yīng)變εR取值為8.34×10-2，材料斷裂時的損傷值DR取值為0.304 4。建立的車體三維幾何模型及有限元模型，如圖1所示。整個車體模型由98 643個單元和105 509個節(jié)點組成。

圖1 車體三維模型及有限元模型

1.2 緩沖氣囊系統(tǒng)建模

1.2.1 氣囊系統(tǒng)有限元模型

緩沖氣囊系統(tǒng)由8個獨立氣囊和底板組成。由于只對著陸緩沖過程進行研究，空降前氣囊的折疊與空降過程中氣囊的展開不予考慮，故氣囊模型為展開后的狀態(tài)。氣囊采用殼單元進行網(wǎng)格劃分。基于理想氣體均勻壓力模型，采用控制體積法建立緩沖氣囊模型。氣囊在著陸緩沖過程中會產(chǎn)生較大的壓縮變形。氣囊自接觸模型，氣囊與地面、車體以及底板的接觸模型，均采用罰函數(shù)法進行求解。氣囊系統(tǒng)三維模型及有限元模型，如圖2所示。

圖2 氣囊系統(tǒng)三維模型及有限元模型

1.2.2 氣囊的控制方程[9]

建立氣囊緩沖系統(tǒng)模型采用以下假設(shè)：①囊內(nèi)氣體是理想氣體；②忽略系統(tǒng)著陸過程中的氣動阻力；③囊內(nèi)空氣均從排氣孔排出；④氣囊內(nèi)部氣壓是均勻的；⑤認為緩沖過程為絕熱過程。于是可以得到

(1)

式中：P為氣囊內(nèi)氣體壓力；P0為氣囊內(nèi)氣體的初始壓強；m為氣囊內(nèi)氣體的質(zhì)量；m0為氣囊內(nèi)氣體的初始質(zhì)量；V為氣囊內(nèi)氣體體積；V0為氣囊內(nèi)氣體的初始體積。

氣囊的控制體積模型將氣囊看成是不斷變化的控制體積。在有限元計算中，氣囊內(nèi)氣體體積可以通過式(2)計算

(2)

氣囊內(nèi)氣體質(zhì)量變化率是由進入和排出氣囊的氣體質(zhì)量流量決定的。

(3)

在實際中，緩沖氣囊在著陸之前已完全充滿，其充氣過程不影響著陸緩沖過程，因此僅需考慮排出氣囊的氣體質(zhì)量流量。排出氣囊的氣體質(zhì)量流量可通過式(4)計算

(4)

式中：K為流量系數(shù)；A為排氣孔面積；R為氣體常數(shù)；T為氣囊內(nèi)氣體的溫度；Pe為大氣環(huán)境壓強；γ為空氣的絕熱指數(shù)，取值為1.4。

在計算中每一步首先基于給定的熱力學(xué)氣囊模型計算出氣囊內(nèi)部的氣體壓力，然后將氣囊內(nèi)部壓力作為載荷施加到氣囊上來求解氣囊下一步的形狀。

1.3 乘員人體建模

根據(jù)戰(zhàn)車載人空投實際，乘員人體采用美國LSTC公司開發(fā)并驗證過的Hybrid Ⅲ軀干假人有限元模型。該組假人模型經(jīng)過標準碰撞試驗驗證，包括剛體假人和黏彈性體假人，被廣泛應(yīng)用于乘員防護問題的研究。選擇Hybrid Ⅲ中的50分位男性假人模型，假人載荷物理特性參數(shù)如表1所示[10]，該假人模型身體各部位由黏彈性體部件組成，可以更好的模擬戰(zhàn)車載人空投著陸沖擊過程中人體各部位的動力學(xué)響應(yīng)。參考人體關(guān)節(jié)角度調(diào)節(jié)范圍表，調(diào)整Hybrid Ⅲ假人姿勢，使各肢體關(guān)節(jié)的角度滿足人體舒適性和空投座椅總體尺寸要求。

表1 假人載荷物理特性參數(shù)

1.4 空投座椅及安全保護設(shè)施建模

借鑒俄羅斯戰(zhàn)車載人空投成功經(jīng)驗，為保護車內(nèi)乘員，戰(zhàn)車內(nèi)需加裝空投座椅，它與載人飛船上使用的宇航員座椅相似，乘員呈仰臥狀，座椅頭部有減震器。空投著陸過程中，乘員用腰部安全帶加雙肩帶固定，并戴有安全頭盔。俄羅斯戰(zhàn)車載人空投采用的“卡茲別克”空投座椅，如圖3所示。乘員安全保護設(shè)施包括頭盔、頭罩內(nèi)部和椅盆內(nèi)部的緩沖泡沫、“五點式”安全帶及左、右護膝等。為減少計算量，在保證模型精度的前提下對空投座椅及安全保護設(shè)施模型進行了一定程度的簡化。將調(diào)整好姿態(tài)的Hybrid Ⅲ假人模型加載到空投座椅中，裝配成人體-空投座椅有限元模型，如圖4所示。

圖3 “卡茲別克”空投座椅

圖4 人體-空投座椅有限元模型

1.5 戰(zhàn)車載人空投有限元模型

基于建立的車體有限元模型、氣囊系統(tǒng)有限元模型、人體有限元模型、空投座椅有限元模型以及安全保護設(shè)施有限元模型等進行模型裝配，形成戰(zhàn)車載人空投系統(tǒng)有限元模型，如圖5所示。

圖5 戰(zhàn)車載人空投有限元模型

2 有限元模型的試驗驗證

以某型戰(zhàn)車氣囊緩沖系統(tǒng)實際空投對建立的有限元模型進行驗證，試驗情況如圖6所示。對鋼車配重使之達到Xt，將過載傳感器裝在鋼車下底板的前后軸線中心。按照空投狀態(tài)將緩沖氣囊系統(tǒng)與鋼車相應(yīng)接口連接，利用自由落體公式(h=V2/2g)換算8 m/s落速條件下對應(yīng)的沖程。所有準備工作完畢后，利用25 t吊車將鋼車提升至預(yù)定沖程，通過控制脫離裝置釋放鋼車，鋼車在重力作用下自由下落至地面完成一次沖擊。對氣囊的3個工作狀態(tài)按8 m/s進行沖擊。利用普通攝像機拍攝試驗全過程。高速攝像機拍攝動態(tài)試驗圖片，并從圖片中判讀鋼車標記點的位移曲線。測試過程中，利用多路按鈕開關(guān)實現(xiàn)光電測同步測試。測點過載峰值和反彈位移仿真值與試驗結(jié)果對比，如表2所示。加速度、位移對比曲線如圖7所示。

圖6 試驗情況

表2 過載峰值和反彈位移對比

圖7 加速度曲線和位移曲線對比

從結(jié)果表及曲線圖可以看出，過載仿真值與試驗值相對誤差較小，過載曲線雖不完全重合，但變化趨勢相同。過載曲線不完全重合的主要原因是過載傳感器測量過程中存在信號雜波導(dǎo)致過載曲線有較大波動。反彈位移仿真值與試驗值相對誤差稍大一些，主要原因在于試驗中通過判讀圖片的方式來確定位移本身就存在誤差。去掉位移基點不同造成的位移偏移后，兩者位移曲線吻合度較高。綜上分析，建立的著陸緩沖模型是可行的，具有較高的可信度，可用于戰(zhàn)車載人空投著陸緩沖過程仿真分析。

3 人體損傷評價指標

3.1 頭部損傷評價

著陸沖擊下的頭部傷害屬于閉合性腦損傷，主要有頭骨骨折和腦損傷(腦震蕩和腦挫裂傷)等。采用國際上最為廣泛使用的頭部傷害標準HIC進行評價。HIC是由在某段時間內(nèi)，頭部質(zhì)心合成加速度的積分獲得，其定義如下

(5)

式中：T0為碰撞起始時刻；TE為碰撞終止時刻；α(t)為T0≤t≤TE碰撞過程中頭部質(zhì)心合成加速度，g；t1，t2為使HIC達到最大值的起始、終止時刻，ms。對t1，t2的確定有不同的方法，美國FMVSS先后采用了HIC36≤1 000和HIC15≤700進行人體傷害評價。由于戰(zhàn)車空投著陸中頭部沒有和艙內(nèi)尖銳部件發(fā)生強烈撞擊，故采用HIC36≤1 000評價標準。

3.2 頸部損傷評價

因頸部損傷準則NIC主要采用加速度信號，較易受碰撞中非頸部向后運動信息的干擾，Nij準則在低速尾撞中不適合使用，根據(jù)戰(zhàn)車載人空投實際，采用Schmitt等提出的NKM對頸部損傷進行評價。NKM是上頸部剪切力和彎矩的線性和。根據(jù)剪切力和彎矩的不同方向，NKM分成4個部分，如表3所示，最終的頸部損傷NKM是根據(jù)這4個值中最大值來確定。NKM的主要優(yōu)點是直接和力矩相關(guān)，可以直接從碰撞數(shù)據(jù)中獲得，對頸部發(fā)生S形損傷能夠較好的預(yù)測。FMVSS規(guī)范中要求NKM不應(yīng)超過1.4。

表3 NKM的組成部分

NKM計算公式為

Fint=845 N

Myoc>0?Mint=88.1 N·m

Myoc<0?Mint=47.5 N·m

(6)

式中，Myoc為彎矩。

3.3 胸部損傷評價

根據(jù)戰(zhàn)車載人空投實際，胸部損傷評價采用胸部傷度指數(shù)CSI、胸部壓縮量和胸部加速度峰值準則。

(1)胸部傷度指數(shù)CSI

(7)

式中：ac(t)為胸部合成加速度，g；t為撞擊胸部的作用時間；CSI不應(yīng)超過700。

(2)胸部壓縮量和胸部加速度峰值準則。在著陸沖擊過程中，假人胸部壓縮量(軀干和肋骨的最大壓縮量，用來表明胸部的骨折情況)最大值和胸部加速度峰值(Clip3m)都不得大于法規(guī)規(guī)定的極限值。利用胸骨后部的胸部電位測量計，可以獲得假人的胸部壓縮量。利用上胸部的三軸加速度計可以測量胸部承受的峰值加速度?？紤]胸部壓縮量和加速度過載，3 ms的沖擊作用下，假人胸部壓縮量應(yīng)不超過76 mm，加速度過載不超過60g。

4 乘員損傷計算與分析

4.1 不同垂直著陸速度時

戰(zhàn)車在平原地區(qū)(海拔為0)以水平姿態(tài)在水平地面以不同垂直著陸速度(橫向縱向著陸速度均為0)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表4所示。

表4 不同垂直著陸速度時乘員損傷評估

(1)垂直著陸速度越小，戰(zhàn)車沖擊過載越小，反彈越小，著陸過程越平緩，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值越小。

(2)氣囊緩沖系統(tǒng)可實現(xiàn)傘兵戰(zhàn)車載人空投垂直著陸速度小于9 m/s時的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均較小，頭部損傷HIC36<190，胸部損傷CSI<66，胸部損傷連續(xù)3 ms Clip3m<18.42g，胸部壓縮量小于4.4 mm，頸部損傷NKM<0.47，各數(shù)值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

(3)垂直著陸速度為10 m/s時，頭部損傷HIC36為410.1，小于耐受限值1 000，胸部損傷CSI為550.7，小于耐受限值700，胸部壓縮量為14.37 mm，小于耐受限值76 mm，但Clip3m為88.04g，大于耐受限值60g，頸部損傷NKM為2.17，大于耐受限值1.4，說明垂直著陸速度超過安全門限時，乘員的胸部和頸部首先受到傷害。

4.2 不同水平著陸速度時

戰(zhàn)車在平原地區(qū)以水平姿態(tài)在水平地面以不同水平著陸速度(垂直著陸速度8 m/s)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表5所示。實際空投著陸時，戰(zhàn)車因地錨的作用一般只會產(chǎn)生水平縱向向前和橫向速度，故只針對水平縱向向前和橫向速度變化情況進行仿真。

表5 不同水平著陸速度時乘員損傷評估

(1)氣囊緩沖系統(tǒng)可實現(xiàn)傘兵戰(zhàn)車載人空投縱向水平著陸速度小于8 m/s，橫向水平著陸速度小于6 m/s時的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均較小，頭部損傷HIC36<181，胸部損傷CSI<52，胸部損傷連續(xù)3 ms Clip3m<20g，胸部壓縮量小于6 mm，頸部損傷NKM<0.41，各數(shù)值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

(2)水平著陸速度越小，戰(zhàn)車沖擊過載越小，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值相對也越小。一旦水平速度超過上述安全界限，戰(zhàn)車會側(cè)滑沖上地面，造成沖擊過載迅速增加，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值也會迅速增加。

(3)頭部質(zhì)心合成加速度曲線、胸部承受加速度曲線、胸部壓縮量變化曲線、頸部X方向受力曲線、頸部受彎曲力矩曲線分別如圖8～圖12所示。戰(zhàn)車載人空投著陸過程中，隨著戰(zhàn)車對氣囊的壓縮，氣囊對戰(zhàn)車作用力迅速增大，戰(zhàn)車沖擊加速度增大，假人頭部質(zhì)心合成加速度、胸部承受加速度、胸部壓縮量、頸部受彎曲力矩以及X方向受力均迅速增大，在戰(zhàn)車觸地碰撞(戰(zhàn)車底部距離地面最近)時各傷害指標值達到最大值，隨后迅速減小，傷害指標曲線出現(xiàn)阻尼振蕩，頻率約100 Hz，直至著陸過程結(jié)束。水平著陸速度較大時，戰(zhàn)車因反彈會發(fā)生較明顯二次觸地碰撞，各傷害指標曲線會出現(xiàn)第二次峰值，并且因此時氣囊內(nèi)空氣基本排空，不能對戰(zhàn)車實現(xiàn)有效緩沖，假人二次碰撞傷害指標曲線峰值處會變得較為尖銳。

圖8 不同水平著陸速度時頭部質(zhì)心合成加速度曲線

圖9 不同水平著陸速度時胸部承受加速度變化曲線

圖10 不同水平著陸速度時胸部壓縮量變化曲線

圖11 不同水平著陸速度時頸部X方向受力曲線

圖12 不同水平著陸速度時頸部受彎曲力矩曲線

4.3 不同海拔地區(qū)著陸時

戰(zhàn)車以水平姿態(tài)在不同海拔地區(qū)水平地面以垂直著陸速度8 m/s(橫向縱向著陸速度均為0)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表6所示。

表6 不同海拔地區(qū)著陸時乘員損傷評估

(1)著陸場海拔越高，戰(zhàn)車沖擊過載越大，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值越大。

(2)氣囊緩沖系統(tǒng)可實現(xiàn)傘兵戰(zhàn)車載人空投著陸場海拔3 000 m以下地區(qū)的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均較小，各數(shù)值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

(3)著陸場海拔為3 000 m時，頭部損傷HIC36為228.2，小于耐受限值1 000，胸部損傷CSI為384.3，小于耐受限值700，胸部壓縮量為15.66 mm，小于耐受限值76 mm，但Clip3m為71.43g，大于耐受限值60g，頸部損傷NKM為1.52，大于耐受限值1.4，說明著陸場海拔超過安全門限時，乘員的胸部和頸部首先受到傷害。

4.4 X方向地面傾斜5°時

戰(zhàn)車空投時，通常會選擇地勢平坦區(qū)域作為空降場，一般要求著陸地面的傾斜度不得大于5°。戰(zhàn)車在平原地區(qū)以水平姿態(tài)在X方向正向傾斜5°地面(上坡面)以不同水平著陸速度(垂直著陸速度8 m/s)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表7所示。

表7 X方向地面傾斜5°時乘員損傷評估

(1)與不傾斜相比，地面X方向有正向傾斜時，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均明顯增大，主要原因在于地面X方向傾斜造成戰(zhàn)車縱向存在明顯的沖擊過載。

(2)地面X方向有正向傾斜時，縱向水平速度安全區(qū)間值迅速減小，并且隨著速度值增加，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均迅速增大；橫向水平速度安全區(qū)間變化不大，但各項傷害指標值均明顯增大。

(3)地面X方向正向傾斜5°情況下，垂直著陸速度為8 m/s、縱向水平向前著陸速度為2 m/s時，頭部損傷HIC36為265.9，小于耐受限值 1 000，胸部損傷CSI為319.8，小于耐受限值700，胸部壓縮量為12.12 mm，小于耐受限值76 mm，頸部損傷NKM為1.199，小于耐受限值1.4，但Clip3m為66.84g，大于耐受限值60g，說明地面X方向正向傾斜5°情況下，若縱向水平向前著陸速度超過安全門限時，乘員的胸部首先受到傷害。

4.5 Y方向地面傾斜5°時

戰(zhàn)車以水平姿態(tài)在平原地區(qū)Y方向正向傾斜5°地面(順時針傾斜)以不同水平著陸速度(垂直著陸速度8 m/s)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表8所示。

表8 Y方向地面傾斜5°時乘員損傷評估

(1)與不傾斜相比，地面Y方向有傾斜時，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均增大，主要原因在于地面Y方向傾斜造成戰(zhàn)車橫向存在明顯的沖擊過載。

(2)地面Y方向有傾斜時，縱向、橫向水平速度安全區(qū)間變化均不大，隨著速度值增加，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均增大；橫向水平速度向左時，與水平速度向右相比，各項傷害指標值均偏大，主要原因在于地面Y方向正向傾斜對水平向左速度有明顯阻擋作用，使沖擊過載增大。

(3)地面Y方向正向傾斜5°情況下，氣囊緩沖系統(tǒng)可實現(xiàn)傘兵戰(zhàn)車載人空投縱向水平向前著陸速度小于6 m/s，橫向水平速度小于6 m/s時的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均較小，頭部損傷HIC36<207，胸部損傷CSI<230，胸部損傷連續(xù)3 ms Clip3m<41g，胸部壓縮量小于21 mm，頸部損傷NKM<0.92，各數(shù)值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

(4)對于同樣氣囊緩沖系統(tǒng)，地面平坦時的緩沖效果優(yōu)于地面起伏不平時的緩沖效果，并且在地面起伏區(qū)域可適應(yīng)的水平速度區(qū)間相對于地面平坦區(qū)域會大幅降低。

4.6 不同著陸姿態(tài)時

因風(fēng)等環(huán)境因素影響，戰(zhàn)車著陸時姿態(tài)不一定成水平狀態(tài)。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計，戰(zhàn)車著陸姿態(tài)服從正態(tài)分布，縱向姿態(tài)角通常小于3°，橫向姿態(tài)角通常小于2°。戰(zhàn)車以不同姿態(tài)在平原地區(qū)水平地面以垂直著陸速度8 m/s(水平著陸速度0)載人空投著陸時，對應(yīng)的乘員損傷評估值如表9所示。

表9 不同著陸姿態(tài)時乘員損傷評估

(1)與無傾斜相比，戰(zhàn)車縱向抬頭傾斜著陸時，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均有所增加，主要原因在于戰(zhàn)車后面先觸地著陸，戰(zhàn)車前面會繞后面旋轉(zhuǎn)著陸，使戰(zhàn)車前面沖擊過載增大。若戰(zhàn)車同時具有水平向前速度，隨著速度值增加，各項傷害指標值均有所增大。

(2)與無傾斜相比，戰(zhàn)車縱向俯沖傾斜著陸時，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均增大，主要原因在于戰(zhàn)車前面俯沖著陸，戰(zhàn)車縱向產(chǎn)生明顯沖擊過載。若戰(zhàn)車同時具有水平向前速度，隨著速度值增加，各項傷害指標值均增大。與抬頭傾斜著陸相比，戰(zhàn)車俯沖傾斜著陸時，各項傷害指標值均要偏大許多。

(3)與無傾斜相比，戰(zhàn)車橫向傾斜著陸時，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均變化不大。若戰(zhàn)車同時具有水平橫向速度，隨著速度值增加，各項傷害指標值均有所增大，但增加趨勢平緩。

(4)戰(zhàn)車以正常姿態(tài)著陸，氣囊緩沖系統(tǒng)仍可實現(xiàn)傘兵戰(zhàn)車載人空投的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

5 結(jié) 論

基于建立的戰(zhàn)車載人空投有限元模型，對典型空投條件下的戰(zhàn)車載人空投著陸緩沖過程進行仿真計算，包括不同垂直著陸速度、不同水平著陸速度、不同著陸場海拔高度、不同著陸地面傾斜角度、不同戰(zhàn)車著陸姿態(tài)等情況，分析假人在著陸沖擊下的動力學(xué)響應(yīng)，根據(jù)人體損傷評價指標對乘員安全性進行評估。得到以下結(jié)論：

(1)基于某型傘兵戰(zhàn)車加裝空投座椅，使用某型氣囊緩沖系統(tǒng)進行載人空投是可行的。

(2)氣囊緩沖系統(tǒng)可實現(xiàn)戰(zhàn)車載人空投在著陸場海拔3 000 m以下地區(qū)、垂直著陸速度小于9 m/s、縱向水平著陸速度小于8 m/s、橫向水平著陸速度小于6 m/s情況下的有效緩沖，乘員頭部、胸部和頸部各項傷害指標值均小于人體耐受限值，載人空投是安全的。

(3)戰(zhàn)車有姿態(tài)角、著陸地面有傾斜情況下，戰(zhàn)車載人空投速度安全區(qū)間會減小，乘員各項傷害指標值也會有所增加，但載人空投仍是安全的。