汪國勝,曹 宇,張偉杰,周少峰,劉亞青

(1.中國北方車輛研究所 推進系統(tǒng)技術部, 北京 100072; 2.湖南科技大學 機電工程學院, 湖南 湘潭 411201; 3.中北大學 材料科學與工程學院, 太原 030051)

1 引言

地雷與簡易爆炸物是坦克裝甲車輛的主要威脅之一，隨著對戰(zhàn)斗人員生命重視程度的提高，裝甲車輛乘載員防地雷爆炸防護座椅(下文簡稱防爆座椅)設計成為坦克裝甲車輛設計中越來越重要的工作[1-4]。

國內(nèi)外研究機構(gòu)及專家學者針對防爆座椅開展了大量研究[5-7]。Tabiei等[8]設計了一款防爆座椅，該座椅可通過彈簧減振器和吸能元件吸收爆炸沖擊能量，保護乘載員生命安全，并通過有限元仿真分析了座椅的防護性能。張強等[9]分析了裝甲車輛懸吊式防爆座椅的各項性能，提出了懸吊式防爆座椅的特點與設計準則。李成西等[10]對減振防爆座椅懸架和安全氣囊防護性能進行了仿真分析，并對座椅進行參數(shù)優(yōu)化，進一步減小了爆炸沖擊對軍用車輛承載員帶來的損傷。徐博等[11]對兩級防爆座椅懸架開展參數(shù)優(yōu)化，利用PID控制算法實現(xiàn)座椅懸架控制，并通過動力學仿真分析了懸架座椅的防護性能。磁流變減振器具備優(yōu)良快速的變阻尼與易可控性能，國內(nèi)外很多學者對軍用車輛乘員磁流變體隔振器及座椅設計、參數(shù)優(yōu)化、控制算法等方面進行了深入研究，取得了較為理想的研究成果[12-14]。

近十年來，隨著對裝甲車輛人機環(huán)境的逐漸重視，國內(nèi)也結(jié)合新型號車輛的研制，首次開展了防爆座椅研制工作，并針對某些重點型號車輛開展了競標優(yōu)選工作[15-16]。但由于國內(nèi)在防爆炸座椅方面的研究基礎極其薄弱，防爆座椅抗爆指標確定缺乏同類產(chǎn)品指標參考依據(jù)，只能借鑒其他裝備座椅指標，導致在首次開展的某型裝甲車防爆座椅二輪競標均未達到理想結(jié)果。針對國內(nèi)某型裝甲車輛防爆座椅競標結(jié)果不理想問題，我們開展了相關的防爆座椅抗爆指標研究，提出基于最小抗爆行程逆向設計方法，對該型車輛防爆座椅指標合理性進行了分析，得到了該型車輛防爆座椅二輪競標結(jié)果不理想的技術原因。再結(jié)合人體坐姿耐沖擊限值，提出在保證人體處于安全的前提下，可以適應增大座椅耐沖擊限值的防爆座椅抗爆指標的優(yōu)化建議，為國內(nèi)軍用車輛防爆座椅工程設計提供了方向性指導。

2 某型裝甲車防地雷爆炸防護座椅設計指標

由于國內(nèi)是首次對裝甲車輛防地雷爆炸防護座椅提出設計要求，限于國內(nèi)在裝甲車輛防爆座椅防護標準的研究基礎空白，國內(nèi)某單位參考國內(nèi)外航空抗墜毀座椅設計指標，按照沖擊能量相等的原則，提出了下述裝甲車輛乘載員座椅防地雷爆炸抗爆防護指標：

1) 乘載員座椅緩沖行程≤100 mm；

2) 座椅經(jīng)過垂直跌落臺架試驗，能夠承受輸入加速度脈沖幅值200～230g、脈沖寬度5～7 ms的三角波(用于模擬爆炸沖擊波對座椅的沖擊)沖擊載荷，模擬假人(Hybrid Ⅲ假人)腰椎部位加速度值≤18g或假人替代物動態(tài)響應計算值DRIz≤17.7[15]；

3) 座椅主結(jié)構(gòu)無坍塌、不斷裂，安全帶及卡扣無破壞，沖擊緩沖裝置不發(fā)生危害乘載員安全的現(xiàn)象。

3 裝甲車防地雷爆炸防護座椅典型抗爆結(jié)構(gòu)及抗爆力學性能

當前國內(nèi)外坦克裝甲車輛防地雷爆炸座椅有2種典型抗爆結(jié)構(gòu)。一種是如圖1所示的吊帶式座椅，它懸吊于車體頂甲板上，依靠車體與吊帶對沖擊的緩沖作用防止地雷爆炸導致的瞬態(tài)巨幅沖擊對承載員造成傷害；另一種是如圖2所示的依靠專用吸能部件吸收爆炸沖擊能量實現(xiàn)緩沖瞬態(tài)巨幅沖擊。

圖1 吊帶式座椅圖Fig.1 Strap seat

圖2 基于翻轉(zhuǎn)管吸能型防爆座椅圖Fig.2 Anti-explosion seat based on flip tube energy absorption

試驗表明，圖1所示的吊帶式防爆座椅適應于對操作方便性要求不高的載員，對于操作便捷性要求較高的乘員大多采用圖2所示帶有專用吸能結(jié)構(gòu)的防爆座椅?；诜D(zhuǎn)管吸能型防爆座椅就是在安裝座與座椅之間安裝了1～2個如圖3所示的能正負翻轉(zhuǎn)的翻轉(zhuǎn)管關鍵部件。其工作原理如圖4所示，它依靠翻轉(zhuǎn)管翻轉(zhuǎn)過程中的破壞力實現(xiàn)瞬態(tài)沖擊能量的耗散。

圖3 翻轉(zhuǎn)管吸能器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Flip tube energy absorber structure

圖4 吸能工作原理示意圖Fig.4 Schematic diagram of energy absorption

從圖5翻轉(zhuǎn)管拉伸載荷曲線可知，其在拉伸翻轉(zhuǎn)過程中，阻抗力近似為恒定，這能使吸能器在抗爆過程中提供平穩(wěn)的阻抗力，能可靠地防止人體承受的沖擊加速度超限；還可在保證人體安全的前提下，使吸能器行程最短。這種基于恒力吸能的最小行程抗爆運動規(guī)律在坦克艙室有限行程內(nèi)能最大程度上避免座椅抗爆觸底而使人體受到二次沖擊損傷。這也是國內(nèi)外大量的直升機抗墜毀座椅采用翻轉(zhuǎn)管作為恒力吸能關鍵器件的原因。基于此優(yōu)點，本文采用這種基于恒力吸能的空間檢驗第二節(jié)中國內(nèi)某單位提出的防地雷爆炸防護座椅設計指標的合理性與科學性。

4 人體沖擊防護安全空間的估算

4.1 基本假設

在進行人體沖擊防護安全空間的估算前首先進行如下假設：

1) 座椅及人體由于安全帶可靠約束，可視為做一體同步運動，其質(zhì)量均可計入m中;

2) 車輛遭遇地雷爆炸后，車輛垂直炸飛并垂直降落，在此過程中人體保持垂直坐姿；

3) 選取上述基于恒力吸能的最小行程抗爆運動規(guī)律，并確定其抗爆指標為模擬假人腰椎部位加速度值≤18g；

4) 遭遇地雷爆炸后，防爆座椅主結(jié)構(gòu)及安裝部位在遭遇地雷爆炸時未被損壞，地雷爆炸過程中，座椅所有結(jié)構(gòu)(坐墊及座椅骨架)吸收的沖擊能量太小，可忽略不計。

圖5 靜力拉伸載荷曲線Fig.5 Static tensile load curve

4.2 乘員座椅的抗爆物理模型

參考第2節(jié)提出的座椅抗爆指標，先按沖擊輸入的中位值(即加速度脈沖幅值215 g、脈沖寬度6 ms的三角波)確定座椅的抗爆行程。沖擊輸入時間歷程變化見式(1)，其近似曲線如圖6。

(1)

式中:ai為座椅安裝座部位沖擊波加速度；t為三角波脈沖時間歷程。

圖6 地雷爆炸時座椅安裝座部位沖擊波曲線Fig.6 Shock wave curve of seat mounting part during mine explosion

坦克裝甲車輛座椅系統(tǒng)是一個復雜的力學系統(tǒng)，在初步設計階段進行全尺寸仿真分析存在較大困難。為了簡化分析模型，把座椅系統(tǒng)簡化為如圖7所示的簡單抗爆系統(tǒng)，則座椅及人體受力F及加速度a關系如式(2)所示:

ma=F

(2)

式中:m為座椅及人體的質(zhì)量和，其中人體質(zhì)量m1≈75 kg，座椅質(zhì)量m2≈15 kg，兩者共計m=m1+m2≈90 kg；F為車體通過抗爆吸能器傳遞至座椅的垂直作用力，N；a為座椅(人體)的沖擊加速度，m/s2。

圖7 座椅抗爆系統(tǒng)物理模型示意圖Fig.7 Physical model of seat anti-explosion system

4.3 抗爆過程中座椅與人體運動過程分析

以技術指標中的座椅加速度18g為安全限值，分析第一波沖擊時間歷程內(nèi)車體與人體加速度、速度與位移的變化規(guī)律、達到的行程與歷程時間。

1) 第一階段(0≤t≤t1=18g/71.667g=0.251 2 ms)，同步運動

如圖8所示。地雷爆炸后，車體加速度在瞬間內(nèi)劇增，但座椅(人體)加速度還沒有加速到吸能器的啟動載荷(設置吸能器啟動載荷為人體與座椅達到18g加速度值時吸能器承受的值)對應加速度值(18g)，其所受的載荷小于吸能裝置啟動載荷，吸能裝置不啟動，車體與座椅之間沒有發(fā)生相對位移，車體與座椅(人體)的加速度(ac1,ay1)、速度(vc1,vy1)與位移(sc1,sy1)的運動方程如式(3)所示：

(3)

圖8 第一與第二階段地雷爆炸座椅(人體) 與車體相對運動曲線Fig.8 Curve of the first and second stages of the relative motion between the seat (human body) and the vehicle body when a mine explodes

其曲線如圖8中的虛線第一截，此時座椅(人體)隨車體一起同步運動階段，兩者加速度相同，這一過程持續(xù)時間約為0.251 2 ms，座椅(人體)與車體地起運動的位移約為0.001 86 mm。

2) 第二階段(t1=0.251 2 ms≤t≤t2=3.0 ms)，吸能器啟動

地雷爆炸后，車體加速度在瞬間內(nèi)劇增至最大值215g，座椅(人體)經(jīng)過瞬態(tài)加速后其加速度逐步增大至吸能器的啟動載荷對應的加速度值(18g)，其所受的載荷達到吸能裝置啟動載荷，吸能裝置啟動。此時車體加速度繼續(xù)上升至215g，但這時座椅(人體)由于吸能器作用加速度仍保持為18g，座椅(人體)運動滯后于車體，車體與座椅(人體)發(fā)生相對位移，這時車體與座椅(人體)的加速度(ac2,ay2)、速度(vc2,vy2)與位移(sc2,sy2)的運動方程如式(4)所示：

(4)

如圖8中的虛線第二截。這一過程約2.75 ms時間，座椅在第一階段與第二階段由于初速為零，雖然加速度很大，但時間極短，其總運動位移約為3.16 mm。

3) 第三階段(t2=3.0 ms≤t≤t3=6.0 ms)，吸能器持續(xù)擴展，沖擊波消失階段

在第三階段，車體加速度由最大值215g逐漸下降至0g，但車體與座椅(人體)速度繼續(xù)增加，座椅(人體)速度達到最大值。車體與座椅(人體)的加速度(ac3,ay3)、速度(vc3,vy3)與位移(sc3,sy3)的運動方程如式(5)所示，其運動曲線見圖9中3.0～5.748 ms階段部分曲線。

(5)

從圖9中可見，此時車體運動的速度達到6.33 m/s，座椅(人體)的速度達到0.793 m/s，兩者之間的相對速度達到最大值；車體與座椅(人體)的相對位移達到16.7 mm。

圖9 第三階段地雷爆炸座椅(人體)與 車體相對運動曲線Fig.9 Curve of the third stage curve of the relative motion between the seat (human body) and the vehicle body when a mine explodes

4) 第四階段(t3=6.0 ms≤t≤t4=35.7 ms)，車體做自由落體減速運動至與座椅運動同步

此階段車體加速度為-g，在第三階段末，車體以6.33 m/s的初速度繼續(xù)上沖，但座椅(人體)與車體之間相對運動繼續(xù)，兩者之間的相對速度不斷減小，但兩者之間的距離仍不斷拉大，當t=t4=35.7 ms時，當兩者速度相等時，吸能器吸能結(jié)束，此時兩者同步速度為6.03 m/s，距離將達到98.8 mm，并將繼續(xù)保持此恒定值。此階段車體與座椅(人體)加速度(ac4,ay4)、速度(vc4,vy4)與位移(sc4,sy4)的運動方程如式(6)所示，其曲線如圖10。

(6)

圖10 第四階段地雷爆炸座椅或人體 與車體相對運動曲線Fig.10 Curve of the fourth stage curve of the relative motion between the seat (human body) and the vehicle body when a mine explodes

5) 第五階段(t4=35.7 ms≤t≤t5=651 ms)，座椅與車體速度相等時刻同步運動至最高點

在第五階段，座椅(人體)與車體以相等速度6.03 m/s的初速繼續(xù)上沖，當t=t4=651 ms時，車體與座椅(人體)兩者同步運動至最高點，此時兩者速度均降為零，車體飛離地面最高高度Hmax=2.06 m，座椅(人體)與車體之間的距離仍保持98.8 mm。此時車體與座椅(人體)的加速度(ac4,ay4)、速度(vc4,vy4)與位移(sc4,sy4)的運動方程如式(7)所示，第五階段座椅(人體)與車體相對運動曲線見圖11中t4=35.7 ms≤t≤t5=651 ms時間段部分。

(7)

圖11 第五階段地雷爆炸座椅(人體) 與車體相對運動曲線Fig.11 Curve of the fifth stage curve of the relative motion between the seat (human body) and the vehicle body when a mine explodes

此階段車體加速度為-g，但車體與座椅(人體)以0初速度做自由落體運動，乘員與座椅相對車體無運動，兩者繼續(xù)保持98.8 mm相對位移，同步運動至t6時刻，車體或車輪落地，進入第二波跌落沖擊過程。車體與座椅(人體)的運動方程如式(8)所示：

(8)

相應曲線見圖12中651 ms≤t≤1.299 s時間段內(nèi)的曲線。

圖12 第六階段地雷爆炸座椅(人體) 與車體相對運動曲線Fig.12 Curve of the sixth stage curve of the relative motion between the seat (human body) and the vehicle body when a mine explodes

5 抗爆效果評價及優(yōu)化建議

從上述分析可見，當取技術指標中的沖擊峰值與脈沖時間的中位值作為沖擊輸入值時，抗爆行程基本滿足100 mm的抗爆行程要求。但當沖擊輸入取指標的高位值(即加速度脈沖幅值230g、脈沖寬度7 ms的三角波)時，按上述同樣方法計算其抗爆行程為154.3 mm，其結(jié)果將發(fā)生座椅直接觸底，引起座椅的二次沖擊，導致人體的二次沖擊受傷。事實表明，第二次沖擊引起的二次效應是美伊戰(zhàn)斗中導致美軍士兵傷亡的主要因素[17]，

實際上，從圖13所示的人體坐姿著陸沖擊載荷的耐受曲線[18]與第2節(jié)提出的防爆座椅耐沖擊三角脈沖時間(7 ms)的沖擊來看，座椅及人體承受的沖擊峰值處于35g以下時，均處于安全區(qū)，而該型車輛提出的座椅抗爆指標為18g，不僅明顯過于保守，還會因此造成座椅在抗爆過程中直接觸底，導致更大的二次沖擊損傷。因此，該型車輛防爆座椅指標設計既不合理、也不科學。因此，建議適當提高座椅及人體的耐沖擊限值，不僅能在保證安全的情況下，有效改善座椅觸底的不利狀況，還給第二波沖擊留出部分抗爆行程，提高防爆座椅的綜合防護效果。

圖13 人體對坐姿著陸沖擊過載(+g)的耐受曲線Fig.13 Tolerance curve of human body to impact overload (+g) of sitting landing

因篇幅有限，坦克裝甲車輛防爆座椅抗爆標準及具體的指標優(yōu)化方法將另文闡述。

6 結(jié)論

研究表明，該單位提出的某型裝甲車輛乘載員座椅防地雷爆炸抗爆防護指標只能滿足中位沖擊輸入的抗爆要求，但當沖擊輸入取沖擊輸入的高位值時，座椅將會發(fā)生觸底，這將引起二次效應與更大的傷亡。建議適當提高座椅及人體的耐沖擊限值，這樣不僅能在保證安全的情況下有效克服座椅觸底的不利狀況，并能給第二波沖擊留出部分抗爆行程，提高防爆座椅的綜合防地雷爆炸防護效果。