廖高健， 陳 勇 ， 劉 西， 賈 斌

(1.重慶理工大學 車輛工程學院 汽車零部件先進制造教育部重點實驗室，重慶 400054；2.哈爾濱工業(yè)大學 空間碎片高速撞擊研究中心，哈爾濱 150080)

蜂窩夾層板由于具有優(yōu)異的比強度、比剛度等力學性能，廣泛應用于航天器等防護結構中[1-2]。然而，航天器在服役過程中可能遭受來自太空微流星體的超高速撞擊，嚴重威脅其安全運行[3]。統(tǒng)計結果表明,太空微流星體密度為0.16～4.00 g/cm3，平均密度約0.50 g/cm3?？梢?，低密度微流星體在太空中比較常見，因此有必要研究各類微流星體對蜂窩夾層結構的超高速撞擊防護性能。

張志遠等[4-5]對鋁彈丸高速撞擊蜂窩夾層板進行了數(shù)值模擬研究，分析了蜂窩夾層板的超高速撞擊損傷特性。徐小剛等[6]對蜂窩夾層板進行了超高速碰撞仿真，結果表明仿真得到的后板破口尺寸與試驗比較接近。黃潔等[7]對鋁球彈丸超高速撞擊帶隔熱層的蜂窩夾層結構進行了實驗和數(shù)值仿真，結果表明蜂窩芯會限制沖擊過程中碎片云的徑向膨脹。Nitta等[8]對鋁彈丸超高速撞擊條件下蜂窩夾層板的損傷特性進行了試驗和數(shù)值仿真研究，并對彈道極限進行了討論。賈光輝等[9]基于鋁彈丸高速撞擊蜂窩夾層板的試驗數(shù)據(jù)，分析了蜂窩夾層板的撞擊極限方程，并探討了撞擊極限方程中的系數(shù)關系。Sibeaud等[10]對鋁球彈丸超高速撞擊蜂窩夾層板進行了試驗和數(shù)值仿真研究，并擬合獲取了2～10 km/s內的彈道極限方程。

上述研究分析了超高速撞擊條件下蜂窩夾層板結構的損傷特性，但均針對鋁球彈丸。對此，龐寶君等[11-14]采用火山巖或硅酸鹽彈丸模擬低密度脆性微流星體，對航天器典型Whipple防護結構進行了高速撞擊試驗和數(shù)值模擬研究，并分析了Whipple結構的損傷特性。然而，這些研究主要針對Whipple防護結構，未曾涉及蜂窩夾層結構。因此，本文采用火山巖彈丸模擬微流星體，通過二級輕氣炮試驗技術，研究火山巖超高速撞擊條件下蜂窩夾層板的損傷特性。研究成果有望推動輕質、脆性彈丸的超高速撞擊試驗研究，并為航天器典型防護結構的設計和撞擊風險評估提供參考依據(jù)。

1 試驗材料及試驗方法

1.1 試驗材料

蜂窩夾層板上下蒙皮采用2A12鋁合金板制作，厚度0.5 mm；中間層的蜂窩夾層采用2A12鋁箔制作，厚度0.04 mm，高度28.7 mm。蜂窩芯孔格為正六邊形結構，邊長5 mm，其形狀和尺寸如圖1所示。

圖1 蜂窩芯孔格形狀和尺寸示意圖Fig.1 Geometry and dimension of honeycomb holes

蜂窩夾層板的上下蒙皮與中間的蜂窩芯采用膠粘連接。本文沖擊試驗所用的蜂窩夾層板靶板由北京某航天院所負責提供，最終制成的靶板尺寸為200.0 mm×200.0 mm×29.7 mm，如圖2所示。

圖2 典型蜂窩夾層板試件Fig.2 Typical specimen of honeycomb sandwich panel

圖3 典型火山巖彈丸Fig.3 Typical volcano rock projectile

表1 火山巖彈丸參數(shù)Tab.1 Parameters of volcano rock projectiles

1.2 試驗方法

超高速撞擊試驗均采用哈爾濱工業(yè)大學超高速撞擊研究中心的二級輕氣炮進行，發(fā)射裝置如圖4所示。發(fā)射系統(tǒng)將火山巖彈丸發(fā)射至試驗所需的速度，實現(xiàn)彈丸0°角正面超高速撞擊蜂窩夾層靶板。二級輕氣炮工作原理如圖5所示：高壓氣艙的氮氣釋放后，驅動活塞沿泵管運動并壓縮泵管內的氫氣，泵管內氫氣在活塞的壓縮下達到非常高的溫度和壓力，當泵管內壓力達到一定程度后，高壓錐段處的膜片破裂，高溫高壓氣體進入發(fā)射管，并驅動發(fā)射管內的彈托和彈丸沿發(fā)射管飛出。沿發(fā)射管運行至炮管末端時，子彈與彈托分離，然后彈托分成兩瓣被擋在靶艙之外，彈丸則進入靶艙沖擊靶板。彈丸著靶速度(V)通過配套的激光測速系統(tǒng)獲取，如圖6所示。

圖4 二級輕氣炮試驗設備Fig.4 Two stage light gas gun equipment

圖5 二級輕氣炮沖擊試驗示意圖Fig.5 A schematic of two stage light gas gun impact tests

圖6 激光測速系統(tǒng)Fig.6 Laser velocimeter

由于火山巖呈現(xiàn)明顯的輕質、多孔和脆性特征，導致火山巖超高速發(fā)射技術難度增大，主要表現(xiàn)：著靶前火山巖彈丸發(fā)生破碎，無法完成沖擊試驗。因此，需對常規(guī)發(fā)射技術進行改進，確?；鹕綆r彈丸完整著靶。因此，本文首先基于常規(guī)彈托分離技術(見圖7(a))，增加軟質材料(炭黑母膠、硅橡膠)作為彈丸墊片，結合聚碳酸酯材料制作的彈托使用(見圖7(b)和圖7(c))，分析火山巖完整發(fā)射技術，然后進行蜂窩夾層板超高速撞擊試驗。其中，炭黑母膠、硅橡膠墊片厚度4 mm，相關材料參數(shù)列于表 2。

表2 彈托使用的相關材料參數(shù)Tab.2 Somematerial parameters for sabot usage

2 試驗結果及分析

2.1火山巖彈丸發(fā)射后的完整性

采用單層鋁合金板作為靶板，結合不同彈托組合方式(見圖7)，通過二級輕氣炮發(fā)射火山巖彈丸，研究火山巖完整發(fā)射技術。針對每組彈托使用情況，重復進行三次試驗，選取的典型試驗結果列于表3，靶板損傷結果如圖8所示。

圖7 彈托使用情況Fig.7 Sabot usage

圖8 火山巖彈丸超高速撞擊鋁合金板試驗結果Fig.8 Experimental results of volcano rock projectiles hypervelocity impact aluminum panels

圖9 激光測速儀示波器信號Fig.9 Oscilloscope signals of laser velocimeter

表3 火山巖發(fā)射技術試驗結果Tab.3 Experimental results of volcano rock projectile lunching technology

2.2 蜂窩夾層板損傷行為

基于獲取的火山巖超高速發(fā)射技術，采用硅橡膠墊片與彈托組合，對蜂窩夾層板進行了三次沖擊試驗。試驗結束后，檢查蜂窩夾層板的損傷特性。首先檢查撞擊正面和背面蒙皮的損傷特性，測量其損傷參數(shù)。然后，采用線切割方式，將蜂窩夾層板沿厚度方向剖開，檢查中間層蜂窩芯的損傷模式。獲取的典型超高速撞擊試驗結果列于表 4。其中，背面蒙皮的損傷面積采用矩形區(qū)域進行描述。

蜂窩夾層板正面、背面的損傷模式如圖10所示。由圖可見，火山巖超高速撞擊條件下，蜂窩夾層板正面蒙皮主要發(fā)生圓形穿孔損傷，背面蒙皮則發(fā)生花瓣開裂，并且在花瓣開裂區(qū)域與中間的蜂窩芯層發(fā)生了明顯的脫膠損傷(見圖10)?；鹕綆r彈丸撞擊夾層板正面蒙皮瞬間，沖擊波迅速傳至蜂窩夾層板，導致正面蒙皮發(fā)生穿孔，形成直徑略大于子彈直徑的圓孔損傷。由于火山巖攜帶的動能較大，擊穿正面蒙皮后，火山巖碎片繼續(xù)沖擊中間的蜂窩芯層，導致蜂窩芯層發(fā)生坍塌甚至斷裂。最后，火山巖彈丸與背面蒙皮發(fā)生沖擊，導致背面蒙皮發(fā)生形成花瓣開裂，火山巖擊穿整個蜂窩夾層板，如圖10所示。

正面背面HAV-1,d=4.953 mm,V=2.14 km/sHAV-2,d=6.193 mm,V=1.62 km/sHAV-3,d=6.613 mm,V=2.41 km/s

圖10 蜂窩夾層板正面、背面損傷模式
Fig.10 Failure modes in front and rear surfaces of honeycomb sandwich panels

表4 蜂窩夾層板撞擊試驗結果Tab. 4 Experimental results of honeycomb sandwich panels under impacts

圖11 蜂窩夾層板正面穿孔直徑與沖擊能量、彈丸直徑關系Fig.11 Perforation diameters of front surface in honeycombsandwich panel vs impact energy and projectile

蜂窩夾層板的剖面損傷模式如圖12所示?？梢姡鹕綆r超高速撞擊條件下，蜂窩芯層主要發(fā)生坍塌和斷裂損傷模式。彈丸擊穿正面蒙皮后，與蒙皮碎片一起沖擊中間的蜂窩芯層，導致蜂窩芯發(fā)生坍塌，甚至斷裂。最后，彈丸高速沖擊背面蒙皮，導致背面蒙皮發(fā)生鼓包變形，并在沖擊接觸區(qū)域與蜂窩芯發(fā)生脫膠，形成花瓣開裂(見圖12)。

圖12 蜂窩夾層板損傷模式剖視圖Fig.12 Section view of failure modesin honeycomb sandwich panels

由圖12可見，三次沖擊試驗中，隨著沖擊能量的提高，中間蜂窩芯層發(fā)生坍塌或斷裂的損傷面積逐漸增大。然而，結合背面蒙皮損傷區(qū)域面積(見表 4)，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊能量的增加，背面蒙皮的損傷面積并沒有隨之明顯增大。這是由于中間蜂窩芯層的損傷不僅與彈丸直徑、彈丸沖擊沖擊能量相關，更與沖擊位置相關。由于蜂窩芯為六邊形孔格結構，孔格邊長為5 mm，其內切圓直徑為8.66 mm，大于本文山巖彈丸最大直徑(6.62 mm)，因此彈丸撞擊蜂窩芯的位置主要可能有三種情況，即孔格中心、孔格邊、孔格角位置，分別對應圖13中的1，2，3位置。當撞在孔格中心位置時，蜂窩芯發(fā)生坍塌的面積最小。結合蜂窩夾層板的剖面觀測圖片，可發(fā)現(xiàn)HAV-1，HAV-2，HAV-3沖擊位置分別接近孔格中心、孔格邊和孔格角。HAV-1試驗中，火山巖穿透正面蒙皮后，形成的蒙皮碎片也對蜂窩芯層進行沖擊，導致中間的蜂窩芯也發(fā)生了輕微坍塌(見圖12(a))。HAV-2試驗中，火山巖沖擊位置為孔格邊位置附近，對蜂窩芯層造成的坍塌面積大于HAV-1結果，但背面蒙皮損傷面積與之差距不大。HAV-3試驗中，火山巖沖擊位置為孔格角位置附近，并且正面蒙皮形成的碎片也多于前兩次試驗，因此對蜂窩芯層造成的坍塌面積明顯大于HAV-1,HAV-2結果，背面蒙皮損傷面積也最大。

圖13 火山巖彈丸撞擊蜂窩夾層板不同位置示意圖Fig.13 Schematic of volcano rock projectiles impacthoneycomb sandwich panels at different positions

3 結 論

本文首先改進了火山巖彈丸超高速發(fā)射技術，然后采用火山巖作為彈丸對蜂窩夾層板進行了超高速撞擊試驗。限于試驗條件限制，完成了1.5～2.5 km/s速度下的三發(fā)撞擊試驗，獲取的主要結論如下：

(1)采用阻抗低于彈托材料的硅橡膠作為墊片，結合彈托使用，可實現(xiàn)輕質、低密度、脆性火山巖彈丸的超高速發(fā)射，保證火山巖彈丸完整著靶。

(2)火山巖彈丸超高速撞擊條件下，本文蜂窩夾層板主要發(fā)生正面蒙皮穿孔、蜂窩芯層坍塌、背面蒙皮花瓣開裂、背面蒙皮與相鄰蜂窩芯層脫膠等損傷模式。正面蒙皮的穿孔直徑隨彈丸直徑的增大而增大；中間蜂窩芯層的坍塌面積以及背面蒙皮的損傷面積不僅與沖擊能量、彈丸直徑相關，還與沖擊位置相關。