趙君堯，柳 森，文雪忠，黃 潔，李 毅

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心 超高速碰撞研究中心，綿陽 621000）

0 引言

日益惡化的空間碎片環(huán)境對在軌運行航天器的安全構成了極大的威脅[1]。空間碎片以極高的速度在空間運行且數量龐大，對于cm級尺寸以下的碎片，只有靠航天器外表的防護構型進行抵御防護，因此設計研究比強度高、抵御碎片性能佳的防護構型一直是空間碎片防護領域的研究重點之一[2]。

國內外已經開展了大量防護構型性能的相關研究。在經典的Whipple構型基礎上進行改進是目前設計新型防護構型的主要方式，改進方法包括改變防護構型材料和增加填充層構造多層防護構型等。輕質復合材料具備質輕而硬、機械強度高、性能穩(wěn)定等優(yōu)點，可作為防護構型的重要組成部分[3]。如采用高強高模聚乙烯復合材料作為緩沖屏[4]，采用木層等材料作為填充層[5]等舉措或能有效提高防護構型在碎片超高速撞擊下的防護性能。

玻璃鋼，又稱玻璃纖維增強復合材料（FRP），是一種新型高性能材料，常用于航空、航天、醫(yī)學、機械、建筑等領域，具有輕質高強、耐腐蝕等特點，能顯著改善工程結構的性能[6]。已有相關研究對玻璃鋼材料防護空間碎片的性能進行了初步探索[7-8]，認為其具有較好的防護性能，在空間碎片防護領域應用前景極佳。但上述研究所依據的狀態(tài)數據較少，且未對玻璃鋼材料處于不同安放位置時防護構型的性能進行比較分析。

本文設計了玻璃鋼填充層以及玻璃鋼鋁板貼合后壁2種防護構型，通過超高速撞擊實驗和數值仿真的方法，分析探究了這2種玻璃鋼防護構型與等面密度Whipple構型的防護性能差異，并對玻璃鋼材料特點及其安放位置對防護構型性能的影響進行了研究。

1 防護構型設計

本文設計了2種含玻璃鋼的防護構型：一種是將玻璃鋼設置為填充層材料，緩沖屏、填充層、后壁分別為1.0 mm厚鋁板、1.5 mm厚玻璃鋼板、1.0 mm厚鋁板；另一種防護構型將1.5 mm厚玻璃鋼板與1.0 mm厚鋁板貼合作為后壁結構替代Whipple結構的鋁制后壁，緩沖屏仍使用1.0 mm厚鋁板。另設置緩沖屏為1.0 mm厚鋁板、后壁為2.0 mm厚鋁板的Whipple結構作為對比。3種防護結構如圖1所示，每種防護構型后方50 mm處均放置2.0 mm厚鋁觀察屏。本文選用玻璃鋼密度為1.85 g/cm3，鋁合金密度為2.785 g/cm3，則玻璃鋼填充層構型、玻璃鋼鋁板貼合后壁構型、Whipple構型的總面密度分別為 0.834 5、0.834 5、0.835 5 g/cm2，滿足等面密度的對比研究條件。

圖1 3種防護構型結構示意Fig. 1 The structure of three kinds of protective configurations

2 彈道極限公式

本文擬對碎片以4.7 km/s的速度撞擊防護構型的情況進行研究，首先根據NASA的Christiansen給出的預測方程[9]，計算上文所設計Whipple結構防護構型失效的彈丸臨界尺寸。當碎片速度在3～7 km/s時，Whipple結構防護構型失效的彈丸臨界尺寸計算公式為

式中：dc為防護構型失效的彈丸臨界直徑，cm；tw為Whipple結構的后壁厚度，cm；σ為后壁屈服強度，ksi；tb為 Whipple結構的緩沖屏厚度，cm；ρp為彈丸密度，g/cm3；ρb為緩沖屏密度，g/cm3；S為緩沖屏后端距后壁前端水平距離，cm；vn=vcosθ，為彈丸速度的垂直分量，km/s，其中，v為彈丸速度，km/s，θ為沖擊角度，°，當θ=0時表示彈丸垂直撞擊靶板。

將防護構型幾何參數、實驗狀態(tài)參數以及2A12鋁相關物性參數代入式(1)，計算得到在彈丸速度為4.7 km/s的情況下，Whipple結構防護構型失效的彈丸臨界直徑理論值為2.83 mm。根據文獻[7-8]對玻璃鋼材料防護性能的探究結果，初步預計玻璃鋼防護構型的性能優(yōu)于Whipple結構，即玻璃鋼防護構型擊穿破壞的彈丸臨界直徑理論值大于2.83 mm，同時考慮彈道極限方程估算彈丸臨界直徑與實際實驗Whipple結構構型被擊穿的彈丸臨界直徑可能存在一定誤差，故采用直徑稍大于2.83 mm的彈丸撞擊防護構型，將可能得到Whipple結構構型被擊穿，而2種玻璃鋼防護構型未被擊穿或損傷程度明顯小于Whipple結構的結果，使得實驗所得3種防護構型毀傷情況有明顯的差異，便于對它們的性能優(yōu)劣進行更直觀的對比。因此，本文最終選用直徑為4.0 mm的鋁球開展超高速撞擊實驗，以使實驗結果盡可能符合上述理論預期，同時玻璃鋼防護構型不會被嚴重損毀擊穿。

3 超高速碰撞實驗

實驗在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的超高速碰撞靶（見圖2）上開展[10]，3次實驗的鋁彈丸直徑均為4.0 mm，撞擊速度范圍為4.64～4.80 km/s，采用垂直入射方向。

圖2 超高速碰撞靶Fig. 2 Hypervelocity impact ballistic range

玻璃鋼填充層構型受鋁球撞擊（v=4.67 km/s）后損傷情況如圖3所示：緩沖屏與玻璃鋼填充層均被擊穿；后壁未被擊穿，僅背面出現輕微鼓包，且正面分布有極微小彈坑；觀察屏上無明顯痕跡。

圖3 玻璃鋼填充層防護構型損傷情況Fig. 3 The damage for the configuration with FRP filled layer

玻璃鋼與鋁板貼合后壁構型受鋁球撞擊（v=4.80 km/s）后損傷情況如圖4所示：緩沖屏與后壁玻璃鋼均被擊穿；后壁鋁板正面有大量明顯彈坑，背面有大量明顯較大鼓包，且有1個約φ0.5 mm的微小穿孔；觀察屏上無明顯撞擊痕跡。

圖4 玻璃鋼鋁板貼合后壁構型損傷情況Fig. 4 The damage for the configuration with FRP-Al rear wall

Whipple結構受鋁球撞擊（v=4.64 km/s）后損傷情況如圖5所示：緩沖屏與后壁均被擊穿；后壁正面形成了大量彈坑，并在其背面觀測到大量明顯鼓包，且出現了9個較明顯的穿孔，最大穿孔直徑約為4.0 mm；觀察屏上也留下了較明顯撞擊痕跡。

總結對比3種構型在彈丸撞擊下的損傷情況，見表1。根據實驗結果可得出結論：當直徑4.0 mm的球形鋁彈丸以4.64～4.80 km/s的速度分別垂直撞擊3種防護構型時，玻璃鋼填充層構型防護效果最佳，玻璃鋼鋁板貼合后壁構型次之，Whipple結構構型防護效果最差。

圖5 Whipple結構防護構型損傷情況Fig. 5 The damage for the Whipple configuration

表1 3種防護構型受撞擊后損傷情況對比Table 1 The damage for three kinds of configurations

4 數值仿真

運用Autodyn軟件對上述3種防護構型超高速撞擊的過程進行數值仿真。采用SPH方法在二維對稱條件下對防護構型建模，并選用相同尺寸的粒子對所建模型進行填充，鋁和玻璃鋼分別采用Autodyn材料庫中的AL2024T351和GLASS-EPXY材料模型，其中鋁球彈丸與鋁板仿真采用Shock狀態(tài)方程、Johnson Cook強度模型，玻璃鋼結構仿真采用Puff狀態(tài)方程、Von Mises強度模型。仿真選定撞擊彈丸直徑為4.0 mm、撞擊速度為4.7 km/s，仿真結果如圖6所示。將仿真結果中各防護構型受撞擊后的擊穿、鼓包等特征與實驗結果進行對比后發(fā)現：仿真所得結果顯示的后壁損傷情況與實驗結果一致，Whipple結構與玻璃鋼鋁板貼合后壁構型均出現了明顯的鼓包與穿孔情況，且Whipple結構的損傷最為嚴重。

圖6 3種防護構型受撞擊仿真圖像Fig. 6 The simulation of three configurations after being impacted

實驗選定3種防護構型的最后層板壁作為觀測目標，在板壁上等間距選取21個點（圖7以玻璃鋼填充層防護構型為例顯示），繪制各點在沖擊過程中承受壓強的最大值隨點位置變化的關系如圖8所示。后壁中心區(qū)域（點7～點15）壓強的變化可初步反映防護構型后壁受沖擊的情況，玻璃鋼填充層構型在該區(qū)域內壓強最大值均明顯小于其他2種構型，說明其后壁中心區(qū)域受沖擊的強度最弱，進一步證明該構型對碎片沖擊具有更好的防護效果。

圖7 仿真條件下后壁觀測點分布情況Fig. 7 The distribution of observing points on the rear wall under simulated condition

圖8 仿真得到防護構型后壁壓強最大值隨位置變化曲線Fig. 8 The simulated relationship between the maximum pressure on the rear wall and the point location

同時選取板壁中心點（點11）進行分析，繪制3種防護構型受沖擊過程中該點的壓強變化曲線，如圖9所示：受沖擊后，玻璃鋼填充層防護構型后壁中心點處的壓強呈現多次振蕩變化，分析是由于經玻璃鋼填充層作用后，后壁中心區(qū)域將產生多道沖擊波，沖擊波在板內反射并相互作用導致了沖擊振蕩效應的產生；玻璃鋼鋁板貼合后壁構型后壁中心點處的壓強經由短暫的瞬時振蕩后從一個極大值開始衰減，當碎片沖擊在貼合后壁結構上時，所產生沖擊波幾乎同時作用于后壁中心區(qū)域，因此，該區(qū)域呈現四周受拉伸的狀態(tài)，最終產生明顯鼓包；Whipple防護構型后壁中心點處的壓強經短暫振蕩后逐漸趨于平緩，這是因為沖擊彈丸經緩沖鋁板作用后撞擊在后壁上并產生沖擊波系，該沖擊波系經短暫反射傳播后逐漸被耗散掉。

圖9 仿真得到3種防護構型后壁中心點壓強隨時間變化曲線Fig. 9 The simulated pressure against time on the central point

數值仿真更進一步驗證了實驗所得3種防護構型的防護性能，由各防護構型后壁中心處的壓強變化情況可得到初步結論：使得沖擊波在后壁內反復振蕩的構型可能具有更好的防護效果。

5 結束語

綜合實驗與仿真分析結果，針對3種等面密度的防護構型，本文認為玻璃鋼填充層防護構型與玻璃鋼鋁板貼合后壁防護構型相對于常規(guī)的Whipple結構防護構型，具有更好的防護效果，其中玻璃鋼作為填充層時構型防護效果最佳。其原因可能是碎片在穿透玻璃鋼時能量被玻璃鋼填充層大量吸收耗散，破碎后的碎片撞擊能量大幅減小，對后壁鋁板的沖擊損傷被最大程度降低。同時，仿真還顯示當碎片撞擊玻璃鋼填充層防護構型時，其后壁中心區(qū)域將產生多道沖擊波，沖擊波在板內反射并相互作用導致了沖擊振蕩效應，該效應可能使得沖擊能量被大幅耗散掉，從而導致該結構防護構型具備更好的防護性能。

本文初步驗證了采用文中所設計的玻璃鋼防護構型，能夠在不增加防護構型整體尺寸和質量的情況下提升對空間碎片的防護效果。下一步將對處于相同安放位置的等面密度玻璃鋼與鋁合金結構的防護性能進行對比，進一步補充論證玻璃鋼防護構型的性能優(yōu)勢。