古青波，從 強(qiáng)，常 潔，王 巍

（北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094）

0 引言

隨著空間技術(shù)的發(fā)展和深空探測(cè)任務(wù)的持續(xù)深入，對(duì)大尺度、多功能、輕量化空間結(jié)構(gòu)的需求也日趨強(qiáng)烈。傳統(tǒng)大型剛性密封艙結(jié)構(gòu)由于質(zhì)量和體積大、容積與質(zhì)量比低，且受運(yùn)載火箭有效空間包絡(luò)和發(fā)射載荷的限制，已越來(lái)越難以滿足未來(lái)載人航天和星際探測(cè)對(duì)超大型航天器發(fā)展的需求。解決空間超大型結(jié)構(gòu)與運(yùn)載能力之間矛盾的最直接方法是研制自展開結(jié)構(gòu)，進(jìn)行在軌組裝以及在軌制造。而空間柔性充氣密封結(jié)構(gòu)作為最典型的自展開結(jié)構(gòu)，具備發(fā)射體積小、質(zhì)量小、展開可靠、工程實(shí)施成本低等突出優(yōu)勢(shì)，為建造超大型空間結(jié)構(gòu)提供了解決途徑，也為航天科技開辟了一個(gè)嶄新的研究領(lǐng)域[1]。

然而，日益增多的空間碎片對(duì)長(zhǎng)期在軌航天器的安全運(yùn)行構(gòu)成嚴(yán)重威脅，空間碎片的超高速撞擊對(duì)大型載人航天器和空間站的密封結(jié)構(gòu)更是致命的[2-3]?？臻g柔性充氣密封艙作為未來(lái)載人航天和深空探測(cè)任務(wù)中超大型、長(zhǎng)期在軌運(yùn)行的航天器結(jié)構(gòu)，其對(duì)空間碎片超高速撞擊的防護(hù)性能將直接影響整個(gè)任務(wù)期在軌運(yùn)行的可靠性和安全性[4-5]。

本文著眼于提高空間充氣密封艙的防護(hù)性能，采用玄武巖纖維布和Kevlar 纖維布填充式多層柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)；應(yīng)用Christiansen 撞擊極限方程，進(jìn)行柔性充氣密封艙抗空間碎片撞擊極限的仿真分析；最后通過(guò)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證所設(shè)計(jì)防護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)于空間柔性充氣密封艙提供的防護(hù)效果。

1 空間柔性充氣密封艙及防護(hù)結(jié)構(gòu)

如圖1 所示，空間柔性充氣密封艙由前/后剛性密封結(jié)構(gòu)、柔性多功能蒙皮結(jié)構(gòu)以及充氣系統(tǒng)等組成，其中柔性多功能蒙皮結(jié)構(gòu)包含氣密層、束縛層、碎片防護(hù)層和熱防護(hù)層。

圖1 空間柔性充氣密封艙結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of space flexible inflatable sealed cabin

空間碎片多層防護(hù)結(jié)構(gòu)研究是基于Whipple結(jié)構(gòu)[6]對(duì)微流星體的防護(hù)機(jī)理提出的。傳統(tǒng)Whipple結(jié)構(gòu)對(duì)航天器的防護(hù)有限，為提高其防護(hù)效能，Cour-Palais 和Crews 提出了一種多層撞擊防護(hù)結(jié)構(gòu)（multi-shock shield）模型[7]，即在艙壁前布置3～5 層相隔一定距離的Nextel 緩沖屏，利用緩沖屏的多次反復(fù)沖擊作用使彈丸不斷碎化、熔化和汽化，降低剩余彈丸的動(dòng)能，從而起到更好的防御效果。Cour-Palais 等[8]對(duì)多層Nextel 陶瓷纖維防護(hù)結(jié)構(gòu)的超高速撞擊現(xiàn)象進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，在多層防護(hù)結(jié)構(gòu)中，彈丸速度從6 km/s 下降到3 km/s 時(shí)彈道極限下降較快，但對(duì)速度在3～4 km/s 范圍的空間碎片，多層防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果低于傳統(tǒng)Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)的。Christiansen 等[9-10]在前人研究工作的基礎(chǔ)上，提出了填充Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)的概念，即在防護(hù)屏和艙壁之間增設(shè)由若干層Nextel 布和Kevlar 布組合成的填充層，該結(jié)構(gòu)的強(qiáng)重比相對(duì)于傳統(tǒng)Whipple防護(hù)結(jié)構(gòu)提高30%～50%；Christiansen 對(duì)柔性復(fù)合材料的多層防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了超高速撞擊實(shí)驗(yàn)測(cè)試，實(shí)驗(yàn)使用Nextel 布和Kevlar 布組成的多層防護(hù)屏，并在防護(hù)屏間加入聚氨酯泡沫，通過(guò)實(shí)驗(yàn)得出了柔性多層防護(hù)結(jié)構(gòu)的彈道極限方程。

綜合分析傳統(tǒng)Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)、多層撞擊防護(hù)結(jié)構(gòu)和填充Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)效能，填充Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)由于具有較高的強(qiáng)重比已被廣泛用于空間站艙壁的防護(hù)結(jié)構(gòu)，其填充層主要由以Nextel 為代表的陶瓷纖維布和Kevlar 為代表的芳綸纖維布組成。而玄武巖纖維布作為一種新興陶瓷纖維材料，具有高強(qiáng)度和高模量的特點(diǎn)，故本文的空間柔性充氣密封艙碎片防護(hù)層采用玄武巖纖維布+Kevlar 纖維布的填充防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，其中Kevlar纖維布作為束縛承力層，各防護(hù)層之間使用聚氨酯泡沫進(jìn)行填充以維持合適的間距（其材料性能對(duì)于抗碎片撞擊的防護(hù)作用可忽略），如圖2 所示。

圖2 空間柔性充氣密封艙填充防護(hù)結(jié)構(gòu)Fig.2 Filled protective structure for space flexible inflatable sealed cabin

2 防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊極限分析

2.1 Nextel/Kevlar 填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限方程

與傳統(tǒng)金屬防護(hù)結(jié)構(gòu)不同，柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)由多層柔性復(fù)合材料制成，具有顯著的非線性、大變形特征，其在空間碎片超高速撞擊下的力學(xué)特性[11]與傳統(tǒng)Whipple 金屬防護(hù)結(jié)構(gòu)存在顯著不同。目前航天器防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限方程主要通過(guò)大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合，尚未有系統(tǒng)性的理論建模方法。雖然在實(shí)驗(yàn)過(guò)程及實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理中難免會(huì)引入各種誤差，但采用大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所建立的特定防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限方程依然具有較高的可信度。

空間碎片與防護(hù)結(jié)構(gòu)的超高速撞擊在低速區(qū)（ν≤νL）、高速區(qū)（νL＜ν＜νH）和超高速區(qū)（ν≥νH）呈現(xiàn)出不同的物理特性。本文采用Christiansen 的撞擊極限方程[10]給出防護(hù)結(jié)構(gòu)在3 個(gè)速度區(qū)撞擊極限的表達(dá)式：

式中

式中

式(1)～式(5)中：dc為彈丸臨界直徑，cm；ν 為彈丸撞擊速度，km/s；θ 為彈丸撞擊角度，(°)；S 為碎片防護(hù)層與后墻間總距離，cm；ρb為防護(hù)層材料密度，g/cm3；ρw為后墻材料密度，g/cm3；ρp為彈丸材料密度，g/cm3；mb為防護(hù)層總面密度，g/cm2；tb為防護(hù)層厚度，cm；tw為后墻厚度，cm；σ' 為后墻屈服極限，ksi。

對(duì)于以陶瓷纖維布和芳綸纖維布為填充的多層柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)，式(1)～式(5)中的參數(shù)取值為：c1= 8，c2= 0，c3= c4= c7= 1，c5= 3，c6= 4；σ' = σ/40，KL= 2.35 g1/2·km2/3·cm-3/2·s-2/3，KH= 0.6 km1/3·s-1/3，CL=0.37 cm3/g；νL= 2.6 km/s，νH= 6.5 km/s，XL= 1/2，XH= 3/4。則，本文所引用的陶瓷纖維布和芳綸纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限方程為：

當(dāng)ν≤2.6(cos θ)1/2時(shí)，

當(dāng)ν≥6.5(cos θ)3/4時(shí)，

當(dāng)2.6(cos θ)1/2＜ν＜6.5(cos θ)3/4時(shí)，

式(6)～(8)所給出撞擊極限分析的失效準(zhǔn)則為穿孔。

2.2 Nextel/Kevlar 填充防 護(hù) 結(jié) 構(gòu)撞擊極限計(jì)算分析

高速撞擊極限曲線是以彈丸臨界直徑dc為因變量，以防護(hù)結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)（防護(hù)層總間距S、Nextel 纖維布層數(shù)NN、Kevlar 纖維布層數(shù)NK）為自變量的函數(shù)關(guān)系表達(dá)。空間柔性充氣密封艙的Nextel/Kevlar 纖維布多層填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的基本參數(shù)為：Nextel 纖維布單層面密度mbN= 0.034 g/cm2，厚度hN= 0.45 mm；Kevlar 纖維布單層面密度mbK=0.022 g/cm2，厚度hK= 0.45 mm；彈丸材料為2A12鋁合金，密度ρp= 2.79 g/cm3；θ = 0°；σ = 50 ksi。

圖3 給出NN= 10、NK= 10 時(shí)，不同總間距S 對(duì)填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限影響的計(jì)算曲線。

圖3 總間距對(duì)撞擊極限影響計(jì)算曲線Fig.3 Calculation curve of impact limit influenced by the total spacing

圖4 給出S = 30 cm、NK= 10 時(shí)，不同NN對(duì)填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限影響的計(jì)算曲線。

圖4 Nextel 層數(shù)對(duì)撞擊極限影響計(jì)算曲線Fig.4 Calculation curve of impact limit influenced by the number of Nextel layers

圖5 給出S = 30 cm、NN= 10 時(shí)，不同NK對(duì)填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限影響的計(jì)算曲線。

圖5 Kevlar 層數(shù)對(duì)撞擊極限影響計(jì)算曲線Fig.5 Calculation curve of impact limit influenced by the number of Kevlar layers

由圖3～圖5 可以發(fā)現(xiàn)，總間距S 對(duì)填充防護(hù)結(jié)構(gòu)在高速和超高速區(qū)的撞擊極限均有較明顯的影響，隨著總間距S 的增大，結(jié)構(gòu)在高速和超高速區(qū)的防護(hù)能力顯著提高；Nextel 層數(shù)NN的變化主要對(duì)填充防護(hù)結(jié)構(gòu)在中低速區(qū)的撞擊極限有影響，隨著層數(shù)的增多，結(jié)構(gòu)在低速區(qū)的防護(hù)能力有所提高，但高速和超高速區(qū)的防護(hù)能力并未有明顯提高；當(dāng)Kevlar 層數(shù)NK增大時(shí)，填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線整體呈現(xiàn)上移趨勢(shì)，即增加Kevlar 層數(shù)可以提高防護(hù)結(jié)構(gòu)的整體防護(hù)能力。

3 玄武巖/Kevlar 柔性填充防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)研究

利用二級(jí)輕氣炮對(duì)多層玄武巖/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行超高速撞擊實(shí)驗(yàn)[12]，以獲取該柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)空間碎片在低速區(qū)、高速區(qū)和超高速區(qū)的撞擊極限，為空間柔性充氣密封艙填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的材料選擇和參數(shù)設(shè)計(jì)提供實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐。實(shí)驗(yàn)參數(shù)依據(jù)第2 章的撞擊極限分析選取。

3.1 實(shí)驗(yàn)方案

超高速撞擊實(shí)驗(yàn)件由柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)和實(shí)驗(yàn)工裝兩部分裝配而成。柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)包括4 屏防護(hù)層，前3 屏為玄武巖纖維布層，每屏由5 層玄武巖纖維布組成；第4 屏為Kevlar 纖維布層，由10 層Kevlar 纖維布組成；各屏等間距分隔，屏間距為10 cm。實(shí)驗(yàn)工裝由金屬框架、阻隔套筒和觀察屏組成，其中觀察屏為5A06 鋁合金。柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)件的各單層玄武巖纖維布和Kevlar 纖維布的尺寸均為20 cm×20 cm。實(shí)驗(yàn)件安裝于工裝支架上，并固定于二級(jí)氫氣炮靶艙內(nèi)部。超高速撞擊實(shí)驗(yàn)件組成及尺寸如圖6 所示，實(shí)物裝配狀態(tài)如圖7 所示，其中阻隔套筒與圖2 中的聚氨酯泡沫作用相當(dāng)，維持各屏間距在撞擊實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的穩(wěn)定。

圖6 柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)件組成及尺寸Fig.6 Composition and dimension of the flexible protective structure for test

圖7 柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)件裝配實(shí)物Fig.7 Assembly of the flexible protective structure for test

對(duì)柔性填充防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行超高速撞擊實(shí)驗(yàn)的二級(jí)輕氣炮由發(fā)射系統(tǒng)、測(cè)速系統(tǒng)、配氣系統(tǒng)以及靶艙/真空系統(tǒng)組成。本文實(shí)驗(yàn)使用的FD-18A 二級(jí)輕氣炮如圖8 所示，發(fā)射裝置口徑為7.6 mm；測(cè)速系統(tǒng)采用激光測(cè)速，速度測(cè)量范圍0.2～10.0 km/s，測(cè)速精度0.3%；靶艙為直徑1.0 m、長(zhǎng)1.9 m 的圓柱洞體，內(nèi)部安裝用于固定實(shí)驗(yàn)件的靶架；真空系統(tǒng)由2 臺(tái)真空泵組成，一級(jí)真空泵為螺桿真空泵（極限真空度為10 Pa），二級(jí)真空泵為羅茨真空泵（極限真空度為3×10-2Pa）。

圖8 超高速撞擊實(shí)驗(yàn)二級(jí)輕氣炮Fig.8 The two-stage light gas gun for the hypervelocity impact test

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

玄武巖/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)使用的實(shí)心彈丸材料為2A12 鋁合金，彈丸直徑2～10 mm。撞擊實(shí)驗(yàn)共進(jìn)行6 次，包括低速、高速和超高速3 個(gè)速度區(qū)段，其中低速區(qū)進(jìn)行1 次（L-1）；高速區(qū)進(jìn)行4 次（H-1～H-4）；超高速區(qū)進(jìn)行1 次（S-1）。撞擊實(shí)驗(yàn)條件及結(jié)果詳見表1。實(shí)驗(yàn)根據(jù)撞擊極限分析曲線的大致走向選擇彈丸直徑和撞擊速度，考慮到空間碎片的速度大多在3～6 km/s范圍的高速區(qū)，故對(duì)低速和超高速選擇比較少。

表1 玄武巖/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 1 Impact test results of Basalt/Kevlar fiber cloth protective structure

將撞擊實(shí)驗(yàn)點(diǎn)反映至撞擊極限曲線中，如圖9所示?？梢钥吹?，低速區(qū)撞擊實(shí)驗(yàn)L-1 和高速區(qū)撞擊實(shí)驗(yàn)H-4 的實(shí)驗(yàn)點(diǎn)位于撞擊極限曲線的下方，表明彈丸未擊穿玄武巖纖維布防護(hù)層；高速區(qū)撞擊實(shí)驗(yàn)H-1～H-3 和超高速區(qū)撞擊實(shí)驗(yàn)S-1 的實(shí)驗(yàn)點(diǎn)位于撞擊極限曲線上方，表明玄武巖纖維布防護(hù)層被擊穿。6 次撞擊實(shí)驗(yàn)的結(jié)果與撞擊極限預(yù)示曲線吻合程度較高，且本文所研究的玄武巖/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)在低速區(qū)和超高速區(qū)的防護(hù)性能優(yōu)于Nextel/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)。

圖9 超高速撞擊極限曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)照Fig.9 Hypervelocity impact limit curve and test results

彈丸擊穿玄武巖纖維布防護(hù)層后，產(chǎn)生的彈丸碎片會(huì)利用剩余速度對(duì)Kevlar 纖維布層繼續(xù)造成撞擊損傷，撞擊速度不同對(duì)Kevlar 纖維布層的損傷形式也不同。如圖10(a)和(b)所示，當(dāng)撞擊速度處于中低速區(qū)時(shí)，Kevlar 層的擊穿孔較規(guī)則，纖維斷裂面平滑，穿孔開口附近未出現(xiàn)明顯的彎曲變形；如圖10(c)所示，隨著撞擊速度的增大，當(dāng)撞擊速度達(dá)到臨近超高速區(qū)時(shí)，Kevlar 層表面出現(xiàn)很多主擊穿孔外的小孔，主擊穿孔開口端面比較整齊光滑，周圍小孔的開口端面錯(cuò)亂不一；如圖10(d)所示，當(dāng)撞擊速度達(dá)到超高速區(qū)時(shí)，Kevlar 層形成很大的擊穿孔，開口端面錯(cuò)亂外翻，纖維拉伸變形較大，且部分纖維被拉長(zhǎng)而未斷裂，產(chǎn)生推移變形，形成很大的倒錐式擊穿孔。

圖10 玄武巖防護(hù)層被擊穿后Kevlar 纖維布損傷形式Fig.10 The state of Kevlar fiber cloth after the breakdown of Basalt fiber cloth

4 結(jié)束語(yǔ)

本文采用玄武巖/Kevlar 纖維布的填充防護(hù)結(jié)構(gòu)方案對(duì)空間柔性充氣密封艙的碎片防護(hù)層進(jìn)行了設(shè)計(jì)改進(jìn)。應(yīng)用Christiansen 撞擊極限方程對(duì)以Nextel/Kevlar 纖維布為填充的典型多層柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)在不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的撞擊極限進(jìn)行了計(jì)算分析，結(jié)果表明：防護(hù)層總間距對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能影響顯著，增加陶瓷纖維布和芳綸纖維布層數(shù)也能提升防護(hù)性能，但同時(shí)會(huì)導(dǎo)致防護(hù)結(jié)構(gòu)質(zhì)量增大。因此，應(yīng)合理設(shè)計(jì)總間距、陶瓷纖維布層數(shù)和芳綸纖維布層數(shù)，以實(shí)現(xiàn)防護(hù)結(jié)構(gòu)強(qiáng)重比的優(yōu)化。

利用二級(jí)輕氣炮對(duì)所設(shè)計(jì)的空間柔性充氣密封艙用多層玄武巖/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行超高速撞擊實(shí)驗(yàn)研究，驗(yàn)證了該防護(hù)結(jié)構(gòu)能夠可靠實(shí)現(xiàn)對(duì)空間碎片超高速撞擊的防護(hù)，且在低速區(qū)和超高速區(qū)的防護(hù)性能或優(yōu)于Nextel/Kevlar 纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的性能。