玻璃鋼空間碎片防護(hù)構(gòu)型性能的實(shí)驗(yàn)研究與仿真分析

趙君堯，柳 森，文雪忠，黃 潔，李 毅

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

0 引言

日益惡化的空間碎片環(huán)境對(duì)在軌運(yùn)行航天器的安全構(gòu)成了極大的威脅[1]?？臻g碎片以極高的速度在空間運(yùn)行且數(shù)量龐大，對(duì)于cm級(jí)尺寸以下的碎片，只有靠航天器外表的防護(hù)構(gòu)型進(jìn)行抵御防護(hù)，因此設(shè)計(jì)研究比強(qiáng)度高、抵御碎片性能佳的防護(hù)構(gòu)型一直是空間碎片防護(hù)領(lǐng)域的研究重點(diǎn)之一[2]。

國(guó)內(nèi)外已經(jīng)開展了大量防護(hù)構(gòu)型性能的相關(guān)研究。在經(jīng)典的Whipple構(gòu)型基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)是目前設(shè)計(jì)新型防護(hù)構(gòu)型的主要方式，改進(jìn)方法包括改變防護(hù)構(gòu)型材料和增加填充層構(gòu)造多層防護(hù)構(gòu)型等。輕質(zhì)復(fù)合材料具備質(zhì)輕而硬、機(jī)械強(qiáng)度高、性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，可作為防護(hù)構(gòu)型的重要組成部分[3]。如采用高強(qiáng)高模聚乙烯復(fù)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(hù)構(gòu)型在碎片超高速撞擊下的防護(hù)性能。

玻璃鋼，又稱玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（FRP），是一種新型高性能材料，常用于航空、航天、醫(yī)學(xué)、機(jī)械、建筑等領(lǐng)域，具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕等特點(diǎn)，能顯著改善工程結(jié)構(gòu)的性能[6]。已有相關(guān)研究對(duì)玻璃鋼材料防護(hù)空間碎片的性能進(jìn)行了初步探索[7-8]，認(rèn)為其具有較好的防護(hù)性能，在空間碎片防護(hù)領(lǐng)域應(yīng)用前景極佳。但上述研究所依據(jù)的狀態(tài)數(shù)據(jù)較少，且未對(duì)玻璃鋼材料處于不同安放位置時(shí)防護(hù)構(gòu)型的性能進(jìn)行比較分析。

本文設(shè)計(jì)了玻璃鋼填充層以及玻璃鋼鋁板貼合后壁2種防護(hù)構(gòu)型，通過(guò)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真的方法，分析探究了這2種玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型與等面密度Whipple構(gòu)型的防護(hù)性能差異，并對(duì)玻璃鋼材料特點(diǎn)及其安放位置對(duì)防護(hù)構(gòu)型性能的影響進(jìn)行了研究。

1 防護(hù)構(gòu)型設(shè)計(jì)

本文設(shè)計(jì)了2種含玻璃鋼的防護(hù)構(gòu)型：一種是將玻璃鋼設(shè)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(hù)構(gòu)型將1.5 mm厚玻璃鋼板與1.0 mm厚鋁板貼合作為后壁結(jié)構(gòu)替代Whipple結(jié)構(gòu)的鋁制后壁，緩沖屏仍使用1.0 mm厚鋁板。另設(shè)置緩沖屏為1.0 mm厚鋁板、后壁為2.0 mm厚鋁板的Whipple結(jié)構(gòu)作為對(duì)比。3種防護(hù)結(jié)構(gòu)如圖1所示，每種防護(hù)構(gòu)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(gòu)型、玻璃鋼鋁板貼合后壁構(gòu)型、Whipple構(gòu)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(duì)比研究條件。

圖1 3種防護(hù)構(gòu)型結(jié)構(gòu)示意Fig. 1 The structure of three kinds of protective configurations

2 彈道極限公式

本文擬對(duì)碎片以4.7 km/s的速度撞擊防護(hù)構(gòu)型的情況進(jìn)行研究，首先根據(jù)NASA的Christiansen給出的預(yù)測(cè)方程[9]，計(jì)算上文所設(shè)計(jì)Whipple結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型失效的彈丸臨界尺寸。當(dāng)碎片速度在3～7 km/s時(shí)，Whipple結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型失效的彈丸臨界尺寸計(jì)算公式為

式中：dc為防護(hù)構(gòu)型失效的彈丸臨界直徑，cm；tw為Whipple結(jié)構(gòu)的后壁厚度，cm；σ為后壁屈服強(qiáng)度，ksi；tb為 Whipple結(jié)構(gòu)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(dāng)θ=0時(shí)表示彈丸垂直撞擊靶板。

將防護(hù)構(gòu)型幾何參數(shù)、實(shí)驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)以及2A12鋁相關(guān)物性參數(shù)代入式(1)，計(jì)算得到在彈丸速度為4.7 km/s的情況下，Whipple結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型失效的彈丸臨界直徑理論值為2.83 mm。根據(jù)文獻(xiàn)[7-8]對(duì)玻璃鋼材料防護(hù)性能的探究結(jié)果，初步預(yù)計(jì)玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型的性能優(yōu)于Whipple結(jié)構(gòu)，即玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型擊穿破壞的彈丸臨界直徑理論值大于2.83 mm，同時(shí)考慮彈道極限方程估算彈丸臨界直徑與實(shí)際實(shí)驗(yàn)Whipple結(jié)構(gòu)構(gòu)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(hù)構(gòu)型，將可能得到Whipple結(jié)構(gòu)構(gòu)型被擊穿，而2種玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型未被擊穿或損傷程度明顯小于Whipple結(jié)構(gòu)的結(jié)果，使得實(shí)驗(yàn)所得3種防護(hù)構(gòu)型毀傷情況有明顯的差異，便于對(duì)它們的性能優(yōu)劣進(jìn)行更直觀的對(duì)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(shí)驗(yàn)，以使實(shí)驗(yàn)結(jié)果盡可能符合上述理論預(yù)期，同時(shí)玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型不會(huì)被嚴(yán)重?fù)p毀擊穿。

3 超高速碰撞實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)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(shí)驗(yàn)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(gòu)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(xiàn)輕微鼓包，且正面分布有極微小彈坑；觀察屏上無(wú)明顯痕跡。

圖3 玻璃鋼填充層防護(hù)構(gòu)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(gòu)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(gè)約φ0.5 mm的微小穿孔；觀察屏上無(wú)明顯撞擊痕跡。

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

Whipple結(jié)構(gòu)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(cè)到大量明顯鼓包，且出現(xiàn)了9個(gè)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(jié)對(duì)比3種構(gòu)型在彈丸撞擊下的損傷情況，見表1。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果可得出結(jié)論：當(dāng)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(hù)構(gòu)型時(shí)，玻璃鋼填充層構(gòu)型防護(hù)效果最佳，玻璃鋼鋁板貼合后壁構(gòu)型次之，Whipple結(jié)構(gòu)構(gòu)型防護(hù)效果最差。

圖5 Whipple結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型損傷情況Fig. 5 The damage for the Whipple configuration

表1 3種防護(hù)構(gòu)型受撞擊后損傷情況對(duì)比Table 1 The damage for three kinds of configurations

4 數(shù)值仿真

運(yùn)用Autodyn軟件對(duì)上述3種防護(hù)構(gòu)型超高速撞擊的過(guò)程進(jìn)行數(shù)值仿真。采用SPH方法在二維對(duì)稱條件下對(duì)防護(hù)構(gòu)型建模，并選用相同尺寸的粒子對(duì)所建模型進(jìn)行填充，鋁和玻璃鋼分別采用Autodyn材料庫(kù)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(qiáng)度模型，玻璃鋼結(jié)構(gòu)仿真采用Puff狀態(tài)方程、Von Mises強(qiáng)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(jié)果如圖6所示。將仿真結(jié)果中各防護(hù)構(gòu)型受撞擊后的擊穿、鼓包等特征與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比后發(fā)現(xiàn)：仿真所得結(jié)果顯示的后壁損傷情況與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，Whipple結(jié)構(gòu)與玻璃鋼鋁板貼合后壁構(gòu)型均出現(xiàn)了明顯的鼓包與穿孔情況，且Whipple結(jié)構(gòu)的損傷最為嚴(yán)重。

圖6 3種防護(hù)構(gòu)型受撞擊仿真圖像Fig. 6 The simulation of three configurations after being impacted

實(shí)驗(yàn)選定3種防護(hù)構(gòu)型的最后層板壁作為觀測(cè)目標(biāo)，在板壁上等間距選取21個(gè)點(diǎn)（圖7以玻璃鋼填充層防護(hù)構(gòu)型為例顯示），繪制各點(diǎn)在沖擊過(guò)程中承受壓強(qiáng)的最大值隨點(diǎn)位置變化的關(guān)系如圖8所示。后壁中心區(qū)域（點(diǎn)7～點(diǎn)15）壓強(qiáng)的變化可初步反映防護(hù)構(gòu)型后壁受沖擊的情況，玻璃鋼填充層構(gòu)型在該區(qū)域內(nèi)壓強(qiáng)最大值均明顯小于其他2種構(gòu)型，說(shuō)明其后壁中心區(qū)域受沖擊的強(qiáng)度最弱，進(jìn)一步證明該構(gòu)型對(duì)碎片沖擊具有更好的防護(hù)效果。

圖7 仿真條件下后壁觀測(cè)點(diǎn)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(hù)構(gòu)型后壁壓強(qiáng)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(shí)選取板壁中心點(diǎn)（點(diǎn)11）進(jìn)行分析，繪制3種防護(hù)構(gòu)型受沖擊過(guò)程中該點(diǎn)的壓強(qiáng)變化曲線，如圖9所示：受沖擊后，玻璃鋼填充層防護(hù)構(gòu)型后壁中心點(diǎn)處的壓強(qiáng)呈現(xiàn)多次振蕩變化，分析是由于經(jīng)玻璃鋼填充層作用后，后壁中心區(qū)域?qū)a(chǎn)生多道沖擊波，沖擊波在板內(nèi)反射并相互作用導(dǎo)致了沖擊振蕩效應(yīng)的產(chǎn)生；玻璃鋼鋁板貼合后壁構(gòu)型后壁中心點(diǎn)處的壓強(qiáng)經(jīng)由短暫的瞬時(shí)振蕩后從一個(gè)極大值開始衰減，當(dāng)碎片沖擊在貼合后壁結(jié)構(gòu)上時(shí)，所產(chǎn)生沖擊波幾乎同時(shí)作用于后壁中心區(qū)域，因此，該區(qū)域呈現(xiàn)四周受拉伸的狀態(tài)，最終產(chǎn)生明顯鼓包；Whipple防護(hù)構(gòu)型后壁中心點(diǎn)處的壓強(qiáng)經(jīng)短暫振蕩后逐漸趨于平緩，這是因?yàn)闆_擊彈丸經(jīng)緩沖鋁板作用后撞擊在后壁上并產(chǎn)生沖擊波系，該沖擊波系經(jīng)短暫反射傳播后逐漸被耗散掉。

圖9 仿真得到3種防護(hù)構(gòu)型后壁中心點(diǎn)壓強(qiáng)隨時(shí)間變化曲線Fig. 9 The simulated pressure against time on the central point

數(shù)值仿真更進(jìn)一步驗(yàn)證了實(shí)驗(yàn)所得3種防護(hù)構(gòu)型的防護(hù)性能，由各防護(hù)構(gòu)型后壁中心處的壓強(qiáng)變化情況可得到初步結(jié)論：使得沖擊波在后壁內(nèi)反復(fù)振蕩的構(gòu)型可能具有更好的防護(hù)效果。

5 結(jié)束語(yǔ)

綜合實(shí)驗(yàn)與仿真分析結(jié)果，針對(duì)3種等面密度的防護(hù)構(gòu)型，本文認(rèn)為玻璃鋼填充層防護(hù)構(gòu)型與玻璃鋼鋁板貼合后壁防護(hù)構(gòu)型相對(duì)于常規(guī)的Whipple結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型，具有更好的防護(hù)效果，其中玻璃鋼作為填充層時(shí)構(gòu)型防護(hù)效果最佳。其原因可能是碎片在穿透玻璃鋼時(shí)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(duì)后壁鋁板的沖擊損傷被最大程度降低。同時(shí)，仿真還顯示當(dāng)碎片撞擊玻璃鋼填充層防護(hù)構(gòu)型時(shí)，其后壁中心區(qū)域?qū)a(chǎn)生多道沖擊波，沖擊波在板內(nèi)反射并相互作用導(dǎo)致了沖擊振蕩效應(yīng)，該效應(yīng)可能使得沖擊能量被大幅耗散掉，從而導(dǎo)致該結(jié)構(gòu)防護(hù)構(gòu)型具備更好的防護(hù)性能。

本文初步驗(yàn)證了采用文中所設(shè)計(jì)的玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型，能夠在不增加防護(hù)構(gòu)型整體尺寸和質(zhì)量的情況下提升對(duì)空間碎片的防護(hù)效果。下一步將對(duì)處于相同安放位置的等面密度玻璃鋼與鋁合金結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能進(jìn)行對(duì)比，進(jìn)一步補(bǔ)充論證玻璃鋼防護(hù)構(gòu)型的性能優(yōu)勢(shì)。