空间柔性充气密封舱用新型填充防护结构碎片撞击计算分析与实验研究

古青波，从 强，常 洁，王 巍

（北京空间飞行器总体设计部，北京 100094）

0 引言

随着空间技术的发展和深空探测任务的持续深入，对大尺度、多功能、轻量化空间结构的需求也日趋强烈。传统大型刚性密封舱结构由于质量和体积大、容积与质量比低，且受运载火箭有效空间包络和发射载荷的限制，已越来越难以满足未来载人航天和星际探测对超大型航天器发展的需求。解决空间超大型结构与运载能力之间矛盾的最直接方法是研制自展开结构，进行在轨组装以及在轨制造。而空间柔性充气密封结构作为最典型的自展开结构，具备发射体积小、质量小、展开可靠、工程实施成本低等突出优势，为建造超大型空间结构提供了解决途径，也为航天科技开辟了一个崭新的研究领域[1]。

然而，日益增多的空间碎片对长期在轨航天器的安全运行构成严重威胁，空间碎片的超高速撞击对大型载人航天器和空间站的密封结构更是致命的[2-3]。空间柔性充气密封舱作为未来载人航天和深空探测任务中超大型、长期在轨运行的航天器结构，其对空间碎片超高速撞击的防护性能将直接影响整个任务期在轨运行的可靠性和安全性[4-5]。

本文着眼于提高空间充气密封舱的防护性能，采用玄武岩纤维布和Kevlar 纤维布填充式多层柔性防护结构方案设计；应用Christiansen 撞击极限方程，进行柔性充气密封舱抗空间碎片撞击极限的仿真分析；最后通过超高速撞击实验验证所设计防护结构对于空间柔性充气密封舱提供的防护效果。

1 空间柔性充气密封舱及防护结构

如图1 所示，空间柔性充气密封舱由前/后刚性密封结构、柔性多功能蒙皮结构以及充气系统等组成，其中柔性多功能蒙皮结构包含气密层、束缚层、碎片防护层和热防护层。

图1 空间柔性充气密封舱结构Fig.1 Structure of space flexible inflatable sealed cabin

空间碎片多层防护结构研究是基于Whipple结构[6]对微流星体的防护机理提出的。传统Whipple结构对航天器的防护有限，为提高其防护效能，Cour-Palais 和Crews 提出了一种多层撞击防护结构（multi-shock shield）模型[7]，即在舱壁前布置3～5 层相隔一定距离的Nextel 缓冲屏，利用缓冲屏的多次反复冲击作用使弹丸不断碎化、熔化和汽化，降低剩余弹丸的动能，从而起到更好的防御效果。Cour-Palais 等[8]对多层Nextel 陶瓷纤维防护结构的超高速撞击现象进行研究发现，在多层防护结构中，弹丸速度从6 km/s 下降到3 km/s 时弹道极限下降较快，但对速度在3～4 km/s 范围的空间碎片，多层防护结构的防护效果低于传统Whipple 防护结构的。Christiansen 等[9-10]在前人研究工作的基础上，提出了填充Whipple 防护结构的概念，即在防护屏和舱壁之间增设由若干层Nextel 布和Kevlar 布组合成的填充层，该结构的强重比相对于传统Whipple防护结构提高30%～50%；Christiansen 对柔性复合材料的多层防护结构进行了超高速撞击实验测试，实验使用Nextel 布和Kevlar 布组成的多层防护屏，并在防护屏间加入聚氨酯泡沫，通过实验得出了柔性多层防护结构的弹道极限方程。

综合分析传统Whipple 防护结构、多层撞击防护结构和填充Whipple 防护结构的防护效能，填充Whipple 防护结构由于具有较高的强重比已被广泛用于空间站舱壁的防护结构，其填充层主要由以Nextel 为代表的陶瓷纤维布和Kevlar 为代表的芳纶纤维布组成。而玄武岩纤维布作为一种新兴陶瓷纤维材料，具有高强度和高模量的特点，故本文的空间柔性充气密封舱碎片防护层采用玄武岩纤维布+Kevlar 纤维布的填充防护结构设计，其中Kevlar纤维布作为束缚承力层，各防护层之间使用聚氨酯泡沫进行填充以维持合适的间距（其材料性能对于抗碎片撞击的防护作用可忽略），如图2 所示。

图2 空间柔性充气密封舱填充防护结构Fig.2 Filled protective structure for space flexible inflatable sealed cabin

2 防护结构超高速撞击极限分析

2.1 Nextel/Kevlar 填充防护结构撞击极限方程

与传统金属防护结构不同，柔性防护结构由多层柔性复合材料制成，具有显著的非线性、大变形特征，其在空间碎片超高速撞击下的力学特性[11]与传统Whipple 金属防护结构存在显著不同。目前航天器防护结构的撞击极限方程主要通过大量实验数据拟合，尚未有系统性的理论建模方法。虽然在实验过程及实验数据处理中难免会引入各种误差，但采用大量实验数据所建立的特定防护结构的撞击极限方程依然具有较高的可信度。

空间碎片与防护结构的超高速撞击在低速区（ν≤νL）、高速区（νL＜ν＜νH）和超高速区（ν≥νH）呈现出不同的物理特性。本文采用Christiansen 的撞击极限方程[10]给出防护结构在3 个速度区撞击极限的表达式：

式中

式中

式(1)～式(5)中：dc为弹丸临界直径，cm；ν 为弹丸撞击速度，km/s；θ 为弹丸撞击角度，(°)；S 为碎片防护层与后墙间总距离，cm；ρb为防护层材料密度，g/cm3；ρw为后墙材料密度，g/cm3；ρp为弹丸材料密度，g/cm3；mb为防护层总面密度，g/cm2；tb为防护层厚度，cm；tw为后墙厚度，cm；σ' 为后墙屈服极限，ksi。

对于以陶瓷纤维布和芳纶纤维布为填充的多层柔性防护结构，式(1)～式(5)中的参数取值为：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。则，本文所引用的陶瓷纤维布和芳纶纤维布填充防护结构的撞击极限方程为：

当ν≤2.6(cos θ)1/2时，

当ν≥6.5(cos θ)3/4时，

当2.6(cos θ)1/2＜ν＜6.5(cos θ)3/4时，

式(6)～(8)所给出撞击极限分析的失效准则为穿孔。

2.2 Nextel/Kevlar 填充防 护 结 构撞击极限计算分析

高速撞击极限曲线是以弹丸临界直径dc为因变量，以防护结构的结构设计参数（防护层总间距S、Nextel 纤维布层数NN、Kevlar 纤维布层数NK）为自变量的函数关系表达。空间柔性充气密封舱的Nextel/Kevlar 纤维布多层填充防护结构的基本参数为：Nextel 纤维布单层面密度mbN= 0.034 g/cm2，厚度hN= 0.45 mm；Kevlar 纤维布单层面密度mbK=0.022 g/cm2，厚度hK= 0.45 mm；弹丸材料为2A12铝合金，密度ρp= 2.79 g/cm3；θ = 0°；σ = 50 ksi。

图3 给出NN= 10、NK= 10 时，不同总间距S 对填充防护结构撞击极限影响的计算曲线。

图3 总间距对撞击极限影响计算曲线Fig.3 Calculation curve of impact limit influenced by the total spacing

图4 给出S = 30 cm、NK= 10 时，不同NN对填充防护结构撞击极限影响的计算曲线。

图4 Nextel 层数对撞击极限影响计算曲线Fig.4 Calculation curve of impact limit influenced by the number of Nextel layers

图5 给出S = 30 cm、NN= 10 时，不同NK对填充防护结构撞击极限影响的计算曲线。

图5 Kevlar 层数对撞击极限影响计算曲线Fig.5 Calculation curve of impact limit influenced by the number of Kevlar layers

由图3～图5 可以发现，总间距S 对填充防护结构在高速和超高速区的撞击极限均有较明显的影响，随着总间距S 的增大，结构在高速和超高速区的防护能力显著提高；Nextel 层数NN的变化主要对填充防护结构在中低速区的撞击极限有影响，随着层数的增多，结构在低速区的防护能力有所提高，但高速和超高速区的防护能力并未有明显提高；当Kevlar 层数NK增大时，填充防护结构的撞击极限曲线整体呈现上移趋势，即增加Kevlar 层数可以提高防护结构的整体防护能力。

3 玄武岩/Kevlar 柔性填充防护结构超高速撞击实验研究

利用二级轻气炮对多层玄武岩/Kevlar 纤维布填充防护结构进行超高速撞击实验[12]，以获取该柔性防护结构对空间碎片在低速区、高速区和超高速区的撞击极限，为空间柔性充气密封舱填充防护结构的材料选择和参数设计提供实验数据支撑。实验参数依据第2 章的撞击极限分析选取。

3.1 实验方案

超高速撞击实验件由柔性防护结构和实验工装两部分装配而成。柔性防护结构包括4 屏防护层，前3 屏为玄武岩纤维布层，每屏由5 层玄武岩纤维布组成；第4 屏为Kevlar 纤维布层，由10 层Kevlar 纤维布组成；各屏等间距分隔，屏间距为10 cm。实验工装由金属框架、阻隔套筒和观察屏组成，其中观察屏为5A06 铝合金。柔性防护结构实验件的各单层玄武岩纤维布和Kevlar 纤维布的尺寸均为20 cm×20 cm。实验件安装于工装支架上，并固定于二级氢气炮靶舱内部。超高速撞击实验件组成及尺寸如图6 所示，实物装配状态如图7 所示，其中阻隔套筒与图2 中的聚氨酯泡沫作用相当，维持各屏间距在撞击实验过程中的稳定。

图6 柔性防护结构实验件组成及尺寸Fig.6 Composition and dimension of the flexible protective structure for test

图7 柔性防护结构实验件装配实物Fig.7 Assembly of the flexible protective structure for test

对柔性填充防护结构进行超高速撞击实验的二级轻气炮由发射系统、测速系统、配气系统以及靶舱/真空系统组成。本文实验使用的FD-18A 二级轻气炮如图8 所示，发射装置口径为7.6 mm；测速系统采用激光测速，速度测量范围0.2～10.0 km/s，测速精度0.3%；靶舱为直径1.0 m、长1.9 m 的圆柱洞体，内部安装用于固定实验件的靶架；真空系统由2 台真空泵组成，一级真空泵为螺杆真空泵（极限真空度为10 Pa），二级真空泵为罗茨真空泵（极限真空度为3×10-2Pa）。

图8 超高速撞击实验二级轻气炮Fig.8 The two-stage light gas gun for the hypervelocity impact test

3.2 实验结果分析

玄武岩/Kevlar 纤维布填充防护结构超高速撞击实验使用的实心弹丸材料为2A12 铝合金，弹丸直径2～10 mm。撞击实验共进行6 次，包括低速、高速和超高速3 个速度区段，其中低速区进行1 次（L-1）；高速区进行4 次（H-1～H-4）；超高速区进行1 次（S-1）。撞击实验条件及结果详见表1。实验根据撞击极限分析曲线的大致走向选择弹丸直径和撞击速度，考虑到空间碎片的速度大多在3～6 km/s范围的高速区，故对低速和超高速选择比较少。

表1 玄武岩/Kevlar 纤维布填充防护结构撞击实验结果Table 1 Impact test results of Basalt/Kevlar fiber cloth protective structure

将撞击实验点反映至撞击极限曲线中，如图9所示。可以看到，低速区撞击实验L-1 和高速区撞击实验H-4 的实验点位于撞击极限曲线的下方，表明弹丸未击穿玄武岩纤维布防护层；高速区撞击实验H-1～H-3 和超高速区撞击实验S-1 的实验点位于撞击极限曲线上方，表明玄武岩纤维布防护层被击穿。6 次撞击实验的结果与撞击极限预示曲线吻合程度较高，且本文所研究的玄武岩/Kevlar 纤维布填充防护结构在低速区和超高速区的防护性能优于Nextel/Kevlar 纤维布填充防护结构。

图9 超高速撞击极限曲线与实验结果对照Fig.9 Hypervelocity impact limit curve and test results

弹丸击穿玄武岩纤维布防护层后，产生的弹丸碎片会利用剩余速度对Kevlar 纤维布层继续造成撞击损伤，撞击速度不同对Kevlar 纤维布层的损伤形式也不同。如图10(a)和(b)所示，当撞击速度处于中低速区时，Kevlar 层的击穿孔较规则，纤维断裂面平滑，穿孔开口附近未出现明显的弯曲变形；如图10(c)所示，随着撞击速度的增大，当撞击速度达到临近超高速区时，Kevlar 层表面出现很多主击穿孔外的小孔，主击穿孔开口端面比较整齐光滑，周围小孔的开口端面错乱不一；如图10(d)所示，当撞击速度达到超高速区时，Kevlar 层形成很大的击穿孔，开口端面错乱外翻，纤维拉伸变形较大，且部分纤维被拉长而未断裂，产生推移变形，形成很大的倒锥式击穿孔。

图10 玄武岩防护层被击穿后Kevlar 纤维布损伤形式Fig.10 The state of Kevlar fiber cloth after the breakdown of Basalt fiber cloth

4 结束语

本文采用玄武岩/Kevlar 纤维布的填充防护结构方案对空间柔性充气密封舱的碎片防护层进行了设计改进。应用Christiansen 撞击极限方程对以Nextel/Kevlar 纤维布为填充的典型多层柔性防护结构在不同结构参数下的撞击极限进行了计算分析，结果表明：防护层总间距对防护结构的防护性能影响显著，增加陶瓷纤维布和芳纶纤维布层数也能提升防护性能，但同时会导致防护结构质量增大。因此，应合理设计总间距、陶瓷纤维布层数和芳纶纤维布层数，以实现防护结构强重比的优化。

利用二级轻气炮对所设计的空间柔性充气密封舱用多层玄武岩/Kevlar 纤维布填充防护结构进行超高速撞击实验研究，验证了该防护结构能够可靠实现对空间碎片超高速撞击的防护，且在低速区和超高速区的防护性能或优于Nextel/Kevlar 纤维布填充防护结构的性能。