賈古寨 ,哈 躍,龐寶君,管公順,祖士明

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001;2.中國(guó)兵器工業(yè)第五二研究所煙臺(tái)分所,山東 煙臺(tái) 264003)

玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限及損傷特性*

賈古寨1,2,哈 躍1,龐寶君1,管公順1,祖士明1

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001;2.中國(guó)兵器工業(yè)第五二研究所煙臺(tái)分所,山東 煙臺(tái) 264003)

為了研究玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限和損傷特性，采用非火藥驅(qū)動(dòng)二級(jí)輕氣炮進(jìn)行超高速撞擊實(shí)驗(yàn)，擬合撞擊極限曲線，并與Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)及三層鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行比較。結(jié)果表明：玄武巖/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)具有和Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)類似的防護(hù)效果，防護(hù)性能優(yōu)于三層鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)。進(jìn)一步研究填充防護(hù)結(jié)構(gòu)鋁合金防護(hù)屏、纖維布填充層及鋁合金艙壁的損傷形式，分析了造成防護(hù)屏、填充層與艙壁不同損傷形貌的原因，探索了玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理，得出玄武巖纖維布填充層使彈丸碎化，而Kevlar填充層消耗、吸收和分散彈丸或碎片云的能量。

爆炸力學(xué)；撞擊極限；超高速撞擊；填充防護(hù)結(jié)構(gòu)；玄武巖纖維布；損傷特性

隨著航天事業(yè)的發(fā)展，將會(huì)有越來(lái)越多的衛(wèi)星等航天器在軌運(yùn)行，這些衛(wèi)星的運(yùn)行區(qū)域大都在空間碎片密集區(qū)域，受空間碎片撞擊損傷的威脅很高。載人航天器的運(yùn)行軌道也處于空間碎片密集區(qū)域，而空間碎片撞擊將直接影響到航天員的安全，決定載人航天任務(wù)的成敗。為了保障在軌的安全，航天器必須具備一定的防護(hù)能力。目前，在航天器空間碎片防護(hù)結(jié)構(gòu)上采用了Whipple防護(hù)結(jié)構(gòu)、多層沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)、網(wǎng)格雙防護(hù)屏結(jié)構(gòu)及填充防護(hù)結(jié)構(gòu)等[1-4]，這些防護(hù)結(jié)構(gòu)普遍采用了高性能纖維材料，如Nextel、Kevlar，且Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)幾乎覆蓋了國(guó)際空間站的全部高風(fēng)險(xiǎn)區(qū)域。盡管對(duì)玄武巖及Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊損傷和防護(hù)性能已進(jìn)行了大量研究，但是由于實(shí)驗(yàn)中填充材料及填充層的面密度各不相同，且實(shí)驗(yàn)條件不統(tǒng)一，因此所得結(jié)論也大相徑庭[5-7]。同時(shí)，實(shí)驗(yàn)中所采用的彈丸直徑過(guò)于單一，沒(méi)有準(zhǔn)確地給出玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)相對(duì)于Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)及三層鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能的優(yōu)劣。此外，現(xiàn)有文獻(xiàn)中僅對(duì)玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的損傷有一些零星的報(bào)道，并沒(méi)有給出造成其不同損傷形貌的具體原因[6]。

本文中，針對(duì)玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行不同直徑彈丸的超高速撞擊實(shí)驗(yàn)，擬合撞擊極限曲線，并與Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)及三層鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線進(jìn)行對(duì)比，分析玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能；研究防護(hù)屏、填充層及艙壁的損傷形式，分析造成防護(hù)屏、填充層與艙壁不同損傷形貌的原因，探索玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果

超高速撞擊實(shí)驗(yàn)采用二級(jí)輕氣炮發(fā)射裝置，其中二級(jí)輕氣炮一級(jí)高壓泵管口徑為57 mm，二級(jí)發(fā)射管口徑為10 mm。一級(jí)驅(qū)動(dòng)氣體為氮?dú)?，二?jí)驅(qū)動(dòng)氣體為氫氣。速度測(cè)量采用磁感應(yīng)方法，測(cè)量精度高于2%。

玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)形式如圖1所示，第1層防護(hù)屏為1 mm厚的6061-T6鋁合金板，填充層由3層玄武巖纖維布和3層Kevlar纖維布組成，相對(duì)于彈丸撞擊方向而言，玄武巖纖維布在前，Kevlar纖維布在后，填充層的面密度為0.168 g/cm2，艙壁為2.5 mm厚的5A06鋁合金板，防護(hù)結(jié)構(gòu)總的面密度為1.106 g/cm2。防護(hù)結(jié)構(gòu)總防護(hù)間距(即艙壁前表面到最外層防護(hù)屏背面的距離)為100 mm, 填充層位于最外層鋁合金防護(hù)屏和艙壁中間，即處于總防護(hù)間距一半的位置。實(shí)驗(yàn)中使用3.97、4.76、6.35和7.94 mm等4種不同直徑的2017鋁合金彈丸撞擊玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)，撞擊速度為0.6～5.0 km/s，撞擊角為0°。

圖1 玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Experimental configuration of basalt/Kevlar stuffed Whipple shield

玄武巖/Kevlar布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1，表中dp、v和Dh分別為彈丸直徑、撞擊速度和防護(hù)屏穿孔直徑。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)防護(hù)效果的判定以鋁合金艙壁是否穿孔、剝落為評(píng)價(jià)依據(jù)：艙壁無(wú)穿孔、無(wú)剝落，防護(hù)有效；有穿孔、剝落，防護(hù)失效。如果艙壁出現(xiàn)微裂紋損傷形式，則認(rèn)為防護(hù)失效。

表1 玄武巖/Kevlar纖維填充防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 1 Results of hypervelocity impact tests for basalt/Kevlar stuffed shields

2 分 析

2.1 撞擊極限特性

撞擊極限曲線是基于撞擊極限方程得到的描述防護(hù)結(jié)構(gòu)的臨界彈丸直徑dcr與撞擊參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)之間關(guān)系的曲線，其是評(píng)價(jià)防護(hù)結(jié)構(gòu)防護(hù)性能的重要手段，同樣也是航天器防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重要依據(jù)。由于彈丸超高速撞擊填充防護(hù)結(jié)構(gòu)，在不同速度區(qū)段呈現(xiàn)不同的動(dòng)力學(xué)特性，因此撞擊極限方程分為3段函數(shù)來(lái)表達(dá)。填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限方程可表示為：

彈道區(qū)(v≤vL):

對(duì)于Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)而言，幾何模型函數(shù):

F*=tw(σ/275.8)0.5+cbmb

液化/氣化區(qū)(v≥vH):

破碎區(qū)(vL

上述方程中：CL、CH、cb、α、k1～k10為撞擊極限方程參數(shù);vL、vH為彈道區(qū)、破碎區(qū)、熔化/氣化區(qū)3區(qū)的臨界速度(km/s)，分別稱為第1速度閾值和第2速度閾值;ρp、ρb、ρw分別為彈丸、防護(hù)屏和艙壁密度(g/cm3);S為防護(hù)屏間距(cm);σ為艙壁材料極限屈服強(qiáng)度(MPa);tw為艙壁厚度(cm);θ為撞擊角(°)。

對(duì)于本文玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)，根據(jù)表1實(shí)驗(yàn)結(jié)果，擬合得到預(yù)測(cè)撞擊極限方程為：彈道區(qū)(v≤2.528 km/s),dcr=0.605v-0.735;破碎區(qū),dcr=0.16v-0.105。

圖2 玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限曲線Fig.2 Ballistic limit curves of basalt/Kevlar stuffed shield

圖2給出了玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的預(yù)測(cè)撞擊極限曲線和同等面密度的Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線[8-9]及三層鋁防護(hù)屏的撞擊極限曲線[10]。由圖2可知，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線與Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)和三層鋁防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線整體趨勢(shì)基本相同。彈道區(qū)時(shí)，3種防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線幾乎重合，表明在該碰撞速度范圍內(nèi)，在防護(hù)結(jié)構(gòu)面密度相等的條件下，3種防護(hù)構(gòu)型的防護(hù)性能相當(dāng)。破碎區(qū)時(shí)，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線始終處于最上端，Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限曲線位于中間，三層鋁防護(hù)屏的撞擊極限曲線則處于最下端。這表明，在防護(hù)結(jié)構(gòu)面密度相等的條件下，三層鋁防護(hù)屏的防護(hù)性能最差，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能最好。總體而言，纖維織物填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能優(yōu)于三層鋁防護(hù)屏的防護(hù)性能，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能已經(jīng)達(dá)到了Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)水平，可以作為一種新的用于空間碎片防護(hù)的填充防護(hù)結(jié)構(gòu)。

2.2 損傷特性

2.2.1 防護(hù)屏穿孔特性

最外層防護(hù)屏穿孔損傷形貌如圖3所示，其均為圓形穿孔損傷。當(dāng)撞擊速度較低時(shí)，防護(hù)屏正面孔口邊緣有瓣形突緣(堆積突起)；防護(hù)屏背面也存在突緣，并有明顯的后翹拉伸變形，其為充塞邊緣端口。隨著撞擊速度的升高，處于破碎區(qū)段時(shí)，防護(hù)屏正面瓣形突起產(chǎn)生飛散，并減少；背面孔邊緣也產(chǎn)生同正面一樣的堆積飛散。其主要原因是彈丸撞擊鋁合金防護(hù)屏，在撞擊界面產(chǎn)生巨大的沖擊壓力，防護(hù)屏材料在沖擊壓縮波的擾動(dòng)下產(chǎn)生大量能量(熱量)，發(fā)生熔化，體積迅速增大，并在剪切流動(dòng)的作用下，以很高的速度飛濺出去，未飛濺出去的材料粘附于圓孔周邊，形成了防護(hù)屏正面的瓣形突緣。撞擊速度愈高，剪切流動(dòng)力愈大，防護(hù)屏熔化材料飛濺速度也愈高，使得殘留粘附于孔周邊的材料減少。撞擊速度較低時(shí)，防護(hù)屏在拉伸波的擾動(dòng)下產(chǎn)生整體變形，形成鼓包，并由高速?gòu)椡璩淙鲆粔K防護(hù)屏材料，形成拉伸形突緣斷口；隨著撞擊速度的增加，彈丸貫穿防護(hù)屏的速度大于拉伸波擾動(dòng)防護(hù)屏產(chǎn)生整體變形的速度，使得防護(hù)屏未產(chǎn)生整體變形(鼓包)前便被充塞出一塊，由于應(yīng)力做功產(chǎn)生大量能量，防護(hù)屏材料熔化，熔化材料在剪切力的作用下沿彈丸飛行方向飛濺。

圖3 防護(hù)屏超高速撞擊穿孔損傷Fig.3 Perforation damage in the first bumper by hypervelocity impact

圖4 防護(hù)屏穿孔直徑隨撞擊速度的變化Fig.4 Hole diameter in the first bumper via impact velocity

圖4給出了防護(hù)屏穿孔直徑隨撞擊速度的變化曲線。彈丸直徑一定時(shí)，穿孔直徑隨撞擊速度的升高而增大，呈非線性變化。目前，預(yù)測(cè)穿孔直徑的經(jīng)驗(yàn)公式主要有Maiden[11]、Nysmith[12]、Sawle[13]、Guan[14]等經(jīng)驗(yàn)公式。由圖4可知，對(duì)于直徑為3.97 mm的鋁球撞擊鋁合金防護(hù)屏，上述穿孔直徑方程并不適用于本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果。其中，Swale[13]公式高估了防護(hù)屏穿孔直徑，Maiden[11]、Nysmith[12]與Guan[14]3個(gè)公式則低估了防護(hù)屏穿孔直徑，且4個(gè)方程預(yù)測(cè)結(jié)果與本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間誤差均大于20%，最大誤差超過(guò)50%。綜上所述，由于實(shí)驗(yàn)和預(yù)測(cè)公式間選用的材料在性能方面存在差異，預(yù)測(cè)結(jié)果也會(huì)帶來(lái)較大的誤差，因此，有必要針對(duì)本文材料進(jìn)行超高速撞擊特性研究。

2.2.2 填充層損傷特性

彈丸擊穿防護(hù)屏后，會(huì)產(chǎn)生飛散碎片，飛散碎片會(huì)對(duì)填充層造成不同形式的損傷。圖5(a)表明，當(dāng)撞擊速度處于低速區(qū)時(shí)，填充層前面的玄武巖纖維面層上有較規(guī)則的方孔，方孔四邊分別平行于玄武巖纖維布的經(jīng)紗和緯紗，且纖維斷裂面平滑，紗線斷口附近沒(méi)有出現(xiàn)明顯的彎曲變形；背面Kevlar面層也產(chǎn)生了穿孔，但其斷裂紗線產(chǎn)生了較大的拉伸變形，形成球冠狀突起，遮住貫穿孔，孔周邊紗線被彈丸推開(kāi)，形成倒圓錐式凹陷，并伴有少量抽紗。隨著撞擊速度接近第1速度閾值時(shí)，玄武巖纖維面層上出現(xiàn)許多孔，如圖5(b)和(c)所示，其中彈丸主體在填充層上形成一個(gè)方形大孔，而小碎片則在周圍形成一些小孔，大小沿徑向向外逐漸減小。大孔斷面纖維整齊光滑，周圍小孔斷面不一。Kevlar填充層背面為一個(gè)方孔，四邊也平行于Kevlar面層的經(jīng)、緯紗，但斷口不是很平滑，紗線拉伸變形較大，且有些紗線明顯被拉長(zhǎng)但沒(méi)有斷裂，產(chǎn)生推移變形，形成倒圓錐式突起，并伴有少量抽紗。

當(dāng)撞擊速度為破碎區(qū)時(shí)，填充層正面損傷為圓形大孔，周圍有許多小孔呈散射分布；玄武巖和Kevlar斷裂的紗線向彈丸飛行的反向翻轉(zhuǎn)，斷口不整齊，有毛邊。填充層背面為近似方形孔，伴有撕裂，斷口不整齊， Kevlar纖維布有明顯抽紗現(xiàn)象，如圖5(d)所示。

圖5 填充層超高速撞擊損傷Fig.5 Hypervelocity impact damage of stuffed layer

玄武巖布和Kevlar布的細(xì)觀損傷形態(tài)如圖6所示。玄武巖纖維作為一種陶瓷纖維材料，脆性很強(qiáng)，破壞時(shí)發(fā)生脆性斷裂，隨著撞擊速度的增高，其纖維斷裂截面趨于規(guī)整；而Kevlar作為一個(gè)高分子聚合物，具有較大韌性，隨著撞擊速度的提高，應(yīng)變率升高，Kevlar纖維絲強(qiáng)度增高，韌性減小，側(cè)向劈裂和原纖化加劇。此外， Kevlar纖維材料具有較低的玻璃化溫度，撞擊過(guò)程中Kevlar纖維發(fā)生明顯的熱塑性變形。

圖6 填充層纖維絲微損傷形態(tài)Fig.6 Micro-damage of filaments in stuffed layer

以上分析表明，玄武巖/Kevlar纖維布填充層通過(guò)纖維絲的斷裂和拉伸變形吸收彈丸撞擊能量。另外，根據(jù)文獻(xiàn)[5]可知，玄武巖纖維布具有切割、破碎彈丸的能力，使大碎片或彈丸進(jìn)一步破碎，且不產(chǎn)生新的大碎片，這也正是玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)防護(hù)性能優(yōu)于Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)和三層鋁防護(hù)屏的重要原因。

2.2.3 艙壁損傷特性

圖7給出了不同速度區(qū)段艙壁的超高速撞擊損傷形貌。彈丸撞擊速度低于第1速度閾值時(shí)，彈丸僅產(chǎn)生塑性變形，以完整的形態(tài)撞擊艙壁，造成艙壁穿孔或撞擊坑損傷；隨著撞擊速度的提高，彈丸發(fā)生少量破碎，造成艙壁貫穿孔或大撞擊坑周圍形成小撞擊坑。隨著彈丸撞擊速度的繼續(xù)提高，當(dāng)其超過(guò)第1速度閾值后，艙壁中心區(qū)域損傷最嚴(yán)重，并沿著徑向向外損傷程度逐漸減輕。

此外，擊穿防護(hù)屏后，彈丸形成碎片云，并發(fā)生熔化或氣化，熔化/氣化的碎片云具有較高的溫度和速度，當(dāng)撞擊到面層纖維絲時(shí)，產(chǎn)生較高的沖擊壓力，并伴有多種沖擊現(xiàn)象，包括彈性波、塑性波和流動(dòng)波。而纖維絲在橫波和縱波的作用下發(fā)生解體，以短纖維、纖維團(tuán)或纖維束的形式噴向艙壁，使艙壁損傷區(qū)有黑色噴濺物和絲狀物，如圖7(c)所示，其中黑色噴濺物為金屬鋁液化或氣化噴射物和填充層纖維絲燒蝕后的噴射物；絲狀物為Kevlar纖維絲，其都以束狀或團(tuán)狀出現(xiàn)，一般位于黑色噴濺區(qū)邊界處。隨著撞擊速度的提高，這些絲狀物逐漸被燒蝕碳化，由于碳化粉末仍有較高的溫度，其可以造成艙壁正面燒蝕損傷，如圖7(d)所示。

圖7 艙壁的超高速撞擊損傷Fig.7 Hypervelocity impact damage of rear wall

2.3 防護(hù)機(jī)理

圖8 玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)防護(hù)機(jī)理Fig.8 Protection mechanism of basalt/Kevlar stuffed shields

玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理如圖8所示，彈丸撞擊鋁合金防護(hù)屏，在撞擊界面產(chǎn)生巨大的沖擊壓力。

如撞擊速度較低時(shí)，沖擊壓力不足以使彈丸破碎，彈丸貫穿防護(hù)屏，頭部產(chǎn)生塑性變形，飛行速度降低，其繼續(xù)撞擊纖維布填充層，纖維面層主要通過(guò)玄武巖纖維絲的剪切斷裂和Kevlar纖維絲拉伸變形消耗彈丸動(dòng)能，使彈丸剩余能量造成的艙壁損傷減輕。

如果撞擊速度較高，彈丸和防護(hù)屏在沖擊壓縮波擾動(dòng)下破碎，并使彈丸和防護(hù)屏材料產(chǎn)生液化或者氣化，形成高溫碎片云，高溫碎片云撞擊纖維布填充層，根據(jù)2.2.2和2.2.3節(jié)可知，玄武巖纖維絲切割碎片，使碎片進(jìn)一步細(xì)化，Kevlar纖維絲對(duì)細(xì)化碎片進(jìn)行攔截。

此外，高溫高速碎片云使纖維絲體解，燒蝕并粉末化，在艙壁正面形成較大噴濺區(qū)，噴濺區(qū)面積較大，使得作用在艙壁單位面積上的能量較小，從而減小了對(duì)艙壁的損傷。

綜上所述，玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)通過(guò)填充層消耗、吸收和分散彈丸或碎片云的能量，以起到更好的防護(hù)效果。

3 結(jié) 論

(1)通過(guò)超高速撞擊實(shí)驗(yàn)研究了玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的撞擊極限，與同等面密度的Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)和三層鋁防護(hù)屏進(jìn)行比較，得出玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能優(yōu)于三層鋁防護(hù)屏的防護(hù)性能，且也已經(jīng)達(dá)到Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)水平，完全可以作為一種新的用于空間碎片防護(hù)的填充防護(hù)結(jié)構(gòu)。

(2)研究了防護(hù)屏、填充層和艙壁的超高速撞擊損傷特性，分析了造成防護(hù)屏、填充層與艙壁不同損傷形貌的原因，初步探索了玄武巖/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理。玄武巖纖維布破碎彈丸，使彈丸或碎片破碎，同時(shí)連同Kevlar纖維布一起消耗、吸收彈丸的撞擊能量，使玄武巖/Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)具有和Nextel/Kevlar填充防護(hù)結(jié)構(gòu)類似的防護(hù)效果，優(yōu)于三層鋁防護(hù)屏的防護(hù)性能。

下一步工作重點(diǎn)是，進(jìn)一步擴(kuò)大超高速撞擊實(shí)驗(yàn)的速度范圍，深入分析撞擊極限的彈丸形狀效應(yīng)。

[1] Christiansen E L. Advanced meteoroid and debris shielding concepts[C]∥AIAA/NASA/DOD Orbital Debris Conference: Technical Issues and Future Directions. Baltimore, MD, 1990.

[2] Christiansen E L. Design and performance equations for advanced meteoroid and debris shields[J]. International Journal of Impact Engineering, 1993,14(1):145-156.

[3] Cour-Palais B G, Crews J L. A multi-shock concept for spacecraft shielding[J]. International Journal of Impact Engineering, 1990,10(1):135-146.

[4] Christiansen E L, Kerr J H. Mesh double-bumper shield: A low-weight alternative for spacecraft meteoroid and orbital debris protection[J]. International Journal of Impact Engineering, 1993,14(1):169-180.

[5] 哈躍,龐寶君,管公順,等.玄武巖纖維布 Whipple 防護(hù)結(jié)構(gòu)超高速撞擊損傷分析[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2007,39(5):779-782. Ha Yue, Pang Baojun, Guan Gongshun, et al. Damage of high velocity impact on basalt fiber hybrid woven-Al Whipple shield[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2007,39(5):779-782.

[6] 張寶璽,鄧云飛,哈躍,等.超高速撞擊玄武巖及Kevlar纖維布填充防護(hù)結(jié)構(gòu)研究[J].固體力學(xué)學(xué)報(bào),2012,33(5):533-540. Zhang Baoxi, Deng Yunfei, Ha Yue, et al. The optimal structural design of stuffed shield with basalt and Kevlar fiber clothes against hypervelocity impacting[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics, 2012,33(5):533-540.

[7] 茍海濤,王應(yīng)德,閆軍,等.一種高性能復(fù)合織物填充防護(hù)結(jié)構(gòu)撞擊極限研究和防護(hù)機(jī)理分析[C]∥中國(guó)空間科學(xué)學(xué)會(huì)空間材料專業(yè)委員會(huì)學(xué)術(shù)交流會(huì)議.2012.

[8] Christiansen E L, Crews J L, Williamsen J E, et al. Enhanced meteoroid and orbital debris shielding[J]. International Journal of Impact Engineering, 1995,17(1):217-228.

[9] Christiansen E L, Kerr J H. Ballistic limit equations for spacecraft shielding[J]. International Journal of Impact Engineering, 2001,26(1):93-104.

[10] Christiansen E L, Arnold J, Corsaro B, et al. Handbook for designing MMOD protection[R]. NASA Johnson Space Center, NASA/TM-2009-214785, 2009.

[11] Maiden C J, McMillan A R. An investigation of the protection afforded a spacecraft by a thin shield[J]. AIAA Journal, 1964,2(11):1992-1998.

[12] Nysmith C R. Experimental investigation of the momentum transfer associated with impact into thin aluminum targets[R]. NASA TND-5492, 1969.

[13] Sawle D R. Hypervelocity impact in thin sheets, semi-infinite targets at 15 km/s[J]. AIAA Journal, 1970,8(7):1240-1244.

[14] 管公順,龐寶君,崔乃剛,等.鋁球彈丸超高速正撞擊薄鋁板穿孔尺寸研究[J].工程力學(xué),2007,24(12):181-185. Guan Gongshun, Pang Baojun, Cui Naigang, et al. Size investigation of hole due to hypervelocity impact aluminum spheres on thin aluminum sheet[J]. Engineering Mechanics, 2007,24(12):181-185.

(責(zé)任編輯 張凌云)

Ballistic limit and damage properties of basalt/Kevlar stuffed shield

Jia Guzhai1,2, Ha Yue1, Pang Baojun1, Guan Gongshun1, Zu Shiming1

(1.SchoolofAstronautics,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150001,Heilongjiang,China;2.YantaiBranch,No.52InstituteofChinaOrdnanceIndustries,Yantai264003,Shandong,China)

In order to study the ballistic limits and damage properties of the basalt/Kevlar stuffed shields, hypervelocity impact tests were carried out by non-power two-stage light-gas gun facilities. The ballistic limit curves were fitted with the test data, and compared with those of the Nextel/Kevlar stuffed shields and the all-aluminum triple-wall shields with the same areal density. The results indicate that the protection property of the basalt/Kevlar stuffed shields is the same as that of the Nextel/Kevlar stuffed shields, and better than that of the all-aluminum triple-wall shields. Further, the hypervelocity impact damage properties of the first bumper, the stuffed layer, and the rear wall were investigated. The reasons were analyzed which caused the damage types of the bumpers different, and the protection mechanisms of the basalt/Kevlar stuffed shields were explored. The results show that the basalt fabrics broke the aluminum projectiles into pieces, and the Kevlar fabrics absorbed and dissipated the energy of the aluminum projectiles or debris clouds.

mechanics of explosion; ballistic limit; hypervelocity impact; stuffed shield; basalt fabric; damage properties

10.11883/1001-1455(2016)04-0433-08

2014-12-08；

2015-05-14

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11172083)

賈古寨(1989— )，男，碩士，實(shí)習(xí)研究員;

哈 躍，hayue@hit.edu.cn。

O381國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A