徐鏵東， 于 東， 劉文翔， 石景富， 苗常青*

(1.哈爾濱工業(yè)大學特種環(huán)境復合材料技術國家級重點實驗室， 哈爾濱 150001；2.哈爾濱工業(yè)大學機電學院機械設計系， 哈爾濱 150001)

1 引言

在衛(wèi)星、空間站等航天器運行軌道上存在著大量的微流星體和空間碎片(Micrometeoroids and Orbital Debris ， MMOD)，其與航天器發(fā)生碰撞時的平均速度高達10 km/s，對航天器的安全在軌運行及航天員的生命安全造成嚴重威脅。 對于厘米級及以上的空間碎片，可通過在軌檢測、預警及航天器在軌調姿等方式進行規(guī)避，然而對于毫米以及微米級的空間碎片，目前無法進行有效的主動規(guī)避，主要通過航天器防護結構進行空間碎片撞擊防護。

目前已出現(xiàn)多種航天器空間碎片防護結構，并逐漸由單屏結構向多屏大間距結構發(fā)展。Whipple于1947 年提出了Whipple 單層板防護結構，該結構在與航天器艙壁間隔一定距離處安裝一個緩沖屏，能夠將超高速彈丸破碎，形成碎片云團，從而減少對航天器艙壁的損傷。 經過對Whipple 防護結構的不斷改進與優(yōu)化，逐漸出現(xiàn)了填充式Whipple 結構、多層沖擊結構、夾芯板結構、波紋板緩沖結構、柔性防護結構等，其主要原理為在保持防護結構質量一定時，增加防護屏數(shù)量以及增大屏間距，使彈丸與靶板進行多次碰撞，并增大碎片云的擴散角度，使碎片云的沖擊載荷更為分散，從而有效破碎并攔截彈丸，提高結構的防護性能。

上述結構均屬于固定外掛式被動防護結構，需在航天器發(fā)射前將其安裝在艙壁外部，并隨航天器一起入軌，發(fā)射成本高、發(fā)射體積大，難以形成多屏大間距的防護結構。

充氣可展開結構具有可柔性折疊、發(fā)射體積小、質量輕、易于發(fā)射、發(fā)射成本低、可在軌充氣展開成型、展開體積大等特點，易于在軌構建大尺寸結構，在航天器結構中的應用越來越廣泛。本文設計一種屏間充氣展開式多屏防護結構，可在入軌前折疊包裝，入軌后通過充氣展開支撐管充氣展開，成型為多屏大間距的防護結構。

2 屏間充氣展開式多屏防護結構設計

2.1 整體結構方案

本文設計的屏間充氣展開式多屏防護結構由多層剛性防護屏及屏間的多個可剛化充氣展開支撐管構成，其展開前后的情況如圖1 所示。

圖1 屏間充氣展開式多屏防護結構展開前后狀態(tài)Fig.1 Inflatable deployment multi-shield protective structure before and after deployment

防護屏為曲面結構，相鄰兩屏間的間距相同，以方便安裝并與艙壁貼合；相鄰兩屏的4 個角端之間分別通過可剛化充氣展開支撐管連接，以使防護結構充氣后展開；上下相鄰的充氣展開支撐管之間互不連通，分別由不同的充氣管路進行連接并充氣，以對充氣過程進行控制，使展開過程平穩(wěn)可控。 屏間充氣展開式多屏防護結構在航天器上的安裝示意圖如圖2 所示。 結構方便拆卸、安裝靈活，可安裝在航天器艙壁外部，也可安裝在易受空間碎片撞擊的艙外設備外部。

圖2 屏間充氣展開式多屏防護結構安裝示意圖Fig.2 Installation schematic diagram of inflatable deployment multi-shield protective structure

2.2 充氣展開支撐管

充氣展開支撐管使用可剛化材料制造，其管壁結構與材料如圖3 所示。 充氣展開支撐管管壁由內至外依次為氣體阻隔層、熱固化層、隔熱層和空間環(huán)境防護層。 以充氣壓力作為驅動力，可使支撐管沿軸線方向展開，展開后可通過電固化、空間熱輻射加熱固化或紫外線輻射固化，從而形成穩(wěn)定的、滿足結構剛度要求的支撐結構。 由于管壁是多層復合材料構成，其抗彎剛度、強度等性能指標可通過改變管的直徑、長度、厚度及材料性能等進行調整。

圖3 可剛化充氣展開支撐管Fig.3 Rigidizable inflatable deployment supporting tube

3 空間碎片防護性能分析

3.1 超高速碰撞模型建立

防護屏在與空間碎片的超高速碰撞過程中，會產生大變形、斷裂、破碎以及相變等特性，采用Johnson-Cook 模型和Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程模擬鋁彈丸和靶板的動力學行為，并通過光滑粒子流體動力學方法對彈丸和靶板進行建模。 建立的多屏防護結構超高速碰撞數(shù)值模型如圖4 所示。

圖4 多屏防護結構超高速碰撞數(shù)值模型Fig.4 Numerical model of hypervelocity impact on multi-shield protective structure

在上述模型中，防護屏為40 mm×40 mm×1.0 mm，屏間距均為16.7 mm，防護結構總體厚度為50 mm，整體面密度為11.12 kg/m。 彈丸直徑4.0 mm，初始速度為4 km/s。 模型中的SPH粒子間距為0.2 mm。 鋁彈丸與靶板材料為2024 Al，模型中所使用的材料參數(shù)如表1、表2所示。

表1 Johnson Cook 材料模型參數(shù)Table 1 Parameters of Johnson Cook model

表2 Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Parameters of Mie-Gruneisen model

為控制計算時間，當靶板前無明顯運動狀態(tài)的大碎片，且碎片粒子速度小于100 m/s 時，碎片粒子不足以侵徹或穿透防護屏，對整體防護結構的防護性能影響非常小，可將計算過程終止。

3.2 超高速碰撞特性分析

3.2.1 碎片云特性

以屏間距＝16.7 mm 防護結構為例，分析了彈丸與多屏結構的碰撞過程，圖5 為彈丸與第一屏的碰撞過程。

圖5 彈丸與第一屏的碰撞過程Fig.5 Impact process of projectile with the first shield

由于彈丸初始速度較高，在與靶板碰撞時會產生極高的沖擊壓力，使彈丸和靶板材料發(fā)生破碎，產生碎片云團，并逐漸擴散。 碎片云主體部分向前運動，并產生軸向和徑向的膨脹，其擴散角為96°，另一部分向后方運動，產生返濺碎片云。

彈丸的碎片存在于碎片云的內部，成為碎片云的主體部分，其形狀呈現(xiàn)偏平狀，其軸向長度為5.19 mm，徑向長度為12.2 mm，彈丸碎片云前鋒速度為3.475 km/s；靶板碎片分布在外部，其徑向長度為15.2 mm。

碎片云團與第二屏的碰撞過程如圖6 所示。彈丸與第一屏碰撞后產生的碎片云團速度較大，動能較高，具有較強的破壞能力；碎片云團與第二屏發(fā)生碰撞后，使第二屏發(fā)生穿透，并在靶板中心形成一個大的穿孔。 產生的碎片云團發(fā)生徑向膨脹，膨脹角為102.68°，碎片徑向直徑為16.2 mm。

圖6 碎片云團與第二屏的碰撞過程Fig.6 Impact process of fragment clouds with the second shield

碎片云團與第三屏的碰撞過程如圖7 所示。由于第二屏后的碎片云徑向直徑約為彈丸初始直徑的4 倍，將彈丸初始的集中沖擊載荷分散為面載荷。 此時的碎片速度較低，破壞性較小。 第三屏靶板產生沖塞破壞，其產生的碎片云團由一個直徑9.8 mm、厚度1 mm 的中心大塊碎片及其周圍一些碎片粒子組成。 該碎片主要由第三屏靶板材料組成，其中，中心大塊碎片沿著方向向后運動，并未在和方向發(fā)生膨脹運動，其速度約為300 m/s。

圖7 碎片云團與第三屏的碰撞過程Fig.7 Impact process of fragment clouds with the third shield

第四屏的向位移和等效應變云圖如圖8 ～9所示。 第四屏靶板中心部位產生較大的向位移和應變，而并未發(fā)生穿透，這主要是因為第三屏后方的碎片云速度較低，破壞力較小，無法穿透靶板，而僅能夠使第四屏發(fā)生塑性變形。向位移尺寸為1.1 mm，撞擊發(fā)展到90 μs 后，各屏靶板的損傷形態(tài)和特征不再發(fā)生大的改變。

圖8 位移云圖Fig.8 Displacement contour

圖9 應變云圖Fig.9 Effective strain contour

彈丸在與第一屏、第二屏的碰撞過程中發(fā)生破碎，并產生碎片云團的擴散，增大其屏間距有利于碎片的擴散，分散碎片撞擊產生的集中載荷。第三屏后的碎片云主要由靶板碎片組成，其運動軌跡近乎直線，主體碎片擴散運動程度較小，且速度較低，破壞性較小，使第四屏發(fā)生塑性變形。

3.2.2 防護性能

進行了不同屏間距的多屏防護結構超高速碰撞數(shù)值模擬，其中屏間距分別為0，2.5，5.0，10.0，16.7，20.0 mm，計算結果如圖10 所示。 當屏間距為0，2.5，5.0，10.0 mm 時，整體防護結構均被穿透；而當屏間距為16.67 mm 和20.0 mm時，最后一屏均未被穿透，僅發(fā)生了塑性變形。 屏間距為16.67 mm 時，最后一屏的最大橫向位移為1.1 mm，而屏間距為20.0 mm 時，最后一屏的最大橫向位移為0.28 mm。 屏間距的增大，減小了最后一屏的損傷。

圖10 不同屏間距防護結構超高速碰撞特性Fig.10 Hypervelocity impact characteristics of different shield spacing protective structures

圖11 為多屏防護結構的彈丸動能吸收率隨屏間距的變化曲線。 隨著屏間距的增大，多屏防護結構的彈丸動能吸收率逐漸增加。 其中，當屏間距在0～5 mm 之間時，多屏結構的彈丸動能吸收率上升速率較快，當屏間距大于5 mm 時，彈丸動能吸收率緩慢上升，這主要是由于隨著屏間距的增大，碎片云徑向膨脹空間隨之增大，與后板的相互作用面積增加，將碎片云的集中沖擊載荷更加分散，降低了碎片云的侵徹能力。 因此，隨著屏間距的逐漸增大，多屏防護結構的防護性能逐漸提高。

圖11 多屏結構的彈丸動能吸收率隨屏間距變化曲線Fig.11 Variation of projectile kinetic energy absorption rate of multi-shield with shield spacing

4 結論

本文提出并設計了一種屏間充氣展開式多屏防護結構，可在入軌前折疊包裝，入軌后通過充氣展開支撐管成型，與傳統(tǒng)防護結構相比，具有可柔性折疊、發(fā)射體積小、易于發(fā)射、成本低等優(yōu)點。

在屏間充氣展開式多屏防護結構中，各防護屏之間以充氣展開支撐管作為連接，并以充氣展開支撐管內的充氣壓力作為驅動力，充氣展開為多屏大間距防護結構，增大了防護屏之間的距離，可對空間碎片進行多次破碎、攔截和減速作用，有效減小空間碎片對艙體的撞擊損傷。

在相同面密度下，屏間充氣展開式多屏防護結構的防護性能顯著優(yōu)于單屏防護結構，且其防護性能隨屏間距的增大而顯著提高。