才 源,閆龍海

(黑龍江科技大學(xué) 理學(xué)院，哈爾濱 150022)

壓力容器是國(guó)際組織機(jī)構(gòu)間空間碎片協(xié)調(diào)委員會(huì)航天器空間碎片超高速撞擊易損性分析的重點(diǎn)關(guān)注部組件之一[1-3]。暴露于空間碎片環(huán)境的壓力容器特別是充氣壓力容器一旦被空間碎片撞擊，不僅會(huì)因穿孔導(dǎo)致內(nèi)充氣體泄漏使其功能喪失，甚至由于充氣介質(zhì)的內(nèi)壓作用其成坑等損傷可能作為裂紋源失穩(wěn)擴(kuò)展導(dǎo)致容器爆裂解體而產(chǎn)生更多碎片，既威脅航天器其他部組件的安全也進(jìn)一步污染空間環(huán)境[4-6]。

充氣壓力容器超高速撞擊損傷破壞動(dòng)力學(xué)行為極其復(fù)雜，是典型的瞬態(tài)非線性過(guò)程[7-9]。將其著彈面定義為前壁，與著彈面相對(duì)應(yīng)的被二次碎片云撞擊的器壁定義為后壁[10-12]。尤其是作為承壓結(jié)構(gòu)其前壁穿孔后將產(chǎn)生二次碎片云和沿器壁傳播的應(yīng)力波，內(nèi)充氣體中高速運(yùn)動(dòng)的二次碎片云還將產(chǎn)生氣體沖擊波，后壁的損傷破壞行為是上述次生力學(xué)環(huán)境因素與承壓結(jié)構(gòu)膜應(yīng)力等耦合作用的結(jié)果[13-15]。與多層防護(hù)結(jié)構(gòu)相比，充氣壓力容器損傷破壞過(guò)程更為繁復(fù)，將呈現(xiàn)更為多樣的損傷破壞模式[16]。

截止目前，由于針對(duì)球形充氣壓力容器超高速撞擊的系統(tǒng)性研究尚未見到公開報(bào)道，也未有其致?lián)p模式等相關(guān)研究成果。因此，本文基于系列超高速撞擊試驗(yàn)，獲得了球形充氣壓力容器在超高速撞擊條件下其后壁的損傷破壞特性，并依據(jù)損傷破壞特性對(duì)損傷模式進(jìn)行了劃分；此外，從后壁的損傷破壞程度和損傷破壞范圍兩方面獲得了內(nèi)充氣體壓力和彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞特性的影響。

1 試驗(yàn)方案

為了研究超高速撞擊球形壓力容器的損傷破壞特性，依據(jù)JB/T 4734—2002《鋁制焊接容器》定制了球形壓力容器試件[17]，如圖1所示。球形鋁合金壓力容器的材料為Al-6061，密度為2.7×103kg/m3。試驗(yàn)用球形鋁合金壓力容器由兩半球殼焊接而成，外徑分別為100 mm、150 mm、250 mm，對(duì)應(yīng)的容器壁厚分別為1.50 mm、2.50 mm、2.25 mm。為了加壓充氣的需要，在壓力容器頂部鉆孔，并焊接上相應(yīng)的螺柱以固定進(jìn)(排)氣管路以及壓力表。

圖1 球形鋁合金壓力容器Fig.1 Spherical Aluminum alloy pressure vessel

試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)示意圖,如圖2所示。球形壓力容器置于真空密封靶艙內(nèi)，高壓氮?dú)馔ㄟ^(guò)供(排)氣管路經(jīng)由減壓閥和泄壓閥充入裝置。球形鋁合金彈丸(材料Al-2017)由二級(jí)輕氣炮發(fā)射進(jìn)入真空密封靶艙，正撞擊球形壓力容器。彈丸速度由磁測(cè)速儀和激光測(cè)速儀聯(lián)合測(cè)量，并通過(guò)示波器顯示。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test device

具體試驗(yàn)參數(shù),如表1所示。共成功進(jìn)行了28組有效撞擊試驗(yàn)。根據(jù)控制單一變量進(jìn)而可辨別出后壁的損傷破壞與該單一變量的關(guān)系原則，將試驗(yàn)劃分為5組。其中:A組和B組試驗(yàn)參數(shù)中每組的彈丸速度不同，其余參數(shù)相同，但兩組試驗(yàn)采用的容器規(guī)格不同；C、D、E 3組試驗(yàn)參數(shù)中每組的氣體壓力不同，但這3組試驗(yàn)所采用的容器規(guī)格不同。

表1 試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Test parameters

彈丸直徑dp為3.97 mm和6.35 mm，材料為Al-2017；彈丸速度vp范圍為2.23～4.51 km/s。內(nèi)充氣體壓力P的范圍為0.5～3.0 MPa。

2 結(jié)果與分析

2.1 后壁的損傷破壞模式

圖3～圖7給出了表1中全部28組撞擊試驗(yàn)的球形壓力容器后壁的損傷破壞圖片。由圖3～圖7可知，在表1所列出的工況范圍內(nèi)，與前壁僅形成單一穿孔現(xiàn)象不同，超高速撞擊后的球形壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包、中心穿孔、不規(guī)則小穿孔、裂紋、撕裂等多種損傷破壞模式。

根據(jù)圖3～圖7所示的試驗(yàn)結(jié)果和后壁的損傷破壞程度，將球形壓力容器后壁的損傷破壞模式進(jìn)行分類，如表2所示。Ⅰ類損傷破壞模式的后壁未破損,其中:Ⅰ-1類后壁呈現(xiàn)單個(gè)鼓包；Ⅰ-2類后壁呈現(xiàn)多個(gè)不規(guī)則分布的鼓包。Ⅱ類損傷破壞模式的后壁出現(xiàn)了破損但未發(fā)生撕裂,其中：Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3類的后壁都出現(xiàn)了中心穿孔；Ⅱ-1類后壁的破損僅呈現(xiàn)一中心穿孔；Ⅱ-2類不僅呈現(xiàn)一中心穿孔，而且中心穿孔周圍出現(xiàn)了裂紋；Ⅱ-3類后壁的中心穿孔周圍還伴有小穿孔樣的破損；Ⅱ-4類的后壁沒有中心穿孔，但不規(guī)則分布了小穿孔。Ⅲ類損傷破壞模式的后壁出現(xiàn)了撕裂。

表2 超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞模式分類Tab.2 Classification of spherical pressure vessel’s back wall damage and failure modes under hypervelocity impact

圖3 A組超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞結(jié)果(D=150 mm，P=1.0 MPa，dp=6.35 mm，t=1.50 mm)Fig.3 The back wall damage result of group A(D=150 mm，P=1.0 MPa，dp=6.35 mm，t=1.50 mm)

圖4 B組超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞結(jié)果(D=250 mm，P=0.6 MPa，dp=3.97 mm，t=2.25 mm)Fig.4 The back wall damage result of group B(D=250 mm，P=0.6 MPa，dp=3.97 mm，t=2.25 mm)

圖5 C組超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞結(jié)果(D=100 mm，vp=(3.52±0.04)km/s，dp=6.35 mm，t=2.50 mm)Fig.5 The back wall damage result of group C(D=100 mm，vp=(3.52±0.04)km/s，dp=6.35 mm，t=2.50 mm)

球形充氣壓力容器后壁的損傷破壞模式與圓柱形充氣壓力容器后壁的損傷破壞模式類同。后壁的穿孔和散布的鼓包為二次碎片云所導(dǎo)致；連續(xù)撞的塑性變形為氣體沖擊波和內(nèi)充氣體壓力所致；撕裂的成因較復(fù)雜，主要由二次碎片云、內(nèi)充氣體壓力、氣體沖擊波、應(yīng)力波等因素綜合作用所導(dǎo)致。球形壓力容器和圓柱形壓力容器的結(jié)構(gòu)不同，其器壁中應(yīng)力波的傳播規(guī)律也不同。因此，雖然二者后壁的損傷破壞模式類同，但由于應(yīng)力波的傳播規(guī)律不同，在相同的撞擊條件、內(nèi)充氣體壓力、容器直徑下，二者的損傷破壞模式可能不同。

圖6 D組超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞結(jié)果(D=150 mm，vp=(3.55±0.03)km/s，dp=6.35 mm，t=1.50 mm)Fig.6 The back wall damage result of group D(D=150 mm，vp=(3.55±0.03)km/s，dp=6.35 mm，t=1.50 mm)

圖7 E組超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞結(jié)果(D=250 mm，vp=(3.52±0.06)km/s，dp=6.35 mm，t=2.25 mm)Fig.7 The back wall damage result of group E(D=250 mm，vp=(3.52±0.06)km/s，dp=6.35 mm，t=2.25 mm)

2.2 內(nèi)充氣體壓力對(duì)后壁損傷破壞特性的影響

根據(jù)超高速撞擊球形充氣壓力容器的試驗(yàn)結(jié)果，從后壁的損傷破壞程度和范圍兩方面考察后壁的損傷破壞特性。

通過(guò)考察超高速撞擊后球形壓力容器后壁的損傷破壞模式、鼓包數(shù)量、穿孔數(shù)量、中心穿孔直徑、是否有裂紋出現(xiàn)等評(píng)判后壁的損傷破壞程度。通過(guò)考察超高速撞擊后球形壓力容器后壁的損傷破壞半角確定后壁的損傷破壞范圍。表1中所給出的超高速撞擊球形壓力容器試驗(yàn)中與后壁損傷破壞相關(guān)的模式和參數(shù)如表3所示。

表3 超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞參數(shù)Tab.3 Damage and failure parameters of spherical pressure vessel’s back wall under hypervelocity impact

后壁損傷破壞半角α,如圖8所示。其正切值的含義為：二次碎片云造成的后壁損傷破壞區(qū)域的最大截面圓半徑與該截面圓到前壁撞擊點(diǎn)距離比值，即

(1)

損傷破壞半角α越大，圖8所示的球形壓力容器后壁的損傷破壞區(qū)域面積越大。因此，損傷破壞半角反映了相同直徑的球形壓力容器后壁的損傷破壞范圍。

圖8 后壁損傷破壞半角示意圖Fig.8 Half damage angle of the back wall schematic diagram

選取表1中C、D、E 3組試驗(yàn)來(lái)考察內(nèi)充氣體壓力對(duì)后壁損傷破壞程度和范圍的影響。

2.2.1 內(nèi)充氣體壓力對(duì)后壁損傷破壞程度的影響

在超高速撞擊條件下，直徑為100 mm的球形鋁合金壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包、小穿孔、中心穿孔、撕裂的現(xiàn)象,見圖5。因此，考察直徑100 mm的壓力容器后壁的損傷破壞程度不僅需依靠鼓包數(shù)量、小穿孔數(shù)量、中心穿孔直徑3個(gè)參數(shù)，還需觀察后壁是否存在撕裂現(xiàn)象。

在超高速撞擊條件下，直徑為150 mm的球形鋁合金壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包、小穿孔、中心穿孔的現(xiàn)象,見圖6。因此，考察直徑150 mm的壓力容器后壁的損傷破壞程度僅需依靠鼓包數(shù)量、小穿孔數(shù)量、以及中心穿孔直徑。

在超高速撞擊條件下，直徑為250 mm的球形鋁合金壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包和小穿孔現(xiàn)象,見圖7。因此，考察直徑250 mm的壓力容器后壁的損傷破壞程度可僅根據(jù)鼓包數(shù)量和小穿孔數(shù)量。

整理表3中鼓包與穿孔數(shù)據(jù)，如圖9所示。

(1)考察直徑為250 mm的球形壓力容器后壁的損傷破壞與內(nèi)充氣體壓力的關(guān)系(E組)

由圖9(c)可知，在其余參數(shù)一定的條件下，內(nèi)充氣體壓力由0.5 MPa增加到了2.0 MPa，后壁的鼓包和小穿孔數(shù)量分別由18個(gè)和9個(gè)遞減至4個(gè)和0，鼓包和小穿孔數(shù)量均減少，即在其余參數(shù)不變的條件下，后壁的損傷破壞程度隨著內(nèi)充氣體壓力的增加而降低。

(a)直徑100 mm壓力容器

(2)考察直徑為150 mm的球形壓力容器后壁的損傷破壞與內(nèi)充氣體壓力的關(guān)系(D組)

在其余參數(shù)一定的條件下，內(nèi)充氣體壓力由0.5 MPa增加到了2.5 MPa，后壁的中心穿孔直徑由13.24 mm遞減至10.10 mm，即后壁的中心穿孔直徑隨著氣體壓力的增加而減小,如圖10所示。

圖10 后壁中心穿孔直徑與氣體壓力的關(guān)系Fig.10 Relationship between central perforation diameter and gas pressure

然而，雖然根據(jù)圖9(b)中后壁的鼓包數(shù)量和穿孔數(shù)量曲線并未發(fā)現(xiàn)其與內(nèi)充氣體壓力的明顯關(guān)系，但結(jié)合圖6中D組后壁可發(fā)現(xiàn)，隨著氣體壓力的增加，后壁損傷破壞從呈現(xiàn)中心穿孔并伴隨環(huán)狀分布的小穿孔和鼓包(D-1和D-2，鼓包數(shù)量分別為5個(gè)和4個(gè)，小穿孔數(shù)量分別為9個(gè)和11個(gè))，到中心穿孔周圍的環(huán)狀小穿孔逐漸減少并伴隨鼓包增多(D-3、D-4和D-5，鼓包數(shù)量分別為15個(gè)、8個(gè)、9個(gè)，小穿孔數(shù)量分別為2個(gè)、3個(gè)、1個(gè))，直至環(huán)狀小穿孔消失，后壁僅呈現(xiàn)中心穿孔和不規(guī)則分布的鼓包(D-6，鼓包數(shù)量為4個(gè)，中心穿孔直徑為10.10 mm)。

也就是說(shuō)，在其余工況相同的條件下，直徑為150 mm的球形壓力容器受超高速撞擊，隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，中心穿孔直徑減小，小穿孔數(shù)量減少至消失，鼓包數(shù)量減少。由此可見，后壁的損傷破壞程度隨著內(nèi)充氣體壓力的增加而降低。

(3)考察直徑為100 mm的球形壓力容器后壁的損傷破壞與氣體壓力的關(guān)系(C組)

由圖10可知，在其余參數(shù)一定的條件下，內(nèi)充氣體壓力由0.5 MPa增加到了3.0 MPa，中心穿孔直徑由16.80 mm遞減至12.66 mm，即后壁的中心穿孔直徑隨著內(nèi)充氣體壓力的增加而減小，但內(nèi)充氣體壓力為1.0 MPa時(shí)后壁的中心穿孔直徑為21.58 mm，大于其余中心穿孔直徑，這是因?yàn)樾〈┛着c中心穿孔重疊，導(dǎo)致中心穿孔直徑激增(見圖5中C-2)。

由圖9(a)可知，隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，后壁損傷破壞從呈現(xiàn)中心穿孔并伴隨不規(guī)則小穿孔和鼓包(C-1和C-2，鼓包數(shù)量分別為12個(gè)和9個(gè)，小穿孔數(shù)量分別為4個(gè)和3個(gè))，到不規(guī)則小穿孔和鼓包數(shù)量減少(C-3和C-4，鼓包數(shù)量分別為4個(gè)和5個(gè)，小穿孔數(shù)量分別為3個(gè)和2個(gè))；當(dāng)氣體壓力增加到2.5 MPa時(shí)，后壁中心穿孔消失并撕裂(見圖5中C-5和C-6)，損傷破壞加劇。即后壁損傷破壞呈現(xiàn)先減弱后增強(qiáng)的趨勢(shì)。

通過(guò)綜合分析內(nèi)充氣體壓力對(duì)不同直徑的球形壓力容器后壁的損傷破壞影響可知，在其余參數(shù)不變的條件下，隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，球形鋁合金壓力容器后壁損傷破壞呈現(xiàn)先減弱后加劇的趨勢(shì)。隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，氣體對(duì)二次碎片云運(yùn)動(dòng)的阻礙作用增強(qiáng)，導(dǎo)致后損傷破壞傷程度降低。但隨著內(nèi)充氣體壓力的進(jìn)一步增加，后壁出現(xiàn)了撕裂現(xiàn)象，即氣體壓力使得后壁破損處周圍的裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展?？梢?，當(dāng)內(nèi)充氣體壓力相對(duì)較低，內(nèi)充氣體壓力的增加可以減緩球形壓力容器后壁的損傷破壞。但隨著內(nèi)充氣體壓力進(jìn)一步增加，高壓氣體可導(dǎo)致容器后壁發(fā)生撕裂等損傷破壞。

2.2.2 內(nèi)充氣體壓力對(duì)后壁損傷破壞范圍的影響

整理表3中后壁損傷破壞半角數(shù)據(jù)與內(nèi)充氣體壓力的對(duì)應(yīng)關(guān)系，如圖11所示。在其余參數(shù)一定的條件下，直徑100 mm、150 mm、250 mm的球形壓力容器的內(nèi)充氣體壓力分別由0.5 MPa增加到了3.0 MPa，0.5 MPa增加到了2.5 MPa，0.5 MPa增加到了2.0 MPa，后壁損傷破壞半角分別由17.22°遞減至15.17°，20.91°遞減至12.14°，13.57°遞減至9.57°，即隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，后壁損傷破壞半角減小。

圖11 后壁損傷破壞半角與氣體壓力的關(guān)系Fig.11 The relationship between the half impact angle of the back wall and the gas pressure

當(dāng)其余參數(shù)相同時(shí)，內(nèi)充氣體壓力的增加使得二次碎片云中各個(gè)碎片沿撞擊方向和垂直于撞擊方向的阻力均增加，使得部分碎片無(wú)法到達(dá)容器后壁，或者到達(dá)容器后壁的碎片所具有的速度不足以對(duì)后壁造成宏觀損傷破壞。高壓氣體阻礙了二次碎片云沿著垂直于撞擊方向的擴(kuò)展，從而減小了后壁的損傷破壞區(qū)域。

綜上所述，在其余參數(shù)不變的條件下，隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，球形鋁合金壓力容器后壁損傷破壞程度呈現(xiàn)先減弱后加劇的趨勢(shì)。隨著內(nèi)充氣體壓力的增加，后壁損傷破壞半角減小，即后壁的損傷破壞范圍減小?？梢?，在后壁未撕裂時(shí)，內(nèi)充氣體壓力的增加可以減緩球形壓力容器后壁的損傷破壞。但隨著內(nèi)充氣體壓力進(jìn)一步增加，氣體壓力可能導(dǎo)致容器后壁發(fā)生撕裂等損傷破壞。

2.3 彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞特性的影響

根據(jù)表1中A組和B組的試驗(yàn)結(jié)果考察彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞的影響。

2.3.1 彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞程度的影響

由圖3可知，在超高速撞擊條件下，直徑為150 mm的球形鋁合金壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包、小穿孔、中心穿孔現(xiàn)象。因此，考察直徑150 mm的壓力容器后壁的損傷破壞程度需依靠鼓包數(shù)量、小穿孔數(shù)量、中心穿孔直徑3個(gè)參數(shù)。

由圖4可知，在超高速撞擊條件下，直徑為250 mm的球形鋁合金壓力容器后壁呈現(xiàn)了鼓包現(xiàn)象。因此，考察直徑250 mm的壓力容器后壁的損傷破壞程度需依靠鼓包數(shù)量。

整理表3中鼓包與穿孔數(shù)據(jù)，如圖12所示。

(a)直徑150 mm壓力容器

(1)考察直徑為150 mm的球形壓力容器后壁的損傷破壞程度與彈丸速度的關(guān)系(A組)。

直徑為150 mm球形壓力容器后壁的鼓包和穿孔數(shù)量隨著彈丸速度的變化關(guān)系,如圖12(a)所示。由圖12(a)可知，隨著彈丸速度的增加，后壁損傷破壞從呈現(xiàn)中心穿孔并伴隨若干鼓包(A-1，鼓包數(shù)量為8個(gè))，到中心穿孔并伴隨不規(guī)則小穿孔和鼓包(A-2，鼓包數(shù)量為4個(gè)，小穿孔數(shù)量為3個(gè))，再到中心穿孔伴隨周圍環(huán)狀小穿孔(A-3，鼓包數(shù)量為5個(gè)，小穿孔數(shù)量為10個(gè))，再到中心穿孔并伴隨不規(guī)則穿孔和鼓包(A-4，鼓包數(shù)量為3個(gè)，小穿孔數(shù)量為6個(gè))，直至中心穿孔伴隨不規(guī)則穿孔數(shù)量增加(A-5，鼓包數(shù)量為9個(gè)，小穿孔數(shù)量為15個(gè))。

綜合圖12(a)鼓包與穿孔數(shù)量的變化分析可知，在其余工況相同的條件下，直徑為150 mm的球形壓力容器受超高速撞擊，隨著彈丸速度的增加，小穿孔數(shù)量呈現(xiàn)先增加后減少再增加的趨勢(shì)，而根據(jù)鼓包數(shù)量雖未看出明顯趨勢(shì)，但考察后壁的損傷破壞程度還需依據(jù)后壁中心穿孔直徑數(shù)據(jù)來(lái)進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。

直徑為150 mm的球形壓力容器受超高速撞擊后壁中心穿孔直徑隨彈丸速度的變化,如圖13所示。由圖13可知，在其余參數(shù)一定的條件下，彈丸速度由2.52 km/s增加到了4.23 km/s，后壁的中心穿孔直徑由10.58 mm先增加至11.76 mm，后又減小至9.23 mm，即后壁的中心穿孔直徑隨著彈丸速度的增加而先增加后減小。

圖13中后壁的中心穿孔直徑隨著彈丸速度的增加而減小，與彈丸隨著撞擊速度的增加而破碎程度加劇有關(guān)。根據(jù)Whipple防護(hù)結(jié)構(gòu)相關(guān)研究成果可知[18]，一定材料和厚度的雙層板結(jié)構(gòu)被超高速撞擊，后板的損傷破壞特性反映了彈丸的破碎程度，對(duì)于一定直徑的彈丸，其撞擊速度存在一臨界值，撞擊速度高于該臨界值彈丸破碎。由圖13可推斷，對(duì)于直徑為6.35 mm、材料為Al-2017的球形鋁合金彈丸，其破碎的臨界速度約為3.81 km/s。

圖13 后壁中心穿孔直徑與彈丸速度的關(guān)系Fig.13 Relationship between back wall central perforation diameter and projectile velocity

綜合后壁的穿孔數(shù)量、鼓包數(shù)量、中心穿孔直徑，并結(jié)合圖3中后壁的實(shí)際損傷破壞形貌分析可知，超高速撞擊直徑為150 mm球形壓力容器，后壁的損傷破壞程度隨著彈丸速度的增加呈現(xiàn)先加劇、后減弱、又加劇的趨勢(shì)。

(2)考察直徑250 mm的壓力容器后壁損傷破壞程度與彈丸速度的關(guān)系(B組)

由圖12(b)可知，在其余參數(shù)一定的條件下，彈丸速度由2.23 km/s增加到了4.51 km/s，后壁損傷破壞從呈現(xiàn)中心單個(gè)鼓包(B-1)，到中心單個(gè)鼓包凸起加劇(B-2)，再到呈現(xiàn)不規(guī)則分布鼓包(B-3，鼓包數(shù)量為5個(gè))，再到不規(guī)則鼓包數(shù)量增加(B-4和B-5，鼓包數(shù)量分別為5個(gè)和10個(gè))，直至不規(guī)則鼓包數(shù)量不變(B-6，鼓包數(shù)量為10個(gè))。超高速撞擊直徑為250 mm球形壓力容器，后壁的損傷破壞程度隨著彈丸速度的增加呈現(xiàn)先加劇、后平緩的趨勢(shì)。

在其余參數(shù)相同的條件下，直徑為250 mm球形壓力容器后壁損傷破壞程度在本文試驗(yàn)工況范圍內(nèi)呈現(xiàn)隨著彈丸速度的增加而先加劇后平緩的趨勢(shì)。

2.3.2 彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞范圍的影響

整理表3中后壁損傷破壞半角數(shù)據(jù)與彈丸速度的對(duì)應(yīng)關(guān)系，如圖14所示。在其余參數(shù)一定的條件下，直徑150 mm的球形壓力容器對(duì)應(yīng)的彈丸速度由2.52 km/s增加到了4.23 km/s，后壁損傷破壞半角由3.86°先增加至14.34°，又減小至8.72°，再增加至21.68°，即隨著彈丸速度的增加，后壁損傷破壞半角呈現(xiàn)先增加，再減小，又增加的趨勢(shì)。

圖14 后壁損傷破壞半角與彈丸速度的關(guān)系Fig.14 Relationship between half impact angle of the back wall and the projectile velocity

直徑250 mm的球形壓力容器對(duì)應(yīng)的彈丸速度由2.23 km/s增加到了4.51 km/s，后壁損傷破壞半角分別由4.85°增加至15.78°，再減小至10.24°，隨著彈丸速度的增加，后壁損傷破壞半角呈現(xiàn)先增加再減小的趨勢(shì)。

觀察圖14可發(fā)現(xiàn)兩條折線形狀類似。由以上分析可知，在其余參數(shù)不變的條件下，隨著彈丸速度的增加，球形鋁合金壓力容器后壁損傷破壞范圍呈現(xiàn)先增加再減小再增加的趨勢(shì)。

綜合彈丸速度對(duì)后壁損傷破壞程度和范圍的分析結(jié)果可知，隨著彈丸速度的增加，后壁損傷破壞程度和范圍均呈現(xiàn)了先加劇、后減弱、又加劇的趨勢(shì)。產(chǎn)生這種規(guī)律的原因與彈丸破碎程度和二次碎片云與內(nèi)充氣體之間的相互作用有關(guān)。

3 結(jié) 論

利用二級(jí)輕氣炮發(fā)射彈丸模擬空間碎片超高速撞擊球形鋁合金充氣壓力容器，應(yīng)用地面模擬試驗(yàn)的手段針對(duì)球形壓力容器，開展了針對(duì)后壁損傷破壞模式、氣體和彈丸速度對(duì)后壁致?lián)p特性等研究工作。主要結(jié)論如下：

(1)通過(guò)系統(tǒng)性超高速撞擊試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)對(duì)球形壓力容器后壁的損傷破壞模式分類。將后壁的損傷破壞模式依據(jù)其損傷破壞特性分為三類，其中，第Ⅲ類損傷破壞模式(撕裂)是壓力容器所特有的損傷破壞模式，其成因較復(fù)雜，主要由二次碎片云、內(nèi)充氣體壓力、氣體沖擊波、應(yīng)力波等因素綜合作用所導(dǎo)致。

(2)獲得了后壁損傷破壞特性與內(nèi)充氣體壓力的關(guān)系。依據(jù)后壁的損傷破壞程度和范圍在后壁未撕裂的前提下,內(nèi)充氣體壓力的增加可使后壁的損傷破壞程度和范圍均降低，即增加內(nèi)充氣體壓力可減緩球形壓力容器后壁的損傷破壞。

(3)獲得了后壁損傷破壞特性與彈丸速度的關(guān)系。在其余參數(shù)不變時(shí)，隨著彈丸速度的增加，球形壓力容器后壁的損傷破壞程度和范圍均呈現(xiàn)先加劇、后減弱、又加劇的趨勢(shì)。