超高速撞擊球形壓力容器后壁損傷破壞試驗研究

才 源,閆龍海

(黑龍江科技大學 理學院，哈爾濱 150022)

壓力容器是國際組織機構間空間碎片協調委員會航天器空間碎片超高速撞擊易損性分析的重點關注部組件之一[1-3]。暴露于空間碎片環境的壓力容器特別是充氣壓力容器一旦被空間碎片撞擊，不僅會因穿孔導致內充氣體泄漏使其功能喪失，甚至由于充氣介質的內壓作用其成坑等損傷可能作為裂紋源失穩擴展導致容器爆裂解體而產生更多碎片，既威脅航天器其他部組件的安全也進一步污染空間環境[4-6]。

充氣壓力容器超高速撞擊損傷破壞動力學行為極其復雜，是典型的瞬態非線性過程[7-9]。將其著彈面定義為前壁，與著彈面相對應的被二次碎片云撞擊的器壁定義為后壁[10-12]。尤其是作為承壓結構其前壁穿孔后將產生二次碎片云和沿器壁傳播的應力波，內充氣體中高速運動的二次碎片云還將產生氣體沖擊波，后壁的損傷破壞行為是上述次生力學環境因素與承壓結構膜應力等耦合作用的結果[13-15]。與多層防護結構相比，充氣壓力容器損傷破壞過程更為繁復，將呈現更為多樣的損傷破壞模式[16]。

截止目前，由于針對球形充氣壓力容器超高速撞擊的系統性研究尚未見到公開報道，也未有其致損模式等相關研究成果。因此，本文基于系列超高速撞擊試驗，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，并依據損傷破壞特性對損傷模式進行了劃分；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充氣體壓力和彈丸速度對后壁損傷破壞特性的影響。

1 試驗方案

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，對應的容器壁厚分別為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，并焊接上相應的螺柱以固定進(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

試驗測試系統示意圖,如圖2所示。球形壓力容器置于真空密封靶艙內，高壓氮氣通過供(排)氣管路經由減壓閥和泄壓閥充入裝置。球形鋁合金彈丸(材料Al-2017)由二級輕氣炮發射進入真空密封靶艙，正撞擊球形壓力容器。彈丸速度由磁測速儀和激光測速儀聯合測量，并通過示波器顯示。

圖2 試驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test device

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

表1 試驗參數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。內充氣體壓力P的范圍為0.5～3.0 MPa。

2 結果與分析

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，與前壁僅形成單一穿孔現象不同，超高速撞擊后的球形壓力容器后壁呈現了鼓包、中心穿孔、不規則小穿孔、裂紋、撕裂等多種損傷破壞模式。

根據圖3～圖7所示的試驗結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類后壁呈現單個鼓包；Ⅰ-2類后壁呈現多個不規則分布的鼓包。Ⅱ類損傷破壞模式的后壁出現了破損但未發生撕裂,其中：Ⅱ-1、Ⅱ-2、Ⅱ-3類的后壁都出現了中心穿孔；Ⅱ-1類后壁的破損僅呈現一中心穿孔；Ⅱ-2類不僅呈現一中心穿孔，而且中心穿孔周圍出現了裂紋；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，但不規則分布了小穿孔。Ⅲ類損傷破壞模式的后壁出現了撕裂。

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致；連續撞的塑性變形為氣體沖擊波和內充氣體壓力所致；撕裂的成因較復雜，主要由二次碎片云、內充氣體壓力、氣體沖擊波、應力波等因素綜合作用所導致。球形壓力容器和圓柱形壓力容器的結構不同，其器壁中應力波的傳播規律也不同。因此，雖然二者后壁的損傷破壞模式類同，但由于應力波的傳播規律不同，在相同的撞擊條件、內充氣體壓力、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 內充氣體壓力對后壁損傷破壞特性的影響

根據超高速撞擊球形充氣壓力容器的試驗結果，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、鼓包數量、穿孔數量、中心穿孔直徑、是否有裂紋出現等評判后壁的損傷破壞程度。通過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中與后壁損傷破壞相關的模式和參數如表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域的最大截面圓半徑與該截面圓到前壁撞擊點距離比值，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組試驗來考察內充氣體壓力對后壁損傷破壞程度和范圍的影響。

2.2.1 內充氣體壓力對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了鼓包、小穿孔、中心穿孔、撕裂的現象,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量、小穿孔數量、中心穿孔直徑3個參數，還需觀察后壁是否存在撕裂現象。

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了鼓包、小穿孔、中心穿孔的現象,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量、小穿孔數量、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了鼓包和小穿孔現象,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鼓包數量和小穿孔數量。

整理表3中鼓包與穿孔數據，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充氣體壓力的關系(E組)

由圖9(c)可知，在其余參數一定的條件下，內充氣體壓力由0.5 MPa增加到了2.0 MPa，后壁的鼓包和小穿孔數量分別由18個和9個遞減至4個和0，鼓包和小穿孔數量均減少，即在其余參數不變的條件下，后壁的損傷破壞程度隨著內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充氣體壓力的關系(D組)

在其余參數一定的條件下，內充氣體壓力由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系Fig.10 Relationship between central perforation diameter and gas pressure

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

也就是說，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，隨著內充氣體壓力的增加，中心穿孔直徑減小，小穿孔數量減少至消失，鼓包數量減少。由此可見，后壁的損傷破壞程度隨著內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系(C組)

由圖10可知，在其余參數一定的條件下，內充氣體壓力由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充氣體壓力的增加而減小，但內充氣體壓力為1.0 MPa時后壁的中心穿孔直徑為21.58 mm，大于其余中心穿孔直徑，這是因為小穿孔與中心穿孔重疊，導致中心穿孔直徑激增(見圖5中C-2)。

由圖9(a)可知，隨著內充氣體壓力的增加，后壁損傷破壞從呈現中心穿孔并伴隨不規則小穿孔和鼓包(C-1和C-2，鼓包數量分別為12個和9個，小穿孔數量分別為4個和3個)，到不規則小穿孔和鼓包數量減少(C-3和C-4，鼓包數量分別為4個和5個，小穿孔數量分別為3個和2個)；當氣體壓力增加到2.5 MPa時，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先減弱后增強的趨勢。

通過綜合分析內充氣體壓力對不同直徑的球形壓力容器后壁的損傷破壞影響可知，在其余參數不變的條件下，隨著內充氣體壓力的增加，球形鋁合金壓力容器后壁損傷破壞呈現先減弱后加劇的趨勢。隨著內充氣體壓力的增加，氣體對二次碎片云運動的阻礙作用增強，導致后損傷破壞傷程度降低。但隨著內充氣體壓力的進一步增加，后壁出現了撕裂現象，即氣體壓力使得后壁破損處周圍的裂紋失穩擴展?？梢?，當內充氣體壓力相對較低，內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。但隨著內充氣體壓力進一步增加，高壓氣體可導致容器后壁發生撕裂等損傷破壞。

2.2.2 內充氣體壓力對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據與內充氣體壓力的對應關系，如圖11所示。在其余參數一定的條件下，直徑100 mm、150 mm、250 mm的球形壓力容器的內充氣體壓力分別由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系Fig.11 The relationship between the half impact angle of the back wall and the gas pressure

當其余參數相同時，內充氣體壓力的增加使得二次碎片云中各個碎片沿撞擊方向和垂直于撞擊方向的阻力均增加，使得部分碎片無法到達容器后壁，或者到達容器后壁的碎片所具有的速度不足以對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展，從而減小了后壁的損傷破壞區域。

綜上所述，在其余參數不變的條件下，隨著內充氣體壓力的增加，球形鋁合金壓力容器后壁損傷破壞程度呈現先減弱后加劇的趨勢。隨著內充氣體壓力的增加，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，內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。但隨著內充氣體壓力進一步增加，氣體壓力可能導致容器后壁發生撕裂等損傷破壞。

2.3 彈丸速度對后壁損傷破壞特性的影響

根據表1中A組和B組的試驗結果考察彈丸速度對后壁損傷破壞的影響。

2.3.1 彈丸速度對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了鼓包、小穿孔、中心穿孔現象。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量、小穿孔數量、中心穿孔直徑3個參數。

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了鼓包現象。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量。

整理表3中鼓包與穿孔數據，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系(A組)。

直徑為150 mm球形壓力容器后壁的鼓包和穿孔數量隨著彈丸速度的變化關系,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中心穿孔并伴隨若干鼓包(A-1，鼓包數量為8個)，到中心穿孔并伴隨不規則小穿孔和鼓包(A-2，鼓包數量為4個，小穿孔數量為3個)，再到中心穿孔伴隨周圍環狀小穿孔(A-3，鼓包數量為5個，小穿孔數量為10個)，再到中心穿孔并伴隨不規則穿孔和鼓包(A-4，鼓包數量為3個，小穿孔數量為6個)，直至中心穿孔伴隨不規則穿孔數量增加(A-5，鼓包數量為9個，小穿孔數量為15個)。

綜合圖12(a)鼓包與穿孔數量的變化分析可知，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，小穿孔數量呈現先增加后減少再增加的趨勢，而根據鼓包數量雖未看出明顯趨勢，但考察后壁的損傷破壞程度還需依據后壁中心穿孔直徑數據來進行綜合評價。

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。根據Whipple防護結構相關研究成果可知[18]，一定材料和厚度的雙層板結構被超高速撞擊，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系Fig.13 Relationship between back wall central perforation diameter and projectile velocity

綜合后壁的穿孔數量、鼓包數量、中心穿孔直徑，并結合圖3中后壁的實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先加劇、后減弱、又加劇的趨勢。

(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系(B組)

由圖12(b)可知，在其余參數一定的條件下，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中心單個鼓包(B-1)，到中心單個鼓包凸起加劇(B-2)，再到呈現不規則分布鼓包(B-3，鼓包數量為5個)，再到不規則鼓包數量增加(B-4和B-5，鼓包數量分別為5個和10個)，直至不規則鼓包數量不變(B-6，鼓包數量為10個)。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先加劇、后平緩的趨勢。

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

2.3.2 彈丸速度對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據與彈丸速度的對應關系，如圖14所示。在其余參數一定的條件下，直徑150 mm的球形壓力容器對應的彈丸速度由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先增加，再減小，又增加的趨勢。

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

直徑250 mm的球形壓力容器對應的彈丸速度由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先增加再減小的趨勢。

觀察圖14可發現兩條折線形狀類似。由以上分析可知，在其余參數不變的條件下，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先增加再減小再增加的趨勢。

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

3 結 論

利用二級輕氣炮發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，應用地面模擬試驗的手段針對球形壓力容器，開展了針對后壁損傷破壞模式、氣體和彈丸速度對后壁致損特性等研究工作。主要結論如下：

(1)通過系統性超高速撞擊試驗，實現對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，其成因較復雜，主要由二次碎片云、內充氣體壓力、氣體沖擊波、應力波等因素綜合作用所導致。

(2)獲得了后壁損傷破壞特性與內充氣體壓力的關系。依據后壁的損傷破壞程度和范圍在后壁未撕裂的前提下,內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系。在其余參數不變時，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先加劇、后減弱、又加劇的趨勢。