板间距对铝板多冲击结构高速撞击防护性能影响的试验研究_管公顺.pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 3 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．3 2020 基金项目国家自然科学基金 11172083 收稿日期2018 －06 －04修改稿收到日期2018 －08 －23 第一作者 管公顺 男， 博士， 教授， 1969 年生 板间距对铝板多冲击结构高速撞击防护性能影响的试验研究 管公顺，刘启超，韩潇风 哈尔滨工业大学 航天学院航天工程系， 哈尔滨150080 摘要为了研究板间距变化对铝板多冲击结构高速撞击损伤与防护特性的影响， 采用二级轻气炮发射铝球弹丸 对具有不同板间距的双层、 三层、 四层和五层铝板结构进行了高速撞击试验， 弹丸直径分别为 3． 97 mm、 5 mm 和 6． 35 mm， 撞击速度为 1． 72 ～4． 88 km/s， 撞击角度为 0。结果表明 在铝球弹丸的弹道段撞击速度区间， 板间距变化对铝板多 冲击结构的高速撞击防护性能无显著影响; 在铝球弹丸的破碎段撞击速度区间， 对于相同的总防护间距， 具有不同板间距 的铝板多冲击结构的高速撞击防护性能存在明显差异; 基于该试验数据定义的三层、 四层和五层铝板结构的板间距因子， 可为具有高效抗高速撞击能力的铝板多冲击结构的板间距设计提供依据。 关键词多冲击结构; 间距; 高速撞击; 损伤; 防护性能 中图分类号V423． 41文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 03． 036 Tests for effects of spacing between plates on protective perance of an aluminum plate multi- shock shield impacted by high- velocity projectiles GUAN Gongshun，LIU Qichao，HAN Xiaofeng Department of Astronautics Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150080，China Abstract In order to study effects of spacing between plates on protective perance of an aluminum plate multi- shock shield impacted by high- velocity projectiles，a two- stage light gas gun was used to launch 2017- T4 Al- sphere projectiles impacting on double- layer，three- one，four- one and five- one aluminum plate shields with different spacing， respectively． Diameters of projectiles were 3． 97 mm，5 mm and 6． 35 mm，respectively． Impact velocities of Al- sphere projectiles were 1． 72 ～4． 88 km/s． The impact angle was 0． The results indicated that within the impact velocity range of projectile’ s ballistic section，effects of spacing between plates on protective perance of multi- shock shields are not significant;within the impact velocity range of projectile’s broken section，for the same total protection spacing， protective perances of aluminum plate multi- shock shields with different spacing have obviously different;spacing factors of three- layer，four- one and five- one aluminum plate shields defined based on test data here can provide a basis for design of spacing between plates of aluminum plate multi- shock shields with highly effective anti- high velocity impact ability． Key wordsmulti- shock shield;spacing;high- velocity impact;damage;protective perance 空间碎片的高速撞击是航天器在轨运行的安全隐 患 ［1- 2 ］， 空间站等大型载人航天器在空间碎片环境中的 撞击损伤与防护问题尤为突出 ［3- 5 ］。早期的航天器主 要通过增加舱壁厚度来提高对空间碎片的撞击防护能 力， 但该方法的防护材料质量利用率较低。真正意义 上的空间碎片防护结构是从 Whipple 防护开始的。在 此基础上， 相继出现了多冲击结构和填充式结构等轻 质高效的防护方案［6- 8 ］， 并将 Kevlar、 Nextel 及玄武岩纤 维布等编织材料应用于防护结构中［9- 11 ］。Whipple 防 护是通过前置防护屏破碎高速撞击的空间碎片， 再利 用舱壁前的预留空间使次生碎片云发生横向扩散， 从 而增大碎片云动能对舱壁的作用面积。因此， 防护屏 和舱壁之间需要间隔一定的距离， 而防护间距的大小 在航天器的总体设计中会受到严格限制。多冲击结构 中各防护层的间距以及填充式结构中填充层的位置将 影响防护结构的高速撞击防护性能。目前， 在已开展 的铝板多冲击结构的高速撞击特性研究中， 各防护板 大多是等间距布置的［12 ］， 针对板间距的优化研究相对 较少。因此， 有必要对具有不同防护板数量和不同板 间距的铝板多冲击结构的高速撞击损伤与防护特性进 行研究。本文在双层铝板结构基础上， 设计了不同板 ChaoXing 间距的三层、 四层和五层铝板多冲击结构。利用二级 轻气炮发射 2017 铝球弹丸进行高速正撞击试验， 得到 了不同位置防护板的高速撞击损伤模式， 定义了板间 距因子， 研究了板间距变化对铝板多冲击结构高速撞 击防护性能的影响。 1高速撞击试验 试验分别选用 2A12 和 5A06 铝板作为铝板多冲击 结构的防护板和用于模拟舱壁的后板， 总防护间距为 100 mm， 后板厚度为 3 mm。在双层铝板结构中， 防护 板厚度为 1 mm， 在三层、 四层和五层铝板结构中， 防护 板厚度为 0． 5 mm， 防护结构如图 1 所示。防护板间距 见表 1， 在表 1 中， S12，S23，S34，S45依次为第一二、 二 三、 三四和四五板间距。 a三层铝板结构 b四层铝板结构 c五层铝板结构 图 1试验采用的铝板多冲击结构 Fig． 1Al- plate multi- shock shield configurations in the test 试验采用二级轻气炮加速铝球弹丸， 一级使用氮 气驱动活塞， 充气压力为 7 ～ 15 MPa， 二级使用氢气驱 动弹丸和弹托， 充气压力为 0． 1 MPa， 利用气动阻力实 现弹丸与弹托的分离。针对不同面密度的铝板多冲击 结构， 分别采用直径为 3． 97 mm、 5 mm 和 6． 35 mm 的 2017 铝球弹丸进行高速撞击试验， 撞击速度为 1． 72 ～ 4． 88 km/s， 撞击角为 0。弹丸直径和撞击速度的选取 以使铝板多冲击结构发生临界穿孔失效为依据。 速度 测量采用磁感应方法， 测量精度高于 2。靶舱内压力 小于 200 Pa， 环境温度为室温。本文针对不同板间距 的铝板多冲击结构共进行了 29 次高速撞击试验。 表 1铝板多冲击结构的板间距 Tab． 1Spacing combination of Al- plate multi- shock shields 双层板结构 编号W201， W205W202， W206W203W204， W207 S12/mm50100150250 三层板结构 编号W301W302W303W304W305 S12/mm1025507590 S23/mm9075502510 四层板结构 编号W401 W402 W403 W404 W405 W406 W407 W408 W409 W410 S12/mm20202030303340404060 S23/mm20406030403320304020 S34/mm60402040303340302020 五层板结构 编号W501W502W503W504W505W506W507 S12/mm25153525252525 S23/mm25351515352525 S34/mm25252535151040 S45/mm25252525254010 铝球弹丸高速正撞击铝板多冲击结构后， 防护板 的损伤模式与弹丸撞击各层防护板的先后次序有关 首层防护板为光滑边缘的圆形穿孔; 次层防护板为锯 齿状边缘的中心穿孔， 且周边散布许多微小穿孔; 第 三、 四层防护板均为花瓣状翻边撕裂穿孔， 每个穿孔边 缘的翻边花瓣数量大多数为 8 ～ 9 个。后板的损伤模 式因板间距不同而有所区别， 主要是小鼓包、 背面材料 剥落、 不规则穿孔和撞击面整体塑性凹陷等。部分试 验结果如图 2 ～5 所示。 图 2双层铝板结构的后板背面损伤 Fig． 2Damage on back side of rear walls of double- wall shields 图 3撞击速度为 3． 98 0． 05 km/s 时三层铝板结构的撞击损伤 Fig． 3Damage of three- wall shields at impact velocities of 3． 98 0． 05 km/s 072振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing a板间距 20 mm- 20 mm- 60 mm W401 b板间距 30 mm- 40 mm- 30 mm W405 c板间距 40 mm- 30 mm- 30 mm W408 d板间距 60 mm- 20 mm- 20 mm W410 图 4撞击速度为 4． 34 0． 09 km/s 时四层铝板结构的撞击损伤 Fig． 4Damage of four- wall shields at impact velocities of 4． 34 0． 09 km/s 图 5撞击速度为 4． 43 0． 06 km/s 时五层铝板结构的撞击损伤 Fig． 5Damage of five- wall shields at impact velocities of 4． 43 0． 06 km/s 表 2 给出了铝球弹丸高速正撞击具有不同板间距 的铝板多冲击结构的试验参数和损伤数据， 其中， dp和 vp分别为弹丸直径和撞击速度; Ar2和 Ds2分别为第二 层铝板上锯齿状边缘的中心穿孔面积和小穿孔分布区 直径; Ar3、 Lc3、 Np3分别为第三层铝板上的花瓣状翻边 穿孔面积、 最大撕裂长度、 翻边花瓣数量; Ar4、 Lc4、 Np4 分别为第四层铝板上的花瓣状翻边穿孔面积、 最大撕 裂长度、 翻边花瓣数量; Dcc、 D99、 Drr、 Prr、 Hrr分别为后板 上中心弹坑密集区直径、 弹坑最大散布区直径、 等效面 积穿孔圆直径、 最大弹坑深度、 最大塑性凹陷深度。 2分析与讨论 2． 1板间距对双层铝板结构撞击特性的影响 在双层铝板结构的撞击试验中， 选用 4 种防护间 距， 弹丸直径为 3． 97 mm， 弹道段撞击速度为 1． 77 0． 03 km/s， 破碎段撞击速度为 4． 87 0． 01 km/s， 后板 损伤如图 2 所示。可以看出， 以弹道段速度撞击双层 铝板结构时， 后板均发生穿孔失效， 且防护间距的变化 对后板损伤无显著影响。而以破碎段速度进行撞击试 验， 当防护间距为 50 mm 时， 后板发生穿孔; 当防护间 距为 100 mm 和 150 mm 时， 后板未穿孔但背面材料发 生剥落; 当防护间距为 250 mm 时， 后板既未穿孔， 材料 也未剥落。这说明， 在破碎段撞击速度区间， 当撞击条 件相同时， 增大防护间距可使后板损伤减轻。这主要 是因为弹丸击穿防护板后发生破碎， 形成碎片云， 防护 间距提供了碎片云横向扩散的空间， 从而使撞击后板 的动能分散， 进而减轻了对后板的撞击损伤。后板损 伤随防护间距的变化如图 6 所示。而当弹丸未破碎 时， 撞击后板的动能仍集中在撞击弹道附近的单一大 粒子上， 则防护间距无法起到对动能的扩散作用。 由表 2 中的试验数据发现， 当撞击条件相同时， 双 层铝板结构后板上的弹坑最大散布范围均随防护间距 的增大而增大， 这进一步说明了防护间距对次生小碎 片群的扩散效应。同时发现， 在本文破碎段撞击速度 条件下， 该双层铝板结构发生撞击失效的临界防护间 距在 50 ～150 mm 之间。鉴于弹丸未破碎时的板间距 变化对铝板多冲击结构的撞击防护性能影响不显著的 结果， 本文对三层、 四层和五层铝板结构的高速撞击试 验均在破碎段撞击速度区间内进行。 2． 2板间距对三层铝板结构撞击特性的影响 在三层铝板结构的撞击试验中， 选用 5 种板间距， 弹丸直径为 3． 97 mm， 撞击速度为 3． 98 0． 05 km/s， 防护板及后板的部分损伤结果如图 3 所示。由试验结 果发现， 当板间距为 90 mm －10 mm 时， 三层铝板结构 的后板发生穿孔， 而在其他 4 种板间距时后板均未穿 孔， 只是板间距为75 mm －25 mm 的结构后板出现了背 面材料剥落。这说明， 在本文试验条件下， 与另外 4 种 板间距的三层铝板结构相比， 板间距为 90 mm －10 mm 172第 3 期管公顺等板间距对铝板多冲击结构高速撞击防护性能影响的试验研究 ChaoXing 表 2铝板多冲击结构高速撞击试验结果 Tab． 2The experimental results of Al- plate multi- shock shields 编号结构形式 dp/ mm vp/ kms －1 Ar2/ mm2 Ds2/ mm Ar3/ mm Lc3/ mm Np3 Ar4/ mm Lc4/ mm Np4 Dcc/ mm D99/ mm Drr/ mm Prr/ mm Hrr/ mm W201 双层铝板3． 974． 88 231352． 19 W2023． 974． 86332302． 86 剥落 W2033． 974． 87482702． 70 剥落 W2043． 974． 88723032． 37 W2053． 971． 80714． 17 W2063． 971． 79974． 16 W2073． 971． 731914． 83 W301 三层铝板3． 973． 98 9515． 771801． 95 W3023． 973． 9815225． 521452． 55 W3033． 974． 0334047． 071152． 95 W3043． 973． 9314873． 94903． 06 剥落 W3053． 974． 017383． 64853． 74 W401 四层铝板54． 37 18124． 87123254． 678763． 16 W40254． 3118926． 34155257． 619892． 59 W40354． 4319827． 07213868． 099792． 51 W40454． 3117734． 92155659． 599903． 77 W40554． 2819838． 69185965． 779852． 37 剥落 W40654． 2818531． 80168865． 779823． 15 W40754． 3122542． 23190964． 4010812． 38 剥落 W40854． 3423444． 78198863． 4412832． 11 W40954． 2523545． 35226271． 267782． 09 W41054． 4338262． 94266177． 2210721． 81 W501 五层铝板6． 354． 49 30632． 28212367． 35114651 107． 30105． 08 W5026． 354． 3920121． 54140462． 0787118 126． 6784． 76 W5036． 354． 3931249． 32174358． 7511445591． 8995． 58 W5046． 354． 3831035． 59201161． 5496109 108． 5385． 00 W5056． 354． 4228632． 61211266． 308332490． 1081． 865． 17 W5066． 354． 3628231． 32141057． 128353091． 67105． 65 W5076． 354． 3929032． 05202566． 609139761． 418裂纹5． 88 图 6双层铝板结构中的 Drr或 P rr与 S12的关系 Fig． 6Drror Prrof rear wall in double- wall shield vs． S12 的三层铝板结构的高速撞击防护能力减弱。 图 7 和图 8 分别给出了三层铝板结构中的第二层 铝板上的锯齿状边缘中心穿孔面积 Ar2、 小穿孔分布区 直径 Ds2与第一二板间距 S12的关系。可以看出， 随着 S12的增大， Ar2先增加， 后减少， 存在一个最大值。而 Ds2则随 S12的增大呈线性增加。这主要是因为击穿首 层铝板后所形成的碎片云在沿撞击方向运动的同时也 在沿横向扩展， 且最初的横向扩展尚未削弱碎片云对 第二层铝板的破坏能力。然而， 随着横向扩展造成碎 片云动能的进一步分散， 尽管碎片云对第二层铝板的 撞击影响范围仍会扩大， 但中心粒子群对第二层铝板 的破坏能力将逐渐减弱。 图 7三层铝板结构中的 Ar 2与 S12的关系 Fig． 7Ar2of second wall in three- wall shield vs． S12 272振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 8三层铝板结构中的 Ds 2与 S12的关系 Fig． 8Ds2of second wall in three- wall shield vs． S12 图 9 给出了后板上的最大弹坑深度 Prr或穿孔直径 Drr与 S12的关系。可以看出， 后板的损伤依次为中心弹 坑、 背面材料剥落和穿孔， 且 Prr随 S12的增大而增大。 这说明， 在破碎段撞击速度区间， 当总防护间距不变 时， 增大 S12或减小 S23可导致该三层铝板结构的后板撞 击损伤加重。这主要是因为铝板多冲击结构的防护作 用是通过防护板对弹丸的多次破碎以及板间距对次生 碎片云动能的多次扩散实现的， 对于该三层铝板结构， 若减小 S23， 则击穿第二层铝板后所形成的碎片云的扩 散空间减小， 板间距第二次扩展动能的作用未得到充 分发挥， 使撞击后板的动能更集中， 造成后板的损伤更 严重。因此， 减小 S23可导致该三层铝板结构的高速撞 击防护能力下降。 由试验结果发现， 在本文撞击条件 图 9三层铝板结构中的 Drr或 P rr与 S12的关系 Fig． 9Drror Prrof rear wall in three- wall shield vs． S12 下， 该三层铝板结构发生穿孔失效的 S23的临界值在 10 ～50 mm 之间。 2． 3板间距对四层铝板结构撞击特性的影响 在四层铝板结构的撞击试验中， 选用 10 种板间 距， 弹丸直径为 5 mm， 撞击速度为 4． 34 0． 09 km/s， 防护板及后板的部分损伤结果如图 4 所示。由表 2 中 的损伤数据发现， 第一二板间距 S12为 20 mm 的 3 个四 层铝板结构和板间距为 30 mm- 30 mm- 40 mm 的四层铝 板结构的后板均发生了穿孔失效。而其余 6 种板间距 的四层铝板结构的后板均未穿孔， 只是当板间距为 30 mm- 40 mm- 30 mm 和 40 mm- 20 mm- 40 mm 时， 后板背 面出现材料剥落。这说明， 在本文试验条件下， 当总防 护间距不变时， S12越小， 本文选用的四层铝板结构越容 易被击穿。 由图 10 和图 11 可以看出， 第三层铝板上的花瓣 状翻边穿孔面积 Ar3和最大撕裂长度 Lc3均随第一三 板间距 S13的增大而增大， 且当 S13相同时， S12越大， Ar3 和 Lc3也越大。这说明， 在一定的板间距内， 弹丸击穿 前两层铝板后， 次生碎片云的中心粒子群仍具有较大 的撞击动能， 可使第三层铝板形成较大范围的撞击损 伤， 且 S13越大， 第三层铝板损伤越严重， 这同样是板间 距导致碎片云横向扩展的结果。 图 12 给出了后板上的最大弹坑深度 Prr或穿孔直 径 Drr与 S12的关系。可以看出， 随着 S 12的增大， 后板的 损伤依次为穿孔、 背面材料剥落和中心弹坑， 且当 S12 相同时， Prr和 Drr均随 S23的增大而减小。这说明， 在破 碎段撞击速度区间， 当总防护间距相同时， 增大 S12可 使该四层铝板结构的后板损伤减轻， 同时增加 S23也有 助于减轻后板的撞击损伤。发生上述现象的主要原因 是， 在本文试验条件下， 该四层铝板结构后板上的穿孔 或中心弹坑是由次生碎片云中的较大粒子撞击造成 的。当 S12较小时， 次生碎片云的横向扩展也相对较 小， 尺寸较大的次生碎片大多数集中在撞击弹道附近， 并未散开。 当前面的较大粒子击穿第二层铝板发生二 图 10四层铝板结构中的 Ar3 与 S13的关系 Fig． 10Ar3of third wall in four- wall shield vs． S13 图 11四层铝板结构中的 Lc3 与 S13的关系 Fig． 11Lc3of third wall in four- wall shield vs． S13 图 12四层铝板结构中的 Drr或 Prr与 S12的关系 Fig． 12Drror Prrof rear wall in four- wall shield vs． S12 372第 3 期管公顺等板间距对铝板多冲击结构高速撞击防护性能影响的试验研究 ChaoXing 次破碎时， 紧随其后的较大粒子直接穿过第二层铝板， 并未发生碰撞。如果 S23也较小， 则次生碎片云撞击第 三层铝板时也会出现同样的情况， 从而增加了较大尺 寸次生粒子撞击后板的概率， 使后板出现更严重的撞 击损伤。可见， 针对本文撞击条件， 依次增大 S12和 S23 有利于提高该四层铝板结构的高速撞击防护能力。 2． 4板间距对五层铝板结构撞击特性的影响 在五层铝板结构的撞击试验中， 选用 7 种板间距， 弹丸直径为 6． 35 mm， 撞击速度为 4． 43 0． 06 km/s。 防护板及后板的部分损伤结果如图 5 所示。可以看 出， 第四层铝板的损伤模式与第三层铝板相同， 均为花 瓣状翻边撕裂穿孔， 但第四层铝板的穿孔面积较大。 后板均出现较大的中心塑性变形凹陷， 且当板间距为 25 mm- 35 mm- 15 mm- 25 mm 时， 后板凹陷底部发生裂 纹穿孔， 当板间距为25 mm- 25 mm- 40 mm- 10 mm 时， 后 板凹陷底部背面出现小裂纹。这说明， 当邻近后板的 板间距过小时， 五层铝板结构的后板更易于被击穿。 由图 13 和图 14 可以看出， 第四层铝板上的花瓣 状翻边穿孔面积 Ar4和最大撕裂长度 Lc4均随第三四 板间距 S34的增大而呈增大的趋势， 且当 S34相同时， S23 越大， Ar4和 Lc4也越大。这里需要说明的是， 当 S34为 40 mm 时， Ar4和 Lc4突然减小的原因是由于第四层铝 板与后板间距过小， 后板阻挡了第四层铝板穿孔花瓣 状翻边的扩展。 图 15 给出了五层铝板结构的后板最大塑性凹陷 深度 Hrr与第三五板间距 S35的关系。可以看出， 随着 S35的增大， 后板损伤依次为穿孔、 裂纹及撞击面塑性凹 陷， 且在 S35相同时， 若邻近后板的板间距 S34和 S45中有 一个相对过小， 则后板损伤加重。发生该现象的原因 是， 在本文试验条件下， 经过铝板对弹丸的多次撞击破 碎， 后板受到的是破碎相对均匀、 无较大粒子的次生碎 片云团的撞击， 后板损伤是碎片云团整体撞击的结果， 表现为塑性拉伸破坏。在碎片云团质量相近的情况 下， 碎片云团体积将决定后板的撞击损伤结果， 而碎片 云团撞击后板时的体积取决于撞击后板前的膨胀空 间。因此， 邻近后板的板间距越小， 则撞击后板的碎片 云团体积越小， 从而使后板损伤越严重。可见， 在本文 撞击条件下， 增大邻近后板的板间距可提高该五层铝 板结构的高速撞击防护能力。但随着铝板层数的增 多， 弹丸破碎更加均匀， 板间距对大粒子的动能扩散作 用将会减弱。 图 13五层铝板结构中的 Ar4 与 S34的关系 Fig． 13Ar4of fourth wall in five- wall shield vs． S34 图 14五层铝板结构中的 Lc4 与 S34的关系 Fig． 14Lc4of fourth wall in five- wall shield vs． S34 图 15五层铝板结构中的 Hrr与 S35的关系 Fig． 15Hrrof rear wall in five- wall shield vs． S35 2． 5板间距因子分析 为了提高铝板多冲击结构的高速撞击防护性能， 需要对板间距进行优化设计， 本文定义三层、 四层和五 层铝板结构的板间距因子分别为 K3， K4， K5 ， 即 K3 S12 S23，K4 S12 S23 S13 S34，K5 S23 S34 S24 S45 式中 S12、 S13、 S23、 S24、 S34、 S45分别为第一二、 一三、 二 三、 二四、 三四和四五板间距， 且 K5的计算公式是在 S12 相同的情况下定义的。 图 16、 图 17 和图 18 分别给出了三层、 四层、 五层 铝板结构的后板损伤与板间距因子 K3、 K4、 K5的关系。 可以看出， 在本文试验条件下， 增大 K3， 后板损伤加重， 损伤模式依次为弹坑、 材料剥落和穿孔， 即随着 K3的 增大， 该三层铝板结构的高速撞击防护性能下降; 增大 K4， 后板损伤减轻， 损伤模式依次为穿孔、 材料剥落和 弹坑， 即随着 K4的增大， 该四层铝板结构的高速撞击 防护性能提高。增大 K5， 后板损伤加重， 后板损伤从塑 性凹陷深度逐渐增大到背面出现裂纹和穿孔， 即随着 K5的增大， 该五层铝板结构的高速撞击防护性能下降。 可见， 上述板间距因子可为铝板多冲击结构在相同总 防护间距下的板间距设计提供依据。 472振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 16三层铝板结构中的 Drr或 Prr与 K3的关系 Fig． 16Drror Prrof rear wall in three- wall shield vs． K3 图 17四层铝板结构中的 Drr或 Prr与 K4的关系 Fig． 17Drror Prrof rear wall in four- wall shield vs． K4 图 18五层铝板结构中的 Hrr与 K5的关系 Fig． 18Hrrof rear wall in five- wall shield vs． K5 3结论 1当铝球弹丸未发生撞击破碎时， 板间距变化 对铝板多冲击结构的撞击防护性能无显著影响。 2当铝球弹丸发生撞击破碎时， 对于一定的总 防护间距和撞击条件， 增大第一二板间距将使三层铝 板结构的撞击防护性能下降， 但可使四层铝板结构的 撞击防护性能提高; 五层铝板结构邻近后板的板间距 过小将减弱结构的撞击防护能力。 3基于试验数据定义了铝板多冲击结构的板间 距因子， 可为一定总防护间距下的铝板多冲击结构的 板间距合理设计提供依据。 参 考 文 献 ［1］ 闽桂荣，肖名鑫． 防止微流星击穿航天器舱壁的可靠性设 计［ J］ ． 中国空间科学技术， 1986 6 45- 51． MIN Guirong， XIAO Mingxin．The reliability design to prevent meteors from penetrating spacecraft bulkhead ［J］ ． Chinese Space Science and Technology， 1986 6 45- 51． ［2］ KLINKRAD H．Collision riskanalysisforLEO ［J］ ． Advances in Space Research， 1993， 13 2 105- 112． ［3］ JANOVSKY R，KALNINSCH I，STICHTERNATH A． The meteoroid and debris protection system for the ATV- spacecraft ［ J］ ． Acta Astronautica， 2000， 47 281- 287． ［4］ BERNHARD R P，CHRISTIANSEN E L，KERR J H． Space shuttle meteoroid and orbital debris impact damage［J］ ． International Journal of Impact Engineering， 2001， 26 33- 38． ［5］ BURT R R，CHRISTIANSEN E L． An enhanced shutter to protect spacecraft windows from meteoroids and orbital debris ［ J］ ． International Journal of 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