Ballistic limit of an impedance-graded-material enhanced Whipple shield
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摘要: 为研究一种改进型的波阻抗梯度材料防护结构Ti/Al/Mg结构的撞击极限，采 用 二 级 轻 气 炮 以3.0～8.0 km/s的速度对Ti/Al/Mg结构、Al/Mg结构和2A12结构开展了超高速撞击实验，建立了Ti/Al/Mg结构的撞击极限曲线。结果表明：高阻抗的钛合金表层能产生更高的冲击压力和温升，使弹丸充分破碎；在面密度相同的条件下，与Al/Mg结构和2A12结构相比，Ti/Al/Mg结构具有更强的防护性能。通过理论计算得到Ti/Al/Mg结构撞击极限曲线的区间转变速度小于7.0 km/s，但其实验撞击极限曲线上并未出现明显的区间转变，在实验速度范围内，撞击极限随着撞击速度的提升而增大，这与典型Whipple结构撞击极限曲线存在差异。
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关键词:
- 超高速撞击 /
- Whipple 结构 /
- 阻抗梯度材料 /
- 撞击极限 /
- 空间碎片
Abstract: Impedance-graded-material enhanced Whipple shields have excellent protective performance. The purpose of this paper is to study the ballistic limit of Ti/Al/Mg shields, which is an improved impedance-graded-material enhanced Whipple shield. Hypervelocity impact experiments on Ti/Al/Mg, Al/Mg and 2A12 shields were performed using a two-stage light-gas gun at impact velocities of 3.0–8.0 km/s. The hypervelocity impact characteristics, the ballistic limit curve and shielding performance of the Ti/Al/Mg shields were studied. The reason of its excellent performance is explained by comparative analysis. As the impact velocity increases, the failure mode of the rear wall showed a detached spall or tearing damage instead of tiny perforations similar to an aluminum shield. The results show that a high-acoustic-impedance titanium alloy layer can generate higher shock pressures and induce a greater temperature increase, which is more effective for fragmenting an impacting projectile. The shock pressure and specific internal energy in the projectile increased by 23.0% and 30.7% compared to the aluminum on aluminum impact event at 8.0 km/s, respectively. The shielding capability of a Ti/Al/Mg shield is significantly greater than that of 2A12 and Al/Mg shields when the bumper has the same areal density. The critical projectile diameter of Ti/Al/Mg shields is 6.58 mm at ~8.0 km/s, which is an improvement of approximately 34.8 % compared to the 4.88 mm of aluminum shields. Finally, to explore the transition velocities of the ballistic limit curve of the Ti/Al/Mg shields, a theoretical analysis was conducted, which suggests that for an aluminum projectile impacting a Ti/Al/Mg bumper, this value might be ＜7.0 km/s. However, a transition point is not apparent in the experimental ballistic limit curve, and the critical projectile diameter increases with increasing velocity in the range of 3.0–8.0 km/s. It is different from the typical Whipple shield. Further hypervelocity impact tests and additional research needs to be conducted to study in detail the ballistic limit of the Ti/Al/Mg shields.-
Key words:
- hypervelocity impact /
- Whipple shield /
- impedance-graded material /
- ballistic limit /
- space debris
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微流星体和空间碎片与航天器发生碰撞的平均速度高达7 km/s，对在轨航天器造成了严重威胁。为了应对这一威胁，通常通过加装Whipple结构的方式对航天器进行防护[1]。其基本原理是：在航天器舱壁外部一定间隔处放置防护屏，使初始入射物体先与防护屏发生碰撞，使之碎裂、熔化甚至气化形成碎片云，最大限度地减小和分散入射物体的动能，降低其对航天器舱壁的损伤。目前，基于典型Whipple结构，已经开发了多种类型的防护结构[2-6]。国际空间站上的防护结构由15万块20 cm×20 cm的单元组成，使用了约400种类型的防护结构[7-8]。
由波阻抗梯度材料防护屏替代均质铝合金防护屏而形成的增强型Whipple结构具有优异的防护性能。Zhang等 [9-10]通过大量超高速撞击实验研究了Al/Mg防护结构的超高速撞击特性，验证了其防护性能，结果表明：Al/Mg防护屏与典型铝合金防护屏具有相同的表面材料，弹丸中产生的冲击压力和温升相等。由于波阻抗梯度结构改变了冲击波的传播路径和内能转化效率，提升了弹丸的破碎程度，使碎片云的扩散区域更大，分散了撞击动能，从而提高了结构的防护性能。
高阻抗迎撞击面可以产生更高的冲击波压力和温升，有利于进一步提升防护性能[11-12]。宋光明等[13]基于Al/Mg结构进行改进，在保持面密度相同的条件下，提出了一种新型波阻抗梯度材料Whipple防护结构—Ti/Al/Mg结构，该结构由高阻抗的TC4钛合金表层、2A12铝合金夹层和AZ31B镁合金底层组成[13]。Long等[14]开展了Ti/Al/Mg材料的制备和超高速撞击特性的初步研究，张品亮等[13]研究了Ti/Al/Mg结构的碎片云特性，但是，还没有系统地开展Ti/Al/Mg结构的超高速撞击实验，并建立其撞击极限曲线。因此，本文中将通过开展一系列超高速撞击实验，研究Ti/Al/Mg的超高速撞击特性，建立撞击极限曲线，并试图发现一些规律性的认识。
1. 实验方法
实验使用的Ti/Al/Mg波阻梯度防护屏由0.3 mm厚的TC4钛合金、0.2 mm厚的2A12铝合金和1.3 mm厚的AZ31B镁合金组成，采用扩散焊接法制备[14-15]。超高速撞击实验在二级轻气炮上开展，速度范围为3～8 km/s，实验原理如图1所示。针对Ti/Al/Mg结构，进行了14次超高速撞击实验。为了验证该结构的防护性能，还开展了11次2A12结构超高速撞击实验和2次Al/Mg结构超高速撞击实验。2A12防护屏厚度为1.5 mm，Al/Mg防护屏厚度为0.8 mm/1.1 mm。在所有的实验中，防护屏的面密度(ρ=0.419 g/cm2)、间距(S=100.0 mm)和5A06铝合金后墙厚度 (tw=2.5 mm)保持恒定，通过改变弹丸直径来确定特定速度点的撞击极限（临界弹丸直径）。失效准则定义为后墙后表面有材料剥落或清晰的穿孔，临界状态为后墙出现层裂鼓包并伴随着单一的非穿透裂纹。具体实验参数和结果列于表1中。
表 1 超高速撞击实验参数与结果Table 1. Hypervelocity impact test conditions and results实验 结构类型 撞击速度/（km·s−1） 弹丸直径/mm 失效状态 实验 结构类型 撞击速度/（km·s−1） 弹丸直径/mm 失效状态 1-1 Ti/Al/Mg 3.512 3.99 未失效 2-1 2A12 3.596 3.50 未失效 1-2 Ti/Al/Mg 3.440 4.25 未失效 2-2 2A12 3.440 3.75 失效 1-3 Ti/Al/Mg 3.473 4.51 失效 2-3 2A12 3.480 4.02 失效 1-4 Ti/Al/Mg 5.051 4.74 未失效 2-4 2A12 6.518 4.50 未失效 1-5 Ti/Al/Mg 4.951 4.99 未失效 2-5 2A12 6.296 4.74 临界 1-6 Ti/Al/Mg 4.827 5.25 失效 2-6 2A12 6.442 5.01 失效 1-7 Ti/Al/Mg 6.227 5.77 未失效 2-7 2A12 7.170 5.00 失效 1-8 Ti/Al/Mg 6.400 6.00 未失效 2-8 2A12 7.930 4.75 未失效 1-9 Ti/Al/Mg 6.412 6.27 失效 2-9 2A12 7.900 5.00 失效 1-10 Ti/Al/Mg 7.011 6.00 未失效 3-1 2A12 3.540 4.25 失效 1-11 Ti/Al/Mg 7.181 6.25 失效 3-2 Al/Mg 3.476 4.24 临界 1-12 Ti/Al/Mg 7.907 6.25 未失效 3-3 2A12 6.079 5.73 失效 1-13 Ti/Al/Mg 7.920 6.50 失效 3-4 Al/Mg 6.332 5.74 失效 1-14 Ti/Al/Mg 8.037 6.75 失效 2. 结果与分析
2.1 后墙损伤特征
图2为直径约4.25 mm的铝弹丸以约3.5 km/s速度撞击2A12结构、Al/Mg结构和Ti/Al/Mg结构的后墙损伤形貌。撞击速度为3.5 km/s时，弹丸和防护屏材料碎片仍为固态，撞击坑的尺寸通常与弹丸碎片尺寸正相关。在实验3-1中，后墙产生的撞击坑主要集中在中轴线附近，在中心损伤区域有7个直径大于3.0 mm的撞击坑，直径最大为4.86 mm，对后墙的损伤起决定性作用，后墙后表面出现3个材料剥落区域，并且在中轴线附近出现了穿孔，这说明结构处于失效状态，如图2（a）所示。在实验3-2和实验1-2中，撞击坑围绕中轴线呈环状排列，而在中心区域损伤较小。与2A12结构相比，弹丸撞击Al/Mg结构后，弹丸碎片的质量更加分散，10个直径大于3.0 mm的撞击坑呈环状排列，直径最大为4.30 mm。后墙后表面出现呈圆环排列的凸起，以及一个非穿透性裂纹，说明该结构处于临界状态，如图2（b）所示。从图2（c）中可以看出，与2A12结构和Al/Mg结构相比，Ti/Al/Mg结构的撞击坑尺寸明显减小，有超过25个直径大于2.0 mm的撞击坑呈环形排列，直径最大为3.51 mm，后墙后表面环形排列的凸起更加轻微，并且无裂纹和材料剥落。
图 2 在约3.5 km/s速度撞击下后墙前表面和后表面(插图)损伤形貌Figure 2. Photographs of damage patterns on the front and rear (inset) surfaces of the rear wall produced by an aluminum sphere impacting at about 3.5 km/s图3为直径约5.75 mm的铝弹丸以约6.20 km/s的速度撞击2A12结构、Al/Mg结构和Ti/Al/Mg结构后墙的损伤形貌。通常，典型Whipple结构的后墙损伤区由中心损伤区、环形损伤区和扩散损伤区3个区域组成。从图3中可以看出，Al/Mg结构和Ti/Al/Mg结构的损伤区域由中心损伤区和扩散损伤区组成，环形损伤区不明显。
图 3 在约6.2 km/s速度撞击下，后墙前表面和后表面的损伤形貌Figure 3. Photographs of damage patterns on the front and rear (inset) surfaces of the rear wall produced by an aluminum sphere impacting at about 6.2 km/s后墙损伤模式与碎片云中的物质状态密切相关。在2A12结构中，中心损伤区和扩散损伤区之间存在清晰的边界，这说明撞击坑主要由固态材料碎片撞击形成，这与前期结果一致[9]。在Al/Mg结构和Ti/Al/Mg结构中，撞击坑在中心损伤区边缘有规律地排列，中心损伤区边缘外侧形成了明显的由液滴或气体溅射而形成的“熔融或汽化痕迹”（图3中红色边框插图，特别是在图3（c）中）。经过测量，2A12结构、Al/Mg 结构和Ti/Al/Mg结构后墙的主要损伤区域直径分别为53.1、64.6和68.3 mm。这说明弹丸撞击Ti/Al/Mg结构后，碎片云的扩散角更大，动能被分散到更大的面积上，从而能够降低对后墙的损伤。此外，Ti/Al/Mg结构在中轴线附近的损伤程度小于2A12和Al/Mg结构，这说明Ti/Al/Mg结构碎片云中心大碎片的尺寸更小。
图3中的白色边框插图为对应结构后墙后表面的损伤形貌。对于2A12结构，后墙中心区域出现了大面积材料剥落和穿孔，这表明结构处于明显的失效状态。Al/Mg结构的防护性能优于2A12结构，Al/Mg结构中出现圆环状的塑性应变区和3个剥落区域(由大块固态材料碎片撞击引起)。而Ti/Al/Mg结构后墙没有出现材料剥落，并且塑性应变程度更小，这说明Ti/Al/Mg结构的防护性能明显优于其他结构，高阻抗迎撞击面对弹丸的破碎效应更加明显。
2.2 理论分析
弹丸和靶材的断裂破碎可解释为多次层裂现象，文献[9]中详细描述了弹丸撞击波阻抗梯度防护屏时波的相互作用和多次层裂过程。冲击波能量和传播过程是影响弹丸破碎程度的主要因素[16-17]。除了冲击压力，由于热效应影响着材料的强度和相态，也是影响碎片云中颗粒的尺寸的重要因素，因此，本文中对冲击压力和冲击波卸载后的剩余比内能进行了计算。
弹靶接触界面的最大冲击压力pH由Hugoniot冲击条件[18]决定：
pH=ρ0(c0up+λu2p) (1) 式中：up为粒子速度，ρ0和c0分别为材料的零压密度和声速，λ为雨贡纽系数。
比内能可根据Rankine-Hugoniot关系和Mie-Grüneisen状态方程计算[19-20]。冲击加载过程所做的功数值上等于 p-V 图上瑞利线以下覆盖的面积，冲击加载过程所产生的内能 EH为：
EH=12(pH−p0)(V0−VH) (2) 式中：p0为初始压力，V0和VH分别为初始压缩比容和最终压缩比容。
在等熵卸载至零压过程中，冲击压缩的内能被释放出来。释放的内能ES由等熵线p(S)以下的面积决定：
ES=−∫VRVHp(S)dV (3) 式中：VR为卸载后的比容。材料的剩余比内能ΔE为加载过程中产生的比内能与卸载过程中释放的比内能之差：
ΔE=EH−ES (4) 冲击压力计算结果如图4（a）所示，计算所采用的材料参数列于表2[21-24]中。可以看出，在8.0 km/s的速度下，铝弹丸撞击Ti/Al/Mg防护屏产生的冲击压力为137.7 GPa，高于撞击2A12防护屏产生的冲击压力117.3 GPa。弹丸比内能的计算结果如图4（b）所示，可以看出，在8.0 km/s时，铝弹丸撞击Ti/Al/Mg防护屏产生的比内能为1.780 MJ/kg，高于撞击2A12防护屏产生的比内能1.447 MJ/kg，即采用Ti/Al/Mg防护屏后，弹丸温升可提高23.0%。因此，在相同的撞击速度下，使用Ti/Al/Mg防护屏时，由于迎撞击面材料的波阻抗较高，弹丸内的冲击压力和比内能均明显高于2A12和Al/Mg防护屏。因此，Ti/Al/Mg防护屏产生的碎片云颗粒细化程度比2A12和Al/Mg防护屏更高，这正好解释了其后墙撞击坑尺寸更加细化的现象。
图 4 冲击压力和比内能与撞击速度的关系Figure 4. Calculated shock pressure and specific internal energy as a function of the impact velocity材质 ρ0/（g·cm−3） c0/（km·s−1） λ γ0 铝合金 2.784 5.370 1.290 2.000 钛合金 4.419 5.130 1.028 1.230 镁合金 1.775 4.516 1.256 1.540 2.3 撞击极限曲线
撞击极限是指防护结构受撞击后发生失效与否的临界状态，是评价防护性能的重要形式，通常用临界弹丸直径表示。在某一速度下，如果弹丸直径大于临界直径，撞击后结构将失效，如果弹丸直径小于临界直径，结构将能成功抵御其撞击。本文中分别以3.5、5.0、6.5、7.0和8.0 km/s的速度开展超高速撞击实验，通过改变每次实验的弹丸直径，来获得临界弹丸直径。
图5为撞击速度为3.5 km/s时后墙后表面的损伤形貌。实验1-1和实验1-2中弹丸直径分别为3.99和4.25 mm，在后墙上产生了呈环形排列的凸起，没有材料剥落和穿孔，如图5（a）～（b）所示。当弹丸直径提升至4.51 mm时，实验1-3中后墙上形成了两个穿孔，说明结构失效，如图5（c）所示。因此，在撞击速度为3.5 km/s时，临界弹丸直径位于4.25～4.51 mm之间。
图 5 撞击速度约3.5 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌Figure 5. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 3.5 km/s图6为撞击速度为5.0 km/s时后墙后表面的损伤形貌。实验1-4和实验1-5中弹丸直径分别为4.75和5.00 mm，撞击后后墙无材料剥落、穿孔、裂纹产生，如图6（a）～（b）所示。当弹丸直径增加到5.25 mm时，后墙出现微小穿孔，如图6（c）所示，表明实验1-6结构失效。在撞击速度为5.0 km/s时，临界弹丸直径位于5.00～5.25 mm之间。
图 6 撞击速度约5.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌Figure 6. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 5.0 km/s在6.5 km/s速度撞击下，弹丸直径为6.27 mm时，实验1-9中后墙出现材料剥落，但未出现穿孔和裂纹，定义为失效状态，如图7（c）所示。而在实验1-7和实验1-8中，Ti/Al/Mg结构能够抵御直径为5.77和6.00 mm弹丸的撞击。因此，临界弹丸直径位于6.00～6.27 mm之间。
图 7 撞击速度约6.5 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌Figure 7. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 6.5 km/s在7.0 km/s速度撞击下，弹丸直径为6.00 mm时，后墙出现环形塑性变形区域，但未失效，如图8（a）所示。当弹丸直径为6.25 mm时，环形区域塑性变形程度更大，后墙中心出现严重的穿透性裂纹，但没有材料损失，如图8（b）所示。因此，临界弹丸直径位于6.00～6.25mm之间。
图 8 撞击速度约7.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌Figure 8. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 7.0 km/s图9为8.0 km/s速度撞击下Ti/Al/Mg结构的后墙损伤形貌。实验1-12结果表明，结构能够抵御6.25 mm弹丸的正撞击，如图9（a）所示。当弹丸直径大于等于6.5 mm时，后墙明显失效，实验1-13和实验1-14后墙中心区域出现严重撕裂损伤，如图9（b）～（c）所示。临界弹丸直径位于6.25～6.50 mm之间。
图 9 撞击速度约8.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌Figure 9. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 8.0 km/s从实验结果可以看出，随着撞击速度的增加，中心区域损伤变得更加严重。高速段的失效模式与低速段明显不同。在低速段，损伤模式通常为一个微小的穿孔。而在高速段，则是中心区域的大面积脱落或撕裂损伤。这是由碎片云形态决定的，在较低的撞击速度下，固态颗粒的撞击是点撞击，容易形成微小的穿孔。随着撞击速度的增加，碎片云开始液化、汽化，撞击后墙面积增大，造成脱落、剥落或撕裂损伤。
图10中显示了Ti/Al/Mg结构的实验结果，同时，采用最小二乘法进行拟合得到了Ti/Al/Mg结构的撞击极限曲线。作为比较，2A12结构的实验结果和撞击极限曲线也显示在图中。2A12结构在3～7 km/s的撞击极限曲线采用最小二乘法根据实验结果拟合得到。由于铝合金结构的区间转变速度为7 km/s[25-26]，本文中根据7 km/s临界弹丸直径计算结果和8 km/s临界弹丸直径实验结合拟合得到大于7 km/s的撞击极限曲线。对比后可以看出，在实验速度范围内，Ti/Al/Mg结构的临界弹丸直径明显大于2A12结构：撞击速度为3.5 km/s时，Ti/Al/Mg结构的临界弹丸直径为4.49 mm，与2A12结构的3.66 mm相比提升了22.7%；撞击速度为6.5 km/s时，Ti/Al/Mg结构的临界弹丸直径为5.88 mm，比2A12结构的4.82 mm提高了22.2%；撞击速度为8.0 km/s时，Ti/Al/Mg结果的临界弹丸直径为6.58 mm，比2A12结构的4.88 mm提高了34.8%。因此，随着撞击速度的提升，Ti/Al/Mg结构的防护效能更加明显。
图 10 Ti/Al/Mg结构和2A12结构的撞击极限Figure 10. Ballistic limit curves and test data for Ti/Al/Mg shields compared to 2A12 shields2.4 区间转变速度
依据弹丸撞击防护屏后的响应模式，Whipple结构的典型撞击极限曲线可分为3个区间：弹道区(Ⅰ区)、破碎区(Ⅱ区)、熔化/气化区(Ⅲ区)[7,25]，主要取决于弹丸的法向分速度，即产生的冲击压力和碎片云相态。在Ⅰ区，撞击冲击压力较低，弹丸与防护屏碰撞后发生塑性变形，但基本上保持完整，随着弹丸速度的提升，临界弹丸直径减小。在Ⅱ区，碎片云由固态颗粒和熔融液滴组成，熔融的比例随着速度的提高而增加，由于熔融需要消耗大量动能，随着弹丸速度的提升，临界弹丸直径增大。在Ⅲ区，弹丸破碎已经达到极限，弹丸完全熔融，撞击速度的提高将造成更加严重的后墙损伤，即随着弹丸速度的提高，临界弹丸直径减小。
冲击压力决定了碎片云中固态、熔融和气化物质的比例。铝弹丸撞击铝合金防护屏时，弹丸在5.5 km/s开始熔融，在7.0 km/s完全熔融[26]。Ⅱ区到Ⅲ区的转变速度是弹丸完全熔融开始气化时的碰撞速度，因此，典型铝合金防护结构的区间转变速度为7.0 km/s。然而，当铝弹丸撞击非铝质防护屏时，区间转变速度可能不为7.0 km/s。
从图4（a）可以看出，铝弹丸以7.0 km/s的速度撞击2A12防护屏产生的冲击压力为96.3 GPa，等于铝弹丸以6.2 km/s的速度撞击Ti/Al/Mg防护屏时所产生的冲击压力。也就是说，铝弹丸撞击Ti/Al/Mg防护屏发生完全熔融，从Ⅱ区到Ⅲ区转变速度应小于7.0 km/s。然而，从图10的实验结果中可以看出，Ti/Al/Mg结构的Ⅱ区到Ⅲ区的转变点并未出现，在3～8 km/s的速度时，临界弹丸直径随撞击速度的提高而增加，这与典型Whipple结构在Ⅱ区到Ⅲ区转变点（7 km/s）之后临界弹丸直径随着撞击速度的提高而减小不同。
3. 结 论
针对Ti/Al/Mg防护结构的撞击极限开展了实验研究。在二级轻气炮超高速发射装置上，开展了Ti/Al/Mg结构、2A12结构和Al/Mg结构以3～8 km/s速度的超高速撞击实验27发。与2A12结构和Al/Mg结构相比，Ti/Al/Mg结构具有更加优异的防护性能。在撞击速度为8.0 km/s时，冲击压力和弹丸中的比内能分别增加了23.0%和30.7%，这对碎片云颗粒的进一步细化具有重要作用。建立了Ti/Al/Mg结构在3～8 km/s范围内的撞击极限曲线，并与相同面密度的2A12结构进行了对比。结果表明：与2A12结构相比，Ti/Al/Mg结构的防护性能大幅提升，在约8.0 km/s速度下，Ti/Al/Mg结构的弹丸临界直径为6.58 mm，与2A12结构的4.88 mm相比提高了34.8%。计算结果表明：Ti/Al/Mg结构从Ⅱ区到Ⅲ区的转变速度小于7.0 km/s。然而，从实验结果上看，Ti/Al/Mg结构区间转变速度点并未出现，这与典型Whipple结构撞击极限曲线存在差异。后续还需要开展更多的超高速撞击实验，进一步研究Ti/Al/Mg结构的撞击极限以及未出现区间转变的原因。
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图 2 在约3.5 km/s速度撞击下后墙前表面和后表面(插图)损伤形貌
Figure 2. Photographs of damage patterns on the front and rear (inset) surfaces of the rear wall produced by an aluminum sphere impacting at about 3.5 km/s
图 3 在约6.2 km/s速度撞击下，后墙前表面和后表面的损伤形貌
Figure 3. Photographs of damage patterns on the front and rear (inset) surfaces of the rear wall produced by an aluminum sphere impacting at about 6.2 km/s
图 4 冲击压力和比内能与撞击速度的关系
Figure 4. Calculated shock pressure and specific internal energy as a function of the impact velocity
图 5 撞击速度约3.5 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌
Figure 5. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 3.5 km/s
图 6 撞击速度约5.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌
Figure 6. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 5.0 km/s
图 7 撞击速度约6.5 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌
Figure 7. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 6.5 km/s
图 8 撞击速度约7.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌
Figure 8. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 7.0 km/s
图 9 撞击速度约8.0 km/s时Ti/Al/Mg结构后墙后表面损伤形貌
Figure 9. Photographs of damage to the rear surface of Ti/Al/Mg shield’s rear walls when the impact velocity is about 8.0 km/s
图 10 Ti/Al/Mg结构和2A12结构的撞击极限
Figure 10. Ballistic limit curves and test data for Ti/Al/Mg shields compared to 2A12 shields
表 1 超高速撞击实验参数与结果
Table 1. Hypervelocity impact test conditions and results
实验 结构类型 撞击速度/（km·s−1） 弹丸直径/mm 失效状态 实验 结构类型 撞击速度/（km·s−1） 弹丸直径/mm 失效状态 1-1 Ti/Al/Mg 3.512 3.99 未失效 2-1 2A12 3.596 3.50 未失效 1-2 Ti/Al/Mg 3.440 4.25 未失效 2-2 2A12 3.440 3.75 失效 1-3 Ti/Al/Mg 3.473 4.51 失效 2-3 2A12 3.480 4.02 失效 1-4 Ti/Al/Mg 5.051 4.74 未失效 2-4 2A12 6.518 4.50 未失效 1-5 Ti/Al/Mg 4.951 4.99 未失效 2-5 2A12 6.296 4.74 临界 1-6 Ti/Al/Mg 4.827 5.25 失效 2-6 2A12 6.442 5.01 失效 1-7 Ti/Al/Mg 6.227 5.77 未失效 2-7 2A12 7.170 5.00 失效 1-8 Ti/Al/Mg 6.400 6.00 未失效 2-8 2A12 7.930 4.75 未失效 1-9 Ti/Al/Mg 6.412 6.27 失效 2-9 2A12 7.900 5.00 失效 1-10 Ti/Al/Mg 7.011 6.00 未失效 3-1 2A12 3.540 4.25 失效 1-11 Ti/Al/Mg 7.181 6.25 失效 3-2 Al/Mg 3.476 4.24 临界 1-12 Ti/Al/Mg 7.907 6.25 未失效 3-3 2A12 6.079 5.73 失效 1-13 Ti/Al/Mg 7.920 6.50 失效 3-4 Al/Mg 6.332 5.74 失效 1-14 Ti/Al/Mg 8.037 6.75 失效 
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