高強聚乙烯/負泊松比復合結構抗侵徹性能快速預報研究

董 鵬，王義博，劉 均

(1. 海軍裝備項目管理中心，北京 100010；2. 華中科技大學 船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074)

0 引 言

高強聚乙烯夾層結構在抗彈片侵徹方面具有優良性能。Chen 等[1]通過實驗和有限元軟件Abaqus 數值仿真相結合的方法分析了超高分子量聚乙烯(UHMWPE)編織材料和單向材料(UD)在彈道沖擊下的失效模式和動態響應。結果表明，編織結構具有較好的抗剪切性能，UD 結構具有較好的抗拉伸性能和較大的橫向撓度。王曉強等[2]通過實驗研究了4 種不同面密度的超高分子量聚乙烯纖維增強層合板的抗高速立方體破片侵徹性能，探究了超高分子量聚乙烯在中高速沖擊作用下出現的拉伸變形、剪切以及層間分層等不同破壞模式。高恒等[3]發現將UHMWPE 纖維單向布和二維平紋布復合后，對抵御多發彈體侵徹更為有利。陳長海等[4]將整個侵徹過程分為開坑鐓粗、剪切壓縮和拉伸變形3 個階段?；谀芰渴睾阍斫⒘顺叻肿恿烤垡蚁├w維增強塑料層合厚板抗高速鈍頭彈侵徹的彈體侵徹深度和靶板彈道極限的計算模型。

結構抗侵徹性能數值計算一般非常耗時，若采用優化算法對其抗侵徹性能進行優化設計，由于此過程中要進行成百上千次迭代計算，其時間成本難以承受。因此，研究提出結構抗侵徹性能快速預報方法對于其優化設計具有重要的價值。目前，利用代理模型技術開展結構抗侵徹性能快速預報研究鮮見報道，但在結構抗爆性能快速預報方面已陸續有學者開展了相關研究。Cai 等[5]利用所建立的Kriging 代理模型對梯形波紋芯夾芯板在特定爆距下進行了多目標優化設計，并將優化設計與初始設計的抗爆性能進行比較。結果表明，在性能改進上存在很大潛力。Lan 等[6]研究設計了一種新型雙箭頭夾層板芯，基于拉丁超立方體采樣方法、人工神經網絡模型和非支配排序遺傳算法進行參數研究和優化設計。

本文以高強聚乙烯-負泊松比效應復合結構為研究對象，利用代理模型技術開展其抗侵徹性能的快速預報方法研究，建立了高強聚乙烯-負泊松比效應復合結構抗侵徹性能分析的數值模型，構建其彈道極限快速預報代理模型，分析了代理模型類型和采樣方式對代理模型精度的影響規律。

1 抗侵徹分析有限元模型及數值方法驗證

1.1 抗侵徹分析有限元模型

本文研究對象是高強聚乙烯-負泊松比效應復合板結構，長度為300 mm，寬度為280 mm，其組成主要包括上面板、高強聚乙烯芯層、隔板、雙箭頭負泊松比結構、下面板，如圖1(a)所示。有限元模型相關信息如下：

圖1 高強聚乙烯-負泊松比效應復合結構示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the ultra-high molecular weight polyethylene - negative poisson's ratio structure composite sandwich panels

1）采用形狀為圓柱體的破片模擬彈，彈體直徑為1 2.8 m m，高度為4 0 m m，質量為4 0 g，材料為35CrMnSiA 鋼。采用Cowper-Symonds 材料模型描述35CrMnSiA 鋼在沖擊載荷作用下的動態屈服應力 σd，表達式如下：

式中：第1 項用于考慮應變強化效應；第2 項用于考慮應變率強化效應。 σy為靜態屈服強度；B為應變硬化系數； εp為等效塑性應變；n為應變硬化指數；為塑性應變率；D為參考應變率；q為常數。35CrMnSiA鋼材料具體參數參考文獻[7]。

2）為節約計算資源，建立1/4 有限元模型，如圖1(b)所示。在網格劃分上，考慮到著彈區域層合板單元的長寬高之比接近于1，且彈體的網格尺寸和著彈區域網格尺寸相當，參考文獻[7]將彈體與復合結構整體網格大小確定為1.4mm。

3）除了高強聚乙烯芯層，其余板材為304 不銹鋼，具體材料參數參考文獻[8]。

1.2 抗侵徹分析數值方法驗證

鑒于高強聚乙烯-負泊松比效應復合結構包含高強聚乙烯材料和金屬材料，而金屬材料的抗侵徹數值仿真方法比較成熟。因此，高強聚乙烯抗侵徹數值仿真方法準確與否是本文計算工作的關鍵一環，利用限元分析軟件Autodyn 建立高速破片侵徹載荷下高強聚乙烯層合板動響應數值仿真模型，并將計算結果與Nguyen 等[9]實驗結果進行對比，驗證高強聚乙烯抗侵徹數值仿真方法的正確性。

選擇參考文獻[9]中2 種不同厚度的高強聚乙烯層合板作為計算對象，分別為10 mm 和20 mm。靶板面內尺寸為300 mm×300 mm。侵徹彈體為美軍標破片模擬彈，其直徑為20 mm，質量為55 g，具體形狀尺寸如圖2 所示。

圖2 破片模擬彈幾何模型Fig. 2 Geometric models of the projectile

由于破片模擬彈的不對稱性，建立破片模擬彈侵徹作用下高強聚乙烯層合板的全幾何模型，如圖3 所示。

圖3 高強聚乙烯復合結構示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the ultra-high molecular weight polyethylene laminated plate

圖4 破片模擬彈與高強聚乙烯層合板網格劃分Fig. 4 Mesh of the projectile and the ultra-high molecular weight polyethylene laminated plate

高強聚乙烯層合板和彈體都采用非結構化拉格朗日三維實體單元離散，網格尺寸大小與上文保持相當。由于高速破片侵徹下靶板響應非常局部，當靶板的面內尺寸達到一定大小后，邊界條件對計算結果的影響較小。因此，模型不施加任何邊界條件（與文獻中的實驗狀態保持一致）。

高強聚乙烯與破片模擬彈的材料參數均參照文獻[9]。

為驗證數值方法的準確性，主要從彈道極限結果開展對比驗證工作。針對2 種工況設置3 ～ 4 個不同破片入射速度，利用Lambert-Jonas 公式預測靶板彈道極限。

式中：VR為彈體剩余速度，m/s；Vl為彈丸入射速度，m/s；VBL為預測的彈道極限；a和p為擬合常數。

通過有限元計算獲得每個工況下彈體剩余速度，利用Lambert-Jonas 公式對2 種板厚的高強聚乙烯層合板在20 mm 破片模擬彈侵徹作用下的入射速度和剩余速度進行擬合，如圖5 所示。

圖5 高強聚乙烯層合板剩余速度擬合曲線Fig. 5 Numerical residual velocity predictions for the ultra-high molecular weight polyethylene laminated plate

預測的彈道極限值以及相對應文獻中實驗和數值預測的彈道極限值統計在表1 中?？煽闯?，預測彈道極限速度值與文獻中實驗值及擬合值吻合較好，最大誤差約11%。因此，本文所采用的高強聚乙烯-負泊松比復合結構抗侵徹動態響應數值模擬方法準確可靠。

表1 數值模型結果驗證Tab. 1 Comparison between the numerical models

2 高強聚乙烯-負泊松比復合結構抗侵徹性能代理模型構建

2.1 設計變量及樣本點

代理模型的設計變量確定為4 個，分別是上面板厚度(tf)、下面板厚度(tb)、高強聚乙烯芯層厚度(tPE) 和負泊松比芯層板厚(tc)，設計方案采用4 因素4 水平的正交試驗設計。各設計變量的具體取值見表2。

表2 設計變量取值Tab. 2 Value of the design variables

采用正交試驗設計生成共64 個樣本點。侵徹響應值為彈道極限速度vBL，即針對每一個樣本點，首先設置4 個不同的破片入射速度。入射速度設置為500 m/s 、700 m/s、900 m/s、1100 m/s 和1300 m/s。綜合5 個不同的破片入射速度及剩余速度，利用式（2）預測樣本點的彈道極限速度vBL。

2.2 不同代理模型的精度分析

同樣采用Kriging 模型、多項式響應面模型和徑向基函數模型3 種數學模型分別構建復合結構抗侵徹響應代理模型，構造流程如圖6 所示。

圖6 代理模型構造流程圖Fig. 6 Flow chart of the surrogate model

對于構造完成的代理模型需進行精度檢驗，精度檢驗分3 個層次進行。層次1：隨機選取8 個樣本點作為檢驗點進行近似誤差檢驗；層次2：隨機選取6 個由設計變量具體取值組成的檢驗點進行近似誤差檢驗；層次3：隨機選取4 個由設計變量具體取值之間數值組成的檢驗點進行近似誤差檢驗，要求取值盡可能分散。同樣，針對以上3 種層次的每一個檢驗樣本點，通過設置4 ～ 5 個不同破片入射速度，采用數值模型計算獲得對應入射速度下破片剩余速度，再利用式（2）獲取檢測點的彈道極限速度，將此彈道極限速度與基于代理模型獲取的彈道極限速度進行對比，以檢驗代理模型精度。

采用相對誤差(RE)、歸一化均方根誤差(NRMSD)和相關系數3 個指標量來評估代理模型的精度。RE 和RNSMD 誤差定義如下：

式中：yi和分別為有限元結果和代理模型預測結果；為yi的均值。RE和NRMSD分別用于衡量代理模型的局部精度和整體精度。通常來說，兩者的值越接近0，對應的代理模型預報精度越高。

相關系數(ρxy)定義如下：

其中：Cov(X,Y) 為2 個變量的協方差；Var(X)，Var(Y)分別為2 個變量的方差。

其中，E(X)為變量X的期望值；E(Y)為變量Y的期望值。變量X和變量Y的方差定義如下：

相關系數 ρxy的取值在(-1,1) 之間，|ρxy|越大則表示2 個變量之間的相關性越強，系數 ρxy的正負號表示2 個變量之間相關性質，若為負值則表示變量之間負相關，正值則表示變量之間正相關。

3 種代理模型的精度檢驗如表3 所示。

表3 3 種代理模型精度檢驗Tab. 3 Comparison between the three surrogate models

從表3 可看出，Kriging 代理模型的最大誤差為18.1%，出現在層次3 中，整體均方根誤差為8.8%，相關系數為0.85。多項式響應面代理模型的最大誤差為17.8%，出現在層次1 中，整體均方根誤差為9.7%，相關系數為0.73。徑向基函數代理模型的最大誤差為30.9%，出現在層次3 中，整體均方根誤差為11.2%，相關系數為0.76。

上述結果表明，徑向基函數代理模型精度最差；與多項式響應面代理模型相比，Kriging 代理模型預測結果的最大誤差略高，但均方根誤差更低，且相關系數更高。因此，綜合來看，Kriging 代理模型的預測精度更高。

2.3 不同采樣方式對代理模型精度的影響分析

為比較不同采樣方式可能對代理模型精度的影響，采用拉丁超立方采樣方式構建Kriging 代理模型，設計變量及取值范圍與上文保持一致，將模型預測結果進行比較分析。

從表4 可看出，采用拉丁超立方采樣方式構建的Kriging 代理模型最大誤差值為34.0%，整體歸一化均方根誤差為18.5%，相關系數為0.43，與正交試驗設計采樣方式相比，其誤差偏大。因此，采用正交試驗設計采樣方式對提高代理模型精度更有利。

表4 不同采樣方式構建代理模型的精度檢驗Tab. 4 Comparison between the surrogate models with different sampling plans

3 結 語

本文建立高強聚乙烯-負泊松比效應復合結構抗侵徹性能分析的數值模型，構建其彈道極限快速預報代理模型，分析了代理模型類型和采樣方式對代理模型精度的影響規律，得到以下結論：

1）相較多項式響應面和徑向基函數代理模型，Kriging 代理模型的預報精度最高，更適用于結構抗侵徹彈道極限代理模型構建。

2）相較于拉丁超立方采樣方式，采用正交設計試驗方法采樣獲得的代理模型精度更高，更適合復合結構彈道極限代理模型的構建。