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空调塑料材料的碰撞失效模拟研究

李祖吉 黄云艳 刘怀灿 耿建军 朱耀辉 张文超

李祖吉, 黄云艳, 刘怀灿, 耿建军, 朱耀辉, 张文超. 空调塑料材料的碰撞失效模拟研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
引用本文: 李祖吉, 黄云艳, 刘怀灿, 耿建军, 朱耀辉, 张文超. 空调塑料材料的碰撞失效模拟研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
Zu-ji LI, Yun-yan HUANG, Huai-can LIU, Jian-jun GENG, Yao-hui ZHU, Wen-chao ZHANG. SIMULATION RESEARCH ON IMPACT FAILURE OF PLASTIC MATERIAL FOR AIR CONDITIONING[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
Citation: Zu-ji LI, Yun-yan HUANG, Huai-can LIU, Jian-jun GENG, Yao-hui ZHU, Wen-chao ZHANG. SIMULATION RESEARCH ON IMPACT FAILURE OF PLASTIC MATERIAL FOR AIR CONDITIONING[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482

空调塑料材料的碰撞失效模拟研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
详细信息
    作者简介:

    李祖吉(1989−),男,桂林人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: 413876136@qq.com)

    黄云艳(1989−),女,南宁人,本科,主要从事数字化技术研究(E-mail: hold_hyy@163.com)

    耿建军(1989−),男,陕西人,本科,主要从事CAE仿真技术研究(E-mail: 349910823@qq.com)

    朱耀辉(1981−),男,黑龙江人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: yaohui.zhu@sharefea.com)

    张文超(1989−),男,开封人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: wenchao.zhang@sharefea.com)

    通讯作者: 刘怀灿(1980−),男,宿州人,高工,本科,部长,中国家用电器标准化技术委员会委员,主要从事制冷空调工程化技术研究(E-mail: qaz413876136@163.com)
  • 中图分类号: TB301

SIMULATION RESEARCH ON IMPACT FAILURE OF PLASTIC MATERIAL FOR AIR CONDITIONING

  • 摘要: 研究空调内机塑料材料ABS-121H在跌落工况下的力学行为。通过准静态、动态拉伸力学实验和失效实验,分别建立了不同应变率下材料弹塑性模型及LS-DYNA软件的GISSMO失效模型,并通过整机零部件实验及仿真对材料弹塑性模型和失效模型准确性进行验证。结果表明:考虑应变率效应的材料弹塑性模型可以准确反映结构的加速度和刚度,GISSMO失效模型可以准确预测材料复杂应力状态下的断裂失效行为。该研究为空调跌落仿真的材料模型建立提供参考。
  • 图  1  三轴度η-参数k曲线

    Figure  1.  Triaxiality η-parameter k curve

    图  2  ABS-121H材料准静态拉伸试样

    Figure  2.  ABS-121H material quasi-static tensile specimens

    图  3  ABS-121H材料动态拉伸试样

    Figure  3.  ABS-121H material dynamic tensile specimens

    图  4  拉伸试样网格模型

    Figure  4.  Mesh models of tensile specimens

    图  5  ABS-121H材料硬化曲线

    Figure  5.  Hardening curves of ABS-121H material

    图  6  ABS-121H材料实验与仿真的力-位移曲线

    Figure  6.  Force-displacement curves of ABS-121H material in test and simulation

    图  7  ABS-121H三轴度-失效等效塑性应变曲线

    Figure  7.  Triaxiality-failure equivalent plastic strain curve of ABS-121H

    图  8  底壳压溃实验

    Figure  8.  Bottom crush test

    图  9  底壳有限元模型

    Figure  9.  Finite element model of bottom

    图  10  底壳压溃实验与仿真力-位移曲线

    Figure  10.  Force-displacement curves of bottom crush in test and simulation

    图  11  底壳压溃实验与仿真的破坏位置

    Figure  11.  Failure position of the bottom shell in crush test and simulation

    图  12  空调跌落实验与跌落仿真

    Figure  12.  Air conditioner drop test and drop simulation

    图  13  空调跌落实验与仿真时间-加速度曲线

    Figure  13.  Time-acceleration curves of air conditioner drop in test and simulation

    图  14  左侧板实验与仿真的破坏位置

    Figure  14.  Failure position of the left side panel in test and simulation

    表  1  材料实验及材料本构

    Table  1.   Material test and material constitutive

    类型实验类型材料本构
    塑料准静态拉伸、高速拉伸MAT_PIECEWISE_
    LINEAR_PLASTICITY
    泡沫准静态拉伸、高速压缩MAT_FU_
    CHANG_FOAM
    金属准静态拉伸、高速拉伸MAT_PIECEWISE_
    LINEAR_PLASTICITY
    纸箱准静态拉伸、压缩MAT_ELASTIC
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-08-22
  • 修回日期:  2019-12-11
  • 网络出版日期:  2020-06-02

空调塑料材料的碰撞失效模拟研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
    作者简介:

    李祖吉(1989−),男,桂林人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: 413876136@qq.com)

    黄云艳(1989−),女,南宁人,本科,主要从事数字化技术研究(E-mail: hold_hyy@163.com)

    耿建军(1989−),男,陕西人,本科,主要从事CAE仿真技术研究(E-mail: 349910823@qq.com)

    朱耀辉(1981−),男,黑龙江人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: yaohui.zhu@sharefea.com)

    张文超(1989−),男,开封人,硕士,主要从事CAE研究(E-mail: wenchao.zhang@sharefea.com)

    通讯作者: 刘怀灿(1980−),男,宿州人,高工,本科,部长,中国家用电器标准化技术委员会委员,主要从事制冷空调工程化技术研究(E-mail: qaz413876136@163.com)
  • 中图分类号: TB301

摘要: 研究空调内机塑料材料ABS-121H在跌落工况下的力学行为。通过准静态、动态拉伸力学实验和失效实验,分别建立了不同应变率下材料弹塑性模型及LS-DYNA软件的GISSMO失效模型,并通过整机零部件实验及仿真对材料弹塑性模型和失效模型准确性进行验证。结果表明:考虑应变率效应的材料弹塑性模型可以准确反映结构的加速度和刚度,GISSMO失效模型可以准确预测材料复杂应力状态下的断裂失效行为。该研究为空调跌落仿真的材料模型建立提供参考。

English Abstract

李祖吉, 黄云艳, 刘怀灿, 耿建军, 朱耀辉, 张文超. 空调塑料材料的碰撞失效模拟研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
引用本文: 李祖吉, 黄云艳, 刘怀灿, 耿建军, 朱耀辉, 张文超. 空调塑料材料的碰撞失效模拟研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
Zu-ji LI, Yun-yan HUANG, Huai-can LIU, Jian-jun GENG, Yao-hui ZHU, Wen-chao ZHANG. SIMULATION RESEARCH ON IMPACT FAILURE OF PLASTIC MATERIAL FOR AIR CONDITIONING[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
Citation: Zu-ji LI, Yun-yan HUANG, Huai-can LIU, Jian-jun GENG, Yao-hui ZHU, Wen-chao ZHANG. SIMULATION RESEARCH ON IMPACT FAILURE OF PLASTIC MATERIAL FOR AIR CONDITIONING[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.08.0482
  • 目前家电产品在跌落工况下的可靠性主要通过实验验证,实验过程中经常出现结构变形断裂等问题,出现问题后反复整改次数多,开发周期长。针对以上问题,在实验前通过仿真方式验证产品的可靠性,优化产品结构,减少实验次数,缩短开发周期。跌落仿真中,材料参数的准确性直接影响仿真结果的准确性。因此,需要先对材料进行研究,空调内机材料主要为塑料件,塑料件材料在考虑应变率下的弹塑性模型建立和失效模型准则建立是家电产品结构非线性动力学仿真领域的难点[1]

    对于材料的弹塑性模型,在数值分析中涉及的应变率范围与其所在的工况相关。家电产品包装实验工况中,跌落高度在0.6 m~3 m,这是一个典型的瞬态动力学问题,冲击瞬间泡沫和机身材料的应变率可达100 s−1,而材料在不同应变率下会呈现不同的力学行为[2]。因此,在空调内机跌落仿真工况下,单一的准静态拉伸实验得出的应力-应变曲线不能准确的反映材料的动态力学行为,需要通过动态拉伸实验得出不同应变率下的应力-应变曲线来定义材料动态力学行为。对于材料考虑应变率效应的相关研究,付顺强等[3]对PC材料进行不同应变率下(10−3 s−1~1.75×103 s−1)的拉伸实验,得到了PC材料在不同应变率下的拉伸应力-应变曲线;Chen等[4]使用MTS810材料实验机测试PMMA在不同应变率下(10−4 s−1~6.8×102 s−1)的材料性能,实验结果表明:随着应变率的提高,PMMA的断裂由韧性向脆性转变;Boyce等[5]对AerMet 100等四种高强度钢的不同应变率敏感度进行研究,每种材料只表现出适度的应变率敏感性;Khan等[6]对高强度钢TRIP800在不同应变率下(10−4 s−1~103 s−1)测试其材料的力学性能响应,实验表明:该材料具有很强的应变率敏感性;赖兴华等[7]以低合金高强度冷轧钢HC340LA为研究对象,通过动态拉伸实验,对该材料的应变率敏感性及塑性力学行为进行了研究,建立了汽车安全碰撞仿真的材料本构模型;文献[8-13]对材料的动态力学行为及仿真进行了研究,给出了实验方法和仿真方法。

    对于材料失效,常用的失效准则是基于单向拉伸实验的常应变失效来判定,该失效准则简单且容易实现,但表达形式未考虑到材料失效中的诸多因素,因而结果误差较大。实际上,材料的应力状态决定了材料失效塑性应变的数值。当材料处于不同的应力状态时,材料内会发生不同的塑性变形,材料的失效塑性应变数值也发生改变。对于材料在复杂应力状态下的失效,王栋等[14]以金属材料B1500HS为研究对象,对其失效模型进行研究,使用LS-DYNA软件中的DIEM和GISSMO两种复杂的失效模型,得出DIEM失效模型更准确的模拟材料失效;梁宾[15]针对铝合金板材断裂问题,选取GISSMO失效模型,并采用有限元和无网格方法对铝合金板材成形过程中的断裂行为进行研究,得到了合理的失效模型参数。

    本文鉴于以上相关研究,对空调材料ABS-121H不同应变率的弹塑性模型及GISSMO失效模型展开研究。

    • LS-DYNA GISSMO是基于唯象理论的损伤失效模型,模型中考虑了材料从受损、非线性损伤积累到材料断裂失效的过程,能预测材料在不同受力情况下裂纹的产生和扩展情况,适合于分析塑料件在跌落过程中材料的损伤和失效问题[16-17]

      1) 应力状态与应力三轴度

      应力状态影响材料的失效行为,材料的失效应变与静水压力相关。真实应力张量由式(1)[18]给出:

      $$ {{\sigma }} = {{s}} + \frac{1}{3}tr\left( {{\sigma }} \right){{I}} = {{s}} - p{{I}} $$ (1)

      式中:偏量部分s描述形状变化,不描述体积变化;p为压力,描述体积变化,不描述形状变化;tr(σ)为主应力;I为单位阵。为了进一步研究应力状态对失效应变的依赖性,Andrade等[18]提出了应力三轴度的概念,由式(2)给出:

      $$ {\rm{\eta }} = \frac{{{\sigma _H}}}{{{\sigma _M}}} = - \frac{p}{{{\sigma _M}}} $$ (2)

      式中:σH为应力;σM为等效应力。σM由式(3)给出:

      $$ {\sigma _M} = \frac{{\sqrt {{{\left( {{\sigma _1} - {\sigma _2}} \right)}^2} + {{\left( {{\sigma _2} - {\sigma _3}} \right)}^2} + {{\left( {{\sigma _3} - {\sigma _1}} \right)}^2}} }}{{\sqrt 2 }} $$ (3)

      式中,σ1、σ2、σ3分别为三个方向的主应力[19]。对于平面应力下的各向同性材料,三轴度可以完全定义与断裂特征相关的任何可能应力状态;对于三维应力状态,则还需定义洛德角。

      在平面应力状态下,主应力张量由式(1)得出:

      $$ {{\sigma }} = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\sigma _1}}&0&0\\ 0&{{\sigma _2}}&0\\ 0&0&0 \end{array}} \right] = \left[ {\begin{array}{*{20}{c}} {{\sigma _1}}&0&0\\ 0&{k{\sigma _1}}&0\\ 0&0&0 \end{array}} \right] $$ (4)

      式中,参数k表示应力张量第一分量σ1与第二分量σ2的比值。由式(1)~式(3)得出:

      $$ \begin{split} \eta = &- \frac{p}{{{\sigma _M}}} = \frac{{{\sigma _1}\left( {1 + k} \right)}}{{3\left| {{\sigma _1}} \right|\sqrt {1 + \left( {k - 1} \right)k} }}= \quad\qquad\qquad\\&\qquad\qquad \frac{{1 + k}}{{3\sqrt {1 + \left( {k - 1} \right)k} }}{\rm{sign}}\left( {{\sigma _1}} \right) \end{split} $$ (5)

      平面应力下,当σ1取正数时,三轴度η的取值区间为(−1/3, 2/3),式(5)可由图1表示;当σ1取负数时,三轴度η的取值区间为(−2/3, 1/3),即平面应下三轴度η的取值区间为(−2/3, 2/3),σ1确定加载方向,决定k值的应力状态。

      图  1  三轴度η-参数k曲线

      Figure 1.  Triaxiality η-parameter k curve

      2) 损伤累积。GISSMO模型考虑加载过程中的损伤累积效应,允许任意路径的裂纹产生[20],裂纹的产生与否由损伤变量D决定,D∈{0,1}。在加载过程中,材料等效塑性应变εf逐步增加,D也在逐步增加,当D=1时,材料发生断裂失效。GISSMO模型定义了损伤值变化率和塑性应变率之间的关系,损伤变量D由式(6)得出[21]

      $$ \Delta D = \frac{n}{{{\varepsilon _{\rm{f}}}}}{D^{\left( {1 - \frac{1}{n}} \right)}}\Delta {\varepsilon _{\rm{p}}} $$ (6)

      式中:n为损伤指数,允许非线性损伤累积直到失效;∆εp为真实的等效塑性应变增量;εf为材料不同受力状态下失效时的等效塑性应变,是当前的应力三轴度η的函数,以εf-η曲线的形式输入。

      3) 临界塑性应变与应力/损伤耦合。材料受损到失效的过程中,不稳定变形标志着材料开始受损伤。通过计算不稳定性因子F的值来判断材料受损情况,当F=1时,材料开始受损,不稳定性因子F由式(7)得出[21]

      $$ \Delta F = \frac{n}{{{\varepsilon _{\rm p,loc}}}}{F^{\left( {1 - \frac{1}{n}} \right)}}\Delta {\varepsilon _{\rm{p}}} $$ (7)

      式中,εp,loc为不稳定性变形时的等效塑性应变,同样也是当前应力三轴度η的函数,以εp,loc-η曲线形式输入;∆εp为等效塑性应变增量。

      在材料受损后,受损处的材料应力通过式(8)进行修正[21]

      $$ {\sigma ^*} = \sigma \left[ {1 - {{\left( {\frac{{D - {D_{\rm c}}}}{{1 - {D_{\rm c}}}}} \right)}^m}} \right] $$ (8)

      式中,Dc为损伤临界值,损伤因子D<Dc时不进行应力修正,损伤因子DDc时进行应力修正;m为应力衰减指数,可通过仿真进行标定[22]

      4) 网格尺寸影响修正。材料受损后,失效应变对网格尺寸具有强烈的依赖性,网格尺寸较小时,失效应变数值化会随着网格尺寸的减少而成指数倍增。GISSMO模型定义网格依赖因子$\delta $来考虑网格尺寸对等效塑性应变的影响,通过不同网格尺寸,反求网格依赖因子$\delta $[15]

      以上相关参数可通过LS-DYNA中的关键字*MAT_ADD_EROSION来定义。

    • 实验以空调内机的底壳材料ABS-121H为研究对象,涉及实验有准静态单轴拉伸和高速单轴拉伸。塑料材料准静态拉伸性能实验按照国标ISO 527-1−2012进行,塑料材料高速拉伸性能实验按照德标DIN EN ISO 8256−2005进行。

      试样加工在CNC4030数控雕刻机上进行。注塑工艺影响材料局部位置强度,须选择零件较平整的位置进行试样切割。在加工过程中保持低温环境,防止温度因素对试样材料的力学性能产生影响。

      准静态拉伸实验在CMT4104电子万能实验机上进行,应变率为10−3 s−1,载荷数据可直接从实验机上获取。动态拉伸实验在HTM5020高速拉伸实验机上进行,应变率分别为0.1 s−1、1 s−1、 10 s−1、100 s−1,载荷数据可通过力传感器获取,应变信息采用DIC获取[23-24]。准静态和动态实验前后的试样分别如图2图3所示。

      图  2  ABS-121H材料准静态拉伸试样

      Figure 2.  ABS-121H material quasi-static tensile specimens

      图  3  ABS-121H材料动态拉伸试样

      Figure 3.  ABS-121H material dynamic tensile specimens

      为保证实验结果的一致性,每组应变率至少进行5次重复性实验,选取中间的一条力-位移曲线作为实验结果曲线,通过式(9)、式(10)、式(11)得出真实应变εT、真实应力σT及塑性应变εp

      $$ {{\rm{\varepsilon }}_{\rm{T}}} = {\rm{ln}}\left( {1 + {\rm{\varepsilon }}} \right)\quad\quad $$ (9)
      $$ {{\rm{\sigma }}_{\rm{T}}} = {\rm{\sigma }}\left( {1 + {\rm{\varepsilon }}} \right)\quad\quad $$ (10)
      $$ {{\rm{\varepsilon }}_{{\rm{p}}}} = {{\rm{\varepsilon }}_{\rm{T}}} - {{\rm{\sigma }}_{\rm{T}}}/{{E}}\;\quad $$ (11)

      式中:ε为工程应变;σ为工程应力;E为弹性模量。

      通过以上数据处理得到真实应力-应变曲线,但由于材料在拉伸后期阶段出现局部颈缩,颈缩段材料会发生复杂非均匀的单轴拉伸应力状态,实验曲线无效并进行删除[25]。然而对于ABS-121H塑料件而言,其材料的屈服点并不明显,所以屈服点至颈缩点的应力-应变曲线不予提取,该段曲线直接在弹性段表示,而塑性段直接以颈缩点作为起始点,颈缩点后的应力-应变曲线通过式(12)进行外推:

      $$ {\sigma _{\rm{T}}} = {\sigma _{\rm n}}{{\rm e}^{a \cdot {{\left( {{\varepsilon _{\rm p}} - \varepsilon _{\rm n}^*} \right)}^n}}} $$ (12)

      式中:σn为颈缩段起始点应力;$ \varepsilon _{\rm n}^*$为颈缩段起始点的塑性应变;an为系数。

      基于LS-DYNA软件对以上材料单轴拉伸实验进行有限元仿真标定。选用*MAT_024号弹塑性材料,该材料本构提供了三种考虑应变率效应的方式:第一种是定义关于缩放系数-应变率曲线;第二种是输入不同应变率的应力-应变曲线;第三种是采用CS(Cowper-Symonds)模型,本文采用第二种方式。有限元模型使用shell单元建模,准静态和动态拉伸试样的网格模型如图4所示。

      通过以上材料拉伸工况的有限元仿真,调整式(4)中参数an值,对力-位移曲线进行标定,得出材料不同应变率的硬化曲线如图5所示,标定后的ABS-121H材料的仿真与实验力-位移曲线如图6所示。

      图5中可以看出,随着应变率的提升,材料的屈服强度也有较大提升,表明材料应变率效应明显,因此,ABS-121H材料在高速碰撞中,应考虑材料应变率对其性能的影响;从图6中可以看出,仿真与实验在不同应变率下相应的力-位移曲线相关度较好,表明该硬化外推方法应用到ABS-121H塑料件材料上是合理的。

      图  4  拉伸试样网格模型

      Figure 4.  Mesh models of tensile specimens

      图  5  ABS-121H材料硬化曲线

      Figure 5.  Hardening curves of ABS-121H material

      图  6  ABS-121H材料实验与仿真的力-位移曲线

      Figure 6.  Force-displacement curves of ABS-121H material in test and simulation

    • GISSMO失效模型中涉及5个未知参数,分别为应力三轴度η、不同受力状态下失效时的等效塑性应变εf、损伤指数n、不稳定性变形时的等效塑性应变εp,loc以及应力衰减指数m,以上参数可通过实验得出。由于ABS-121H不存在明显颈缩失稳现象,故不考虑稳定性因子及应力/损伤耦合计算,只考虑应力三轴度-失效等效塑性应变曲线参数。涉及的实验有剪切、单轴拉伸、双轴拉伸、缺口拉伸、圆孔拉伸。ABS-121H材料的应力三轴度-失效等效塑性应变曲线如图7所示。

      图  7  ABS-121H三轴度-失效等效塑性应变曲线

      Figure 7.  Triaxiality-failure equivalent plastic strain curve of ABS-121H

    • 为验证ABS-121H材料模型的准确性,选择材料为ABS-121H的底壳零部件及空调内机整机作为研究对象,分别进行压溃实验、整机跌落实验,并分别进行有限元仿真对标。

    • 底壳压溃实验在CMT4104实验机上进行,根据底壳特征设置实验工装,加载速度为300 mm/s,加载过程如图8所示。

      图  8  底壳压溃实验

      Figure 8.  Bottom crush test

      基于以上底壳的压溃实验进行数值仿真。根据底壳模型特征,使用shell壳单元建模,网格基本尺寸为3 mm。空调材料主要涉及塑料、泡沫、金属、纸箱等4类种类型,材料实验类型及材料本构模型如表1所示。压头下压速度为300 mm/s,底壳有限元模型如图9所示。

      表 1  材料实验及材料本构

      Table 1.  Material test and material constitutive

      类型实验类型材料本构
      塑料准静态拉伸、高速拉伸MAT_PIECEWISE_
      LINEAR_PLASTICITY
      泡沫准静态拉伸、高速压缩MAT_FU_
      CHANG_FOAM
      金属准静态拉伸、高速拉伸MAT_PIECEWISE_
      LINEAR_PLASTICITY
      纸箱准静态拉伸、压缩MAT_ELASTIC

      图  9  底壳有限元模型

      Figure 9.  Finite element model of bottom

      通过仿真计算,得出仿真与实验的力-位移曲线如图10所示。从刚度方面来看,仿真与实验的力-位移曲线的走势和相似度比较好;从失效方面来看,在压头下压26 mm位置处,实验和GISSMO模式的曲线都发生较大下滑,说明材料发生了断裂失效,而常应变失效模式提前发生了失效。GISSMO失效模式仿真的底壳破坏位置及破坏程度与实验基本一致,如图11所示。

      图  10  底壳压溃实验与仿真力-位移曲线

      Figure 10.  Force-displacement curves of bottom crush in test and simulation

    • 对带包装的空调内机整机进行超高跌落实验,如图12(a)所示,基于跌落实验进行跌落仿真,仿真模型如图12(b)所示。跌落过程中使用4个加速度传感器对机体的不同位置进行加速度时程测试,其中一个仿真与实验的加速度曲线如图13所示,曲线的峰值及趋势都比较接近,曲线相似度为92.7%,其余三个相似度也达到90%以上。仿真与实验的破坏位置如图14所示,均为左侧面板加筋处,且破坏程度也基本一致。

      图  11  底壳压溃实验与仿真的破坏位置

      Figure 11.  Failure position of the bottom shell in crush test and simulation

      图  12  空调跌落实验与跌落仿真

      Figure 12.  Air conditioner drop test and drop simulation

      图  13  空调跌落实验与仿真时间-加速度曲线

      Figure 13.  Time-acceleration curves of air conditioner drop in test and simulation

      图  14  左侧板实验与仿真的破坏位置

      Figure 14.  Failure position of the left side panel in test and simulation

    • 通过以上ABS-121H材料的零部件实验、整机实验及仿真对标结果,可以得出以下结论:

      (1) ABS-121H材料在动态拉伸下应变率效应明显,准静态与动态拉伸下的应力-应变曲线差异较大。因此,跌落冲击仿真中,需要考虑不同应变率下的应力-应变曲线,使得材料能真实反映结构在冲击工况下的力学响应。

      (2)使用GISSMO失效模型可以预测ABS-121H材料在压溃、跌落冲击等工况下的断裂失效行为。

      以上方法可为空调跌落仿真的材料模型建立提供重要参考。

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