汽車與行人碰撞中大燈斷裂失效模擬的研究

常浩，鄭顥，蔡永周，羅芬，孫麗，潘周銳

（廣州汽車集團(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣州511434）

前言

據(jù)統(tǒng)計(jì)，我國乘用車與行人碰撞事故占總事故比例近20%，其中行人死傷人數(shù)占交通事故死傷總?cè)藬?shù)的30%，CIDAS（China in-depth accident study）工作組通過對大量的行人碰撞交通事故數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)行人與車輛碰撞事故中行人受到損傷概率最大的部位是行人的頭部和下肢，且由于人體下肢相關(guān)結(jié)構(gòu)難以修復(fù)，下肢損傷往往會造成終身殘疾，頭部損傷通常會造成人員傷亡。因此車輛對行人碰撞保護(hù)研究多集中于行人頭部和下肢。C-NCAP（China new car assessment program）從2018版開始將行人保護(hù)評價納入新車安全評價規(guī)程，在產(chǎn)品設(shè)計(jì)開發(fā)階段，主機(jī)廠通常采用CAE仿真技術(shù)開展行人保護(hù)優(yōu)化設(shè)計(jì)。車輛與行人的碰撞事故主要發(fā)生在汽車的前端，對汽車前端結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的優(yōu)化設(shè)計(jì)可降低車輛對行人的碰撞損傷。針對行人下肢的碰撞位置，車輛前端主要是前保險(xiǎn)杠、前格柵、前大燈等非金屬材料結(jié)構(gòu)為主，它們在行人下肢碰撞中通常會發(fā)生斷裂失效。為通過CAE數(shù)值模擬計(jì)算，得到更為準(zhǔn)確的汽車結(jié)構(gòu)安全設(shè)計(jì)方案，須對非金屬材料的斷裂失效行為進(jìn)行預(yù)測。考慮不同應(yīng)變率和應(yīng)力狀態(tài)的聚合物塑料材料失效模型的準(zhǔn)確建立是行人保護(hù)動態(tài)仿真領(lǐng)域的難點(diǎn)。

汽車前大燈由于材料較強(qiáng)，整體剛度大，在車輛與行人的碰撞過程中，會對行人下肢造成較大的損傷，因此在前大燈結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過程中須對大燈支架進(jìn)行壓潰設(shè)計(jì)，使其在碰撞過程中發(fā)生斷裂失效，減小對行人下肢的沖擊載荷。為使CAE能準(zhǔn)確模擬大燈支架的斷裂失效，須對大燈材料的斷裂失效模型進(jìn)行研究。汽車大燈燈殼主要采用玻纖增強(qiáng)的PP塑料，其具有較高的彈性模量和抗拉強(qiáng)度，但其延展性較差，斷裂延伸率通常在2%~3%左右，較易發(fā)生斷裂失效。本文中以某車型大燈燈殼PP-GF30材料為研究對象，通過不同應(yīng)變率和應(yīng)力狀態(tài)的材料表征試驗(yàn)和仿真對標(biāo)，建立了PP-GF30材料的失效模型。

1 MAT_SAMP-1失效模型

塑料材料常見拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。塑料材料在小載荷下一般具有線性黏彈性（段）；隨載荷增大開始呈現(xiàn)微弱的非線性，在屈服點(diǎn)處達(dá)到屈服應(yīng)力σ，點(diǎn)后誘導(dǎo)塑性變形，產(chǎn)生結(jié)構(gòu)演變，材料抵抗塑性流動能力降低，發(fā)生應(yīng)變軟化（段）；隨即試樣出現(xiàn)塑性不穩(wěn)定型，應(yīng)變增加而應(yīng)力基本不變（段）；隨著變形的進(jìn)一步增大，材料發(fā)生應(yīng)變硬化（段），最終在點(diǎn)達(dá)到拉伸極限強(qiáng)度σ，材料內(nèi)部分子鏈斷裂，發(fā)生斷裂失效。

圖1 塑料材料常見拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

材料由彈性階段進(jìn)入塑性階段的條件稱為屈服準(zhǔn)則。塑料材料的屈服行為具有靜水壓力相關(guān)性，傳統(tǒng)的靜水壓力無關(guān)的屈服準(zhǔn)則，如Tresca屈服準(zhǔn)則、Von Mises屈服準(zhǔn)則等并不能準(zhǔn)確描述塑料材料的屈服行為；同時塑料材料在注塑加工過程中會產(chǎn)生一定的各向異性，尤其是以塑料為基體的復(fù)合材料，其各向異性更加明顯。因此塑料材料的屈服準(zhǔn)則須同時受到靜水壓力和各向異性的影響。

Kolling等基于LS-DYNA軟件開發(fā)了一種適用于塑料材料的MAT_SAMP-1（semi-analytical model for polymer）本構(gòu)模型，該模型采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，修正了Von Mises屈服準(zhǔn)則，對材料動態(tài)力學(xué)模型進(jìn)行解析，可采用兩種不同形式的壓力相關(guān)項(xiàng)表征塑料材料的屈服準(zhǔn)則。MAT_SAMP-1材料本構(gòu)模型中采用的屈服準(zhǔn)則為應(yīng)力狀態(tài)相關(guān)的，屈服函數(shù)定義為第一不變量（靜水壓力）和第二不變量（Von-Mises等效應(yīng)力）的二次函數(shù)，其壓力屈服面表達(dá)式為

式中：為Von-Mises應(yīng)力；、、為通過材料的單向拉伸、單向壓縮和剪切試驗(yàn)求得的屈服應(yīng)力值函數(shù)；為靜水壓力。

MAT_SAMP-1失效模型可用來描述塑料材料在試驗(yàn)過程出現(xiàn)的彈塑性和斷裂行為，斷裂表征不僅能將一個固定值作為失效準(zhǔn)則，也可以輸入一條隨應(yīng)變率變化的曲線作為失效準(zhǔn)則，允許考慮拉伸、壓縮、剪切等多種工況的失效應(yīng)變來建立失效應(yīng)變與應(yīng)力三軸度的關(guān)系曲線，與傳統(tǒng)的MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY材料相比，能更全面考慮不同應(yīng)變率和應(yīng)力狀態(tài)對塑料材料彈塑性和失效斷裂力學(xué)性能的影響。對塑料材料的復(fù)雜力學(xué)性能描述更加全面，使用更便捷，已經(jīng)得到較為廣泛的實(shí)際應(yīng)用。

圖2為MAT_SAMP-1斷裂失效模型的開發(fā)流程圖。通過靜態(tài)和動態(tài)力學(xué)試驗(yàn)，可獲得材料的彈塑性和斷裂力學(xué)行為。彈性行為包括計(jì)算彈性模量和泊松比，塑性行為包括計(jì)算不同應(yīng)力狀態(tài)下塑性應(yīng)力-應(yīng)變曲線。靜態(tài)下的失效準(zhǔn)則通過準(zhǔn)靜態(tài)各應(yīng)力狀態(tài)試驗(yàn)，建立相應(yīng)的仿真模型，采用仿真對標(biāo)方法確定斷裂點(diǎn)的等效失效應(yīng)變和應(yīng)力三軸度的關(guān)系，通過動態(tài)單向拉伸試驗(yàn)確定等效失效應(yīng)變和應(yīng)變率的關(guān)系，模擬動態(tài)下的失效準(zhǔn)則。

圖2 MAT_SAMP-1失效模型開發(fā)

2 材料力學(xué)試驗(yàn)與仿真

2.1 材料表征試驗(yàn)

由于塑料材料注塑加工工藝對材料力學(xué)性能會產(chǎn)生影響，故試驗(yàn)直接從如圖3所示的汽車前大燈燈殼上平整區(qū)域裁剪出PP-GF30材料樣品進(jìn)行試驗(yàn)。材料試驗(yàn)參照ISO 8256—2004和ISO 178—2010測試標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。

圖3 汽車前大燈

材料表征試驗(yàn)包括單向拉伸、雙向拉伸、面內(nèi)壓縮、剪切和穿孔試驗(yàn)，如表1所示。單向拉伸試驗(yàn)包括靜態(tài)和動態(tài)工況下共6個應(yīng)變率（0.001、0.1、1、20、100和400 s）的力學(xué)試驗(yàn)，用于確定材料應(yīng)變率效應(yīng)，其中0.001和0.1 s在萬能試驗(yàn)機(jī)上完成，1、20、100和400 s在高速拉伸試驗(yàn)機(jī)上完成。雙向拉伸、面內(nèi)壓縮、剪切和穿孔試驗(yàn)用于失效準(zhǔn)則的構(gòu)建。為保證試驗(yàn)結(jié)果的一致性，各應(yīng)變率重復(fù)3次試驗(yàn)。所有試樣從前組合燈本體上裁切而成，圖4示出各試樣形狀和尺寸。各試樣試驗(yàn)后圖片如圖5所示。

圖4 試驗(yàn)樣件形狀和尺寸

圖5 試驗(yàn)后圖片

表1 材料試驗(yàn)矩陣

采用下式對拉伸和壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理：

式中：為真實(shí)應(yīng)變；為真實(shí)應(yīng)力；為塑性應(yīng)變；為工程應(yīng)變，采用非接觸測量方法計(jì)算得到；為工程應(yīng)力，由載荷除以試件初始橫截面積計(jì)算得到；為彈性模量。

采用下式對剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理：

式中：為剪切應(yīng)變；、、為3個方向應(yīng)變，采用非接觸測量方法計(jì)算得到；為剪切塑性應(yīng)變；為剪切模量；為剪切真實(shí)應(yīng)力；為載荷；為剪切截面積。

采用下式對雙向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理：

式中：為雙向拉伸真實(shí)應(yīng)變；為雙向拉伸真實(shí)應(yīng)力；為試件中心測量區(qū)域?qū)欠较驒M截面積；為泊松比。

對單向拉伸、單向壓縮、剪切和雙向拉伸的真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線分段進(jìn)行指數(shù)、高次和插值擬合，得到平滑后的曲線，取曲線直線彈性段求解斜率得到彈性模量，屈服點(diǎn)選為應(yīng)力數(shù)值與彈性直線段應(yīng)力數(shù)值相差大約5%的位置，保留拉伸極限之前的數(shù)據(jù)，之后對曲線進(jìn)行外延處理，依照曲線延展趨勢將曲線外延至塑性應(yīng)變?yōu)?的位置。得到如圖6和圖7所示的不同應(yīng)力狀態(tài)下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，上述曲線可用于LS-DYNA#MAT_SAMP-1材料模型進(jìn)行仿真計(jì)算。

圖7 不同應(yīng)力狀態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

從圖6可知，拉伸試驗(yàn)應(yīng)變率從1.0×10增加到4.0×10s時，材料的屈服應(yīng)力從65.5增加到137.4 MPa，增加了109.7%，表明該材料應(yīng)變率效應(yīng)明顯。

圖6 單向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 材料失效參數(shù)獲取

基于LS-DYNA平臺，將材料表征試驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)和曲線代入到仿真模型中，并進(jìn)行動態(tài)拉伸（20、100、400 s）、動態(tài)壓縮（50 s）、動態(tài)剪切（50 s）的有限元仿真對標(biāo)，仿真模型如圖8所示。然后對輸入?yún)?shù)進(jìn)行優(yōu)化，用于建立MAT_SAMP-1斷裂失效材料仿真模型。斷裂失效卡片開發(fā)總體分為兩個部分，第一部分為斷裂失效應(yīng)變參數(shù)標(biāo)定，主要包括斷裂失效隨應(yīng)變率和應(yīng)力三軸度的變化關(guān)系；第二部分為斷裂尺寸效應(yīng)參數(shù)標(biāo)定，獲取斷裂失效與網(wǎng)格尺寸的關(guān)系。

圖8 有限元仿真模型

等效塑性斷裂應(yīng)變-拉伸應(yīng)變率曲線如圖9所示，該曲線以單向拉伸各應(yīng)變率試驗(yàn)曲線的平均等效塑性斷裂應(yīng)變值作為基礎(chǔ)輸入，并結(jié)合靜態(tài)單向拉伸試驗(yàn)（0.001 s）和高應(yīng)變率單向拉伸試驗(yàn)（20、100、400 s）進(jìn)行仿真對標(biāo)，對輸入?yún)?shù)進(jìn)行優(yōu)化，獲取不同應(yīng)變率下等效塑性斷裂應(yīng)變值。

圖9 斷裂應(yīng)變-應(yīng)變率曲線

等效斷裂塑性應(yīng)變乘數(shù)-應(yīng)力三軸度如圖10所示。分別計(jì)算剪切、雙向拉伸和壓縮試驗(yàn)下得到的等效斷裂塑性應(yīng)變與單向拉伸狀態(tài)下等效斷裂塑性應(yīng)變的比值（稱為等效斷裂塑性應(yīng)變乘數(shù)），作為基礎(chǔ)輸入?yún)?shù)，并結(jié)合單向壓縮、簡單剪切和穿孔工況下的仿真對標(biāo)對輸入?yún)?shù)進(jìn)行優(yōu)化。

圖10 斷裂應(yīng)變乘數(shù)-應(yīng)力三軸度曲線

在數(shù)值仿真計(jì)算中，單元網(wǎng)格尺寸的差異會導(dǎo)致分析結(jié)果的不同，因?yàn)殡S著網(wǎng)格尺寸的增大，斷裂失效發(fā)生的時刻會推遲，這主要由于不同網(wǎng)格尺寸的單元在積分點(diǎn)處求解的應(yīng)力應(yīng)變存在差異，故MAT_SAMP-1模型加入了斷裂尺寸效應(yīng)標(biāo)定曲線。基于行人保護(hù)碰撞分析模型常用網(wǎng)格尺寸，進(jìn)行如圖11所示的名義網(wǎng)格尺寸為1、2和5 mm穿孔平板的沖壓仿真模型對標(biāo)，以提取不同網(wǎng)格尺寸下的等效塑性斷裂應(yīng)變，得到斷裂尺寸效應(yīng)標(biāo)定曲線，如圖12所示。鑒于斷裂應(yīng)變實(shí)際發(fā)生正對著沖頭的平板中部，橫軸以該處殼單元對角線長度表示，而縱軸則以3種網(wǎng)格尺寸中最大斷裂應(yīng)變（對應(yīng)于圖11（a））為基準(zhǔn)的比值表示，稱之為相對斷裂應(yīng)變。為保證計(jì)算穩(wěn)定，宜適當(dāng)延長標(biāo)定曲線，雖然從3個數(shù)據(jù)點(diǎn)的變化趨勢看，隨著網(wǎng)格尺寸進(jìn)一步增大，斷裂應(yīng)變會繼續(xù)下降，但考慮取大于5 mm網(wǎng)格的幾率不大，就簡單地將其水平外推至殼單元對角線長度為10 mm的位置。

圖11 不同網(wǎng)格尺寸穿孔平板沖壓仿真模型

圖12 斷裂尺寸效應(yīng)標(biāo)定曲線

MAT_SAMP-1本構(gòu)模型主要包括彈性變形參數(shù)、塑性變形參數(shù)和斷裂失效參數(shù)，詳細(xì)參數(shù)如表2所示。其中彈性模量和泊松比通過單向拉伸試驗(yàn)參數(shù)計(jì)算獲得。塑性變形參數(shù)由2.1節(jié)中的材料表征試驗(yàn)獲得，斷裂失效參數(shù)結(jié)合試驗(yàn)和仿真對標(biāo)確定。

表2 MAT_SAMP-1本構(gòu)模型主要參數(shù)

將基于MAT_SAMP-1本構(gòu)模型建立的PPGF30失效材料模型用于動態(tài)拉伸仿真模型進(jìn)行對標(biāo)分析。表3為采用ISO527—1—2012標(biāo)準(zhǔn)所述的統(tǒng)計(jì)方法，分別統(tǒng)計(jì)各拉伸應(yīng)變率下仿真與試驗(yàn)中屈服至抗拉段的工程應(yīng)力應(yīng)變數(shù)值，分別計(jì)算各應(yīng)變率下每項(xiàng)指標(biāo)的仿真試驗(yàn)誤差。由表3可知，3種應(yīng)變率動態(tài)拉伸仿真結(jié)果在屈服至抗拉段工程應(yīng)力應(yīng)變與試驗(yàn)一致性較好，數(shù)值綜合對標(biāo)精度在95%以上。圖13為動態(tài)拉伸仿真與試驗(yàn)斷裂圖片對比。由圖13可見，仿真與試驗(yàn)在不同的拉伸應(yīng)變率下，試樣的斷裂形式和斷裂位置基本一致。圖14為不同應(yīng)變率下，動態(tài)拉伸仿真與試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比。由圖14可見，仿真與試驗(yàn)在不同應(yīng)變率下的曲線相關(guān)度較高。以上結(jié)果表明，本文所建立的MAT_SAMP-1#PP-GF30失效材料模型具有較高的仿真精度。

圖13 動態(tài)拉伸仿真與試驗(yàn)斷裂圖片對比

圖14 單向拉伸仿真與試驗(yàn)曲線對比

表3 單向拉伸仿真與試驗(yàn)誤差統(tǒng)計(jì)

3 子系統(tǒng)試驗(yàn)與仿真

為驗(yàn)證MAT_SAMP-1#PP-GF30材料模型的準(zhǔn)確性，參考行人保護(hù)碰撞分析工況，設(shè)計(jì)了如圖15左邊所示的大燈子系統(tǒng)驗(yàn)證試驗(yàn)。試驗(yàn)采用落錘沖擊，錘頭質(zhì)量57.5 kg，沖擊速度3.3 m/s，進(jìn)行3次重復(fù)試驗(yàn)。

建立汽車大燈子系統(tǒng)驗(yàn)證的有限元仿真模型如圖15右邊所示。大燈各部件采用殼單元建模，基本尺寸5 mm，采用SPC對大燈安裝夾具進(jìn)行約束，采用VELOCITY_RIGID_BODY對錘頭模型進(jìn)行速度加載，采用AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE對車燈和錘頭進(jìn)行接觸設(shè)置，通過“RBDOUT”、“RCFORC”分別讀取位移-時間曲線和載荷-時間曲線，由二者生成錘頭載荷-位移曲線。

圖15 大燈子系統(tǒng)沖擊試驗(yàn)與仿真

子系統(tǒng)沖擊試驗(yàn)與仿真對比結(jié)果如圖16~圖18所示。從圖中可知，采用MAT_SAMP-1#PP-GF30材料模型，大燈子系統(tǒng)仿真模型中大燈支架的斷裂位置和失效形式與試驗(yàn)接近。通過試驗(yàn)與仿真，獲取的試驗(yàn)與仿真沖擊錘頭的載荷-位移曲線如圖19所示。由圖可知，仿真與試驗(yàn)的載荷-位移曲線吻合較好。表4為子系統(tǒng)試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比。由表4可知，汽車大燈子系統(tǒng)沖擊試驗(yàn)的第一峰值載荷和壓縮位移的仿真與試驗(yàn)誤差分別為3.68%和1.78%，兩者誤差都小于5%。綜合大燈仿真與試驗(yàn)的斷裂失效形式及數(shù)值誤差，表明本文所開發(fā)的大燈燈殼斷裂失效模型具有較高的仿真精度。

圖16 大燈支架1試驗(yàn)與仿真失效對比

圖17 大燈支架2試驗(yàn)與仿真失效對比

圖18 大燈支架3試驗(yàn)與仿真失效對比

圖19 試驗(yàn)與仿真載荷-位移曲線對比

表4 子系統(tǒng)試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比

4 整車行人腿型碰撞試驗(yàn)與仿真

2021版C-NCAP新車安全評價規(guī)程將行人保護(hù)的腿型評價沖擊器由原來的柔性Flex-PLI升級為aPLI（advanced pedestrian leg impactor）腿型沖擊器，該沖擊器增加了人體髖部上體模塊，比Flex-PLI腿型具有更好的生物仿真性。新的評價規(guī)程將行人大腿受到的彎矩?fù)p傷納入評價體系，腿型的開發(fā)難度進(jìn)一步提升，為準(zhǔn)確評估所開發(fā)車型對行人腿部碰撞的保護(hù)性能，要求仿真模型具有較高的仿真精度及汽車大燈的材料準(zhǔn)確性，對車燈區(qū)域的腿部碰撞保護(hù)性能評估具有較大影響。

為驗(yàn)證本文開發(fā)的大燈材料模型的準(zhǔn)確性，開展了如圖20所示的整車行人保護(hù)腿部碰撞仿真和試驗(yàn)，仿真采用aPLI腿型，按照2021版C-NCAP測試規(guī)程要求以40 km/h的速度沖擊車輛前大燈區(qū)域。圖21為aPLI腿型與該車輛前端結(jié)構(gòu)的沖擊位置。由圖21可知，大腿彎矩M位置剛好與大燈正面沖擊，受大燈影響較大。由于前大燈剛度較大，當(dāng)大燈沖擊到腿型時，腿型上體模塊會發(fā)生翻轉(zhuǎn)，該翻轉(zhuǎn)對膝部韌帶伸長量影響較大，故本文選取大腿彎矩M和兩個受車燈影響最大的腿部碰撞損傷評價指標(biāo)進(jìn)行研究。

圖20 整車腿部碰撞試驗(yàn)與仿真

圖21 某車型aPLI腿型評價指標(biāo)位置圖

為對比基于MAT_SAMP-1本構(gòu)建立的PP-GF30失效材料模型的準(zhǔn)確性，開展了兩種不同本構(gòu)材料模型的對比分析。case1方案采用本文建立的MAT_SAMP-1#PP-GF30材料模型。case2方案采用基于MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY本構(gòu)模型建立的材料模型，該材料模型塑性變形參數(shù)主要包括不同應(yīng)變率下拉伸曲線，未考慮不同應(yīng)力狀態(tài)對材料性能的影響，case2方案仿真中未準(zhǔn)確預(yù)測大燈支架的斷裂失效。圖22為試驗(yàn)與仿真曲線對比。由圖可知，case1方案的M和仿真與試驗(yàn)曲線吻合度更高。表5為整車腿部碰撞試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比。由表5可知，case1方案的M和仿真與試驗(yàn)誤差只有1.93%和2.12%，遠(yuǎn)小于case2方案的誤差。圖23為大燈支架試驗(yàn)與仿真失效形式對比。由圖23可見，case1方案仿真中大燈支架1和大燈支架2斷裂失效形式與試驗(yàn)基本一致。上述研究結(jié)果表明，本文基于MAT_SAMP-1本構(gòu)模型開發(fā)的PP-GF30失效材料模型可以有效預(yù)測大燈燈殼在行人腿型碰撞工況下的斷裂行為，有利于在整車開發(fā)中通過模擬手段來準(zhǔn)確分析某車型對行人的碰撞保護(hù)性能。

圖22 試驗(yàn)與仿真曲線對比

表5 整車腿部碰撞試驗(yàn)與仿真結(jié)果對比

圖23 大燈支架試驗(yàn)與仿真失效形式對比

5 結(jié)論

為準(zhǔn)確預(yù)測整車行人保護(hù)碰撞工況中汽車大燈的斷裂失效行為，通過對汽車大燈燈殼PP-GF30進(jìn)行材料級、子系統(tǒng)和整車級的試驗(yàn)與仿真對標(biāo)研究，建立了其斷裂失效模型，結(jié)果表明：

（1）PP-GF30材料在動態(tài)拉伸下應(yīng)變率效應(yīng)明顯，準(zhǔn)靜態(tài)與動態(tài)拉伸下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線差異較大。大燈的碰撞沖擊仿真中，須考慮不同應(yīng)變率的影響，使材料能真實(shí)反映大燈在碰撞工況下的力學(xué)行為。

（2）PP-GF30材料斷裂失效與應(yīng)力狀態(tài)和應(yīng)變率有較大關(guān)系，須通過試驗(yàn)與仿真對標(biāo)獲取不同應(yīng)變率和應(yīng)力狀態(tài)下的斷裂失效參數(shù)，同時斷裂失效模擬模型還須考慮網(wǎng)格尺寸效應(yīng)的影響。

（3）基于MAT_SAMP-1本構(gòu)建立的斷裂失效模型可以準(zhǔn)確預(yù)測PP-GF30材料在汽車-行人碰撞的沖擊工況下的斷裂失效行為。

本文中所介紹的塑料材料失效模擬方法可推廣到其它汽車-行人碰撞工況相關(guān)的塑料材料。