张君媛 车身薄壁梁结构压溃的理论模型与轻量化设计
某轿车后排座椅骨架CAE分析及轻量化设计
统的联合调控技术，完成了换挡过程试验。结果表 明，重型载货汽车车采用不分离离合器ＡＭＴ技术． 在保证换挡平顺性的基础上有效地缩短了换挡时 间，对于改善动力性和经济性有着重要意义。
参考文献 ｌ 辛木．商用车ＡＭＴ的发展现状及国内需求分析．轻型汽
车技术，２００９（Ｚ４）． ２汤蕴瑶，罗应立，梁艳萍．电机学．北京：机械工业出版社，
１．５
中支撑板（６０％）
２．Ｏ
枷
优化前厚度
１．０ Ｏ．８ １．２ Ｉ．２ １．２ １．Ｏ ２．Ｏ ２．５ ０．８
表３靠背刚度试验优化前、后仿真分析结果对比ｍｍ
状态
向前加载
向后加载
优化后 优化前 优化后 优化前
柏％
塑性变形
３．７８
２．６ｌ
２．３６
１．１２
本文结合某企业轿车后排座椅轻量化设计的实 际项目．依据企业关于座椅骨架静刚度行李冲击强 度的安全性要求．基于计算机辅助分析手段对座椅 骨架提出了优化设计方案。
２座椅靠背的静刚度试验与仿真分析
座椅靠背采用分体式结构．即分为４０％靠背和 ６０％靠背两部分。图ｌ为座椅靠背的几何模型。
出了仿真计算结果和试验结果的对比．表明了仿真 结果在工程意义上具有的可信度。
过程结束后把油门控制权交给驾驶员。 同时．在升挡过程中依靠发动机减速系统对发
动机降速使其转速迅速降至目标转速．在降挡过程 中变速器电控单元通过ＣＡＮ总线与发动机电控单 元通信来调节发动机的转矩和转速至目标值．以实 现不分离离合器的平顺换挡。在整个换挡过程中。 升、降挡车速平稳。换挡较为平顺，而且发动机的转 速和转矩一直处于控制和调节之中。
汽车技术
．设计·计算．研究． 强度的要求，以及企业的靠背刚度试验标准的 要求（相对法规更严格）。导致传统方法设计开 发的座椅质量和成本增加【扪。关于汽车座椅系 统的安全性，国外学者开展了许多研究。其中包 括碰撞过程中座椅系统对乘员承受能量的分散 作用、新型材料和新加工成型技术的应用对座 椅性能的影响，以及质量、成本的节约问题嗍：而国 内主要研究了座椅骨架的结构强度以及头枕性能等 安全性方面的问题Ｍ。
基于薄壁直梁结构最优化设计的整车正碰安全结构开发
基于薄壁直梁结构最优化设计的整车正碰 安全结构开发
焦燕青
（麦格纳卫蓝新能源汽车技术有限公司，上海 201807）
摘 要：整车开发项目中，前期车辆碰撞安全策略的开发至关重要，因为其奠定了后续整车结构性能开发的关键内 容。文章正是基于这一出发点，结合工作实践总结出一种项目前期车辆正碰结构安全策略开发的研究方法。主要是 通过对正碰路径主要结构性能的分析和简易量化计算，快速设计和确定平台车身碰撞关重件相关的空间布置、碰撞 过程能量吸收、纵梁截面形状和尺寸等内容，为后续车型碰撞安全的开发打下坚实的平台基础，并保证项目进度能 够得到有效执行。 关键词：碰撞安全；正碰；安全策略；量化计算 中图分类号：U462.2 文献标识码：A 文章编号：1671-7988(2019)13-140-05
140
焦燕青：基于薄壁直梁结构最优化设计的整车正碰安全结构开发
等过程，多则三、四个月，少则两、三个月，也远远不能适 过度的纵梁后延伸梁、门槛边框为代表，如图 3。车身后吸
应当前市场推陈出新竞争加剧的需要。在整车开发实践中， 能区的设计，重在减小后吸能区部件的变形，防止 A 柱变形
由于缺乏系统的整车碰撞安全前期设计方法，概念阶段车辆 过大，防止纵梁根部上翘失稳变形状态。所以后吸能区的设
Development of vehicle front collision based on optimization of thin-walled beam structure
Jiao Yanqing ( Magna Blue Sky New Energy Vehicle Technical Limited Company, Shanghai 201807 )
某商用车摆锤冲击安全性CAE分析与改进设计
某商用车摆锤冲击安全性CAE分析与改进设计张君媛;赵紫剑;陆善彬;刘乐丹;龚礼洲;唐洪斌【摘要】针对某商用车在执行欧洲经济委员会法规<关于对商用车驾驶室乘员保护方面的车辆认证的统一规定>(ECE R29)的试验中出现的驾驶室与车架连接机构断裂的情况,建立了该商用车驾驶窜正面摆锤撞击的有限元分析模型,按ECE R29要求进行了虚拟试验.经计算分析,提出了改进悬置结构和增加吸能器2种驾驶室结构改进方案,并存仿真分析中得到了验证,为改进该商用车的被动安全性提供了依据.【期刊名称】《汽车技术》【年(卷),期】2010(000)001【总页数】5页(P1-5)【关键词】商用车;摆锤撞击;CAE分析;仿真【作者】张君媛;赵紫剑;陆善彬;刘乐丹;龚礼洲;唐洪斌【作者单位】吉林大学汽车动态模拟国家重点实验室;吉林大学汽车动态模拟国家重点实验室;吉林大学汽车动态模拟国家重点实验室;吉林大学汽车动态模拟国家重点实验室;中国第一汽车集团公司技术中心;中国第一汽车集团公司技术中心【正文语种】中文【中图分类】U461.911 前言美国和欧洲对商用车被动安全性问题关注较早，欧洲经济委员会法规《关于对商用车驾驶室乘员保护方面的车辆认证的统一规定》（ECE R29）是检测商用车驾驶室被动安全性能的统一要求。
国外许多商用车生产厂家和研究机构都已深入开展商用车被动安全性的仿真分析和试验研究工作，其中包括商用车驾驶室的抗撞性分析、前后防护装置分析和碰撞过程中驾驶室内乘员伤害分析等[1～4]。
虽然国内的相应法规尚不全面，但许多商用车生产厂家及高校都已开始关注和研究商用车的被动安全性[5～8]。
本文结合某商用车的被动安全性开发，采用试验和CAE仿真分析相结合的方法，依据ECE R29法规中关于商用车摆锤撞击安全性的要求进行某商用车驾驶室结构改进设计。
2 试验与建模2.1 ECE R29商用车正面撞击试验ECE R29包括商用车正面撞击试验（试验A）、车顶强度试验（试验B）和后围强度试验（试验C）3项试验。
复合材料薄壁管准静态压溃精确建模及分析
ＡＢＳＴＲＡＣＴ：Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ ｍｅｔａｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ， ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｉｓ ａ ｓｔｒｏｎｇ ｄｅｓｉｇｎａｂｌｅ ｋｉｎｄ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｂｉｎｇ ｓｔｒｕ ｃｔｕｒｅ．Ｄｕｅ ｔｏ ｔｈｅ ａｎｉｓｏｔｒｏｐｉｃ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｍａｔｅｒ ｉａｌｓ，ａｃｃｕｒａｔｅ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｈａｓ ａｎ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｎ ｓｔｒｕ ｃｔｕｒａ ｌ ｄｅｓｉｇｎ． Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｍｕｈｉ ｌａｙｅｒ ｓｔｒ ｕ ｃｔｕｒｅ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆ ｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎ —
Ａｃｃｕｔｅ Ｔｈｉｎ－Ｗ ａｌｌｅｄ
Ｔｕｂｅ ｕｎｄｅｒ Ｑｕａｓｉ－Ｓｔａｔｉｃ Ｃｒｕｓｈｉｎｇ
ＺＨＡＮＧ Ｈｕｉ·－ｘｉｎ，ＬＥＩ Ｆｅｉ （Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒ ｉｎｇ ｆｏｒ Ｖｅｈｉｃｌｅ Ｂｏｄｙ，Ｈｕｎａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，
ＫＥＹＷ ＯＲＤＳ：Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ；Ｑｕａｓｉ－ｓｔａｔｉｃ ｃｒ ｕｓｈｉｎｇ；Ｍｕｌｔｉ－ｌａｙｅｒ ｓｈｅｌｌ ｅｌｅｍｅｎｔ；Ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒ ｉｏｎ；
Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ；Ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐ ｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ
ｐｏｓｉｔｅ ｔｈｉｎ－ｗａｌｌｅｄ ｔｕｂｅ，ｔｗｏ－ｌａｙｅｒ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｆ ｉｂｅｒ Ｗ ＯＯ ａｎｄ ｒｅｓｉｎ ＱＹ８９ １ １ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｔｏ ａｎ—
单向应力状态下薄壁管材连续矫直压弯量模型
单向应力状态下薄壁管材连续矫直压弯量模型张子骞;颜云辉;杨会林;赵新军【摘要】针对目前薄壁管材在连续矫直过程中仍沿用经验图表结合人工经验和反复试矫对其进行估定的现状,在构建压弯量计算简化力学模型的基础上,对单向应力状态下弹性区、弹塑性区管材横截面弯矩进行解析,应用莫尔积分建立了矫直辊压弯量数学模型.应用LS-DYNA对薄壁管材的连续矫直过程进行动态仿真,验证了模型的正确性,通过对典型管材数据的计算绘制了压弯量曲线,定性分析了各工艺参数对压弯量的影响,为现场压弯量的调整提供理论依据.【期刊名称】《东北大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2014(035)005【总页数】4页(P735-738)【关键词】薄壁管材;矫直;压弯量;单向应力状态;LS-DYNA【作者】张子骞;颜云辉;杨会林;赵新军【作者单位】东北大学机械工程与自动化学院,辽宁沈阳110819;东北大学机械工程与自动化学院,辽宁沈阳110819;东北大学机械工程与自动化学院,辽宁沈阳110819;东北大学机械工程与自动化学院,辽宁沈阳110819【正文语种】中文【中图分类】TG301近年来，高精度薄壁金属管材在工业、军事、医疗、航空航天、石油化工等领域中的需求急剧上升，为使管材具备较高的直线度和圆度，必须在出厂或使用前对其进行精整矫直［1］．薄壁管材通常指管径与壁厚之比远大于20的管材，因其在矫直过程中易出现起皱、畸变和破裂等缺陷，通常采用减小单次反弯变形，增加反弯次数的方法，结构上采用8辊或10辊斜辊矫直机．矫直辊成对使用，在空间上交错布置于管材两侧，与被矫直管材成一定夹角［2］．具有初始曲率的管材依次通过中间各组具有双曲线辊形或等曲率辊形的矫直辊，进行连续弯曲变形实现矫直．精确控制管材在各组矫直辊中的变形程度，是能否实现矫直和保证矫直精度的关键，而变形程度通常由矫直辊的压弯量决定，压弯量即各组矫直辊相对于管材矫直轴线的相对位移量，目前常用的压弯量模型有两类:①将复杂的连续多次矫直过程简化为多个两端铰支的三点弯曲过程，基于虚拟支点和材料力学原理得到力作用点的挠度模型，用于近似确定压弯量［3－5］．②运用连续梁的弯曲理论通过曲率积分法确定的曲率和压弯量模型［6－9］．但它们针对的是普通管材的矫直问题．目前尚无针对薄壁管材连续矫直的压弯量模型，为此，本文将复杂的连续多次矫直过程简化为多个悬臂梁弯曲过程，分别确定了单向应力状态下弹性区、弹塑性区横截面弯矩模型，进而建立矫直辊压弯量数学模型．应用LS－DYNA对薄壁管材的连续矫直过程进行动态仿真，验证了模型的正确性，运用模型对典型管材数据进行计算得到了压弯量曲线，可为现场压弯量的调整提供理论指导．1 简化力学模型与相关假设薄壁管材在矫直过程中，通过如图1所示的成对布置的Ⅰ～Ⅳ组矫直辊形成的辊缝，发生连续的轴向弯曲变形进而实现矫直．为使管材在矫直过程中曲率变化平稳且顺利咬入，需要调整第Ⅱ，Ⅲ组矫直辊对矫直轴线的位置，即压弯量δi，使每两对辊组中间的管材均发生弯曲变形．由于第Ⅱ，Ⅲ组矫直辊的辊缝较长，可把矫直辊简化为固定端，同时由于各组辊之间的管材变形不发生相互影响，因此可将辊间的管材简化为悬臂梁，在矫直力的作用下发生弯曲变形．如图2所示，第Ⅱ，Ⅲ组矫直辊的分布矫直力简化为集中力以反力的形式作用于梁的自由端，而悬臂梁的长度可近似等于辊距p．这样只需针对图2所示的独立悬臂梁单元在集中矫直力Fi作用下，确定矫直辊处弯曲挠度yi即可得到连续矫直的压弯量δi数学模型．数学建模的过程中需引入以下假设:1)由文献［2］知:薄壁管矫直变形过程中的中性层偏移较小，故可认为中性层与管材中心层重合，并认为应力中性层与应变中性层重合．2)薄壁管材在矫直过程中的壁厚变化可忽略不计，同时矫直过程截面不发生畸变［10］，故轴向应力远大于其他应力，可认为辊间管材在单向应力状态下发生弯曲变形．图1 薄壁管材连续矫直模型Fig.1 The mechanical model of continuous straightening the thin-walled tube图2 简化的悬臂梁模型Fig.2 The simplified model of the cantilever beam3)薄壁管材矫直变形区的等效应力¯σ与等效应变¯ε在弹性变形区遵循广义胡克定律:¯σ=E¯ε;在塑性变形区采用理想刚塑性材料模型:¯σ=σs．其中:E为弹性模量，σs为材料屈服极限．2 压弯量数学模型2.1 弹性区弯矩模型如图2所示，辊间管材在矫直力的作用下发生连续弯曲变形，管材横截面的弯矩从自由端向固定端逐渐增大．当截面e－e距O点的距离为x e时，发生初始屈服，沿管材轴线取任意横截面n－n，当该截面位于［x e，p］范围时截面上的点均为弹性变形．在管壁上取任意微元体ABCD，如图3所示，该微元体由两个距离为d r的同心圆与两个夹角为dφ的半径包围而成，与中性层的夹角为φ，距管材轴线的直径为r，则该微元体的轴向应变为式中:R w为管材轴线曲率半径;θw为弯曲中心角．在弹性区由广义胡克定律知:式中:σeθ为弹性区轴向应力;R ew为弹性区管材轴线曲率半径．由于管材为轴对称结构，且由假设1)知矫直过程中性层不偏移，因此截面n－n的弯曲力矩可表示为式中:d A为图3中微元体ABCD的面积SABCD=r dφd r，将式(2)代入式(3)，得弹性区横截面 nn的弯曲力矩M e:式中:r1为管材外径;r0为管材内径．图3 薄壁管材的横截面图Fig.3 The cross section of the thin-walled tube2.2 初始屈服截面位置图2 中横截面e－e为初始屈服截面，又由图3知，E点为截面上的最大应力点，则E点的应力值等于材料屈服极限σs，由式(2)知，当φ =π/2，r=r1有式中R ws为管材轴线初始屈服曲率半径．将式(5)带入式(4)中，得到对应的初始屈服截面弯矩为由材料力学知:集中力作用下的悬臂梁任意横截面n－n的弯矩为式中:p为辊距即为悬臂梁的长度;x为任意横截面n－n到原点的距离;F为矫直辊处的等效矫直力．在文献［1］的研究中，给出了具有不同初始曲率和矫直曲率半径的管材在等曲率矫直时矫直力的计算模型，这里将其作为已知量直接使用．由式(6)和式(7)，就可以确定初始屈服截面e－e的位置:2.3 弹塑性区弯矩模型沿管材轴线取垂直于轴线的任意截面n－n，当该截面位于［0，x e］范围时截面上的点发生弹塑性变形，在管材中性层附近为纯弹性变形区，其范围可用初始屈服层偏离中性层的角度β来确定，在［0，β］区域为弹性区，［β，π/2］区域为塑性区，为建立弹塑性区的弯矩模型必须首先确定初始屈服层偏离中性层的角度β．当φ=β，r=r1时，弹性区应力达到屈服极限即σeθ=σs，由式(2)得式中，R pw为弹塑性区管材轴线曲率半径，在弹塑性区，式(3)可表示为由假设 3)知σp θ= σs，并将式(2)代入式(10)得2.4 压弯量数学模型运用虚功原理导出的一点位移的单位载荷法，可以得到第i组矫直辊处y方向的弯曲挠度模型:式中:yi为第i组矫直辊处y方向的弯曲挠度;而由式(4)和式(7)可得弹性区管材轴线曲率R w与截面位置x的关系为同理，由式(11)和式(7)可得弹塑性区管材轴线曲率R w与截面位置x的关系为通过式(13)和式(14)可将R ew，R pw用x表示，带入式(12)进行积分，便可以得到第i组矫直辊处的弯曲挠度yi．如图1所示，第Ⅰ组和最后一组矫直辊在矫直过程中保持水平;第Ⅱ组矫直辊的压弯量δ2等于此处的弯曲挠度y2:第Ⅲ组矫直辊的压弯量δ3等于第Ⅱ，Ⅲ组矫直辊的弯曲挠度之差:以此类推，第i组矫直辊的压弯量δi等于第i－1，i组矫直辊的弯曲挠度之差:3 模型的仿真验证与分析为验证模型的正确性，采用LS－DYNA对薄壁管材的连续矫直过程进行动态仿真实验．实验条件:矫直材料为1Cr18Ni9Ti不锈钢，屈服极限σs=205 MPa，弹性模量 E=206 GPa，管材外径d=21 mm，壁厚 t=1 mm，原始弯曲半径约为10 m，矫直精度为1 mm/m，辊距 p=250 mm，第Ⅱ组矫直辊的矫直曲率半径为R w=4.95 m，第Ⅲ组矫直辊的矫直曲率半径为R w=8.75 m．应用8辊矫直方案根据式(12)计算得到第Ⅱ组矫直辊的压弯量为2.9 mm，第Ⅲ组矫直辊的压弯量为0.6 mm，并用其调整矫直辊位移量进行动态仿真．为准确评价矫直精度，仿真后在管材轴线上的200个节点中，每10个节点取一个节点的位置坐标，运用Matlab采用最小二乘法拟合直线，得到的21个样本节点距该直线的距离(矫直精度)如图4所示．可见各节点的误差基本上控制在0.1～0.9 mm之间，满足矫直精度的要求，故仿真实验证明了利用数学模型确定的各组矫直辊的压弯量能有效完成对薄壁管材的连续矫直，验证了压弯量模型的正确性．图4 薄壁管材连续矫直过程动态仿真结果Fig.4 The results of dynamic simulations for continuously straightening the thin-walled tube运用式(12)建立的压弯量模型分别对表1中的4组典型管材数据进行计算，在相同初始弯曲程度的条件下，绘制了各组矫直辊的压弯量，如图5所示．表1 4组典型薄壁管材数据Table 1 The four datum of the typical thin-walledtubes序号材料σs/MPa 弹性模量E/GPa /m 1 1Cr18Ni9Ti 205 206 0.021 0.001 2 1Cr18Ni9Ti 205 206 0.021 0.000 8 3 1Cr18Ni9Ti 205 206 0.0320.001 4 40Cr管材直径d/m管材壁厚t 440 206 0.021 0.001图5 组矫直辊的压弯量曲线图Fig.5 The intermesh curves of the straightening rolls通过曲线对比发现:在管材外径相同的条件下(第1，2组数据)，管壁越薄压弯量越小;在管材壁厚相同的条件下(第1，3组数据)，管材外径越大压弯量越大;在管材结构尺寸相同的条件下(第1，4组数据)，屈服极限越高压弯量越大．4 结论1)本文从薄壁管材的结构特点和矫直方法出发，建立的简化力学模型以及基于此建立的矫直辊压弯量模型，经动态仿真实验证明是正确的．2)通过对不同管材的压弯量计算发现:管材外径相同时，管壁越薄压弯量越小;管材壁厚相同时，管材外径越大压弯量越大;管材结构尺寸相同时，材料屈服极限越高压弯量越大．3)本文采用的建模方法和思路可推广应用到普通管材和大规格棒材的压弯量研究中去．参考文献:［1］张子骞，张柏森，杨会林，等．管棒材等曲率矫直力模型可视化设计［J］．东北大学学报:自然科学版，2012，33(3):409 －413．(Zhang Zi-qian，Zhang Bai-sen，Yang Hui-lin，et al．The visual design on the force model of tubes and bars equal curvature straightening ［J］．Journal of Northeastern University:Natural Science，2012，33(3):409 －413．)［2］张子骞，杨会林，田永利．薄壁管材矫直过程应变中性层偏移模型与分析［J］．中国机械工程，2013，24(10);1390 －1395．(Zhang Zi-qian，Yang Yui-lin，Tian Yong-li．Offset modeling and analysis of strain neutral surfaces for straightening a thinwalled tube［J］．China Mechanical Engineering，2013，24(10):1390 －1395．)［3］ Zhai H．Research on straightening technology 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车身薄壁梁结构刚度特性的仿真研究
车身薄壁梁结构刚度特性的仿真研究随着汽车行业的快速发展，车身结构设计成为自动化工程领域的热门话题之一。
车身结构对汽车的轻量化、环保、节能、安全等方面有着非常重要的作用。
其中，车身薄壁梁结构是目前较为流行的一种结构形式，经过多年的技术积累和工艺改进，其性能不断得到优化和提升。
车身薄壁梁结构的特点是通过大量的细长梁件将车身封闭起来，从而达到大幅度减少车身重量的效果。
然而，在降低车身重量的同时，车身的刚度也会相应地下降。
因此，对于这种车身结构，刚度特性的仿真研究显得尤为重要。
对于车身薄壁梁结构的刚度研究，可以采用有限元分析方法进行仿真计算。
通过数值模拟，可以对车身结构的刚度特性进行精确的分析和预测，从而实现结构的优化设计。
具体步骤如下：1. 建立分析模型首先，需要建立车身薄壁梁结构的有限元分析模型。
这个模型应该包含车身的全部细节，如车身框架、车身板材、梁件以及连接结构等。
然后，需要对模型进行网格划分，使得模型能够进行数值计算。
2. 确定边界条件为了计算车身的刚度特性，需要设定合适的约束和荷载条件。
常见的边界条件有固定支撑和滚动支撑。
而荷载条件则可以包括静载和动载，其中动载往往是更为复杂的情况。
3. 进行数值计算在确定边界条件以后，便可以进行数值计算了。
通过求解有限元方程组，可以得到车身在不同状态下的形变和应力分布。
这些分析结果能够反映车身结构的刚度特性，从而帮助设计师评估结构的性能。
4. 评估分析结果基于仿真分析结果，可以对车身结构进行刚度特性的评估。
评估结果可以用于指导设计师进行结构优化，包括模型的拓扑结构、材料选择和加强结构设计。
总之，车身薄壁梁结构的刚度特性对于汽车的轻量化和安全性有着非常重要的作用。
通过有限元分析方法进行仿真计算，能够精确地预测车身结构的刚度特性，为车身设计提供重要的指导。
因此，这种方法在汽车工程领域的应用前景非常广泛。
除了刚度特性，车身薄壁梁结构的设计还需要考虑其在碰撞等工况下的安全性能。
汽车碰撞车体与乘员约束系统的参数设计方法(张君媛著)PPT模板
06 第5章车体结构抗撞性 与约束系统目标设计
第5章车体结构抗撞性与约束系统 目标设计
5.1双台阶波形设计 5.2车体前端子结构性能目标分解 5.3基于车体简化有限元模型的结构 性能验证 5.4约束系统刚度设计与目标分解 参考文献
第5章车体结构抗撞性与约束系统目标设计
5.2车体前端子结构性能目标分解
应求解
01
7.1.1基本假设与模
型简化
第7章乘员约束系统解析模型及参数求解
7.2基于单自由度模型的乘员约束系统参数求解
7.2.1单自由度 模型任意波形求
解算法
7.2.2单自由 度模型的改进
7.2.3乘员约束 系统参数设计实
例
第7章乘员约束系统解析模型及参数求解
7.3基于双自由度模型的乘员约束系统参数求解
6.2.2泡沫铝填充的矩形截面薄壁梁压溃理论模型及其解析表达 6.3多直角截面薄壁梁理论模型及力学性能的解析表达
6.3.1多直角截面薄壁梁的吸能特点 6.3.2十二直角截面薄壁梁理论模型及解析表达 6.3.3泡沫铝填充的十二直角截面薄壁梁理论模型的解析表达 6.3.4纤维增强复合材料包裹的十二直角截面薄壁梁理论模型的解析表达 参考文献
附录Ⅱ33款（40辆）车56km／h正面全宽刚性壁障碰撞的 实验数据
11 附 录 Ⅲ M AT L A B 求 解 程序
附录ⅢMATLAB 求解程序
12 索引
索引
感谢聆听
第3章乘员的力学响应与能量耗散
05
第4章汽车碰撞波形与约 束系统特性耦合关系评价
第4章汽车碰撞波形与约束系统 特性耦合关系评价
4.1基于单自由度模型的乘员响应面建立
4.2碰撞波形、约束系统特性及其耦合关系评价 4.2.1耦合关系评价方法
车身薄壁梁结构压溃的理论模型与轻量化设计
1
1
cos 2
2
2
2 a 2 ( 2 2 ) cos sin
S
Xt
Yt 2
Xt
2021/11/14
其中，
第8页/总12页
平均压溃反力
最终压溃距离
•
•
由于复合材料的堆积导致最终压溃
距离与折叠角度的改变
d 1
hm hc
H
multicorner sheet metal columns." Journal of Applied
Mechanics 56.1 (1989): 113-120.
第4页/总12页
多胞型截面薄壁梁
➢ 角单元
➢ T型单元
➢ 十字单元
【参考文献】
Wang Z, Liu J, Yao S. On folding mechanics of multi-cell thin-walled square
Structures, 2014, 84: 263-274.
2. Sun G, Pang T, Xu C, et al. Energy absorption mechanics for variable thickness thin-walled structures[J]. Thin-Walled
2021/11/14
➢ Phase Ⅱ ത ≤ ≤
4. 锥形区拉伸：
2
4 = 0 2 4 (0 , ത ሻ
5. 水平塑性铰弯曲：
5 = 20 ( − ത ൯
6. 沿倾斜绞线弯曲：
6 = 0 6 (, ത ሻ
【参考文献】
5Τ3 1Τ3
车辆典型薄壁梁碰撞性能的研究
车辆典型薄壁梁碰撞性能的研究
高晓庆;尤国武;谢禹钧
【期刊名称】《辽宁石油化工大学学报》
【年(卷),期】2006(026)001
【摘要】车辆的耐撞性能主要取决于车辆结构中薄壁梁部件的吸能特性.为了在汽车的设计阶段使被设计车辆更好的满足耐撞要求,以车辆结构中的薄壁梁部件为研究对象,针对典型薄壁结构梁的碰撞变形特点,采用高度非线性显式动态有限元程序HyperMesh和LS-DYNA进行了碰撞的数值模拟,分析了薄壁梁及保险杠正面撞击刚性墙的全过程以及不同参数的选取对仿真及计算结果的影响.与实车正面碰撞结果进行了对比分析,验证了所建立的有限元模型的正确性.在此基础上,针对仿真计算结果及薄壁构件吸能特性,提出了一些改进措施.
【总页数】4页(P66-69)
【作者】高晓庆;尤国武;谢禹钧
【作者单位】辽宁石油化工大学机械工程学院,辽宁抚顺,113001;辽宁石油化工大学机械工程学院,辽宁抚顺,113001;辽宁石油化工大学机械工程学院,辽宁抚
顺,113001
【正文语种】中文
【中图分类】U467
【相关文献】
1.汽车薄壁梁斜向碰撞性能仿真研究 [J], 张维刚;黄栋
2.诱导槽对薄壁梁碰撞性能影响的仿真研究 [J], 王良杰;陈浩;强旭华;陈海宁
3.车辆典型薄壁梁碰撞仿真中接触摩擦问题的研究 [J], 雷雨成;严斌;程昆
4.车辆典型薄壁梁结构碰撞模拟研究与参数选择 [J], 贾宏波;黄金陵;谷安涛
5.闭口帽型薄壁梁结构碰撞性能的数值模拟 [J], 薛量;林忠钦
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基于抗撞性的汽车B柱碳纤维加强板优化设计
基于抗撞性的汽车B柱碳纤维加强板优化设计张君媛;姜哲;李仲玉;赵紫剑【摘要】考虑到碳纤维增强聚合物基复合材料的特点,本文中将某乘用车B柱原钢材加强板用碳纤维材料替代,并进行优化.首先在整车侧面碰撞有限元模型的基础上进行B柱子结构模型的解耦,利用子结构动态模型进行了B柱加强板的材料替换和性能计算,确定了初始纤维板铺层和厚度;为充分发挥复合材料可设计性的优势,采用面向复合材料的结构优化方法进行了纤维复合材料的铺层厚度、角度和铺层顺序优化.对比原车结构,在抗撞性不变的前提下,碳纤维B柱加强板取得显著的轻量化效果.【期刊名称】《汽车工程》【年(卷),期】2018(040)010【总页数】7页(P1166-1171,1178)【关键词】汽车;侧面碰撞;B柱;碳纤维增强聚合物【作者】张君媛;姜哲;李仲玉;赵紫剑【作者单位】吉林大学,汽车仿真与控制国家重点实验室,长春 130025;吉林大学,汽车仿真与控制国家重点实验室,长春 130025;吉林大学,汽车仿真与控制国家重点实验室,长春 130025;中国第一汽车集团有限公司研发总院,长春 130000【正文语种】中文前言复合材料等非金属材料的使用是汽车车身轻量化途径之一。
其中，碳纤维增强复合材料凭借其密度低、比强度高和工艺性好等优点，已经在车身结构中有初步应用。
BMWi7的B柱在金属结构的关键部位局部附加碳纤维增强复合材料，形成混合材料断面的结构形式[1]。
复合材料的应用不仅减轻了质量，且由于其整体成型的特点可减少零件和紧固件数量[2]。
B柱结构为汽车车身在侧面碰撞情况中的主要吸能与承力部件，是构成垂直方向传力路径的主要部件[3]。
B柱的变形情况会对整个车辆的侧面结构和乘员伤害产生较大的影响[4]。
除工艺和成本外[5]，由于车身工作载荷复杂，碳纤维材料的结构与材料设计也是碳纤维在车身上应用的一个技术瓶颈。
目前对于各向同性材料的优化技术较为成熟[6]，而对于具有正交各向异性力学特性的碳纤维层合板优化还有待进一步研究。
概念设计阶段薄壁直梁的耐撞性优化
２ ０ １ ３ 年（ 第３ ５ 卷） 第 ２期
Ａ ｕ ｔ ｏ ｍ ｏ ｔ ｉ ｖ ｅ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ
２ ０１ ３ ０ ２ ９
概 念设 计 阶段 薄 壁直 梁 的耐撞 性优 化 术
关键词： 薄壁直梁 ； 耐撞性； 概念设计 ； 简化模型 Ｃｒ ａ ｓ ｈ ｗｏ ｒ ｔ ｈ ｉ ｎ ｅ ｓ ｓ Ｏｐ ｔ ｉ ｍｉ ｚ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ Ｓ ｔ ｒ ａ ｉ ｇ ｈ ｔ Ｔ ｈ ｉ ｎ － ｗａ ｌ ｌ ｅ ｄ Ｂ ｅ ａ ｍｓ ｉ ｎ Ｃ ｏ ｎ ｃ ｅ ｐ ｔ Ｄｅ ｓ ｉ ｇ ｎ Ｐ ｈ ａ ｓ ｅ
ｂ ｅ ａ ｍ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｓ ｔ ｏ ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｅ ｔ ｈ ｅ ｃ ｏ ｌ ｌ ａ ｐ ｓ ｅ ｄ ｅ ｆ ｏ ｒ ｍａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｔ ｈ ｉ ｎ － ｗａ ｌ ｌ ｅ ｄ ｂ ｅ ａ ｍ ．Ｔ ｈ ｅ ｎ ａ ｃ ｒ ａ ｓ ｈ ｗｏ ｒ ｔ ｈ ｉ ｎ ｅ ｓ ｓ ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｉ ｓ ｐ ｅ ｒ －
ｃ ｅ ｐ ｔ ｄ ｅ ｓ ｉ ｇ ｎ ｐ ｈ ａ ｓ ｅ ｗｉ ｔ ｈ ａ ｓ ｉ ｍｐ ｌ ｉ ｉ ｆ ｅ ｄ ｂ ｅ ａ ｍ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｍｏ ｄ ｅ １ ．Ｆ ｉ ｒ ｓ ｔ ｌ ｙ ｔ ｈ ｅ ａ ｘ ｉ ａ ｌ ｃ ｏ ｌ ｌ ａ ｐ ｓ ｅ ｃ ｈ ａ ｒ ａ ｃ ｔ ｅ ｒ ｉ ｓ ｔ ｉ ｃ ｓ ａ ｒ ｅ ｄ ｅ ｉ ｆ ｎ ｅ ｄ ｆ ｏ ｒ
常伟波， 张维刚， 谢伦杰 ， 崔 杰
（ 湖南大学 ， 汽车车身先进设计制造 国家重点 实验 室， 长沙 ４ １ ０ ０ ８ ２ ）
华南理工大学发挥专业技术优势 破解企业技术难题
华南理工大学：发挥专业技术优势破解企业技术难题文/潘慧《广东科技》：首先祝贺贵校荣获创新挑战赛一等奖。
请介绍获奖项目研发团队的基本情况。
华工：谢谢！华工机械与汽车工程学院张永君博士负责的表面工程与腐蚀防护专业研发团队（以下简称“团队”），一直专注于材料表面工程技术、腐蚀与防护材料及技术的基础研究和应用开发。
迄今为止，团队主要研发工作涉及以下领域：表面工程技术，主要包括材料超疏水/超亲水表面改性、微/纳孔高度有序阵列电化学制备、化学镀&电镀、阳极氧化/微弧氧化、化学转化、涂料及涂装、涂层剥离和阴极沉积；腐蚀与防护材料，主要包括新型可降解生物医用镁合金、牺牲阳极铝合金、锌合金和镁合金及缓蚀剂；腐蚀与防护技术，主要包括材料腐蚀行为及耐蚀机理研究、材料腐蚀失效分析和材料腐蚀寿命预测。
团队先后主持申请并获得国家自然科学基金项目、国家质检总局科技计划项目、省－院产学研合作重大专项、广东省科技计划项目、河南省科技开放合作项目等多项国家、省部级项目立项，参与国家重点研发计划项目、国家自然科学基金重点项目各1项；主持/参与企业技术开发项目30余项，代表性合作企业包括中国中车、华为、广东电科院、广船集团、兴发铝业等。
《广东科技》：请介绍此次获奖项目的基本情况，并请重点介绍项目的创新点、将解决企业的哪些核心问题。
华工：铝合金具有密度小、比强度高、延展性好、易加工成型、可铸造、可强化、导热导电能力强、无低温脆性、无磁性等性能优势，因此成为迄今用量最大、应用范围最广的有色轻金属结构材料。
铝化学活性较高，易自氧化形成致密并拥有“自愈”能力的保护膜。
但由于这层膜薄而易脆、易溶于酸碱，因此铝合金易遭受腐蚀破坏。
为提高铝合金制品的使役性能，表面处理成为其制造链中不可或缺的重要环节。
获奖项目“铝材冲压后阳极氧化处理技术”在铝合金诸多表面华南理工大学（以下简称“华工”）机械与汽车工程学院张永君博士负责的表面工程与腐蚀防护专业研发团队，一直专注于材料表面工程技术、腐蚀与防护材料及技术的基础研究和应用开发，并积极发挥专业技术优势帮助企业解决实际技术难题，促进技术成果转化。
车身多性能约束下的一体压铸三角梁轻量化设计
第３５卷第４期中国机械工程V o l ．３５㊀N o ．４２０２４年４月C H I N A M E C HA N I C A LE N G I N E E R I N Gp p．６９１Ｇ６９９车身多性能约束下的一体压铸三角梁轻量化设计苏永雷１,２,３㊀张志飞１１．重庆大学机械与运载工程学院,重庆,４０００４４２．上海小米智能技术有限公司,上海,２０００１２３．小米汽车科技有限公司,北京,１０００００摘要:系统性地构建了一体压铸结构的优化方法,基于车身系统超单元模型实现多性能约束下的车身压铸件轻量化设计.首先,缩减复杂的车身系统,针对连续的车体结构,提出了子系统划分原则和方法,分别对各子系统进行超单元缩减,保证车身系统模型的分析精度并提高计算效率,为快速优化奠定基础;其次,同步考虑压铸结构单体性能和车身系统性能,采用折衷规划法归一化静动态子目标并构建综合目标函数,应用层次分析法得到子目标权重系数,进而开展了多模型拓扑优化,确定了加强筋位置分布;进一步地,同步考虑可设计与可制造性,对压铸结构变厚度拔模面进行参数化定义,并在优化过程中施加制造约束,基于构造的组合代理模型完成厚度参数设计.研究结果表明:在保证分析精度的前提下,缩减的车身系统模型可节省９７．３％的计算资源;通过优化,在大幅提高车身一体压铸三角梁结构相关性能的同时,可实现轻量化,表明了所提方法的正确性和实用性.关键词:压铸结构;模型缩减;拓扑优化;代理模型;轻量化中图分类号:U ４６２．２D O I :１０．３９６９/j ．i s s n ．１００４ １３２X．２０２４．０４．０１２开放科学(资源服务)标识码(O S I D ):I n t e g r a t e dC a s t i n g T r i a n g u l a rB e a mL i g h t w e i g h t I m p r o v i n g wi t h M u l t i Ｇp e r f o r m a n c eC o n s t r a i n t s o fB o d y S ys t e m s S U Y o n gl e i １,２,３㊀Z H A N GZ h i f e i １１．C o l l e g e o fM e c h a n i c a l a n dV e h i c l eE n g i n e e r i n g ,C h o n g q i n g U n i v e r s i t y ,C h o n g q i n g,４０００４４２．S h a n g h a iX i a o m i I n t e l l i g e n tT e c h n o l o g y C o ．,L t d ．,S h a n g h a i ,２０００１２３．X i a o m iA u t o m o b i l eT e c h n o l o g y C o ．,L t d ．,B e i j i n g,１０００００A b s t r a c t :A no p t i m i z a t i o nm e t h o do f i n t e g r a t e dc a s t i n g s t r u c t u r e sw a s c o n s t r u c t e ds ys t e m a t i c a l Ｇl y ,a n db a s e do nt h es u p e r Ｇe l e m e n tm o d e l o fb o d y s y s t e m ,b o d y c a s t i n gp a r t l i g h t w e i g h t i m p r o v i n gw i t hm u l t i Ｇp e r f o r m a n c ec o n s t r a i n t sw a sr e a l i z e d ．F i r s t l y ,c o m p l e xb o d y s ys t e m sw e r er e d u c e d ,t h e s u b Ｇs y s t e md i v i s i o n p r i n c i p l e a n dm e t h o dw e r e p r o p o s e d f o r c o n t i n u o u s b o d y s t r u c t u r e ．S u p e r Ｇe l e m e n t r e d u c t i o no f t h es u b Ｇs y s t e m w a sc o n d u c t e dt oe n s u r ea n a l y s i sa c c u r a c y a n d i m pr o v ec a l c u l a t i o ne f f i Ｇc i e n c y ,l a y i n g t h e f o u n d a t i o n f o r r a p i d o p t i m i z a t i o n ．S e c o n d l y ,p e r f o r m a n c e s o f c a s t i n g st r u c t u r e s a n d b o d y s y s t e m sw e r ec o n s i d e r e ds i m u l t a n e o u s l y ,t h ec o m p r o m i s e p r o g r a mm i n g me t h o d sw e r eu s e dt o n o r m a l i z e s t a t i c a n dd y n a m i c s u b Ｇt a r g e t s a n dc o n s t r u c t t h e c o m p r e h e n s i v eo b j e c t i v ef u n c t i o n ,w e i gh t c o e f f i c i e n t s o f s u b Ｇt a r g e t sw e r eo b t a i n e db y a n a l y t i ch i e r a r c h ypr o c e s s (A H P ),a n d t h e n m u l t i Ｇm o d e l t o p o l o g y o pt i m i z a t i o nw a sc a r r i e do u t t od e t e r m i n e p o s i t i o nd i s t r i b u t i o no f r e i n f o r c e m e n t s ．F u r t h e r Ｇm o r e ,d e s i g n a b i l i t y a n d m a n u f a c t u r a b i l i t y w e r ec o n s i d e r e ds i m u l t a n e o u s l y ,pa r a m e t r i cd e f i n i t i o no f v a r i ab l e t h ic k n e s sd r a w i n g s u r f a c eo fc a s t i n g s t r u c t u re w a sc a r r i e do u t ,m a n uf a c t u r i ng co n s t r a i n t s w e r e a p p l i e d d u r i n g o p t i m i z a t i o n p r o c e s s e s ,a n d t h e n t h i c k n e s s p a r a m e t e r d e s i g nw a s c o m pl e t e db a s e d o n c o m b i n e d s u r r o g a t em o d e l ．T h e r e s u l t s s h o wt h a t ,u n d e r t h e p r e m i s e o f e n s u r i n g t h e a n a l ys i s a c c u Ｇr a c y ,r e d u c e db o d y s y s t e m m o d e l s i m p r o v e c o m p u t i n g e f f i c i e n c yg r e a t l y ,a n ds a v e ９７．３％o f c o m p u Ｇt i n g r e s o u r c e s ．C a s t i n g t r i a n g u l a r b e a ml i g h t w e i g h tm a y b e a c h i e v e dw h i l e i m p r o v i n g re l a t e d p e rf o r m Ｇa n c eb y c o n d u c t i ng s t r u c t u r eo p t i m i z a t i o n ,whi c h i n d i c a t e s c o r r e c t n e s sa n d p r a c t i c a b i l i t y of t h e p r o Ｇpo s e dm e t h o d ．K e y wo r d s :c a s t i n g s t r u c t u r e ;m o d e l r e d u c t i o n ;t o p o l o g y o p t i m i z a t i o n ;s u r r o g a t e m o d e l ;l i g h t Ｇw e i gh t 收稿日期:２０２３１０１２０㊀引言随着新能源汽车的高速发展,续航㊁产量㊁成１９６本问题日益突出,一体化压铸结构轻量化降本提效优势凸显,促进一体压铸结构的应用范围不断拓展,如一体压铸后地板㊁一体压铸前舱等.随着一体压铸件尺寸的增大和集成化程度的提高,对免热处理多元合金材料㊁超大型压铸设备㊁压铸结构设计及成形工艺均提出了更高的需求.关于铸造结构设计,拓扑优化方法是支撑结构创新设计的关键技术之一[１],众多学者针对不同的拓扑优化方法提出了多种处理方式.X U 等[２]采用双向渐进优化方法对铸造约束的连续体结构进行了拓扑优化,可以有效求解多种连续体结构频率优化的收敛性问题.Z H A N G等[３]考虑了几何形状要求和模具材料成本的制造约束,基于矢量法结合H e a v i s i d e函数,制订了铸件成形性约束条件,可根据用户需求权衡结构性能和制造成本.WA N G等[４]针对复杂的多约束㊁多场问题,引入一种由不同优化技术组成的求解算法,可在工程结构拓扑优化时兼顾结构性能和可制造性.马晶等[５]提出一种基于逆结构概念和附加重力场的铸造约束方法,保证了铸件结构拓扑优化解的可制造性.进一步地,WA N G等[６]提出了基于水平集法的铸造零件结构形状和拓扑优化思路,可支撑结构性能和工艺制造的铸件设计.林佳武等[７]从耐撞性出发,通过拓扑优化,考虑压铸成形和连接工艺等要求,设计压铸铝合金后纵梁,实现了结构的模块化和轻量化.汽车具体的大型一体压铸结构需要满足多性能约束,与相邻部件间的耦合作用也需要考虑,且压铸结构的材料分布需兼顾可制造性和轻量化的需求,这对一体压铸件设计方法提出了新的挑战.本文以机舱一体压铸三角梁为研究对象,对复杂的车身系统采用模型缩减方法,保证分析精度并提高计算效率;考虑压铸结构单体性能(等效静载能力)和耦合的车身系统性能(车身扭转刚度㊁车身局部模态等),通过多模型拓扑优化完善加强筋设计;考虑设计与可制造性,基于组合代理模型对各型面厚度进行参数设计;最终,三角梁结构设计实现性能与质量的平衡.１㊀车身系统超单元模型搭建１．１㊀压铸三角梁相关工况及性能定义压铸三角梁是车身系统机舱区域的关键部件,在车身系统中的布置位置如图１所示,其结构设计不仅需要满足铸件单体性能及工艺制造性要求,还要考虑部件间的耦合作用及对整个车身系统性能的影响.图１㊀三角梁在车身系统中的位置F i g．１㊀P o s i t i o no f c a s t i n g t r i b a r i n t h e b o d y s y s t e m三角梁单体性能主要为碰撞等效静载工况的截面最大等效承载力.工况加载方法及初始设计方案如图２所示,将三角梁后端及横梁一端螺栓用工装夹具固定,在横梁另一端的夹具上在同一水平面内匀速静载施压,以等效偏置碰撞工况.图２㊀初始设计方案碰撞等效静载示意图F i g．２㊀F i x t u r e d i a g r a mf o r c r a s h e q u i v a l e n t s t a t i c l o a do f i n i t i a l c o n c e p t d e s i g n关联的车身性能包括车身刚度㊁三角梁约束模态㊁三角梁动刚度等.压铸三角梁设计需要兼顾的典型性能及初始设计方案状态如表１所示,可以发现,初始设计方案的多项性能未达标,有必要开展结构优化,以满足性能需求.表１㊀初始设计方案的典型性能状态T a b．１㊀T y p i c a l p e r f o r m a n c e s t a t e s o f t h e i n i t i a lc o n c e p tde s i g n性能分类典型性能初始方案目标值采用车身系统模型的性能g i(X)三角梁一阶弯曲模态(H z)１３０．２ȡ１４０．０三角梁翻转模态(H z)１５３．４ȡ１４０．０三角梁二阶弯曲模态(H z)３４３．２ȡ４５０．０车身扭转刚度(k N m/(ʎ))５２．１３０ȡ５２．０００后横梁左悬置点Z向静刚度(N/mm)６５８．２ȡ７００．０后横梁右悬置点Z向静刚度(N/mm)１３５３．６ȡ７００．０前横梁悬置点Z向静刚度(N/mm)６３６．１ȡ７００．０采用三角梁单体模型的性能f j(X)截面A最大等效承载力(k N)１２５ȡ１６０截面B最大等效承载力(k N)４５ȡ６５截面C最大等效承载力(k N)４３ȡ６５截面D最大等效承载力(k N)４０ȡ６５㊀㊀车身系统有限元模型包含的单元网格数量较多,采用车身系统模型进行性能分析较为耗时,基于有限元法开展三角梁结构优化需要反复迭代,涉及大规模线性方程组的计算,其效率较低[８],提高大规模反复求解效率的一个可行途径是对结构进行降阶建模和分析[９].２９６中国机械工程第３５卷第４期２０２４年４月１．２㊀车身系统超单元创建超单元技术是一种模型降阶求解方法,可以对模型自由度进行重新划分,即将一个复杂模型划分为多个子系统,各子系统再处理为超单元.此时,超单元自由度集合由边界面上的节点自由度集合和超单元内部自由度集合组成,将这些超单元利用有限元模型的对接方式与残余结构组合,最后进行求解,以达到提高计算效率且维持全模型计算精度的目的[１０].其中,子系统划分是车身系统超单元模型搭建的关键环节,通过划分将车身系统分为残余结构和相应的子系统超单元模型.一般情况下,子系统划分遵从以下原则[１１]:①尽量减少超单元边界节点数量,以实现超单元模型自由度的高效缩减;②子系统划分应该保证部件结构的完整性,以便于模型管理㊁分析及优化.复杂车身系统中的副车架㊁电池包等典型子系统符合上述子系统划分原则,可以直接开展超单元建模.车体与副车架㊁电池包子系统之间存在固有边界,即子系统之间通过螺栓连接,则采用成对的R B E ２单元进行螺栓模拟,将R B E ２的主节点作为边界节点,进行子系统超单元求解.车体子系统是一个连续结构,模型对象不存在固有边界,不符合上述子系统划分原则.本文提出连续体模型的子系统划分原则,以支撑车体子系统的进一步划分和缩减.对于近似等截面的连续结构(图３a ),假定连续结构由连续体和结合面串联组成(图３b ),则连续结构的综合刚度K t 符合下式:１K t ＝１K l ＋１K m ＋１K r(１)式中,K m 为结合面等效刚度;K l ㊁K r 为结合面两侧连续体的刚度.根据应变能相等原则,结合面㊁连续体的等效刚度K 均可以表示为[１２]K ＝E S h(２)式中,S 为横截面积;h 为厚度;E 为弹性模量.结合式(１)㊁式(２)可得１K t ＝h lE m E r ＋h m E l E r ＋h r E l E m E l E m E r S(３)式中,下标m ㊁l ㊁r 分别表示结合面和结合面两侧连续体.连续体结构中E l ʈE r ,当结合面用刚性单元等效(图３c),即E m ＝＋ɕ,且结合面厚度h m ≪m i n (h l ,h r )时,则式(３)转化为１K t ＝h l E l S ＋h r E r S ʈh l ＋h m/２E l S＋h r ＋h m /２E r S ＝１K ∗l ＋１K ∗r(４)其中,K ∗l ㊁K ∗r为考虑结合面时对应的两侧连续体的等效刚度,特别地,当h m ＝０时,１K t ＝１K ∗l＋１K ∗r,如图３d 所示.㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(a )连续结构㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b )串联结构㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c )E m ＝＋ɕ㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(d )h m ＝０图３㊀连续结构子系统划分原理示意图F i g ．３㊀D i v i s i o nd i a gr a mo f c o n t i n u o u s s t r u c t u r e 本文针对连续结构提出子系统划分原则如下:①尽量减少超单元边界节点数量,以便实现超单元模型自由度的高效缩减;②在近似等截面的区域进行划分,结合面用刚性单元等效,且结合面厚度接近或等于零.根据以上原则,进一步对车体模型开展子系统划分.将A 柱㊁门槛进行截断,以垂直于腔体中心线的平面为截面,并将界面节点投影到截面上,将车体模型划分为两部分子模型;分别在子模型的截面处建立R B E ２单元,界面节点为R B E ２的从点,腔体形心为主点;将两个子模型各截面处对应的R B E ２单元主点通过共节点重新 缝合 起来,形成零厚度的结合面,则此时R B E ２的主点可视为两个子模型的边界节点.前风挡或者顶棚刚度较低,借用截断A 柱的截面,采用同样的方法设定边界节点,将包含设计对象(三角梁)的子模型设定为残余结构,另一子模型转化为超单元.此外,为使超单元模型的结果可视化,以及关键节点信息的方便读取,将各边界点㊁工况加载点及测量点通过P L O T 单元依次连接并输出结果.综上,可以采用本文提出的方法对存在固有边界的子系统进行模型缩减,并对连续结构的车体实现进一步模型缩减,将车体残余结构与车体超单元㊁副车架超单元㊁电池包超单元进行组合求解,见图４.得到相关的静力学分析及动力学分析结果,对比分析精度(表２)可以发现,车身系统进行超单元缩减后计算偏差较小,全局性能如车身弯扭刚度㊁车身弯扭模态计算偏差小于０．２１％,局部性能如压铸三角梁模态及悬置点静刚度计算偏差极小;在保证分析精度的前提下,在计算效率３９６ 车身多性能约束下的一体压铸三角梁轻量化设计苏永雷㊀张志飞方面,本文超单元方法可节省分析９７．３％的计算时间,可大幅提高相关结构优化的效率.图４㊀车身系统子系统划分及组合F i g ．４㊀S u p e r Ｇe l e m e n t s g e n e r a t i o n f o r b o d y s y s t e m 表２㊀基于初始设计方案的精度及效率对比T a b ．２㊀A c c u r a c y a n d e f f i c i e n c y c o m pa r i s o no f i n i t i a l d e s i gn 典型性能有限元模型超单元模型偏差(％)三角梁一阶弯曲模态(H z )１３０．２１３０．２０三角梁翻转模态(H z)１５３．４１５３．３０．０７三角梁二阶弯曲模态(H z )３４３．２３４３．１０．０３车身扭转刚度(k N m /(ʎ))５２．１３０５２．１８７０．１１后横梁左悬置点Z 向静刚度(N /mm )６５８．２６５８．１０．０２后横梁右悬置点Z 向静刚度(N /mm )１３５３．６１３５３．５０．０１前横梁悬置点Z 向静刚度(N /mm )６３６．１６３５．９０．０３上述性能单次分析仿真总用时(m i n)１５０４９７．３２㊀压铸三角梁多模型多目标拓扑优化以机舱区域的一体压铸三角梁为结构优化对象,考虑三角梁单体结构的性能以及与其他部件耦合作用的车身性能,开展相关工况的多目标拓扑优化,指导结构设计,其中车身性能的计算模型采用超单元模型以提高优化效率.２．１㊀设计空间确定及制造工艺设定三角梁端头位置通过螺栓固定在减振塔㊁流水槽上,压缩机通过悬置固定在三角梁框架内侧.为满足压力压铸过程材料成形质量需求,结构注塑主通道尽量连续,将各梁截面设计为U 形,U形槽的下表面㊁侧面以最小工艺可实施厚度赋值,根据三角梁框架与其他部件装配和空间布置关系,定义截面㊁悬置及其他安装区域为非设计域,U 形截面内部空间设计域定义为拓扑域X ,如图５所示,通过拓扑优化以识别需要加强的局部区域,明确加强筋布置.图５㊀拓扑模型示意图F i g ．５㊀D i a g r a mo f t o p o l o g y mo d e l 对于三角梁结构,必须考虑铸造工艺的拔模方向,保证装配便利性和加工可行性,本文在拓扑优化过程中添加＋Z 向拔模约束.２．２㊀多目标拓扑优化模型采用线性加权和法执行多目标设计具有一定局限性,不适用于子目标函数数量级不同的多目标优化问题[１３].本文采用折衷规划法研究多目标拓扑优化问题,得到以柔度最小为目标的静态工况拓扑优化数学模型[１４]:m i n C (ρ)＝[ðmk ＝１w q k (C k (ρ)－C m i n k C m a x k－C m i n k )q ]１q (５)式中,ρ＝(ρ１,ρ２, ,ρn )T为设计变量;n 为单元总数;m 为刚度工况总数;w k 为第k 个工况的权重因子;q 为惩罚因子,对于体网格拓扑域,取q ȡ２;C k (ρ)为第k 个工况的柔度目标函数;C m a x k ㊁C m i nk分别为第k 个工况的柔度目标函数的最大值㊁最小值.式(５)中,需要对碰撞等效静载工况进行处理,将１mm /m s 的静压转变为１０００N 的静载,保持同样的加载方向,将时域的静载工况转化为静态工况,以满足拓扑优化阶段的工况定义.本文采用加权特征值的倒数定义模态工况优化问题,得到以加权特征值倒数最小为目标的动态工况拓扑优化数学模型:m i n Φ(ρ)＝ðj W jλjðjW j(６)式中,λj 为第j 阶模态的特征值;W j 为第j 阶模态的权重系数.根据压铸三角梁模态特征,目标函数主要考虑表２中对应的３阶模态特征值.考虑到子目标函数相对重要性,引入权重因４９６ 中国机械工程第３５卷第４期２０２４年４月子w ,构建多工况柔度最小化与多阶特征值倒数最小化的综合目标函数:m i n f (ρ)＝{w ２[ðmk ＝１w k (C k (ρ)－C m i nk C m a x k －C m i nk )]２＋(１－w )２(Φ(ρ)－Φm i n k Φm a x k －Φm i n k)２}１/２(７)综合目标函数的各子目标都对应着一个权重系数,本文应用决策论中的层次分析法[１４],参考文献[１５]对子目标的相对重要性的定义,采用成对比较法建立静态工况子目标矩阵S 和动态工况子目标决策矩阵D ,表示为S ＝１１/３３１/３１/７１/７１/７１/７３１５１/３１/３１/３１/３１/３１/３１/５１１/７１/９１/９１/９１/９３３７１１/３１/３１/３１/３７３９３１１１１７３９３１１１１７３９３１１１１７３９３１１１１éëêêêêêêêêêêêùûúúúúúúúúúúúD ＝１３１/７１/３１１/９７９１éëêêêùûúúú对矩阵进行一致性检验[１６],发现矩阵一致性比值均小于０．１,判定矩阵一致性满足要求;矩阵最大特征值对应的归一化特征向量就是各子目标的权重比,得到动态工况３阶模态和静态工况８个子目标权重系数,如表３所示.另外,定义子目标函数的权重因子w ＝０．５.表３㊀子目标权重系数T a b ．３㊀W e i gh t c o e f f i c i e n t o f s u b c a s e p e r f o r m a n c e 性能分类典型性能权重系数动态工况三角梁一阶弯曲模态(H z )０．１４９三角梁翻转模态(H z)０．０６６三角梁二阶弯曲模态(H z )０．７８５静态工况车身扭转刚度(k N m /(ʎ))０．０３０后横梁左悬置点Z 向静刚度(N /mm )０．０６５后横梁右悬置点Z 向静刚度(N /mm )０．０１７前横梁悬置点Z 向静刚度(N /mm )０．０９３截面A 最大等效承载力(k N )０．１９９截面B 最大等效承载力(k N )０．１９９截面C 最大等效承载力(k N )０．１９９截面D 最大等效承载力(k N )０．１９９２．３㊀多目标拓扑优化多模型优化(m u l t i Ｇm o d e l o p t i m i z a t i o n ,MMO )可以同时兼顾多个计算模型,这些模型共享部分设计变量,共享的设计变量会得到相同或相似的优化结果[１７].本文三角梁性能分析分别采用单体模型和车身系统模型,计算模型并不相同,可以采用多模型优化方法,将拓扑域X 作为共享设计变量,同步驱动单体模型和车身系统模型参与优化,优化流程及数学模型定义如图６所示.具体参与拓扑优化的工况参考表１,其中压铸三角梁碰撞等效静载工况采用压铸三角梁单体模型,为静态工况;其他工况采用车身系统超单元模型,扭转刚度㊁静刚度分析工况为静态工况,模态分析工况为动态工况.利用多模型拓扑优化方法,以静态㊁动态工况的综合目标函数f (ρ)最小为优化目标,以优化过程的设计域体积分数V f r a c (X )ɤC (C 为体积分数的目标值)作为优化约束,采用变密度法(s o l i d i s o t r o pi cm a t e r i a l w i t h pe n a l i z a t i o nm o d e l ,S I M P )[１８]开展拓扑优化,在O pt i s t r u c t 软件环境下通过MA T I N I T＝１．０命令定义迭代第０步的拓扑域单元密度为１,当取C ＝０．５,即体积分数V f r a c (X )ɤ０．５时,多次迭代收敛过程及最后一个迭代步的结果如图７所示.图６㊀多模型多目标拓扑优化流程图F i g ．６㊀T o p o l o g yp r o c e s s f o rm u l t i Ｇm o d e l o pt i m i z a t i o n 最后一个迭代步往往包含最有效的优化信息,优化后单元密度接近１的区域视为关键传力路径.由图７b 迭代收敛结果可以发现:拓扑域单元整体上向密度为０和１两端聚集,优化结果具有较好的离散性;区域①的单元密度均接近于１,说明此区域需要强化,在满足此区域螺栓安装功能的前提下,增强加强筋布置密度;区域②的关键传力路径从截面B 的内侧边延伸到外侧边;区域③的关键传力路径与后横梁成约３０ʎ夹角;区域④由于压缩机悬置壳体嵌入横梁内部,导致局部区域薄弱,此处需要从悬置壳体发散出加强筋,以提高局部区域刚度,确保三角梁模态㊁后横梁右悬５９６ 车身多性能约束下的一体压铸三角梁轻量化设计苏永雷㊀张志飞(a)拓扑优化迭代收敛过程(b)拓扑优化迭代第３０步结果图７㊀拓扑优化迭代过程及收敛结果F i g．７㊀I t e r a t i o na n d r e s u l t o f t o p o l o g y o p t i m i z a t i o n 置点Z向静刚度㊁截面C最大等效承载力;区域⑤关键传力路径与已有非设计域的侧边呈现整体贯通的特征;此外,为避让压缩机,前横梁悬置壳体区域较为薄弱,需要在悬置壳体附近增加加强筋,以增强前横梁整体刚度.根据图７b的拓扑结构特征,在工程设计上保持区域①②⑤的设计对称性,完善加强筋结构设计数据,结果如图８所示.图８㊀加强筋设计F i g．８㊀R e i n f o r c e m e n t b e a dd e s i g n３㊀基于组合代理模型的厚度优化通过拓扑优化,完善了三角梁的结构设计,但具体结构的厚度需要合理定义,以实现轻量化.为便于三角梁厚度优化并保持模型仿真精度,悬置及端头安装位置设定为非设计域,采用体单元网格建模,需要厚度优化的结构对象采用壳单元网格建模,体网格与壳单元在搭接区采用共节点连接.３．１㊀压铸结构厚度设计变量定义三角梁下表面由多个 基面 组成,每个 基面 厚度均匀,可以设定为独立的设计变量;拔模方向的各加强筋和侧面统称为拔模面,由于拔模斜度要求使得拔模面根部较厚,拔出端较薄,故无法直接对拔模面的厚度进行参数化定义.本文采用厚度等效方法来实现拔模面厚度参数化定义,等效方法及步骤如下:(１)在H y p e r m e s h软件环境下,基于有限元模型选取任一壳单元,通过b y f a c e的方式选择相邻单元低于３ʎ特征角度的所有单元,构建单独的零件组和属性组,并提取对应单元的体积和面积,则等效厚度由体积(V o l u m e,用V表示)和面积(A r e a,用A表示)决定,等效厚度T(X)＝V/A,属性信息中材料参数与原模型保持一致,厚度参数自动更新为等效厚度;(２)三角梁结构中所有壳单元单独显示,通过二次开发程序对所有壳单元批量进行厚度等效,将三角梁结构中关于X＝０平面完全对称的两组属性组合并为一个,将新构建的各属性组中的厚度参数定义为设计变量.３．２㊀组合代理模型构造及精度校验方法代理模型通过建立输入与输出的映射关系,可有效降低仿真模拟的计算成本,因此在工程优化设计中得到广泛应用,相比于单一代理模型,组合代理模型具有更好的鲁棒性[１９Ｇ２０].本文选取多项式响应面㊁径向基函数㊁K r i g i n g函数参与组合模型构造,采用交叉验证(c r o s sＧv a l i d a t i o n,C V)精度校验方法获得各代理模型的精度评估值,根据精度评估值计算权重系数,通过线性加权确定组合代理模型,表达如下:f^E N(x)＝ðM i＝１w i(x)f^i(x)(８)式中,M为参与构造组合代理模型f^E N(x)的单一代理模型f^i(x)的个数;w i(x)为权重系数.C V采用均方根误差(r o o t m e a n s q u a r e e r r o r,R M S E)准则评估单一代理模型近似精度,表达如下:e R M S,j＝１NtðN tj＝１(f j(x)－f^j(x))２(９)式中,f j(x)为样本点真实模型值;f^j(x)为代理模型值; N t为检验代理模型精度的样本点个数.本文权重系数计算仍然采用C VＧR M S E准则,以权系数w i为设计变量,以均方根误差最小为目标函数,则组合代理模型计算过程转化为f i n d w i(x)m i n e R M S,E N＝１NeðN ek＝１(f E N k(x)－f^E N k(x))２s．t．㊀w i(x)ȡ０㊀㊀ðm i＝１w i(x)＝１üþýïïïïïï(１０)６９６ 中国机械工程第３５卷第４期２０２４年４月式中,f E N k (x )为样本点真实模型值;f^E Nk (x )为组合代理模型值;N e 为检验组合代理模型精度的样本点个数.３．３㊀设计优化基于实验设计与代理模型开展压铸三角梁厚度优化,优化流程如图９所示,主要步骤描述如下.(１)采用压铸三角梁各学科建模理论建立高精度分析模型,并对其求解精度进行校验,明确目标函数㊁约束条件㊁设计变量及设计空间等基本信息,构造优化模型.其中,分析模型包括采用车身系统超单元建模的车身扭转刚度分析模型㊁悬置点静刚度分析模型㊁模态分析模型,以及碰撞等效静载分析模型.(２)采用实验设计方法在初始设计空间内获得无偏样本点,本文采用M a x i m i n 实验设计方法,具有设计空间内均匀分布的特征[２１].(３)集成各分析模型,进行多样本求解,并提取设计变量与性能结果,获得初始(新增)样本点处的响应值.(４)根据已有样本点的响应值,在当前设计空间内构造设计变量与性能之间的组合代理模型.(５)校验组合代理模型的精度,如果精度满足要求,则基于组合代理模型进行优化,并将近似图９㊀基于组合代理模型优化流程图F i g ．９㊀O p t i m i z a t i o nb a s e do n c o m b i n e d s u r r o ga t e m o d e l 最优解作为优化结果输出;否则,新增样本点并更新代理模型,直至满足精度要求.(６)判断输出的优化结果是否满足工程需求.若满足则停止优化,将优化结果作为最优设计方案;否则需要转入步骤(１),调整优化模型并重新进行优化.为满足结构设计与可制造性一体化,对步骤(１)中优化模型数学表达式施加制造约束,定义如下:㊀f i n d x ＝(x １,x ２, ,x n )m i n f －(x )s ．t ．㊀g L B j ɤg －j(x )ɤg U B j ㊀㊀j ＝１,２, ,M V a r i a b l e :x L B ɤx a ɤx b ɤx U B x i ɪ(x s p ,[x L B ,x U B ])üþýïïïïïï(１１)其中,f －(x )为设计变量的总质量;g －j (x )为基于代理模型的第j 项性能;g L B j ㊁g U Bj 分别为第j 项性能目标的上下限值,目标值设定参考表１;x L B ㊁x U B 分别为设计变量的上下限,根据三角梁压铸工艺要求,设定x L B ＝２．２mm ㊁x U B ＝７mm ,且每隔０．４mm 离散取值;x a 为远浇口设计变量厚度;x b 为近浇口设计变量厚度,为保证压力压铸过程具有良好的模流性能,定义x a ɤx b .为进一步识别并删除灵敏度较低的设计变量,额外将０．２mm 的离散厚度加入设计变量可取值范围,即拔模面厚度x s p＝０．２mm 时,对应的结构可以考虑删除.本文设计变量初始采样３００个,构造组合代理模型,精度均高于９９％,基于代理模型开展优化并迭代收敛,得到 基面 ㊁拔模面的最优设计方案,删除厚度为０．２mm 的设计变量,厚度优化方案如图１０所示.图１０㊀优化后厚度分布结果F i g ．１０㊀T h e r e s u l t o f t h i c k n e s s o pt i m i z a t i o n 将图１０中等厚度的设计方案转化为变厚度的工程方案,各性能均采用有限元模型进行效果验证,性能结果如表４所示.由表４可以发现:①与厚度优化前对比,未达标性能如二阶弯曲模态㊁前横梁前悬置点静刚度㊁截面C 最大等效静载力,经过厚度优化均达标,且减重０．１k g;②与７９６ 车身多性能约束下的一体压铸三角梁轻量化设计苏永雷㊀张志飞初始方案三角梁(表１)对比,厚度优化后的方案各性能得到不同程度的提高,其中二阶弯曲模态提高１０７．９H z,等效静载承载能力提高约６０％,悬置点静刚度提高约３０％,在满足性能目标基础上减重０．６k g.表４㊀优化方案效果T a b．４㊀T h e p e r f o r m a n c e r e s u l t s o f o p t i m i z a t i o nd e s i g n典型性能初始方案厚度优化前厚度优化后目标值三角梁一阶弯曲模态(H z)１３０．２１９５．６１９３．５ȡ１４０．０三角梁翻转模态(H z)１５３．４２５８．８２５３．８ȡ１４０．０三角梁二阶弯曲模态(H z)３４３．２４３９．３４５１．１ȡ４５０．０车身扭转刚度(k N m/(ʎ))５２．１３０５２．６３２５２．６９１ȡ５２．００后横梁左悬置点Z向静刚度(N/mm)６５８．２８９７．８８８１．５ȡ７００．０后横梁右悬置点Z向静刚度(N/mm)１３５３．６１４０７．２１５３７．４ȡ７００．０前横梁悬置点Z向静刚度(N/mm)６３６．１６５５．７８３０．４ȡ７００．０截面A最大等效承载力(k N)１２５１７９１７５ȡ１６０截面B最大等效承载力(k N)４５６５７１ȡ６５截面C最大等效承载力(k N)４３５８６５ȡ６５截面D最大等效承载力(k N)４０８３６９ȡ６５压铸三角梁总成质量(k g)５．６５．１５．０ɤ５．２４㊀结论(１)针对连续的车体结构提出子系统划分原则和方法,支撑进一步开展模型降阶.采用超单元模型开展单轮次分析,在保证分析精度前提下,车身系统模型缩减可节省９７．３％的计算时间.(２)针对一体压铸三角梁的结构设计问题,本文同步考虑压铸结构单体性能和车身系统性能,开展多模型拓扑优化完成加强筋设计;同步考虑设计与可制造性,对压铸结构变厚度拔模面进行参数化定义,并基于组合代理模型对各型面厚度进行参数设计.优化方法最大限度地兼顾性能与轻量化:相较于初始设计方案,二阶弯曲模态提高１０７．９H z,等效静载承载能力提高约６０％,悬置点静刚度提高约３０％,实现减重０．６k g.(３)本文的优化方法不仅考虑压铸三角梁的单体性能,还兼顾相关的系统级性能,并且优化结果满足压铸成形工艺要求,不仅适用于压铸三角梁结构,也适用于车身其他铸件的设计开发.参考文献:[１]㊀苏永雷,张志飞．副车架静刚度修正方法及多层级拓扑优化[J]．汽车工程,２０２３,４５(１１):２１５７Ｇ２１６４．S U Y o n g l e i,Z HA N GZ h i f e i．C o r r e c t i o n M e t h o do fS t a t i cS t i f f n e s s a n d M u l t iＧl e v e lT o p o l o g y O p t i m i z aＧt i o nf o r S u b f r a m e[J]．A u t o m o t i v e E n g i n e e r i n g,２０２３,４５(１１):２１５７Ｇ２１６４．[２]㊀X UB,HA N YS,Z HA OL,e t a l．T o p o l o g y O p t iＧm i z a t i o no fC o n t i n u u m S t r u c t u r e s f o rN a t u r a lF r eＧq u e n c i e sC o n s i d e r i n g C a s t i n g C o n s t r a i n t s[J]．E n g iＧn e e r i n g O p t i m i z a t i o n,２０１９,５１(６):９４１Ｇ９６０．[３]㊀Z HA N GJY,WA N GSH,Z HA O H,e t a l．M a nＧu f a c t u r a b l e C a s t i n g P a r t s D e s i g n w i t h T o p o l o g yO p t i m i z a t i o no f S t r u c t u r a lA s s e m b l i e s[J]．P r o c e e dＧi n g s o ft h eI n s t i t u t i o n o f M e c h a n i c a l E n g i n e e r s,２０２２,２３６(４):４０１Ｇ４１２．[４]㊀WA N GC,X U B,D U A N Z,e t a l．S t r u c t u r a lT oＧp o l o g y O p t i m i z a t i o nC o n s i d e r i n g b o t hP e r f o r m a n c ea n d M a n u f a c t u r ab i l i t y:S t r e n g t h,S t i f f n e s s,a n dC o n n e c t i v i t y[J]．S t r u c t u r a la n d M u l t i d i s c i p l i n a r yO p t i m i z a t i o n,２０２１,６３:１４２７Ｇ１４５３．[５]㊀马晶,亢战．一种基于附加重力场的铸件拓扑优化方法[J]．计算力学学报,２０２１,３８(４):４９８Ｇ５０４．MA J i n g,K A N G Z h a n．A n A d d i t i o n a l G r a v i t yF i e l d M e t h o df o r T o p o l o g y O p t i m i z a t i o n o f C a s tP a r t s[J]．C h i n e s eJ o u r n a lo f C o m p u t a t i o n a l M eＧc h a n i c s,２０２１,３８(４):４９８Ｇ５０４．[６]㊀WA N G Y,K A N GZ．S t r u c t u r a l S h a p e a n dT o p o l oＧg y O p t i m i z a t i o n o f C a s t P a r t s U s i n g L e v e l S e tM e t h o d[J]．I n t e r n a t i o n a l J o u r n a lf o r N u m e r i c a lM e t h o d s i nE n g i n e e r i n g,２０１７,１１１(１３):１２５２Ｇ１２７３．[７]㊀林佳武,李玄霜,陈宗明,等．真空高压铸造铝合金车身后纵梁轻量化设计[J]．汽车工程,２０２０,４２(３):３８３Ｇ３８９．L I NJ i a w u,L IX u a n s h u a n g,C H E N Z o n g m i n g,e ta l．L i g h t w e i g h tD e s i g no fB o d y R e a rL o n g i t u d i n a lB e a m o f V A H P D i eＧc a s t i n g A l u m i n u m A l l o y[J]．A u t o m o t i v eE n g i n e e r i n g,２０２０,４２(３):３８３Ｇ３８９．[８]㊀雷飞,韩旭,黄永辉．车身复杂结构大规模问题的缩减计算[J]．中国机械工程,２００９,２０(１７):２１２７Ｇ２１３１．L E IF e i,HA N X u,HU A N G Y o n g h u i．S t u d y o nR e d u c e d M e t h o d si n S o l v i n g C o m p l e xa n d M u l t iＧp a r a m e t e r i z e dL a r g eS c a l eP r o b l e m i n A u t o m o t i v eB o d y D e s i g n[J]．C h i n a M e c h a n i c a l E n g i n e e r i n g,２００９,２０(１７):２１２７Ｇ２１３１．[９]㊀雷飞,韩旭．基于分级自适应技术车身结构多参数大规模问题快速计算方法研究[J]．中国机械工程,２０１０,２１(６):６６８Ｇ６７１．L E IF e i,HA NX u．AS t u d y o fR a p i dE v a l u a t i o n f o rS t r u c t u r a l B e h a v i o r o f M u l t iＧp a r a m e t e r i z e d a n dL a r g eＧs c a l e P r o b l e m i n V e h i c l e B o d y D e s i g n[J]．C h i n aM e c h a n i c a lE n g i n e e r i n g,２０１０,２１(６):６６８Ｇ８９６中国机械工程第３５卷第４期２０２４年４月。
汽车薄壁直梁抗弯曲特性的仿真研究
引 言
由薄壁 管件 构 成 的汽 车 前纵 梁梁 结 构 具有 质 量
发 生 的大 部 分汽 车 正面 碰 撞事 故里 ，汽车 的前 纵 梁 并不 是 与被 撞物 体 发 生纯 轴 向碰撞 ，而 是呈 一定 角
小、轴 向压缩力稳定 、轴 向强度高、吸 能特性好等 度 发 生相 互 之 间 的撞击 。因此 ，针 对 汽车 前 纵梁 的 设计 ，不仅 要使 其 满足 在 轴 向碰撞 中结 构变 形 的要 优 点 ，被应 用 于大 多数汽 车 的 前纵 梁 结构 中。 目前
Ｒ ｅ ｎ Ｒ ｕ ｎ ｇ ｕ ｏ ， Ｗｅ ｉ Ｑｉ ｎ ｇ ｇ ｕ ｏ ， Ｗａ ｎ ｇ Ｍｉ ａ ｏ ｍｉ ａ ｏ
（ Ｃ ｏ ｌ ｌ ｅ ｇ ｅ ｏ ｆ Ｍｅ ｃ ｈ ａ ｎ ｉ ｃ ａ ｌ ａ ｎ ｄ Ｐ ｏ ｗｅ ｒ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ ， Ｎｏ ａ ｈ ｕ ｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ｏ ｆ Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ ， Ｓ ｈ ａ ａ ｎ ｘ ｉ Ｔ ａ ｉ ｙ ｕ ａ ｎ ０ ３ ０ ０ ５ １ ）
ｉｌ ｆ ｌ ｉ ｎ ｇ ｍａ ｔ ｅ ｒ ｉ ａ ｌ ｔ ｏ ｂ ｅ ａ ｍ ｗｅ ｒ ｅ ａ ｎ ａ ｌ ｙ ｚ ｅ ｄ ｒ ｅ ｓ ｐ ｅ ｃ ｔ ｉ ｖｅ ｌ ｙ ． Ｆ ｒ ｏ ｍ ａ ｂ ｏ ｖ ｅ ，ｗｅ ｃ ａ ｎ ｄ ｒ ａ ｗ ｓ ｏ ｍｅ ｍｅ ａ ｎ ｉ ｎ ｇｆ ｕｌ ｍｅ ｔ ｈ ｏ ｄ ｓ ｉ ｎ ｉ ｍｐ ｒ ｏ ｖｉ ｎ ｇ ｂ ｅ ｎ ｄ ｉ ｎ ｇ ｒ ｅ ｓ ｉ ｓ ｔ ａ ｎ ｃ ｅ ．
抗 弯 能力 的有意 义 的方法 。
关键词 ：薄壁直梁 ；抗弯特性 ；斜 向碰撞 ；模拟仿真 中图分类号 ：Ｔ Ｈ １ ６ ， Ｕ ４ ６ ３ ． ８ ２ １ 文献标识码 ：Ａ 文章编号 ：１ ６ ７ １ — ７ ９ ８ ８ （ ２ ０ １ ４ ） ０ ３ — ８ ４ — ６ ． Ｕ ４ ６ ３ ． ８ ２ １ Ｄ ｏ ｃ ｕ ｍｅ ｎ ｔ Ｃｏ ｄ ｅ ： Ａ Ａ ｒ ｉ ｔ ｃ ｌ ｅ Ｉ Ｄ： １ ６ ７ １ — ７ ９ ８ ８ （ ２ ０ １ ４ ） ０ ３ － ８ ４ － ０ ４
薄壁U型汽车前桥工序间周转夹具设计
基金项目：国家自然 科 学 基 金 青 年 基 金 （５１４７５３１７）；西 安 航 空 职 业 技术学院 ２０１８年度综合科 研 项目 （１８ＸＨＺＨ－０１）；陕 西 省 教 育 厅 ２０１７年度教科研计划项目（１７ＪＫ０４０２） 收稿日期：２０１８年 １２月
图 １ 某型轿车前桥总体结构
８２
工具技术
２０１９年第 ５３卷 Ｎｏ．５
８１
薄壁 Ｕ型汽车前桥工序间周转夹具设计
韩斌慧１，原彩霞２，张江波１，白钰枝１
１西安航空职业技术学院；２ 中国航发山西航空发动机维修有限责任公司
摘要：某型轿车前桥由多段曲面薄壁结构焊接而成，由于承力要求其上分布各种加强筋和连接孔等要素，在
中等批量制造时必须经过多道工序的周转。结合夹具的设计原理，使用 ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ软件自顶向下设计装配体的方
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃａｒ；ｆｒｏｎｔａｘｌｅ；ｔｈｉｎｗａｌｌｅｄ；ｆｉｘｔｕｒｅ；ＳｏｌｉｄＷｏｒｋｓ
! 引言
前桥作为汽车的重要部件，主要在车辆前端起 转向承力作用。在工作过程中，不仅承受发动机等 部件的重量载荷，还要承受各种复杂的侧向力、纵向 力及其引起的复杂力矩［１］，此外还与前悬挂一起承 受来自凹凸路面和发动机等运动部件引起的振动载 荷。随着轻量化设计理念的深入，目前的前桥多由 板材压制零件和异形钢管类零件通过焊接成型，既 减轻了重量又缩短了制造周期［２－４］。前桥最重要的 承力件是前梁，起连接两端转向销孔支座、传动轴等 作用。为了提高前梁的结构刚性，在冲压和弯曲成 型过程中 还 需 在 内 外 部 增 加 多 处 加 强 筋［５］。 前 桥 制造工序多，尤其是焊接成型结构，在焊接工序过程 中的零部件之间定位和工序之间的搬运转移都要使 用多种工装夹具来提高效率［６－９］。本文研究某型轿 车前桥生产制造过程中工序间周转夹具的三维实
基于多工况的乘用车前防撞梁总成轻量化设计
基于多工况的乘用车前防撞梁总成轻量化设计张君媛;刘茜;张乐【摘要】对影响整车正面碰撞性能的重要部件前防撞梁总成中的前防撞横梁和吸能盒,进行轻量化设计.根据前防撞梁总成在整车碰撞中的变形过程、吸能特点以及各部件之间的截面力传递关系,将防撞梁总成从整车碰撞工况下解耦,建立了防撞梁总成独立评价条件;并基于独立评价条件,通过改变结构截面形状与材料,对前防撞梁总成进行轻量化设计,将轻量化方案与整车集成通过Ls-Dyna进行碰撞仿真与性能对比.结果表明:该轻量化方案使碰撞波形、侵入量与平均结构力得到优化,轻量化效果达到30％;因而,该前防撞梁总成轻量化设计方案是可行性的.%The light-mass design was performed for front bumper and crash box in the front bumper assembly,which are the important components that influence automotive performance during front impact.The front bumper assembly was decoupled under the automotive collision condition according to the deformation process,the energy absorption characteristics and the transmission relationship of section force between different components of the front bumper assembly.The independent evaluation mode of the front bumper assembly was established.The light-mass design was performed by changing cross-section shapes and materials of structures based on the independent evaluation mode.The light-mass solution was integrated with automotive,simulated by Ls-Dyna software and compared the performance.The results show that the scheme achieves a 30％lightmass effect with optimizing the collision waveform,the intrusion volume and the average structural force.Therefore,the light-mass designscheme of the front bumper assembly based on the independent evaluation mode is feasible.【期刊名称】《汽车安全与节能学报》【年(卷),期】2017(008)003【总页数】9页(P252-260)【关键词】汽车;被动安全;前防撞横梁;轻量化设计;吸能盒;独立评价【作者】张君媛;刘茜;张乐【作者单位】吉林大学汽车仿真与控制国家重点实验室,长春130022,中国;清华大学汽车安全与节能国家重点实验室,北京100084,中国;吉林大学汽车仿真与控制国家重点实验室,长春130022,中国;吉林大学汽车仿真与控制国家重点实验室,长春130022,中国【正文语种】中文【中图分类】U461.7前防撞梁总成作为汽车保险杠系统重要的组成部分，是汽车发生正面碰撞时首先发挥作用的部件，其性能的优劣对车身前端碰撞安全性有重要影响。
汽车用铝合金方形薄壁梁的压溃变形行为
汽车用铝合金方形薄壁梁的压溃变形行为
郭鹏程;喻杜;肖罡;秦依婷;杨钦文
【期刊名称】《机械工程材料》
【年(卷),期】2024(48)4
【摘要】建立了方形薄壁梁轴向压溃有限元模型,基于准静态拉伸试验获得的应力-应变数据,对6061-T6、6063-T6和6082-T6铝合金方形薄壁梁的压溃变形行为
进行研究,分析了单排、双排、三排诱导孔对其压溃变形行为的影响。
结果表明:模
拟得到无诱导孔铝合金方形薄壁梁均出现3个完整的压溃褶皱,与试验结果相符,证明建立的有限元模型较准确;3种无诱导孔铝合金方形薄壁梁的压溃变形模式均为
钻石压溃模式,Mises等效应力分布基本相同,在压溃变形过程中其方形截面上端面
两组对边分别依次出现内凹和外鼓,然后顺序压溃形成3个褶皱;开设诱导孔对铝合金方形薄壁梁第一压溃褶皱形成后的压溃变形行为的影响较大,缩短了第二、三压
溃褶皱形成所需压溃距离,提升了变形后期的承载能力,开设双排诱导孔时距离最小。
【总页数】8页(P95-102)
【作者】郭鹏程;喻杜;肖罡;秦依婷;杨钦文
【作者单位】中南林业科技大学机电工程学院;江西铜业技术研究院有限公司;湖南
大学机械与运载工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TG146.21
【相关文献】
1.诱导孔对铝合金薄壁梁轴向压缩变形行为的影响
2.基于薄壁梁压溃和弯曲理论的前纵梁轻量化设计
3.薄壁圆管变形吸能元件准静态压溃吸能分析
4.铝合金矩形薄壁梁压溃实验及理论与数值分析
5.小学低年级语文看图写话教学探究
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