CN115935522A - 一种轻量化混合材料汽车b柱结构的优化方法 - Google Patents

Abstract

一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，本发明有效的解决了单一材料B柱难以达到结构性能、轻量化和成本控制之间的协调，根据B柱经典工况和白车身静动态性能，确定碳纤维复合材料内板的铺层方案；通过螺栓、铆钉和胶层在白车身工况中的受力情况，结合所选材料的力学性能和成本，确定混合材料B柱的最优连接方式；根据C‑NCAP试验方法建立整车侧面碰撞和柱碰的有限元模型，以B柱侵入量和侵入速度作为性能指标，将混合材料B柱和原金属B柱进行对比；以混合材料B柱的结构参数作为设计变量，混合材料B柱的质量、侵入量和侵入速度作为指标，建立Kriging近似模型并采用NSGA‑II算法对混合材料B柱进行轻量化多目标优化等。

Description

一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法

技术领域

本发明涉及汽车零部件轻量化设计领域，具体涉及一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法。

背景技术

已知的，在正碰、侧碰、后碰、翻滚这四种碰撞事故中，侧面碰撞发生率为42.4％，且其死亡率高达34％。侧面碰撞事故发生时，汽车的侧面结构没有像其前、后部结构那样具有足够的变形吸能空间，故侧面碰撞对驾乘人员造成的伤害程度会更为严重。B柱作为重要的车身结构件，在汽车遭遇侧面碰撞时,可以减小其碰撞变形量,使驾驶员具有足够的生存空间，保证驾驶员的安全。另一方面，大量数据和试验显示，电动汽车质量每降10％，对应续航里程可增加5％～10％，节约15％～20％的电池成本以及20％的日常损耗成本。因此，对B柱进行设计时，要综合考虑其碰撞安全性和轻量化因素。

目前，高强度钢具有很大的屈服强度和拉伸强度，并且价格相对较低，高强度钢B柱可以在提升整车侧面碰撞安全性能的同时还降低了制造成本；但高强度钢有着密度高、重量大、变形困难、容易开裂等缺点，限制了高强度钢B柱的广泛应用。相对于高强度钢，铝合金的轻量化效果则更为显著，并且在吸能方面具备很大优势，通过采用铝合金代替钢制零部件，在同等受载情况下能够降低69％的重量和增加50％的吸能量，在吸能相同的情况下，铝合金薄壁件能够降低50％左右的重量；但铝合金可塑性过强，单一的铝合金B柱在发生碰撞事故时不能有效地保护车内人员的安全，很难满足侧碰安全性要求。

碳纤维作为车身最常用的轻量化材料，与铝合金和钢相比，能够有效减轻质量25％～30％和40％～60％，强度和刚度是钢材的5～7倍，而且具有较好的耐腐蚀、抗疲劳和耐冲击等优点；B柱采用碳纤维材料时综合性能虽好，但碳纤维材料加工生产效率不高，不仅需要复合材料专业人员来制作过程复杂的模具，还需要热压罐、真空管路等设备以及脱模剂、真空袋等辅助材料；除此以外，相对钢和铝合金，其成本过于昂贵。采用单一材料的B柱已很难同时满足结构性能、轻量化和成本控制的要求，因此亟需提出一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法。

发明内容

为克服背景技术中存在的不足，本发明提供了一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，本发明其内板使用碳纤维复合材料，加强板上部使用高强钢、下部采用铝合金，从而满足B柱上部刚度大抗变形、下部刚度小吸能强的结构需求，达到最大程度地保护乘员安全、提高轻量化效果与节省成本的目的。

为实现如上所述的发明目的，本发明采用如下所述的技术方案：

一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述方法具体包括如下步骤：

第一步、将汽车B柱总成的几何模型导入Hypermesh软件中，采用Automesh将其进行网格划分并赋予材料和属性；

第二步、将汽车B柱总成的有限元模型导入OptiStruct软件后建立三点弯曲、轴向拉伸和侧向弯曲工况，焊接方式用acm单元来模拟；

第三步、在进行碳纤维铺层设计前，对汽车B柱总成进行结构改进、材料替换和连接方式更改，因为轻量化混合材料汽车B柱总成需要满足上部刚度大抗变形、下部刚度小吸能强的结构特点，删除增强汽车B柱上部区域刚度的金属B柱加强板A和金属B柱加强板B，通过设计碳纤维铺层来弥补删除掉金属B柱加强板A和金属B柱加强板B而损失的刚度；在侧碰试验中，碰车前端吸能块与车轮最低点的最高高度在800～900mm处，故以车轮最低点高800mm处为分界线将金属B柱加强板C分成高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板，将高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板的长度各增加100mm，将长为200mm的重合区域作为连接区域；

高强钢B柱加强板的材质为Q460钢，铝合金B柱加强板的材质为6016铝合金，金属B柱内板更换为碳纤维复合材料B柱内板，汽车B柱总成的连接方法为碳纤维复合材料B柱内板与高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板采用胶接方式，使用“Adhesives+RBE3”单元来实现；铝合金B柱加强板与高强钢B柱加强板以及金属B柱外板的连接方式暂定用“RBE2”单元将它们连接起来；

第四步、将混合材料B柱模型导入Optistruct软件中，在connectors界面中选中area面板，在location处选中胶粘区域，在connect what处选择碳纤维复合材料B柱内板、高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板，type设置为adhesives，然后点击create生成模拟胶粘连接的“Adhesives+RBE3”单元；

在铺层设计阶段，高强钢B柱加强板、铝合金B柱加强板与金属B柱外板的连接通过RBE2单元进行模拟，进行模拟时，在1D界面中选中rigid，在independent处选中主节点，在dependent处选中从节点，点击create生成将主从节点连接起来的RBE2单元；

第五步、在OptiStruct软件中，采用自由尺寸优化、尺寸优化及铺层顺序优化多层次优化方法，确定铺层块形状、铺层数目及铺层顺序，确定碳纤维复合材料B柱内板的铺层方案，为简化概念设计阶段的初始变量，各个铺向角的厚度主要以集合的形式存在，即相同铺向角的铺层视为一个集合，称为超级层，针对采用壳单元建模地碳纤维复合材料内板，在自由尺寸阶段以超级层的厚度作为设计变量，对各超级层进行连续变量优化设计，即通过改变每一层的厚度和每个单元的纤维方向，层合板的总厚度在整个结构中持续变化；

由于超级层是具有相同铺向角的单层板铺叠而成，为了确定各个单层板的铺块形状，需要将各个超级层解析为形状不同的铺层块，由于各个单层板的铺块形状和铺设位置不一定相同，导致超级层的整体厚度也是不均匀的，由此对碳纤维复合材料B柱内板进行等刚度变厚度设计，进而提高材料利用率；

第六步、经过自由尺寸优化之后，得到每个超级层的厚度以及它的铺层裁剪形状，而每一个超级层具有4组不同的铺层块，这四个铺层块叠加在一起能表示一个超级层的优化结果，但由于优化得到的铺层块太过于理想，铺层块的形状往往是非常不规则的，不利于工业下料裁剪，因此需要对自由优化后的铺层块进行规则化处理，即将铺层块不负责的孔洞修剪成方便裁剪的矩形孔，以方便工业铺层下料，在进行规则处理时，为了防止处理后的层合板性能下降，矩形孔的边界不能超过不规则孔洞的边界；为了防止轻量化效果减少，矩形孔的面积要尽可能大；

除此以外，自由尺寸优化得到的每个铺层厚度是不同的，在实际生产制造时需要很高代价，为了使得到的结果有较好的经济性，因此引入单层厚度为0.3mm的制造性约束以获得厚度相同的单个铺层，在引入此制造性约束并进行尺寸优化后，便可获得每种形状的铺层块实际铺层数，实际铺层数为尺寸优化后得到的厚度尺寸T_i除以单层厚度0.3；

第七步、通过连续变量厚度优化设计所获得的碳纤维复合材料B柱内板的优化方案满足了刚度性能的需求，但在工程制造中碳纤维复合材料B柱内板还须满足一定的工艺性约束、限制铺层顺序引起不利内力的约束以及限制纤维断开的连续性约束，除此以外，合理的铺层顺序可以进一步提高混合材料汽车B柱的抗冲击性能；

第八步、将原金属汽车B柱和混合材料汽车B柱的白车身有限元模型导入OptiStruct软件中，根据试验工况建立白车身静态弯扭工况的有限元模型；在进行白车身自由模态分析时，则需要将白车身有限元模型导入到Nastran软件进行设置并求解；

第九步、因为初定的碳纤维复合材料B柱内板仅考虑了汽车B柱总成的性能需求，而未考虑整车性能的需求，这使得碳纤维复合材料超级层的厚度未能与白车身其他部件达到最佳匹配，甚至可能会导致白车身静动态性能下降，故需将初定的碳纤维复合材料B柱内板代入白车身并进行静态弯扭刚度分析和自由模态分析；

基于白车身静动态性能，对碳纤维复合材料B柱内板再一次进行尺寸优化和铺层顺序优化，这样的铺层设计不会使白车身的静动态性能下降并保证了混合材料汽车B柱的实际使用价值，由于白车身轻量化系数综合考虑了车身重量、投影面积以及扭转刚度性能指标，能够更好地综合其性能和轻量化设计，因此以白车身轻量化系数为优化目标，对碳纤维复合材料内板进行尺寸优化以及铺层顺序优化；

第十步、考虑复合材料铺层工艺和制造过程，使用复合材料铺层设计软件FiberSIM来建立碳纤维复合材料B柱内板的铺层模型，建模方法为将单铺层进行堆叠设计构成层合板结构，然后将各铺层的铺覆信息导入到有限元软件中，完成轻量化混合材料汽车B柱的建模；

将使用沉头铆钉、六角头螺栓、胶粘和粘铆连接的轻量化混合材料汽车B柱分别代入白车身模型，进行白车身静态弯扭工况和自由模态的有限元分析，采用OptiStruct求解器进行求解，得到白车身静态弯扭工况和整体一阶弯扭模态振型时得到沉头铆钉、六角头螺栓和胶层的受力情况，综合考虑所选材料的力学性能和成本，确定轻量化混合材料汽车B柱的最优连接方式；

第十一步、按照C-NCAP的侧面标准进行可变形移动壁障的侧面碰撞试验时，移动台车前端放置可变形蜂窝铝结构，试验时移动壁障冲击试验车辆的左侧即驾驶员侧，移动台车的冲击方向与试验车辆垂直，移动壁障的中心线位于试验车辆的R点后方250mm处的位置，碰撞速度是

同时要求移动台车的纵向中垂面与车辆通过驾驶员座椅R点向后250mm处的横截垂面的间距在正负25mm内，在驾驶员位置和后排座椅的左侧处分别上放置一个WorldSID50th和SID-IIs型假人以便模拟驾驶员和后排人员的伤害情况；

按照C-NCAP的侧面柱碰试验方法为刚性固定圆柱的直径为254mm且位于试验车辆左侧，试验车辆撞向壁障的碰撞速度大小为

碰撞速度方向为与车辆坐标系X轴成75±3°，试验车辆前排驾驶员位置放置1个WorldSID50th假人，以便模拟驾驶员的伤害情况，固定刚性圆柱的下端不能高于被测车辆撞击侧的车轮最低点之上102mm，上端必须超过试验车辆的最高点，圆柱的中心与假人头部中心的连线与速度方向一致；

所述按照C-NCAP的侧面碰撞试验和侧面柱碰试验方法，建立整车侧面碰撞模型和侧面柱碰模型，并在假人头部、胸部、腹部和骨盆对应B柱的位置处分别建立刚度为1×10^{- 10}N/mm的弹簧单元，将上述有限元模型以k文件格式导出，用LS-DYNA求解器进行求解，根据弹簧单元的变形量得到假人头部、胸部、腹部和骨盆的侵入量以及侵入速度；

第十二步、将混合材料汽车B柱代入整车侧碰模型并导入HyperStudy中进行DOE设计，以碳纤维复合材料B柱内板、高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板的结构参数创建变量，以混合材料汽车B柱质量、侵入量和侵入速度作为性能响应，碳纤维复合材料B柱内板的厚度采用离散取值方法，高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板的厚度和长度采用连续取值方法各设计变量取值范围如下所示：

式中：x₁、x₂和x₃分别为碳纤维复合材料B柱内板、高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板的厚度；x₄和x₅分别为高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板的长度；

采用最优拉丁超立方设计在设计变量空间内进行采样，共提取30个样本点来拟合各性能响应的Kriging近似模型，为检验Kriging近似模型的精度，随机挑选10个样本点进行精度验证，利用确定系数(R²)来评估近似模型的精度，R²值越接近于1，则表明近似模型的整体预测精度越高，混合材料汽车B柱总成质量、侧碰胸部侵入量和侧碰胸部侵入速度分别为0.9181、0.9287，0.9141，其它的性能指标的决定系数也均大于0.9，满足精度要求；

混合材料汽车B柱进行轻量化多目标优化的优化数学模型为：

式中：m(x)为混合材料汽车B柱总成质量，kg；D_sh(x)、D_sc(x)、D_sa(x)和D_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_sh0、D_sa0和D_sp0为在整车侧面碰撞中，假人头部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；D_ch(x)、D_cc(x)、D_ca(x)和D_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_ch0、D_cc0、D_ca0和D_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；v_sh(x)、v_sc(x)、v_sa(x)和v_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_c0、v_a0和v_p0为在整车侧面碰撞中，假人胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；v_ch(x)、v_cc(x)、v_ca(x)和v_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_ch0、v_cc0、v_ca0和v_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；

将NSGA-II优化算法的通过设置种群规模为40，进化代数为30，交叉概率为0.9，经过80次迭代计算，得到多目标优化Pareto解集，在Pareto前沿中选取一个妥协解并将其设计变量值取上圆整，根据圆整后的设计变量，重新建立轻量化混合材料汽车B柱模型并进行整车侧碰分析来验证妥协解的准确性。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第一步中汽车B柱总成包括金属B柱外板、碳纤维复合材料B柱内板、高强钢B柱加强板和铝合金B柱加强板，在所述金属B柱外板与碳纤维复合材料B柱内板之间的上部设有高强钢B柱加强板，在金属B柱外板与碳纤维复合材料B柱内板之间的下部设有铝合金B柱加强板。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第一步中赋予材料和属性时，材料和属性如下：

金属B柱内板的材料为B280/440DP，厚度为1.2mm；

金属B柱加强板A的材料为B340/590DP，厚度为2mm；

金属B柱加强板B的材料为B340/590DP，厚度为1.6mm；

金属B柱加强板C的材料为Docol1400，厚度为1.4mm；

金属B柱外板的材料为DOC6,厚度为0.7mm。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第二步中三点弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度12356，B柱总成上端自由度1256；在B柱外板中部施加Y轴方向的等效力；

轴向拉伸工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度12456，在B柱上部形心处施加Z轴正向力；

侧向弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度156，在B柱上部形心处施加X轴正向力。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第三步中未进行铺层设计的轻量化混合材料汽车B柱的材料和属性如下：

碳纤维复合材料B柱内板中碳纤维复合材料为环氧树脂碳纤维复合材料T300/5208，初定厚度通过铺层设计确定，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度；

高强钢B柱加强板的材料为Q460，初定厚度和长度分别为1.4mm和1054mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度；

铝合金B柱加强板的材料为6016铝合金，初定厚度和长度分别为1.4mm和395mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度度；

金属B柱外板的材料为DOC6，厚度为0.7mm。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第四步中高强钢B柱加强板、铝合金B柱加强板与碳纤维复合材料B柱内板胶粘连接时，胶接部位常常受到拉力、剪切力、扯离力和剥离力，在拉伸或压缩载荷作用下，胶接的基本破坏形式主要有剪切破坏、拉伸或拉弯破坏和剥离破坏三种，碳纤维复合材料B柱内板与高强钢B柱加强板、铝合金B柱加强板的连接属于面与面连接，承受载荷时，胶层主要承受剪切应力，为了验证胶接的可行性，需要对胶接单元进行强度校核，通过胶粘单元与焊点单元的抗剪力许用值对比，验证该结构中胶粘连接的可行性，具体如下：

A、计算原金属B柱内板与金属B柱加强板A、金属B柱加强板B、金属B柱加强板C之间的焊点的抗剪力许用值，按照如下的公式计算：

F_ss＝π×(D/2)²×0.577×σ_s

式中：D为焊点直径，mm；σ_s为母材抗剪强度，MPa；

B、计算碳纤维复合材料B柱内板与高强钢B柱加强板、铝合金B柱加强板采用胶粘连接的抗剪力许用值，按照如下公式计算：

F＝A×σ/λ

asas

式中：A为胶粘面积，mm²；σ_as为胶的抗剪强度，MPa；λ是一个常数，通常被定义为10。

所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述第九步中白车身轻量化系数表达式如下：

式中：L为轻量化系数；M为白车身质量，单位为kg；K_t为白车身扭转刚度，单位为N·mm/°；A为车身脚印面积(平均轮距×轴距),单位为mm²。

采用如上所述的技术方案，本发明具有如下所述的优越性：

本发明有效的解决了单一材料B柱难以达到结构性能、轻量化和成本控制之间的协调，其中轻量化混合材料汽车B柱由碳纤维复合材料内板、高强钢加强板、铝合金加强板和钢制外板构成，通过六角头螺栓、铆钉和胶层在白车身静态弯扭工况和一阶弯扭模态振型的受力情况，结合材料的力学性能和成本，确定混合材料B柱的最优连接方式，根据B柱经典工况以及等刚度原则，初定碳纤维复合材料内板的铺层方案；根据白车身静动态性能，确定碳纤维复合材料内板的铺层方案；根据C-NCAP试验方法建立整车侧面碰撞和柱碰的有限元模型，以B柱侵入量和侵入速度作为性能指标，将混合材料B柱和原金属B柱进行对比；以混合材料B柱的结构参数作为设计变量，混合材料B柱的质量、侵入量和侵入速度作为指标，建立Kriging近似模型并采用NSGA-II算法对混合材料B柱进行轻量化多目标优化等，具有广阔的应用前景。

附图说明

图1是本发明的流程框图；

图2是本发明实施例中金属B柱的总成模型；

图3是本发明实施例中金属B柱三点弯曲工况的有限元模型；

图4是本发明实施例中金属B柱侧向弯曲工况有限元模型；

图5是本发明实施例中金属B柱轴向拉伸工况有限元模型；

图6是本发明实施例中混合材料B柱总成模型；

图7是本发明实施例中超级层定义示意图；

图8是本发明实施例中超级层优化厚度分布示意图；

图9是本发明实施例中超级层解析铺层块示意图；

图10是本发明实施例中初定方案的自由尺寸优化结果；

图11是本发明实施例中初定方案的0°铺层自由尺寸优化结果；

图12是本发明实施例中初定方案的90°铺层自由尺寸优化结果；

图13是本发明实施例中初定方案的45°铺层自由尺寸优化结果；

图14是本发明实施例中初定方案的-45°铺层自由尺寸优化结果；

图15是本发明实施例中铺层块规则化处理示意图；

图16是本发明实施例中初定方案的尺寸优化结果；

图17是本发明实施例中初定方案的铺层顺序优化结果；

图18是本发明实施例中白车身静态弯曲工况示意图；

图19是本发明实施例中白车身静态扭转工况示意图；

图20是本发明实施例中最终方案的尺寸优化结果；

图21是本发明实施例中最终方案的铺层顺序优化结果；

图22是本发明实施例中铝合金加强板上的钻孔位置示意图；

图23是本发明实施例中铆钉连接示意图；

图24是本发明实施例中六角头螺栓连接示意图；

图25是本发明实施例中胶粘连接示意图；

图26是本发明实施例中粘铆连接示意图；

图27是本发明实施例中C-NCAP整车侧面碰撞示意图；

图28是本发明实施例中C-NCAP整车侧面柱碰示意图；

图29是本发明实施例中假人头部、胸部、腹部和骨盆对应B柱的位置；

图30是本发明实施例中Pareto解集；

在图中：1、金属B柱内板；2、金属B柱加强板A；3、金属B柱加强板B；4、金属B柱加强板C；5、金属B柱外板；6、碳纤维复合材料B柱内板；7、高强钢B柱加强板；8、铝合金B柱加强板；9、孔；10、沉头铆钉；11、六角头螺栓；12、螺母；13、胶层；14、试验车辆；15、移动台车；16、刚性固定圆柱；17、妥协解。

具体实施方式

通过下面的实施例可以更详细的解释本发明，本发明并不局限于下面的实施例；

在本发明的描述中，需要理解的是，术语“中心”、“侧向”、“长度”、“宽度”、“高度”、“上”、“下”、“前”、“后”、“左”、“右”、“竖直”、“水平”、“顶”、“底”、“内”、“外”、“侧”等指示的方位或位置关系为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的设备或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本发明的限制。

在本发明的描述中，还需要说明的是，除非另有明确的规定和限定，术语“设置”、“安装”、“相连”、“连接”应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或一体地连接；可以是机械连接，也可以是电连接；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，可以是两个元件内部的连通。对于本领域的普通技术人员而言，可以具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。

结合附图1～30所述的一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，所述方法具体包括如下步骤：

第一步、将汽车B柱总成的几何模型导入Hypermesh软件中，采用Automesh将其进行网格划分并赋予材料和属性，有限元模型如图2所示，赋予材料和属性时，材料和属性如下：

金属B柱内板1的材料为B280/440DP，厚度为1.2mm；

金属B柱加强板A2的材料为B340/590DP，厚度为2mm；

金属B柱加强板B3的材料为B340/590DP，厚度为1.6mm；

金属B柱加强板C4的材料为Docol1400，厚度为1.4mm；

金属B柱外板5的材料为DOC6,厚度为0.7mm。

第二步、将汽车B柱总成的有限元模型导入OptiStruct软件后建立三点弯曲、轴向拉伸和侧向弯曲工况，焊接方式用acm单元来模拟，工况中自由度1-3分别为x、y、z方向的平动，4-6分别为x、y、z方向的转动；具体实施时，三点弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度12356，B柱总成上端自由度1256；在B柱外板中部施加Y轴方向的等效力，如图3所示；

轴向拉伸工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度12456，在B柱上部形心处施加Z轴正向力，如图4所示；

侧向弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度156，在B柱上部形心处施加X轴正向力，如图5所示。

第三步、在进行碳纤维铺层设计前，对汽车B柱总成进行结构改进、材料替换和连接方式更改，轻量化混合材料汽车B柱模型如图6所示，因为轻量化混合材料汽车B柱总成需要满足上部刚度大抗变形、下部刚度小吸能强的结构特点，删除增强汽车B柱上部区域刚度的金属B柱加强板A2和金属B柱加强板B3，通过设计碳纤维铺层来弥补删除掉金属B柱加强板A2和金属B柱加强板B3而损失的刚度；在侧碰实验中，碰车前端吸能块与车轮最低点的最高高度在800～900mm处，故以车轮最低点高800mm处为分界线将金属B柱加强板C4分成高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8，将高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的长度各增加100mm，将长为200mm的重合区域作为连接区域；

高强钢B柱加强板7的材质为Q460钢，铝合金B柱加强板8的材质为6016铝合金，金属B柱内板1更换为碳纤维复合材料B柱内板6，汽车B柱总成的连接方法为碳纤维复合材料B柱内板6与高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8采用胶接方式，使用“Adhesives+RBE3”单元来实现；铝合金B柱加强板8与高强钢B柱加强板7以及金属B柱外板5的连接方式暂定用“RBE2”单元将它们连接起来；

具体实施时，如图6所示，所述的混合材料汽车B柱总成包括金属B柱外板5、碳纤维复合材料B柱内板6、高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8，在所述金属B柱外板5与碳纤维复合材料B柱内板6之间的上部设有高强钢B柱加强板7，在金属B柱外板5与碳纤维复合材料B柱内板6之间的下部设有铝合金B柱加强板8；未进行铺层设计的轻量化混合材料汽车B柱的材料和属性如下：

碳纤维复合材料B柱内板6中碳纤维复合材料为环氧树脂碳纤维复合材料T300/5208，初定厚度通过铺层设计确定，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度；

高强钢B柱加强板7的材料为Q460，初定厚度和长度分别为1.4mm和1054mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度；

铝合金B柱加强板8的材料为6016铝合金，初定厚度和长度分别为1.4mm和395mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度度；

金属B柱外板5的材料为DOC6，厚度为0.7mm。

第四步、将混合材料B柱模型导入Optistruct软件中，在connectors界面中选中area面板，在location处选中胶粘区域，在connect what处选择碳纤维复合材料B柱内板6、高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8，type设置为adhesives，然后点击create生成模拟胶粘连接的“Adhesives+RBE3”单元；

在铺层设计阶段，高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8与金属B柱外板5的连接通过RBE2单元进行模拟，进行模拟时，在1D界面中选中rigid，在independent处选中主节点，在dependent处选中从节点，点击create生成将主从节点连接起来的RBE2单元；

具体实施时，所述高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8与碳纤维复合材料B柱内板6胶粘连接时，胶接部位常常受到拉力、剪切力、扯离力和剥离力，在拉伸或压缩载荷作用下，胶接的基本破坏形式主要有剪切破坏、拉伸或拉弯破坏和剥离破坏三种，碳纤维复合材料B柱内板6与高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8的连接属于面与面连接，承受载荷时，胶层主要承受剪切应力，为了验证胶接的可行性，需要对胶接单元进行强度校核，通过胶粘单元与焊点单元的抗剪力许用值对比，验证该结构中胶粘连接的可行性，具体如下：

A、计算原金属B柱内板1与金属B柱加强板A2、金属B柱加强板B3、金属B柱加强板C4之间的焊点的抗剪力许用值，按照如下的公式计算：

F_ss＝π×(D/2)²×0.577×σ_s

式中：D为焊点直径，mm；σ_s为母材抗剪强度，MPa；

B、计算碳纤维复合材料B柱内板6与高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8采用胶粘连接的抗剪力许用值，按照如下公式计算：

F＝A×σ/λ

asas

式中：A为胶粘面积，mm²；σ_as为胶的抗剪强度，MPa；λ是一个常数，通常被定义为10。

第五步、在OptiStruct软件中，采用自由尺寸优化、尺寸优化及铺层顺序优化多层次优化方法，确定铺层块形状、铺层数目及铺层顺序，确定碳纤维复合材料B柱内板6的铺层方案。为简化概念设计阶段的初始变量，各个铺向角的厚度主要以集合的形式存在，即相同铺向角的铺层视为一个集合，称为超级层，如图7所示。针对采用壳单元建模地碳纤维复合材料内板，在自由尺寸阶段以超级层的厚度作为设计变量，对各超级层进行连续变量优化设计，即通过改变每一层的厚度和每个单元的纤维方向，层合板的总厚度在整个结构中持续变化，过程见图8。

由于超级层是具有相同铺向角的单层板铺叠而成，为了确定各个单层板的铺块形状，需要将各个超级层解析为形状不同的铺层块。由于各个单层板的铺块形状和铺设位置不一定相同，导致超级层的整体厚度也是不均匀的，由此可对碳纤维复合材料B柱内板进行等刚度变厚度设计，进而提高材料利用率。图9表明各个超级层通过自由尺寸优化手段所获得的最佳厚度的超级层以及每个超级层所解析的不同形状的铺层块。

进一步，本发明的碳纤维复合材料内板由0°、45°、-45°、90°四种铺层堆叠而成，这四种铺层角度容易实现，有利于简化生产工艺，而且能够满足设计需求。由于在进行自由尺寸优化时主要是对材料进行减薄设计，因此，创建的超级层需有足够的设计余量。对碳纤维复合材料B柱内板进行自由尺寸优化的数学模型为：

式中：x_f1、x_f2、x_f3和x_f4分别为混合材料B柱内板中0、45°、-45°、90°四个超级层的厚度，mm；m(x_f)为混合材料B柱的质量，kg；D_a(x_f)、D_l(x_f)和D_t(x_f)分别为混合材料B柱总成在轴向拉伸工况、侧向弯曲工况和三点弯曲工况中的最大位移，mm；D_a0、D_l0和D_t0为原金属B柱总成在轴向拉伸工况、侧向弯曲工况和三点弯曲工况中的最大位移，mm；CT_f为自由尺寸优化阶段的制造约束，各角度铺层所占的比例不少于10％且不高于60％，±45°超级层的厚度和形状保持一致。

自由尺寸优化结果如图10所示，各个铺层的形状及厚度分布如图11～14所示。因为±45°铺层采用对称铺层的方式，故图13～14中的优化结果一致。

第六步、经过自由尺寸优化之后，得到每个超级层的厚度以及它的铺层裁剪形状，而每一个超级层具有4组不同的铺层块，这四个铺层块叠加在一起能表示一个超级层的优化结果，但由于优化得到的铺层块太过于理想，铺层块的形状往往是非常不规则的，不利于工业下料裁剪，因此需要对自由优化后的铺层块进行规则化处理，即将铺层块不负责的孔洞修剪成方便裁剪的矩形孔，以方便工业铺层下料，在进行规则处理时，为了防止处理后的层合板性能下降，矩形孔的边界不能超过不规则孔洞的边界；为了防止轻量化效果减少，矩形孔的面积要尽可能大；图15展示了超级层中四个铺层块规则化处理的前后差别。

除此以外，自由尺寸优化得到的每个铺层厚度是不同的，在实际生产制造时需要很高代价，为了使得到的结果有较好的经济性，因此引入单层厚度为0.3mm的制造性约束以获得厚度相同的单个铺层。在引入此制造性约束并进行尺寸优化后，便可获得每种形状的铺层块实际铺层数，实际铺层数为尺寸优化后得到的厚度尺寸T_i除以单层厚度0.3。

进一步，碳纤维复合材料B柱内板尺寸优化的数学模型为：

式中：x_s1,x_s2,,x_fn分别为混合材料B柱内板中0、45°、-45°、90°四个超级层的厚度，mm；m(x_s)为混合材料B柱的质量，kg；D_a(x_s)、D_l(x_s)和D_t(x_s)分别为混合材料B柱总成在轴向拉伸工况、侧向弯曲工况和三点弯曲工况中的最大位移，mm；D_a0、D_l0和D_t0为原金属B柱总成在轴向拉伸工况、侧向弯曲工况和三点弯曲工况中的最大位移，mm；CT_s为尺寸优化阶段的制造约束，单层厚度为0.3mm。

尺寸优化的结果如图16所示，碳纤维复合材料B柱内板的铺层数为20层，0°、90°和±45°铺层均有5层。

第七步、通过连续变量厚度优化设计所获得的碳纤维复合材料B柱内板6的优化方案满足了刚度性能的需求，但在工程制造中碳纤维复合材料B柱内板6还须满足一定的工艺性约束、限制铺层顺序引起不利内力的约束以及限制纤维断开的连续性约束，除此以外，合理的铺层顺序可以进一步提高混合材料汽车B柱的抗冲击性能；

进一步，对碳纤维复合材料B柱内板6进行铺层顺序优化的数学模型为：

式中：x_r1,x_r2,,x_rn中不同排列顺序为设计变量，m为自由尺寸优化后得到的实际铺层数；S(x_r)为混合材料B柱的刚度，N/mm；CT_r为铺层顺序优化阶段的制造性约束，最外层铺设为45°铺层，同一方向的铺层不能连续出现2层以上，±45°铺层成对出现。

优化后的铺层顺序见图17，其中开头数字“1”代表0°铺层，“2”代表90°铺层，“3”代表45°铺层，“4”代表-45°铺层。经铺层顺序优化得到第1层到20层的铺层角度分别为：45°、-45°、90°、90°、45°、-45°、90°、90°、0°、90°、0°、45°、-45°、45°、-45°、0°、45°、-45°、0°、0°，即最佳铺层顺序为[45/-45/90/90/45/-45/90/90/0/90/0/45/-45/45/-45/0/45/-45/0/0]。

第八步、将原金属汽车B柱和混合材料汽车B柱的白车身有限元模型导入OptiStruct软件中，根据试验工况建立白车身静态弯扭工况的有限元模型；在进行白车身自由模态分析时，则需要将白车身有限元模型导入到Nastran软件进行设置并求解；

白车身静态弯曲工况：

约束前减震器支座安装孔自由度123和后副车架后连接孔自由度123，在座椅R点处施加Z轴负向力，其示意图如图18所示。

白车身静态扭转工况：

约束后副车架连接孔处自由度123456，在前减震器支座安装孔处施加一对大小相等方向相反的Z轴力，其示意图如图19所示。

自由模态设置：

采用Lanczos法提取白车身的固有频率，设置第一阶模态从1Hz算起，提取前十阶弹性模态。

第九步、因为初定的碳纤维复合材料B柱内板6仅考虑了汽车B柱总成的性能需求，而未考虑整车性能的需求，这使得碳纤维复合材料超级层的厚度未能与白车身其他部件达到最佳匹配，甚至可能会导致白车身静动态性能下降，故需将初定的碳纤维复合材料B柱内板6代入白车身并进行静态弯扭刚度分析和自由模态分析；

基于白车身静动态性能，对碳纤维复合材料B柱内板6再一次进行尺寸优化和铺层顺序优化，这样的铺层设计不会使白车身的静动态性能下降并保证了混合材料汽车B柱的实际使用价值；由于白车身轻量化系数综合考虑了车身重量、投影面积以及扭转刚度性能指标，能够更好地综合其性能和轻量化设计，因此以白车身轻量化系数为优化目标，对碳纤维复合材料内板进行尺寸优化手段以及铺层顺序；

进一步，白车身轻量化系数表达式如下：

式中：L为轻量化系数；M为白车身质量，单位为kg；K_t为白车身扭转刚度，单位为N·mm/°；A为车身脚印面积(平均轮距×轴距),单位为mm²；

根据白车身静动态性能对碳纤维复合材料B柱内板6进行尺寸优化时的数学模型为：

式中：x_b1,x_b2,,x_bn分别为各个铺层块的厚度；n为铺层块数目；L(x_b)为混合材料B柱的白车身的轻量化系数；BS(x_b)为混合材料B柱的白车身的静态弯曲刚度，N/mm；BS₀为原金属B柱的白车身的静态弯曲刚度，N/mm；BF(x_b)和TF(x_b)分别为混合材料B柱的白车身的一阶弯曲模态和一阶扭转模态，Hz；BF₀和TF₀分别为原金属B柱的白车身的一阶弯曲模态和一阶扭转模态，Hz；CT_b为尺寸优化阶段的制造约束，单层厚度为0.3mm；

尺寸优化的结果如图20所示，碳纤维复合材料B柱内板的铺层数为17层。其中，0°铺层有5层，90°和±45°铺层均有4层。

根据白车身静动态性能对碳纤维复合材料B柱内板进行铺层顺序优化的数学模型为：

式中：x_o1,x_o2,,x_om中不同排列顺序为设计变量，m为自由尺寸优化后得到的实际铺层数；L(x_o)为混合材料B柱的白车身的轻量化系数；CT_o为铺层顺序优化阶段的制造性约束，最外层铺设为45°铺层，同一方向的铺层不能连续出现2层以上，±45°铺层成对出现。

进一步，优化后的铺层顺序见图21，铺层顺序为[45/-45/45/-45/0/90/0/45/-45/90/0/90/45/-45/0/90/0]。

第十步、考虑复合材料铺层工艺和制造过程，使用复合材料铺层设计软件FiberSIM来建立碳纤维复合材料B柱内板6的铺层模型，建模方法为将单铺层进行堆叠设计构成层合板结构，然后将各铺层的铺覆信息导入到有限元软件中，完成轻量化混合材料汽车B柱的建模；

将使用沉头铆钉10、六角头螺栓11、胶粘和粘铆连接的轻量化混合材料汽车B柱分别代入白车身模型，进行白车身静态弯扭工况和自由模态的有限元分析，采用OptiStruct求解器进行求解，得到白车身静态弯扭工况和整体一阶弯扭模态振型时得到沉头铆钉10、六角头螺栓11和胶层13的受力情况，综合考虑所选材料的力学性能和成本，确定轻量化混合材料汽车B柱的最优连接方式。

进一步，在进行铆钉和螺栓连接时，需要先进行钻孔，铝合金B柱加强板8的钻孔位置示意图见图22，铆钉、螺栓、胶粘和粘铆连接的示意图见图23～26，为了确定轻量化混合材料汽车B柱的最优连接方式，需要建立高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8、碳纤维复合材料B柱内板6、六角头螺栓11和沉头铆钉10的3D模型，高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8、碳纤维复合材料B柱内板6的3D模型根据其形状和厚度便可生成，沉头铆钉10和六角头螺栓11的3D模型则需要与孔9相匹配，在进行网格划分时，沉头铆钉10和六角头螺栓11作为本阶段分析的主要目标，用六面体网格划分；为了便于利用网格变形技术对高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8和金属B柱外板5的钻孔进行缩放，钻孔部位采用六面体单元进行网格细化，高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8和金属B柱外板5的其余部分划分为四面体网格；

在OptiStruct软件中，打开connector面板找到创建的Adhesive连接，将它的HexaThickness设置为const thickness，在下方的Const thickness框处填写不同胶层厚度的数值，从而达到模拟不同胶层厚度的连接效果；

在对沉头铆钉10和六角头螺栓11进行分析时，需要设置沉头铆钉10和六角头螺栓11分别与高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8、金属B柱外板5的接触以及这些接触的静、动摩擦系数，在进行接触设置时，需要先将沉头铆钉10、六角头螺栓11、孔9、高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8和金属B柱外板5之间接触的表面设置成接触面，然后设置主从接触面，在沉头铆钉10、六角头螺栓11与孔9的接触中，沉头铆钉10和六角头螺栓11的侧面为主接触面，孔9表面为从接触面；在沉头铆钉10与高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8、金属B柱外板5的接触中，高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8与金属B柱外板5的表面为主接触面，沉头铆钉10的头部与二者的接触面为从接触面；在六角头螺栓11与高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8、金属B柱外板5的接触中，高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8与金属B柱外板5的表面为主接触面，六角头螺栓11的头部与二者的接触面为从接触面；在高强钢B柱加强板7、铝合金B柱加强板8与金属B柱外板5的接触中，金属B柱外板5表面为主接触面，高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的表面为从接触面；

进一步，沉头铆钉10的材料选为AZ91D、5056、2A10和6061，分别编号为R1、R2、R3和R4；六角头螺栓11的材料选为45#、SUS304、SUS316和6061，分别编号为B1、B2、B3和B4；胶层13的材料选为环氧树脂胶A、丙烯酸脂胶B、丙烯酸脂胶C和环氧树脂胶D，分别编号为A1、A2、A3和A4。故沉头铆钉10、六角头螺栓11、胶层13的设计变量如下所示：

式中：M_r、M_b和M_a分别代表沉头铆钉10、六角头螺栓11、胶层13的材料；D_b和D_r分别表沉头铆钉10、六角头螺栓11的直径，mm；T_a代表胶层13的厚度。

轻量化混合材料汽车B柱连接优化的数学模型为：

式中：P(x_L)为所选连接方案中沉头铆钉10或六角头螺栓11和胶层13的价格之和，σ_r1、σ_r2、σ_r3和σ_r4分别代表沉头铆钉10在白车身静态弯曲、静态扭转、一阶弯曲模态和一阶扭转模态时的最大应力，MPa；σ_b1、σ_b2、σ_b3和σ_b4分别代表六角头螺栓11在白车身静态弯曲、静态扭转、一阶弯曲模态和一阶扭转模态时的最大应力，MPa；σ_a1、σ_a2、σ_a3和σ_a4分别代表胶层13在白车身静态弯曲、静态扭转、一阶弯曲模态和一阶扭转模态时的最大应力，MPa；σ_r0、σ_b0和σ_a0分别代表沉头铆钉10、六角头螺栓11、胶层13所用材料的屈服强度。优化结果表明本发明的轻量化混合材料汽车B柱的最优连接方式为铆接。

第十一步、C-NCAP的侧面碰撞试验方法如图27所示，按照C-NCAP的侧面标准进行可变形移动壁障的侧面碰撞试验时，移动台车15前端放置可变形蜂窝铝结构，试验时移动壁障冲击试验车辆14的左侧即驾驶员侧，移动台车15的冲击方向与试验车辆14垂直，移动壁障的中心线位于试验车辆14的R点后方250mm处的位置，碰撞速度是

(规定不得低于50km/h)，同时要求移动台车15的纵向中垂面与车辆通过驾驶员座椅R点向后250mm处的横截垂面的间距在正负25mm内，在驾驶员位置和后排座椅的左侧处分别上放置一个WorldSID50th和SID-IIs型假人以便模拟驾驶员和后排人员的伤害情况；

C-NCAP的侧面柱碰试验方法如图28所示，按照C-NCAP的侧面柱碰试验方法为刚性固定圆柱16的直径为254mm且位于试验车辆左侧，试验车辆14撞向壁障的碰撞速度大小为

碰撞速度方向为与车辆坐标系X轴成75±3°，试验车辆14前排驾驶员位置放置1个WorldSID50th假人，以便模拟驾驶员的伤害情况，固定刚性圆柱16的下端不能高于被测车辆撞击侧的车轮最低点之上102mm，上端必须超过试验车辆的最高点，圆柱的中心与假人头部中心的连线与速度方向一致；

所述按照C-NCAP的侧面碰撞试验和侧面柱碰试验方法，建立整车侧面碰撞模型和侧面柱碰模型，并在假人头部、胸部、腹部和骨盆对应B柱的位置处分别建立刚度为1×10^{- 10}N/mm的弹簧单元，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应B柱的位置见图29，将上述有限元模型以k文件格式导出，用LS-DYNA求解器进行求解，根据弹簧单元的变形量得到假人头部、胸部、腹部和骨盆的侵入量以及侵入速度；

第十二步、将混合材料汽车B柱代入整车侧碰模型并导入HyperStudy中进行DOE设计，以碳纤维复合材料B柱内板6、高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的结构参数创建变量，以混合材料汽车B柱质量、侵入量和侵入速度作为性能响应，碳纤维复合材料B柱内板6的厚度采用离散取值方法，高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的厚度和长度采用连续取值方法各设计变量取值范围如下所示：

式中：x₁、x₂和x₃分别为碳纤维复合材料B柱内板6、高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的厚度；x₄和x₅分别为高强钢B柱加强板7和铝合金B柱加强板8的长度；

采用最优拉丁超立方设计在设计变量空间内进行采样，共提取30个样本点来拟合各性能响应的Kriging近似模型，为检验Kriging近似模型的精度，随机挑选10个样本点进行精度验证，利用确定系数(R²)来评估近似模型的精度，R²值越接近于1，则表明近似模型的整体预测精度越高，混合材料汽车B柱总成质量、侧碰胸部侵入量和侧碰胸部侵入速度分别为0.9181、0.9287，0.9141，其它的性能指标的决定系数也均大于0.9，满足精度要求；

混合材料汽车B柱进行轻量化多目标优化的优化数学模型为：

式中：m(x)为混合材料汽车B柱总成质量，kg；D_sh(x)、D_sc(x)、D_sa(x)和D_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_sh0、D_sa0和D_sp0为在整车侧面碰撞中，假人头部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；D_ch(x)、D_cc(x)、D_ca(x)和D_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_ch0、D_cc0、D_ca0和D_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；v_sh(x)、v_sc(x)、v_sa(x)和v_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_c0、v_a0和v_p0为在整车侧面碰撞中，假人胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；v_ch(x)、v_cc(x)、v_ca(x)和v_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_ch0、v_cc0、v_ca0和v_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；

将NSGA-II优化算法的通过设置种群规模为40，进化代数为30，交叉概率为0.9，经过80次迭代计算，得到多目标优化Pareto解集(如图30所示)。在Pareto前沿中选取一个妥协解17并将其设计变量值取上圆整，根据圆整后的设计变量，重新建立轻量化混合材料汽车B柱模型并进行整车侧碰分析来验证妥协解17的准确性。

进一步，原金属材料B柱的质量为9.831kg，侧碰胸部侵入量为92.57mm，侧碰胸部侵入速度为5.21m/s。轻量化多目标优化后的混合材料B柱质量为7.087kg，减少了27.91％；侧碰胸部最大侵入量为89.41mm，减少了3.41％；侧碰胸部最大侵入速度为4.97m/s，减少了4.61％；除此以外，其他性能指标也有所改善。本发明的轻量化混合材料汽车B柱不仅使整车耐撞安全性的性能有所提高，而且其轻量化效果显著。

本发明有效的解决了单一材料B柱难以达到结构性能、轻量化和成本控制之间的协调，其中轻量化混合材料汽车B柱由碳纤维复合材料内板、高强钢加强板、铝合金加强板和钢制外板构成。通过螺栓、铆钉和胶层在白车身静态弯扭工况和一阶弯扭模态振型的受力情况，结合材料的力学性能和成本，确定混合材料B柱的最优连接方式。根据B柱经典工况以及等刚度原则，初定碳纤维复合材料内板的铺层方案；根据白车身静动态性能，确定碳纤维复合材料内板的铺层方案；根据C-NCAP试验方法建立整车侧面碰撞和柱碰的有限元模型，以B柱侵入量和侵入速度作为性能指标，将混合材料B柱和原金属B柱进行对比；以混合材料B柱的结构参数作为设计变量，混合材料B柱的质量、侵入量和侵入速度作为指标，建立Kriging近似模型并采用NSGA-II算法对混合材料B柱进行轻量化多目标优化。轻量化多目标优化后的混合材料B柱质量为7.087kg，减少了27.91％，侧碰胸部最大侵入量减少了3.41％，侧碰胸部最大侵入速度减少了4.61％。

与现有技术相比，本发明的优点如下：

1、本发明的轻量化混合材料汽车B柱可以同时满足结构性能、轻量化和成本控制的需求。现阶段对B柱进行设计，主要是通过设计变厚度B柱以及对加强板进行碳纤维铺层设计。这虽然达到了轻量化效果和结构性能的平衡，但并未考虑成本问题以及充分挖掘轻量化潜力。与变厚度B柱相比，本发明的轻量化混合材料汽车B柱采用了碳纤维复合材料和铝合金，故轻量化效果更为显著；与钢/CFRP复合结构的B柱相比，本发明的混合材B柱用铝合金、高强钢来提高刚度和吸能能力，因此减少了碳纤维复合材料的使用量，成本也随之降低。

2、本发明采用有限元分析的方法，通过白车身静态弯扭刚度和自由模态分析确定了轻量化混合材料汽车B柱连接的最佳方式。所提出的设计思路可应用于其它轻量化混合材料汽车B柱的连接，使每个独特的轻量化混合材料汽车B柱根据整车性能和成本问题得到最优连接方式。

本发明未详述部分为现有技术。

为了公开本发明的发明目的而在本文中选用的实施例，当前认为是适宜的，但是，应了解的是，本发明旨在包括一切属于本构思和发明范围内的实施例的所有变化和改进。

Claims (7)

1.一种轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述方法具体包括如下步骤：

第一步、将汽车B柱总成的几何模型导入Hypermesh软件中，采用Automesh将其进行网格划分并赋予材料和属性；

第二步、将汽车B柱总成的有限元模型导入OptiStruct软件后建立三点弯曲、轴向拉伸和侧向弯曲工况，焊接方式用acm单元来模拟；

第三步、在进行碳纤维铺层设计前，对汽车B柱总成进行结构改进、材料替换和连接方式更改，因为轻量化混合材料汽车B柱总成需要满足上部刚度大抗变形、下部刚度小吸能强的结构特点，删除增强汽车B柱上部区域刚度的金属B柱加强板A(2)和金属B柱加强板B(3)，通过设计碳纤维铺层来弥补删除掉金属B柱加强板A(2)和金属B柱加强板B(3)而损失的刚度；在侧碰试验中，碰车前端吸能块与车轮最低点的最高高度在800～900mm处，故以车轮最低点高800mm处为分界线将金属B柱加强板C(4)分成高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)，将高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)的长度各增加100mm，将长为200mm的重合区域作为连接区域；

高强钢B柱加强板(7)的材质为Q460钢，铝合金B柱加强板(8)的材质为6016铝合金，金属B柱内板(1)更换为碳纤维复合材料B柱内板(6)，汽车B柱总成的连接方法为碳纤维复合材料B柱内板(6)与高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)采用胶接方式，使用“Adhesives+RBE3”单元来实现；铝合金B柱加强板(8)与高强钢B柱加强板(7)以及金属B柱外板(5)的连接方式暂定用“RBE2”单元将它们连接起来；

第四步、将混合材料B柱模型导入Optistruct软件中，在connectors界面中选中area面板，在location处选中胶粘区域，在connect what处选择碳纤维复合材料B柱内板(6)、高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)，type设置为adhesives，然后点击create生成模拟胶粘连接的“Adhesives+RBE3”单元；

在铺层设计阶段，高强钢B柱加强板(7)、铝合金B柱加强板(8)与金属B柱外板(5)的连接通过RBE2单元进行模拟，进行模拟时，在1D界面中选中rigid，在independent处选中主节点，在dependent处选中从节点，点击create生成将主从节点连接起来的RBE2单元；

第五步、在OptiStruct软件中，采用自由尺寸优化、尺寸优化及铺层顺序优化多层次优化方法，确定铺层块形状、铺层数目及铺层顺序，确定碳纤维复合材料B柱内板的铺层方案，为简化概念设计阶段的初始变量，各个铺向角的厚度主要以集合的形式存在，即相同铺向角的铺层视为一个集合，称为超级层，针对采用壳单元建模地碳纤维复合材料内板，在自由尺寸阶段以超级层的厚度作为设计变量，对各超级层进行连续变量优化设计，即通过改变每一层的厚度和每个单元的纤维方向，层合板的总厚度在整个结构中持续变化；

由于超级层是具有相同铺向角的单层板铺叠而成，为了确定各个单层板的铺块形状，需要将各个超级层解析为形状不同的铺层块，由于各个单层板的铺块形状和铺设位置不一定相同，导致超级层的整体厚度也是不均匀的，由此对碳纤维复合材料B柱内板进行等刚度变厚度设计，进而提高材料利用率；

第六步、经过自由尺寸优化之后，得到每个超级层的厚度以及它的铺层裁剪形状，而每一个超级层具有4组不同的铺层块，这四个铺层块叠加在一起能表示一个超级层的优化结果，但由于优化得到的铺层块太过于理想，铺层块的形状往往是非常不规则的，不利于工业下料裁剪，因此需要对自由优化后的铺层块进行规则化处理，即将铺层块不负责的孔洞修剪成方便裁剪的矩形孔，以方便工业铺层下料，在进行规则处理时，为了防止处理后的层合板性能下降，矩形孔的边界不能超过不规则孔洞的边界；为了防止轻量化效果减少，矩形孔的面积要尽可能大；

除此以外，自由尺寸优化得到的每个铺层厚度是不同的，在实际生产制造时需要很高代价，为了使得到的结果有较好的经济性，因此引入单层厚度为0.3mm的制造性约束以获得厚度相同的单个铺层，在引入此制造性约束并进行尺寸优化后，便可获得每种形状的铺层块实际铺层数，实际铺层数为尺寸优化后得到的厚度尺寸T_i除以单层厚度0.3；

第七步、通过连续变量厚度优化设计所获得的碳纤维复合材料B柱内板的优化方案满足了刚度性能的需求，但在工程制造中碳纤维复合材料B柱内板还须满足一定的工艺性约束、限制铺层顺序引起不利内力的约束以及限制纤维断开的连续性约束，除此以外，合理的铺层顺序可以进一步提高混合材料汽车B柱的抗冲击性能；

第八步、将原金属汽车B柱和混合材料汽车B柱的白车身有限元模型导入OptiStruct软件中，根据试验工况建立白车身静态弯扭工况的有限元模型；在进行白车身自由模态分析时，则需要将白车身有限元模型导入到Nastran软件进行设置并求解；

第九步、因为初定的碳纤维复合材料B柱内板仅考虑了汽车B柱总成的性能需求，而未考虑整车性能的需求，这使得碳纤维复合材料超级层的厚度未能与白车身其他部件达到最佳匹配，甚至可能会导致白车身静动态性能下降，故需将初定的碳纤维复合材料B柱内板代入白车身并进行静态弯扭刚度分析和自由模态分析；

基于白车身静动态性能，对碳纤维复合材料B柱内板再一次进行尺寸优化和铺层顺序优化，这样的铺层设计不会使白车身的静动态性能下降并保证了混合材料汽车B柱的实际使用价值，由于白车身轻量化系数综合考虑了车身重量、投影面积以及扭转刚度性能指标，能够更好地综合其性能和轻量化设计，因此以白车身轻量化系数为优化目标，对碳纤维复合材料内板进行尺寸优化以及铺层顺序优化；

第十步、考虑复合材料铺层工艺和制造过程，使用复合材料铺层设计软件FiberSIM来建立碳纤维复合材料B柱内板(6)的铺层模型，建模方法为将单铺层进行堆叠设计构成层合板结构，然后将各铺层的铺覆信息导入到有限元软件中，完成轻量化混合材料汽车B柱的建模；

将使用沉头铆钉(10)、六角头螺栓(11)、胶粘和粘铆连接的轻量化混合材料汽车B柱分别代入白车身模型，进行白车身静态弯扭工况和自由模态的有限元分析，采用OptiStruct求解器进行求解，得到白车身静态弯扭工况和整体一阶弯扭模态振型时得到沉头铆钉(10)、六角头螺栓(11)和胶层(13)的受力情况，综合考虑所选材料的力学性能和成本，确定轻量化混合材料汽车B柱的最优连接方式；

第十一步、按照C-NCAP的侧面标准进行可变形移动壁障的侧面碰撞试验时，移动台车(15)前端放置可变形蜂窝铝结构，试验时移动壁障冲击试验车辆(14)的左侧即驾驶员侧，移动台车(15)的冲击方向与试验车辆(14)垂直，移动壁障的中心线位于试验车辆(14)的R点后方250mm处的位置，碰撞速度是

同时要求移动台车(15)的纵向中垂面与车辆通过驾驶员座椅R点向后250mm处的横截垂面的间距在正负25mm内，在驾驶员位置和后排座椅的左侧处分别上放置一个WorldSID50th和SID-IIs型假人以便模拟驾驶员和后排人员的伤害情况；

按照C-NCAP的侧面柱碰试验方法为刚性固定圆柱(16)的直径为254mm且位于试验车辆左侧，试验车辆(14)撞向壁障的碰撞速度大小为

碰撞速度方向为与车辆坐标系X轴成75±3°，试验车辆(14)前排驾驶员位置放置1个WorldSID50th假人，以便模拟驾驶员的伤害情况，固定刚性圆柱(16)的下端不能高于被测车辆撞击侧的车轮最低点之上102mm，上端必须超过试验车辆的最高点，圆柱的中心与假人头部中心的连线与速度方向一致；

所述按照C-NCAP的侧面碰撞试验和侧面柱碰试验方法，建立整车侧面碰撞模型和侧面柱碰模型，并在假人头部、胸部、腹部和骨盆对应B柱的位置处分别建立刚度为1×10^-10N/mm的弹簧单元，将上述有限元模型以k文件格式导出，用LS-DYNA求解器进行求解，根据弹簧单元的变形量得到假人头部、胸部、腹部和骨盆的侵入量以及侵入速度；

第十二步、将混合材料汽车B柱代入整车侧碰模型并导入HyperStudy中进行DOE设计，以碳纤维复合材料B柱内板(6)、高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)的结构参数创建变量，以混合材料汽车B柱质量、侵入量和侵入速度作为性能响应，碳纤维复合材料B柱内板(6)的厚度采用离散取值方法，高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)的厚度和长度采用连续取值方法各设计变量取值范围如下所示：

式中：x₁、x₂和x₃分别为碳纤维复合材料B柱内板(6)、高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)的厚度；x₄和x₅分别为高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)的长度；

采用最优拉丁超立方设计在设计变量空间内进行采样，共提取30个样本点来拟合各性能响应的Kriging近似模型，为检验Kriging近似模型的精度，随机挑选10个样本点进行精度验证，利用确定系数(R²)来评估近似模型的精度，R²值越接近于1，则表明近似模型的整体预测精度越高，混合材料汽车B柱总成质量、侧碰胸部侵入量和侧碰胸部侵入速度分别为0.9181、0.9287，0.9141，其它的性能指标的决定系数也均大于0.9，满足精度要求；

混合材料汽车B柱进行轻量化多目标优化的优化数学模型为：

式中：m(x)为混合材料汽车B柱总成质量，kg；D_sh(x)、D_sc(x)、D_sa(x)和D_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_sh0、D_sa0和D_sp0为在整车侧面碰撞中，假人头部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；D_ch(x)、D_cc(x)、D_ca(x)和D_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入量，mm；D_ch0、D_cc0、D_ca0和D_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入量，mm；v_sh(x)、v_sc(x)、v_sa(x)和v_sp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_c0、v_a0和v_p0为在整车侧面碰撞中，假人胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；v_ch(x)、v_cc(x)、v_ca(x)和v_cp(x)为在整车侧面碰撞中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应混合材料B柱位置处的侵入速度，m/s；v_ch0、v_cc0、v_ca0和v_cp0为在整车侧面柱碰中，假人头部、胸部、腹部和骨盆对应原金属B柱位置处的最大侵入速度，m/s；

将NSGA-II优化算法的通过设置种群规模为40，进化代数为30，交叉概率为0.9，经过80次迭代计算，得到多目标优化Pareto解集，在Pareto前沿中选取一个妥协解(17)并将其设计变量值取上圆整，根据圆整后的设计变量，重新建立轻量化混合材料汽车B柱模型并进行整车侧碰分析来验证妥协解(17)的准确性。

2.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第一步中汽车B柱总成包括金属B柱外板(5)、碳纤维复合材料B柱内板(6)、高强钢B柱加强板(7)和铝合金B柱加强板(8)，在所述金属B柱外板(5)与碳纤维复合材料B柱内板(6)之间的上部设有高强钢B柱加强板(7)，在金属B柱外板(5)与碳纤维复合材料B柱内板(6)之间的下部设有铝合金B柱加强板(8)。

3.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第一步中赋予材料和属性时，材料和属性如下：

金属B柱内板(1)的材料为B280/440DP，厚度为1.2mm；

金属B柱加强板A(2)的材料为B340/590DP，厚度为2mm；

金属B柱加强板B(3)的材料为B340/590DP，厚度为1.6mm；

金属B柱加强板C(4)的材料为Docol1400，厚度为1.4mm；

金属B柱外板(5)的材料为DOC6,厚度为0.7mm。

4.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第二步中三点弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度12356，B柱总成上端自由度1256；在B柱外板中部施加Y轴方向的等效力；

轴向拉伸工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度12456，在B柱上部形心处施加Z轴正向力；

侧向弯曲工况：

约束B柱总成下端自由度123456，B柱总成上端自由度156，在B柱上部形心处施加X轴正向力。

5.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第三步中未进行铺层设计的轻量化混合材料汽车B柱的材料和属性如下：

碳纤维复合材料B柱内板(6)中碳纤维复合材料为环氧树脂碳纤维复合材料T300/5208，初定厚度通过铺层设计确定，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度；

高强钢B柱加强板(7)的材料为Q460，初定厚度和长度分别为1.4mm和1054mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度；

铝合金B柱加强板(8)的材料为6016铝合金，初定厚度和长度分别为1.4mm和395mm，后需会通过轻量化多目标优化确定最优厚度和长度度；

金属B柱外板(5)的材料为DOC6，厚度为0.7mm。

6.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第四步中高强钢B柱加强板(7)、铝合金B柱加强板(8)与碳纤维复合材料B柱内板(6)胶粘连接时，胶接部位常常受到拉力、剪切力、扯离力和剥离力，在拉伸或压缩载荷作用下，胶接的基本破坏形式主要有剪切破坏、拉伸或拉弯破坏和剥离破坏三种，碳纤维复合材料B柱内板(6)与高强钢B柱加强板(7)、铝合金B柱加强板(8)的连接属于面与面连接，承受载荷时，胶层主要承受剪切应力，为了验证胶接的可行性，需要对胶接单元进行强度校核，通过胶粘单元与焊点单元的抗剪力许用值对比，验证该结构中胶粘连接的可行性，具体如下：

A、计算原金属B柱内板(1)与金属B柱加强板A(2)、金属B柱加强板B(3)、金属B柱加强板C(4)之间的焊点的抗剪力许用值，按照如下的公式计算：

F_ss＝π×(D/2)²×0.577×σ_s

式中：D为焊点直径，mm；σ_s为母材抗剪强度，MPa；

B、计算碳纤维复合材料B柱内板(6)与高强钢B柱加强板(7)、铝合金B柱加强板(8)采用胶粘连接的抗剪力许用值，按照如下公式计算：

F＝A×σ/λ

asas

式中：A为胶粘面积，mm²；σ_as为胶的抗剪强度，MPa；λ是一个常数，通常被定义为10。

7.根据权利要求1所述的轻量化混合材料汽车B柱结构的优化方法，其特征是：所述第九步中白车身轻量化系数表达式如下：

式中：L为轻量化系数；M为白车身质量，单位为kg；K_t为白车身扭转刚度，单位为N·mm/°；A为车身脚印面积(平均轮距×轴距),单位为mm²。

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