鋁合金車體的有限元分析和結(jié)構(gòu)評(píng)估方法研究*

王萬(wàn)林，徐從昌，王震虎，王哲陽(yáng)，李落星

（1.湖南大學(xué)，汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082； 2.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082）

前言

電動(dòng)汽車的快速發(fā)展迫切需要更輕質(zhì)的車身來(lái)彌補(bǔ)因放置電池引起的質(zhì)量增加，以實(shí)現(xiàn)更理想的續(xù)航里程。鋁合金因其密度小、性能優(yōu)的特點(diǎn)成為各大汽車廠商青睞的輕量化車身材料［1］。

在鋁合金車身的開發(fā)應(yīng)用方面，國(guó)外學(xué)者已經(jīng)做了大量研究。從1994年誕生的第一臺(tái)奧迪A8全鋁車身至今，一系列具有代表性的車型如奧迪R8、捷豹XJ、特斯拉Models S和寶馬i3的相繼問(wèn)世標(biāo)志著鋁合金車身開發(fā)技術(shù)的日益成熟。同時(shí)形成了3種具有代表性的技術(shù)路線：（1）以鋁板代替鋼板，以自沖鉚接和膠粘代替點(diǎn)焊的承載式鋁車身結(jié)構(gòu)；（2）以鋁型材、板材和鑄件各占一定比例的空間框架式鋁車身結(jié)構(gòu)；（3）“鋁合金下車體＋碳纖維上車體”的車身結(jié)構(gòu)［2-5］。而在國(guó)內(nèi)，車身用鋁合金的研究起步較晚，目前更多的體現(xiàn)在零部件級(jí)別，如前碰撞橫梁等，而對(duì)全鋁合金車身的關(guān)鍵技術(shù)研究微乎其微［6-8］。但隨著國(guó)內(nèi)電動(dòng)汽車的飛速發(fā)展，對(duì)全鋁車身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的研究迫在眉睫。因此，為探究鋁合金車身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法，本文中以鋁合金下車體為例開展結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵技術(shù)研究。

與傳統(tǒng)鋼制車身相比，鋁合金下車體的特點(diǎn)主要體現(xiàn)在：（1）結(jié)構(gòu)布置的差異，一方面鋁合金下車體要承載龐大的電池包質(zhì)量，須在車體底部規(guī)劃出整塊電池包的安裝空間，無(wú)法實(shí)現(xiàn)車身底部橫梁和縱梁交錯(cuò)的結(jié)構(gòu)布置，另一方面鋁合金下車體的關(guān)鍵梁是等截面的鋁型材結(jié)構(gòu)，無(wú)法變截面意味著受到的空間約束更多；（2）結(jié)構(gòu)連接上的差異，鋁合金下車體采用型材、鑄件和少量鋁板相結(jié)合的技術(shù)，主要梁結(jié)構(gòu)采用型材，不規(guī)則的且對(duì)性能影響較大的部位采用鑄件，型材、鑄件和板材相互之間采用MIG保護(hù)焊連接，而焊縫的連接強(qiáng)度只有母材的60%～70%左右［9］?；谏鲜鲆?，采用空間的拓?fù)鋬?yōu)化、單根梁的拓?fù)鋬?yōu)化和截面屬性換算（以傳統(tǒng)車關(guān)鍵梁截面的慣性矩作為鋁合金下車體關(guān)鍵梁慣性矩的參考）、接頭結(jié)構(gòu)的經(jīng)驗(yàn)評(píng)估和考慮擠壓工藝的梁截面輕量化設(shè)計(jì)等方法，建立鋁合金下車體結(jié)構(gòu)的概念模型。

而在詳細(xì)設(shè)計(jì)階段，上述結(jié)構(gòu)布置和連接上的特點(diǎn)同樣成為關(guān)注的重點(diǎn)。一方面要解決鋁合金車體的有限元仿真方法的問(wèn)題，另一方面由于特殊的結(jié)構(gòu)布置形式和連接方式，需要有合理有效的整體結(jié)構(gòu)評(píng)估形式對(duì)此進(jìn)行評(píng)估。而在國(guó)內(nèi)外，盡管對(duì)鋁合金車身的有限元仿真進(jìn)行了大量的研究，但少有資料對(duì)鋁合金車身有限元連接方法進(jìn)行說(shuō)明［10］。同時(shí)對(duì)于鋁合金車身的整體評(píng)估方法的研究更是少之又少。因此，本文中以鋁合金下車體為研究對(duì)象，探討鋁合金車身的有限元線性仿真分析方法，并基于廣義結(jié)構(gòu)剛度探究車身結(jié)構(gòu)的整體評(píng)估方法。

1 鋁合金車體的線性有限元仿真分析

1.1 鋁合金下車體的有限元建模

下車體主要由鋁合金型材和鋁鑄件焊接和螺栓連接而成，因此建立的有限元模型有以下特征：（1）型材采用面網(wǎng)格進(jìn)行模擬，各個(gè)面之間共節(jié)點(diǎn)；（2）綜合考慮計(jì)算的精度和效率，網(wǎng)格的基本尺寸采用5 mm；（3）鋁型材之間的MIG保護(hù)焊采用shell單元進(jìn)行模擬，具體模擬方式參考圖1；（4）螺栓連接采用bolt單元模擬。由此得到鋁合金車體有限元模型如圖2所示。其中節(jié)點(diǎn)104 443個(gè)，殼單元個(gè)數(shù)共106 847個(gè)，三角形單元1 924個(gè)，三角形網(wǎng)格占比1.8%。

MIG保護(hù)焊的模擬參數(shù)為

式中t1和t2分別為兩焊接面的厚度。兩焊接材料中屈服強(qiáng)度較小者作為焊縫的材料。

1.2 鋁合金下車體的性能仿真

參考鋼制白車身下車體平臺(tái)的性能控制策略［11］，將彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度、1階彎曲模態(tài)和1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)作為鋁合金下車體的控制指標(biāo)。其中彎曲剛度描述的是汽車在滿載情況下，在靜止或平直路面上行駛時(shí)下車體抵抗變形的能力。扭轉(zhuǎn)剛度描述的是汽車在坑洼路面上行駛時(shí)下車體抵抗變形的能力。模態(tài)分析的目的是通過(guò)識(shí)別車體在自由振動(dòng)時(shí)的固有頻率，達(dá)到對(duì)下車體基本NVH性能的控制，是車體設(shè)計(jì)開發(fā)階段的重要環(huán)節(jié)。對(duì)鋁合金下車體的上述基礎(chǔ)性能進(jìn)行控制時(shí)，可將成熟的、已平臺(tái)化的下車體性能作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的參考指標(biāo)，以保證下車體的剛度和振動(dòng)要求，同時(shí)確保與上車體組合后白車身的性能要求。

下車體彎曲剛度的分析方法為：在下車體的前后懸架安裝點(diǎn)各施加不同自由度的約束，在通過(guò)前后懸架安裝點(diǎn)的X平面與門檻梁上平面的交點(diǎn)上各施加-Z向的1 000 N的力，如圖2所示。

圖2 車體有限元模型和彎曲剛度的邊界條件

彎曲剛度的計(jì)算公式為

式中z1和z2分別為載荷作用點(diǎn)在門檻梁下底面上投影點(diǎn)的Z向位移的絕對(duì)值。

扭轉(zhuǎn)剛度的分析方法為：分別在下車體的后懸架安裝點(diǎn)約束不同的自由度，在前懸架安裝點(diǎn)施加MPC約束，同時(shí)在一側(cè)施加＋Z向的3 546.0 N的力，如圖3所示。

圖3 車體的扭轉(zhuǎn)剛度邊界條件

扭轉(zhuǎn)剛度的計(jì)算公式為

式中：z3和z4為前減振塔中心點(diǎn)在前縱梁下底面投影點(diǎn)（測(cè)點(diǎn)）的Z向位移絕對(duì)值；l為兩測(cè)點(diǎn)間的距離。

模態(tài)分析時(shí)運(yùn)用MSC.Nastran的SOL103進(jìn)行求解（Lanczos法），分析時(shí)不添加任何約束，不考慮前6階剛體模態(tài)（＜1 Hz），分析的頻率范圍為1～70 Hz。

仿真分析得到的各工況下的位移云圖如圖4～圖7所示。

圖4 車體的彎曲剛度位移云圖

圖5 車體的扭轉(zhuǎn)剛度位移云圖

圖6 車體的1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)位移云圖

圖7 車體的1階彎曲模態(tài)位移云圖

1.3 鋁合金下車體的剛度實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

彎曲剛度實(shí)驗(yàn)時(shí)，將下車體放置于實(shí)驗(yàn)臺(tái)架上，用夾具約束前后懸架的連接點(diǎn)，用剛性梁以集中載荷的形式作用在門檻梁上的前后懸架中垂面位置，左右對(duì)稱各1 000 N的加載力。實(shí)驗(yàn)點(diǎn)和模擬分析測(cè)點(diǎn)相同，并用傳感器讀取測(cè)點(diǎn)位移。整體現(xiàn)場(chǎng)如圖8所示。

圖8 下車體的彎曲剛度實(shí)驗(yàn)

扭轉(zhuǎn)剛度實(shí)驗(yàn)時(shí)，用夾具約束后懸架彈簧與車身連接處，在前懸架處通過(guò)千斤頂施加200 N·m的扭矩，并用傳感器讀取測(cè)點(diǎn)變形位移。測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)如圖9所示。

圖9 下車體的扭轉(zhuǎn)剛度實(shí)驗(yàn)

模態(tài)實(shí)驗(yàn)時(shí)將車體的前艙及行李艙處與橡膠繩連接，分別在右前懸架、左后懸架安裝處施加激勵(lì)，右前懸架處的激勵(lì)向后傾斜45°，左后懸架彈簧處的激勵(lì)垂直向上，這樣有利于同時(shí)激勵(lì)出橫向、縱向及垂向模態(tài)，采用力學(xué)傳感器采集激振力信號(hào)。同時(shí)在車體上均勻布置86個(gè)加速度傳感器，采集車身模態(tài)變形的幾何形狀。車體的模態(tài)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見圖10。

圖10 車體的模態(tài)實(shí)驗(yàn)

表1為鋁合金下車體的性能仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比。由表1可知，彎曲剛度和扭轉(zhuǎn)剛度的誤差分別為-2.45%和-3.59%，1階扭轉(zhuǎn)和彎曲模態(tài)的誤差分別為-2.73%和-3.43%。仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，誤差絕對(duì)值均小于5%，表明鋁合金下車體的有限元模型是正確的。

表1 彎曲和扭轉(zhuǎn)工況下仿真與實(shí)驗(yàn)值的對(duì)比

2 廣義結(jié)構(gòu)剛度的理論基礎(chǔ)、評(píng)價(jià)指標(biāo)與計(jì)算方法

2.1 廣義結(jié)構(gòu)剛度的理論基礎(chǔ)

廣義結(jié)構(gòu)剛度作為評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)中的任意一點(diǎn)與載荷的施加點(diǎn)之間的剛度連接關(guān)系的一種物理量，能解釋載荷在車體中的傳遞路徑并對(duì)結(jié)構(gòu)的內(nèi)部剛度進(jìn)行評(píng)估?；趶V義結(jié)構(gòu)剛度的車體載荷傳遞路徑識(shí)別方法是一種在不同邊界條件下基于結(jié)構(gòu)內(nèi)部應(yīng)變能的數(shù)值評(píng)估方法。

如圖11（a）所示，點(diǎn)A是結(jié)構(gòu)的受力點(diǎn)，點(diǎn)B是支撐點(diǎn)（約束點(diǎn)），點(diǎn)C是結(jié)構(gòu)內(nèi)部的任意點(diǎn)，式（5）代表了A，B和C 3點(diǎn)之間的相互關(guān)系。

式中：Pi（i=A，B，C）表示結(jié)構(gòu)在i點(diǎn)受到的外力向量；Kij（i，j=A，B，C）表示i點(diǎn)與j點(diǎn)間的剛度矩陣；di（i=A，B，C）表示i點(diǎn)的位移。結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)變能U表示為

由于點(diǎn)B是約束點(diǎn)，所以dB=0，因此

如果同時(shí)把點(diǎn)B和任意點(diǎn)C約束，在A點(diǎn)施加強(qiáng)制位移dA得到A點(diǎn)的支反力P′A，見圖11（c）。此時(shí)dB=0，dC=0，結(jié)構(gòu)約束條件的改變引起剛度矩陣的改變，式（5）可寫為

則結(jié)構(gòu)的應(yīng)變能U′表示為

廣義結(jié)構(gòu)剛度的定義為

圖11 廣義結(jié)構(gòu)剛度說(shuō)明示意圖

基于式（10）即可求得每個(gè)點(diǎn)處的廣義結(jié)構(gòu)剛度。由于廣義結(jié)構(gòu)剛度是結(jié)構(gòu)內(nèi)部剛度大小的表征，因此，廣義結(jié)構(gòu)剛度值較高的部位即是結(jié)構(gòu)中的主要傳力部位。借用梯度函數(shù)表示結(jié)構(gòu)的傳力路徑，定義λ為U*沿著A至B方向上的梯度函數(shù)，則

因此，從A點(diǎn)至B點(diǎn)，梯度最小點(diǎn)連成的曲線就是主要的傳力路徑，如圖12所示。

2.2 廣義結(jié)構(gòu)剛度的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)

（1）均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo) 均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)描述的是傳力路徑上各點(diǎn)U*值的變化趨勢(shì)。圖13（a）中定義l為結(jié)構(gòu)的載荷作用點(diǎn)到結(jié)構(gòu)約束點(diǎn)之間的傳力曲線的總長(zhǎng)度，定義s為傳力路徑上的點(diǎn)到載荷作用點(diǎn)之間的距離，定義s／l為橫坐標(biāo)、U*為縱坐標(biāo)的曲線表征均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)曲線。圖13（a）中虛線為理想的傳力路徑曲線，是一條斜率為負(fù)的直線。基于理想的均勻性曲線，給出均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)：結(jié)構(gòu)的實(shí)際均勻性曲線（圖中實(shí)線所示）偏離虛線的程度（方差），偏離程度越小表征結(jié)構(gòu)的傳力效果越好。

圖13 廣義結(jié)構(gòu)剛度的評(píng)估指標(biāo)

（2）連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo) 連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo)是對(duì)圖13（a）中曲線的求導(dǎo)。描述的是從施力點(diǎn)到約束點(diǎn)之間U*遞減的均勻性。圖13（b）中虛線所示U*相對(duì)于s／l的斜率為定值，是理想的受力結(jié)構(gòu)形式。圖中實(shí)線表示實(shí)際的受力結(jié)構(gòu)的連續(xù)性曲線，實(shí)線的上下波動(dòng)的幅度越小或越貼近虛線表明結(jié)構(gòu)的受力效果越好。通常用虛線與實(shí)線圍成的面積作為評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)性能好壞的參數(shù)之一。

（3）一致性評(píng)價(jià)指標(biāo) 均勻性與連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo)表示從結(jié)構(gòu)的載荷作用點(diǎn)到結(jié)構(gòu)約束點(diǎn)之間的傳遞效果的好壞，一致性評(píng)價(jià)指標(biāo)描述的是：作用在結(jié)構(gòu)上A點(diǎn)的載荷通過(guò)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的傳力路徑S1傳到約束點(diǎn)B和以B點(diǎn)作為載荷輸入點(diǎn)，以A點(diǎn)作為約束點(diǎn)，載荷通過(guò)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的傳力路徑S2從點(diǎn)B傳到點(diǎn)A時(shí)，S1與S2的差異性。對(duì)于理想的結(jié)構(gòu)路徑S1與S2是吻合的，所以一致性就是對(duì)S1和S2之間差異性大小的描述，如圖13（c）所示。當(dāng)S1和S2越靠近時(shí)，表征結(jié)構(gòu)的傳力效果越好。

基于以上評(píng)估結(jié)構(gòu)傳力性能好壞的3個(gè)指標(biāo)，合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)該是載荷在結(jié)構(gòu)之間的傳遞是連續(xù)的、突變較小的，同時(shí)載荷的傳遞路徑一致性良好。

2.3 廣義結(jié)構(gòu)剛度的計(jì)算方法研究

由式（10）可知，為得到結(jié)構(gòu)中任意點(diǎn)處的U*值，需要計(jì)算結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)變能U和任意點(diǎn)約束時(shí)結(jié)構(gòu)的應(yīng)變能U′。因此每計(jì)算一個(gè)點(diǎn)的應(yīng)變能U′，結(jié)構(gòu)的邊界條件就要改變一次，計(jì)算的次數(shù)就等于模型節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)。如果采用手動(dòng)修改邊界條件求解U*值的方法，計(jì)算工作量將會(huì)非常龐大。本文中借助MSC.Nastran和Isight兩大成熟商用軟件，運(yùn)用實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)（DOE）的思想，將節(jié)點(diǎn)ID號(hào)作為實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)變量的水平，從而將重復(fù)的對(duì)邊界條件的修改視為DOE實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的過(guò)程，實(shí)現(xiàn)對(duì)節(jié)點(diǎn)廣義結(jié)構(gòu)剛度值的計(jì)算，簡(jiǎn)單易行。具體的計(jì)算流程如圖14所示。

圖14 廣義結(jié)構(gòu)剛度的計(jì)算流程

3 基于廣義結(jié)構(gòu)剛度的鋁合金車體整體結(jié)構(gòu)評(píng)估與改進(jìn)

3.1 基于廣義結(jié)構(gòu)剛度的車體傳力性能評(píng)估

以車體左前懸架安裝點(diǎn)至左后懸架安裝點(diǎn)的載荷傳遞路徑為例，對(duì)采用廣義結(jié)構(gòu)剛度識(shí)別傳力路徑的方法進(jìn)行探究。如圖15所示，約束后懸架安裝點(diǎn)、右前懸架安裝點(diǎn)的1～6自由度，在左前懸架安裝點(diǎn)處施加Z向載荷P=1000 N，作為結(jié)構(gòu)的初始邊界條件。

圖15 車體傳力路徑計(jì)算的初始邊界條件

基于圖14的計(jì)算流程對(duì)車體的傳力路徑進(jìn)行計(jì)算，圖16為整個(gè)車體的U*分布云圖，基于最小梯度繪出從左前懸架受力點(diǎn)到左后懸架的主要傳力路徑（圖中實(shí)線所示）。同時(shí)，運(yùn)用均勻性和連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)車體的傳力路徑進(jìn)行評(píng)估，結(jié)果如圖17和圖18所示。

由圖16可知，基于廣義結(jié)構(gòu)剛度的傳力路徑識(shí)別方法能清晰地描繪出載荷從受力點(diǎn)至約束點(diǎn)之間的主要傳遞路線。由于是計(jì)算每個(gè)節(jié)點(diǎn)的廣義結(jié)構(gòu)剛度，故細(xì)小的結(jié)構(gòu)單元如焊點(diǎn)、螺栓等在載荷傳遞中的作用都能顯現(xiàn)。

圖16 車體的廣義結(jié)構(gòu)剛度分布云圖

圖17 車體傳力路徑的均勻性評(píng)估曲線

圖18 車體傳力路徑的連續(xù)性評(píng)估曲線

由圖17和圖18可知，載荷從前懸架安裝支架至前艙邊梁的過(guò)程中出現(xiàn)拐點(diǎn)，M點(diǎn)之前廣義結(jié)構(gòu)剛度值變化較小，M點(diǎn)之后廣義結(jié)構(gòu)剛度值迅速降低。結(jié)合局部放大云圖（圖19）可知，作用于前懸架安裝點(diǎn)上的主要載荷先經(jīng)過(guò)前懸架支架加強(qiáng)筋傳至A點(diǎn)，從A點(diǎn)沿著前懸架支撐型材內(nèi)表面至B點(diǎn)，從B點(diǎn)傳至前艙邊梁E點(diǎn)的過(guò)程中由于型材中空導(dǎo)致C點(diǎn)至E點(diǎn)的傳遞路線中斷（圖19中的虛線），從而載荷沿圖中的A→B→D→M→E路線至前艙邊梁。由此造成M點(diǎn)之前結(jié)構(gòu)的相對(duì)剛度較高，M→E的過(guò)程中結(jié)構(gòu)薄弱，廣義結(jié)構(gòu)剛度值迅速降低。

此外，由圖17和圖18可知，從N點(diǎn)至P點(diǎn)之間的門檻梁后接頭U*的均勻性、連續(xù)性較差。主要表現(xiàn)為N→P之間U*的連續(xù)性出現(xiàn)先減小再增加的極小點(diǎn)，導(dǎo)致連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo)的NP段出現(xiàn)大于0的極大值，且方差較大。N，F(xiàn)，G，P點(diǎn)對(duì)應(yīng)的門檻梁后接頭的位置如圖20所示。

3.2 車體結(jié)構(gòu)的改進(jìn)與性能驗(yàn)證

圖19 車體前懸架至前艙邊梁的傳力路徑

圖20 車體門檻梁至后懸架的傳力路徑

綜上對(duì)車體有限元模型的傳力路徑分析可知，車體的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有兩處存在一定缺陷，一是前懸架支撐型材與前艙邊梁的搭接結(jié)構(gòu)，二是門檻梁的后接頭結(jié)構(gòu)，且由連續(xù)性指標(biāo)可知，后者對(duì)車體的性能影響更大。本節(jié)中以門檻梁的后接頭結(jié)構(gòu)為例，進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，并將改進(jìn)前后的剛度特性進(jìn)行對(duì)比，以證明基于廣義結(jié)構(gòu)剛度的傳力路徑識(shí)別方法的正確性。

為分析門檻梁后接頭結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)缺陷，截取車體門檻梁后接頭的局部結(jié)構(gòu)視圖，見圖21。由圖20和圖21可知，作用于車體內(nèi)部的載荷在N→G作為平面內(nèi)部力進(jìn)行傳遞，而在G點(diǎn)時(shí)，F(xiàn)G平面的內(nèi)部載荷轉(zhuǎn)化為垂直作用于PG所在平面的平面外部載荷。此變化是引起車體局部剛度下降的主要原因。因此，采用如圖22所示的方案進(jìn)行接頭結(jié)構(gòu)的改進(jìn)。具體描述為：在接頭結(jié)構(gòu)內(nèi)增加加強(qiáng)面，如圖22中K平面所示，加強(qiáng)面厚度選用與FG平面等厚度的2.0 mm。同時(shí)為使載荷的傳遞更加平順，去除門檻梁與接頭搭接時(shí)寬度差（參考圖20，F(xiàn)點(diǎn)的寬度差）的影響。

圖21 門檻梁后接頭改進(jìn)前結(jié)構(gòu)

圖22 門檻梁后接頭改進(jìn)后結(jié)構(gòu)

圖23 接頭改進(jìn)前后車體傳力路徑的均勻性評(píng)估曲線對(duì)比

采用均勻性指標(biāo)和連續(xù)性指標(biāo)對(duì)改進(jìn)前后車體的整體傳力路徑曲線進(jìn)行對(duì)比評(píng)估，如圖23和圖24所示。由圖23可知，改進(jìn)后車體傳力路徑的均勻性曲線的整體趨勢(shì)與改進(jìn)前保持一致，在門檻梁后接頭處有效避免了極小值的出現(xiàn)，U*值在此處呈現(xiàn)梯度性降低的趨勢(shì)，均勻性有很大的改善。由圖24可知，車體接頭結(jié)構(gòu)改進(jìn)后連續(xù)性曲線的波動(dòng)區(qū)間由［-1.18E-3，1.35E-3］減小為［-7.5788E-4，-8.6446E-6］，波動(dòng)幅度明顯降低，車體傳力路徑的連續(xù)性有較大提高。

圖24 接頭改進(jìn)前后車體傳力路徑的連續(xù)性評(píng)估曲線對(duì)比

為驗(yàn)證車體門檻梁后接頭改進(jìn)后車體性能的提升效果，基于圖22的改進(jìn)結(jié)構(gòu)計(jì)算車體的剛度特性，并與改進(jìn)前的結(jié)構(gòu)對(duì)比，詳細(xì)對(duì)比結(jié)果見表2。

表2 門檻梁后接頭改進(jìn)前后車體的剛度特性對(duì)比

由表2可知，改進(jìn)后在質(zhì)量稍有增加（0.19 kg）的情況下，車體的彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度、1階彎曲模態(tài)和1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)分別提升了5.59%，1.99%，2.42%和0.65%，效果明顯。因此，直接驗(yàn)證了傳力路徑的均勻性和連續(xù)性評(píng)價(jià)指標(biāo)的有效性，驗(yàn)證了基于廣義結(jié)構(gòu)剛度的傳力路徑分析方法在車體結(jié)構(gòu)評(píng)估上的可行性。

4 結(jié)論

（1）采用shell單元模擬鋁合金焊縫，并開展車體的剛度、模態(tài)性能的有限元仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比，仿真誤差均小于5%，證明了仿真方法的正確性。

（2）提出將廣義結(jié)構(gòu)剛度運(yùn)用于鋁合金車體的結(jié)構(gòu)評(píng)估中。運(yùn)用DOE實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)思想避免了每個(gè)點(diǎn)廣義結(jié)構(gòu)剛度的重復(fù)計(jì)算?；趶V義結(jié)構(gòu)剛度的最小梯度原則識(shí)別出車身左前懸架和左后懸架中設(shè)計(jì)的薄弱區(qū)域，并對(duì)其進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)后在質(zhì)量稍有增加（0.19 kg）的情況下，車體的彎曲剛度、扭轉(zhuǎn)剛度、1階彎曲模態(tài)和1階扭轉(zhuǎn)模態(tài)分別提升了5.59%，1.99%，2.42%和0.65%，效果明顯，驗(yàn)證了基于廣義結(jié)構(gòu)剛度在結(jié)構(gòu)整體評(píng)估中的有效性。