碳纤维复合材料超大开度门结构设计与仿真

梁永廷; 于文学; 熊芯; 乔珂

doi:10.11860/j.issn.1673-0291.20240001

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北京交通大学学报 ›› 2024, Vol. 48 ›› Issue (6) : 144-153. DOI: 10.11860/j.issn.1673-0291.20240001

机械工程

碳纤维复合材料超大开度门结构设计与仿真

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Design and simulation of ultra-large loading door structure made of carbon fiber composite

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摘要

为提升货运动车组大尺寸货物快速装卸效率和满足节能减排需求，设计一种基于碳纤维复合材料的超大开度车门及自动化开闭装置，以减轻整车重量、降低能耗，适应大开度车门高强度、高刚度、低重量要求.首先，借鉴航空、铁路货运等成熟应用案例进行碳纤维复合材料车门的结构设计.然后，采用HyperWorks商用仿真软件对门体结构设计进行数值模拟研究，通过深入分析纵梁、环梁、蒙皮结构对碳纤维复合材料超大开度门扇刚度、强度的影响，进一步优化门扇的结构设计和材料铺层.最后，设计大型测试工装，加载模拟内外部气压的载荷进行大开度车门的结构测试，验证超大开度车门的力学性能和锁紧性能.研究结果表明：板梁结构采用7根环梁和16个四周锁紧装置结构的一体超大门扇可满足其强度和刚度的设计标准，且工艺具有可操作性，优化效果显著，符合实际技术要求.

Abstract

To improve the efficiency of loading and unloading large-sized cargo in freight train EMUs operations and meet energy-saving and emission-reduction goals, this study proposes the design of a super-large opening door made from carbon fiber composite materials, along with an automated opening and closing mechanism. This design aims to reduce vehicle weight and energy consumption while meeting the high strength, high stiffness, and low weight requirements of large-opening doors. First, the structural design of the carbon fiber composite door draws on mature application cases from aviation and rail freight transportation. Then, the HyperWorks commercial simulation software is used to conduct a numerical simulation study on the structural design of the door body. Through an in-depth analysis of the effects of longitudinal beams, ring beams, and skin structure on the stiffness and strength of the carbon fiber composite ultra-large loading door, the structural design and material layup are optimized. Finally, a large-scale test rig is designed and loaded to simulate internal and external air pressure loads for structural testing, verifying the mechanical properties and locking performance of the ultra-large loading door. The results indicate that the integration of 7 ring beams and 16 peripheral locking devices within a plate-beam structure of the door leaf effectively satisfies the requisite strength and stiffness criteria. Furthermore, the manufacturing process has been demonstrated to be feasible and operational, yielding significant optimization outcomes and meeting practical technical specifications.

导出引用

梁永廷 , 于文学 , 熊芯 , 乔珂. 碳纤维复合材料超大开度门结构设计与仿真. 北京交通大学学报. 2024, 48(6): 144-153 https://doi.org/10.11860/j.issn.1673-0291.20240001

Yongting LIANG , Wenxue YU , Xin XIONG , Ke QIAO. Design and simulation of ultra-large loading door structure made of carbon fiber composite. Journal of Beijing Jiaotong University. 2024, 48(6): 144-153 https://doi.org/10.11860/j.issn.1673-0291.20240001

碳纤维复合材料具有高比强度、高比刚度、轻量化、可设计性强等优点，是一种高性能材料，常被应用于航空航天领域^［1］，但由于碳纤维复合材料设计难度高、制造工艺复杂、生产成本较高等原因，限制了其在其他领域的推广使用.随着轻量化需求的增加，低成本复合材料成型技术的发展，碳纤维复合材料的拓展应用研究成为当前的研究热点.轨道交通领域也开始逐步使用碳纤维复合材料，其应用从小型次承载结构，发展到大型主承力结构（如车头、转向架、制动装置、导流部件）.2014年日本川崎重工研发“efWING”转向架^［2］；日本新干线N700系高速列车车顶、蒙皮、导电弓架边缘和窗框^［3］；中车四方研发500 km/h高速列车用车头罩^［4］，“CETROVO”地铁车的司机室、转向架、设备舱^［5］.基于碳纤维复合材料在轨道交通领域的应用经验，在新型货运动车组的超大开度车门研发中探索使用碳纤维复合材料，以更好地适应车门提出的高强度、高刚度、低重量的要求.

既有研究中已有关于碳纤维复合材料在车门、地板、车顶等车体结构中的初步应用研究.文献［6］利用仿真分析对车门用碳纤维层合板进行铺层设计，并对碳纤维蜂窝夹芯门板进行了弯曲应力分析.文献［7］针对碳纤维复合材料在轨道交通车体应用中的优势和挑战，提出碳纤维复合材料车体研制的关键技术要求.文献［8］设计了一种基于碳纤维增强复合材料的高速动车组波纹夹芯板地板结构，与传统金属材料相比，能够减重约35.7%.文献［9］提出一种基于碳纤维复合材料的轨道车辆车体车顶的结构优化方案，由复合材料和聚氨酯泡沫制成的三明治结构在重量和抗弯刚度方面都符合技术标准要求.文献［10］分析了碳纤维复合材料在轨道交通领域的应用现状、存在的问题及未来的发展方向.综上，碳纤维复合材料车门尚未实现成熟应用，研究空间依旧非常广阔.

本文基于超大开度车门的门扇结构、连接结构和锁紧密封要求，从结构方案设计、铺层设计、仿真分析和试验验证4个方面开展研究.结合原尺寸的金属车门CRH380H结构形式，调研借鉴航空、铁路货运等成熟应用案例开展复合材料车门的结构设计；采用HyperWorks商用仿真软件，对门体结构设计开展数值模拟研究；通过试验验证超大开度车门的力学性能和锁紧性能，为超大碳纤维复合材料民用高铁门体结构设计提供仿真参考依据和数据基础.

1 车门结构设计

1.1 碳纤维复合材料车门设计关键技术要求

碳纤维复合材料车门系统受力工况复杂，设计前需要明确寿命、静强度、刚度设计要求.复合材料结构需满足设计强度要求，金属件强度需满足屈服强度要求：车辆使用寿命至少30 a；车门在关闭和锁紧时应能承受全员乘客加载的载荷；交变疲劳载荷，满足±6 000 Pa气动载荷；冲击与振动载荷为1类A级^［11］.另外，车体还必须满足隔声、隔热、防火安全等要求.

1.2 结构设计

基于高速动车组运载开闭要求及气动载荷工况，车门的设计目标为：车门在内外压载荷下门扇变形小于30 mm；门扇的重量不超过300 kg；门扇及附属结构在各种复杂工况下强度满足要求.

借鉴飞机轻量化机身的设计思路，设计了含有纵梁和环向梁结构的一体式复合材料门扇，如图1所示.

图1 复合材料门扇结构示意图

Fig.1 Schematic diagram of the composite door leaf structure

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为保证车门的整体刚度，在长度方向设计了中间纵梁和分布在主梁两侧的拉挤纵梁，用于提高在纵向的刚度.在环向，设计了与中间纵梁包覆的环梁结构，其中纵梁采用连续织物增强的拉挤成型工艺，以优化材料的力学性能.环梁与纵梁的连接是车门设计的关键，在门扇方案设计上，不同于航空壁板和筋的连接结构，环梁与拉挤纵梁未有切割，而是整体包覆，这种设计策略最大程度保证在纵向与横向的连接强度，形成最佳的纵横交错连接方式，纵向与横向梁均保持纤维的连续性，环梁结构如图2所示.

图2 复合材料门扇环梁

Fig.2 Ring beam of the composite door leaf

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外蒙皮主要承担气动压强，与纵梁与环梁进行共固化，形成整体结构，在门扇的四周设计边框结构，进行门扇结构增强，如图3所示.

图3 复合材料门扇外蒙皮

Fig.3 Outer composite skin of the door leaf

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锁紧部件和门扇的连接是本文设计的重点和难点，为保证在±6 000 Pa压力下整个门扇与车体的连接刚度和密封性能，在门扇的四周，分别设计上下锁紧和左右两侧锁紧结构，如图4所示.顶部共设计了7个锁紧装置，通过设计旋钩结构实现顶部锁紧的功能，旋钩在门扇关闭后，与锁柱互锁.锁紧装置采用金属支座，并通过铆钉铆接在碳纤维复合材料门扇上，将7个锁紧装置分别铆接在环梁上面，此时环梁同时作为连接支座提供连接刚度.

图4 顶部锁紧机构设计

Fig.4 Design of the upper locking mechanism

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底部锁紧装置采用脚撑结构，通过对脚撑进行上下调节，脚撑与金属卡紧在金属挡块内，从而实现在内外气动载荷下的密封，如图5所示.

图5 车门底部锁紧装置示意图

Fig.5 Schematic diagram of the bottom locking mechanism

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门扇左右两侧均设计两个侧门锁紧装置，如图6所示.锁紧装置通过丝杆带动连杆，再带动锁钩运动，当门扇关闭后，锁钩与门框侧面上的锁扣相扣，形成侧面的锁紧.

图6 门扇侧面锁紧机构示意

Fig.6 Schematic diagram of the side locking mechanism

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综上，锁紧装置保证了超大门扇与车体的连接.门扇通过顶部和底部共14个锁紧装置以及左右两侧各2个锁紧装置，整体共16个锁紧装置与车体进行连接，此设计不仅满足门扇自身刚度和强度要求，同时也确保连接的强度，从而在保障车门整体结构性能的同时，提升了其连接可靠性.

2 数值仿真模型与方法

2.1 复合材料强度准则

根据二维Hashin失效准则^［12］，对于纤维拉伸失效，单元沿纤维方向的正应力

σ_{11} \geq 0

，失效形式为拉伸失效，则失效准则为

f_{f t} = {(\frac{σ_{11}}{X_{T}})}^{2} + \frac{(σ_{12}^{2})}{S_{T}^{2}} \geq 1

（1）

式中：

X_{T}

为纵向拉伸强度；

S_{T}

为横向剪切强度；

σ_{12}

为剪应力.

对于纤维压缩失效，单元沿纤维方向的正应力

σ_{11} < 0

，则纤维失效准则为

f_{f c} = {(\frac{σ_{11}}{X_{C}})}^{2} \geq 1

（2）

式中：

X_{C}

为纵向压缩强度.

对于基体拉伸失效，单元沿垂直纤维方向的正应力

σ_{22} \geq 0

，则基体失效准则为

f_{m t} = {(\frac{σ_{22}}{Y_{T}})}^{2} + {(\frac{σ_{12}}{S_{L}})}^{2} \geq 1

（3）

式中：

Y_{T}

为横向拉伸强度；

S_{L}

为纵向剪切强度.

对于基体压缩失效，单元沿垂直纤维方向的正应力

σ_{22} < 0

，则基体失效准则为

f_{m c} = {(\frac{σ_{22}}{2 S_{T}})}^{2} + [{(\frac{Y_{C}}{2 S_{T}})}^{2} - 1] \frac{σ_{22}}{Y_{C}} + {(\frac{σ_{12}}{S_{L}})}^{2} \geq 1

（4）

式中：

Y_{C}

为横向压缩强度.

式（1）至式（4）用于判断材料点的损伤起始，式中

f_{f t}

、

f_{f c}

、

f_{m t}

、

f_{m c}

分别表示4种不同失效模式对应的损伤系数.在仿真计算Hashin结果小于1的情况下，制件未发生初始损伤，其结构强度满足使用条件要求.

2.2 数值模型

基于HyperWorks仿真软件对碳纤维复合材料车门进行仿真模拟.车门结构中的复合材料结构件为层合板结构件，筋条封闭腔内部填充预埋金属块和泡沫.层合板结构件采用壳单元模拟，封闭腔内部填充物包括预埋泡沫与预埋金属块，采用实体单元建模，共离散为约72万单元、42万节点，中间纵梁建模局部示意如图7所示.

图7 中间纵梁模型局部示意图

Fig.7 Partial schematic diagram of the middle longitudinal beam model

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2.3 约束及工况

根据文献［13］选取内外压强±6 000 Pa的气动载荷为超大开度门的设计工况，其具体加载方式有两种.

工况1：车门外压工况，车门蒙皮表面向外的6 000 Pa均布压力.

工况2：车门内压工况，车门蒙皮表面向内的6 000 Pa均布压力.

所有分析工况均针对车门关闭状态，通过车门周边的锁闭结构和支撑结构完成对车门的运动约束，车门周边共包含4类锁闭或承载机构，主要功能及对应位置如图8和表1所示.

图8 车门周围支撑及锁紧装置编号

Fig.8 Support and locking mechanism numbering around the door

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表1 门扇系统结构及载荷工况说明

Tab.1 Description of door leaf system structure and load conditions

序号	结构类型	对应图8中的编号	载荷工况说明
1	两侧锁闭机构	L2、L4、R2、R4	外压工况承载
2	顶部锁闭机构	T1~T7	内外压工况承载
3	两侧限位机构	L1、L3、L5、R1、R3、R5	内压工况承载
4	承重机构	B1~B7	内外压工况承载

2.4 模型的材料参数

本文中车门结构所使用的材料主要有碳纤维复合材料、泡沫芯材和铝合金，材料相关参数如表2和表3所示.碳纤维复材的强度和刚度相对铝合金具有优势，其中碳纤维用于超大门扇的蒙皮、纵梁及环梁，芯材用于环梁的帽型筋，作为夹心材料，铝合金用于锁紧和连接装置.

表2 复合材料力学参数

Tab.2 Mechanical parameters of composite

材料	UD100	LT400	PU-单向材料
密度/（g/cm³）	1.52	1.52	1.62
泊松比	0.32	0.32	0.26
纵向拉伸强度/MPa	1 760	550	2 023
纵向压缩强度/MPa	1 570	430	1 293
横向拉伸强度/MPa	80	479.6	46
横向压缩强度/MPa	150.46	417	193
剪切强度/MPa	98	68.9	86

表3 泡沫及金属材料参数

Tab.3 Material parameters of foam and metals

EP100泡沫材料参数	取值	Al 6061-T6金属材料参数	取值
密度/（kg/m³）	100	密度/（kg/m³）	2 700
弹性模量/MPa	105	弹性模量/MPa	69 000
剪切模量/MPa	25	屈服强度/MPa	240
拉伸强度/MPa	1.6	泊松比	0.33
压缩强度/MPa	1.4	-	-
剪切强度/MPa	0.7	-	-

3 数值仿真分析及优化

3.1 基础方案仿真分析

基于车门方案选型，考虑安全性能要求，首先对初始设计中门扇结构为5个环梁、3个纵梁的单蒙皮加筋结构进行初步仿真分析.

复合材料超大开度门结构由于尺寸较大，且使用工况较为严苛，对结构的刚度和强度具有较高的要求，根据两种工况对复材门扇结构进行强度和刚度计算.碳纤维复材门扇的布局和重量如图9和表4所示.

图9 复合材料门扇结构基础布局

Fig.9 Basic layout of the composite side door structure

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表4 初步结构重量统计 (kg)

Tab.4 Preliminary statistics of structural weight

部件	重量	部件	重量
环梁	64.5	蒙皮顶部增厚区域	13.2
蒙皮	143.5	蒙皮底部增厚区域	13.2
中间加强纵梁	47.2	总重量	281.6

基础方案仿真分析结果如图10和表5所示.由图10和表5可知：门扇的Hashin值都小于1，安全系数最小为1.3，强度满足设计要求；内压叠加货物接触工况下，门扇最大变形为40.2 mm，位于门扇的中间部位，复材门扇的变形较大，未达到设计要求，需要进行结构优化.

图10 内压叠加货物接触工况下最大变形示意

Fig.10 Schematic diagram of maximum deformation under internal pressure and cargo contact load case

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表5 基础方案仿真分析结果

Tab.5 Simulation analysis results of the basic scheme

计算工况	门扇最大变形/mm	门扇最大Hashin值	安全系数
外压工况	35.5	0.45	1.49
内压工况	40.2	0.48	1.44

3.2 结构优化思路和内容

复合材料门扇优化时，考虑其结构是加筋壁板结构，因此其刚度可以根据加筋位置离散为一系列的加强筋和层合板组成的面板单元进行分析计算^［13］，如图11所示.

图 11 中, t_{i}

为第

i

元素的厚度，

h

为帽型筋高度，

b_{i}

为平行于中性轴的第

i

元素的宽度.

图11 典型加筋层合板示意

Fig.11 Schematic diagram of a typical reinforced laminated plate

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面板单元对于中性轴的计算分为两种：一种为宽度平行于中性轴，包括蒙皮、帽型筋的上下缘条部分；另一种是宽度垂直于中性轴，主要是帽型筋的腹板.宽度平行和垂直于中性轴的弯曲刚度

{(E I)}_{x i}

计算式分别表示为

{(E I)}_{x i} = E_{x i} \frac{b_{i} t_{i}^{3}}{12}

（5）

{(E I)}_{x i} = E_{x i} \frac{t_{i} h^{3}}{12}

（6）

板元对中性轴的平行移轴弯曲刚度为

{(E I)}_{x i}^{'} = E_{x i} t_{i} b_{i} {(z_{i} - z_{x c})}^{2}

（7）

则加筋板元的纵向弯曲刚度为

{(E I)}_{x i} = \sum_{i = 1}^{q} [{(E I)}_{x i} + {(E I)}_{x i}^{'}]

（8）

式中：

E_{x i}

为层合板的等效弹性模量；

z_{i}

为第

i

个元素的形心坐标；

z_{x c}

是加筋板纵向横截面中性轴的坐标.

综上，加筋板的弯曲刚度主要与结构的等效弯曲刚度、帽型筋的高度、蒙皮、缘条的厚度、加筋板的形心高度及帽型筋数量有关.因此，针对复合材料门扇初始方案变形较大的问题，可以从两个方面进行优化：优化复材门扇整体的横向和纵向的截面惯性矩包括蒙皮厚度、帽型筋截面参数和帽型筋的数量，即整体布局优化；通过改变蒙皮和纵横梁的铺层占比提高面内刚度，即铺层优化.

3.3 整体布局优化

由结构优化思路和内容可知，复合材料加筋壁板结构刚度和加强筋及面板的截面刚度相关，整体布局优化有两方面：调整纵横梁的布局，通过增加纵横梁的刚度提高结构的整体刚度；调整壁板结构的刚度，即考虑将面板由复合材料层合板结构改为蜂窝夹芯结构.

3.3.1 纵横梁布局优化

纵横梁布局优化通过有限元计算的方式，对4种不同的纵梁和横梁布置方案进行仿真计算，如表6所示.对比不同各方案下复合材料门扇结构的强度和刚度结果，从而确定纵横梁对结构刚度的影响大小，进而找出最优的纵横梁布置方案.

表6 不同环梁纵梁布局方案和计算结果

Tab.6 Layout schemes and calculation results of different ring beam and longitudinal beam configurations

方案编号	环梁纵梁布局方案		布局方案计算结果
方案编号	纵梁数量	环梁数量	门扇Hahsin值	门扇变形/mm
基础方案	3	5	0.252 3	35.5
方案1	5	5	0.25	33.03
方案2	3	7	0.143	27.52
方案3	3	9	0.092 5	20.8

由表6可知：对比基础方案，方案1纵梁对结构的刚度影响较小，门扇变形没有明显减小；对比基础方案和方案2、方案3，增加环梁数量可以有效提高门扇刚度和强度.因此，基于原有结构设计，通过增加环梁数量能够极大提高门扇的刚度和强度，确保在外压工况下的变形控制在30 mm以下.

综上，复合材料门扇结构纵横梁的布置中，选择保持原有纵梁数目不变，增加环梁来提高复材门扇结构的整体刚度，但由于内部空间和安装要求只能够容许增加两根环梁以满足设计要求，因此，可采用方案2进行布局，新增环梁位置如图12所示.增加环梁布局后，门扇的最大变形为27.52 mm，相比原结构，最大变形减小了22%.

图12 方案2新增环梁位置

Fig.12 Location of the newly added ring beam in Proposal 2

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3.3.2 复材门扇壁板结构研究

为了研究夹层结构对门扇整体刚度的影响，考虑到厚蜂窝结构设计中，纵横梁需要布置在夹层结构内部，薄蜂窝结构设计中，纵横梁需要布置在夹层结构外部.因此分别设计10 mm厚度的薄蜂窝夹层结构布置外置梁和40 mm厚度的厚蜂窝夹层结构布置内置梁的复材门扇.分别计算10 mm厚度的蜂窝结构和40 mm厚度蜂窝结构的复材门扇壁板在外压工况下的门扇刚度强度. 壁板结构方案具体尺寸和蜂窝厚度对复材门扇结构壁板刚度的影响如表7所示.表7中，基础方案为原始壁板加筋结构方案，方案2和方案3分别为10 mm厚度蜂窝和40 mm厚度蜂窝壁板结构.

表7 不同壁板结构方案具体尺寸及计算结果

Tab.7 Dimensions and calculation results of different siding structure schemes

方案编号	壁板方案材料尺寸			壁板方案计算结果
方案编号	蜂窝厚度/mm	内蒙皮厚度/mm	外蒙皮厚度/mm	门扇Hahsin值	门扇变形/mm
基础方案	-	3.18	3.18	0.252 3	35.500
方案2	10	2.00	3.18	0.263 0	33.760
方案3	40	2.00	3.18	0.102 0	20.324

由表7可知：对比方案2、方案3和基础方案，发现10 mm厚度的薄蜂窝夹层结构壁板对复合材料门扇结构的整体刚度提升较小，只有5%；蜂窝厚度在40 mm情况下可以极大提高结构的刚度，达到42.7%的刚度提升.因为内装及其他驱动机构的安装，门扇的总厚度不能超过40 mm，因此厚蜂窝结构不是能够有效提高结构刚度的方案.

综合复合材料门扇纵横梁布局研究和壁板结构研究，采用3根纵梁和7根环梁的结构作为整体布局优化的最终构型.

3.4 铺层优化

为了得到满足要求的最优铺层方案，本文采用多目标优化分析以寻找到最合理的铺层方案.多目标优化主要在满足强度（Hashin≤1）.刚度指标（变形）的条件下，保证整体结构重量最轻，该模型通常可描述为

m i n f (x) = U_{m i n} [x_{1}, x_{2}, \dots, x_{p}]

（9）

a_{m} < x_{m} < b_{m}

（10）

D_{n} (x) \leq 0

（11）

式中：

f (x)

为目标函数；

x_{m}

为第

m

个设计变量；

a_{m}

和

b_{m}

为设计变量的下限和上限，

m = 0,1, \dots, p

；

D_{n} (x)

为约束条件，

n

表示约束条件的数目.

多目标优化往往无法得到绝对的最优解，通常是寻找局部最优解.本文利用OptiStruct软件采用可行方向法进行铺层优化.

若

f (x)

为光滑函数时，梯度下降迭代为

x^{k + 1} = x^{k} - α_{k} \nabla f (x^{k})

（12）

若

f (x)

为非光滑时，梯度下降迭代为

x^{k + 1} = x^{k} - α_{k} g^{k} g^{k} \in \partial f (x^{k})

（13）

式中：

x^{k}

、

x^{k + 1}

表示变量迭代过程中的求解值；

α_{k}

为步长；

g^{k}

是下降方向.

要保证结果计算能够收敛，需要满足3个条件：目标函数值收敛到最优值为

f (x^{k}) - f^{*} < ε

；迭代序列收敛到最优解为

| | x^{k} - x^{*} | | < ε

；梯度趋近于0为

||\nabla f (x^{k})|| \leq ε

，

ε

为一个充分小的正数，

f^{*}

为最优目标值，

x^{*}

为变量最优解.

根据结构优化思路和内容中的方案2结构，将其分为环梁、蒙皮、中间加强筋、蒙皮顶部增厚区域和蒙皮底部增厚区域5个部分进行铺层厚度优化.铺层厚度优化是将各部件的0°、+45°、-45°、90°共4个角度总厚度作为设计变量进行尺寸优化，优化计算出各个角度的最优厚度，将其作为铺层顺序优化的输入.

本文以每个角度的厚度

t

为设计变量，设计变量的厚度下限为2 mm，上限为8 mm.将Hashin值小于1作为强度约束条件，最大变形不超过20 mm作为刚度约束条件，结构的总体重量作为优化目标.

复合材料铺层设计应遵循的准则为：为达到力学性能要求，铺层角度应按结构的强度、刚度特性决定，虽可采用任意铺层角度，但从设计、研究和结构合理性角度考虑，一般选择0°、+45°、-45°、90°共4种铺层角度；采用平衡铺层（+45°、-45°铺层数量一致），避免生产制造中产生的弯曲和扭转对结构性能的影响；各方向铺层比例应当尽量满足8%~67%，以减少泊松效应的出现；对于最外侧铺层，由于损伤容限的原因，需尽量避免使用与主应力一致的铺层方向，以提高结构耐冲击性和稳定性；为了消除耦合效应的影响以及确保强度的均匀分布，对于同一方向的铺层，应尽量平均分布在所有铺层中；结构主要承受压力载荷，铺层以0°铺层居多为宜.

根据提出的设计准则，通过OptiStruct优化模块进行设置，以铺层厚度优化得到的各角度的厚度为优化输入，根据复合材料的单层固化厚度和制造工艺的约束，进行铺层顺序优化，最终得到优化后的铺层.优化前部件总重量为298 kg，变形量为27.2 mm，优化后部件总重量278 kg，变形量为25.2 mm.优化前后各部件的铺层厚度及占比如表8所示，优化后各部件厚度分布如图13所示.

表8 优化前后各部件铺层厚度及占比

Tab.8 Layup thickness and proportion of each component before and after optimization

部件	优化前		优化后
部件	厚度/mm	铺层0°、±45°、90°的占比/%	厚度/mm	铺层0°、±45°、90°的占比/%
环梁	6.0	40、30、30	5.32	61.5、23.1、15.4
蒙皮	4.0	41.2、35.3、23.5	3.20	21.4、42.9、35.7
中间加强纵梁	3.2	43.8、37.5、18.8	3.72	36.3、52.9、11.8
蒙皮顶部增厚区域	3.2	45、30、25	5.20	25、50、25
蒙皮底部增厚区域	3.2	45、30、25	5.20	40、36、24

图13 优化后各部件厚度分布

Fig.13 Optimized thickness distribution of the door components

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由表8可知：铺层优化后环梁厚度减小为5.32 mm，同时铺层占比中0°方向占比增多达到61.5%，表明在门扇结构中环梁的纵向刚度对结构的提升最大；中间纵梁的厚度从3.2 mm提升为3.72 mm，远小于环梁厚度，表明中间加强纵梁的纵向刚度对结构的整体贡献有限；蒙皮厚度从4.0 mm降低到3.2 mm，同时蒙皮90°和±45°方向占比增加且±45°占比达到42.9%，表明蒙皮主要承受剪切载荷作用.此外，优化后部件总重量降低了7%，刚度提升了8%.

4 优化结果及分析

经过结构优化和铺层优化后得到最终的复合材料门扇结构的布局和铺层，在原结构的基础上增加两根环梁，同时进行铺层优化.将最终方案结合优化后的各部件铺层代入其他设计载荷下进行详细计算，并且约束连接的金属锁闭机构强度不大于其屈服强度，计算结果如表9、表10及图14所示.

表9 优化前后门扇结构刚度及强度对比

Tab.9 Comparison of stiffness and strength before and after optimization of the door leaf structure

对比项	外压工况		内压工况
对比项	变形/mm	Hashin	变形/mm	Hashin	重量/kg
优化前	35.5	0.45	35.1	0.48	281
优化后	24.5	0.38	25.2	0.30	278

表10 金属锁闭机构强度校核结果

Tab.10 Strength check result of the metal locking mechanism

计算工况	应力值/MPa	安全系数
顶部结构	170.00	1.41
两侧锁闭机构	71.00	3.40
两侧限位机构	192.56	1.24
底部锁闭机构	136.44	2.84

图14 内外压工况优化后的位移云图和Hashin值云图

Fig.14 Optimized displacement and Hashin stress criteria results under internal and external pressure load cases

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由表9和表10可知：复合材料门扇经过结构优化和铺层优化后，外压工况最大变形由35.5 mm减小到24.5 mm，内压工况下最大变形由35.1 mm减小到25.2 mm；相比基础布局版本，变形减小约30%，且重量减轻1%；同时强度也有所增加，所有Hashin值均小于0.4；金属机构的应力都小于其屈服强度，最小安全系数为1.24，其中安全裕度最低的部位位于两侧的金属限位机构上.

5 试验对比

5.1 试验设计

为了验证结构设计的合理性，根据文献［14］中的静强度要求，进行静强度工况为内外压强±6 000 Pa的气动压强试验.由于门扇结构较大，因此在模拟气动压强的时候使用吸盘工装进行加载，工装和加载形式如图15所示.

图15 静强度试验工装加载示意

Fig.15 Schematic diagram of static strength test fixture for load application

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5.2 试验结果分析

静强度试验主要监测结构的整体变形和应变，由于结构尺寸较大，为了能检测不同位置的变形，在复材门扇上设置4个位移测点变，如图16所示.图16中，①号和③号测点为结构整体的最大变形点，②号测点为底部最大变形位置，④号测点为结构的两个机构连接处最大变形.

图16 静强度试验位移测点示意

Fig.16 Displacement measurement points for static strength testing

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通过非热压罐预浸料技术（Out of Autodave，OOA）工艺制备一体化碳纤维复合材料超大车门，并设计大型测试工装加载模拟内外部气压的载荷，如图17所示，在试验室中进行整体门扇结构的静态测试.

图17 碳纤维复材超大门扇静态测试和外压测试

Fig.17 Static and external pressure testing of carbon fiber composite ultra-large door leaf

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外压6 000 Pa压强载荷下的试验工况的仿真变形结果如图18所示.由图18可知：最大变形为在环梁最稀疏的区域，为20.82 mm；①号测点门扇中央位置变形为17.24 mm，②号测点底部区域变形最小为6.83 mm，③号位移测点环梁稀疏的区域最大变形为19.24 mm，④号测点侧部锁紧装置区域变形为13.22 mm.

图18 外压试验工况变形云图（单位：mm）

Fig.18 Deformation nephogram of the external pressure test simulation (Unit:mm)

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根据外压6 000 Pa压强试验工况要求，加载到总载荷时保持载荷20 min，各位移测点变形如图19所示.由图19可知：所有位移时间曲线在加载阶段都呈现线性关系，在保持载荷阶段呈水平线，无明显下降和波动；①号和③号测点为结构中最大变形处，且在内压工况下都小于20 mm，满足结构整体刚度设计要求；②号和④号测点的变形均小于10 mm，和仿真结果一致.

图19 外压工况试验位移时间曲线

Fig.19 Displacement-time curves of the external pressure test load case

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内压6 000 Pa压强载荷下的试验工况的仿真变形结果如图20所示.由图20可知：最大变形在环梁最稀疏的区域，为20.84 mm；①号位移测点门扇中间位置变形为18.20 mm，②号位移测点底部区域变形为7.58 mm，③号位移测点环梁稀疏的区域最大变形为17.48 mm，④号位移测点侧部锁紧装置区域变形最大为8.71 mm.

图20 内压工况试验工况模拟云图（单位：mm）

Fig.20 Simulation deformation of internal pressure test load case (Unit:mm)

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内压工况的试验位移结果如图21所示.由图21可知：①号和③号测点为结构中最大变形处，且在内压工况下都小于20 mm，满足结构整体刚度设计要求；②号和④号测点的变形均小于10 mm.

图21 内压工况试验位移时间曲线

Fig.21 Displacement-time curves of internal pressure test load case

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对比试验结果和仿真结果如表11所示.

表11 内外压工况仿真试验结果对比

Tab.11 Comparison of simulation and test results under internal and external pressure conditions

点位	外压工况			内压工况
点位	仿真数据 /mm	试验数据 /mm	误差 /%	仿真数据 /mm	试验数据 /mm	差异 /%
①	17.24	16.05	7	18.2	19.05	5
②	6.83	6.21	9	7.58	7.21	5
③	19.24	16.87	12	17.48	18.01	3
④	13.22	10.22	23	8.71	9.65	11

由表11可知：外压工况下试验位移和仿真二者的最小误差为7%，最大误差为23%，试验位移除测点④外，其他测点的误差均小于15%；内压工况下最小误差为3%，最大误差为11%，测点④是由于其所在位置距离机构较近，受实际装配影响较大，因此和仿真结果差异在20%以上，但其他位置仿真结果和试验结果相差较小.

6 结论

1）碳纤维复合材料一体式超大门扇结构具有可行性，能满足气压工况下的刚度和强度要求.

2）结构整体优化过程中，环梁为主要承载部件，其数量的增加使得复合材料门扇结构的刚度提升了22%；夹层结构壁板蜂窝厚度增加到40 mm，刚度提升42.7%.

3）经过增加两根环梁的结构优化和铺层优化后，在不增加结构重量的基础上，复材门扇的变形较基础构型减小30%.

4）排除样机实际装配过程中带来的影响因素，复材门扇仿真结果和试验结果的变形相差较小，最大误差为11%，二者具有较好的一致性，仿真结果具有可靠性.

参考文献

原文顺序 | 文献年度倒序 | 文中引用次数倒序

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摘要
Abstract
关键词
Key words
引用本文
1 车门结构设计
1.1 碳纤维复合材料车门设计关键技术要求
1.2 结构设计
图1 复合材料门扇结构示意图
图2 复合材料门扇环梁
图3 复合材料门扇外蒙皮
图4 顶部锁紧机构设计
图5 车门底部锁紧装置示意图
图6 门扇侧面锁紧机构示意
2 数值仿真模型与方法
2.1 复合材料强度准则
2.2 数值模型
图7 中间纵梁模型局部示意图
2.3 约束及工况
图8 车门周围支撑及锁紧装置编号
表1 门扇系统结构及载荷工况说明
2.4 模型的材料参数
表2 复合材料力学参数
表3 泡沫及金属材料参数
3 数值仿真分析及优化
3.1 基础方案仿真分析
图9 复合材料门扇结构基础布局
表4 初步结构重量统计 (kg)
图10 内压叠加货物接触工况下最大变形示意
表5 基础方案仿真分析结果
3.2 结构优化思路和内容
图11 典型加筋层合板示意
3.3 整体布局优化
3.3.1 纵横梁布局优化
表6 不同环梁纵梁布局方案和计算结果
图12 方案2新增环梁位置
3.3.2 复材门扇壁板结构研究
表7 不同壁板结构方案具体尺寸及计算结果
3.4 铺层优化
表8 优化前后各部件铺层厚度及占比
图13 优化后各部件厚度分布
4 优化结果及分析
表9 优化前后门扇结构刚度及强度对比
表10 金属锁闭机构强度校核结果
图14 内外压工况优化后的位移云图和Hashin值云图
5 试验对比
5.1 试验设计
图15 静强度试验工装加载示意
5.2 试验结果分析
图16 静强度试验位移测点示意
图17 碳纤维复材超大门扇静态测试和外压测试
图18 外压试验工况变形云图（单位：mm）
图19 外压工况试验位移时间曲线
图20 内压工况试验工况模拟云图（单位：mm）
图21 内压工况试验位移时间曲线
表11 内外压工况仿真试验结果对比
6 结论
参考文献

Received	Revised	Published
2024-01-12	2024-11-08	2024-12-25
Issue Date
2025-01-16

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摘要

Abstract

关键词

Key words

引用本文

1 车门结构设计

1.1 碳纤维复合材料车门设计关键技术要求

1.2 结构设计

图1 复合材料门扇结构示意图

图2 复合材料门扇环梁

图3 复合材料门扇外蒙皮

图4 顶部锁紧机构设计

图5 车门底部锁紧装置示意图

图6 门扇侧面锁紧机构示意

2 数值仿真模型与方法

2.1 复合材料强度准则

2.2 数值模型

图7 中间纵梁模型局部示意图

2.3 约束及工况

图8 车门周围支撑及锁紧装置编号

表1 门扇系统结构及载荷工况说明

2.4 模型的材料参数

表2 复合材料力学参数

表3 泡沫及金属材料参数

3 数值仿真分析及优化

3.1 基础方案仿真分析

图9 复合材料门扇结构基础布局

表4 初步结构重量统计 (kg)

图10 内压叠加货物接触工况下最大变形示意

表5 基础方案仿真分析结果

3.2 结构优化思路和内容

图11 典型加筋层合板示意

3.3 整体布局优化

3.3.1 纵横梁布局优化

表6 不同环梁纵梁布局方案和计算结果

图12 方案2新增环梁位置

3.3.2 复材门扇壁板结构研究

表7 不同壁板结构方案具体尺寸及计算结果

3.4 铺层优化

表8 优化前后各部件铺层厚度及占比

图13 优化后各部件厚度分布

4 优化结果及分析

表9 优化前后门扇结构刚度及强度对比

表10 金属锁闭机构强度校核结果

图14 内外压工况优化后的位移云图和Hashin值云图

5 试验对比

5.1 试验设计

图15 静强度试验工装加载示意

5.2 试验结果分析

图16 静强度试验位移测点示意

图17 碳纤维复材超大门扇静态测试和外压测试

图18 外压试验工况变形云图（单位：mm）

图19 外压工况试验位移时间曲线

图20 内压工况试验工况模拟云图（单位：mm）

图21 内压工况试验位移时间曲线

表11 内外压工况仿真试验结果对比

6 结论

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参考文献

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脚注