顧宗陽，蔣榮超?，劉大維，孫海霞

1) 青島大學機電工程學院，青島 266071 2) 海軍航空大學青島校區(qū)航空機械系，青島 266041

隨著汽車輕量化技術的發(fā)展，新材料、新結構和新工藝的使用受到了越來越多的關注.其中，碳纖維增強復合材料（Carbon fiber reinforced plastics，CFRP）因其高強度、高模量的優(yōu)越性能在汽車輕量化技術的發(fā)展中占據了重要地位[1?5]，國內外學者針對CFRP在汽車上的應用做了許多研究工作.秦溶蔓等[6]對纖維?陶瓷復合防彈板抗侵徹性能影響因素進行了分析，研究發(fā)現(xiàn)，通過采取增加陶瓷厚度、采用合適的黏合力參數(shù)等措施能夠提高其防護性能.陳光等[7]提出了一種CFRP?低碳鋼的十二直角薄壁梁保險杠結構，通過等剛度替代得到了一系列的厚度方案，并通過碰撞仿真對方案進行了篩選，使得保險杠減重41.5%.劉越等[8]采用CFRP對懸架控制臂進行了材料替換，并利用正交試驗方法對碳纖維鋪層進行了優(yōu)化，相較于鋼制控制臂，CFRP控制臂減重效果達到了48.32%.楊中磊等[9]提出了一種碳纖維增強復合材料?差厚鋼板(CFRP?TRB)超混雜汽車B柱結構，在改善側碰耐撞性的同時，實現(xiàn)減重27.7%的效果.高云凱等[10]利用拓撲優(yōu)化方法對CFRP發(fā)動機罩進行了重新設計，在此基礎上對試制樣件進行了性能分析，試驗結果表明，CFRP發(fā)動機罩在性能提高了 10%的同時，質量減輕了 46.56%.Yoo等[11]對CFRP汽車下控制臂（LCA）進行了拓撲優(yōu)化設計，與鋁合金制下控制臂相比，碳纖維復合材料控制臂減重效果達到了30%.Ma等[12]利用多目標優(yōu)化方法對CFRP?鋁吸能盒進行了結構優(yōu)化，明顯改善了吸能性能，并降低了質量.Liu等[13]對CFRP方管的穿孔參數(shù)進行了多目標優(yōu)化，大幅提高了CFRP方管的比吸能.

夾芯結構通過多種材料的復合，從而充分發(fā)揮各自材料的優(yōu)點，近年來已成為航空航天、車輛工程等領域的研究熱點.蘭鳳崇等[14]設計了一種泡沫鋁填充的分體式翻轉管吸能盒，在提高吸能量的同時，表現(xiàn)出了良好的穩(wěn)定性.程鵬等[15]對雙層泡沫鋁夾芯結構抗?jié)L石沖擊性能進行研究，結果表明，當上下兩層泡沫鋁的厚度之比為3∶2時，抗沖擊性能最好.干年妃等[16]對準靜態(tài)壓縮載荷下CFRP?聚氨酯泡沫夾芯板的性能進行了分析，研究發(fā)現(xiàn)，夾芯結構的比吸能要高于單獨使用CFRP或聚氨酯泡沫時的比吸能之和.崔岸等[17]針對汽車輕量化需求，設計了一種泡沫填充鋁合金波紋夾芯板結構，并將其應用在前車門外板上，提高了其抗撞性能.崔堯堯等[18]對泡沫鋁夾芯圓管橫向抗沖擊性能影響因素進行了分析，研究發(fā)現(xiàn)，采用適當?shù)耐獠考s束條件能夠提高其吸能特性.Wang等[19]提出了一種以褶皺板和泡沫鋁作為吸能器的連接結構，并研究了褶皺板厚度、褶皺數(shù)量等對吸能特性的影響.Bragagnolo等[20]對泡沫鋁夾芯板的脫粘失效進行了研究，結果表明具有粗糙泡沫結構的夾芯板抗脫粘效果較好.Taherkhani[21]等提出了一種泡沫鋁本構模型與胞元模型相結合的有限元模型，在保證模型準確性的前提下，能夠大大減少仿真時間.Xin等[22]利用泡沫鋁與環(huán)氧樹脂之間的互滲制成了泡沫鋁?環(huán)氧樹脂夾芯板，相較于傳統(tǒng)夾芯板，泡沫鋁?環(huán)氧樹脂復合夾芯板吸能能力更強.

汽車控制臂是懸架的重要導向、承載構件[23]，為達到輕量化的設計目的，采用CFRP?泡沫鋁夾芯結構作為控制臂本體，并結合鋁合金連接件設計一種新型控制臂.在此基礎上對CFRP鋪層形狀、鋪層數(shù)量和鋪層順序進行優(yōu)化，實現(xiàn)懸架控制臂輕量化設計.

1 泡沫鋁力學性能試驗及仿真模型

1.1 泡沫鋁試件制備

通過線切割設備將泡沫鋁加工成邊長為50 mm的立方體，制備的試件如圖1所示.為獲得泡沫鋁的力學性能參數(shù)，需要進行準靜態(tài)壓縮試驗，試驗共選取5個試件.

圖1 泡沫鋁試件Fig.1 Aluminum foam specimen

1.2 準靜態(tài)壓縮試驗

采用電子萬能試驗機進行泡沫鋁準靜態(tài)壓縮試驗，壓頭試驗速度為 1 mm·s?1，并記錄壓縮力?位移曲線，試驗過程如圖2所示，泡沫鋁應力?應變曲線結果如圖3所示，經計算得到的泡沫鋁材料參數(shù)如表1所示.

表1 泡沫鋁力學性能參數(shù)Table 1 Mechanical property parameters of the aluminum foam

圖2 泡沫鋁準靜態(tài)壓縮試驗.(a) 壓縮 0 mm; (b) 壓縮 20 mm; (c) 壓縮 30 mm; (d) 壓縮 40 mmFig.2 Quasi-static compression deformation process of the hexahedral cellular aluminum foam: (a) compression 0 mm; (b) compression 20 mm;(c) compression 30 mm; (d) compression 40 mm

圖3 泡沫鋁應力?應變曲線Fig.3 Stress–strain curve of the aluminum foam

試驗結果表明，泡沫鋁材料屈服階段較長，在此階段內泡沫鋁中的泡沫被擠壓破碎，并且伴有碎片脫落，而這也是泡沫鋁在變形過程中能吸收大量能量的原因，同時泡沫鋁的橫向變形遠小于其縱向變形，橫截面的形狀基本不變，所以泡沫鋁的泊松比可認為是0.

1.3 泡沫鋁六面體胞孔模型

采用六面體胞孔模型來模擬泡沫鋁微小孔洞結構，建立 50 mm×50 mm×50 mm 的泡沫鋁片體有限元模型，設置片體厚度為0.04 mm，以保持仿真模型和試驗樣件具有相同的孔隙率.準靜態(tài)壓縮有限元仿真模型中，壓板與泡沫鋁之間的接觸設置為自動點面接觸，泡沫鋁片體設置內部接觸.六面體胞孔泡沫鋁模型變形過程如圖4所示，仿真得到的曲線如圖5所示.可以看出，泡沫鋁應力?應變仿真結果與試驗結果基本一致，說明六面體胞孔模型能夠較好地模擬泡沫鋁的變形過程.

圖4 泡沫鋁準靜態(tài)壓縮變形過程.(a) 壓縮 0 mm; (b) 壓縮 20 mm; (c) 壓縮 30 mm; (d) 壓縮 40 mmFig.4 Quasi-static compression deformation process of the hexahedral cellular aluminum foam: (a) compression 0 mm; (b) compression 20 mm;(c) compression 30 mm; (d) compression 40 mm

圖5 泡沫鋁應力-應變曲線仿真與試驗結果對比Fig.5 Comparison of the simulation and experimental results of the stress–strain curve of the aluminum foam

2 CFRP 力學性能試驗

2.1 CFRP 試件制備

利用碳纖維復合材料單向預浸料，通過真空輔助成型工藝制備CFRP層合板，預浸料部分參數(shù)如表2所示，制備工藝如圖6所示.根據表3所示的試件尺寸，對層合板進行裁剪，得到鋪層角度為0°和 90°的拉伸、壓縮試件，以及鋪層角度為 45°/?45°的面內剪切試件.

表2 碳纖維單向預浸料參數(shù)Table 2 Parameters of the unidirectional carbon fiber prepreg

圖6 CFRP 層合板制備過程Fig.6 Preparation process of CFRP laminates

表3 試件尺寸Table 3 Specimen size

2.2 力學性能試驗

利用電子萬能試驗機進行力學性能試驗，其中拉伸試驗參照ASTM D3039/D3039M-14標準，試驗速度設置為 2 mm·min?1，壓縮試驗參照 ASTM D6-641/D6641M-09 標準，試驗速度設置為 1.3 mm·min?1，面內剪切試驗參照ASTM D3518/D3518M-13標準，試驗速度設置為 2 mm·min?1，同時為防止夾具與試件之間產生相對滑動，試件兩端應粘貼樹脂加強片，試件及試驗過程如圖7所示，CFRP力學性能參數(shù)計算結果如表4所示.

圖7 CFRP 試件及試驗過程.(a) 拉伸; (b) 壓縮Fig.7 CFRP specimen and test process: (a) tensile; (b) compression

表4 CFRP 力學性能參數(shù)Table 4 Mechanical properties of CFRP

3 夾芯結構控制臂初始設計

3.1 鋼制控制臂有限元建模

利用殼單元對鋼制控制臂進行網格劃分，網格尺寸設置為10 mm，控制臂的厚度設置為3.2 mm，建立有限元模型如圖8所示.

圖8 鋼制控制臂有限元模型Fig.8 Finite element model of the steel control arm

3.2 夾芯結構控制臂初始設計

采用CFRP?泡沫鋁夾芯結構作為控制臂本體，前點、后點與外點處采用鋁合金連接件.為保證與原鋼制控制臂性能一致，CFRP?泡沫鋁夾芯結構控制臂的泡沫鋁夾芯厚度設計為30 mm，孔隙率為 55%，其屈服極限為 166.7 MPa ，CFRP 面板鋪層數(shù)量為4層，單層厚度0.4 mm，鋪層順序為0°/45°/?45°/90°.

金屬與復合材料之間的連接方式有膠接，機械連接、膠?螺混合連接三種，單獨采用機械連接的好處是拆裝方便，工藝簡單，但膠?螺混合連接的連接強度和疲勞壽命顯著強于其他連接形式[24?25].為保證結構的可靠性，采用膠?螺混合連接，在Hypermesh中設置膠粘類型為hemming，location選擇連接件內表面，并利用RBE2單元模擬螺栓連接，建立夾芯結構控制臂模型如圖9所示.

圖9 夾芯結構控制臂模型Fig.9 Control arm model of the sandwich structure

3.3 控制臂初始性能分析

控制臂利用安裝在前點、后點的襯套，以及外點的球鉸將車輪與車身彈性地連接在一起，是懸架重要承載件，對其進行優(yōu)化設計時，需考慮其強度、剛度和模態(tài)等性能.選取制動、轉向和最高車速三個典型工況進行控制臂有限元強度分析，三種工況下控制臂外點、前點和后點載荷情況如表5所示.

表5 控制臂結構強度分析載荷工況Table 5 Load conditions for the control arm structure strength analysis

對夾芯結構控制臂進行網格劃分，其中CFRP面板與泡沫鋁夾芯采用四邊形網格，鋁合金連接件采用四面體網格，在對控制臂進行性能分析時，剛度分析主要考慮縱向剛度和側向剛度，模態(tài)性能選取一階模態(tài)頻率作為評價指標，仿真得到兩種控制臂性能，其中Steel-made、Initial分別代表鋼制控制臂和優(yōu)化前控制臂仿真結果，如表6所示，Optimized代表優(yōu)化后控制臂仿真結果.

表6 控制臂性能仿真結果Table 6 Simulation results of the control arm performance

經過材料替代與結構重新設計之后，控制臂的質量下降了32.5%，最高車速工況下泡沫鋁夾芯處的最大應力為225.6 MPa，超過了材料屈服極限，CFRP面板采用Tsai-Wu準則校核其強度，失效系數(shù)為0.8，滿足強度要求，同時控制臂整體側向剛度有所下降，需要進行進一步的優(yōu)化設計.

4 夾芯結構控制臂鋪層設計

由于CFRP?泡沫鋁夾芯結構控制臂的CFRP面板鋪層優(yōu)化，主要包括自由尺寸優(yōu)化、尺寸優(yōu)化和鋪層順序優(yōu)化三個部分.優(yōu)化過程中，應盡量采用 0°、±45°、90°三種經典鋪層角度，減小制造難度，節(jié)約制造成本；纖維取向盡量與主應力方向一致，±45°鋪層應該成對出現(xiàn)，并且同一方向的鋪層不能連續(xù)出現(xiàn)兩次.

4.1 自由尺寸優(yōu)化

為了得到每個鋪層角度對應的鋪層形狀，需要對控制臂進行自由尺寸優(yōu)化.由于自由尺寸優(yōu)化只能減薄材料而不能增厚材料，首先建立鋪層角度分別為 0°、±45°、90°對稱的 4 個超級層，鋪層厚度設置為2 mm，自由尺寸優(yōu)化的目標函數(shù)設置為加權柔度最小，約束設置為面板總質量不超過CFRP面板初始總質量的90%.

經過3次迭代后，得到的厚度分布結果如圖10所示，同時得到了4個鋪層角度下的16個鋪層形狀，對其進行規(guī)則化修正，結果如圖11所示，其中±45°鋪層結果相同.

圖10 自由尺寸優(yōu)化結果Fig.10 Free size optimization results

圖11 自由尺寸優(yōu)化修整結果.(a) 0°鋪層; (b) ±45°鋪層; (c) 90°鋪層Fig.11 Free size optimization results: (a) 0°ply; (b) ±45°ply; (c) 90°ply

4.2 尺寸優(yōu)化

為得到CFRP面板每個鋪層角度下的鋪層數(shù)量，需要對控制臂進行尺寸優(yōu)化.自由尺寸優(yōu)化得到的鋪層厚度是不規(guī)則的，具有一定的制造難度，所以尺寸優(yōu)化時設置單層碳纖維布的可制造厚度為0.2 mm，并以碳纖維面板質量不超過0.3 kg為約束，經過優(yōu)化，確定CFRP面板鋪層數(shù)量為34層，其中 0°、90°鋪層各 12 層，±45°鋪層 5 層，此時CFRP面板質量為0.29 kg.

4.3 鋪層順序優(yōu)化

為了充分發(fā)揮碳纖維材料的力學性能，使結構剛度達到最大，在不改變結構質量的前提下還需要進行鋪層順序優(yōu)化，鋪層順序優(yōu)化的數(shù)學模型可表示為：

其中，f(X)表示控制臂縱向與側向加權柔度，gi(X)表示鋪層順序優(yōu)化的約束條件，X表示鋪層順序方案，A表示所有鋪層方案的集合.

經過11次迭代后得到了最佳的鋪層結果，第8～11次迭代結果如圖12所示，不同顏色代表不同角度，鋪層角度結果為：+45°/?45°/+45°/?45°/+45°/?45°/+45°/?45°/+45° /?45°/0°/0°/90°/90°/0°/0°/90°/90°/0°/0°/90°/90°/0°/0°/90°/90°/0°/0°/90°/90°/0°/0°/90°/90°.

圖12 CFRP 面板鋪層順序優(yōu)化結果Fig.12 Optimization results of the CFRP panel stacking sequence

4.4 結果分析

優(yōu)化后的CFRP?泡沫鋁夾芯結構控制臂模型進行有限元分析，性能計算結果見表6，控制臂質量和縱向剛度變化如圖13所示.

由表6和圖13可看出，在強度方面，優(yōu)化后的夾芯結構控制臂在制動與最高車速工況下的最大應力明顯小于鋼制控制臂，最高車速下泡沫鋁夾芯處的最大應力為151.2 MPa，安全系數(shù)為1.1，滿足強度要求，CFRP面板失效系數(shù)為0.81，滿足強度要求.從剛度角度看，與優(yōu)化前的控制臂相比，優(yōu)化后的夾芯結構控制臂側向與縱向剛度有明顯提高，與鋼制控制臂比，縱向剛度提高了103.2%，側向剛度提高了27%.從模態(tài)角度看，夾芯結構控制臂的第一階固有頻率較鋼制控制臂有較大幅度提高.從質量方面看，經過優(yōu)化和重新設計后的控制臂質量為1.998 kg，相比鋼制控制臂減重26%，輕量化效果顯著.

圖13 控制臂質量及縱向剛度變化Fig.13 Control arm mass and longitudinal stiffness change

5 結論

(1)開展了泡沫鋁準靜態(tài)壓縮試驗，并利用六面體胞孔模型對泡沫鋁準靜態(tài)壓縮試驗過程進行了模擬，通過對比試驗與仿真結果驗證了泡沫鋁模型的準確性.

(2)通過CFRP力學性能試驗獲取了CFRP材料參數(shù)，參考原鋼制鋼制控制臂設計了一種CFRP?泡沫鋁夾芯結構的控制臂，通過有限元分析發(fā)現(xiàn)，夾芯結構控制臂在變輕的同時剛度性能下降較大，需要進一步的優(yōu)化設計.

(3)對CFRP面板進行自由尺寸優(yōu)化、尺寸優(yōu)化與鋪層順序優(yōu)化，得到了CFRP面板的最佳鋪層順序與鋪層數(shù)量.優(yōu)化后的夾芯結構控制臂結構質量為1.998 kg，相比鋼制控制臂減重26%，夾芯結構控制臂的強度、剛度和模態(tài)性能都有所提高.