前言
隨著能源和環(huán)境問題日趨嚴重，汽車行業(yè)面臨著新的挑戰(zhàn)。減輕車輛的質量能夠使行駛阻力減小，從而減少能源消耗與排放［1］，研究表明［2-3］汽車質量每減輕10%，燃油車油耗將降低6%～8%，新能源車平均續(xù)航里程將增加5%～8%。輕量化是實現(xiàn)汽車節(jié)能減排的重要途徑，輕量化材料中鋁合金性價比最高，在車身零件上的應用廣泛，高壓真空壓鑄工藝進一步提升了鋁合金零件的生產(chǎn)效率，推動了輕合金鑄件向大型、復雜、薄壁方向的快速發(fā)展［4］。近年來壓鑄鋁合金逐步應用于前輪罩［5］、減震塔［6］、后地板［7］等大尺寸復雜關鍵承力結構件，鋁合金一體化壓鑄車身成為各汽車主機廠商爭相研發(fā)熱點［7］。一體化壓鑄將多個零件集成設計成為一個件，減少了零件數(shù)量和模具數(shù)量、設備占地空間、人員投入等，從而減少生產(chǎn)成本、生產(chǎn)周期以及碳排放，且集成一體化車身不需要焊裝，尺寸精度更高。在汽車制造中結合輕質材料和一體化壓鑄技術制備輕型、大型結構復雜的鋁合金零件，有利于輕量化，是提高能源效率和控制排放的關鍵手段［8］。
在對傳統(tǒng)車身鈑金結構件的輕量化設計與優(yōu)化上，國內外已經(jīng)做了較多研究。Liu 等［9］基于協(xié)同優(yōu)化方法和響應面模型，對發(fā)動機艙和懸架DOS 結構進行優(yōu)化，提高了整車耐撞性。雷正保等［10］使用基于混合元胞自動機的動態(tài)拓撲優(yōu)化方法，設計出了一種滿足碰撞相容性和正面碰撞安全性的新型車身頭部結構。付軍鵬［11］基于側面柱碰仿真，對門檻梁和座椅橫梁進行優(yōu)化，使電池模組最大變形達到要求。趙笠程［12］基于NSGA-II 算法，綜合考慮彎-扭剛度和模態(tài)性能對白車身零件進行了多目標優(yōu)化，使白車身質量減輕9.1 kg。相較傳統(tǒng)鈑金，一體化壓鑄結構件能提高輕量化效果。Mao 等［13］設計了一種鋁合金壓鑄減震塔，通過拓撲優(yōu)化和尺寸優(yōu)化，在保證剛度的同時使減震塔質量比原始鋼制結構減輕了45%。林佳武等［14］設計了一種一體壓鑄鋁合金后縱梁，實現(xiàn)了后縱梁結構的模塊化和輕量化，質量比原件減輕31%。使用一體化鋁合金零件代替?zhèn)鹘y(tǒng)鋼制結構時，如何進一步通過優(yōu)化設計提升輕量化水平，并保證可鑄造性、NVH、被動安全等性能，仍有待研究，是一體化壓鑄車身技術應當關注的重點。
目前國內外針對大型一體化壓鑄車身結構的研究剛起步，文獻較少，本文對一體化壓鑄鋁合金前機艙進行了結構設計與優(yōu)化研究，對前艙進行集成、主要截面和框架設計后，通過結構拓撲優(yōu)化提取出了扭轉載荷路徑并對一體化壓鑄前艙進行輕量化尺寸優(yōu)化，考慮可鑄造性確定了鑄件拔模方向與筋的分布。針對一體化前艙車身，根據(jù)C-NCAP 2021 進行FRB 和MPDB 正面碰撞仿真分析，得到了鑄件壁厚梯度優(yōu)化方案，優(yōu)化后在質量增加較小的情況下使耐撞性得到顯著提升。對于優(yōu)化后的前艙，進一步進行了CAE 結構性能仿真驗證，結果表明白車身剛度、模態(tài)等性能滿足要求，且剛度相較于傳統(tǒng)鋼制結構有提升。
1 一體化前艙結構設計
1.1 集成設計
確定一體化前艙集成方案，基于某新能源乘用車型鋼制車身，將包括左右前縱梁及其加強板、左右前輪罩及其加強板、前圍板、左右減震塔、前地板前段等主要功能區(qū)域的71個鈑金件集成設計為1個鑄鋁件，該鑄鋁件須滿足原有接口要求以及性能要求，集成方案如圖1 所示。前縱梁與減震塔結合設計成“C”型腔體，安裝點主要適配前輪包絡、前減震彈簧、前懸架、動力電池等，匹配車身前端結構中，shotgun 前端設計一體式連接立柱連接至前縱梁前端。原車型鋼制前艙包含71個零件，總質量為48 kg，集成后的一體化鋁合金前艙質量為44.7 kg，尺寸為840 mm×1536 mm×665 mm。
圖1 一體化前艙集成區(qū)域
1.2 主體框架和截面設計
進行一體化前艙的主體框架設計，并根據(jù)周圍搭接鈑金進行基礎大面設計縱向載荷傳遞主要依靠前縱梁及前端連接件；橫向載荷傳遞主要依靠前圍下部實現(xiàn)；垂直載荷傳遞借助于前輪罩減震塔結構實現(xiàn)。根據(jù)原始鋼制車身確定縱梁的基本截面和位置，完成鑄件本體以及鑄件周邊其它車身零件的斷面設計，確定基本的連接以及鑄件本體主要搭接邊結構，并根據(jù)斷面完成鑄件基本大面設計。鑄件主體框架和主要斷面如圖2 所示，A-A 為鑄件前縱梁區(qū)域截面，Y 向進行開口設計以適配鋼制前縱梁；BB 為減震塔區(qū)域截面，C-C 為前圍橫梁與前地板前段區(qū)域主要截面。
圖2 主要截面
2 輕量化設計
2.1 拓撲優(yōu)化
在產(chǎn)品設計的早期階段，為給定的設計目標和約束找到最優(yōu)的拓撲或布局非常重要［15］。一般來說，性能提升意味著增加額外的結構和質量，而如何通過在合適的位置增加最少的材料來實現(xiàn)性能最大的提升是輕量化設計關注的重點［16］。拓撲優(yōu)化是解決這一問題的重要途徑，根據(jù)構件中的載荷分布實現(xiàn)材料的最優(yōu)分布，利用這種方法來設計車身拓撲結構已經(jīng)成為一種普遍的方式［1］。前艙結構集成了不同的功能區(qū)域，包括前縱梁、前圍橫梁、地板、減震塔等區(qū)域，對碰撞、NVH、靜剛度等性能均有一定的影響，一體化前艙各區(qū)域的厚度尺寸和筋的分布都對剛度和質量有較大的影響，特別是減震塔和地板橫梁等區(qū)域，本文首先考慮剛度進行拓撲優(yōu)化。
拓撲優(yōu)化常用方法有變密度法、均勻化方法、水平集方法等。變密度法以連續(xù)變量的密度函數(shù)顯式地表達單元相對密度與材料彈性模量之間的對應關系，尋求結構最佳的傳力路線，優(yōu)化區(qū)域內的材料分布［17］。變密度法又可分為SIMP 法和RAMP 法，本文采用實體各向同性材料懲罰（SIMP）方法進行拓撲優(yōu)化，SIMP模型為
式中：E（xi）為插值后的彈性模量；E0為實體材料彈性模量；xi為單元相對密度，取值范圍為0～1，取0 表示無材料，取1表示有實體材料；p為懲罰因子，對設計變量中出現(xiàn)的中間密度值進行懲罰。拓撲優(yōu)化數(shù)學模型如式（2）所示，在質量約束下求最小柔度即最大剛度來進行優(yōu)化。
式中：C為結構柔度；F為載荷；U為位移；K為結構剛度；M 為優(yōu)化后的質量；M0為初始質量；f為保留的質量分數(shù)；XL 和XU 分別為單元相對密度的下限和上限。
使用有限元軟件hypermesh&optistruct 對集成后的前艙進行拓撲優(yōu)化。首先建立有限元模型，使用四面體單元對構件進行網(wǎng)格劃分，并以該包絡空間為優(yōu)化對象，根據(jù)白車身扭轉工況對后彈簧減震器支座的123 自由度進行約束，對左右前懸中心施加2 000 N·m的力矩，以模擬白車身在扭轉工況下的受力狀態(tài)，并在optistruct 中進行求解。前艙扭轉最優(yōu)載荷傳遞路徑如圖3所示。
圖3 載荷傳遞路徑
2.2 考慮可鑄造性的輕量化設計
2.2.1 拔模方向分析
拓撲結構往往無法直接用于制造，與鋼制板件不同，設計時必須考慮零件的可鑄造性，如拔模方向，還常常設置筋條以保證金屬液在模具中的充型流動。對一體化前艙的可鑄造性進行分析，得到拔模方向，如圖4 所示，動模和定模拔模方向為Z 向，抽芯1、抽芯2拔模方向為Y向，抽芯3、抽芯4、抽芯5拔模方向為X向。
圖4 拔模方向
2.2.2 筋的設計
根據(jù)拓撲優(yōu)化載荷路徑進行筋的設計，筋的厚度與方向必須使其能夠順利出模，且筋的形狀需要滿足鑄造充型流動要求。為了對前艙進行加強，在前縱梁區(qū)域間隔布置C 型筋，隨后沿此加強筋在前輪罩內部布置交叉筋，以傳遞正面載荷，拔模方向為Y 向。根據(jù)載荷路徑，在減震塔區(qū)域布置豎筋，減震塔頂布置多層圓形凸筋，以提高剛度，拔模方向為Z向；在前圍橫梁處設置加強筋提升橫梁連接和結構剛度，拔模方向分別為Z向、X向。
2.2.3 壁厚尺寸優(yōu)化
一體化前艙的集成度較高，不同區(qū)域具有不同的功能，故可采用變料厚設計實現(xiàn)輕量化。鑄件的壁厚不宜太厚，避免鑄造過程中由于凝固順序不同產(chǎn)生縮孔。一般區(qū)域如搭接邊和加強筋減小料厚（3～5 mm）；前減振器、羊角、托架安裝點結構增加料厚（5～8 mm）以滿足強度要求。
基于拓撲優(yōu)化載荷路徑，結合性能需求，進行關鍵路徑識別，非關鍵路徑進行弱化輕量，優(yōu)化鑄件的壁厚和加強筋尺寸。輕量化優(yōu)化路徑識別結果如圖5 所示，前輪罩、前縱梁、前地板部分區(qū)域不在路徑上，因此將部分基礎面減至2.8 mm，在傳遞路徑上的面增加到4 mm。同時由于②處前縱梁和輪罩加強筋不在傳遞路徑上，降低筋的高度。③處輪罩外加強筋不在路徑上，因此對部分加強筋進行輕量設計，降低豎筋的高度，同理，可對④處地板加強筋進行優(yōu)化。
圖5 關鍵路徑識別結果
經(jīng)過上述設計后，一體化鋁合金前艙質量為40.91 kg，輕量達到3.79 kg，占原始鋼制結構質量的7.9%，該優(yōu)化設計的輕量化效果顯著。
3 碰撞安全性設計
3.1 正面碰撞仿真分析
車身的碰撞安全性能十分重要，它能夠保護駕駛員和乘員在發(fā)生交通事故時不受到嚴重傷害。正面碰撞事故發(fā)生數(shù)量在所有交通事故中的占比最高［18］，正面碰撞事故中車身會發(fā)生嚴重變形，使駕駛員與乘員受到傷害。因此，正面碰撞是車身碰撞安全性的一個重要評價方式，可靠的車身結構是吸收碰撞能量、保護乘員安全的關鍵。本文根據(jù)我國最新汽車碰撞安全法規(guī)規(guī)定［19］，進行了正面100%重疊剛性壁障（FRB）和正面50%重疊移動漸進變形壁障（MPDB）碰撞仿真。
3.1.1 FRB碰撞
針對上文輕量化設計后的一體化鑄鋁前艙，進行整車FRB 碰撞仿真，驗證此車身的碰撞安全性。首先建立整車有限元模型和正面碰撞剛性壁障模型，根據(jù)法規(guī)將壁障設置為靜止，壁障在碰撞過程中不發(fā)生變形，設置為剛性材料。試驗車速為50 km/h，與壁障進行完全正面碰撞。設置完成后將FRB 碰撞模型輸出為K 文件，導入到LSDYNA 中進行計算，計算結果可以進行可視化。
汽車發(fā)生正面碰撞時，保險杠撞擊壁障，縱向結構受到擠壓，發(fā)動機后移撞擊防火墻［20］。前圍直接與駕駛艙接觸，其變形須限制在一定范圍內，如果前圍板侵入量過大，那么必然會對前排乘客的小腿以及腳部產(chǎn)生傷害。根據(jù)C-NCAP［19］規(guī)定的測量方法，在各個關注區(qū)域設置測量點來獲得其侵入量、加速度等參數(shù)，以評判整車的性能指標并進行結構改進。根據(jù)仿真結果，加速踏板中心X 向位移為82.7 mm，位移較大，不滿足要求。加速踏板中心侵入量隨時間變化曲線如圖6所示。
圖6 FRB加速踏板中心位移
正面碰撞過程中，若將質量看做恒定，那么從力學角度，碰撞能量吸收與碰撞加速度波形即碰撞脈沖有著密切關系［21］，碰撞加速度需要受到限制避免慣性力對乘員頭部和胸部的傷害?？梢詫⑴鲎裁}沖等效為兩段臺階梯形波［22］，本文車輛動力總成前置，提高第1段臺階波形，降低第2段臺階波形更有利于安全。為了保護乘員，B柱下側第1峰值加速度a1應大些，最大峰值加速度越小越好。對B 柱加速度波形進行分析，如圖7 所示：最大峰值加速度均小于40g，滿足要求；第1 峰值加速度出現(xiàn)在15 ms 左右，分別為11.9g和12.3g，不滿足要求。
她不穿襪子，任憑俊氣的、涂了紅色指甲油的腳指頭從兩只白涼鞋的露孔中鉆出來，更加惹人注意。這很像咖啡館里的光線，是種撩撥人的暗色的場景。使人聯(lián)想到某個深夜里的某一種夢境，伴著咖啡館里細碎的音樂，肆意的彌漫和張揚。
圖7 FRB中立柱加速度波形
3.1.2 MPDB 碰撞
接下來對整車進行MPDB 碰撞仿真，與FRB 碰撞相比，剛性固定壁障變?yōu)榭梢苿訚u進變形壁障，其他建模步驟基本相同，測量點也一致。MPDB 壁障與碰撞車偏置，寬度重疊50%，二者分別以50 km/h的速度對撞，同樣對計算結果進行可視化。
與FRB 相同，對結果進行分析，發(fā)現(xiàn)油門踏板中心、制動踏板中心的侵入量不滿足要求，如圖8 和圖9 所示。加速踏板中心X 向侵入量為114.6 mm，制動踏板中心X 向侵入量為102.8 mm，有較大的安全隱患。同時，MPDB 與FRB 碰撞仿真結果具有不同的變形趨勢，F(xiàn)RB 碰撞侵入量與加速度峰值超出目標，而MPDB 碰撞只有侵入量在很大程度上超出了目標。
圖8 MPDB碰撞加速踏板中心位移
圖9 MPDB碰撞制動踏板中心位移
3.2 耐撞性優(yōu)化
3.2.1 優(yōu)化策略
發(fā)生碰撞時，車身應能管理沖擊力，并以可控和可預測的方式將大部分沖擊能量轉換為其他形式的能量。研究表明，在正面碰撞過程中，碰撞能量主要通過車身前端結構的變形吸收［18］，Abbasi 等［23］提出車身前部“潰縮區(qū)”概念，進行碰撞能量管理，對主要零件的厚度進行優(yōu)化，以減小乘員胸部的峰值減速度。Li等［24］通過仿真分析得到完全重疊正面碰撞中關鍵零部件的力傳遞和能量吸收比例，發(fā)現(xiàn)前縱梁的力傳遞和能量吸收占比分別大于75%和34.5%?？梢姡翱v梁是正面碰撞中傳遞力和吸收能量的關鍵部件，通過前縱梁的設計可以提高車輛的正碰耐撞性。Duan 等［25］應用變厚度軋制技術，對前縱梁內板的厚度分布進行了優(yōu)化，減輕了零件的質量，碰撞能量吸收增加的同時峰值加速度減小。
為改善前端結構變形，減少前圍入侵量并優(yōu)化加速度波形，針對3.1 節(jié)中不滿足要求項，本文選擇前縱梁內板、前縱梁外板以及一體化鑄件縱梁區(qū)域作為優(yōu)化對象，對厚度進行優(yōu)化。將鑄件縱梁區(qū)沿縱向分為4個區(qū)域，在原始設計中，這些區(qū)域的厚度一致，t1=t2=t3=t4=2.8 mm，前縱梁內板厚度t5=1.6 mm，前縱梁外板厚度t6=1.4 mm，如圖10所示。
圖10 耐撞性優(yōu)化方案
采用Taguchi正交實驗設計方法，取不同水平的厚度組合進行分析。考慮到壁厚對可鑄性的影響，t1、t2、t3、t4 4 個因子具有4 個水平，分別為3、4、5、6 mm；t5、t6 2 個因子具有4 個水平，分別是1.2、1.4、1.6、1.8 mm，最終形成正交表L25（56），如表1 所示。根據(jù)實驗結果，構建響應面模型，2 階多項式響應面模型如下：
表1 L25（56）正交實驗設計
得到SM、a、m 的近似目標函數(shù)，通過多目標優(yōu)化得到最優(yōu)厚度組合。優(yōu)化數(shù)學模型如下：
綜合考慮，從帕累托前沿中選取最優(yōu)厚度組合為t1=6 mm，t2=6 mm，t3=5 mm，t4=4 mm，t5=t6=1.2 mm。相較于原始設計，梯度設計加強了鑄件，減弱前縱梁能夠提高前縱梁發(fā)生軸向壓潰變形的趨勢而非切向折彎變形的趨勢，使能量盡可能被縱梁前段吸收，減小對鑄件與乘員艙的入侵，進一步驗證優(yōu)化方案的可行性。
圖11 為優(yōu)化前后的MPDB 碰撞前圍變形情況，可以看出優(yōu)化方案改善了前圍變形，原設計前圍防火墻最大侵入量SM為127.7 mm，優(yōu)化后最大侵入量為87.4 mm，最大侵入量下降了31.56%。表2 給出了優(yōu)化方案與原方案的耐撞性和質量對比，這里考慮了3.1 節(jié)中的未達標項和前圍最大侵入量，其中a、S1、S2、S3分別代表FRB 碰撞第1 峰值加速度、加速踏板中心X 向位移和MPDB 碰撞制動踏板中心、加速踏板中心X 向位移。圖12 給出了優(yōu)化后的a、S1、S2、S3計算結果。優(yōu)化結果表明，侵入量S1、S2、S3分別下降73.40%、27.04%、52.62%，a 增加18.49%，優(yōu)化了加速度波形，優(yōu)化后的前艙質量為41.35 kg，質量m 增加了0.435 kg，占優(yōu)化前的1.06%，在質量增加較小的情況下，耐撞性得到了較大的改善。
表2 優(yōu)化前后耐撞性能對比
圖11 優(yōu)化前后MPDB碰撞前圍入侵變形對比
圖12 優(yōu)化后的耐撞性指標
4 CAE性能驗證分析
由于汽車在路面上行駛時會受到不同類型的載荷，白車身需要具有足夠的剛度，主要包括彎曲剛度和扭轉剛度，它們對碰撞、振動、耐久等性能有著重要的影響［26］。汽車在行駛過程中會受到來自內部或路面的激勵而發(fā)生振動，共振不僅可能引起結構件的失效，還會導致乘員不舒服，對車輛的安全性和舒適性產(chǎn)生重要影響［12］，白車身模態(tài)固有頻率應避開激勵的頻率范圍，避免發(fā)生共振。因此，針對上文優(yōu)化設計后的一體化前艙及車身，進行扭轉和彎曲工況仿真分析，以驗證白車身剛度和模態(tài)是否滿足要求。
4.1 白車身剛度
白車身剛度分為扭轉剛度和彎曲剛度，扭轉工況是汽車在不平路面上行駛時車身的受載情況，彎曲工況是滿載狀態(tài)下，行駛在平坦路面上時的車身承載情況。與2.1 節(jié)相同，進行幾何清理、網(wǎng)格劃分等操作，建立有限元模型，施加扭轉和彎曲工況載荷和約束，進行仿真分析，得到扭轉剛度和彎曲剛度大小，位移云圖如圖13所示。
圖13 位移云圖
扭轉剛度計算公式為
式中：L 為前懸到測點的Y 向距離；Z 為前懸安裝點的Z 向位移；T 為扭轉力矩，大小為2 000 N·m。扭轉工況仿真結果表明，Z=0.926 mm，計算得G=22 957 N·m/（°）。
彎曲剛度計算公式為
式中：F 為彎曲工況下對座椅安裝點施加的載荷，大小為4 000 N；L 為門檻梁最大Z 向位移。根據(jù)彎曲工況仿真結果，L=0.175 mm，計算得K=22 857 N/mm。扭轉剛度與彎曲剛度均滿足設計需求。
4.2 白車身模態(tài)
白車身低階模態(tài)對性能影響最為顯著［27］，因此本文只考慮1 階模態(tài)，固有頻率應盡可能高以避免共振。根據(jù)仿真分析，計算得到了白車身1 階彎曲和1階扭轉模態(tài)，如圖14所示。
圖14 白車身模態(tài)
根據(jù)計算結果，白車身1 階扭轉振動頻率為40.1 Hz，1 階彎曲振動頻率為39.8 Hz，能有效避免路面激勵導致的共振，符合行駛工況對白車身的模態(tài)要求。
4.3 性能變化分析
表3 為鈑金方案車身與一體化方案車身的性能對比，其中鈑金方案為傳統(tǒng)鋼制車身，在前期研究中得到了其性能參數(shù)，一體化方案車身使用一體化壓鑄鋁合金前艙并進行了優(yōu)化。從表3 可以看出，與鈑金方案相比，一體化方案彎曲剛度提升9.7%，幅度較大；扭轉剛度下降0.5%，可認為基本不變，1 階扭轉模態(tài)提高3.4%，彎曲模態(tài)下降1.7%，模態(tài)可認為基本不變。對性能變化進行分析，采用鋁合金鑄件后，材料彈性模量降低，對模態(tài)與剛度有負面影響；而材料密度降低，減震塔及縱梁區(qū)域結構得到增強，對模態(tài)和剛度有正面影響。綜合來看，扭轉剛度和1 階模態(tài)整體變化不大，白車身彎曲剛度有明顯提升。若要繼續(xù)提升白車身剛度和模態(tài)性能，需要進一步進行結構加強與優(yōu)化，這可以是鑄件，也可以是其他結構件，如車身環(huán)形結構。
表3 一體化方案與鈑金方案性能對比
5 結論
本文在某車型傳統(tǒng)鋼制車身的基礎上，將傳統(tǒng)車身的71 個鋼制沖壓件集成為一個鑄鋁件，進行了一體化壓鑄鋁合金前艙車身結構設計與優(yōu)化研究，得出了以下結果。
（1）根據(jù)拓撲優(yōu)化，結合可鑄造性分析對筋和壁厚尺寸進行輕量化設計，最終一體化鋁合金前艙的質量為41.35 kg，相較于原始鋼制結構的48 kg，輕量達到6.65 kg，占比為13.9%，提高了輕量化水平。
（2）根據(jù)C-NCAP 2021 對一體化前艙車身進行了正面碰撞仿真分析，針對未達到安全性要求的響應，對前縱梁和鑄件縱梁區(qū)域進行了結構優(yōu)化，使一體化車身MPDB 碰撞前圍最大侵入量減小31.56%，F(xiàn)RB 碰撞第1 峰值加速度提升18.49%，減小了前圍入侵，改善了碰撞脈沖，在質量增加較?。?.06%）的情況下顯著提高了一體化壓鑄車身的耐撞性。
（3）根據(jù)扭轉工況和彎曲工況仿真分析，驗證了白車身剛度和1階模態(tài)；彎曲剛度、扭轉剛度、1階彎曲模態(tài)、1 階扭轉模態(tài)均能滿足設計要求，且彎曲剛度相較于鈑金方案提高了9.7%，扭轉剛度和模態(tài)與鈑金方案基本持平。
（4）一體壓鑄結構相較于傳統(tǒng)鈑金，設計空間更大，須滿足多種載荷工況要求，同時滿足可鑄造性約束，如筋的拔模方向等，與傳統(tǒng)車身設計方法不同的是，制造工藝性分析需要在設計的早期階段同步進行，而非最終優(yōu)化后的結構。
本文設計的一體化壓鑄前艙結構能進一步實現(xiàn)整車輕量化，對一體化壓鑄車身平臺化設計與實車應用具有一定的指導意義，但通過模擬得到的整車耐撞性和剛度等性能仍具有一定的提升空間，且缺乏試驗驗證。將在未來研究中關注碰撞、動載等工況進行非線性拓撲優(yōu)化，并通過線性化加權得到多學科下的最優(yōu)載荷路徑，通過進一步尺寸優(yōu)化提高耐撞性，實現(xiàn)輕量化與性能的平衡。
