高速磁浮列车复合材料车体部件强度分析及结构优化.pdf

第44卷第3期2023年6 月文章编号：16 7 3-9 59 0(2 0 2 3)0 3-0 0 0 6-0 7大连交通大学学报JOURNAL OF DALIAN JIAOTONG UNIVERSITYVol.44No.3Jun.2023高速磁浮列车复合材料车体部件强度分析及结构优化谢素明，卜浩然，盖杰3（1.大连交通大学机车车辆工程学院，辽宁大连116 0 2 8；2.中车长春轨道客车股份有限公司国家轨道客车工程研发中心，吉林长春130 0 6 2)摘要：利用有限元分析与结构优化技术，研究高速磁浮列车复合材料车体部件强度问题。依据复合材料结构和力学特征，建立某高速磁浮列车复合材料车体强度分析模型；基于系统动力学和空气动力学分析结果，确定车体与走行机构之间的接口载荷及车体表面承受的气动载荷；运用BSEN12663:2010标准和Tsai-Wu失效准则对车体结构进行强度分析。结果表明：车体结构强度满足设计要求,其中碳纤维头罩结构的最大Tsai-Wu失效因子仅为0.154；为充分挖掘复合材料的潜能，分别以柔度、质量和铺层顺序为目标函数，对碳纤维头罩进行自由尺寸优化、尺寸优化以及层叠次序优化，最终获得最佳铺层顺序为45/-45/0/9 0/9 0/0/45/-45/45/-45；优化后碳纤维头罩比与优化前质量减轻了2 8.9%；将优化后的头罩映射到整车车体并进行强度分析，碳纤维头罩的最大Tsai-Wu失效因子为0.16 3。关键词：高速磁浮列车；复合材料；强度分析；铺层优化设计文献标识码：A复合材料作为一种高比强度、高比模量、耐腐蚀性好以及可设计性强的新型材料 ，近年来不仅应用于高速磁浮列车内饰等非承力部件，还应用于车体、悬浮架等承力部件。如何充分挖掘复合材料的潜能，实现高速磁浮列车结构轻量化设计，已成为车体结构设计人员首要关注的问题。在高速磁浮列车复合材料部件研制方面，仇亚萍等 2 借鉴飞机复合材料设计理念，在满足刚度、强度的条件下,研制出了一款全碳纤维复合材料裙板,与原始金属结构相比减重33%,抗冲击性能优异且降低了生产成本;刘鹏等 3 首次将碳纤维复合材料用于高速磁浮列车的主承载部件一一横梁,并开展了相关的仿真验证及其制造工艺研究工作；在复合材料部件结构优化设计方面，陈越等 4 对复合材料发动机罩进行自由尺寸优化,实现了结构的轻量化，同时也提高了发动机罩的力学性能及疲劳寿命;李永华等 5 基于Opti-Struct软件对地铁复合材料车头外罩进行多目标D0I:10.13291/ki.djdxac.2023.03.002优化设计，既提高了车头外罩的静、动态特性，还实现了车头外罩的轻量化。本文以某高速磁浮列车复合材料车体为研究对象，结合系统动力学和空气动力学，在相关高速磁浮车厢走行机构载荷谱规定的载荷作用下，运用Tsai-Wu失效准则对车体碳纤维结构进行强度分析，运用BSEN12663:2010标准对车体钢、铝结构进行强度分析。在此基础上，利用三阶段复合材料优化技术对碳纤维头罩进行铺层优化设计，实现头罩的轻量化设计。1复合材料结构及其力学特征1.1复合材料结构复合材料三明治结构常用于复杂产品结构设计中,该结构由高强度的薄面板与低密度的芯材组成,见图1。通常三明治结构的面板为碳纤维层合板，芯材为铝蜂窝或高分子泡沫材料。本文研究的高速磁浮列车车体中的复合材料三明治结收稿日期:2 0 2 2-0 1-2 7基金项目：国家高速列车技术创新中心研发计划（CXKY-02-01-01(2020)）第一作者：谢素明（19 6 5一）,女,教授。E-mail:通信作者：卜浩然（19 9 5），男，硕士研究生。E-mail:第3期谢素明，等：高速磁浮列车复合材料车体部件强度分析及结构优化7构为碳纤维/泡沫结构。（a）碳纤维/铝蜂窝结构碳纤维层合板胶层铆接泡沫铝型材（b）碳纤维/泡沫结构图1典型的复合材料三明治结构由多层碳纤维单层板粘合组成的碳纤维层合板结构刚度取决于各单层板的材料性能、单层板铺设角度及铺设顺序 6 。对碳纤维层合板进行结构设计时，不仅需要考虑刚度、强度和质量等因素，还要考虑以下生产工艺方面的要求：（1）铺层的纤维轴向应与所受拉-压方向一致,以便更好地利用纤维在轴向所具有的高性能。（2）采用均衡对称铺层，以避免拉-剪、拉-弯耦合引起的翘曲。（3）为防止基体直接受载以及减少泊松比和结构热应力，层合板一般选择0、45和9 0 这4个角度铺层,且其中任一角度的铺层百分比应大于或等于10%。（4）为了保证结构的稳定性和抗冲击性能,层合板外表面应选用45铺层，且45应成对出现。1.2复合材料单层板的应力-应变关系和刚度复合材料单层板为均匀的各向异性材料,其应力-应变关系和刚度与一般各向同性材料不同。（1）正轴坐标系下单层板的应力-应变关系和刚度假设纤维方向为1方向，单层板面内与纤维方向垂直的方向为2 方向，单层板的厚度方向为3方向,这3个方向对应的轴为材料的主轴。由于单层板的厚度很小，可以将其假设为弹性力学中的平面应力状态。单层板在材料主轴坐标系中通常是正交各向异性材料，在其主方向上某一点碳纤维层合板处的线应变8 1、8 2 只与该点处的正应力1、2 有胶层关，与剪应力T12无关；同时,该点处剪应变12 也仅与剪应力T12有关，与正应力无关。平面应力状铝合金蜂窝态下正交各向异性单层板在材料主方向的应力一应变关系为：胶层12=Q12Q22082碳纤维层合板LT12J式中：Q；为正轴坐标系下的刚度系数，表示单层板在平面应力状态下的正轴刚度，可用材料的工程弹性常数表示。（2）偏轴坐标系下单层板的应力-应变关系和刚度与材料主方向成任意角度的-坐标系中的应力-应变关系为：QQ12Q16Q12Q22Q268LQ16Q26Q66LYxy式中：【Q为矩阵主方向的二维刚度矩阵 Q的转换矩阵，它有6 个不同的系数,具有对称性。1.3复合材料层合板的刚度在面内力和弯矩的作用下，复合材料层合板的应力-应变关系为：N1AB8M-BD式中：8 为板中面应变;k为板中面的曲率；A、B和 D分别为面内刚度矩阵、耦合刚度矩阵和弯曲刚度矩阵。1.4复合材料失效准则Tsai-Wu失效准则即Tsai-Wu高阶张量多项式,它考虑了材料拉伸性能和压缩性能之间的差异,是现有成熟准则中对复合材料破坏描述得最为全面的准则 7 ,其二阶张量形式为：F,g;+Ffo;0,=1(i,j=1,2,6)(4)式中：；和;为应力张量;F,和F,为表示材料性能的强度张量,可以通过基本强度X,X。、Y、Y。和S确定。在平面应力状态下,式（4)可简化为：Fi0f+Fa02+Fuoi+F202+Foa Ti+2Fi2010,=1式中：Fi2由试验确定，一般F12=0或Fiz=Q12000Q 6J L12J81(1)(2)(3)(5)8大连交通大学学报第44卷一/FnF2/2。本文取后者，即把应力耦合系数设置为1.42 32 10,若式（5)左端各项之和大于或等于1,则材料失效。2高速磁浮复合材料车体强度分析高速磁浮列车安装在走行机构上，磁浮电磁铁通电后产生磁场，与轨道上的铁磁构件产生吸引力，使得列车悬浮于轨道上,利用直线电机牵引列车运行。图2 为某高速磁浮列车主要部件示意图。轨道线圈图2 某高速磁浮列车主要部件示意图直线电机或其他装置产生的载荷通过车体与走行机构之间的机械接口（如摆杆座、牵引杆座、Y向辅助弹簧以及车钩等)传递到车体上。因此，在车体结构强度分析时，需要对这些接口施加由系统动力学分析得到的接口载荷。同时，由于列车运行速度过高，需在车体外表面施加由空气动力学计算获到的气动载荷。2.1强度分析模型高速磁浮列车复合材料车体主要由客室车顶、客室侧墙、端墙、底架、裙板以及头罩组成，车体有限元模型见图3。模型中单元总数为510 8 554，节点总数为3548 312,超员状态下车体质量为37.437 t。客室车顶与侧墙、端墙、底架和裙板主要由碳纤维三明治结构和铝合金骨架铆接组成，而头罩完全是由碳纤维三明治结构和碳纤维形筋组成。高速磁浮列车车体中使用的复合材料主要性能参数头罩后端头罩前端个裙板图3高速磁浮列车复合材料车体有限元模型如下：纵向弹性模量E，为6 2.6 GPa;横向弹性模量Ez为6 1.35GPa;面内剪切模量Gi2为5.0 1GPa;泊松比V12为0.0 50 7;纵向拉伸强度X,为57 9 MPa；纵向压缩强度X。为6 7 2 MPa;横向拉伸强度Y,为510MPa;横向压缩强度Y。为6 2 2 MPa;面内剪切强度S为10 5MPa;密度p为6 50 kg/m。2.2计算边界条件及施加方法本文根据高速磁浮走行机构载荷谱，确定高速磁浮列车复合材料车体强度分析工况，主要包括：13个单工况（如重力工况、隧道行驶工况、明线交会工况和明线行驶工况等）和4个组合工况（由不同单工况按照一定的比例系数组成）。本文以单工况E8明线行驶工况为例，说明一车体边界条件及其施加方法。E8工况为磁浮列车在37.3m/s强横风作用下，以6 0 0 km/h速度在直一走行机构线上高速行驶的工况。首先，对高速行驶状态并磁浮电磁铁且车体外表面承受37.3m/s强横风作用下的磁浮列车进行空气动力学分析，获得车体外表面承受的气动载荷；其次，依据空气动力学分析结果对磁浮列车明线行驶进行系统动力学分析，获得车体与走行机构之间的16 个摆杆座、4个牵引杆座、4对Y向辅助弹簧以及1个车钩上的接口载荷；最后，将获得的气动载荷和接口载荷施加到车体强度分析模型中的相应位置上。这些外载荷作用于车体模型中使车体达到静力平衡。所以,分析模型中施加的位移约束仅用来消除刚体位移。需要注意的是：磁浮列车系统动力学分析模型的重心和空气动力学分析模型的外形及表面积,应与强度分析模型的尽可能保持一致，否则会使位移约束处的支反力偏大，影响计算结果的精度。2.3强度分析结果在单工况和组合工况作用下，高速磁浮列车车体钢、铝结构的安全系数均大于1.15，满足强度要求；高速磁浮列车车体碳纤维结构的Tsai-外蒙皮胶膜包沫泡沫头罩典型截面Wu失效因子均小于1,满足强度要求。其中,在泡沫组合工况S3（垂向加速度为9.8 1m/s和气动压下蒙皮力为9 0 0 0 Pa）作用下,碳纤维头罩的Tsai-Wu失效因子的最大值为0.154，发生位置在头罩后端（V I P区域）与底架边梁连接处碳纤维层合板内表面，见图4。由此可见,碳纤维头罩结构还有一定的优化空间。第3期谢素明，等：高速磁浮列车复合材料车体部件强度分析及结构优化9连接带板、连接接头与车体其他结构连接，优化时约束连接带板、连接接头螺栓连接处。3.2自由尺寸优化碳纤维头罩的自由尺寸优化数学模型为：find:T=(To,T4s5,T-45,Toomin:C.034287.051431.017144(a）整体视图034287.068574.017144-051431(b）局部视图图4碳纤维头罩的Tsai-Wu失效因子云图3头罩复合材料铺层优化及分析在组合工况S3作用下，利用复合材料三阶段（自由尺寸优化、尺寸优化及层叠次序优化）优化方法对碳纤维头罩进行铺层优化设计。首先，通过自由尺寸优化，获得4个角度的超级层在整体结构上的厚度分布，由于优化后的铺层厚度是连续的,所以不具有可制造性；其次,考虑实际制造约束和所有行为约束（如失效、应变等）,对自由尺寸优化后各铺层束形状进行裁剪，并对各铺层束的厚度离散化得到其精确的厚度分布；最后,考虑力学性能和工艺性能,在尺寸优化的结果上对铺层顺序进行优化。3.1头罩分析模型碳纤维头罩结构及其承受的组合工况S3的载荷具有对称性，可取1/2 碳纤维头罩模型进行优化分析。1/2 头罩分析模型的质量为0.49 4t，.068574.085718102861085718120005.102861120005137148154292.13714815.42.92s.t.Mass fraction 0.3式中：T，为各超级层厚度;C为柔度值;Mass frac-tion为质量分数。取4个角度的超级层(0、45和9 0）的厚度为优化设计变量，每超级层的初始厚度为2 mm，此时头罩的初始重量为2.46 7 t;约束函数为质量分数小于0.3（当前迭代步总质量/初始总质量）。同时需要根据制造设置相应的约束，如每一超级层的厚度百分比不低于10%、45超级层的厚度一致、铺层为对称铺层；目标函数为结构的柔度最小(刚度最大）。图5为自由尺寸优化后的头罩的总厚度及各超级层厚度云图。可以看出：碳纤维形筋、侧窗和裙板拐角区域的厚度较大,对增强结构刚度贡献大。由图5(b)和图5(d)可以看出：侧窗区Contour PlotOrientation Thicknesses(Thicknss Sum)1.248E+011.072E+018.960E+007.200E+005.440E+003.680E+001.920E+00Max=1.600E+012D1452292Min=1.600E-012D1442889ContourPlotOrientation Thicknesses(Thickness,0 deg)4.000E+003.560E+003.120E+002.680E+002.240E+001.800E+001.360E+009.200E-014.800E-01L4000E-02NoresMax=4.000E+002D1452292Min=4.000E-022D1442889(a）总厚度头罩碳纤维材料的原铺层顺序见表1。头罩通过(b)0铺层表1头罩碳纤维材料的原铺层顺序ContourPlotOrientation Thicknesses(Thickness,45deg)头罩各区域铺设角度及铺设顺序碳纤维面板及形筋45/0/45/0/45/0s碳纤维面板和形筋45/0/45/0/45/0重合位置0/45/0/45/0/45碳纤维面板加厚区域45/0/45/0/45/0/45/0 s45/0/45/0/45/0/45/0 前挡风玻璃碳纤维面板45/0/45/0/45/0/45/04.000E+003.560E+003.120E+002.680E+002.240E+001.800E+001.360E+009.200E-014.800E-01-4.000E-02NoresultMax=4.000E+002D1452292Min=4.000E-022D1441063(c）45铺层10大连交通大学学报第44卷Contour PlotOrientation Thicknesses(Thickness,90 deg)4.000E+003.560E+003.120E+002.680E+002.240E+001.800E+001.360E+009.200E-014.800E-01T.4.00E-02NoMax=4.000E+002D1452292Min=4.000E-022D1442889Contour Piot,Orientation Thicknsses(Thickness,Sum)5.000E+004.667E+004.333E+004.000E+003.667E+003.333E+003.000E+002.667E+002.333E+00L2.000E+00Max=5.000E+002D2247973Min=2.000E+002D1544538(a)总厚度(d)90铺层(b)0铺层Ornientation Thicknesses(Thickness O deg)ContourPiot图5自由尺寸优化后头罩的总厚度及各超级层厚度云图9.444E-011.000E+008.889E-018.333E-017.778E-01域厚度增加显著,是因为0 和9 0 铺层可以提高7.222E-016.667E-016.111E-015.556E-01抗拉伸强度来抑制截面变形，从而提高结构的刚L5.000E-01Max=1.000E+002D1452289度。经过自由尺寸优化，头罩的质量由2.46 7 t降Min=5.000E-012D1544538至0.7 9 1 t。3.3尺寸优化经过自由尺寸优化后每个铺设角度的超级层默认自动分为4层不同形状的以及不同厚度的铺层,其结果是一个非常不均匀的层片，制造成本过高。因此,为了使得到的部件具有比较好的经济性且便于实际制造，需要对各角度的各个铺层的剪裁形状进行调整并设置碳纤维铺层实际可制造的最小厚度，高速磁浮列车中采用的碳纤维铺层的最小厚度为0.2 5 mm。碳纤维头罩的尺寸优化数学模型为：find:t=iti,t2,tiolmin:Ms.t.8xy 1600SF 0.9式中：t；为各单层板厚度；M为头罩总质量；8 xy为头罩最大剪切应变;SF为Tsai-Wu失效因子。尺寸优化阶段的目标函数由自由尺寸优化的柔度最小更改为质量最小，目的是在满足制造和强度的条件下，使头罩的重量最小。尺寸优化阶段考虑所有的设计响应,因此，需要增加应变约束和Tsai-Wu失效因子约束,即约束剪切应变小于或等于16 0 0 8,约束Tsai-Wu失效因子小于或等于0.9。由于在Optistruct软件中所约束的应变和Tsai-Wu失效因子为单元值,在查看结果时需要读取更为准确的节点值。图6 为尺寸优化后的头罩总厚度及各铺层厚度云图,图中显示碳纤维形筋、侧窗和裙板拐角区域仍为厚度较大区域。此时,头罩结构的最大剪切应变为52 8 s,最大Tsai-Wu失效因子为0.068。尺寸优化后，头罩的质量降至0.351t。ContourPlotOrientationThicknesses(Thickness,45 deg)1.500E+001.389E+001.278E+001.167E+009.4E-011.056E+008.333E-017.222E-016.11E-01L5.000E-01Max=1.500E+002D2247973Min=5.000E-012D1544538ContourPlotOrientation Thicknesses(Thickness,90 deg)1.000E+009.444E-018.889E-018.333E-017.778E-017.222E-016.667E-016:11E-015.556E-01L5.000E-01Max=1.000E+002D2247973Min=5.000E-012D1544538图6 尺寸优化后头罩的总厚度及各铺层厚度云图3.4层叠次序优化碳纤维材料的铺层顺序对层合板的力学性能有一定的影响，同时也会影响产品的寿命。在层叠次序优化阶段,需要考虑所有的工艺要求,增加了更加详细的制造约束，如层合板外表面选用45铺层及45铺层成对铺设。本阶段优化结构的质量不发生变化。碳纤维头罩的层叠次序优化数学模型为：find:t=(ti,t2,tiolmin:Cs.t.8xy 1 600 SF 0.9(c)45铺层(d)90铺层第3期图7 为层叠次序优化过程。最左边为初始优化的铺层顺序，经过4步迭代，碳纤维头罩从外至内的单侧铺层顺序由初始的0/45/-45/9 0 0/45/45/-45/-45/90送代为45/-45/0/90/90/0/45/-45/45/-45IterationoIteration1045%-145%1-451-4545290%1-4520-245245%-3-452-45390-23.5整车验证经过以上3个阶段的优化，1/2 碳纤维头罩的质量由原来的0.49 4t降低至0.351t，减重28.9%减重效果明显。上述碳纤维头罩优化模型为1/2 头罩模型,对1/2 头罩模型施加的位移约束与其在整车车体强度分析时所受到的约束不可能完全一致。因此,需要将优化后的头罩映射到整车车体模型中，并对其进行强度分析。结果表明：在组合工况S3的作用下，优化后碳纤维头罩的最大Tsai-Wu失效因子为0.16 3,满足强度设计要求，见图8。.0270522054105.08115710821.135262,162314-189367;216419243471(a)整体视图.03616.07232.01808.05424(b）局部视图图8 优化后头罩碳纤维Tsai-Wu失效因子云图谢素明，等：高速磁浮列车复合材料车体部件强度分析及结构优化Iteration2Iteration345-1451-451-45%190%1020290%190%290290%1452453-452-45%30%102453902-45%3图7 层叠次序优化过程-10848.090412656114结论（1）高速磁浮列车复合材料车体结构强度分析涉及多学科领域交叉，所以各学科的分析模型的相关联参数应当统一。如磁浮列车系统动力学分析模型的重心和空气动力学分析模型的外形及Iteration 4Legend45-100-4514502-45901909020%10145%2452-452-45245%345-3-453-453.144639162719表面积,应与强度分析模型的尽可能保持一致,否则会影响计算结果的精度。（2）在单工况和组合工况作用下，高速磁浮列车车体钢、铝结构的安全系数均大于1.15，满足强度要求；高速磁浮列车车体碳纤维结构的Tsai-Wu失效因子均小于1,满足强度要求。（3）通过对1/2 碳纤维头罩进行自由尺寸优化、尺寸优化和层叠次序优化，获得最佳铺层顺序为:45/-45/0/9 0/9 0/0/45/-45/45/-45;质量由0.49 4t降低到0.351t,减重2 8.9%,轻量化效果明显。（4）将优化后的头罩结构映射到整车车体模型上并进行强度验证，碳纤维头罩的最大Tsai-Wu失效因子为0.16 3,满足设计要求。参考文献：1刘晓波，杨颖.碳纤维增强复合材料在轨道车辆中的应用 J.电力机车与城轨车辆，2 0 15，38（4）：7 2-76.2 仇亚萍，沈真，陈海军，等高速磁悬浮列车用碳纤维复合材料裙板的设计与分析 J复合材料科学与工程,2 0 2 1(2):9 5-10 1.3刘鹏，袁雨青，虞大联，等高速磁浮列车复材横梁组成结构设计与分析 J.现代商贸工业，2 0 2 0（36）：145-146.4 陈越，张蕾基于OptiStruct的复合材料发动机罩结构轻量化设计 J.机械设计与制造，2 0 18（8)：12 2-125.5李永华，刘冠男，石珊珊考虑多工况的复合材料车头外罩多目标优化 J机械设计与研究，2 0 2 0，36(4):178-184.6沈观林，胡更开，刘彬复合材料力学 M北京：清华大学出版社，2 0 13.7左惟炜，肖来元，廖道训Tsai Wu准则用于三维编织复合材料矩形梁强度计算 J华中科技大学学报（自然科学版），2 0 0 6，34（12）：7 4-7 6.12(1.School of Locomotive and Rolling Stock Engineering,Dalian Jiaotong University,Dalian 116028,China;2.CRRC Chang-chun Railway Passenger Vehicle Co.,Ltd,Changchun 130062,China)Abstract:The strength of a composite car body components of high-speed maglev train is studied by using fi-nite element analysis and structural optimization technology.According to the structure and mechanical charac-teristics of the composite materials,the strength analysis model of the composite car body of high-speed ma-glev train is established.Based on the analysis results of system dynamics and aerodynamics,the interfaceload between the car body and the running gear and the aerodynamic load on the car body surface are deter-mined.The strength of car body structure is analyzed by using BS EN12663:2010 standard and Tsai-Wu fail-ure criterion.The results show that the strength of the car body structure meets the design requirements,andthe maximum Tsai-Wu failure factor of the carbon fiber hood structure is only 0.154.In order to fully tap thepotential of composite materials,the free size optimization,size optimization and stacking sequence optimiza-tion of the carbon fiber hood are taken with compliance,mass and layup sequence as objective functions.Fi-nally,the best layup sequence obtained is 45/-45/0/90/0/45/-45/45/-45.The weight of the op-timized carbon fiber hood is reduced by 28.9%compared with that before optimization.The optimized hood ismapped to the car body and subjected to strength analysis.The maximum Tsai-Wu failure factor of carbon fi-ber hood is 0.163.Keywords:high-speed maglev train;composite material;strength analysis;layup optimization design大连交通大学学报Strength Analysis and Structural Optimization of Composite Car BodyComponents of High-Speed Maglev TrainXIE Suming,BU Haoran,GAI Jie?第44卷(上接第5页）Comparative Analysis of Finite Element Modeling Methods for StainlessSteel Spot Weld Body of Subway Type B CarsLU Yaohui-2,LI Tengyu,ZHANG Zhiqiang,SHI Xiaobo,LIU Beier?2(1.School of Mechanical Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,China;2.Graduate School of Tangs-han,Southwest Jiaotong University,Tangshan 063000,China)Abstract:A B-type stainless steel subway car body is taken as the object to study the influence of modelingmethods on the finite element analysis of the car body,including static strength,stiffness and modal analysis.Firstly,the fine geometric model of the car body is established by CAD modeling software,a car body plate shellmodel of the equivalent thickness without spot welding is established based on the principle of thickness superpo-sition,and a car body plate shell model with CWELD welding point element is established to accurately simulatespot welding.According to the BS EN12663-1:2010 standard,the load condition of the vehicle body strength e-valuation is determined,the finite element analysis results of the two modeling methods are compared and ana-lyzed,and the effectiveness of the simplified modeling method is verified.Through the calculation of the twomodel car bodies,the modal results show that the modal frequency of the spot weld model is higher,the stiffnessresults show that the spot welding model has higher stiffness,and the static strength results show that the spotwelding model has higher strength.The calculation results of the car body modeling using the principle of equalthickness superposition are conservative,and it is feasible to use it in engineering design and analysis.Keywords:stainless stel car body;CWELD element;car body modeling;finite element analysis;plate shellelement