高云凱,劉海立,萬黨水,高 冬

(1.同濟大學汽車學院,上海 201804; 2.上海汽車股份有限公司,上海 201804)

前言

目前,鎂合金儀表板橫梁主要通過鑄造的生產(chǎn)方式獲得。文獻[1]中介紹了鑄造鎂合金在通用 G-van車型儀表板管梁上的應用情況,總質量 12kg,比鋼結構減輕6kg,碰撞安全性和振動問題也得到改善。與鑄造工藝相比,擠壓工藝有著更好的延展率、屈服強度和抗拉強度[2]。另外擠壓可以獲得優(yōu)良的表面質量及良好的尺寸精度[3]。

儀表板橫梁骨架總成為儀表板飾件及其附件、乘員側安全氣囊、轉向管柱和空調(diào)箱等零件提供支承,是這些總成裝配過程中的定位支承件。它直接與車身相連,承受儀表板總成的載荷,對車輛的安全性有較大的影響[4]。本文中對鋼制儀表板橫梁骨架總成進行了鎂合金替代設計,提出了采用鎂合金擠壓件和沖壓件焊接而成的儀表板橫梁骨架總成設計方案,該結構在滿足模態(tài)和碰撞安全要求的基礎上,可以實現(xiàn)汽車部件輕量化的目的。

1 結構設計

1.1 鋼制儀表板橫梁骨架

鋼制儀表板橫梁骨架總成為左、右側支架,轉向管柱支架,空氣囊(PAB)支架,空調(diào)(HVAC)支架,駕駛員側支架,副駕駛員側支架,收音機支架,中控臺(CNSL)支架,安裝影音系統(tǒng)的中間支架和儀表板固定支架等 11個支架焊接在儀表板橫梁上的結構,如圖 1所示。各支架主要由不同厚度的鋼板沖壓而成,其厚度如表 1所示。

1.2 擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成設計

表1 原設計方案各支架厚度

根據(jù)企業(yè)方的要求以及鎂合金材料的特點確定鎂合金替代設計原則:不改變原部件所具有的功能,不改變關鍵孔(定位孔、連接孔)的位置和大小;新設計以擠壓工藝為主,沖壓工藝為輔,在保證模態(tài)和安全等基本性能指標的前提下進行替代設計。根據(jù)經(jīng)驗,鎂合金板和鋼板在厚度比為 1.2∶1時,具有相同的強度;在厚度比為 1.7∶1時,具有相同的剛度[5];為保證沖壓制造工藝的可行性,鎂合金沖壓板件的最小彎曲半徑為板厚的 3倍,在復雜的彎曲結構處,提高最小彎曲半徑的要求[6]。

根據(jù)以上原則,分析儀表板總成各個零部件的特征,尋找多種方案并分析各個方案的可行性,對比各個方案的優(yōu)缺點,確定最佳方案。然后根據(jù)最優(yōu)方案選擇材料、主要制造工藝、與周圍件的連接方案以及相應的防腐措施。根據(jù)新方案中各個零部件的主要制造工藝,將替代設計的零部件分為兩大類:擠壓件與沖壓件。

1.2.1 擠壓件設計

鎂合金儀表板骨架總成中的擠壓件包括:儀表板橫梁、駕駛員/副駕駛員側支架、轉向管柱支架和中間支架。下面以儀表板橫梁和駕駛員側支架為例,說明擠壓件的設計過程。

(1)儀表板橫梁 鋼制儀表板橫梁為等徑三維彎管型,分為 4段,如圖 2所示。4段均處于不同的平面內(nèi),彎曲復雜,主要目的是避免與儀表板本體的干涉。另外在橫梁兩端進行局部整形,方便與左、右側支架焊接。中間位置壓平,以避免與儀表板零件產(chǎn)生干涉。綜合考慮各種方案的可行性、經(jīng)濟性和生產(chǎn)效率等,確定新方案仍為等徑三維彎管型,如圖3所示。

新儀表板橫梁采用鎂合金擠壓管材通過彎曲工藝獲得,厚度為2.5mm,外徑為50mm,所有彎曲半徑均設計為100mm,兩段相鄰彎曲位置之間均設計有便于夾緊的直線段,直線段長度均大于等于50mm。其中兩端須進行整形、切邊,便于儀表板橫梁的定位以及與支架的焊接。為避免與儀表板部件的干涉和保證固定支架的裝配精度,儀表板橫梁的中間位置也進行了局部整形。

(2)駕駛員側支架 原駕駛員側支架是一整塊經(jīng)過拉延、切邊、3次復合彎曲和沖孔的沖壓件,如圖 4所示。通過分析可知,要用鎂合金板制造出相似的結構,工藝將更加復雜,成本大大增加。另外考慮到支架與地板的裝配面以及連接孔的位置不可修改,因此新設計采用擠壓工藝。

新設計支架厚度為 3mm,整個駕駛員側支架通過一次擠壓拉伸而成,然后在 4個平面內(nèi)進行 6次彎曲,兩段相鄰彎曲位置之間均設計有便于夾緊的直線段。為保證操作的方便性,在線束孔和連接孔相對的一側預留扳手的操作空間,如圖 5所示。

1.2.2 沖壓件設計

鎂合金儀表板骨架總成中沖壓件包括:左/右側支架、空氣囊支架、空調(diào)支架以及其他支架。以左側支架為例,說明沖壓件的設計過程。

鋼制左側支架形狀復雜,主要是為避免與儀表板本體的干涉,如圖 6所示。在支架中間位置處的切口設計用于支架與儀表板橫梁的焊接。但切口會降低支架的剛度和強度,在切口處產(chǎn)生應力集中,另外切口設計對于鎂合金難以實現(xiàn)。鎂合金左側支架厚度為2mm,仍采用拉延工藝一次成形,并取消了切口設計,如圖 7所示。

最終建立的擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成如圖 8所示?？偝少|量為 1.895kg,相比鋼制結構(5.545kg)減少3.65kg,輕量率為65.8%,滿足輕量50%的要求。

1.3 擠壓鎂合金材料及連接方案設計

本次設計選用JDM1鎂合金,其材料性能參數(shù)見表2。鎂合金件相互間的焊接采用熔化極氬弧焊(MIG)。文獻[7]中研究發(fā)現(xiàn),通過優(yōu)化工藝參數(shù),采用脈沖MIG焊接工藝可以獲得連續(xù)、沒有表面缺陷的焊接接頭。焊接接頭的抗拉強度可達到母材的95%以上。

表2 材料性能參數(shù)

鎂合金件與鋼件接觸的位置采用有機涂層處理的方法[8],以防鎂合金發(fā)生電偶腐蝕。鎂合金件與鋼件之間的螺栓連接,選擇與鎂相容性較好的金屬,例如鋁鎂合金(5000系列,優(yōu)先選擇5056A1,其次是6061A1),用作墊圈、薄墊片和緊固件材料,鋼制螺母、螺栓、墊片須在表面鍍Sn、Ca或Zn,見圖9。

鋼制儀表板橫梁骨架總成中的凸焊螺母和預焊螺釘分別用拉鉚螺母和壓鉚螺釘代替。拉鉚螺母不需攻內(nèi)螺紋,使用氣動工具槍鉚接。

2 模態(tài)分析

2.1 擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成有限元模型

模型采用殼單元離散,主要選用 4×4mm的四邊形單元,兼用少量三角形單元。儀表板橫梁骨架總成各部件間的點焊采用CWELD單元模擬,縫焊采用剛性單元RBE2模擬。擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成的有限元模型如圖 10所示。

2.2 模態(tài)分析

企業(yè)法規(guī)規(guī)定儀表板橫梁骨架總成的模態(tài)試驗須測得第 1階自然頻率。根據(jù)上述要求,在儀表板橫梁骨架總成與車身、地板的連接孔位置處約束節(jié)點的 6自由度,共 6處位置,如圖 11所示。

分別對鋼制和擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成的有限元模型進行模態(tài)分析,計算前 10階約束模態(tài),主要關注儀表板橫梁骨架總成 1階整體固有頻率[9]。結果表明:鋼制儀表板橫梁骨架總成 1階 x向整體固有頻率為66.1Hz,而擠壓鎂合金儀表板橫梁為75.59Hz,提高14.4%。新設計方案增加了各個板件的厚度,而且按照等抗彎界面剛度選取橫梁直徑,整體剛度性能相對于原設計有所提高。圖 12為擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成模態(tài)振型。

3 碰撞安全性分析

儀表板橫梁骨架總成除了支承儀表板系統(tǒng)中各個零件的靜態(tài)負載外,在汽車碰撞中儀表板橫梁也將對乘客艙起到重要的保護作用。儀表板橫梁骨架總成在碰撞過程中的變形能夠吸收碰撞能量,所吸收能量的大小通過轉向盤侵入量表示。因此將儀表板橫梁骨架總成導入整車模型中,并進行 100%正面碰撞仿真,評價儀表板橫梁骨架總成的侵入量。

整車模型主要采用四邊形單元及少量三角形單元離散,發(fā)動機、變速器等簡化為剛體,后半部分車身使用等效替代模型,且定義為剛體。模型單元總數(shù)為 612 604個。裝有擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成的整車模型如圖 13所示。

按照轎車正面碰撞標準,設定初始碰撞車速為50km/h。固定壁障的接觸摩擦因數(shù)設為 0.3。設置模型與地面、模型與固定壁障為主從接觸,整車所有節(jié)點均采用自接觸。設定碰撞時間為100ms。

取轉向盤的x向位移來判斷儀表板橫梁骨架總成在碰撞過程中所起的作用,侵入量曲線如圖 14所示。100%正面碰撞標準中對車身變形的評價要求轉向盤向后移動小于 100mm[10],原儀表板橫梁骨架總成的最大侵入量為 62.3mm,而新設計的為82.6mm?？梢婃V合金儀表板橫梁骨架在碰撞中變形較大,但仍滿足碰撞安全要求。

4 彎曲成形性分析

4.1 彎曲仿真有限元模型的建立

管材在彎曲加工時不僅易引起橫斷面形狀發(fā)生變化,而且也會使壁厚發(fā)生變化。儀表板橫梁總共有 8處在 4個平面內(nèi)需要彎曲,彎曲中心半徑均為100mm,各段的彎曲角度如圖 15所示。

鎂合金儀表板橫梁彎曲采用有芯彎管工藝,即在彎管機上利用芯棒使管材沿彎曲模繞彎的工藝方法[11]。有芯彎管的工作原理如圖 16所示[12]。將彎管模裝在機器主軸上,利用夾緊塊將工件夾緊,導板貼緊工件,將工件按照一定的壓力壓在防皺模上,多節(jié)活芯填充管材內(nèi)腔,當主軸旋轉時,工件就被繞在彎管模的圓周上,從而形成彎頭,彎曲半徑由彎管模的半徑?jīng)Q定。模擬儀表板橫梁 4個彎曲位置處的參數(shù)見表3。

表3 彎曲仿真工藝參數(shù)

所選用的JDM1材料具有明顯的各向異性,故選擇Dynaform軟件中設置各向異性參數(shù)的36號彈塑性材料模型,該材料的應力 應變本構方程為

式中:σ為等效應力;K為強度系數(shù);ε為等效應變;n為硬化指數(shù)。

板料單元采用BT殼單元,為提高仿真精度,法向積分點取 5個;根據(jù)實際生產(chǎn)條件,管坯與其他模具部件間的靜摩擦因數(shù)取 0.125,黏性阻尼系數(shù)取20?；贒ynaform中的Rotary bending模塊,最終建立的有限元模型如圖 17所示。

4.2 彎曲仿真結果分析

金屬薄板成形的性能可通過成形極限圖和減薄率來判斷。通常要求成形區(qū)域減薄率不超過 15%。

圖18～圖 20分別為彎曲段 1仿真后管坯的成形極限圖、厚度分布圖和厚度減薄率圖。由圖 18可見,彎曲段 1沒有破裂區(qū)和破裂傾向區(qū);由圖 19和圖20可見,彎曲段外側變薄約2.3mm,減薄率為8.2%,以及其他彎曲段均滿足要求。整個儀表板橫梁在彎曲過程中不會出現(xiàn)破裂區(qū)和破裂趨向區(qū),彎曲外側部位的減薄率均滿足要求,不會出現(xiàn)過分變薄的現(xiàn)象。因此該儀表板橫梁的彎曲制造性較好。

5 結論

擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成輕量率為65.8%,滿足輕量化要求。其 1階 x向整體固有頻率相對原設計提高14.4%,整體模態(tài)滿足要求。碰撞侵入量分析表明,鎂合金儀表板橫梁骨架總成滿足碰撞安全要求。彎曲成形性仿真表明儀表板橫梁具有良好的可制造性。試制表明,擠壓鎂合金儀表板橫梁骨架總成的結構、工藝和連接設計均可行。

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