真空高壓鑄造鋁合金車身后縱梁輕量化設計

林佳武，李玄霜，陳宗明，陳 東，李永祥，耿富榮

（廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院，廣州 511434）

前言

人們對汽車乘坐舒適性和碰撞安全性等的高要求促使傳統燃油汽車向更堅固、質量更重的趨勢發展，從而產生更多的能源消耗和尾氣排放［1］，違背了節能減排的要求。汽車車身的輕量化設計不僅是延長續航里程的有效措施，且能改善整車的操縱穩定性和乘坐舒適性。

輕量化手段主要包括輕量化結構設計和新材料與新技術的應用。其中，新材料的應用是最為直接而高效的手段。鋁合金密度是鋼的1／3，吸能性能是鋼的2倍，且較耐腐蝕［2］；當選用鋁合金制造車身結構件如車身后縱梁替代其傳統鋼制結構時，不僅可減輕車身質量，還能保證車身節點的剛度，滿足防撞要求，提高整車碰撞安全性。

車身后縱梁是汽車發生后撞時的主要承載和吸能部件，傳統鋼制車身一般采用高強鋼板沖壓成形，但在后撞工況中縱梁出現嚴重變形，會導致燃油車油箱的破壞，造成燃油泄漏；對于電動車會發生電池包擠壓變形，電池包損壞。王力等［3］在后縱梁薄弱區域增添加強板、縱梁尾部增加弱化筋、使用更強的安裝支架及調整焊點的措施來優化后縱梁總成、改善其碰撞吸能特性。楊濟匡等［4］使用正交試驗設計方法和綜合平衡法對后縱梁和后保險杠的板厚、材料參數進行優化設計。孫喜龍等［5］通過延長后縱梁長度、增加導向槽和焊點數等措施優化后縱梁，改善了后撞性能。以上方法雖然對后撞性能有一定的提升，但卻增加了整車質量，不利于車身的輕量化。徐鑫等［6］和楊志強等［7］采用激光拼焊板結構應用于后縱梁，相對于點焊搭接結構方案具有更好的耐碰撞性能和明顯的輕量效果。Kim等［8］通過參數化建模分析了不同載荷作用下縱梁的能量吸收程度和破壞機理。真空高壓鑄造鋁合金后縱梁有一個較大的設計空間和設計自由度，可采用有效的結構設計來改善其碰撞性能，提高輕量化效果；另外，以高壓鑄造一體成形技術，代替傳統多鋼件焊接結構，集成多個安裝點于一體，實現模塊化，有利于車身剛度的提升。

本文中以某電動車型真空高壓鑄造鋁合金后縱梁為例，從材料選擇、結構設計、真空高壓鑄造工藝設計和產品性能分析4個方面闡述真空高壓鑄造鋁合金后縱梁的輕量化設計。

1 材料選擇

傳統鋼制后縱梁總成由后縱梁、后縱梁加強板和安裝支架等鋼制沖壓件拼焊而成，如表1所示。結構復雜，零件約15個，整體質量約13.5 kg。改用一體壓鑄鋁合金后縱梁可在保證原有性能大幅度提升的前提下，實現后縱梁的模塊化和輕量化。

表1 鋼制拼焊后縱梁總成

目前真空高壓鑄造鋁合金所用原材料可分為3類：Al-Si系列、Al-Si-Cu系列和Al-Si-Mg系列，均可進行后續熱處理。Si元素的加入可顯著改善合金的流動性，抑制高溫脆性，當Si含量在9%～12%時，鑄造鋁合金的鑄造性能和強度都較好［9］。經過行業內一些車型的不斷探索和驗證，目前各種性能指標較為均衡，且技術比較成熟的材料是AlSi10MnMg。

材料足夠的拉伸斷后延伸率和折彎角可以確保零件材料有良好的塑性，是鋁合金零件在鉚接時鉚接點不發生開裂的前提條件。一般而言，高壓鑄鋁件的斷后延伸率都低于3%。因此，為進一步提高塑性，還須對產品進行后續熱處理，使其在長期服役的條件下形狀和尺寸變化能夠保持在規定范圍內［10］。表2為真空高壓鑄造鋁合金后縱梁經T7熱處理后的性能指標。

表2 經熱處理后材料性能指標

2 產品結構設計

2.1 后撞工況下的耐撞性設計

后縱梁是汽車發生倒車碰撞或追尾事故時的主要受損部件，其耐撞性能的好壞直接決定汽車安全性能的優劣。

汽車發生后撞時，白車身下車體后端分為A和B兩個區域，如圖1所示。A區域主要產生相對穩定的軸向碰撞變形，是主要的能量吸收區。B區域在后縱梁設計時應避讓底部底盤系統，且縱梁前端連接電池包，為避免電池包碰撞時發生擠壓變形，造成電池損壞，后縱梁需要一定的彎曲剛度來抵抗彎折變形，主要起傳遞碰撞載荷作用，其傳遞碰撞力約占總碰撞力的60%以上。

圖1 碰撞空間示意圖

基于不同區域的不同功能要求，將后縱梁設計成由兩個不同剛度的部件組合而成，分別稱為后縱梁前段和后縱梁后段。前段主要抵抗變形，采用鋁合金真空高壓鑄造而成；后段則通過變形吸收碰撞能量，采用鋁合金擠出成型。本文中主要討論真空高壓鑄造鋁合金后縱梁前段的輕量化設計。

2.2 后縱梁結構拓撲優化

拓撲優化多應用在結構的概念設計階段，是在給定的設計空間內找出最優的材料分布。同時可在不同工況要求下，幫助提取載荷路徑［11］。

為更好地進行輕量化設計以及后續結構設計方案的制定，在概念設計早期階段對后縱梁前段進行拓撲優化。首先基于汽車車身真實的試驗工況，設置車身彎曲、扭轉、前撞、側撞、后撞工況下的邊界條件；其次確定后縱梁前段的設計空間和非設計空間，非設計空間主要是后排座椅、后排座椅安全帶、后副車架等安裝點以及與門檻梁、后縱梁后段的搭接面等；最后以設計空間單元的密度為變量，最小應變能為目標，總體積分數＜0.3為約束條件進行優化。

分別提取彎曲＋扭轉＋前撞＋側撞＋后撞、后撞、彎曲＋扭轉＋前撞＋側撞工況下后縱梁前段的拓撲優化結構，如圖2所示。從圖2（a）可以看出，后副車架和座椅安裝點等功能區材料分布較多，非功能區材料分布較少。縱梁空腔區域分布一條貫穿縱梁前后的隨形加強筋，用以傳遞X向載荷，抵抗彎折變形。對比綜合工況與單一工況拓撲結構發現：傳遞路徑主要來源于后撞工況，如圖2（b）所示。圖2（c）為彎曲＋扭轉＋前撞＋側撞工況下的拓撲結構，空腔區域材料分布密度較低，故交叉分布加強筋以抵抗變形，提高縱梁剛度。

圖2 不同工況拓撲結構

拓撲優化使車身結構在滿足最大剛度的同時實現后縱梁結構的輕量化，為后縱梁前段結構設計中各區域料厚的確定和加強筋的布置提供參考。

2.3 后縱梁結構設計

2.3.1 截面設計

一體鑄造后縱梁結構，其自身強度剛度較高，但不同截面形式對車身性能影響較大。表3示出兩種典型后縱梁截面：H字型和幾字型。在材料面積近似相同情況下，計算兩種截面的抗彎和抗扭性能。其中，抵抗彎曲變形的能力用慣性矩表示，抵抗扭轉變形的能力用扭轉常數表示。可以看出，幾字型截面的抗彎和抗扭能力更強。

截面形式確定后，考慮后縱梁前段X向分別連接門檻梁和后縱梁后段，底部須避讓懸架包絡，因而承載式車身的后縱梁常呈拱形。Y向與后地板連接，根據后地板布置可在連接區域增加翻邊搭接后地板面板，結構如圖3所示。壁厚根據功能需求有所不同，與鈑金連接區域及上下功能面壁厚定義為3 mm，非功能面壁厚為2.5 mm，如縱梁側面。為利于輕量，結合拓撲優化材料密度分布結果，局部區域可分段確定壁厚，如虛線框中壁厚為2.5 mm。

表3 不同截面形式的抗彎扭性能

圖3 后縱梁結構

2.3.2 加強筋的布置

對于壓鑄件，隨著壁厚的增加，鑄件內部氣孔、縮孔、縮松等缺陷會增加，設計加強筋時應盡量避免通過加厚來提升強度剛度等，因此在進行鑄件結構增強時優先考慮增設加強筋［12］。后縱梁鑄件加強筋設計主要依據以下原則：首先，根據拓撲優化結果，在縱梁空腔區域布置隨形加強筋，以傳遞載荷，隨后沿此加強筋交叉布置Z向或與Z向呈一定角度的加強筋，以提高縱梁剛度；其次，為增加翻邊強度，在翻邊的根部做加強筋局部加強，以減小熱處理后變形；最后，考慮輕量化，加強筋整體做成內凹弧形，以最大限度減少不必要的材料使用，如圖4所示。

2.3.3 連接方式的設計

圖4 加強筋布置

由于鋁合金和鋼在導熱率、導電率和熔點等方面的差異，以及熔化焊時導致的零件變形和界面脆性相［13－14］，具有較高工藝兼容性和良好經濟性的傳統電阻點焊技術難以實現鋁合金與鋼的可靠連接，因此鑄鋁件與其他零件連接采用冷連接，如自沖鉚接（self-piercing rivet，SPR）、流鉆螺釘（flow drill screw，FDS）和螺栓連接。

SPR是通過鉚釘穿透鉚釘端板材之后，在鉚模的作用下鉚釘尾部的中空結構擴張刺入鉚模端板材，產生咬邊效果來實現連接。后縱梁翻邊與其他沖壓件采用SPR連接，如表4中后縱梁與封板之間采用兩層SPR連接，與后地板、座椅橫梁采用3層SPR連接。

但當連接點的某一側為封閉腔體時，SPR需配合凹模實現的雙邊連接工藝無法應用。FDS利用流鉆螺釘的高速旋轉使連接材料摩擦生熱而塑性變形，同時將螺釘旋入材料實現螺紋連接，如與后縱梁后段擠壓型材之間采用FDS連接，如表4所示。

對于鉚槍不可達的位置，采用螺栓連接，如表4中與門檻梁之間的連接。對扭矩和疲勞性能要求高的安裝點（如副車架、座椅等），采取嵌入鋼制螺紋套的設計，如表4中與后副車架之間的連接。

表4 后縱梁前段與周邊件的連接方式

3 產品工藝分析

由于鋁合金壓鑄后縱梁較長且空腔區域布置了一條貫穿的隨形加強筋，選取鑄件輪廓最大面為分型面，以便于鑄件脫模。最后，為減小壓鑄過程開始階段的卷氣，在鑄件長度方向上選取較為平直一側設置內澆口，如圖5所示。鑄件末端設置閥A與閥B，負責抽取型腔內的氣體，在鋁液到達閥芯之前施加壓力進行關閉，以保證型腔內達到高真空狀態。此外，鑄件填充末端設置溢流槽，以儲存混有氣體和鋁液的殘渣，控制金屬液的流動狀態，防止局部產生渦流。

澆注開始時，鋁液初始溫度為 700℃，以0.25 m／s的慢壓射速度進入澆道和內澆口，當鋁液充滿所有內澆口后，壓射速度提升到3 m／s，使鋁液快速充填型腔。圖6為鑄件的溫度場模擬結果。可以看出，鋁液填充平穩，澆注順序合理，型腔中的空氣隨著鋁液的推進被順序擠出，100%填充后，鑄件整體溫度均高于AlSi10MnMg材料的液相線溫度，因而鑄件因鋁液溫度下降出現冷隔的風險較小。

圖5 澆注系統設計

圖7 為鑄件的速度場和氣壓模擬結果。由圖可知，內澆口處鋁液流速約40 m／s，狀態良好。鑄件整體氣壓值在0.3 MPa以下，閥A與閥B的位置設置比較合理。

圖6 填充溫度場模擬分析結果

圖7 填充速度場及氣壓模擬分析結果

4 產品性能分析

4.1 后撞工況仿真分析

車輛后撞工況中，后縱梁前段須有一定的剛度來抵抗彎折變形，以降低電池包發生擠壓變形的風險，后縱梁后段發生壓潰變形，吸收一部分碰撞能量。50 km／h后撞工況下，防撞梁、吸能盒、后地板及后縱梁后段發生壓潰變形，吸收大部分碰撞能量，后縱梁前段幾乎不發生變形，電池包殼體入侵9 mm，塑性應變0.14%，電池包周邊及內部部件無尖銳物擠壓，電池包安裝點區域X向和Y向入侵量分別為0.15和0.09 mm，電池包合成加速度峰值為15.1g，電池包冷卻系統、控制系統和內部線纜塑性應變為0，滿足設計目標，結果如圖8所示。

圖8 50 km／h后撞仿真分析結果

4.2 安裝點剛度分析

真空高壓鑄造鋁合金后縱梁集成多個安裝點于一體，包括后副車架、后排座椅等安裝點，需要滿足一定的剛度要求來抵抗零件由于共振引起的失效。CAE分析結果如圖9所示。由圖可見，后副車架和后排座椅安裝點靜剛度值滿足設計目標值。

動剛度是衡量結構抵抗預定動態激擾能力的特性。若干擾力頻率遠小于結構固有頻率，動剛度與靜剛度基本相同；若干擾力頻率遠大于結構固有頻率，結構變形較小，即動剛度較大；若干擾力頻率與結構固有頻率相近時，出現共振現象，此時動剛度最小，即最易發生變形。動剛度不足會對整車的乘坐舒適性和疲勞壽命產生不利影響。動剛度計算公式［15］為

圖9 左后副車架和座椅安裝點靜剛度

由式（1）～式（3）得源點加速度導納函數表達式為

式中：a為響應點隨頻率變化的加速度，m／s2；X（ω）為響應點隨頻率變化的位移，m；F（ω）為激勵點隨頻率變化的載荷，N；ω為圓頻率，rad／s；f為固有頻率，Hz；K為響應點隨頻率變化的剛度，N／m；IPIf為IPI響應分析所得曲線上對應的縱坐標值，m／s2·N。

當頻率 f＝fi＝i（i＞0）時，由式（4）得出頻率 fi時的動剛度為

為便于對結果處理，一般直接采用IPI響應曲線進行分析，并采用分析點的等效動剛度Ka與動剛度目標值Kd比較以對連接點的動剛度特性進行分析。等效動剛度Ka公式推導如下：

將式（7）代入式（6）得到該連接點的等效動剛度Ka為

式中：SIPI－Ka為 IPI分析中 IPI＿Ka響應曲線所包圍的面積；Δf為計算頻率步長。

圖10為后副車架左前和左后接附點在X、Y、Z 3個方向的IPI分析結果。曲線IPI＿Ka為IPI響應分析曲線，兩條曲線IPI＿Kd為目標動剛度的IPI響應曲線。由圖可知，曲線IPI＿Ka所包圍的面積小于目標曲線IPI＿Kd所包圍的面積，表示后副車架左前和左后接附點在X、Y、Z 3個方向的等效動剛度大于目標值，滿足設計目標。

圖10 后副車架左前和左后安裝點動剛度曲線

5 結論

通過材料選擇、結構設計、工藝分析和性能分析闡述了某電動車型真空高壓鑄造鋁合金后縱梁的輕量化設計。相比傳統鋼制結構，一體鑄造技術實現了后縱梁結構的模塊化和輕量化，得到的后縱梁質量約9.3 kg，比原件減輕31%。澆注系統設計合理，鋁液填充平穩，后撞工況后縱梁前段幾乎不發生變形，電池包未發生擠壓變形，后副車架、后排座椅安裝點靜剛度滿足目標值，后副車架接附點等效動剛度大于目標值，滿足設計要求。