[0001] 本发明涉及高速动车技术领域，具体涉及一种高速动车组前端铝合金开闭机构舱门、成形模具及方法。

[0002] 智能动车组列车以安全舒适、高速便捷等优势，成为现代轨道交通客运的主力军。高速列车车头蒙皮材质主要包括玻璃钢复合材料、碳纤维复合材料和铝合金，开闭机构舱门是动车组列车车头蒙皮的重要组成部分。

[0003] 玻璃钢复合材料具有成型性好、易制造复杂构件的优点。玻璃钢开闭机构舱门内外层为玻璃钢，中间层为泡沫填充的三明治夹层结构。公开号为CN204956489U、公开日为2016年01月13日的实用新型专利公开了一种带开闭机构的轨道车辆的头罩结构，该开闭机构舱门采用玻璃钢和泡沫材料组成的三明治结构制成，其结构包括外玻璃钢层、内玻璃钢层、以及在外玻璃钢层和内玻璃钢层之间填充的泡沫层。然而，玻璃钢降解困难、难以回收，且易产生老化和变形，维护周期长，因此上述因素严重制约了该材料继续大范围应用于覆盖件。

[0004] 碳纤维复合材料具有强度高、模量大、耐疲劳的优点，因此也被应用在轻量化的开闭机构舱门上。公开号为CN212047343U、公开日为2019年12月09日的实用新型专利公开了一种动车组开闭机构的舱门结构，该开闭机构舱门采用具有填充物的夹层结构，夹层结构包括碳纤维复合材料的内、外层和PMI泡沫的填充物，使舱门结构在原有玻璃钢材料基础上减重15％～20％。然而由于碳纤维复合材料的价格较一些常见车用蒙皮材质高出很多；而且开闭机构舱门主体蒙皮尺寸大、造型复杂，因此在制作过程中需要很多的手工操作，并且报废率很高，导致成本大幅度增加。

[0005] 铝合金具有轻质高强、耐腐蚀、低成本的优质特性，逐渐成为工业制造领域实现轻量化的首选材料。将开闭机构舱门的材质由传统玻璃钢复合材料和碳纤维复合材料替换为工业级5083铝合金，可使得结构简易化、质量轻便化，绿色环保，同时增强整体可靠性。但国内外对于智能动车组前端开闭机构舱门的研究主要集中于玻璃钢材质和碳纤维复合材料等相关制造技术，鲜有铝合金舱门蒙皮研究。公开号为CN101786128A、公开日为2010.07.28的发明专利公开了一种热冲压与超塑气胀复合成形工艺，该成形工艺将热冲压和超塑气胀成形结合起来，使二者优势互补，达到快速超塑成形的目的。采用冲压工艺进行预成形，使用热冲压成形可与后续的超塑性胀形在同一道工序中与等温条件下进行，工序紧凑有利于缩短成形时间。

[0006] 然而，由于整个单侧舱门主体蒙皮带有宏域大尺寸、局部小结构特征，呈现多组自由曲率交纵的复杂三维空间曲面不规则结构形式，成形困难，主要体现在以下几方面：

[0007] (1)舱门主体蒙皮具有局部小圆角、锐棱线等复杂造型特征，上下端面间存在过渡圆弧R20，材料变形流动困难，难以成形充填到位。

[0008] (2)舱门主体成形后需与连接支撑件连接为一体，要求装配连接位置具有较高的空间形状精度，同时舱门需与车头前罩配合以形成流线型外形，保证动车运行时的空气动力学性能及外观造型平整美观、整车协调，因此对舱门主体的整体表面质量与形位精度要求较高。

[0009] (3)零件整体大尺寸及深纵腔结构特征，致使成形深度较大，变形量大，容易超出传统工艺成形极限而出现局部破裂。

[0010] 因此，传统的“快速超塑吹胀工艺”并不能够适用于单侧舱门主体蒙皮的成形制作，原因在于铝合金开闭机构的单侧舱门主体蒙皮为内凹结构，成形深度和变形量较大，在热冲压过程中，板料上表面紧贴着凸模，因此板料在变形小的部位较厚，而在变形大的部位较薄，因此在热冲压阶段完成后得到了“上厚下薄”的内凹结构。而在后续的超塑气胀成形阶段，内凹结构底部较薄部位容易出现工艺成形极限而出现局部破裂。

[0011] 综上所述，现有的开闭机构舱门成形方法存在无法制作铝合金开闭机构的单侧舱门主体蒙皮的问题。

[0057] 具体实施方式一：结合图1至图3说明本实施方式，本实施方式的一种高速动车组前端铝合金开闭机构舱门，所述开闭机构舱门包括与车头前罩装配构成流线型造型的舱门主体外观蒙皮1和连接开闭机构运动机构框架转臂与舱门主体外观蒙皮1以实现开闭动作的舱门连接支撑件2，所述舱门主体外观蒙皮1包括互为对称结构的两个单侧舱门主体蒙皮11，每个单侧舱门主体蒙皮11的上下端面扣合后形成内凹结构，单侧舱门主体蒙皮11上下端面前端形成锐棱12。

[0058] 本实施方式中，开闭机构舱门作为动车组列车前端的重要外观钣金件，不仅包括与车头前罩装配构成流线型造型的舱门主体外观蒙皮，还包括连接开闭机构运动机构与外观蒙皮以实现开闭动作的连接支撑件，二者无法通过一块板料一次性整体成形。本发明以右侧舱门为研究对象，对该高速动车组前端铝合金开闭机构舱门成形工艺作技术探索。根据左右舱门近似对称的结构特征，将该技术研究工艺流程应用推广于左侧舱门。舱门主体件尺寸大、造型复杂，而连接支撑件结构较为简单，结构特征存在很大差异，因此采用不同工艺分别制造，以实现该舱门整体件的低成本、高效率、高质量生产。单侧舱门主体蒙皮112
在X×Y×Z方向尺寸为837mm×965mm×763mm，表面积为1.2m，重量为18kg。

[0059] 具体实施方式二：结合图1至图3说明本实施方式，本实施方式的所述舱门连接支撑件2的数量为四个，四个舱门连接支撑件2分别为两个上部舱门连接支撑件21和两个下部舱门连接支撑件22；上部舱门连接支撑件21为六面体结构，所述上部舱门连接支撑件21安装在单侧舱门主体蒙皮11的蒙皮上端面13且采用氩弧焊连接，单侧舱门主体蒙皮11与上部舱门连接支撑件21连接位置空间曲面一致；下部舱门连接支撑件22为五面体结构，所述下部舱门连接支撑件22安装在单侧舱门主体蒙皮11的蒙皮下端面14且采用氩弧焊连接，单侧舱门主体蒙皮11与下部舱门连接支撑件22连接位置空间曲面一致。其它组成和连接关系与具体实施方式一相同。

[0060] 本实施方式中，为实现舱门连接支撑件2与与舱门主体及动作机构的合理连接，保证空间形状连接适配性，舱门连接支撑件2设计成两种结构，分别在相应位置开设通孔便于与运动机构框架转臂固定连接。

[0061] 本实施方式中，利用5083铝合金良好的可焊性焊接连接支撑件，氩弧焊由于具有焊接接头强度高、质量好、热量集中等优点，在铝合金中应用较为广泛。因此本成形方法采用ER5356型号焊丝、交流手工钨极氩弧焊的焊接方式实现5083铝合金对焊，操作灵活，对复杂结构焊接适用性强。利用氩气隔绝空气，对熔池起到保护作用。为避免焊缝产生气孔等缺陷，焊接前对焊接位置进行机械处理以去除表面氧化膜，显现出银白色金属光泽。将侧壁板材与预成形冲压件进行氩弧焊连接，利用凸模结构对焊接位置点焊初定位，全焊以获得完整的连接支撑件由于输入热量，局部不均匀加热，会产生焊接应力及变形，需参考模具及检具进行手工校形，以将形状偏差控制在合理范围内，确保连接支撑整体件能够正确置于检具及零件端部与舱门主体连接区域空间曲面形状相匹配。对焊缝外观检验可见，焊缝均匀规整，成形美观，基本具有一致的宽度，外形与鱼鳞状类似，没有出现裂纹、焊瘤、咬边等明显焊接缺陷。

[0062] 为将舱门装配固定于车头前端，并实现开闭动作，需将舱门与开闭机构运动机构连接，即开闭机构转臂与舱门连接支撑件通过螺栓连接，而连接支撑件边缘端部与舱门主体蒙皮通过焊接工艺连接为一体。同为5083铝合金材质，焊接工艺流程与连接支撑焊接件一致，采用氩弧焊连接。利用检具对焊接区域定位，确保舱门主体与连接支撑件连接位置空间曲面的一致度及装配连接精度。先将连接支撑件置于检具预留位置，再将舱门主体置于检具覆盖连接支撑件，将二者连接位置进行标记点焊预置简单定位，最终将接触位置全焊，以得到完整的铝合金右侧舱门构件，此后通过手工校形调整修正，以使舱门整个零件能够恰当地置于检具，避免焊接变形影响舱门整体性能，有效控制零件形位误差。通过观测焊缝宏观形貌可见，焊接接头成形均匀，整齐美观，焊接稳定性好，未出现较大的高低起伏，焊丝填充良好，没有出现裂纹、凹陷等缺陷。

[0063] 具体实施方式三：结合图1至图3说明本实施方式，本实施方式的单侧舱门主体蒙皮11上下端面间存在过渡圆弧，所述过渡圆弧半径为20mm。其它组成和连接关系与具体实施方式一或二相同。

[0064] 具体实施方式四：结合图1至图3说明本实施方式，本实施方式的单侧舱门主体蒙皮11和舱门连接支撑件2均采用5083铝合金材质。如此设置，舱门连接支撑件2与单侧舱门主体蒙皮11同为工业级5083铝合金材质，便于后期实现同种材料对焊。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二或三相同。

[0065] 本实施方式中，考虑采用效率高、成本低的传统冷冲压成形，但冷冲压成形整体构件，深纵腔结构特征势必造成模具结构、工艺流程复杂化，工艺调整周期长，容易出现褶皱、拉裂等缺陷，也难以实现相交棱线特征区的成形。因此将零件整体结构拆分，过渡圆角连接的型面构形通过简单冷冲压成形，侧壁部分从整板裁剪得到。此后将冲压件与侧壁板材焊接为一体，获得舱门连接支撑件整体。最终将舱门连接支撑件整体组装焊接于舱门主体预留的相应位置，以获得完整的舱门结构。

[0066] 针对焊接问题，利用5083铝合金良好的焊接工艺性，采用工艺适用性较好的惰性气体保护钨极手工TIG焊，借助焊枪与焊丝实现小规模的构件焊接，该焊接方式几乎可实现所有金属材料的焊接。另外钨极电弧较为稳定，小电流下稳定燃烧，且电弧可消除材料表面的氧化膜，易于实现铝合金的焊接。

[0067] 具体实施方式五：结合图4至图10说明本实施方式，本实施方式的一种基于所述的高速动车组前端铝合金开闭机构舱门的成形模具，所述成形模具为铝合金开闭机构舱门主体蒙皮构件的均匀快速超塑气胀成形模具，其成形模具包括凸模3、凹模4和多个导向机构5，凸模3设置在凹模4上方，凸模3与凹模4的交接处沿圆周方向设有多个导向机构5；凸模3下端面设有凸模凸头31，所述凸模凸头31两侧分别设有两个反胀储料凹槽36，凹模4上端面中部设有凹膜内腔41，所述凹膜内腔41与单侧舱门主体蒙皮11外表面随形设置，凸模3的凸模凸头31置于凹模4的凹膜内腔41内；凸模3外侧面上部加工有上通气孔35，所述上通气孔为T形上通气孔，凹模4底部加工有下通气孔45；每个导向机构5包括导柱51和导套52，导柱
51为L型导柱，所述L型导柱的一端与凸模3外侧面垂直连接，所述L型导柱另一端内侧面加工成向外倾斜的斜面，导套52外侧面加工与为L型导柱相匹配的导向槽，所述导向槽的侧面与L型导柱另一端内侧面斜面随性设置；凸模3下端面的凸模凸头31外缘设有下模具型面法兰，所述下模具型面法兰下端面设有一圈截面为矩形的下密封梗装置32，凹模4上端面的凹膜内腔41外缘设有上模具型面法兰，所述上模具型面法兰上端面设有一圈截面为矩形的上密封梗装置42，所述上密封梗装置42与所述下密封梗装置32错位布置；下模具型面法兰的下密封梗装置32内缘加工有内压边密封带33，上模具型面法兰的上密封梗装置42外缘加工有外压边密封带43；所述凸模3外侧面靠近成形型面位置沿圆周方向均匀加工有多个下水平测温孔34，所述凹模4外侧面靠近成形型面位置沿圆周方向均匀加工有多个上水平测温孔44。如此设置，采用导柱51和导套52斜面配合导向，一定的拔模斜度使配合面间产生侧向力，使得导向机构5一旦产生偏离，则自动校正，提高导向精度。为实现成形工况温度的实时精准检测与有效调控，在模具尽可能靠近成形型面的相应位置均匀设置测温孔。试制前，需将导气管焊接于通气孔，导气管连接供气装置，有效控制气体加载。通气孔通常设置在零件气胀过程中最后贴膜位置，以避免憋气影响材料充形贴膜。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二、三或四相同。

[0068] 本实施方式中，超塑模具在高温条件下历经漫长的工作，在实际生产应用前应喷涂石墨以减缓摩擦磨损对成形过程的消极影响。

[0069] 具体实施方式六：结合图4至图10说明本实施方式，本实施方式的所述凹膜内腔41深度为670mm，凸模凸头31的热拉伸深度为610mm，内压边密封带33和外压边密封带43宽度均为20mm，下水平测温孔34和上水平测温孔44孔径均为10mm，孔深均为50mm。如此设置，利用成形设备施加封边力使材料产生塑性变形以形成20mm左右的压边密封带。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二、三、四或五相同。

[0070] 具体实施方式七：结合图4至图10说明本实施方式，本实施方式的上密封梗装置42和下密封梗装置32高度均为1mm，宽度均为5mm，上密封梗装置42与下密封梗装置32错位相距10mm。如此设置，在气胀前利用超塑设备液压系统施加合模封边力，材料填充封边槽区域，获得密闭型腔。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二、三、四、五或六相同。

[0071] 具体实施方式八：结合图4至图10说明本实施方式，本实施方式的上通气孔35和下通气孔45均加工成阶梯通孔形式，T形上通气孔的水平孔段的孔径为10mm，T形上通气孔的竖直孔段和下通气孔45均位于型面侧，所述竖直孔段和下通气孔45的孔径均为2mm，深度为5mm。如此设置，依据有限元模拟获悉材料贴膜状态，以判断贴膜顺序及最后贴膜区域。通气孔加工成阶梯通孔形式，型面侧孔径为2mm，深度为5mm，非型面侧孔径为10mm。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二、三、四、五、六或七相同。

[0072] 具体实施方式九：结合图4至图10说明本实施方式，本实施方式的凸模3顶部和凹模4底部均为凸模镂空部位，所述凸模镂空部位设有纵横交错布置的减重筋，凸模3底部和凹模4顶部均为模具成形部位，所述模具成形部位厚度不小于45mm，凸模3和凹模4均采用中硅钼球墨铸铁材质。如此设置，为减少电能、热量损耗及模具预热时间，实现模具减重，并便于起吊移动，对模具非成形部位掏空处理，模具厚度不小于45mm，以保证模具承载强度。并增设交错加强筋，将天车吊钩钩住加强筋实现吊装，无需单独设置吊耳等起吊装置。根据舱门主体零件高温超塑流变特性及实际加工经验，模具材料选用具有良好的耐热性能、导热性能、抗氧化性能、高温机械性能的低成本的中硅钼球磨铸铁材质。其它组成和连接关系与具体实施方式一、二、三、四、五、六、七或八相同。

[0073] 具体实施方式十：结合图1至图15说明本实施方式，本实施方式的一种基于所述的高速动车组前端铝合金开闭机构舱门的成形模具制作铝合金开闭机构舱门主体蒙皮构件的成形方法，所述成形方法为铝合金开闭机构舱门主体蒙皮构件的均匀快速超塑气胀成形方法，其成形方法是通过以下步骤实现的，

[0074] 步骤一、模具装配及设备调试过程：

[0075] 首先将天车挂钩均匀布置于凸模3的减重筋上，通过导柱51和导套52配合将凸模3和凹模4装配并处于合模状态；然后利用叉车将成形模具置于成形设备炉膛移动工作平台的合适位置，并借助装夹装置将模具安装固定于工作平台；最后调试成形设备以保证平稳安全运行，并将导气管与上通气孔35和下通气孔45连接好气路，检查气密性并调试，确保储气瓶中的氮气量充分及气路的正常工作；

[0076] 步骤二、备料过程：

[0077] 首先运用三维建模软件对预先设计的单侧舱门主体蒙皮11的外形轮廓尺寸和体积进行展开铺平等一系列操作，初步确定板料尺寸，此后依据成形有限元模拟结果进一步分析确定合理的下料尺寸，以提高材料利用率及成品率，板料初始尺寸为1900mm×1700mm，考虑到数值仿真与实际生产各方面性能参数的差异性，基于试制结果对板料尺寸调整优化；然后利用剪板机从整板上精准切割取料，并注意避免出现划痕而影响构件外观质量；最后为降低摩擦阻力，缓解高温材料流动阻力过大对零件最终成形质量产生的不良影响，减缓模具损伤，提高服役周期，便于后续脱膜取件，利用空气压缩机在板料表面高效均匀涂抹石墨润滑剂，静置一定时间，使其稳定附着于板料表面；

[0078] 步骤三、模具加热及板料升温过程：

[0079] 首先将成形设备四周炉门围成封闭的加热炉膛空间，加热平台的热量传递给成形模具，板料随之升温；然后将热电偶插入下水平测温孔34和上水平测温孔44实现对成形模具及板料温度的实时监控及控制；通过加热系统使成形模具升温至初定温度460～480℃并保温一段时间后，打开设备门，移出工作台，完成原材下料；随后移回工作台，关闭炉门，使成形模具及板料同时升温至超塑成形温度480～500℃，保温预热5～15min，使板料充分受热软化及各区域温度分布均匀，升高至预设温度后下料主要是因为铝板薄且导热快，板料可较快升温至目标温度，避免早期放料长时间处于高温热态环境下致使材料晶粒过分长大或塌陷现象；

[0080] 步骤四、热冲压过程：

[0081] 当板料温度状态达至成形需求后，开始进入热冲压预成型补料阶段；打开前方炉门，以观察合模过程液压机升降机构带动刚性凸头以5mm/s的速度下行合模，由于材料变形模拟与生产试验存在差异，为避免材料实际变形流动过程中由于摩擦作用等因素而变形困难早期产生拉裂等缺陷，上模每下移一段距离停留一段时间，以便材料充分流变，热冲压合模位移‑时间加载曲线如图13所示；热态冲压过程大部分板料在凸模3作用下流入凹模内腔41，直至完全合模，2min后完成热拉深预变形；随后关闭炉门，待温度稳定在目标成形温度
480～500℃，此后进行超塑气胀操作；

[0082] 步骤五、超塑反胀过程：

[0083] 首先在气胀前利用超塑设备液压系统施加合模封边力，材料填充封边槽区域，获得密闭型腔；然后将凹模4的下通气孔45连接进气装置，开启储气瓶阀门，通入气体进行反向加压胀形；超塑变形对应变速率敏感性较高，保证成形质量的关键在于对应变速率的调控，而变形速率难以在生产试验中实现精准控制，则通过有效控制气体压力调控成形速度，以获得优良的成形质量。基于有限元仿真模拟输出的气压加载曲线，参考超塑设备实际生产情况及生产经验，调整修正获得合理的可控性较好的压力加载路径曲线。反胀气压加载曲线如图14所示，据此最后施加反向气压，通过不断调控成形气压变化控制进气速度，确保应变速率的合理性，使板材流入上模储料腔分散变形，以完成反胀预成形，最大气胀压力为0.4MPa，反胀成形时间为10min；

[0084] 步骤六、超塑正胀过程：

[0085] 首先在反胀后卸掉反向加载气压，凸模3的上通气孔35连接进气装置通入氮气，利用高温气胀优异变形性能实现终成形精准贴膜；在加压初期，材料由反胀型腔流向凹模终胀型腔，形状产生较大变化，初始气压加载速度较低，材料缓慢变形，避免进气初期气体冲破板料，预先加压至0.1MPa，保压15min，使气体均匀充满型腔；随着板料大部分区域逐渐贴膜，其他区域材料变形流动困难度加大，气压加载速度随时间逐渐增快；构件对最终贴膜贴合程度要求较高，因此成形终期高压保压较长时间，以保证材料难成形区域充分充形贴膜；初始试制根据正胀气压进行正向压力加载，使材料逐渐流向终成形模腔，直至与型腔贴膜完成，保压30min左右；

[0086] 步骤七、开模取件过程：

[0087] 零件贴膜完成保压结束后，关闭加热电源，利用真空抽机连接凸模3的上通气孔35将凸凹模腔密闭间隙的气体抽出并缓慢卸载至大气压，避免直接开模卸载气压造成安全事故，随后关闭真空抽机，升降机构带动凸模3实现开模动作；试验温度降低至200℃时取件，避免高温取件产生氧化现象及操作人员高温接近加热炉膛难以操作。取件时操作人员穿好防护服，做好高温防护，遵循高温操作规范；打开前炉门，将工作平台移出，利用专用取件工装将工件取出，置于水平平面冷却至室温，小心放置避免高温受到冲击产生变形。其它组成和连接关系与具体实施方式的一、二、三、四、五、六、七、八或九相同。

[0088] 不同成形方案结果对比：

[0089] 为更直观对比探究三种超塑工艺壁厚分布规律及成形差异性，件在AB沿线厚度值如图15所示，壁厚数据汇总如表1所示。通过壁厚均方差反映厚度均匀性，均方差越小，说明零件各区域厚度与平均厚度的偏离程度越小，整体壁厚分布越均匀。

[0090]

[0091] 表1不同成形方案AB沿线壁厚数据

[0092] 对比可见纯超塑气胀全程没有补料行为，仅凭借厚度变薄成形零件，整体壁厚值及壁厚均匀度明显远低于另两种成形工艺。相较于预成形后直接正胀，预拉深变形后正反胀实现侧壁区域的减薄，底部深腔区域的增厚，使材料相较均匀的分布在整个零件上，极值厚度差域减小，壁厚均方差由0.088mm降至0.072mm，达到厚度均匀性优化效果。然而零件在超塑成形过程中各点应力应变场不同，无法实现壁厚分布的绝对均匀，只能定性改善壁厚分布情况以接近理想状态，提升产品品质。

[0093] 以上实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的精神和范围。