高速列車車頂銅導體壓接開裂原因分析及改進措施①

魯海洋， 刑孟哲， 陳建芳， 崔志國， 王 森， 任鵬禾， 蔡圳陽，3， 肖來榮，3

（1.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111； 2.中南大學 材料科學與工程學院，湖南 長沙 410083； 3.有色金屬材料科學與工程教育部重點實驗室，湖南 長沙 410083）

高速列車工作環境惡劣，承受大氣腐蝕、溫度循 環、載荷振動等多種綜合服役條件［1］。 車頂銅導體承擔為高速列車輸送電力的關鍵任務，直接影響著高速列車運行安全性與穩定性［2］。 TP2 銅是車頂銅導體關鍵材料，具有優異的導電性、導熱性和力學性能［3-6］。目前車頂銅導體生產企業主要通過彎曲、壓接等步驟將TP2 銅管加工到規定形狀和尺寸，再進行表面防腐處理后得到車頂銅導體。

針對壓接后車頂銅導體壓接處出現微裂紋的問題，本文通過對壓接后微裂紋與顯微組織分析，結合有限元模擬，確定了銅導體壓接開裂原因，并通過結構優化與去應力退火處理，提高加工質量，解決壓接處開裂問題。

1 實驗材料及方法

實驗材料TP2 銅的化學成分符合GB／T 5231 規定，銅元素含量大于99.90%，磷元素含量0.015%～0.040%，其他元素含量小于0.1%［7］。

圖1為銅導體壓接過程示意圖。 如圖1（a）所示，銅管放置在模具之間，上模具與下模具平行。 如圖1（b）所示，壓接過程中，下模具固定，上模具沿Y軸向下運動，直至銅管完全壓扁。 如圖1（c）所示，依據壓接后銅導體變形程度，將銅導體劃分為壓平區、邊緣區。

圖1 銅導體壓接過程示意圖

采用LEICAMC120 金相顯微鏡、200HVS-10 型數顯小負荷維氏硬度計、X 射線衍射儀對銅導體顯微組織、硬度及殘余應力進行分析［8］。 通過ABAQUS 有限元軟件對銅導體壓接后等效應變、應力進行模擬［9］。

2 結果與討論

2.1 銅導體壓接裂紋分析

圖2為壓接后銅導體表面。 由圖2（a）可知，壓接后銅導體邊緣區內表面不平整，呈凹凸狀，存在多條獨立微裂紋，微裂紋沿不同方向延伸，主裂紋寬度3～5 μm，裂紋長度100～300 μm。 裂紋附近的顯微組織呈現顯著壓縮變形特征，晶粒被壓扁，從等軸多邊形變成線條狀。 壓縮變形組織在銅導體內壁產生了嚴重的壓應力集中，當壓應力超過了銅導體材料的極限強度時，產生微裂紋進而導致開裂失效現象［10］。 由圖2（b）可知，壓接后銅導體外壁顯微組織呈現拉伸變形特征，晶粒拉長，產生拉應力集中。 由組織變形特點可知，從銅導體內壁到外壁由嚴重壓應力集中轉變為拉應力集中［11］。 由圖2（c）、（d）可知，銅導體壓平區晶粒較為均勻，未出現明顯的變形形貌。 壓接后銅導體邊緣區外表面及壓平區內外表面均呈現光滑平整的特點，未發現微裂紋。

圖2 壓接后銅導體表面

2.2 銅導體壓接應變應力分析

圖3為壓接后銅導體等效應變云圖。 銅導體經壓接變形后，在內壁產生了最大等效應變，最大處達0.985；在外壁產生了第二大等效應變，達0.25 ～0.33。銅導體內壁與外壁產生的劇烈應變將相應地產生嚴重的應力集中現象。

圖3 壓接后銅導體等效應變云圖

圖4為壓接后銅導體應力云圖。 與等效塑性應變相對應，壓接后銅導體內壁產生了嚴重的應力集中現象，最大等效應力達到458 MPa，外壁產生了次嚴重的應力集中現象。 由于模具下壓的方向為Y方向，對Y方向的S22 應力進行分析，如圖4（b）所示，銅導體外壁處形成拉應力集中，最大應力達到319 MPa；在銅導體內壁處形成壓應力集中，達到758 MPa。 這與銅導體壓接顯微組織分析得到的“內壁產生壓應力集中，外壁產生拉應力集中”相符，可以確定是壓接過程中銅導體內壁產生了嚴重的應變，產生壓應力集中超過材料極限強度，進而導致開裂。

圖4 壓接后銅導體應力云圖

2.3 銅導體結構優化

通過“大管套小管”方法改進銅導體結構，在銅導體內增加小管以減小壓接應變，減小應力集中現象，而且壓接后的“大管套小管”結構提高了銅導體結構強度，進而提高銅導體安全性和使用壽命。

圖5為套入不同壁厚小管的銅導體壓接最大等效應力。 與未套小管的銅導體對比，套小管的銅導體壓接最大等效應力均明顯下降。 小管外徑Φ17 mm 且壁厚從0.5 mm 增加至4 mm 時，壓接等效應力從398 MPa下降至306 MPa。 套管壁厚為0.5 mm 和1 mm 時，壓接最大等效應力仍存在于銅導體內壁。 套管壁厚為2 mm 和4 mm 時，壓接最大等效應力存在于小管內壁，此時小管有效降低了銅導體的等效應變，顯著緩解了銅導體的應力集中現象。 由此可知，小管外徑不變，在一定范圍內增加小管壁厚可有效降低銅導體應力集中現象。

圖5 套入不同壁厚小管的銅導體壓接最大等效應力

圖6為套入不同外徑小管的銅導體壓接最大等效應力。 由圖6 可知，與未套小管的銅導體相比，套小管的銅導體壓接最大等效應力均明顯下降。 小管壁厚2 mm 且外徑分別為15 mm、17 mm、19 mm 時，銅導體最大等效應力緩慢降低，分別為340 MPa、338 MPa、323 MPa。 最大等效應力均存在于小管內壁，去除小管后，銅導體最大等效應力仍存在于內壁。 由此可知，小管壁厚不變，在一定范圍內增加小管外徑對改善應力集中現象影響較小。

圖6 套入不同外徑小管的銅導體壓接最大等效應力

通過有限元模擬“大管套小管”結構，在銅導體內套入外徑19 mm、壁厚2～4 mm 的小管進行壓接加工，可以達到無間隙無過盈的良好配合，有效降低銅導體的應力應變，減小應力集中現象，解決銅導體壓接開裂問題。

2.4 去應力退火優化

壓接后銅導體存在較大的殘余應力，導致后續使用過程中發生尺寸變化、變形甚至開裂失效［12-15］。 因此，在壓接后進行去應力退火，降低殘余應力的影響，提高銅導體服役穩定性和安全性。 圖7 為300 ℃退火后銅導體壓平區與邊緣區的顯微組織。 300 ℃退火1 h、2 h、3 h 后的銅導體壓接組織沒有明顯變化，保持了之前的原始未變形態和變形態，表明300 ℃未發生再結晶現象。

圖7 300 ℃退火后銅導體冷壓顯微組織

表1為去應力退火前后的壓接銅導體平均顯微硬度和最大殘余應力。 300 ℃退火使銅導體發生回復現象，硬度出現了明顯下降。 退火2 h 后，壓平區平均硬度由98HV 下降至81HV，邊緣區硬度由118HV 下降至93HV。 銅導體平均硬度在半硬態70 ～100HV 范圍內，與未壓接處80 ～90HV 的硬度相當，仍具備較高的力學性能。 繼續增加退火時間至3 h，硬度下降速度減緩。 經過300 ℃退火2 h 后，銅導體最大殘余應力明顯下降，壓平區與邊緣區最大殘余應力分別由152 MPa、294 MPa 下降至57 MPa、105 MPa，達到了較好的去除應力效果；繼續增加退火時間至3 h，最大殘余應力繼續緩慢下降。 由此可知，壓接后銅導體進行300 ℃退火2 ～3 h 可以有效消除殘余應力并保持較高硬度及力學性能，提高銅導體的加工質量。

表1 去應力退火前后的壓接銅導體平均顯微硬度和最大殘余應力

綜上所述，為避免高速列車車頂銅導體壓制過程中出現微裂紋等失效行為，在工程實際中建議在銅導體內套入外徑19 mm、壁厚2 ～4 mm 的小管后再進行壓接，可以達到無間隙無過盈的良好配合，有效降低銅導體的應力應變，解決銅導體壓接開裂問題；壓接后銅導體進行300 ℃退火2 ～3 h，可有效消除殘余應力并保持較高硬度及力學性能，提高銅導體的加工質量。

3 結 論

1） 壓接后銅導體邊緣區內表面存在多條獨立微裂紋，裂紋附近組織呈現顯著壓縮變形特征，在銅導體內壁產生的嚴重壓應力集中超過了銅導體材料的極限強度，導致開裂失效現象。

2） 銅導體經壓接變形后，在內壁產生了最大等效應變達0.985，最大等效應力達458 MPa，S22 方向上壓應力達758 MP，驗證了銅導體壓接顯微組織分析得到的開裂原因。

3） 通過有限元模擬“大管套小管”結構，在銅導體內套入外徑19 mm、壁厚2 ～4 mm 的小管進行壓接加工，可以達到無間隙無過盈的良好配合，有效降低銅導體的應力應變，解決銅導體壓接開裂問題。

4） 壓接后銅導體進行300 ℃退火2 ～3 h，可以有效消除殘余應力并保持較高硬度及力學性能，提高了銅導體的加工質量。