工程科学学报，第41卷，第5期：633-645,2019年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.5:633-645,May 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.05.010;http://journals.ustb.edu.cn 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 施兵兵)，刘新华12)，谢建新12)，谢明) 1)北京科技大学新材料技术研究院，北京1000832)北京科技大学先进材料制备技术教有部重点实验室，北京100083 3)贵研铂业股份有限公司，昆明650106 ☒通信作者，E-mail:liuxinhua@usth.edu.cn 摘要以直径20m,包覆比50%的银包铝细棒为研究对象，通过有限元数值模拟以及相应的实验验证，得出了银包铝复合 材料立式连铸复合成形工艺的边界条件.采用ProCAST软件模拟了立式连铸成形过程，得出各工艺参数对连铸结果的影响规 律，给出了可行的连铸工艺参数范围及工艺调控策略，以模拟结果为指导，制备出表面质量高、复合界面效果良好的银包铝复 合棒材.实验结果表明，芯管长度、连铸速度对结果的影响最大，芯管长度影响了芯管出口处双金属的接触温度、接触时间，并 直接改变了铝芯固液界面的相对位置.当芯管长度过短时，银铝界面反应较强烈，当芯管长度过长时，芯棒冷却强度大，芯部 铝产生明显的冷隔。随着连铸速度的增大，银的固液界面到芯管出口距离逐渐减小，铝的固液界面距出口距离逐渐增大：铝液 铸造温度升高，冷却水减少也会带来相似的作用.结果显示，芯管长度30mm,速度37-67mm·min1,银的铸造温度1225~ 1325℃，铝的铸造温度800℃，冷却水流量约300L·h1是可行的银包铝连铸工艺. 关键词复合材料：银包铝：连铸复合：数值模拟：制备 分类号TG244.3 Preparation process of silver clad aluminum bars by vertical continuous casting composite forming SHI Bing-bing,LIU Xin-hua2,XIE Jian-xin'2),XIE Ming) 1)Institute for Advanced Materials and Technology,University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China 2)Key Laboratory for Advanced Materials Processing Ministry of Education),University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Sino-platinum Metals Co.,Ltd.,Kunming 650106,China XCorresponding author,E-mail:liuxinhua@ustb.edu.cn ABSTRACT Silver clad aluminum composite wire,which combines the high electrical conductivity of silver-coated metal,good welding performance,and low density,has wide application prospects in aerospace and other fields.The preparation of silver clad alu- minum bars with high surface quality and good combination of interfaces is an important step in the preparation of silver clad aluminum wire with excellent performance.Continuous casting composite forming is a short,high-efficiency material-forming process,which pro- vides methods for the preparation of silver clad aluminum.The boundary conditions of the vertical continuous casting process of silver clad aluminum composite rod that has a diameter of 20 mm and cladding ratio of 50%were established through finite element numerical simulation using the ProCAST software and corresponding experiments.The effect of each process parameter on continuous composite casting was analyzed,based on which the optimized control method was obtained.A silver clad aluminum composite rod with high sur- face quality and excellent bonding interface was prepared on the basis of the simulation results.The length of the core tube and the speed of continuous casting are considered to be the most important factors affecting the formation process.The length of the core tube 收稿日期：2018-09-07 基金项目：国家高技术研究与发展计划资助项目(2013AA030706);云南省科技合作资助项目(2015IB012);新金属材料国家重点实验室自主 课题资助项目(2018Z-16)
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期:633鄄鄄645,2019 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 5: 633鄄鄄645, May 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 05. 010; http: / / journals. ustb. edu. cn 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 施兵兵1) , 刘新华1,2)苣 , 谢建新1,2) , 谢 明3) 1) 北京科技大学新材料技术研究院, 北京 100083 2) 北京科技大学先进材料制备技术教育部重点实验室, 北京 100083 3) 贵研铂业股份有限公司, 昆明 650106 苣通信作者, E鄄mail: liuxinhua@ ustb. edu. cn 摘 要 以直径 20 mm,包覆比 50% 的银包铝细棒为研究对象,通过有限元数值模拟以及相应的实验验证,得出了银包铝复合 材料立式连铸复合成形工艺的边界条件. 采用 ProCAST 软件模拟了立式连铸成形过程,得出各工艺参数对连铸结果的影响规 律,给出了可行的连铸工艺参数范围及工艺调控策略,以模拟结果为指导,制备出表面质量高、复合界面效果良好的银包铝复 合棒材. 实验结果表明,芯管长度、连铸速度对结果的影响最大,芯管长度影响了芯管出口处双金属的接触温度、接触时间,并 直接改变了铝芯固液界面的相对位置. 当芯管长度过短时,银铝界面反应较强烈,当芯管长度过长时,芯棒冷却强度大,芯部 铝产生明显的冷隔. 随着连铸速度的增大,银的固液界面到芯管出口距离逐渐减小,铝的固液界面距出口距离逐渐增大;铝液 铸造温度升高,冷却水减少也会带来相似的作用. 结果显示,芯管长度 30 mm,速度 37 ~ 67 mm·min - 1 ,银的铸造温度 1225 ~ 1325 益 ,铝的铸造温度 800 益 ,冷却水流量约 300 L·h - 1是可行的银包铝连铸工艺. 关键词 复合材料; 银包铝; 连铸复合; 数值模拟; 制备 分类号 TG244郾 3 收稿日期: 2018鄄鄄09鄄鄄07 基金项目: 国家高技术研究与发展计划资助项目(2013AA030706); 云南省科技合作资助项目(2015IB012); 新金属材料国家重点实验室自主 课题资助项目(2018Z鄄16) Preparation process of silver clad aluminum bars by vertical continuous casting composite forming SHI Bing鄄bing 1) , LIU Xin鄄hua 1,2)苣 , XIE Jian鄄xin 1,2) , XIE Ming 3) 1) Institute for Advanced Materials and Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Key Laboratory for Advanced Materials Processing (Ministry of Education), University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Sino鄄platinum Metals Co. , Ltd. , Kunming 650106, China 苣Corresponding author, E鄄mail: liuxinhua@ ustb. edu. cn ABSTRACT Silver clad aluminum composite wire, which combines the high electrical conductivity of silver鄄coated metal, good welding performance, and low density, has wide application prospects in aerospace and other fields. The preparation of silver clad alu鄄 minum bars with high surface quality and good combination of interfaces is an important step in the preparation of silver clad aluminum wire with excellent performance. Continuous casting composite forming is a short, high鄄efficiency material鄄forming process, which pro鄄 vides methods for the preparation of silver clad aluminum. The boundary conditions of the vertical continuous casting process of silver clad aluminum composite rod that has a diameter of 20 mm and cladding ratio of 50% were established through finite element numerical simulation using the ProCAST software and corresponding experiments. The effect of each process parameter on continuous composite casting was analyzed, based on which the optimized control method was obtained. A silver clad aluminum composite rod with high sur鄄 face quality and excellent bonding interface was prepared on the basis of the simulation results. The length of the core tube and the speed of continuous casting are considered to be the most important factors affecting the formation process. The length of the core tube
.634. 工程科学学报，第41卷，第5期 is assumed to affect the contact temperature and time of the aluminum liquid and silver tube at the end of the core tube,and result in the variation of the relative position of the solid-liquid interface of the aluminum.The interface reaction is severe when the core tube is too short.Conversely,significant cold separation occurs in aluminum because of the high cooling intensity when length of the core tube is too large.The actual casting temperature increases with the high continuous casting speed,which can be attributed to the reduction in the distance between solid-liquid interface and the outlet of the core tube for silver and the increase for aluminum.The increase in a- luminum casting temperature and reduction in the flow rate of cooling water are found to have a similar effect to that of the increase in continuous casting speed.A series of optimized casting parameters was obtained in this study,i.e.,length of the core tube 30mm,the casting speed is 37-67 mmmin,the casting temperature of silver is in the range between 1225C and 1325C,casting temperature of aluminum is 800C,and the flow rate of cooling water is 300L.h KEY WORDS composite material;silver clad aluminum;continuous casting composite;numerical simulation;preparation 银具有十分优良的导电性能、加工性能和焊接 双金属连铸的关键是精确控制两金属凝固时的 性能，微细银导线是航空、信息电子、先进武器等领 固液界面位置和界面结合质量.如对于目前广泛应 域需要的重要材料).但银的密度较高，限制了其 用的铜包铝而言，控制铜液温度1200~1300℃，铝 在对低密度有严格要求的航空航天、先进武器等方 液温度750℃，连铸速度75mm·mim-1,使得固液界 面的应用.纯铝是一种重要的工程材料，具有低密 面位置在结品器出口5~10mm,可获得表面质量良 度、较高导电率、良好加工性能、价格较低等优点，但 好的铜包铝棒坯13-4).当界面层厚度在110~ 其焊接性能较差.银包铝(silver cladding aluminum, 220m之间时，双金属结合质量较好[1s].界面为冶 SCA)复合导线由于兼具纯银和纯铝的优点，具有导 金结合时，通常界面化合物层越薄，结合强度越 电性能高，焊接性能优良、密度低的特点.如银的密 高6-].双金属连铸工艺需要控制的参数很多，各 度为10.49g·cm-3,铝的密度为2.70g·cm-3,包覆 因素之间的相互作用较为复杂，很难仅通过正交试 比为50%的银包铝线材理论密度为6.60g·cm3, 验对其进行优化.而且，银的价格较高，反复实验的 密度比纯银减少了37%，包覆比为20%的银包铝线 成本太高.为此，先采用数值模拟的方法对银包铝 材理论密度为4.26g·cm3,密度比纯银减小了 连铸制备工艺进行模拟，确定较适合的连铸工艺参 59.4%,但却有接近包覆层金属的导电率与焊接性 数范围，再开展针对性实验研究，对提高制备效率、 能，是航空航天等领域不可或缺的关键材料 降低实验成本十分必要 目前广泛应用于生产复合材料的方法，有电镀 本文以外径20mm,内径14mm的银包铝棒材 法[】、轧制法[]、爆炸复合法[46)、套管拉拔法[]、包 的立式连铸复合为研究对象，用ProCast软件模拟了 覆焊接法[8-1]、静液挤压法山等.然而，这些技术在 不同工艺参数下连铸复合温度场的分布及双金属的 生产银包铝复合棒材时，均存在一定的问题.例如， 凝固界面位置，给出了优化的连铸工艺参数范围，同 电镀法的镀层结合强度较低：轧制法对轧机性能要 时对模拟结果进行了验证，证明了模型的准确性 求较高：爆炸复合法由于冲击波的性质难以制备大 并且，以模拟结果为指导，制备出了复合状态良好的 面积的复合面且复合界面质量不高：套管拉拔法虽 银包铝复合棒材 然工艺简单，但界面结合强度较低，成材率较低：包 1研究方法 覆焊接法制备的线坯由于存在焊缝，在后续拉丝过 程中容易造成焊缝开裂、断丝的问题，不适合生产高 1.1模型的建立 质量的银包铝棒材：静液挤压法界面结合强度高，但 银包铝立式连铸原理图如图1所示.首先将银 设备昂贵，生产效率和成材率均较低.连铸复合成 和铝分别放入两个坩埚中，进行熔化和保温.连铸 形是一种能够高效制备双金属复合材料的短流程新 时，控制银熔液首先凝固成包覆层银管，然后铝液通 工艺，已在铜包铝复合材料制备上获得成功应用，实 过芯管的中心孔浇注到银管中，控制其在芯管出口 现了工业化生产1-].然而，银铝与铜铝之间在相 以下凝固，实现银、铝一次连铸成形.双金属连铸的 图、熔点等物性参数等方面存在诸多差异，如何开发 工艺参数主要有芯管长度、连铸速度、双金属铸造温 和优化适用于银包铝复合材料的立式连铸工艺，是 度、冷却水流量等.每个参数，尤其是连铸速度、温 需要深入研究的问题. 度对实验结果有重要影响，需要作为变量在模拟中
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 is assumed to affect the contact temperature and time of the aluminum liquid and silver tube at the end of the core tube, and result in the variation of the relative position of the solid鄄liquid interface of the aluminum. The interface reaction is severe when the core tube is too short. Conversely, significant cold separation occurs in aluminum because of the high cooling intensity when length of the core tube is too large. The actual casting temperature increases with the high continuous casting speed, which can be attributed to the reduction in the distance between solid鄄liquid interface and the outlet of the core tube for silver and the increase for aluminum. The increase in a鄄 luminum casting temperature and reduction in the flow rate of cooling water are found to have a similar effect to that of the increase in continuous casting speed. A series of optimized casting parameters was obtained in this study, i. e. , length of the core tube 30 mm, the casting speed is 37 - 67 mm·min - 1 , the casting temperature of silver is in the range between 1225 益 and 1325 益 , casting temperature of aluminum is 800 益 , and the flow rate of cooling water is 300 L·h - 1 . KEY WORDS composite material; silver clad aluminum; continuous casting composite; numerical simulation; preparation 银具有十分优良的导电性能、加工性能和焊接 性能,微细银导线是航空、信息电子、先进武器等领 域需要的重要材料[1] . 但银的密度较高,限制了其 在对低密度有严格要求的航空航天、先进武器等方 面的应用. 纯铝是一种重要的工程材料,具有低密 度、较高导电率、良好加工性能、价格较低等优点,但 其焊接性能较差. 银包铝(silver cladding aluminum, SCA)复合导线由于兼具纯银和纯铝的优点,具有导 电性能高,焊接性能优良、密度低的特点. 如银的密 度为 10郾 49 g·cm - 3 ,铝的密度为 2郾 70 g·cm - 3 ,包覆 比为 50% 的银包铝线材理论密度为 6郾 60 g·cm - 3 , 密度比纯银减少了 37% ,包覆比为 20% 的银包铝线 材理论密度为 4郾 26 g·cm - 3 , 密度比纯银减小了 59郾 4% ,但却有接近包覆层金属的导电率与焊接性 能,是航空航天等领域不可或缺的关键材料. 目前广泛应用于生产复合材料的方法,有电镀 法[2] 、轧制法[3] 、爆炸复合法[4鄄鄄6] 、套管拉拔法[7] 、包 覆焊接法[8鄄鄄10] 、静液挤压法[1]等. 然而,这些技术在 生产银包铝复合棒材时,均存在一定的问题. 例如, 电镀法的镀层结合强度较低;轧制法对轧机性能要 求较高;爆炸复合法由于冲击波的性质难以制备大 面积的复合面且复合界面质量不高;套管拉拔法虽 然工艺简单,但界面结合强度较低,成材率较低;包 覆焊接法制备的线坯由于存在焊缝,在后续拉丝过 程中容易造成焊缝开裂、断丝的问题,不适合生产高 质量的银包铝棒材;静液挤压法界面结合强度高,但 设备昂贵,生产效率和成材率均较低. 连铸复合成 形是一种能够高效制备双金属复合材料的短流程新 工艺,已在铜包铝复合材料制备上获得成功应用,实 现了工业化生产[11鄄鄄12] . 然而,银铝与铜铝之间在相 图、熔点等物性参数等方面存在诸多差异,如何开发 和优化适用于银包铝复合材料的立式连铸工艺,是 需要深入研究的问题. 双金属连铸的关键是精确控制两金属凝固时的 固液界面位置和界面结合质量. 如对于目前广泛应 用的铜包铝而言,控制铜液温度 1200 ~ 1300 益 ,铝 液温度 750 益 ,连铸速度 75 mm·min - 1 ,使得固液界 面位置在结晶器出口 5 ~ 10 mm,可获得表面质量良 好的 铜 包 铝 棒 坯[13鄄鄄14] . 当 界 面 层 厚 度 在 110 ~ 220 滋m之间时,双金属结合质量较好[15] . 界面为冶 金结合时,通常界面化合物层越薄,结合强度越 高[16鄄鄄17] . 双金属连铸工艺需要控制的参数很多,各 因素之间的相互作用较为复杂,很难仅通过正交试 验对其进行优化. 而且,银的价格较高,反复实验的 成本太高. 为此,先采用数值模拟的方法对银包铝 连铸制备工艺进行模拟,确定较适合的连铸工艺参 数范围,再开展针对性实验研究,对提高制备效率、 降低实验成本十分必要. 本文以外径 20 mm,内径 14 mm 的银包铝棒材 的立式连铸复合为研究对象,用 ProCast 软件模拟了 不同工艺参数下连铸复合温度场的分布及双金属的 凝固界面位置,给出了优化的连铸工艺参数范围,同 时对模拟结果进行了验证,证明了模型的准确性. 并且,以模拟结果为指导,制备出了复合状态良好的 银包铝复合棒材. 1 研究方法 1郾 1 模型的建立 银包铝立式连铸原理图如图 1 所示. 首先将银 和铝分别放入两个坩埚中,进行熔化和保温. 连铸 时,控制银熔液首先凝固成包覆层银管,然后铝液通 过芯管的中心孔浇注到银管中,控制其在芯管出口 以下凝固,实现银、铝一次连铸成形. 双金属连铸的 工艺参数主要有芯管长度、连铸速度、双金属铸造温 度、冷却水流量等. 每个参数,尤其是连铸速度、温 度对实验结果有重要影响,需要作为变量在模拟中 ·634·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 ·635· 进行详细研究[18-19] 4)忽略铸造缺陷，冷却水沿周向分布均匀 1.2边界条件 ● 本文模型中的各界面条件如图3所示，界面Ⅱ ● ● 为银和石墨模具的接触面.当银处于液态时，液态 金属与石墨接触紧密，换热系数很大，约为10000~ 20000W·m-2.K-1[21].当银凝固后，包覆层银管的 外径会随着温度的下降收缩减小，由于其线膨胀系 数远大于石墨，因而在银外壁与石墨内壁之间产生 间隙，且间隙随凝固后温度降低逐渐增大.间隙中 的空气的热导率很低，造成银管与石墨之间换热系 数快速下降，其数值可参照下式计算)： 8=La…△T/2 (1) 1一银熔液：2一感应线图；3一铝焙液：4一银包覆层；5一铝芯： 式中：δ为金属的线性收缩尺寸，m;L为银管外径， 6一水冷铜套：7一二次冷却 m:α为金属的线性收缩系数，△T.为当前温度与熔 图1银包铝立式连铸原理图 点的差值，℃. Fig.1 Schematic diagram of the vertical continuous casting of SCA 根据连铸复合原理，选取凝固核心区（图中虚 线框)作为模拟分析对象，建立如图2所示的几何 模型.其中考虑到对称性，为提高计算效率，该模型 为1/4模型，并作了如下简化20]： 1)实验研究设定边界条件下的稳态结果，考察 稳态下的温度场分布： 2)忽略液态金属的对流换热； 3)各部件各向同性，物性参数只与温度有关： 110为边界：IW为界面 图3银包铝立式连铸稳态温度场模拟界面和边界条件示意图 Fig.3 Interface and boundary conditions of the steady-state tempera ture field simulation of the vertical continuous casting of SCA 因此，棒材与模具的换热系数h参照下式计算： h=A/8 (2) 式中：入为空气热导率，W·m1.K1;h为间隙处的 换热系数，Wm2.K1 上式中银、铝的线性收缩系数，空气的热导率根 1一石墨模具：2-银包覆层：3一铝芯：4一水冷铜套：a,b,c一 据文献[22-23]得出.根据设计的棒材截面尺寸由 测温点 (1)式计算不同温度下棒材的线性收缩尺寸δ，再由 图2银包铝立式连铸模型 (2)式计算间隙处棒材与模具的换热系数h.结果 Fig.2 Vertical continuous casting model of SCA 如表1中所示，换热系数超过2500Wm2.K-1的部
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 进行详细研究[18鄄鄄19] . 1—银熔液; 2—感应线圈; 3—铝熔液; 4—银包覆层; 5—铝芯; 6—水冷铜套; 7—二次冷却 图 1 银包铝立式连铸原理图 Fig. 1 Schematic diagram of the vertical continuous casting of SCA 根据连铸复合原理,选取凝固核心区(图中虚 线框)作为模拟分析对象,建立如图 2 所示的几何 模型. 其中考虑到对称性,为提高计算效率,该模型 为 1 / 4 模型,并作了如下简化[20] : 1—石墨模具; 2—银包覆层; 3—铝芯; 4—水冷铜套; a, b, c— 测温点 图 2 银包铝立式连铸模型 Fig. 2 Vertical continuous casting model of SCA 1)实验研究设定边界条件下的稳态结果,考察 稳态下的温度场分布; 2)忽略液态金属的对流换热; 3)各部件各向同性,物性参数只与温度有关; 4)忽略铸造缺陷,冷却水沿周向分布均匀. 1郾 2 边界条件 本文模型中的各界面条件如图 3 所示,界面域 为银和石墨模具的接触面. 当银处于液态时,液态 金属与石墨接触紧密,换热系数很大, 约为 10000 ~ 20000 W·m - 2·K - 1 [21] . 当银凝固后,包覆层银管的 外径会随着温度的下降收缩减小,由于其线膨胀系 数远大于石墨,因而在银外壁与石墨内壁之间产生 间隙,且间隙随凝固后温度降低逐渐增大. 间隙中 的空气的热导率很低,造成银管与石墨之间换热系 数快速下降,其数值可参照下式计算[21] : 啄 = L·琢·驻Tm / 2 (1) 式中:啄 为金属的线性收缩尺寸,m;L 为银管外径, m;琢 为金属的线性收缩系数,驻Tm 为当前温度与熔 点的差值,益 . 1 ~ 10 为边界; 玉 ~ 郁为界面 图 3 银包铝立式连铸稳态温度场模拟界面和边界条件示意图 Fig. 3 Interface and boundary conditions of the steady鄄state tempera鄄 ture field simulation of the vertical continuous casting of SCA 因此,棒材与模具的换热系数 h 参照下式计算: h = 姿 / 啄 (2) 式中:姿 为空气热导率,W·m - 1·K - 1 ;h 为间隙处的 换热系数,W·m - 2·K - 1 . 上式中银、铝的线性收缩系数,空气的热导率根 据文献[22鄄23] 得出. 根据设计的棒材截面尺寸由 (1)式计算不同温度下棒材的线性收缩尺寸 啄,再由 (2)式计算间隙处棒材与模具的换热系数 h. 结果 如表 1 中所示,换热系数超过 2500 W·m - 2·K - 1的部 ·635·
·636 工程科学学报，第41卷，第5期 分调整为2500Wm-2.K-1[2] h=4 (3) 表1棒材与模具的换热系数 d. Table 1 Heat transfer coefficient between casting billet and molds 其中：d。=4A/P,A为非圆管道的横截面积，m2;P为 湿周，m;入为水的导热系数：M为努赛尔数 空气热导率/ 气缝宽度/ 换热系数/ 温度/℃ 1.3.2其他表面空冷换热系数 (W.m-1.K-1) mm (Wm-2.K1) 连铸棒材出结晶器后，直接暴露在空气中，与空 100 0.0321 0.1683 190.75 气产生对流换热，温度较高时还伴随明显的辐射换 300 0.0461 0.1293 356.58 热.其传热边界条件可表示为[5]： 500 0.0575 0.0903 636.87 h=h。+hi (4) 700 0.0671 0.0513 1308.40 式中：h为对流换热系数，W·m2.K-':h为辐射换 800 0.0717 0.0318 2255.80 热系数，Wm2.K-1 900 0.0767 0.0123 2500.00 he=C(Gr…Pr)nAd-1 (5) 界面I为液态铝与石墨芯管的接触面，同银 式中：(Gr·Pr)为流态判别依据，(Gr·Pr)m= 类似确定换热系数为10000~20000W·m2.K-1. 界面Ⅲ为银和铝的接触面，当铝处于液态时，换热 B△.Pm,g为重力加速度：.为空气流速： 系数与界面I相当.铝凝固后，银、铝实现冶金结 △T,为物件与空气温差：G为格拉芙数；P为普朗特 合，界面换热系数很大，且随温度下降逐渐降低， 数；B为系数，值为温度倒数；d为棒材直径：C、n为 此处设为4000~10000W·m-2.K-1.界面V为结 系数，C、n由传热表面形状、位置及(G·Pr)数值范 晶器水冷铜套与石墨外壁的结合面，该处采用热 围查表获取 装组合，模具采用高纯石墨，结合紧密，换热系数 …T1 (6) 设为2500W·m2.K-1[24] =c(八 式中：C为辐射系数，W·m2.K-4:T为物体表面温 模型边界条件如下：图3中的边界3、4为热型 度，K 段下表面及热、冷铸型过渡段，该段采用石棉保温， 1.4立式连铸试验及复合材料界面分析 既不加热也不冷却，属于第二类边界条件，热流量为 除了上述铜包铝复合材料的制备外，立式连铸 零，设为绝热面.图3中的边界5为热型下端面，温 技术还广泛应用于钢材、铝、铜及其合金的连铸，尤 度较高且无热源，属于第二类边界条件.根据温度 其是塑性成形性能较差的合金钢[26刃.该方法制 设为辐射散热状态.图3中的边界6为结晶器水冷 备的材料尺寸精度高，组织均匀，性能稳定，是一种 铜套外表面，与一次冷却水直接接触，属于第三类边 重要的金属材料制备工艺. 界条件，按计算值设定水冷条件.图3中的边界1、 对于界面层，主要通过光学显微镜、扫描电镜、 98、2均位于热型段中，同时受到加热与石棉保温 能谱分析对其厚度尺寸及其均匀性进行研究，观察 的作用，可调节加热功率维持温度稳定.属于第一 界面形态、界面相组成和元素分布，进而分析界面形 类边界条件.边界9、1分别设为银、铝的浇铸温度， 成过程[].通常认为，界面层厚度越薄，越均匀，界 8、2根据实验技术要求设置边界10，边界7系列 面结合效果越好.界面层中的脆性相越少，界面强 (包括铜套下端面，石墨模具下端及铝、银下端及其 度越高[16-17] 截面)，直接与空气接触或远离结晶区，属于第三类 边界条件，设为空冷状态.最后，中间剖面设为对称 2边界条件的实验验证 面，完成边界条件设定 确保边界条件的准确对于提高模拟结果的可 1.3换热系数的设定 靠性至关重要.因此，在计算得出相关边界条件 1.3.1水冷对流换热系数 后，有必要对部分重要条件进行物理模拟实验验 根据实验所用的结晶器尺寸及冷却水流量，计 证.由于各边界条件对结果的影响综合表现为铸 算水冷换热系数.结晶器中，冷却水沿铜套外壁环 件的凝固、降温效果，且单独的边界条件难以直接 形狭缝通过，通过与铜套的对流换热冷却铸型.该 测量，故验证实验时直接使用与银包铝实验相同 狭缝水流属于非圆形管道对流换热，通过引入当量 的模具进行连铸实验.该实验使用铝包覆铝锌合 直径d,可用公式(3)计算[2]： 金（两种金属的熔点差值与银铝两种金属接近）进
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 分调整为 2500 W·m - 2·K - 1 [24] . 表 1 棒材与模具的换热系数 Table 1 Heat transfer coefficient between casting billet and molds 温度/ 益 空气热导率/ (W·m - 1·K - 1 ) 气缝宽度/ mm 换热系数/ (W·m - 2·K - 1 ) 100 0郾 0321 0郾 1683 190郾 75 300 0郾 0461 0郾 1293 356郾 58 500 0郾 0575 0郾 0903 636郾 87 700 0郾 0671 0郾 0513 1308郾 40 800 0郾 0717 0郾 0318 2255郾 80 900 0郾 0767 0郾 0123 2500郾 00 界面玉为液态铝与石墨芯管的接触面,同银 类似确定换热系数为 10000 ~ 20000 W·m - 2·K - 1 . 界面芋为银和铝的接触面,当铝处于液态时,换热 系数与界面玉相当. 铝凝固后,银、铝实现冶金结 合,界面换热系数很大,且随温度下降逐渐降低, 此处设为 4000 ~ 10000 W·m - 2·K - 1 . 界面郁为结 晶器水冷铜套与石墨外壁的结合面,该处采用热 装组合,模具采用高纯石墨,结合紧密,换热系数 设为 2500 W·m - 2·K - 1 [24] . 模型边界条件如下:图 3 中的边界 3、4 为热型 段下表面及热、冷铸型过渡段,该段采用石棉保温, 既不加热也不冷却,属于第二类边界条件,热流量为 零,设为绝热面. 图 3 中的边界 5 为热型下端面,温 度较高且无热源,属于第二类边界条件. 根据温度 设为辐射散热状态. 图 3 中的边界 6 为结晶器水冷 铜套外表面,与一次冷却水直接接触,属于第三类边 界条件,按计算值设定水冷条件. 图 3 中的边界 1、 9、8、2 均位于热型段中,同时受到加热与石棉保温 的作用,可调节加热功率维持温度稳定. 属于第一 类边界条件. 边界 9、1 分别设为银、铝的浇铸温度, 8、2 根据实验技术要求设置. 边界 10,边界 7 系列 (包括铜套下端面,石墨模具下端及铝、银下端及其 截面),直接与空气接触或远离结晶区,属于第三类 边界条件,设为空冷状态. 最后,中间剖面设为对称 面,完成边界条件设定. 1郾 3 换热系数的设定 1郾 3郾 1 水冷对流换热系数 根据实验所用的结晶器尺寸及冷却水流量,计 算水冷换热系数. 结晶器中,冷却水沿铜套外壁环 形狭缝通过,通过与铜套的对流换热冷却铸型. 该 狭缝水流属于非圆形管道对流换热,通过引入当量 直径 de,可用公式(3)计算[25] : h = Nuf·姿f de (3) 其中:de = 4A / P,A 为非圆管道的横截面积,m 2 ;P 为 湿周,m;姿f为水的导热系数;Nuf为努赛尔数. 1郾 3郾 2 其他表面空冷换热系数 连铸棒材出结晶器后,直接暴露在空气中,与空 气产生对流换热,温度较高时还伴随明显的辐射换 热. 其传热边界条件可表示为[15] : h = hc + hr (4) 式中:hc为对流换热系数,W·m - 2·K - 1 ;hr为辐射换 热系数,W·m - 2·K - 1 . hc = C(Gr·Pr) n m·姿·d - 1 (5) 式中:( Gr·Pr ) m 为 流 态 判 别 依 据, ( Gr·Pr ) m = g茁d 3驻Ta 淄 2 m ·Prm . g 为重力加速度; vm 为空气流速; 驻Ta为物件与空气温差;Gr 为格拉芙数;Pr 为普朗特 数;茁 为系数,值为温度倒数;d 为棒材直径;C、n 为 系数,C、n 由传热表面形状、位置及(Gr·Pr) m数值范 围查表获取. hr = C ( T ) 100 4 ·T - 1 (6) 式中: C 为辐射系数,W·m - 2·K - 4 ;T 为物体表面温 度,K. 1郾 4 立式连铸试验及复合材料界面分析 除了上述铜包铝复合材料的制备外,立式连铸 技术还广泛应用于钢材、铝、铜及其合金的连铸,尤 其是塑性成形性能较差的合金钢[26鄄鄄27] . 该方法制 备的材料尺寸精度高,组织均匀,性能稳定,是一种 重要的金属材料制备工艺. 对于界面层,主要通过光学显微镜、扫描电镜、 能谱分析对其厚度尺寸及其均匀性进行研究,观察 界面形态、界面相组成和元素分布,进而分析界面形 成过程[28] . 通常认为,界面层厚度越薄,越均匀,界 面结合效果越好. 界面层中的脆性相越少,界面强 度越高[16鄄鄄17] . 2 边界条件的实验验证 确保边界条件的准确对于提高模拟结果的可 靠性至关重要. 因此,在计算得出相关边界条件 后,有必要对部分重要条件进行物理模拟实验验 证. 由于各边界条件对结果的影响综合表现为铸 件的凝固、降温效果,且单独的边界条件难以直接 测量,故验证实验时直接使用与银包铝实验相同 的模具进行连铸实验. 该实验使用铝包覆铝锌合 金(两种金属的熔点差值与银铝两种金属接近)进 ·636·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 .637. 行连铸，同时采用与试验完全相同的条件进行模 4(b)所示. 拟实验，对模具的温度变化进行监测.并且，将实 若芯部金属的凝固界面在芯管出口以上，已凝 际测量结果、连铸所得实验样品与模拟结果对比， 固的芯部金属会堵塞芯部金属液出口，使其难以连 当实验结果与模拟结果各项指标均吻合时，即可 续填充到包覆层管内或根本无法填充.若芯部铝锌 证实模拟条件的准确性 合金的凝固界面在芯管出口下部太低的位置（图5 通过进行铝包铝锌合金的连铸模拟，进行多组 (a),芯部金属填充会比较顺畅，但芯部金属液与 参数组合模拟后，选取了以下三组有代表性的模拟 包覆层接触时间、长度均会增加，容易熔蚀包覆层， 结果进行验证，其工艺参数如表2所示.图4所示 乃至熔穿包覆层.只有当两种金属的固液界面位置 为I组模拟计算和实验结果 均适宜时（图5(b)),即铝锌凝固界面在芯棒管出 表2验证实验中的工艺参数选择 口下一定位置时，才会得到良好的复合效果，实际如 Table 2 Process parameters of the validation experiment 图6所示. 凝固率% 冷却水 连铸 芯管 合金 温度℃ 温废℃ 凝固率% 铝连铸 (a) (b) 组别 流量/ 速度/ 长度/ 连铸 温度/℃ (L.h-1)(mm-min-1) mm 温度/℃ 813 700 I 300 30 40 720 600 300 吃 30 720 600 Ⅲ 300 45 30 720 600 温度/℃ 凝固率/% a b) 700 图5模拟结果.(a)Ⅲ组：(b)Ⅱ组 Fig.5 Simulation results:(a）groupⅢ；(b)groupⅡ 此外，实验中还测量了三处关键位置的温度， 具体位置如图2中a、b、c三点，并与模拟结果对 比，从而将模型与实际情况进行定量比较，结果如 表3所示. 上述a点温度为铝的熔化温度，b点温度为铝 的连铸温度，是试验中主要调控的温度，数据显 示，各组试验中两处温度匹配良好.℃点温度为芯 管出口处温度，因为模具尺寸限制，测温点选择靠 模具表面，测温准确性受到一定影响，该组数值作 图4I组实验.(a)模拟结果：(b)实验结果 为参考.经三组实验验证，此模型的各组边界条件 Fig.4 Group I experiment:(a)simulation results:(b)experi- 是合理的 mental results 3银包铝连铸复合过程的有限元数值模拟 图4(a)所示为连铸复合成形过程中，锌合金 的凝固位置刚好位于芯管出口附近的情况，在此 3.1模拟工艺参数 工艺条件下，合金处于半凝固状态，流动性和补缩 在连铸实验中影响温度场的工艺参数较多， 能力很差.此时芯部的金属填充不顺畅，充填难以 需要着重考察的包括：银、铝的熔炼温度，连铸速 密实，凝固收缩后形成明显的孔洞，实际结果如图 度，冷却水流量和芯管长度.为了提高计算效率
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 行连铸,同时采用与试验完全相同的条件进行模 拟实验,对模具的温度变化进行监测. 并且,将实 际测量结果、连铸所得实验样品与模拟结果对比, 当实验结果与模拟结果各项指标均吻合时,即可 证实模拟条件的准确性. 通过进行铝包铝锌合金的连铸模拟,进行多组 参数组合模拟后,选取了以下三组有代表性的模拟 结果进行验证,其工艺参数如表 2 所示. 图 4 所示 为玉组模拟计算和实验结果. 表 2 验证实验中的工艺参数选择 Table 2 Process parameters of the validation experiment 组别 冷却水 流量/ (L·h - 1 ) 连铸 速度/ (mm·min - 1 ) 芯管 长度/ mm 铝连铸 温度/ 益 合金 连铸 温度/ 益 玉 300 30 40 720 600 域 300 30 30 720 600 芋 300 45 30 720 600 图 4 玉组实验. (a) 模拟结果; (b) 实验结果 Fig. 4 Group 玉 experiment: ( a) simulation results; ( b) experi鄄 mental results 图 4( a) 所示为连铸复合成形过程中,锌合金 的凝固位置刚好位于芯管出口附近的情况,在此 工艺条件下,合金处于半凝固状态,流动性和补缩 能力很差. 此时芯部的金属填充不顺畅,充填难以 密实,凝固收缩后形成明显的孔洞,实际结果如图 4( b)所示. 若芯部金属的凝固界面在芯管出口以上,已凝 固的芯部金属会堵塞芯部金属液出口,使其难以连 续填充到包覆层管内或根本无法填充. 若芯部铝锌 合金的凝固界面在芯管出口下部太低的位置(图 5 (a)),芯部金属填充会比较顺畅,但芯部金属液与 包覆层接触时间、长度均会增加,容易熔蚀包覆层, 乃至熔穿包覆层. 只有当两种金属的固液界面位置 均适宜时(图 5( b)),即铝锌凝固界面在芯棒管出 口下一定位置时,才会得到良好的复合效果,实际如 图 6 所示. 图 5 模拟结果. (a) 芋组; (b) 域组 Fig. 5 Simulation results: (a) group 芋; (b) group 域 此外,实验中还测量了三处关键位置的温度, 具体位置如图 2 中 a、b、c 三点,并与模拟结果对 比,从而将模型与实际情况进行定量比较,结果如 表 3 所示. 上述 a 点温度为铝的熔化温度,b 点温度为铝 的连铸温度,是试验中主要调控的温度,数据显 示,各组试验中两处温度匹配良好. c 点温度为芯 管出口处温度,因为模具尺寸限制,测温点选择靠 模具表面,测温准确性受到一定影响,该组数值作 为参考. 经三组实验验证,此模型的各组边界条件 是合理的. 3 银包铝连铸复合过程的有限元数值模拟 3郾 1 模拟工艺参数 在连铸实验中影响温度场的工艺参数较多, 需要着重考察的包括:银、铝的熔炼温度,连铸速 度,冷却水流量和芯管长度. 为了提高计算效率, ·637·
.638· 工程科学学报，第41卷，第5期 图6Ⅱ组实验结果.(a)外表面：(b)纵截面：（©）横截面 Fig.6 Experimental results of groupⅡ：(a）extemal surface；(b)longitudinal section;(c）cross section 表3三组测试点模拟与实测温度比较 根据前期预实验及对以往的连铸实验总结的经验， Table 3 Comparison of the simulated/measured temperatures of the test 金属的熔炼温度通常比其熔点高200~300℃，连铸 points 速度在30~60 mm.min-':冷却水流量由计算获得； a点温度 b点温度 c点温度（实测/ 组别 芯管长度在30mm左右.总结前期模拟结果，实验 (实测/模拟)/℃（实测/模拟）/℃ 模拟)/℃ 选择一组相对较好的工艺参数为基础，控制一组变 850/850 762/760 471/470 量进行模拟，分析各个连铸参数对实验结果的影响. 820/820 752760 449/431 基础参数为：冷却水流量300L·h1,连铸速度 3 810/820 745/750 483/420 45 mm.min-1,芯管长度30mm,银熔化温度1250℃， 对工艺参数的取值进行了合理精简，即对影响可能 铝熔化温度800℃.具体每组实验的工艺参数设计 比较显著的参数取5个不同的值，其他参数取3个 如表4. 表4各组实验的工艺参数 Table 4 Experimental parameters of every group 冷却水流量， 连铸速度 芯管长度 银熔化温度， 铝熔化温度， 组别 w/(L-h-1) x/(mm'min"） 1/mm T,/℃ T2/℃ A 300 45 20.25,30.35,40 1250 800 300 15,30.45.60.75 吃 1250 800 200.250.300.350,400 5 名 1250 800 D 300 45 30 1250 700,800,900 E 300 45 30 1175,1200.1225,1250,1270 800 3.2连铸状态参数 面在芯管出口以上，银熔液在芯管外侧凝固，数值越 为了定量分析工艺参数对连铸复合过程的影 大，越有利于银包覆层成形，实验成功率越大，但过 响，特选取了模型中以下几个状态参数进行分析，如 大时凝固的银层与石墨模具接触摩擦距离长，影响 图7所示.其中： 表面的质量；当L,为负值时，银层无法成形，实验失 1)银的凝固固液界面距芯管出口距离，L,mm, 败.当L,为正值时，表示铝熔液流出芯管，在芯管口 芯管口以下为负； 下的银包覆层内凝固，数值越大，越有利于铝芯连铸 2)铝的凝固固液界面距芯管出口距离，L2,mm, 成形，但过大时银管与铝液接触的时间增加，界面反 芯管口以上为负； 应加剧，界面层厚度增大；当L为负值时，会出现严 3)银的固液界面距银熔液入口的距离，L3,mm: 重的冷隔及缩孔现象，实验难以顺利进行.L,反映 4)银熔点与芯管出口处铝熔液温度之差， 银熔液固液界面与铸型入口的距离，其值过小则包 △T,℃； 覆层管连铸时阻力过大：其值过大则包覆层金属液 5)银包覆层与液态铝接触的时间，t,s 对芯部金属加热影响增大，导致芯部金属温度过高， L,和L,是影响连铸复合过程能否顺利进行和复 界面反应不易控制.△T主要会影响银、铝界面的质 合质量的状态参数.当L,为正值时，表示银固液界 量.当两金属在高温下接触时会发生互扩散，形成
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 图 6 域组实验结果. (a) 外表面; (b) 纵截面; (c) 横截面 Fig. 6 Experimental results of group 域: (a) external surface; (b) longitudinal section; (c) cross section 表 3 三组测试点模拟与实测温度比较 Table 3 Comparison of the simulated / measured temperatures of the test points 组别 a 点温度 (实测/ 模拟) / 益 b 点温度 (实测/ 模拟) / 益 c 点温度(实测/ 模拟) / 益 1 850 / 850 762 / 760 471 / 470 2 820 / 820 752 / 760 449 / 431 3 810 / 820 745 / 750 483 / 420 对工艺参数的取值进行了合理精简,即对影响可能 比较显著的参数取 5 个不同的值,其他参数取 3 个. 根据前期预实验及对以往的连铸实验总结的经验, 金属的熔炼温度通常比其熔点高200 ~ 300 益 ,连铸 速度在 30 ~ 60 mm·min - 1 ;冷却水流量由计算获得; 芯管长度在 30 mm 左右. 总结前期模拟结果,实验 选择一组相对较好的工艺参数为基础,控制一组变 量进行模拟,分析各个连铸参数对实验结果的影响. 基础参数为: 冷却水流量 300 L·h - 1 , 连 铸 速 度 45 mm·min - 1 ,芯管长度 30 mm,银熔化温度1250 益 , 铝熔化温度 800 益 . 具体每组实验的工艺参数设计 如表 4. 表 4 各组实验的工艺参数 Table 4 Experimental parameters of every group 组别 冷却水流量, w/ (L·h - 1 ) 连铸速度, v/ (mm·min - 1 ) 芯管长度, l / mm 银熔化温度, T1 / 益 铝熔化温度, T2 / 益 A 300 45 20,25,30,35,40 1250 800 B 300 15,30,45,60,75 30 1250 800 C 200,250,300,350,400 45 30 1250 800 D 300 45 30 1250 700,800,900 E 300 45 30 1175,1200,1225,1250,1270 800 3郾 2 连铸状态参数 为了定量分析工艺参数对连铸复合过程的影 响,特选取了模型中以下几个状态参数进行分析,如 图 7 所示. 其中: 1)银的凝固固液界面距芯管出口距离,L1 ,mm, 芯管口以下为负; 2)铝的凝固固液界面距芯管出口距离,L2 ,mm, 芯管口以上为负; 3)银的固液界面距银熔液入口的距离,L3 ,mm; 4) 银 熔 点 与 芯 管 出 口 处 铝 熔 液 温 度 之 差, 驻T,益 ; 5)银包覆层与液态铝接触的时间,t,s. L1和 L2是影响连铸复合过程能否顺利进行和复 合质量的状态参数. 当 L1为正值时,表示银固液界 面在芯管出口以上,银熔液在芯管外侧凝固,数值越 大,越有利于银包覆层成形,实验成功率越大,但过 大时凝固的银层与石墨模具接触摩擦距离长,影响 表面的质量;当 L1为负值时,银层无法成形,实验失 败. 当 L2为正值时,表示铝熔液流出芯管,在芯管口 下的银包覆层内凝固,数值越大,越有利于铝芯连铸 成形,但过大时银管与铝液接触的时间增加,界面反 应加剧,界面层厚度增大;当 L2为负值时,会出现严 重的冷隔及缩孔现象,实验难以顺利进行. L3 反映 银熔液固液界面与铸型入口的距离,其值过小则包 覆层管连铸时阻力过大;其值过大则包覆层金属液 对芯部金属加热影响增大,导致芯部金属温度过高, 界面反应不易控制. 驻T 主要会影响银、铝界面的质 量. 当两金属在高温下接触时会发生互扩散,形成 ·638·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 ·639· 温度℃ 凝固率/% 定厚度的界面层.适当厚度的界面层是良好界面 强度的保证.影响扩散程度的因素是温度和时间. △T主要决定扩散的温度.△T过大，界面互扩散严 重，界面层厚度大，其性能下降；△T过小，界面结合 强度不足.t反映液态铝与银层接触时间，即决定扩 散的时间，控制t值大小，有利于得到合适的界面层 厚度. 3.3实验模拟结果与分析 表4所示各组制备参数对各状态参数的影响如 表5所示. 3.3.1连铸速度的影响 根据表5和图8所示，其他工艺参数一定时，随 着连铸速度的增大，银的固液界面到芯管出口距离 L,逐渐减小，铝的固液界面距出口距离L,逐渐增大， 变化与拉坯速度大致呈一次线性关系)，且L的速 率明显比L,大.相似地，△T随的增加而减小，也 图7模拟结果状态参数 呈一次线性关系 Fig.7 State parameters of the simulation results 因此，各数值关系拟合结果为： 表5银包铝连铸复合模拟结果 Table 5 Simulation results of the continuous casting of SCA 实验 参数 模拟结果 组别 编号 名称 数值 L/mm L/mm La/mm t/s △T/℃ 1 20 1.5 31.4 18.5 42 61 2 25 17 13.5 P 18 211 3 芯管长度/mm 30 22 6.5 8 8.7 259 4 35 27.5 -1 7.5 311 5 40 32.5 -5 7.5 354 15 24 6 4 287 7 30 23 4 1 8 272 8 连铸速度/(mm.min"1) 22 6.5 8 8.7 259 9 60 21.5 8.5 8.5 8.5 248 10 15 20.5 11.4 9.5 9.12 234 11 200 3 1 8 9.3 256 白 250 22 > 8 9.3 257 13 冷却水流量/(Lh) 300 22 6.5 8 8.7 2 14 350 22.5 6 7.5 8 260 15 400 22.5 7.5 8 260 16 700 22 6.2 8 8.3 261 17 铝熔化温度/℃ 800 22 6.5 8.7 259 18 900 22 6.8 8.7 257 19 1175 40 2.7 2战 20 1200 26 4 5.4 275 21 银熔化温度/℃ 1225 24 6 6.7 268 22 1250 22 6.5 8 8.7 259 23 1275 21 9 9.3 255
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 图 7 模拟结果状态参数 Fig. 7 State parameters of the simulation results 一定厚度的界面层. 适当厚度的界面层是良好界面 强度的保证. 影响扩散程度的因素是温度和时间. 驻T 主要决定扩散的温度. 驻T 过大,界面互扩散严 重,界面层厚度大,其性能下降;驻T 过小,界面结合 强度不足. t 反映液态铝与银层接触时间,即决定扩 散的时间,控制 t 值大小,有利于得到合适的界面层 厚度. 3郾 3 实验模拟结果与分析 表 4 所示各组制备参数对各状态参数的影响如 表 5 所示. 3郾 3郾 1 连铸速度的影响 根据表 5 和图 8 所示,其他工艺参数一定时,随 着连铸速度的增大,银的固液界面到芯管出口距离 L1逐渐减小,铝的固液界面距出口距离 L2逐渐增大, 变化与拉坯速度大致呈一次线性关系[14] ,且 L2的速 率明显比 L1大. 相似地,驻T 随 v 的增加而减小,也 呈一次线性关系. 因此,各数值关系拟合结果为: 表 5 银包铝连铸复合模拟结果 Table 5 Simulation results of the continuous casting of SCA 组别 实验 编号 参数 模拟结果 名称 数值 L1 / mm L2 / mm L3 / mm t / s 驻T / 益 1 20 1郾 5 31郾 4 18郾 5 42 61 2 25 17 13郾 5 8 18 211 A 3 芯管长度/ mm 30 22 6郾 5 8 8郾 7 259 4 35 27郾 5 - 1 7郾 5 — 311 5 40 32郾 5 - 5 7郾 5 — 354 6 15 24 1 6 4 287 7 30 23 4 7 8 272 B 8 连铸速度/ (mm·min - 1 ) 45 22 6郾 5 8 8郾 7 259 9 60 21郾 5 8郾 5 8郾 5 8郾 5 248 10 75 20郾 5 11郾 4 9郾 5 9郾 12 234 11 200 22 7 8 9郾 3 256 12 250 22 7 8 9郾 3 257 C 13 冷却水流量/ (L·h - 1 ) 300 22 6郾 5 8 8郾 7 259 14 350 22郾 5 6 7郾 5 8 260 15 400 22郾 5 6 7郾 5 8 260 16 700 22 6郾 2 8 8郾 3 261 D 17 铝熔化温度/ 益 800 22 6郾 5 8 8郾 7 259 18 900 22 6郾 8 8 8郾 7 257 19 1175 40 2 - 2郾 7 284 20 1200 26 4 4 5郾 4 275 E 21 银熔化温度/ 益 1225 24 5 6 6郾 7 268 22 1250 22 6郾 5 8 8郾 7 259 23 1275 21 7 9 9郾 3 255 ·639·
.640. 工程科学学报，第41卷，第5期 25 310 400 b 2 300 目1s 230 050 200月 岳10 0 5 以 100 240 5 230 102030405060 70 80 20 25 30 连铸速度/mm·min-) 芯管长度/mm 261 22(c)— 40d 284 20 260 35 280 18 259 30 276 16 258 ./LV 22 20 268月 出12 257 15 264 10 10 260 8 256 5 256 55 J252 150200250300350400 450 1150117512001225125012751300 冷却水流量.·h) 银熔化温度℃ 图8不同工艺参数下的模拟结果.(a)连铸速度：(b)芯管长度：(c)冷却水流量：(d)银熔化温度 Fig.8 Simulation results:(a)withdrawing speeds;(b)lengths of the mandrel tube;(c)flow rates of cooling water;(d)silver melting tempera- tures L1=-0.057w+24.75 (7) 不连续，导致芯部铝产生明显的冷隔（图10(a)). L2=0.17m-1.31 (8) 从图8(b)可以看出，芯管长度对多项指标均有比较 △T=-0.87m+299 (9) 显著的影响. 为了提高实验的成功率及成品质量，通常需选 根据表5数据，拟合线性段可以得出： 择较大的L,及适当的L,并保证一定的△T值.各状 L1=1.04l-9.05 (10) 态参数均有一定的期望值，结合本实验中银包铝棒 L2=-1.26l+44.45 (11) 材的尺寸大小及质量要求，设定L,的期望值为 △T=9.62l-28.9 (12) l5mm以上；L,的期望值为7mm,允许上偏差3mm, 同样依据以上拟合结果和状态参数，计算得出 下偏差2mm.△T的期望值为150℃以上.依据拟 在本文条件下，可行的芯管长度为27~31mm,最佳 合结果和各状态参数的对应关系，计算在本文条件 长度约为30mm. 下的可行连铸速度为37~67 mm.min-1,最佳速度 3.3.3铸造温度、冷却水的影响 约为48mm·min-l.当连铸速度减小时，温度场上 包覆层金属的铸造温度对其固液界面位置参数 移，固液界面升高，芯部金属填充困难，速度过快，温 L,和△T均有一定的影响.随着包覆层金属液铸造 度场下移，易使外层金属熔蚀（如图9所示） 温度的升高，管坯固液界面的位置逐渐移向结晶器 3.3.2芯管长度的影响 出口，当凝固界面位于导流管底端以下时则会与芯 芯管长度的变化，主要改变了芯管出口处双金 部金属发生混合，形成合金，不能得到复合材料；而 属的接触温度、接触时间，并直接改变了固液界面的 如果金属液温度太低则无法顺利流入结晶器内、或 相对位置.当芯管长度太短时，由于内金属液与外 者拉坯阻力过大.芯部熔液温度过高可能造成界面 管接触时的温度均较高，时间较长，使得银铝界面反 反应严重，甚至包覆层熔穿的问题：而温度过低则容 应较强烈（图10（©）).此外，芯管长度短，银包覆层 易造成芯部金属在芯管中已凝固导流管堵塞，难以 冷却强度不足，不易成形，对固液界面控制要求高 实现连续复合. 而当芯管长度过长时，芯棒受冷却强度大，铝芯的固 根据表5数据对银铸造温度(T)影响的拟合结 液界面移至芯管出口以内，芯部金属液的填充变得 果为：
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 图 8 不同工艺参数下的模拟结果. (a) 连铸速度; (b) 芯管长度; (c) 冷却水流量; (d) 银熔化温度 Fig. 8 Simulation results: (a) withdrawing speeds; (b) lengths of the mandrel tube; (c) flow rates of cooling water; (d) silver melting tempera鄄 tures L1 = - 0郾 057v + 24郾 75 (7) L2 = 0郾 17v - 1郾 31 (8) 驻T = - 0郾 87v + 299 (9) 为了提高实验的成功率及成品质量,通常需选 择较大的 L1及适当的 L2并保证一定的 驻T 值. 各状 态参数均有一定的期望值,结合本实验中银包铝棒 材的尺寸大小及质量要求, 设定 L1 的期望值为 15 mm以上;L2的期望值为 7 mm,允许上偏差 3 mm, 下偏差 2 mm. 驻T 的期望值为 150 益 以上. 依据拟 合结果和各状态参数的对应关系,计算在本文条件 下的可行连铸速度为 37 ~ 67 mm·min - 1 ,最佳速度 约为 48 mm·min - 1 . 当连铸速度减小时,温度场上 移,固液界面升高,芯部金属填充困难,速度过快,温 度场下移,易使外层金属熔蚀(如图 9 所示). 3郾 3郾 2 芯管长度的影响 芯管长度的变化,主要改变了芯管出口处双金 属的接触温度、接触时间,并直接改变了固液界面的 相对位置. 当芯管长度太短时,由于内金属液与外 管接触时的温度均较高,时间较长,使得银铝界面反 应较强烈(图 10(c)). 此外,芯管长度短,银包覆层 冷却强度不足,不易成形,对固液界面控制要求高. 而当芯管长度过长时,芯棒受冷却强度大,铝芯的固 液界面移至芯管出口以内,芯部金属液的填充变得 不连续,导致芯部铝产生明显的冷隔(图 10( a)). 从图 8(b)可以看出,芯管长度对多项指标均有比较 显著的影响. 根据表 5 数据,拟合线性段可以得出: L1 = 1郾 04l - 9郾 05 (10) L2 = - 1郾 26l + 44郾 45 (11) 驻T = 9郾 62l - 28郾 9 (12) 同样依据以上拟合结果和状态参数,计算得出 在本文条件下,可行的芯管长度为 27 ~ 31 mm,最佳 长度约为 30 mm. 3郾 3郾 3 铸造温度、冷却水的影响 包覆层金属的铸造温度对其固液界面位置参数 L1和 驻T 均有一定的影响. 随着包覆层金属液铸造 温度的升高,管坯固液界面的位置逐渐移向结晶器 出口,当凝固界面位于导流管底端以下时则会与芯 部金属发生混合,形成合金,不能得到复合材料;而 如果金属液温度太低则无法顺利流入结晶器内、或 者拉坯阻力过大. 芯部熔液温度过高可能造成界面 反应严重,甚至包覆层熔穿的问题;而温度过低则容 易造成芯部金属在芯管中已凝固导流管堵塞,难以 实现连续复合. 根据表 5 数据对银铸造温度(T)影响的拟合结 果为: ·640·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 ·641· 温度℃ 凝固率% 温度/℃ 凝固率% 温度T 凝固率% a (b) 1168 168 1168 1004 1004 1004 图9不同连铸速度下的温度场.(a)15 mm-min-:(b)45 mm-min-l:(c)75 mm-min! Fig.9 Temperature fields at different casting speeds:(a)15 mm-min;(b)45 mm'min;(c)75 mm.min 温度℃ 凝固率/% 温度℃ 凝固率/% 温度℃ 凝固率% (a) b (c) 168 1168 168 1004 14 76 图10不同芯管长度下的温度场.(a)25mm:(b)30mm:(c)45mm Fig.10 Temperature fields at different lengths of the mandrel tube:(a)25 mm:(b)30 mm:(c)45 mm L1=-0.168T+232.4 (13) 相对于前几组参数，冷却水在常用的流量范围 L,=0.05T-56.35 (14) 内对连铸时双金属的固液界面位置影响均较小.这 △T=-0.13T+242 (15) 是因为本实验模拟的棒材尺寸小，很小的冷却强度 同理可知，可行的银铸造温度为1227~1327℃，最 就能满足连铸要求，只有当冷却强度降到更低时，才 佳温度为1267℃. 会因为冷却强度不足使界面明显下移.所以实验 从模拟结果来看，相对于银铸造温度，在一定温 时，可以适当的选择一次冷却水流量.并且不建议 度范围内，铝铸造温度对于结果影响很小.这是由 通过调整冷却水流量来改变温度场，具体调整可以 于本实验的复合棒材不但几何形状尺寸小而且银热 通过上述其他工艺参数的改变实现. 导率大，双金属的热影响区相互影响效应明显.这 综合以上分析，制备外径20mm、包覆层厚度 样，高温的包覆银层通过热传导会迅速改变附近温 3mm的银包铝复合棒材的合理工艺参数范围是：芯 度场，成为影响整个温度场变化的主导型因素 管长度30mm,连铸速度37~67 mm-min-1,银的铸
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 图 9 不同连铸速度下的温度场. (a) 15 mm·min - 1 ; (b) 45 mm·min - 1 ; (c) 75 mm·min - 1 Fig. 9 Temperature fields at different casting speeds: (a) 15 mm·min - 1 ; (b) 45 mm·min - 1 ; (c) 75 mm·min - 1 图 10 不同芯管长度下的温度场. (a) 25 mm; (b) 30 mm; (c) 45 mm Fig. 10 Temperature fields at different lengths of the mandrel tube: (a) 25 mm; (b) 30 mm; (c) 45 mm L1 = - 0郾 168T + 232郾 4 (13) L2 = 0郾 05T - 56郾 35 (14) 驻T = - 0郾 13T + 242 (15) 同理可知,可行的银铸造温度为1227 ~1327 益,最 佳温度为 1267 益 . 从模拟结果来看,相对于银铸造温度,在一定温 度范围内,铝铸造温度对于结果影响很小. 这是由 于本实验的复合棒材不但几何形状尺寸小而且银热 导率大,双金属的热影响区相互影响效应明显. 这 样,高温的包覆银层通过热传导会迅速改变附近温 度场,成为影响整个温度场变化的主导型因素. 相对于前几组参数,冷却水在常用的流量范围 内对连铸时双金属的固液界面位置影响均较小. 这 是因为本实验模拟的棒材尺寸小,很小的冷却强度 就能满足连铸要求,只有当冷却强度降到更低时,才 会因为冷却强度不足使界面明显下移. 所以实验 时,可以适当的选择一次冷却水流量. 并且不建议 通过调整冷却水流量来改变温度场,具体调整可以 通过上述其他工艺参数的改变实现. 综合以上分析,制备外径 20 mm、包覆层厚度 3 mm的银包铝复合棒材的合理工艺参数范围是:芯 管长度 30 mm,连铸速度 37 ~ 67 mm·min - 1 ,银的铸 ·641·
.642. 工程科学学报，第41卷，第5期 造温度1225~1325℃，铝的铸造温度800℃，冷却 即在芯管长度30mm,连铸速度45mm·min-1,银的 水流量为300L·h1左右.根据连铸工艺参数在合 铸造温度1250~1280℃，铝的铸造温度800℃，冷 理范围内的变动对结果影响程度的大小，应首先调 却水300Lh1的参数下进行连铸，成功制备出表面 整芯管的长度，当芯管长度一定时，连铸速度是所有 光亮、银铝界面复合状态良好、直径为20mm银包铝 工艺参数中最重要的因素：其次是银的连铸温度，在 棒材，如图11.其中(c)为芯部铝的组织图，在该条 一定范围内铝的连铸温度、冷却水对结果的影响很 件下，铝晶粒大小较为均匀，约为20~40m.图11 小.在实验调控时，应优先调节连铸速度，再依次按 ()为外层银的组织图，其棒材横截面组织晶粒较 上述顺序调整以获得良好的参数组合 大，可以直接观察.(e)为两金属界面层，在过氧化 3.4银包铝连铸复合实验及界面特性分析 氢与氨水混合液腐蚀下，铝侧晶界可见，银侧可见晶 根据模拟结果，设计了动态温度下的连铸实验， 粒内组织 20 mm 5 mm 04m 图11银包铝图片.(a)外表面；(b)截面：(c)铝组织：(d)银组织；(c)界面 Fig.11 Picture of SCA:(a)external surface;(b)sectional view;(c)aluminum structure;(d)silver structure;(e)interface layer 观察发现，在此工艺条件下，银和铝之间的界面 分数在84%~88%（点5~7），在铝侧一定范围内 宽度在20μm左右，随着银铸造温度的升高，界面厚 依然存在20%~50%的银（点10~12）.分析认为， 度略有增加.在银的一侧，界面较为平直，而在铝的 银中的铝来源于高温下铝在固态银中的扩散，界面 一侧当温度较高时出现凸起结构（图12(a)),这种 层主要由银铝反应生成中间化合物组成而不是固溶 凸起也经常出现在其他材料的复合连铸中.表6中 体，所以成分相对稳定且与银、铝基体在成分组成上 列出了图12给出的三种条件下界面上各12个点连 有突变.高温下的凸起结构则是因为连铸温度高， 续能谱扫描的Ag、A1质量分数数据.从表6中可以 固液界面下移，中间化合物逐渐溶于液态铝中，形成 看出，在银一侧，银的含量很大（表6点1~3），且存 大块与界面相连的凸起.此外，银的熔蚀与扩散也 在极少量的铝，在界面层中银铝含量稳定，银的质量 是铝中银的主要来源之一
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 造温度 1225 ~ 1325 益 ,铝的铸造温度 800 益 ,冷却 水流量为 300 L·h - 1左右. 根据连铸工艺参数在合 理范围内的变动对结果影响程度的大小,应首先调 整芯管的长度,当芯管长度一定时,连铸速度是所有 工艺参数中最重要的因素;其次是银的连铸温度,在 一定范围内铝的连铸温度、冷却水对结果的影响很 小. 在实验调控时,应优先调节连铸速度,再依次按 上述顺序调整以获得良好的参数组合. 3郾 4 银包铝连铸复合实验及界面特性分析 根据模拟结果,设计了动态温度下的连铸实验, 即在芯管长度 30 mm,连铸速度 45 mm·min - 1 ,银的 铸造温度 1250 ~ 1280 益 ,铝的铸造温度 800 益 ,冷 却水 300 L·h - 1的参数下进行连铸,成功制备出表面 光亮、银铝界面复合状态良好、直径为 20 mm 银包铝 棒材,如图 11. 其中(c)为芯部铝的组织图,在该条 件下,铝晶粒大小较为均匀,约为 20 ~ 40 滋m. 图 11 (d)为外层银的组织图,其棒材横截面组织晶粒较 大,可以直接观察. ( e)为两金属界面层,在过氧化 氢与氨水混合液腐蚀下,铝侧晶界可见,银侧可见晶 粒内组织. 图 11 银包铝图片. (a) 外表面; (b) 截面; (c) 铝组织; (d) 银组织; (e) 界面 Fig. 11 Picture of SCA: (a) external surface; (b) sectional view; (c) aluminum structure; (d) silver structure; (e) interface layer 观察发现,在此工艺条件下,银和铝之间的界面 宽度在 20 滋m 左右,随着银铸造温度的升高,界面厚 度略有增加. 在银的一侧,界面较为平直,而在铝的 一侧当温度较高时出现凸起结构(图 12( a)),这种 凸起也经常出现在其他材料的复合连铸中. 表 6 中 列出了图 12 给出的三种条件下界面上各 12 个点连 续能谱扫描的 Ag、Al 质量分数数据. 从表 6 中可以 看出,在银一侧,银的含量很大(表 6 点 1 ~ 3),且存 在极少量的铝,在界面层中银铝含量稳定,银的质量 分数在 84% ~ 88% (点 5 ~ 7),在铝侧一定范围内 依然存在 20% ~ 50% 的银(点 10 ~ 12). 分析认为, 银中的铝来源于高温下铝在固态银中的扩散,界面 层主要由银铝反应生成中间化合物组成而不是固溶 体,所以成分相对稳定且与银、铝基体在成分组成上 有突变. 高温下的凸起结构则是因为连铸温度高, 固液界面下移,中间化合物逐渐溶于液态铝中,形成 大块与界面相连的凸起. 此外,银的熔蚀与扩散也 是铝中银的主要来源之一. ·642·
