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    冷軋銅-鋁復合帶翹曲變形研究

    2021-09-25 11:53:36李曉青魏立群徐星星
    上海金屬 2021年5期
    關鍵詞:銅帶曲率塑性

    李曉青 魏立群 付 斌 徐星星

    (上海應用技術大學材料科學與工程學院,上海 201418)

    近年來,傳統(tǒng)的單組元材料已很難滿足機械零件越來越苛刻的服役條件。金屬基復合材料是一種新型材料,其性能優(yōu)于單一組元的傳統(tǒng)材料。銅-鋁復合材料是金屬基復合材料之一,兼具銅的高導電、導熱性能和鋁的耐蝕、質輕等特點[1-2],已廣泛應用于電力電子、機械制造、汽車等領域,包括銅包鋁電纜、散熱翅片、電子封裝件等。目前,生產銅-鋁復合材料的方法有軋制、爆炸、擴散焊接、擠壓等[3-4],軋制法具有操作簡單、生產成本低、周期短等優(yōu)點。

    目前關于銅-鋁復合材料的軋制工藝及性能已有較多的研究。Hosseini等[5]在冷、溫兩種條件下對雙層銅合金帶材進行軋制復合,研究了壓下量和軋制溫度對帶材粘結強度的影響;Jeon等[6]研究了Al-Cu帶材的冷軋工藝,并通過有限元模擬得出了結合界面摩擦因數的取值范圍;Manesh等[7]研究了摩擦因數、厚度比及軋制速率對Al-St-Al復合材料結合強度的影響;Khaledi等[8]根據塑性變形理論建立了界面粘結的有限元模型,為判斷界面的粘結強度提供了依據;余望等[9]研究了異步軋制時軋件的彎曲變形規(guī)律,并提出了相應的控制方法;韓曉鎧[10]對不銹鋼復合材料異步成形工件的翹曲進行了理論分析和試驗驗證;宋浩等[11]通過有限元模擬對不銹鋼-碳鋼復合板的矯直過程進行了動態(tài)分析,研究了矯直過程中復合板應力、應變的變化規(guī)律;馬江澤等[12]研究了壓下率和異步速比對不銹鋼-碳鋼復合板平直度的影響;金賀榮等[13]采用MSC.MARC軟件建立了不銹鋼復合板熱軋成形三維熱力耦合有限元模型,研究了壓下量和變形溫度對碳鋼和不銹鋼層變形的影響,建立了組元變形量與壓下量之間的關系式,可用于確定不銹鋼-碳鋼層的厚度比。

    冷軋后銅-鋁復合帶的翹曲程度影響其成材率。為研究冷軋過程中銅-鋁復合帶的翹曲變形規(guī)律,借助MSC.MARC有限元軟件模擬了銅-鋁復合帶的冷軋過程,分析了道次壓下率、銅帶與鋁帶厚度比、軋制速率對復合帶翹曲變形的影響,并在二輥冷軋機上進行了銅-鋁復合帶的冷軋試驗。最后根據有限元模擬和試驗結果確定了銅-鋁復合帶的最佳冷軋工藝,可供實際生產參考。

    1 有限元模型與曲率計算

    1.1 有限元模型的建立

    研究用復層材料為純銅(TP2),基層材料為純鋁(1060)。考慮到軋制條件與厚度參數不對稱,采用MSC.MARC有限元軟件建立了冷軋銅-鋁復合帶的二維模型,如圖1所示。原材料的尺寸和軋制工藝參數見表1,研究用銅帶和鋁帶的力學和物理性能見表2。為反映實際情況,將試驗獲得的TP2純銅、1060純鋁的應力-應變曲線輸入MSC.MARC軟件。上、下軋輥定義為剛性輥,且上輥與復層、基層與下輥之間均存在庫倫摩擦,設定軋輥與材料表層之間的摩擦因數μ1為0.15,基層與復層之間設置為粘結狀態(tài)。為保證冷軋過程的順利進行,冷軋銅-鋁復合帶的有限元模擬[14]還應滿足以下假設:(1)軋輥為剛性體,在軋制過程中不變形。(2)材料服從Mises屈服準則,變形服從Levy-Mises流動法則。(3)銅材和鋁材均各向同性。(4)忽略材料內缺陷等對軋制結果的影響。(5)材料的變形遵循體積不變原理。

    圖1 冷軋銅-鋁復合帶的二維模型Fig.1 2-D model for cold rolling copper-aluminum composite strip

    表1 原材料尺寸及軋制工藝參數Table 1 Size and rolling process parameters of the raw materials

    表2 原材料的力學和物理性能Table 2 Mechanical and physical properties of the raw materials

    1.2 曲率計算公式

    按曲率來評定銅-鋁復合帶出軋輥時的翹曲程度,采用Anders等[15]提出的簡化公式計算復合帶的曲率。圖2(a)為冷軋過程中銅-鋁復合帶的翹曲變形示意圖;圖2(b)為計算曲率的示意圖。根據圖2(b),在銅鋁復合帶上任意選取A、B、C 3點,分別確定線段AB和BC的中點P1、P2,通過P1、P2的垂線交點為O,根據O點坐標可計算銅-鋁復合帶上選定3個節(jié)點中任意一點的曲率:

    圖2 復合帶翹曲(a)和計算曲率(b)的示意圖Fig.2 Schematic diagrams of(a)the composite strip warping and(b)calculation of its curvature

    2 結果分析與討論

    2.1 道次壓下率對復合帶翹曲程度的影響

    采用MSC.MARC有限元軟件對以55%、57.5%、60%和70%的道次壓下率冷軋的銅-鋁復合帶進行有限元模擬。在銅-鋁復合帶厚度方向等間距選定單元節(jié)點,根據節(jié)點的x向塑性應變值確定每層金屬的變形程度。根據鄰近軋制出口處復合帶厚度上節(jié)點的x向塑性應變值判斷冷軋過程中銅-鋁復合帶的翹曲規(guī)律。

    采用厚度比為1∶4的銅帶和鋁帶以175 mm/s的速率和不同道次壓下率冷軋銅-鋁復合帶。利用曲率計算公式得出軋制后復合帶的曲率變化,如圖3所示。由圖3可知,軋后銅-鋁復合帶曲率隨著道次壓下率的增大先減小后增大,在道次壓下率為57.5%時達到最小值。圖4(a)為復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變變化,圖4(b)為對應條件下基層與復層的平均塑性應變變化。從圖4(a)可以看出,隨著道次壓下率的增大,基層與復層的節(jié)點x向塑性應變均增大,且復層的變化較均勻;基層的x向塑性應變則先增大后減小,且隨著道次壓下率的增大,其上部分金屬層的變化幅度大于下部分金屬層,導致基層金屬略微下彎。圖4(b)表明:隨道次壓下率的增大,基層和復層的平均塑性應變均增大。道次壓下率大于60%時,基層的平均塑性應變急劇增大;而道次壓下率為57.5%時,基層與復層的平均塑性應變的差值最小,形變速率趨于一致,有利于銅-鋁復合帶保持平直,說明道次壓下率為55%~57.5%時,可減小復合帶的上翹程度,以57.5%的道次壓下率冷軋的復合帶最平直。

    圖3 復合帶曲率隨道次壓下率的變化Fig.3 Variation of curvature of the composite strip with the degree of reduction in pass

    圖4 復合帶x向塑性應變(a)和平均塑性應變(b)隨道次壓下率的變化Fig.4 Variation of plastic strain in x-direction(a)and average plastic strain(b)with the degree of reduction in pass for the composite strip

    2.2 厚度比對復合帶翹曲程度的影響

    采用厚度比為1∶4、1∶5、1∶6的銅帶和鋁帶,以60%的道次壓下率和175 mm/s的速率冷軋的復合帶的曲率如圖5所示。從圖5可以看出,隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大,軋后復合帶的曲率減小。圖6(a)為銅-鋁復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變變化,圖6(b)為對應條件下復合帶的平均塑性應變變化。由圖6(a)可知,基層從表面至結合界面x向的塑性應變先增大后減小,而復層表面至結合界面的x向塑性應變則均勻增大;由圖6(b)可知,以60%的道次壓下率冷軋的復合帶,基層的平均塑性應變均大于復層,基層與復層的平均塑性應變差逐漸減小,因而隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大,復合帶上翹程度減小。當銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4時,基層與復層的平均塑性應變差最大。而銅帶與鋁帶的厚度比為1∶5和1∶6時,二者的平均塑性應變差減小。銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4的復合帶翹曲最嚴重,并且隨著厚度比的增大,復合帶上翹程度減小,軋后更為平直。

    圖5 復合帶曲率隨銅帶與鋁帶厚度比的變化Fig.5 Variation of curvature of the composite strip with the copper strip to aluminum strip thickness ratio

    圖6 復合帶x向塑性應變(a)和平均塑性應變(b)隨銅帶與鋁帶厚度比的變化Fig.6 Variation of plastic strain in x-direction(a)and average plastic strain(b)with the copper strip to aluminum strip thickness ratio for the composite strip

    2.3 軋制速率對復合帶翹曲程度的影響

    采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶,以70%的道次壓下率和125~225 mm/s的速率冷軋的復合帶的曲率如圖7所示。從圖7可以看出:隨著軋制速率的增加,復合帶曲率先減小后增大,以180 mm/s的速率軋制的復合帶曲率最小。圖8(a)為銅-鋁復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變,圖8(b)為對應條件下的平均塑性應變。從圖8(a)可以看出,以170~180 mm/s的速率冷軋的復合帶,基層節(jié)點的x向塑性應變先增大后減小,并且隨著軋制速率的增大,基層與軋輥接觸表面的塑性應變減小,導致基層的上翹程度減小;以125和225 mm/s的速率冷軋的銅-鋁復合帶,基層節(jié)點x向塑性應變減小,使基層上翹。圖8(b)表明:銅帶的平均塑性應變逐漸增大,而鋁帶的平均塑性應變則先增大后減小再增大,以180 mm/s的速率冷軋的復合帶,銅帶與鋁帶的平均塑性應變差最小,因此以170~180 mm/s速率軋制的銅-鋁復合帶的翹曲程度隨著軋制速率的增大而趨于穩(wěn)定,以180 mm/s速率冷軋的銅-鋁復合帶最平直。

    圖7 復合帶曲率隨軋制速率的變化Fig.7 Variation of curvature of the composite strip with the rolling rate

    圖8 復合帶x向塑性應變(a)和平均塑性應變(b)隨軋制速率的變化Fig.8 Variation of plastic strain in x-direction(a)and average plastic strain(b)with the rolling rate for the composite strip

    3 試驗研究

    按表面處理-復合軋制工藝流程及表1的原材料尺寸和軋制工藝參數進行冷軋銅-鋁復合帶試驗。用線切割制備100 mm×30 mm,銅帶厚度1 mm、鋁帶厚度分別為4、5和6 mm的坯料。根據Bay等[16]提出的方法對銅帶和鋁帶坯料進行表面處理,即先清除掉銅帶和鋁帶表面的油脂,再用轉速3 000 r/min的角磨機打磨,隨后用鉚釘固定其兩端。采用φ350 mm×300 mm二輥冷軋機冷軋銅-鋁復合帶,隨后測定復合帶的翹曲程度。測量方法:將試樣一端固定,測定另一端y方向的位移。為便于比較,在距離試樣固定端100 mm的范圍內測定y方向的位移,結果如圖9所示。圖9(a)為采用厚度比為1∶4的銅帶與鋁帶,以175 mm/s的速率和不同道次壓下率冷軋的銅-鋁復合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化。從圖9(a)可以看出:隨著道次壓下率的增大,復合帶y向位移先減小后增大,以57.5%的道次壓下率軋制的復合帶y向位移量最小,即出軋輥的復合帶最平直。圖9(b)為采用厚度比為1∶4、1∶5和1∶6的銅帶和鋁帶,以60%的道次壓下率和175 mm/s的速率冷軋的復合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化。從圖9(b)可以看出:隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大,試樣y向位移減小,用厚度比為1∶6銅帶和鋁帶冷軋的復合帶出軋輥時的平直度最好。圖9(c)為采用厚度比為1∶6的銅帶與鋁帶,以70%的道次壓下率和125~225 mm/s的速率冷軋的復合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化??梢钥闯觯弘S著軋制速率的增大,復合帶y向位移先減小后增大,以180 mm/s的速率軋制的復合帶y向位移量最小,有限元模擬結果與試驗結果較為一致。

    圖9 道次壓下率(a)、銅-鋁帶厚度比(b)和軋制速率(c)對復合帶y方向的位移隨著與試樣固定端距離的變化的影響Fig.9 Effect of reduction in pass(a),cooper strip to aluminum strip thickness ratio(b)and rolling rate(c)on displacement in y-direction of the composite strip as a function of distance from a fixed end of the sample

    4 結論

    (1)采用厚度比為1∶4的銅帶和鋁帶,以55%~70%的道次壓下率和175 mm/s的速率冷軋的復合帶,隨著道次壓下率的增大,其曲率先減小后增大;以57.5%的道次壓下率冷軋的復合帶平直度良好。

    (2)采用厚度比為1∶4、1∶5和1∶6的銅帶和鋁帶,以60%的道次壓下率和175 mm/s的速率冷軋的復合帶,隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大,其出輥時的翹曲程度逐漸減小;采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶冷軋的復合帶出軋輥時最平直。

    (3)采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶,以70%的道次壓下率和125~225 mm/s的速率冷軋的復合帶,隨著軋制速率的增大,其曲率先減小后增大,以180 mm/s的速率冷軋的復合帶最平直。

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