柳 艷，李貴茂，吉 寧，周超梅，于 軍

（1.沈陽汽車工業(yè)學院機械工程系，沈陽110015；2.遼寧科技學院冶金工程學院，本溪117004）

0 引 言

銅銀合金是一種具有高強度、高電導率的功能材料，主要用于制備脈沖強磁場線圈、高速列車導線、集成電路引線框架等［1］。銅銀合金線材主要通過原位變形方法復合制備，該方法能有效細化顯微組織，形成強化效果較好的纖維狀微觀組織，從而有效提 高 導 線 的 強 度［2-6］。然 而，Han 等［7-8］研 究 發(fā)現(xiàn)銅銀合金的鑄態(tài)組織是決定后續(xù)拉拔線材抗拉強度的重要因素，銅和銀均為fcc結構晶體，在拉拔過程中發(fā)生協(xié)同變形，可將鑄態(tài)性能差別遺傳給拉拔態(tài)線材，因此合理控制合金的凝固組織，是提高線材性能的重要手段。

近年來，利用電磁攪拌來優(yōu)化金屬材料凝固組織的方法已引起了廣泛重視。然而目前關于電磁攪拌對銅銀合金凝固組織及性能影響的研究仍少見報道。為此，作者在電磁攪拌下對Cu-6%Ag（質量分數(shù)，下同）合金進行凝固試驗，研究了電磁攪拌對合金凝固組織及硬度的影響，并探討了電磁攪拌的影響機理。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗原料為無氧銅（純度為99.97%）和電解銀（純度為99.996%），將它們按Cu-6%Ag合金的成分進行配料，然后裝入內徑為φ15mm 的高純石英管內，抽真空至真空度為小于10-3Pa后密封，然后將其置于TG100A-25型晶體管式超音頻感應加熱爐內熔煉，熔煉溫度為1 200～1 300℃，保溫10min后將石英管置于線性電磁攪拌器中心，合金熔體在電磁攪拌下連續(xù)空冷至室溫，最后獲得尺寸為φ15mm×90mm 的試樣。電磁攪拌的電流和頻率分別為250A，8Hz［9-10］，利用特斯拉計測石英坩堝從上至下三個高度處（上部、中部、底部）的磁感應強度，每個高度從坩堝邊緣至中心的半徑方向上平均分成5個位置，分別測試各個位置的磁感應強度，具體的測試方法如圖1所示。

圖1 電磁攪拌熔煉示意Fig.1 Abridged general view of smelting with EMS

另在無電磁攪拌的情況下制備對比試樣，制備條件同上。

1.2 試驗方法

將試樣沿徑向剖開，經(jīng)研磨、拋光、腐蝕后用SZX16型體視顯微鏡觀察宏觀組織，腐蝕劑為36%（體積分數(shù)）的鹽酸溶液；用LEICA DMLM 型掃描光學顯微鏡觀察顯微組織，腐蝕溶液由2g三氯化鐵、100 mL 乙 醇 和5 mL 硝 酸 組 成；采 用SSX-550型電鏡（SEM）附帶的能譜儀對銅枝晶內的銀元素進行掃描，從試樣中的5個不同位置進行掃描，取平均值作為銅枝晶內的銀含量。

采用401MVDTM 型維氏顯微硬度計測試樣上、中、下三個不同位置處富銅枝晶的硬度，加載載荷0.98N，加載時間20s；上、中、下三個位置各測5次，取平均值作為該位置的硬度。

2 試驗結果與討論

2.1 磁感應強度的分布

由圖2可見，坩堝內不同位置處的磁感應強度分布較為均勻，在50～80 mT 之間，坩堝底部的磁感應強度最高，上部的磁感應強度最弱。

2.2 對宏觀形貌的影響

圖2 坩堝內磁感應強度分布曲線Fig.2 Magnetic induction intensity distribution in crucible

圖3 有、無電磁攪拌下Cu-6%Ag合金的低倍OM 形貌Fig.3 OM morphology of Cu-6%Ag alloy without（a）and with（a）EMS at low magnification

由圖3可見，在無電磁攪拌條件下，Cu-6%Ag合金的晶粒主要由指向中心的柱狀晶粒構成，鑄錠中心為等軸晶，整個截面上的晶粒大小不均勻；施加電磁攪拌后，柱狀晶粒被打斷，并變短、變細，整個截面上為均勻的等軸晶。這是因為，在Cu-6%Ag合金連續(xù)降溫過程中施加電磁攪拌后，電磁攪拌引起的強迫對流作用在銅枝晶形核和生長過程中，初生的銅枝晶由長枝晶形態(tài)轉變成了細小的花瓣狀非枝晶輪廓形態(tài)，從而細化了晶粒［11］。

2.3 對顯微組織的影響

由圖4可見，Cu-6%Ag 合金的顯微組織主要由灰色的初生銅枝晶和枝晶間離散的島嶼狀共晶組織（Cu／Ag）構成。在無電磁攪拌的條件下，初生銅枝晶較為粗大且較長，二次枝晶較短，共晶組織較為短小、粗大。施加電磁攪拌后，初生銅枝晶變短、變粗，枝晶生長方向被打亂，相同生長方向的樹枝晶減少；樹枝晶變成了圓滑、短小的花瓣狀胞狀晶；共晶組織變得細長，呈網(wǎng)狀。

未施加電磁攪拌時，在連續(xù)冷卻過程中，溫度降至合金的液／固兩相區(qū)時，銅枝晶首先在坩堝壁處形核、生長，然后逐漸向坩堝心部液相區(qū)域內生長，如圖5所示。由于溫度起伏和合金濃度起伏，銅枝晶側面會向前突出，突出部分進入較大的成分過冷區(qū)，從而處于更加有利的生長環(huán)境中，如此生長下去，就形成了一次晶主干較長的樹枝晶。而施加電磁攪拌后，由于電磁攪拌引起的強烈混合對流作用，改變了常規(guī)凝固條件下依靠單向散熱和擴散緩慢傳質的狀態(tài)［12］，導致合金熔體的溫度和成分進一步均勻，同時晶粒在隨熔體混合對流運動的同時自身也進行旋轉，導致晶粒的長大在任何方向都沒有明顯的優(yōu)先性，所以銅枝晶生長成為各個方向相同的等軸晶。

2.4 對銅枝晶內銀含量及硬度的影響

由圖6可見，施加電磁攪拌后，銅枝晶內銀的質量分數(shù)由未施加電磁攪拌時的2.9%降低到2.3%。這主要是由于電磁攪拌使溶質發(fā)生強迫對流，銅枝晶的固／液前沿排出的銀溶質被對流帶走，溶質的對流擴散充分，枝晶內的銀被排出，從而導致溶質未被凝固的銅枝晶吞并，故而銅枝晶內的銀含量降低。有、無電磁攪拌條件下，銅枝晶的硬度分別為88，82HV?？梢?，施加電磁攪拌后，銅枝晶的硬度增加了6HV，這主要是由晶粒細化導致的。

圖5 電磁攪拌下Cu-6%Ag合金銅枝晶斷裂、生長示意Fig.5 Abridged general view of breakdown and growth of Cu dendrite in Cu-6%Ag alloy with EMS

2.5 電磁攪拌的影響機理

在電磁攪拌條件下，宏觀晶粒的細化還與銅枝晶的斷裂破碎有關［13］，如圖5 所示。首先，當銅銀合金熔體在電磁力的攪拌作用下凝固時，在坩堝壁上析出的銅枝晶生長時，由于枝晶根部溶質的排放和富集而使得周圍液相的凝固溫度降低，阻止了根部固相進一步長大，因此銅枝晶臂根部的半徑總是小于桿部和端部的，從而造成銅枝晶根部縮頸現(xiàn)象，由于縮頸部位的表面張力大于其它部位的，且不穩(wěn)定［14］，當施加于銅枝晶上的電磁力大于施加于同體積銅銀合金熔體上的電磁力時，就會在固相和液相間產(chǎn)生流速差［15］，在流速差和銅枝晶的自旋運動作用下，枝晶臂受到彎曲應力作用，在枝晶根部產(chǎn)生彎曲應力σ，促進枝晶斷裂。另外，切應力τ作用在枝晶根部的縮頸位置處，該位置因攪拌引起的溫度起伏和成分起伏以及位錯很容易使銅枝晶在細徑處發(fā)生斷裂，斷裂后的銅枝晶部分漂移到了合金熔體內部，導致銅的結晶核心數(shù)量倍增［16-17］。此外，在線性電磁攪拌中，半固態(tài)合金熔體主要發(fā)生繞軸向的徑向旋轉流動［18-20］，由于離心力作用，中心過熱熔體會向邊緣移動，導致初生銅枝晶在較冷的攪拌區(qū)域和較熱的攪拌區(qū)域內生長，造成銅枝晶出現(xiàn)強烈的附加溫度起伏，因此初生銅枝晶二次臂根部熔斷的可能性也較大，從而導致等軸晶數(shù)量增多。

圖6 有、無電磁攪拌下Cu-6%Ag合金內銅枝晶的EDS譜Fig.6 EDS spectrums of Cu dendrite in Cu-6%Ag alloy with and without EMS

3 結 論

施加電磁攪拌后，Cu-6%Ag 合金中的初生銅枝晶明顯變短、變粗，轉變成等軸枝晶；共晶組織變細、呈網(wǎng)狀，初生銅枝晶內的銀含量降低，銅枝晶的硬度由82HV 升高至88HV。

［1］李貴茂，王恩剛，張林，等.形變原位Cu-Ag復合材料的研究進展［J］.材料導報，2010，24（3）：80-85.

［2］SAKAI Y，SCHNEIDER-MUNTAU H J.Ultra-high strength，high conductivity Cu-Ag alloy wires［J］.Acta Metall，1997，45（3）：1017-1023.

［3］HONG S I，HILL M A.Mechanical stability and electrical conductivity of Cu-Ag filamentary microcomposites［J］.Mater Sci Eng：A，1999，264（1／2）：151-158.

［4］SAKAI Y，INOUE K，MAEDA H.New high-strength，highconductivity Cu-Ag alloy sheets［J］.Acta Metall，1995，43（4）：1517-1522.

［5］張雷，孟亮.合金元素對Cu-Ag合金組織、力學性能和電學性能的影響［J］.中國有色金屬學報，2002，12（6）：1218-1223.

［6］張曉輝，寧遠濤，李永年，等.大變形Cu-10Ag原位纖維復合材料的結構和性能［J］.中國有色金屬學報，2002，12（1）：115-119.

［7］HAN K，EMBURY J D，SIMS J R，et al.Fabrication，properties and microstructure of Cu-Ag and Cu-Nb composite conductors［J］.Mater Sci Eng：A，1999，267（1）：99-114.

［8］HAN K，VASQUEZ A A，XIN Y，et al.Microstructure and tensile properties of nanostructured Cu-25wt%Ag［J］.Acta Mater，2003，51：767-780.

［9］陳進，蘇志堅，中島敬治，等.電磁攪拌下Cr鋼柱狀晶向等軸晶轉變準則（一）［J］.鑄造技術，2010，31（4）：421-424.

［10］牛錫云，劉樹海.電磁攪拌對高碳鋼小方坯的影響［J］.連鑄，2007（3）：43-45.

［11］楊必成，杜東朝，朱學新，等.電磁攪拌對Mg-Al-Si合金組織的影響［J］.特種鑄造及有色合金，2004（3）：26-28.

［12］王渠東，曾小勤.高溫鑄造鎂合金的研究與應用［J］.材料導報，2000（3）：21-23.

［13］毛衛(wèi)民.半固態(tài)金屬成形技術［M］.北京：機械工業(yè)出版社，2004.

［14］WEI L Y，DUNLOP G L，Westengen H.Development of microstructure in cast Mg-Al-RE Alloys［J］.Materialsscience and technology，1996，12（9）：741-750.

［15］布魯克斯C R.有色合金的熱處理組織與性能［M］.丁夫，譯.北京：冶金工業(yè)出版社，1988.

［16］曹志強，楊淼，任振國.電磁攪拌下Al-6.6%Si合金非枝晶組織形成機制探討［J］.鑄造，2006，55（11）：1126-1129.

［17］LI D N，LUO J R，WU S S.Study on the semi-solid rheocasting of magnesium alloy by mechanical stirring［J］.Journal of Materials Processing Technology，2002，129：431-434.

［18］NIROUNMAND B，XIA K.3Dstudy of the structure primary crystalsin a rheocast Al-Cu alloy［J］.Materials Science and Engineering：A，2000，283：70-75.

［19］毛衛(wèi)民，甄子勝，陳洪濤.電磁攪拌參數(shù)對半固態(tài)AZ91D 鎂合金組織的影響［J］.特種鑄造及有色合金，2004，25（9）：538-540.

［20］甄子勝，毛衛(wèi)民，閆時建，等.連續(xù)冷卻條件下半固態(tài)AZ91D鎂合金組織及流變特征［J］.金屬學報，2003，39（1）：71-74.