黃華貴，季　策，董伊康，杜鳳山（燕山大學(xué) 國(guó)家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，秦皇島 066004）

Cu/Al復(fù)合帶固-液鑄軋熱-流耦合數(shù)值模擬及界面復(fù)合機(jī)理

黃華貴，季策，董伊康，杜鳳山
（燕山大學(xué) 國(guó)家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，秦皇島 066004）

雙金屬層狀復(fù)合帶固-液鑄軋成形是集快速凝固與軋制復(fù)合為一體的短流程新工藝，為揭示固相覆層金屬帶材與基體熔體在雙輥鑄軋區(qū)內(nèi)的復(fù)合機(jī)理，以d160 mm×150 mm雙輥實(shí)驗(yàn)鑄軋機(jī)為對(duì)象，利用Fluent商用軟件建立Cu/Al固-液鑄軋復(fù)合過(guò)程二維熱-流耦合計(jì)算模型，研究鑄軋速度、澆注溫度、銅帶厚度和預(yù)熱溫度對(duì)熔池流場(chǎng)、KISS點(diǎn)位置與復(fù)合界面溫度分布的影響規(guī)律。Cu/Al固-液鑄軋復(fù)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，鑄軋區(qū)內(nèi)固-液接觸區(qū)、固-半固態(tài)粘連區(qū)、固-固軋制復(fù)合區(qū)界面結(jié)合效果呈現(xiàn)遞進(jìn)式強(qiáng)化規(guī)律，顯示出溫度和軋制壓力對(duì)界面復(fù)合的重要作用，對(duì)成形工藝制定具有重要的指導(dǎo)意義。

固-液鑄軋復(fù)合；Cu/Al復(fù)合帶；雙輥鑄軋；熱-流耦合；復(fù)合界面

Cu/Al復(fù)合帶兼具有銅的導(dǎo)電率高、導(dǎo)熱性好、接觸電阻低和鋁質(zhì)輕、耐蝕和經(jīng)濟(jì)等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于建筑裝飾、電力電子、裝備散熱、化工、軍工等領(lǐng)域［1-4］。針對(duì)我國(guó)銅資源匱乏而鋁產(chǎn)能嚴(yán)重過(guò)剩的現(xiàn)狀，“以鋁代銅”已成為化解鋁過(guò)剩產(chǎn)能、節(jié)約貴金屬的有效途徑之一。

固-液鑄軋復(fù)合成形技術(shù)［5］是近年來(lái)發(fā)展起來(lái)的一種短流程新工藝，它將固相覆層金屬帶材與液態(tài)基體金屬同時(shí)喂入雙輥鑄軋機(jī)的兩個(gè)結(jié)晶輥間，快速凝固后，在高溫和壓力作用下直接鑄軋復(fù)合成形。與傳統(tǒng)的靜液擠壓法、軋制復(fù)合法、包覆焊接法等［6-8］相比，該工藝更具高效節(jié)能優(yōu)勢(shì)，因而受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。韓國(guó)學(xué)者BAE等［9］利用該方法進(jìn)行了鎂合金和純鋁的復(fù)合實(shí)驗(yàn)，得到鋁-鎂-鋁三明治夾層復(fù)合板，獲得良好的耐腐蝕性；GRYDIN等［10］制備了擴(kuò)散層厚度為3 μm的鋼/鋁復(fù)合板，研究了其復(fù)合界面的成分及厚度影響，并對(duì)試件進(jìn)行了沖壓、拉伸以及包覆軋制實(shí)驗(yàn)，充分說(shuō)明了固-液鑄軋復(fù)合生產(chǎn)雙金屬?gòu)?fù)合板的優(yōu)越性；池慧［11］在固液復(fù)合基礎(chǔ)上，提出了一種雙金屬板帶柔性連續(xù)鑄軋復(fù)合工藝，運(yùn)用Marc軟件及其二次開(kāi)發(fā)，建立了Cu/Al軋制的熱力耦合模型，并且成功試制出長(zhǎng)為400 mm的純鋁/鋁合金復(fù)合板坯。

目前，圍繞鎂合金、鋁合金或鋼的雙輥鑄軋流場(chǎng)-溫度場(chǎng)耦合研究已有大量文獻(xiàn)報(bào)道。BAE等［12］采用有限元與有限差分法結(jié)合的數(shù)值方法，研究了鎂合金鑄軋過(guò)程中不同鑄速、熔池高度對(duì)熔池流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的影響。SAHOO等［13］在考慮凝固以及標(biāo)準(zhǔn)湍流模型的前提下，研究了鋁合金高速鑄軋過(guò)程中不同鑄速、過(guò)熱度對(duì)坯殼凝固速度的影響，并通過(guò)二次枝晶間距的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了其數(shù)學(xué)模型的正確性。然而，由于固-液鑄軋復(fù)合工藝中引入了固相覆層金屬帶材，將金屬熔體與鑄軋結(jié)晶輥隔離開(kāi)來(lái)，導(dǎo)致金屬熔體兩側(cè)傳熱邊界不一致，亟待弄清非對(duì)稱傳熱邊界條件下鑄軋區(qū)熔池流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的變化規(guī)律，以及雙金屬結(jié)合界面溫度分布規(guī)律。

為此，本文作者以二輥d160 mm×150 mm鑄軋機(jī)為研究對(duì)象，開(kāi)展Cu/Al復(fù)合帶固-液鑄軋熱-流耦合數(shù)值模擬研究，分析不同鑄軋速度、銅帶預(yù)熱溫度、銅帶厚度和澆注溫度對(duì)KISS點(diǎn)高度、偏移及結(jié)合界面溫度影響的宏觀規(guī)律，并將其作為理論指導(dǎo)開(kāi)展固-液鑄軋復(fù)合實(shí)驗(yàn)，分析復(fù)合機(jī)理。

1　固-液鑄軋復(fù)合多場(chǎng)耦合數(shù)值模擬

1.1固-液鑄軋復(fù)合工藝概述

如圖1所示，將銅帶和鋁液同時(shí)喂入雙輥鑄軋機(jī)的輥縫內(nèi)，在鑄軋區(qū)高溫固-液接觸和固相軋制共同作用下實(shí)現(xiàn)復(fù)合界面的冶金結(jié)合，完成層狀雙金屬?gòu)?fù)合帶材的高效連續(xù)生產(chǎn)。其中，開(kāi)卷機(jī)主要用于銅帶的喂入接觸角和入口張力控制，前箱、中間包和布流器用于將鋁液向鑄軋輥縫內(nèi)均勻布流。

圖1　層狀金屬?gòu)?fù)合帶固-液鑄軋復(fù)合工藝示意圖Fig.1　Schematic diagram of laminated strip solid-liquid cast-rolling bonding：1—Copper strip decoiler；2—Ladle；3—Tundish；4—Delivery device；5—Twin-roll caster；6—Spray system；7—Shearing machine；8—Coiler

1.2基本假設(shè)及基本控制方程

本研究中數(shù)值模擬的對(duì)象為穩(wěn)態(tài)鑄軋復(fù)合過(guò)程溫度場(chǎng)和流場(chǎng)，為簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型、參數(shù)和邊界條件，作出如下假設(shè)：1）鑄軋輥視為剛體，不發(fā)生塑性變形，且鑄軋輥?zhàn)鰟蛩俎D(zhuǎn)動(dòng)；2）鋁液、半固態(tài)鋁液視為不可壓縮的牛頓流體；3）忽略銅帶在鑄軋過(guò)程中的變形，且與熔池內(nèi)金屬接觸良好；4）耦合接觸面間無(wú)滑移；5）液面受鑄嘴限制，保持水平固定，熔池內(nèi)液流動(dòng)為強(qiáng)制湍流為主；6）只考慮對(duì)流傳熱和熱傳導(dǎo)，忽略輻射換熱對(duì)鑄軋中流場(chǎng)、溫度場(chǎng)的影響。

模擬計(jì)算區(qū)域中時(shí)均化的質(zhì)量、動(dòng)量、能量方程可寫(xiě)成如式（1）所示的通用形式［13］。

式中：ψ代表各獨(dú)立變量；x和y方向的速度分量u和v；湍動(dòng)能k；湍流耗散率ε及熱焓h。Γ及S代表各變量的擴(kuò)散率及源項(xiàng)。

1.3材料參數(shù)

采用工業(yè)純鋁（L2）和紫銅帶作為研究對(duì)象，鑄軋輥輥套材質(zhì)為合金鋼，相關(guān)材料熱物性參數(shù)［14］如表1所列。

表1 材料熱物性參數(shù)Table 1　Thermophysical parameters of the materials

此外，工業(yè)純鋁（L2）的凝固區(qū)間為887～933 K，凝固潛熱為393.56 kJ/kg，液態(tài)時(shí)黏度為1.18×10-3kg/（m·s）。

1.4幾何模型

如圖2所示，由于鑄軋區(qū)不具有對(duì)稱性，最終得到的簡(jiǎn)化模型包含左鑄軋輥套、鋁液熔池、預(yù)熱銅帶、右鑄軋輥套4個(gè)計(jì)算域。

圖2　網(wǎng)格劃分結(jié)果示意圖Fig.2　Schematic diagram of meshing results

模擬涉及的參數(shù)包括：軋輥直徑160 mm，輥套厚30 mm，熔池入口寬度為3 mm，熔池高度30 mm，出口復(fù)合帶中組元鋁的厚度為2 mm。鑄軋速度v分別為2.4 m/min、3.6 m/min、4.8 m/min，銅帶預(yù)熱溫度TCu分別為300 K、673 K、1073 K，銅帶入口厚度HCu分別為0.2 mm、1 mm、2 mm，澆注溫度TAl分別為953 K、963 K、973 K。

為提高計(jì)算精度與收斂速度，對(duì)熔池和固態(tài)板坯計(jì)算域內(nèi)網(wǎng)格加密，且計(jì)算域間耦合邊界網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)相對(duì)應(yīng)。

1.5邊界條件

如圖2所示，模型邊界條件包括：

1）熔池入口邊界（BC），設(shè)為速度入口邊界，沿入口方向，按式（2）計(jì)算：

式中：vin為鋁液注入速度（m/s）；Tin為鋁液澆注溫度。入口速度的大小根據(jù)質(zhì)量守恒由入口流量和出口流量一致得出。

2）熔池出口邊界（KH），設(shè)為速度出口邊界，沿出口方向，由鑄軋速度確定。

3）板坯入口邊界（EF），設(shè)置壁面溫度，由銅板坯預(yù)熱溫度決定。

4）鑄軋輥的內(nèi)表面，和冷卻水發(fā)生對(duì)流換熱，設(shè)為對(duì)流換熱邊界，按式（3）計(jì)算。

式中：Tw為冷卻水溫度；kd為鑄軋輥的導(dǎo)熱系數(shù)；hw為鑄軋輥輥套內(nèi)表面與冷卻水間的對(duì)流換熱系數(shù)，取8 kW/（m2·K）。

5）由無(wú)相對(duì)滑移的假設(shè)，左鑄軋輥與熔池接觸面、銅帶與右鑄軋輥外表面切向速度相同。

6）牽引速度只有當(dāng)液體的體積參數(shù)小于1時(shí)才使用，故可對(duì)整個(gè)鋁液熔池計(jì)算域設(shè)置連續(xù)鑄軋的牽引速度。

7）設(shè)置左鑄軋輥套、右鑄軋輥套、預(yù)熱銅帶的旋轉(zhuǎn)角速度，由鑄軋速度確定。

8）計(jì)算域間的交界面設(shè)為耦合壁面。由于鑄軋區(qū)內(nèi)金屬液與鑄軋輥表面間屬于非理想接觸，接觸熱阻可等效為微觀量級(jí)的氣隙熱阻，本實(shí)驗(yàn)中氣隙厚度為2 μm。

9）其余邊界均設(shè)置為絕熱壁面邊界條件。

2　模擬結(jié)果分析

穩(wěn)態(tài)固-液鑄軋復(fù)合過(guò)程典型溫度分布模擬結(jié)果如圖3所示。由于有銅側(cè)和無(wú)銅側(cè)與鑄軋輥接觸換熱效果不同，引起鑄軋輥溫度場(chǎng)不同和KISS點(diǎn)位置偏移。下面根據(jù)圖4～圖7的模擬結(jié)果，分析鑄軋速度v、銅帶預(yù)熱溫度TCu、銅帶厚度HCu、鋁液澆注溫度TAl的影響。

圖3　整體溫度分布云圖Fig.3　Overall distribution of temperature contours

2.1鑄軋速度對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響

銅帶預(yù)熱溫度673 K，銅帶厚1 mm，鋁液澆注溫度973 K，鑄軋速度為變量時(shí)，鑄軋區(qū)溫度場(chǎng)、流場(chǎng)及復(fù)合界面溫度曲線如圖4所示。從圖4中可以看出，鑄軋速度提高，縮短了鑄軋區(qū)內(nèi)接觸時(shí)間，KISS點(diǎn)位置顯著下降，偏移量減少（見(jiàn)圖4（a）），且熔池內(nèi)環(huán)流數(shù)量增多，范圍擴(kuò)大，具有良好流動(dòng)性，DH末段界面溫度顯著提高（見(jiàn)圖4（b））。

2.2銅帶預(yù)熱溫度對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響

鑄軋速度2.4 m/min，銅帶厚1 mm，鋁液澆注溫度973 K，銅帶預(yù)熱溫度為變量時(shí)，鑄軋區(qū)溫度場(chǎng)、流場(chǎng)及復(fù)合界面溫度曲線如圖5所示。從圖5中可以看出，銅帶預(yù)熱溫度逐漸提高，觸輥階段ED和與鋁液接觸階段DH逐漸由冷卻作用轉(zhuǎn)為加熱作用，因此KISS點(diǎn)位置降低并且逐漸偏向銅帶側(cè)，甚至出現(xiàn)軋漏現(xiàn)象（見(jiàn)圖5（a）），熔池內(nèi)環(huán)流數(shù)量增多，范圍擴(kuò)大，金屬流動(dòng)性增強(qiáng)，ED和DH溫度均整體顯著提高（見(jiàn)圖5（b））。

圖4　鑄軋速度v對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)的影響（TCu=673 K，HCu=1 mm，TAl=973 K）Fig.4　Influence of cast-rolling speed v on flow and temperature field（TCu=673 K，HCu=1 mm，TAl=973 K）：（a）Contour plot of flow and temperature field；（b）Temperature curve of interface EH

圖5　銅帶預(yù)熱溫度TCu對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響（v=2.4 m/min，HCu=1 mm，TAl=973 K）Fig.5　Influence of preheating temperature TCuon flow and temperature field（v=2.4 m/min，HCu=1 mm，TAl=973 K）：（a）Contour plot of flow and temperature field；（b）Temperature curve of interface EH

2.3銅帶厚度對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響

鑄軋速度2.4 m/min，銅帶預(yù)熱溫度673 K，鋁液澆注溫度973 K，銅帶厚度為變量時(shí)，鑄軋區(qū)溫度場(chǎng)、流場(chǎng)及復(fù)合界面溫度曲線如圖6所示。從圖6可以看出，隨著厚度的減薄，單位長(zhǎng)度的銅帶冷卻能力減弱，因此KISS點(diǎn)位置降低并且逐漸由無(wú)銅側(cè)偏向有銅側(cè)（見(jiàn)圖6（a））；熔池內(nèi)環(huán)流數(shù)量增多，范圍擴(kuò)大，金屬流動(dòng)性增強(qiáng)，ED和與DH末段界面溫度顯著提高（見(jiàn)圖6（b））。

2.4澆注溫度對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響

當(dāng)鑄軋速度2.4 m/min、銅帶預(yù)熱溫度673 K、銅帶厚1 mm、鋁液澆注溫度為變量時(shí)，鑄軋區(qū)溫度場(chǎng)、流場(chǎng)及復(fù)合界面溫度曲線如圖7所示。從圖7中可以看出，澆注溫度少量提高不會(huì)引起KISS點(diǎn)位置顯著偏移及升降，但會(huì)改善熔池內(nèi)金屬的流動(dòng)性（見(jiàn)圖7（a）），并且DH末段界面溫度有微量提高（見(jiàn)圖7（b））。

3　固-液鑄軋實(shí)驗(yàn)及界面結(jié)合機(jī)理分析

將固-液鑄軋過(guò)程流場(chǎng)-溫度場(chǎng)耦合數(shù)值模擬結(jié)果作為理論指導(dǎo)，以d160 mm×150 mm雙輥實(shí)驗(yàn)鑄軋機(jī)（見(jiàn)圖8）為平臺(tái)，采用工業(yè)純鋁和工業(yè)紫銅帶作為實(shí)驗(yàn)材料，通過(guò)開(kāi)展Cu/Al復(fù)合帶固-液鑄軋復(fù)合成形實(shí)驗(yàn)，進(jìn)一步揭示溫度和變形量對(duì)界面結(jié)合效果的影響機(jī)理。

圖6　銅帶厚度HCu對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響 （v=2.4 m/min，TCu=673 K，TAl=973 K）Fig.6　Influence of copper strip thickness HCuon flow and temperature field（v=2.4 m/min，TCu=673 K，TAl=973 K）：（a）Contour plot of flow and temperature field；（b）Temperature curve of interface EH

圖7　澆注溫度TAl對(duì)流場(chǎng)、溫度場(chǎng)影響 （v=2.4 m/min，TCu=673 K，HCu=1 mm）Fig.7　Influence of pouring temperature TAlon flow and temperature field（v=2.4 m/min，TCu=673 K，HCu=1 mm）：（a）Contour plot of flow field and temperature field；（b）Temperature curve of interface EH

實(shí)驗(yàn)工況取銅帶厚度0.5 mm、溫度300 K，鑄軋速度2.4 m/min，鋁液澆注溫度為973 K。采用鑄軋過(guò)

程中急停軋卡和快速冷卻的方式，以獲得鑄軋區(qū)切片，并在金相顯微鏡下觀察其界面微觀形貌，結(jié)果如圖9所示。綜合數(shù)值模擬及切片分析結(jié)果，根據(jù)界面兩側(cè)金屬狀態(tài)及結(jié)合效果，可將固-液鑄軋復(fù)合變形區(qū)劃分為以下3個(gè)區(qū)域，其各自特點(diǎn)如下：

1）固-液接觸換熱區(qū)（見(jiàn)圖9中A區(qū)）：銅帶與鋁液接觸后激烈換熱，試樣中由于鋁液急停時(shí)快速凝固而存在縮孔、疏松等明顯缺陷，復(fù)合界面由于自由冷卻時(shí)收縮性能不一致出現(xiàn)開(kāi)裂。

2）固-半固態(tài)鑄造粘連區(qū)（見(jiàn)圖9中B區(qū)）：高溫下銅帶光潔表面析出并附著固態(tài)鋁，形成半固態(tài)區(qū)，銅帶被加熱至更高溫度，銅鋁的相互擴(kuò)散得到促進(jìn)。銅鋁反應(yīng)擴(kuò)散形成金屬間化合物及液態(tài)擴(kuò)散層、冷卻過(guò)程中界面層的相變［15-16］等，在位置1處形成厚度約為10 μm的擴(kuò)散層。但界面僅為互相粘連，結(jié)合力低，可輕易撕開(kāi)。

3）固-固軋制復(fù)合區(qū)（見(jiàn)圖9中C區(qū)）：在KISS點(diǎn)以下，固相銅、鋁帶開(kāi)始進(jìn)入異溫?zé)彳垙?fù)合過(guò)程。初始復(fù)合界面在位置2承受高溫下巨大的軋制壓力和塑性變形，復(fù)合界面層破裂，露出新鮮金屬開(kāi)始嵌合，當(dāng)壓力達(dá)到一定程度，表面原子被激活并形成原子鍵結(jié)合。并隨著壓下量的增加，逐漸形成薄且均勻的復(fù)合界面，進(jìn)一步提高界面的結(jié)合強(qiáng)度［17］，最終在位置3處獲得5 μm均勻復(fù)合界面，形成高強(qiáng)度冶金結(jié)合。

圖9　鑄軋區(qū)切片宏觀形貌及復(fù)合界面Fig.9　Macro-morphology of cast-rolling zone slices and scanned pictures of bonding interface

4　結(jié)論

1）提高鑄軋速度和銅帶預(yù)熱溫度，減薄銅帶厚度，可減小KISS點(diǎn)向無(wú)銅帶側(cè)的偏移并降低其高度，提高復(fù)合界面溫度，熔池內(nèi)液態(tài)區(qū)域范圍擴(kuò)大，環(huán)流數(shù)量增多，利于組織成分的均勻化；提高鋁液澆注溫度，雖不會(huì)明顯提高復(fù)合界面溫度和改變KISS點(diǎn)位置，但有利于改善鑄軋區(qū)內(nèi)金屬液流動(dòng)性。

2）固-液鑄軋復(fù)合區(qū)域可分為固-液接觸換熱區(qū)、固-半固態(tài)鑄造粘連區(qū)、固-固軋制復(fù)合區(qū)，且從3個(gè)區(qū)域內(nèi)復(fù)合界面的顯微形貌演變可以看出，溫度和軋制變形量（軋制壓力）對(duì)界面結(jié)合效果起主導(dǎo)作用。

3）KISS點(diǎn)高度決定了3個(gè)區(qū)域的空間分配，KISS點(diǎn)位置過(guò)高，無(wú)法形成充分的固-液區(qū)，鋁液與銅帶接觸過(guò)早凝固，不利于銅鋁間的擴(kuò)散與初步復(fù)合，甚至?xí)蜍堉屏^(guò)大而造成軋卡或軋裂現(xiàn)象；反之，KISS點(diǎn)過(guò)低時(shí)則固-固區(qū)顯著縮短甚至出現(xiàn)軋漏事故，初始形成的銅鋁復(fù)合界面不能獲得足夠的塑性變形，不利于形成優(yōu)良晶粒組織與均勻的復(fù)合界面。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，KISS點(diǎn)以熔池高度的1/2～2/3為宜。

REFERENCES

［1］PERRARD W.Strategies for optimizing cable design and performance through the use of bimetallic wire［J］.Wire Journal International，2001，34（7）：154-159.

［2］GIBSON A.The economics of copper clad aluminum bimetallic cables［J］.Wire&Cable Technology International，2005，33（4）：82-83.

［3］ 劉騰，劉平，王渠東.銅鋁雙金屬?gòu)?fù)合材料的研究進(jìn)展［J］.材料導(dǎo)報(bào)，2013，27（10）：1-5，22. LIU Teng，LIU Ping，WANG Qu-dong.Research progress on copper/aluminum bimetal composite［J］.Materials Review，2013，27（10）：1-5，22.

［4］ 張建宇，姚金金，曾祥勇，韓艷秋，吳春京.銅包鋁復(fù)合材料研究進(jìn)展［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2014，24（5）：1275-1284. ZHANGJian-yu，YAOJin-jin，ZENGXiang-yong，HAN Yan-qiu，WU Chun-jing.Research process of copper cladding aluminum composites［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2014，24（5）：1275-1284.

［5］HUDSON E B.Direct casting of sheetlike metal structures：U.S. Patent 2128941［P］.1938-9-6.

［6］ 李小兵，祖國(guó)胤，王平.退火溫度對(duì)異步軋制銅/鋁復(fù)合板界面組織及力學(xué)性能的影響［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2013，23（5）：1202-1207. LI Xiao-bing，ZU Guo-yin，WANG Ping.Effects of annealing temperature on microstructure and mechanical properties of Cu/Al clad sheet fabricated by asymmetrical roll bonding［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2013，23（5）：1202-1207.

［7］王秋娜，劉新華，劉雪峰，謝建新.退火溫度對(duì)冷靜液擠壓銅包鋁線材組織和力學(xué)性能的影響［J］.金屬學(xué)報(bào)，2008，44（6）：675-680. WANG Qiu-na，LIU Xin-hua，LIU Xue-feng，XIE Jian-xin. Effects of annealing temperature on the microstructures and properties of copper cladding aluminum wire prepared by cold hydrostatic extrusion［J］.Acta Metallurgica Sinica，2008，44（6）：675-680.

［8］LI Xiao-bing，ZUGuo-yin，WANG Ping.Microstructural development and its effects on mechanical properties of Al/Cu laminated composite［J］.Transactions of Nonferrous Metals Society of China，2015，25（1）：36-45.

［9］BAE J H，RAO A K P，KIM K H，KIM N J.Cladding of Mg alloy with Al by twin-roll casting［J］.Scripta Materialia 2011，64（9）：836-839.

［10］GRYDIN O，GERSTEIN G，NüRNBERGER F，SCHAPER M，DANCHENKO V.Twin-roll casting of aluminum-steel clad strips［J］.Journal of Manufacturing Processes，2013，15（4）：501-507.

［11］池慧.雙金屬?gòu)?fù)合板帶雙輥連續(xù)鑄軋制備工藝關(guān)鍵技術(shù)研究［D］.秦皇島：燕山大學(xué)，2013. CHI Hui.The research on the key technologies of cladding strip continuouscastingprocessusingatwinrollcaster［D］. Qinhuangdao：Yanshan University，2013.

［12］BAE J W，KANG C G，KANG S B.Mathematical model for the twin roll type strip continuous casting of magnesium alloy considering thermal flow phenomena［J］.Journal of Materials Processing Technology，2007，191（1）：251-255.

［13］SAHOO S，KUMAR A，DHINDAW B K，GHOSH S.Modeling and experimental validation of rapid cooling and solidification during high-speed twin-roll strip casting of Al-33 wt pct Cu［J］. MetallurgicalandMaterialsTransactionsB，2012，43（4）：915-924.

［14］王祝堂，田榮璋.鋁合金及其加工手冊(cè)［M］.長(zhǎng)沙：中南工業(yè)大學(xué)出版社，1989：153-154. WANG Zhu-tang，TIAN Rong-zhang.Aluminum alloy and processing manual［M］.Changsha：Central South University Press，1989：153-154.

［15］吳永福，劉新華，謝建新.連鑄直接成形矩形斷面銅包鋁復(fù)合材料界面及其在軋制中的變化［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2013，23（1）：191-200. WU Yong-fu，LIU Xin-hua，XIE Jian-xin.Interface of copper cladding aluminum composite materials with rectangle section fabricated by horizontal core-filling continuous casting and its evolvement in rolling process［J］.The Chinese Journal of Nonferrous Metals，2013，23（1）：191-200.

［16］張紅安，陳剛.銅/鋁復(fù)合材料的固-液復(fù)合法制備及其界面結(jié)合機(jī)理［J］.中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào)，2008，18（3）：414-420. ZHANGHong-an，CHENGang.FabricationofCu/Al compoundmaterialsbysolid-liquidbondingmethodand interfacebondingmechanism［J］.TheChineseJournalof Nonferrous Metals，2008，18（3）：414-420.

［17］CHEN C Y，CHEN H L，HWANG W S.Influence of interfacial structure development on the fracture mechanism and bond strengthofaluminum/copperbimetalplate［J］.Materials Transaction，2006，47（4）：1232-1239.

(編輯王超)

Thermal-flow coupled numerical simulation and experimental research on bonding mechanism of Cu/Al composite strip by solid-liquid cast-rolling

HUANG Hua-gui，JI Ce，DONG Yi-kang，DU Feng-shan
（National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Strip Rolling，Yanshan University，Qinhuangdao 066004，China）

Bimetallic layered composite strip with solid-liquid cast-rolling process is a new short flow technology which combined rapid solidification with composite rolling.Taking the d160 mm×150 mm experimental twin-roll caster as research object，a two-dimensional thermal-flow coupled model for Cu/Al solid-liquid cast-rolling process was established with commercial software Fluent to reveal the bonding mechanism between the solid copper strip and molten aluminum in twin roll casting zone.From the simulation results，the influences of cast-rolling speed，casting temperature，copper strip thickness and preheat temperature on the flow field in molten pool，KISS point location and the temperature distribution of bonding interface were studied.A Cu/Al solid-liquid cast-rolling bonding experiment was carried out.The experimental results indicate that the interface bonding effect is enhanced gradually from the solid-liquid contact zone to solid-mushy adhesion zone and solid-solid roll bonding zone，and the temperature and contact pressure play an important role on the metallurgical bonding effect of Cu/Al interface.It provides an important guidance to design this new forming process.

solid-liquid bonding by cast-rolling；Cu/Al composite strip；twin-roll casting；thermal-flow coupled；bonding interface

Projects（51474189，51374184）supported by the National Natural Science Foundation of China；Project（QN2015214）supported by the Educational Commission of Hebei Province of China

date:2015-06-29；Accepted date:2015-12-08

HUANG Hua-gui；Tel：+86-335-8077352；E-mail：hhg@ysu.edu.cn

TG335

A

1004-0609（2016）-03-0623-07

國(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目（51474189，51374184）；河北省高等學(xué)?？茖W(xué)技術(shù)研究項(xiàng)目（QN2015214）

2015-06-29；

2015-12-08

黃華貴，教授，博士；電話：0335-8077352；E-mail：hhg@ysu.edu.cn