劉新華，付新彤，付華棟，謝建新

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大斷面銅包鋁棒坯立式連鑄成形工藝參數(shù)對連鑄復(fù)合過程影響的數(shù)值模擬

劉新華，付新彤，付華棟，謝建新

(北京科技大學(xué)材料先進(jìn)制備技術(shù)教育部重點實驗室新材料技術(shù)研究院，北京 100083)

以100 mm×100 mm大斷面銅包鋁棒坯為對象，建立棒坯連鑄復(fù)合成形的數(shù)值模型，確定模型的邊界條件，并通過設(shè)計的實驗驗證數(shù)值模型邊界條件的準(zhǔn)確性?；隍炞C的邊界條件，采用ProCast軟件對銅包鋁棒坯立式連鑄復(fù)合成形過程的穩(wěn)態(tài)溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了各工藝參數(shù)對連鑄過程的影響規(guī)律，給出了工藝參數(shù)的調(diào)控策略和合理范圍。結(jié)果表明，制備100 mm×100 mm大斷面銅包鋁鑄坯的合理工藝參數(shù)范圍為：在保持銅液溫度1250 ℃的條件下，鋁液鑄造溫度為760~790 ℃；一冷水流量為1600~2000 L/h；二冷水流量為900~1100 L/h；二冷水距結(jié)晶器石墨套出口距離為20 mm；拉坯速度為80~100 mm/min。

銅包鋁；立式連鑄復(fù)合成形；溫度場；數(shù)值模擬

銅包鋁(Copper clad aluminum, CCA)復(fù)合材料是在鋁芯表層包覆一層純銅的高性能層狀復(fù)合導(dǎo)體材料，兼具純銅電導(dǎo)率高、易連接、耐腐蝕，以及純鋁密度低、成本低等優(yōu)點，在電力、電器、冶金、交通、建筑等領(lǐng)域具有廣闊應(yīng)用前景[1?3]。按用途，銅包鋁復(fù)合導(dǎo)體可分為斷面尺寸較小的線材(包括圓線和扁線)和斷面尺寸較大的扁排，其中扁排類產(chǎn)品用量約占一半，市場潛在需求高達(dá)每年100萬t左右。然而，目前用于生產(chǎn)銅包鋁復(fù)合線材的主要工藝，如鋁線鍍銅法[4]、軋制壓接法[5]、包覆焊接法[6]等，均難以生產(chǎn)大斷面高性能的銅包鋁扁排產(chǎn)品。靜液擠壓法[7]雖然可以生產(chǎn)較大斷面的扁排產(chǎn)品，但由于工藝流程長、設(shè)備投資大、生產(chǎn)成本高，難以大規(guī)模推廣應(yīng)用于純銅扁排的替代，僅限于對減重有重要要求的少量高端產(chǎn)品上應(yīng)用。

針對上述問題，本文作者等[8?11]發(fā)明了連鑄直接成形制備銅包鋁復(fù)合材料的新工藝，具有流程短、生產(chǎn)成本低、界面結(jié)合強(qiáng)度高等優(yōu)點，為大斷面銅包鋁復(fù)合材料的規(guī)模生產(chǎn)和應(yīng)用開辟了重要途徑。連鑄直接復(fù)合成形新工藝的關(guān)鍵是精確控制銅和鋁的連鑄凝固行為、銅和鋁的固液界面的位置和溫度場、以及銅鋁界面的反應(yīng)和過渡層厚度[12?13]。由于銅包鋁連鑄復(fù)合成形涉及的工藝參數(shù)較多，傳熱過程復(fù)雜，且鋁芯完全處于銅包覆層之中，難以對鋁芯的凝固位置和溫度場進(jìn)行直接監(jiān)測，成為研究銅鋁復(fù)合過程和工業(yè)生產(chǎn)過程控制的主要難題。采用數(shù)值模擬的方法可以建立連鑄凝固過程的溫度場模型，分析溫度場變化規(guī)律，研究工藝參數(shù)對連鑄過程的影響，把握鋁芯的凝固行為，從而為連鑄復(fù)合過程的精確控制提供指導(dǎo)。

本文作者以斷面尺寸為100 mm×100 mm的較大斷面銅包鋁棒坯立式連鑄成形為對象，采用ProCAST有限元軟件對不同工藝參數(shù)下棒坯凝固的溫度場進(jìn)行模擬，得到銅包鋁棒坯在連鑄穩(wěn)定狀態(tài)下固液界面的位置，分析工藝參數(shù)對大斷面銅包鋁棒坯連鑄過程的影響規(guī)律，給出合理的調(diào)控策略和工藝參數(shù)范圍。

1 模型及模擬方法

1.1 物理與幾何模型

銅包鋁立式連鑄直接成形工藝原理[14]如圖1所示，制備過程是：分別將銅和鋁在坩堝中熔化并達(dá)到設(shè)定溫度，然后通過調(diào)整連鑄參數(shù)使銅液首先連續(xù)凝固為包覆層銅管，當(dāng)銅管連鑄達(dá)到穩(wěn)定后，將鋁液通過銅管芯棒的中心孔澆注到先凝固的銅管中，通過二次冷卻使鋁液凝固為芯材，同時使銅與鋁實現(xiàn)良好復(fù)合。

圖1 銅包鋁立式連鑄直接復(fù)合成形工藝原理圖

在銅包鋁充芯連鑄過程中，銅液與鋁液的鑄造溫度、冷卻強(qiáng)度和連鑄速度等眾多因素均影響連鑄過程中的溫度場，為了較全面的考慮各因素對溫度場模擬結(jié)果的影響，建立了包括銅管、鋁芯、石墨芯管、石墨鑄型、水冷銅套為一體的模擬對象。根據(jù)前期研究結(jié)果和棒坯斷面尺寸，確定結(jié)晶器的長度為200 mm。由于鑄坯幾何形狀具有軸對稱性，為了提高計算效率，建立如圖2所示的1/4三維軸對稱幾何模型，所有模型均按照與實際中試設(shè)備相關(guān)部位幾何尺寸1:1的比例進(jìn)行建模。

ProCAST軟件自帶前處理網(wǎng)格劃分模塊MeshCAST只能對簡單模型進(jìn)行網(wǎng)格的自動劃分，復(fù)雜多曲面三維實體模型導(dǎo)入到MeshCAST后會丟失很多信息，修補(bǔ)或定義模型間關(guān)系時，需逐步定義模型中的交點、公共線、公共面，修復(fù)工作量大，網(wǎng)格質(zhì)量較差。有限元前處理軟件HyperMESH提供了大量的有限元模擬軟件接口，而且導(dǎo)入的模型質(zhì)量高，只需少量的修改甚至不需修改即可直接進(jìn)行網(wǎng)格劃 分[15]。因此，本文作者在Pro-E中創(chuàng)建三維幾何模型，采用HyperMESH劃分面網(wǎng)格，再導(dǎo)入MeshCAST軟件中進(jìn)行體網(wǎng)格的劃分，自動生成的網(wǎng)格之間形成良好銜接。

連鑄復(fù)合成形過程涉及的因素眾多，如果考慮連鑄過程的全部因素，可能導(dǎo)致模擬計算難以進(jìn)行，為此在模擬過程中，對銅包鋁連鑄復(fù)合成形過程的物理模型做如下簡化處理：

1) 模擬采用穩(wěn)態(tài)模擬，只考慮在設(shè)定的邊界條件下達(dá)到穩(wěn)定時的溫度場；

2) 忽略金屬液內(nèi)部的對流換熱；

3) 所有部件各向同性，物性參數(shù)僅與溫度有關(guān)；

4) 除結(jié)晶潛熱外，不考慮其它相變潛熱；

5) 一次冷卻水、二次冷卻水沿周向均勻分布，冷卻強(qiáng)度沿周向相同。

圖2 銅包鋁立式連鑄復(fù)合幾何模型

1.2 邊界條件

在熱傳導(dǎo)分析中，根據(jù)物體邊界處傳熱的特點不同，邊界條件分為以下3類：

1) 第一類邊界條件，給定物體邊界上任何時刻的溫度分布0：

=0(1)

2) 第二類邊界條件，給定物體邊界上任何時刻的熱流密度分布0：

??=0(2)

3) 第三類邊界條件，給定物體邊界與周圍環(huán)境間的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及周圍環(huán)境溫度ext：

??=(ext?) (3)

如圖3所示，本研究中溫度場分析應(yīng)用的邊界條件設(shè)置如下：

邊界1、2：恒溫邊界，為第一類邊界條件，分別設(shè)為鋁液和銅液的鑄造溫度；邊界3：一次冷卻水冷卻邊界，按照第三類邊界條件設(shè)定冷卻水溫度和換熱系數(shù)；邊界4：結(jié)晶器和石墨內(nèi)襯暴露于空氣區(qū)域以及銅包鋁鑄坯出結(jié)晶器還未進(jìn)入二次冷卻區(qū)域，按照第三類邊界條件分別設(shè)定鑄坯與空氣的換熱系數(shù)和大氣的溫度；邊界5：二次冷卻水冷卻區(qū)域，按照第三類邊界條件設(shè)定鑄坯和二次冷卻水的換熱系數(shù)以及二次冷卻水的溫度；邊界6：幾何對稱面，設(shè)置對稱邊界；其余幾何邊界上均設(shè)為絕熱邊界條件。

界面I為鋁芯和石墨芯管的接觸界面，本實驗中液態(tài)金屬與石墨模具緊密接觸且液態(tài)金屬流速很小，兩者能夠進(jìn)行充分的換熱，相關(guān)研究[16]表明，液態(tài)金屬與模具界面換熱系數(shù)取值范圍為10000~20000 W?(m2?k)，故將鋁芯和石墨芯管的界面換熱系數(shù)設(shè)定為15000 W?(m2?k)(本研究將金屬液與石墨的換熱系數(shù)均設(shè)為此值)。界面II為凝固后的銅包覆層與石墨芯管的接觸界面，凝固后銅管冷卻收縮，固態(tài)金屬銅與石墨芯管緊密接觸。前期研究[16]利用靜態(tài)熱流法通過實驗計算得到銅與石墨模具緊密接觸時的傳熱系數(shù)為2400~2600 W?(m2?k)。

界面III為凝固后的銅包覆層與石墨模具的接觸界面。凝固后金屬銅發(fā)生收縮，與石墨鑄型產(chǎn)生氣隙，氣隙對界面換熱系數(shù)產(chǎn)生非常大的影響，氣隙的傳熱主要為空氣的熱傳導(dǎo)。但由于鑄坯從凝固開始到結(jié)晶出口的一點距離內(nèi)其溫度是逐漸降低的，鑄坯的收縮量不同，因此，結(jié)晶器內(nèi)棒坯與結(jié)晶器之間沿軸向?qū)嶋H氣隙的寬度由于溫度不同而不可能為一定值，本研究結(jié)合凝固收縮計算公式及棒坯出結(jié)晶器出口時實際氣隙寬度，計算出更接近實際凝固情況的氣隙寬度。金屬凝固時的線性收縮尺寸，即氣隙的寬度由公式(4)計算：

×(×) (4)

式中：為收縮的線性尺寸，m；為線性收縮系數(shù)，1/K；為收縮前尺寸，m；為溫度變化，K。

按照式(4)計算出隨著棒坯表面溫度變化的氣隙寬度值，直至氣隙寬度達(dá)到實驗實際氣隙寬度時便穩(wěn)定與此值。表1所列為棒坯與石墨鑄型間氣隙寬度和換熱系數(shù)的計算結(jié)果。界面IV為石墨鑄型和結(jié)晶器銅套的接觸界面。石墨鑄型與結(jié)晶器銅套采用熱裝方式裝配在一起，為緊密接觸。

表4 棒坯與石墨鑄型間氣隙寬度及換熱系數(shù)

圖3 銅包鋁立式連鑄溫度場穩(wěn)態(tài)模擬邊界條件和界面條件示意圖

1.3 換熱系數(shù)的計算

1.3.1 一次冷卻水對流換熱系數(shù)

按照冷卻水強(qiáng)制對流換熱公式計算換熱系數(shù)，建立換熱系數(shù)與冷卻水銅套溫度相對的關(guān)系。連鑄時結(jié)晶器的冷卻水沿著緊貼著冷卻水銅套的一個環(huán)形縫隙中流過，與銅套發(fā)生對流換熱并將熱量帶走，屬于非圓形管道對流換熱[17]。非圓管道的特征尺寸采用流體力學(xué)中當(dāng)量直徑(e)的概念[17?18]，定義為

式中：為非圓管道的橫截面積；為濕周，即流體和橫截面接觸長度。

當(dāng)量直徑用于雷諾數(shù)和努塞爾數(shù)Nu的計算。

根據(jù)式(6)計算冷卻水的換熱系數(shù)。

式中：f為水的導(dǎo)熱系數(shù)；Nu為努賽爾數(shù)。

1.3.2 二次冷卻水界面換熱系數(shù)

對于二次冷卻邊界條件，冷卻水與銅包鋁棒坯的換熱系數(shù)隨著棒坯表面溫度的變化而變化。當(dāng)棒坯表面溫度較低時，冷卻水與鑄坯表面未發(fā)生沸騰換熱，換熱方式為強(qiáng)制對流換熱，換熱系數(shù)由式(7)計算；當(dāng)鑄坯表面溫度高于水的飽和溫度時，冷卻水會發(fā)生沸騰現(xiàn)象，此時棒坯表面同時進(jìn)行核態(tài)沸騰換熱和強(qiáng)制對流換熱，換熱系數(shù)計算如式(8)所示[19]。

式中：?=wall?bulk，為鑄坯表面溫度與冷卻水溫度差；?T=wall?sat，為鑄坯表面溫度與冷卻水沸點溫度sat之差；sf為系數(shù)，由熱態(tài)金屬和流體性質(zhì)共同決定，參考冷卻水與銅管的換熱，取sf=0.013[20?21]；、′同上式，sat在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下為373 K。

1.3.3 鑄坯表面與大氣間的界面換熱系數(shù)

鑄坯拉出結(jié)晶器后與周圍大氣進(jìn)行輻射傳熱的同時，還會進(jìn)行對流傳熱，其傳熱邊界條件可以表示為

式中：c為對流換熱系數(shù)，W?m/K；r為輻射換熱系數(shù)，W?m/K。

鑄坯與大氣間的對流換熱屬于自然對流，假設(shè)大氣溫度恒定為25 ℃，計算鑄坯在不同表面溫度下的自由對流換熱系數(shù)[17]，如式(10)所示。

式中：=?Pr為瑞利數(shù)；為格拉曉夫數(shù)；；為普朗特數(shù)；為氣體的體積膨脹系數(shù)，K?1；Δ為鑄坯表面溫度和周圍大氣溫度的差值；c為棒坯特征尺寸；為空氣的運動黏度，m2/s。

棒坯表面與大氣的輻射換熱系數(shù)按式(11)計算：

式中：為銅的發(fā)射率，即黑度(本研究取0.6[16])；b=5.67 W/(m2?K4)，為黑體輻射系數(shù)；w為鑄坯表面熱力學(xué)溫度，K；T為不受鑄坯溫度影響處空氣的溫度，K。

1.4 邊界條件的實驗驗證

邊界條件的選取與確定是模擬結(jié)果可靠性、精確性的至關(guān)重要因素，通過實驗驗證關(guān)鍵邊界條件的正確性十分必要。對于大斷面銅包鋁鑄坯的連鑄過程中涉及的邊界條件由于受到各種因素的影響，難以準(zhǔn)確直接測量，因此，通過設(shè)計相似傳熱條件和方便測量的物理模擬實驗，通過實測物理模擬結(jié)果及數(shù)值模擬結(jié)果驗證邊界條件計算方法的正確性。

物理模擬實驗裝置與方法如圖4所示，結(jié)晶器采用與復(fù)合連鑄相似的結(jié)構(gòu)和裝配方式，即石墨鑄型與水冷銅套采用熱裝的方式裝配在一起。模擬實驗時，通過將一定溫度的金屬液澆注到石墨鑄型中(為方便存儲金屬液，鑄型設(shè)計為帶底的結(jié)構(gòu))，測量在金屬液凝固過程中通過石墨鑄型與水冷銅套之間的換熱過程。實驗過程中為了使凝固時盡量沿周向傳熱，將實驗裝置的上下面用一層硅酸鋁纖維棉保溫。實驗過程中通過在石墨鑄型上打孔測溫的方式采集模具溫度隨時間的變化，測溫孔位置如圖4所示，采用K型熱電偶測溫。

凝固金屬銅與石墨襯套間的氣隙傳熱系數(shù)以及一次冷卻水的傳熱系數(shù)是兩個重要的邊界條件，對熱電偶處溫度產(chǎn)生綜合影響。為了分別對兩個傳熱變量進(jìn)行驗證，需要進(jìn)行分離實驗，先進(jìn)行鋁液的澆鑄實驗，采用空冷的冷卻條件，通過實驗采集溫度與模擬溫度的對比驗證氣隙傳熱系數(shù)的準(zhǔn)確性。然后進(jìn)行銅液的澆鑄實驗，冷卻條件為水冷，采用經(jīng)過驗證的氣隙傳熱系數(shù)進(jìn)行一次冷卻水傳熱系數(shù)的實驗驗證。

圖5所示為澆鑄實驗的實測溫度和模擬溫度隨時間的變化曲線，藍(lán)色虛線為實測溫度與模擬溫度的絕對誤差曲線。由圖5可知，水冷的冷卻速度明顯大于空冷的冷卻速度，水冷時模擬溫度降低的比實際溫度要快，這是由于模擬條件將澆注系統(tǒng)看成理想的兩端絕熱的周向傳熱而實驗中采用保溫棉近似絕熱條件。測溫從澆鑄開始時計時，在澆鑄的初始階段溫度較低，受環(huán)境的影響較大，絕對誤差出現(xiàn)較大波動，隨著溫度的升高，系統(tǒng)趨于穩(wěn)定，絕對誤差開始逐漸減小。計算每個時刻的誤差值并求取相對誤差，實驗的相對誤差最大值為10%，因此，可以認(rèn)為本研究采用的邊界條件具有較高的精度，可用于大斷面銅包鋁鑄坯的模擬研究。

1.5 工藝參數(shù)的模擬方案設(shè)計

本研究中影響溫度場的工藝參數(shù)較多，包括銅液鑄造溫度、鋁液鑄造溫度、一次冷卻強(qiáng)度、二次冷卻強(qiáng)度、芯管長度、連鑄速度等，模擬方案的設(shè)計至關(guān)重要。根據(jù)前期的實驗研究結(jié)果[10?12]，在保證銅管連鑄質(zhì)量的前提下，銅液的鑄造溫度對銅包鋁連鑄過程影響較小，設(shè)定銅液澆鑄溫度為1250 ℃。在模具結(jié)構(gòu)不變的情況下，對各工藝參數(shù)條件下銅包鋁復(fù)合連鑄的穩(wěn)態(tài)溫度場進(jìn)行模擬，考察一次冷卻水流量、二次冷卻水流量、二冷水距結(jié)晶器出口的位置、連鑄速度和鋁液鑄造溫度及芯管長度(圖1中幾何模型上端部到鋁液出芯管口處的距離)對銅包鋁立式連鑄過程的影響。查閱常用正交表，選擇了五水平六因素L25(56)正交方案設(shè)計，確定了各工藝參數(shù)的取值范圍，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行的工藝參數(shù)設(shè)置如表2所示。

圖4 物理模擬實驗裝置及熱電偶測溫位置

圖5 物理模擬實驗時鑄型中的金屬液凝固過程中實測溫度與模擬溫度隨時間的變化曲線

表2 數(shù)值模擬工藝參數(shù)表及所對應(yīng)條件下的模擬結(jié)果

2 結(jié)果與討論

2.1 模擬結(jié)果評價指標(biāo)

按照表2所示方案應(yīng)用ProCAST模擬得到銅包鋁棒坯連鑄凝固成形過程中的穩(wěn)態(tài)溫度場，為了更加直觀的分析各工藝參數(shù)的模擬結(jié)果，選擇4個表征模擬結(jié)果的指標(biāo)，如圖6所示，各指標(biāo)及其物理意義如下：

1) 芯管出口處鋁的過熱度?，由圖6中所示芯管出口處的鋁液溫度Al與鋁熔點的差值得到；

2) 金屬鋁液出芯管與銅管開始接觸至冷卻到銅鋁合金共晶反應(yīng)溫度(548.2 ℃)所需時間，由接觸距離e(共晶等溫線位于芯管下方時取正值)除以拉坯速度得到；

3) 銅的固液界面距銅液入口的距離1；

4) 鋁的固液界面距芯管出口的距離2(鋁固液界面位于芯管出口下方時取正值，上方時取負(fù)值)。

2.2 模擬結(jié)果

每種模擬方案的模擬結(jié)果列于表2中，本研究為多指標(biāo)無交互作用等水平正交方案，多指標(biāo)試驗中，不同指標(biāo)的重要程度常常是不一致的，各因素對不同指標(biāo)的影響程度也不完全相同，多指標(biāo)試驗的結(jié)果分析比較復(fù)雜，表3所列為極差分析結(jié)果。

圖6 模擬結(jié)果的評價指標(biāo)物理意義示意圖

表3 表2中不同工藝參數(shù)下模擬結(jié)果的極差分析表

每個指標(biāo)的1~5分別為各因素的5個水平所對應(yīng)的結(jié)果指標(biāo)的平均值。為每個因素的極差，即該因素各水平下平均指標(biāo)值的最大值與最小值之差，它反映了該因素的水平變動時，結(jié)果指標(biāo)的變動幅度。極差越大，說明該因素在所選水平范圍內(nèi)對結(jié)果指標(biāo)的影響越大，也就越重要。因此，依據(jù)的大小，就可以判斷因素的主次。為了更加直觀的表示各工藝參數(shù)對模擬結(jié)果的影響，將極差值繪制成效應(yīng)曲線，如圖7所示。

2.2.1 各工藝參數(shù)的影響規(guī)律

一次冷卻水流量和二次冷卻水流量的增加使冷卻強(qiáng)度增加，最終導(dǎo)致銅鋁固液界面的提高，鋁液出芯管口的溫度降低并與銅管反應(yīng)的時間變短。由圖7的效應(yīng)曲線可知，一次冷卻水流量和二次冷卻水流量相對于本研究中其他4個因素對模擬結(jié)果的影響較小。這是因為影響銅包鋁凝固過程的主要因素為冷卻強(qiáng)度，而本課題組前期研究表明，冷卻強(qiáng)度在一定范圍內(nèi)隨冷卻水流量的增加而增大但不會無限制的增大，當(dāng)冷卻水流量達(dá)到一定值后，再增大冷卻水流量對于冷卻強(qiáng)度的增大效果不再明顯。由于本研究在模擬過程中選取的冷卻水流量范圍已經(jīng)足夠大，降低了冷卻水流量對于模擬結(jié)果的影響。

二次冷卻水位置距離結(jié)晶器出口距離增加，芯管長度增長，鋁液鑄造溫度提高都將導(dǎo)致鋁液與銅管接觸時溫度較高，接觸時間較長，反應(yīng)較強(qiáng)烈，導(dǎo)致界面層厚度增加，脆性相較多影響性能；反之則使固液界面移至芯管出口以內(nèi)，鋁液的填充變得不連續(xù)，芯部鋁將產(chǎn)生明顯的冷隔等缺陷。拉坯速度的增大使得銅鋁的固液界面降低，鋁液與銅接觸時的溫度提高而兩者的接觸時間縮短。

各工藝參數(shù)對銅包鋁棒坯連鑄成形過程的影響主要包括對包覆層銅管凝固位置、鋁芯凝固位置以及銅鋁界面結(jié)合狀態(tài)的影響。本研究分別通過各工藝參數(shù)對連鑄過程三方面影響的分析，得出大斷面銅包鋁連鑄棒坯的合理制備工藝參數(shù)范圍。

2.2.2 工藝參數(shù)對銅管凝固位置的影響

在銅包鋁連續(xù)復(fù)合成形時，外層銅管先在石墨鑄型與芯管之間凝固成形，銅管達(dá)到穩(wěn)定連鑄后，鋁液填充進(jìn)銅管凝固并與之復(fù)合。外層銅管在凝固時固液界面首先不能低于芯管出口，否則銅管不能成型，銅包鋁棒坯無法凝固，而且很容易發(fā)生安全事故；其次，銅的固液界面不宜過高，防止拉坯時的摩擦力過大從而產(chǎn)生拉不動或者拉斷的現(xiàn)象，因此銅的固液界面位置(圖6中1)需要在保證順利凝固的條件下盡可能大。

圖7 各指標(biāo)效應(yīng)曲線

由表3中的銅液距入口處距離1的各因素極差分析結(jié)果可知，(Al)＞()＞(二冷)＞(1)≈(2)＞(芯管)，但各極差相差很小且都遠(yuǎn)小于平均水平，表示各因素在所給調(diào)節(jié)范圍內(nèi)對銅的固液界面影響不明顯。鋁液溫度和拉坯速度對銅固液界面影響相對明顯，如圖7(a)所示，為防止銅的固液界面過高，應(yīng)控制鋁液溫度Al＞730 ℃，拉坯速度＞60 mm/min。

2.2.3 工藝參數(shù)對鋁芯凝固位置的影響

鋁液填充的質(zhì)量用鋁固液界面距芯管出口的位置2決定。當(dāng)鋁的固液界面位置高于芯管出口時，連鑄過程中會產(chǎn)生冷隔、縮孔等嚴(yán)重缺陷；而當(dāng)鋁的固液界面距芯管出口過低的時候，鋁液與外層銅管接觸過長，界面反應(yīng)嚴(yán)重，不利于復(fù)合界面的性能，將于后面討論。

由表3中的鋁液距芯管出口距離2的各因素極差分析結(jié)果可知，(芯管)＞(1)＞(二冷)＞()≈(Al)＞(2)，芯管對鋁固液界面影響最大。如圖7中b所示，在本文條件下，為防止鋁的固液界面進(jìn)入芯管內(nèi)部，應(yīng)控制芯管長度芯管＜330 mm。

2.2.4 工藝參數(shù)對界面結(jié)合狀態(tài)的影響

當(dāng)銅和鋁兩種金屬在高溫下接觸時，會發(fā)生元素的相互擴(kuò)散，形成一定厚度的界面層。適當(dāng)厚度的界面層可增大界面結(jié)合強(qiáng)度，有利于提高銅鋁復(fù)合材料的性能。但同時銅鋁兩種金屬在高溫下的擴(kuò)散極容易形成脆性金屬間化合物相，例如，當(dāng)溫度達(dá)到548.2 ℃以上時，銅和鋁會發(fā)生共晶反應(yīng)，生成脆性金屬間化合物相CuAl2。銅鋁界面反應(yīng)生成的脆性相將導(dǎo)致復(fù)合界面質(zhì)量變差。表征銅鋁反應(yīng)程度的指標(biāo)為接觸時鋁液過熱度?和反應(yīng)時間，接觸溫度越高，反應(yīng)時間越長，生成的脆性相越多，力學(xué)性能越差，因此鋁液過熱度?和反應(yīng)時間在保證冶金結(jié)合的前提下越小越好。

由表3中的鋁液過熱度?的各因素極差分析結(jié)果可知，(芯管)＞()＞(二冷)＞(Al)＞(1)＞(2)，其中芯管長度和連鑄速度是影響鋁液過熱度的主要因素，二冷水流量在所給范圍內(nèi)對過熱度的影響最弱。如圖7(c)所示，為滿足鋁液過熱度的范圍需控制芯管長度芯管＜310 mm，拉坯速度＞60 min，二冷距離二冷＞10 mm，鋁液溫度Al＞750 ℃。

表3中的銅鋁接觸至共晶溫度的時間的極差計算結(jié)果：(芯管)＞(二冷)＞(2)＞(Al)＞(1)＞()，影響的主要因素是芯管長度和二冷距離，其他的因素對時間的影響不明顯。如圖7(d)所示，為使鋁液與外層銅管接觸且接觸時間盡可能短，應(yīng)控制芯管長度芯管＜330 mm，二冷距離盡可能短。

2.3 工藝參數(shù)調(diào)控策略與合理范圍

綜合以上的分析，得出制備100 mm×100 mm大斷面銅包鋁鑄坯的可行工藝參數(shù)范圍為：一冷水流量為1600~2000 L/h，二冷水流量為900~1100 L/h，二冷水距結(jié)晶器石墨套出口距離為20 mm，拉坯速度為80~100 mm/min，芯管長度為290 mm，鋁液鑄造溫度為760~790 ℃，銅液鑄造溫度為1250 ℃。

上述工藝參數(shù)對結(jié)果指標(biāo)的極差總和為：芯管出口處的鋁液過熱度?為1000.6 ℃，銅鋁接觸至共晶溫度的時間為106.3 s，銅液距入口處距離1為32.2 mm，鋁液距芯管出口距離2為226.8 mm。由此可知，工藝參數(shù)變動對鋁液過熱度的影響最大，其次為鋁液距芯管出口距離和冷卻至共晶溫度的時間，對銅液距入口處距離影響最小，幾乎可以忽略。在實驗調(diào)控時，應(yīng)優(yōu)先調(diào)節(jié)鋁液出芯管口的溫度。再按照工藝參數(shù)對該指標(biāo)影響大小的順序調(diào)整工藝參數(shù)。例如，由表3和圖7可知，芯管長度芯管對上述3個指標(biāo)的影響都比較顯著，應(yīng)首先調(diào)整，二冷卻水距離二冷次之，連鑄速度再次，而其他參數(shù)調(diào)整對連鑄過程的影響較小，可以最后調(diào)整。

選取以下工藝參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬：一冷水流量1800 L/h，二冷水流量1100 L/h，二冷水距結(jié)晶器石墨套出口距離20 mm，拉坯速度100 mm/min，芯管長度290 mm，鋁液鑄造溫度770 ℃。得到的模擬結(jié)果如圖8所示，可以看出，在該組工藝參數(shù)下，共晶等溫線處于芯管出口附近，有利于避免界面發(fā)生過渡反應(yīng)，生成不利于界面結(jié)合性能的金屬間化合物；同時，鋁芯的固液界面位置也位于芯管出口下方較小的距離，該種情況不僅有利于鋁液連續(xù)進(jìn)入包覆層銅管中而不會形成堵塞，而且鋁液與銅包覆層的接觸區(qū)較短，不容易發(fā)生嚴(yán)重的界面反應(yīng)。因此，該工藝參數(shù)是一組有利于制備出良好質(zhì)量銅包鋁棒坯的連鑄實驗參數(shù)。

圖8 可行工藝參數(shù)下的模擬結(jié)果

3 結(jié)論

1) 在本研究條件下，芯管長度芯管、二次冷卻水距結(jié)晶器石墨套的距離二冷、連鑄速度3個主要參數(shù)對連鑄坯的影響最大。芯管和二冷的增加會使鋁液與銅管接觸時溫度升高，接觸時間增加，不利于界面結(jié)合性能；反之會使固液界面移至芯管出口以內(nèi)，芯部鋁將產(chǎn)生明顯的冷隔等缺陷；連鑄速度的增大使得銅鋁的固液界面降低，鋁液與銅接觸時的溫度提高而兩者的接觸時間縮短。

2) 根據(jù)模擬結(jié)果得到的本文條件下的工藝參數(shù)調(diào)控策略是：應(yīng)首先調(diào)整芯管長度芯管，二冷卻水距離二冷次之，連鑄速度再次，最后考慮其他參數(shù)的調(diào)整。

3) 較合理的連鑄工藝參數(shù)范圍為：在保持銅液溫度1250 ℃一定的條件下，鋁液鑄造溫度760~790 ℃，一冷水流量1600~2000 L/h，二冷水流量900~1100 L/h，二冷水距結(jié)晶器石墨套出口距離20 mm，拉坯速度80~100 mm/min。

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(編輯 何學(xué)鋒)

Numerical simulation analysis of effects of processing parameters on forming process of vertical continuous core-filling casting for copper clad aluminum billets with large section

LIU Xin-hua, FU Xin-tong, FU Hua-dong, XIE Jian-xin

(Key Laboratory for Advanced Materials Processing, Ministry of Education, Institute of Advanced Materials and Technology,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

Taking the copper clad aluminum composite billet with a large section size of 100 mm×100 mm as an object, a numerical simulation of continuous core-filling casting was established. The boundary conditions of the numerical model were determined, and its accuracy was verified by convenient experiment. Based on the verified boundary conditions,the steady-state temperature field of large section copper clad aluminum during the casting was numerically simulated by ProCast software. The effect of each processing parameter on the casting processing is obtained and the controlling method and proper range of the processing parameters are given. The results show that the reasonable processing parameters in preparing copper clad aluminum in 100 mm×100 mm cross section are as follows: under the condition of the casting temperature of copper of 1250 ℃, the casting temperature of aluminum is 760?790 ℃, the flux of the first cooling water is 1600?2000 L/h, the flux of the second cooling water is 900?1100 L/h, the distance from the second cooling water to the exit of graphite crystallizer is 20 mm, and the withdrawing speed is 80?100 mm/min.

copper clad aluminum; vertical continuous core-filling continuous casting; temperature field; numerical simulation

Project (2013AA030706) supported by the National High-Tech Research and Development Program of China; Project (Z141100004214003) supported by Beijing Science and Technology Plan, China; Project (2015IB012) supported by Yunnan Province Science and Technology Cooperation Plan, China

2016-04-21; Accepted date: 2016-09-06

XIE Jian-xin; Tel: +86-10-62332254; E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.03.009

1004-0609(2017)-03-0514-11

TG156.2

A

國家高技術(shù)研究與發(fā)展計劃資助項目(2013AA030706)；北京市科技計劃資助課題(Z141100004214003)；云南省科技合作項目課題(2015IB012)

2016-04-21；

2016-09-06

謝建新，教授，博士，電話：010-62332254，E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn