譚 威, 邵熠羽, 李 賀, 彭文飛

鋁合金非等界面復(fù)合板的軋制可行性分析

譚 威, 邵熠羽, 李 賀, 彭文飛*

（寧波大學(xué) 機(jī)械工程與力學(xué)學(xué)院, 浙江 寧波 315211）

基于ANSYS LS/DYNA仿真軟件, 探究不同壓下率、軋制溫度對鋁合金非等界面復(fù)合板的影響規(guī)律, 并通過熱軋實(shí)驗(yàn)對非等界面復(fù)合加以驗(yàn)證. 結(jié)果表明: 隨著壓下率的增大, 垂直壓應(yīng)力也隨之增大, 同時垂直壓應(yīng)力呈現(xiàn)流道附近最大, 兩端邊部最小; 軋制過程中的上下板垂直應(yīng)力變化趨勢一致, 通過最大垂直應(yīng)力與變形抗力比值分析得出邊部區(qū)域復(fù)合較為困難. 熱軋溫度在400℃、430℃時, 邊部界面在壓下率為30%時就能完全復(fù)合, 此溫度利于復(fù)合板復(fù)合; 熱軋溫度在460℃時, 邊部界面在壓下率為50%時才能完全復(fù)合, 不利于復(fù)合. 選用仿真優(yōu)化參數(shù)組, 通過實(shí)驗(yàn)對比取樣發(fā)現(xiàn), 在微觀下看到明顯的復(fù)合界面與非復(fù)合界面的交界處, 說明非等界面復(fù)合板成功復(fù)合, 這為其他金屬非等界面復(fù)合判斷分析提供了理論基礎(chǔ).

非等界面; 復(fù)合軋制; 鋁合金; 熱軋實(shí)驗(yàn)

液冷板是汽車動力系統(tǒng)中的鋁制板質(zhì)散熱器件, 熱量通過電池或模組與液冷板表面接觸傳遞, 并被流道中的冷卻液帶走, 液冷板也是新能源汽車動力電池的最后一道防火墻. 隨著新能源汽車需求量的不斷增長, 國家政策號召向動力汽車減排、汽車輕量化以及電池組大容量密度方向發(fā)展, 動力電池的高散熱功率對液冷板的質(zhì)量和可靠性提出了更高要求[1-2].

傳統(tǒng)的液冷板制造工藝有真空釬焊式、攪拌摩擦焊式、埋管式和深孔鉆/腔體式等, 由于存在焊接要求高、效率低、成本高昂、流道堵塞、易泄露導(dǎo)致絕緣性能降低等缺點(diǎn), 難以滿足動力電池的安全散熱需求[3-4]. 本文提出一種復(fù)合板非等界面軋制復(fù)合成形工藝, 以滿足動力電池的高熱負(fù)荷需求. 針對鋁合金復(fù)合板的研究, 喻海良等[5]和孫鐵鎧等[6]利用ANSYS LS/DYNA對鋁、鐵復(fù)合板進(jìn)行等界面數(shù)值模擬分析, 驗(yàn)證了動力學(xué)模擬復(fù)合板的可行性, 但沒有對非等界面進(jìn)行數(shù)值模擬分析. Saito等[7-8]對AA1100復(fù)合板進(jìn)行冷軋, 并分析了疊層界面的復(fù)合原因. Pirgazi等[9]也對AA1100鋁合金復(fù)合板進(jìn)行冷軋制備, 通過不同應(yīng)變產(chǎn)生不同的微觀結(jié)構(gòu), 提出減少晶粒尺寸來提高板材屈服應(yīng)力與抗拉強(qiáng)度. Du等[10]采用冷軋與深冷軋制5道次累積疊軋制備超細(xì)晶粒1060鋁合金復(fù)合板. 上述研究都基于冷軋制備, 沒有考慮鋁合金復(fù)合板在熱軋實(shí)驗(yàn)下的復(fù)合機(jī)理研究. 而Wang等[11]實(shí)現(xiàn)了熱軋AA1060鋁合金的軋制, 利用紋理體積分?jǐn)?shù)與累積真應(yīng)變間的簡單關(guān)系來量化表層的紋理演化. Su等[12]也利用熱軋成功制備了疊軋AA6061復(fù)合板, 并解釋了疊軋過程取向r-cube體積分?jǐn)?shù)變化的機(jī)理. 但他們都同樣沒有考慮到軋制溫度、壓下率等工藝參數(shù)對鋁合金復(fù)合板的應(yīng)力變化規(guī)律和界面復(fù)合質(zhì)量等影響. 且上述研究大多數(shù)都針對同種鋁合金等界面疊軋的面面復(fù)合, 而對非等界面復(fù)合的研究較少.

本文基于ANSYS LS/DYNA軟件, 對AA1060層狀鋁合金非等界面熱軋復(fù)合成形工藝研究, 選取軋制溫度與壓下率分析非等界面垂直應(yīng)力的變化規(guī)律和復(fù)合板的結(jié)合質(zhì)量[13]. 最后設(shè)置實(shí)驗(yàn)組加以驗(yàn)證, 為后續(xù)熱軋復(fù)合的預(yù)測以及優(yōu)化工藝參數(shù)提供了理論基礎(chǔ), 對實(shí)現(xiàn)復(fù)合板的穩(wěn)定面面結(jié)合具有重要的工程應(yīng)用價值.

1 非等界面復(fù)合熱軋有限元模型

1.1 材料及物理參數(shù)模型

復(fù)合板基覆層采用O態(tài)AA1060鋁合金, 板厚1.6mm, 板長=0.6m, 板寬=0.38m. 鋁合金材料模型選用多線性材料模型[14], 根據(jù)文獻(xiàn)[15]獲得此材料在400、430、460℃下的應(yīng)力—應(yīng)變變化曲線, 將曲線輸入到ANSYS/LS-DYNA命令流程序中, 導(dǎo)出K文件. 使用JMatPro軟件計(jì)算出AA1060鋁合金材料隨溫度變化的密度、泊松比、楊氏模量、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱系數(shù)曲線. 將上述熱物理參數(shù)添加入K文件, 生成相關(guān)的材料模型后, 導(dǎo)入ANSYS/ LS-DYNA的求解器中使用.

1.2 有限元模型

基于ANSYS LS/DYNA軟件, 按照實(shí)際尺寸進(jìn)行1:1建模, 工作輥和支撐輥直徑分別為Φ300 mm、Φ600mm, 基層材料表面上通過熱噴涂儀器噴涂寬度為4mm的H形石墨流道, 軋輥設(shè)置為彈塑性體, 輥頸設(shè)置為剛體, 且軋輥轉(zhuǎn)速相等, 轉(zhuǎn)速設(shè)定為=1.1m·s-1.

表1 摩擦系數(shù)

設(shè)置熱邊界條件最大接觸值為1mm, 最小接觸值為0.01mm. 熱對流系數(shù)取為0.03kW·(m2·K)-1, 對稱面熱對流系數(shù)取為=0kW·(m2·K)-1, 鋁合金板的熱輻射率取為0.8[16]. 塑性熱功轉(zhuǎn)換系數(shù)與摩擦熱功轉(zhuǎn)化系數(shù)設(shè)為0.9. 軋輥、復(fù)合板之間采用庫侖摩擦, 復(fù)合板的復(fù)合區(qū)域采用固連接觸, 非復(fù)合區(qū)域采用庫侖摩擦, 具體數(shù)值見表1. 由于模型建立的對稱性, 為節(jié)省計(jì)算時間, 采用1/2的模型進(jìn)行分析, 建立有限元模型如圖1所示.

2 有限元分析

2.1 非等界面結(jié)合狀態(tài)分析

軋制溫度在400℃下的結(jié)合界面受垂直壓應(yīng)力分布如圖2所示. 壓下率為10%時, 界面垂直壓應(yīng)力在27～108MPa之間, 極少部分達(dá)到400℃下的變形抗力(78MPa), 此時寬度橫向垂直壓應(yīng)力分布較為均勻. 壓下率為20%時, 界面的垂直壓應(yīng)力增大, 超過該壓下率的金屬變形抗力, 復(fù)合區(qū)域逐漸增多, 但還不能形成連續(xù)的良好結(jié)合. 橫向?qū)挾确较虻拇怪眽簯?yīng)力在靠近石墨流道位置時最大, 兩端方向邊界最小, 隨著壓下率的增大, 這種現(xiàn)象愈加明顯, 連續(xù)性增強(qiáng). 在壓下率30%、40%時, 發(fā)現(xiàn)軋制區(qū)域初步全部結(jié)合, 壓下率50%、60%時, 結(jié)合程度增大.

復(fù)合板在軋制過程中, 上下板同時受到軋輥的擠壓作用力, 為了分析軋制過程中軋輥對上下板界面的垂直壓應(yīng)力, 將復(fù)合板界面分為I、II、III區(qū)域及未復(fù)合流道區(qū)域, 并選取區(qū)域中P1～P4點(diǎn)位置. 分區(qū)示意圖和取點(diǎn)位置如圖3所示.

在軋制過程中, I、II、III復(fù)合區(qū)域及未復(fù)合流道區(qū)域垂直壓應(yīng)力的分布變化如圖4所示. 由圖可見, 在壓下率10%、30%、60%時, 上下板非等界面的變化規(guī)律基本上相同, 因此在后續(xù)的非等界面復(fù)合判定時, 只需要對基板進(jìn)行分析.

2.2 非等界面復(fù)合判定分析

引用復(fù)合界面垂直壓應(yīng)力的預(yù)測模型, 通過計(jì)算鋁合金復(fù)合板復(fù)合界面的垂直應(yīng)力與變形抗力之比, 來判別鋁合金復(fù)合板復(fù)合界面是否發(fā)生初步結(jié)合. 當(dāng)復(fù)合界面的最大垂直壓應(yīng)力與鋁合金變形抗力的比值大于1時, 即表示會發(fā)生結(jié)合. 判別公式如下[12]:

取18組工藝參數(shù)下的I～I(xiàn)II區(qū)邊界上的界面垂直應(yīng)力來計(jì)算平均應(yīng)力值, 并與金屬變形抗力的比值進(jìn)行復(fù)合判定.

通過表2的判定比值可以發(fā)現(xiàn), I區(qū)的判定比值均大于1, 表明I區(qū)均復(fù)合, 而II區(qū)和III區(qū)則在部分工藝參數(shù)條件下未復(fù)合. 此外通過判斷還能發(fā)現(xiàn), 區(qū)域I的平均垂直壓應(yīng)力整體略大于區(qū)域II, 原因是區(qū)域I位置靠前, 屬于軋件變形區(qū)的初入階段與拽入階段, 軋制力較大; 當(dāng)軋件進(jìn)入軋制平穩(wěn)階段, 鋁合金塑性變形平穩(wěn), 軋制力減小, 垂直壓應(yīng)力相應(yīng)減小. 區(qū)域III垂直壓應(yīng)力均小于區(qū)域I與區(qū)域II, 原因是區(qū)域III屬于復(fù)合板軋件邊部, 在軋制復(fù)合過程中, 邊部金屬流動速度大于軋件中部流動速度, 說明邊部區(qū)域相對于中部區(qū)域更難復(fù)合, 比其他部分厚度更薄, 更容易出現(xiàn)裂縫. 在軋制溫度為400℃和430℃, 壓下率為30%時, 3個區(qū)域完全復(fù)合; 在軋制溫度為460℃時, 壓下率要達(dá)到50%時才完全復(fù)合. 原因是隨著溫度的升高, 金屬變形抵抗力下降, 鋁合金變得更易變形, 鋁合金受到的應(yīng)力值更小, 當(dāng)鋁合金所受應(yīng)力值小于此溫度下的金屬變形抗力時, 反而不利于結(jié)合.

圖3 分區(qū)示意圖

圖4 400℃下, 不同軋制壓下率情況時的垂直壓應(yīng)力變化

表2 等厚I～I(xiàn)II區(qū)AA1060鋁合金復(fù)合板復(fù)合區(qū)域判定

注:*表示未復(fù)合.

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模擬的可靠性, 對AA1060鋁合金復(fù)合板熱軋復(fù)合過程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究, 選取表2中第12組工藝參數(shù)(軋制溫度430℃, 壓下率60%), 對厚度為1.6mm的AA1060鋁合金板進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證. 首先對板表面進(jìn)行機(jī)械刷涂和消毒, 然后使用丙酮或乙醇進(jìn)行表面脫脂處理, 最后風(fēng)冷干燥后涂層石墨流道. 將上述處理好的覆板與基板疊放在一起, 用純鋁鉚釘進(jìn)行鉚接組裝, 將板坯放入真空爐中加熱至430℃, 將加熱后的復(fù)合板放入四輥軋機(jī)(圖5)進(jìn)行熱軋復(fù)合, 最后將軋制后的復(fù)合板在退火溫度403℃下熱處理6h.

圖5 四輥軋機(jī)

取樣進(jìn)行SEM觀察微觀界面, 從圖6軋制方向能夠清楚看到復(fù)合界面與流道處的非復(fù)合界面, 說明復(fù)合板的非等界面軋制復(fù)合是可行的.

圖6 微觀取樣觀察

4 結(jié)論

(1)非等界面復(fù)合3個區(qū)域與非復(fù)合流道區(qū)域的垂直壓應(yīng)力上下板的變化趨勢及其大小基本一致, 垂直壓應(yīng)力在流道附近最大, 往兩端邊界最小, 表明復(fù)合板邊界相對于復(fù)合區(qū)域位置較難復(fù)合, 需在相同溫度下增大壓下率以促使復(fù)合板的復(fù)合.

(2)當(dāng)軋制溫度為400℃或430℃, 壓下率為30%時, 復(fù)合板3個區(qū)域均可達(dá)到完全復(fù)合; 而當(dāng)軋制溫度為460℃, 壓下率為50%時, 才能完成復(fù)合, 說明軋制溫度過高不利于復(fù)合板復(fù)合. 在軋制溫度為430℃和壓下率為60%下進(jìn)行實(shí)驗(yàn), 對軋制方向取樣進(jìn)行微觀界面觀察, 能明顯看到復(fù)合界面與非復(fù)合界面的分界處及復(fù)合界面均勻, 驗(yàn)證了鋁合金非等界面復(fù)合板的軋制可行性.

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Analysis on rolling of aluminum alloy unequal interface composite plate

TAN Wei, SHAO Yiyu, LI He, PENG Wenfei*

( Faculty of Mechanical Engineering & Mechanics, Ningbo University, Ningbo 315211, China )

Based on ANSYS LS/DYNA simulation software, the influence of different reduction rates and rolling temperatures on the non-uniform interface composite plate of aluminum alloy was explored, and the non-uniform interface composite was verified by hot rolling experiment. The results show that with the increase of the reduction rate, the vertical compressive stress also increases, and the vertical compressive stress is the largest near the flow channel and the smallest at both ends. In the rolling process, the change trend of vertical stress of upper and lower plates is consistent. Through the analysis of the maximum vertical stress and deformation resistance ratio, it is difficult to compound the edge area. When the hot rolling temperature is 400℃ and 430℃, the edge interface can be completely composited when the reduction rate is 30%, which is conducive to the composite plate; when the hot rolling temperature is 460℃, the edge interface can be completely composited when the reduction rate is 50%, which is not conducive to composite. The simulation optimization parameter group was selected. Through the comparative sampling of the test, the obvious interface between the composite interface and the non-composite interface can be found at the micro level. It indicates that the non-uniform interface composite plate was successfully composited, which provided a theoretical basis for the judgment and analysis of the non-uniform interface composite of other metals.

unequal interface; rolling-bonding; aluminum alloy; hot rolling experiment

2022?02?09.

寧波大學(xué)學(xué)報（理工版）網(wǎng)址: http://journallg.nbu.edu.cn/

國家自然科學(xué)基金（52075272）; 浙江省自然科學(xué)基金（LY18E050006）; 寧波市科技計(jì)劃（2018B10004, 2019B10100）; 寧波市自然科學(xué)基金（2017A610088）.

譚威（1994－）, 男, 湖南岳陽人, 在讀碩士研究生, 主要研究方向: 金屬塑性加工工藝與裝備. E-mail: 392272986@qq.com

通信作者:彭文飛（1983－）, 男, 湖北天門人, 副教授, 主要研究方向: 金屬塑性加工工藝與裝備. E-mail: pengwenfei@nbu.edu.cn

TG335.81

A

1001-5132（2022）04-0029-05

（責(zé)任編輯 章踐立）