劉延嘯，王振華，b，c，劉元銘，b，c，劉燕萍，王 濤，b，c

(太原理工大學(xué) a.機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，b.先進(jìn)金屬?gòu)?fù)合材料成形技術(shù)與裝備教育部工程研究中心，c.中澳聯(lián)合研究中心，太原 030024)

隨著現(xiàn)代工業(yè)對(duì)材料性能需求的不斷提高和科學(xué)技術(shù)的迅猛發(fā)展，能夠發(fā)揮兩種金屬性能優(yōu)勢(shì)的雙金屬?gòu)?fù)合材料應(yīng)運(yùn)而生[1-3]。銅/鋁復(fù)合板綜合了銅導(dǎo)電、導(dǎo)熱的良好性能以及鋁質(zhì)量輕、價(jià)格低廉的優(yōu)點(diǎn)，并結(jié)合良好的冶金工藝，解決了物理搭接狀態(tài)下的電化學(xué)腐蝕問(wèn)題，廣泛用于電子、電力、冶金設(shè)備、機(jī)械、汽車、能源和生活用具等各個(gè)領(lǐng)域[4-5]。

常見(jiàn)的復(fù)合板制備方法有爆炸復(fù)合法、擴(kuò)散焊接法、擠壓拉拔法和軋制復(fù)合法等。其中，軋制復(fù)合法以其工藝簡(jiǎn)單、操作方便和能耗低的特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用。陳鑫等[6]對(duì)不同壓下量的冷軋鋁/鋼復(fù)合板進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)復(fù)合主要與鋁表面硬化層破裂程度有關(guān)。程明陽(yáng)等[7]通過(guò)能譜分析儀分析了銅鋁復(fù)合板界面結(jié)合效果，并通過(guò)剝離試驗(yàn)分析了復(fù)合板的力學(xué)性能。

近幾年，一種新型波紋軋工藝以其軋制板材質(zhì)量好、結(jié)合強(qiáng)度高等特點(diǎn)廣受關(guān)注[8]。WANG et al[9-10]發(fā)現(xiàn)波紋軋制備鎂/鋁復(fù)合板促進(jìn)了結(jié)合界面處晶粒細(xì)化，提升了界面結(jié)合強(qiáng)度，降低了殘余應(yīng)力，改善了板材形狀。

為了對(duì)復(fù)合板軋制過(guò)程進(jìn)行更深入的分析，許多學(xué)者采用有限元軟件對(duì)軋制過(guò)程進(jìn)行模擬。宜亞麗等[11]建立了316L/Ni/EH40復(fù)合板異步軋制有限元模型，發(fā)現(xiàn)隨著厚度比的增加，軋制力增大且復(fù)合板翹曲更嚴(yán)重，同時(shí)研究了輥速比對(duì)板形的影響，當(dāng)輥速比為1.15時(shí)，復(fù)合板較為平直。CHEN[12]對(duì)含內(nèi)部缺陷的板材軋制進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)變和應(yīng)力位于空洞前后。DYJA et al[13]研究了銅鋁棒材的軋制過(guò)程，由于雙金屬組分的流變特性不同，軟層金屬流動(dòng)更為強(qiáng)烈。

申宏卓等[14]通過(guò)建立鎂/鋁復(fù)合板波紋軋模型，發(fā)現(xiàn)鎂合金在波紋輥的作用下產(chǎn)生了更大變形，且較高的界面溫度有利于發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，促使復(fù)合板實(shí)現(xiàn)更充分的復(fù)合。PAN et al[15]建立了復(fù)合板異溫軋制模型，發(fā)現(xiàn)隨著壓下率的增大，界面處摩擦因數(shù)增大，復(fù)合板結(jié)合處厚度增加，且較小的剪切屈服應(yīng)力比有利于復(fù)合板結(jié)合。LIN et al[16]建立了三維軋制模型，得到軋制工藝參數(shù)與軋制力之間的關(guān)系，并且可以預(yù)測(cè)最小軋制力。CHING et al[17]建立了復(fù)合板熱軋模型，并對(duì)軋制過(guò)程的應(yīng)力、應(yīng)變進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)軋制出口側(cè)等效應(yīng)變大于軋制入口側(cè)等效應(yīng)變，金屬表面附近相對(duì)容易發(fā)生塑性流動(dòng)。

目前關(guān)于復(fù)合板的研究主要是利用有限元分析不同工藝參數(shù)對(duì)板形的影響，利用實(shí)驗(yàn)分析軋制后板材組織和力學(xué)性能，然而復(fù)合板軋制過(guò)程中的變形行為及相應(yīng)的金屬流動(dòng)特征尚未闡述清晰。文中建立了銅/鋁復(fù)合板波紋軋有限元模型，利用模型分析軋制變形區(qū)內(nèi)的應(yīng)力和應(yīng)變分布特點(diǎn)，闡明波紋軋過(guò)程中金屬流動(dòng)規(guī)律，并通過(guò)掃描電鏡和能譜分析技術(shù)，揭示復(fù)合板結(jié)合狀況，為優(yōu)化波紋軋工藝奠定基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)與有限元模擬

1.1 實(shí)驗(yàn)方案

采用尺寸為150 mm×50 mm×4 mm的5052鋁和150 mm×50 mm×1 mm的T2紫銅，材料成分如表1所示。實(shí)驗(yàn)前先用打磨機(jī)將板材待結(jié)合表面進(jìn)行打磨，去除氧化層，并用丙酮或者酒精擦洗，清除油污及金屬碎屑。表面處理后將板材頭、尾部用鋁絲綁定，然后在上輥為波紋輥(正弦曲線波紋，等效直徑為150 mm，幅度為0.55 mm，周期為0.062 8 s)和下輥為平輥(直徑為150 mm)的二輥軋機(jī)上進(jìn)行軋制，銅板與波紋輥接觸，鋁板與平輥接觸，軋制過(guò)程在室溫下進(jìn)行，壓下率為50%，如圖1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)材料成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Component of experimental materials (mass fraction) %

圖1 軋制流程示意Fig.1 Rolling process diagram

1.2 有限元模型

1.2.1模型建立

采用有限元軟件進(jìn)行建模，模型分為軋輥和復(fù)合板兩部分。由于軋輥?zhàn)冃屋^小可忽略不計(jì)，所以將軋輥設(shè)置為剛體。假設(shè)銅板、鋁板為各向同性的彈塑性材料，銅板與鋁板之間和銅板、鋁板與軋輥之間的接觸設(shè)置為面-面罰接觸，摩擦系數(shù)分別為0.05，0.3，0.22.為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，采用1/2模型，銅板尺寸為50 mm×25 mm×1 mm，鋁板尺寸為50 mm×25 mm×4 mm.模擬軋制速度與實(shí)際軋制速度相同，為1.3 rad/s.網(wǎng)格采用實(shí)體單元C3D8R，且單元格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm.規(guī)定軋制方向?yàn)镈R方向，法向?yàn)镈N方向，橫向?yàn)镈T方向，如圖2所示。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

1.2.2模型驗(yàn)證

模擬結(jié)果中復(fù)合板厚度與實(shí)際軋制復(fù)合板厚度如圖3所示。由圖可知，實(shí)際軋制復(fù)合板厚度略大于模擬中復(fù)合板厚度，這是因?yàn)橛邢拊M中軋輥為剛體，而實(shí)際軋制過(guò)程中，軋輥為彈塑性體，會(huì)發(fā)生彈性變形。將兩者數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)高度差平均值小于0.1 mm，即誤差小于4%，因此有限元模擬結(jié)果可靠。

圖3 復(fù)合板厚度對(duì)比Fig.3 Thickness comparison of composite plate

2 有限元結(jié)果分析

在軋制過(guò)程中，應(yīng)力是復(fù)合板結(jié)合的主要因素，對(duì)復(fù)合板的變形翹曲影響較大，同時(shí)應(yīng)變也是影響復(fù)合質(zhì)量的重要因素，根據(jù)應(yīng)力、應(yīng)變分布特點(diǎn)可以研究復(fù)合板的變形特征[18-20]。由于軋件剛進(jìn)入軋制變形區(qū)時(shí)，變形量很小，主要變形發(fā)生在變形區(qū)的中后部，所以在變形區(qū)中后部取圖4所示的8處特征位置。通過(guò)分析波谷(a，A)、后波腰(b，B)、波峰(c，C)、前波腰(d，D)等位置應(yīng)力、應(yīng)變變化特點(diǎn)，揭示波紋軋過(guò)程中金屬變形規(guī)律。

圖4 軋卡試件示意Fig.4 Schematic diagram of rolled specimen

2.1 壓應(yīng)力分析

有限元模擬復(fù)合板上下表面壓應(yīng)力曲線如圖5所示。銅板側(cè)8個(gè)特征位置中，波谷位置a處的壓應(yīng)力較大，這是由于波谷位置相較其他位置壓下量大。后波腰位置b處金屬受到軋輥壓力作用，向波峰位置c處流動(dòng)，導(dǎo)致壓應(yīng)力小于波谷位置a而略大于波峰位置c處。金屬流動(dòng)到波峰位置c處產(chǎn)生堆積，向出口方向流動(dòng)受到抑制，導(dǎo)致波峰位置c處壓應(yīng)力有一個(gè)小幅提升，其值為531.15 MPa，小于后波腰位置b處而大于前波腰位置d處。前波腰位置d處由于波峰位置A處的擠壓流動(dòng)性增加，導(dǎo)致此處壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于波峰位置c處，其值為137.27 MPa.在波峰位置A處壓下率最大，壓應(yīng)力為8個(gè)特征位置的最大值1 306.28 MPa.后波腰位置B處、波峰位置C處、前波腰位置D處金屬已經(jīng)填充滿波紋輥波谷。后波腰位置B處和波峰位置C處相較之前的b和c處壓下量增大，壓應(yīng)力增加。前波腰位置D處相較d處金屬流動(dòng)受到抑制，所以壓應(yīng)力有較大提升，其值為599.94 MPa.

圖5 復(fù)合板表面壓應(yīng)力Fig.5 Compressive stress of composite plate surface

鋁板側(cè)壓應(yīng)力在剛?cè)胲堓仌r(shí)急速上升，這是由于此處波紋輥波峰位置與銅板接觸，使鋁板壓應(yīng)力升高，而之后下降則是因?yàn)椴y輥波谷等位置還沒(méi)有接觸銅板。下降到160.40 MPa時(shí)，波紋輥再次接觸銅板，因此鋁板側(cè)壓應(yīng)力開(kāi)始上升，達(dá)到峰值951.62 MPa后再次下降。

有限元模擬復(fù)合板結(jié)合表面壓應(yīng)力曲線如圖6所示。銅板與鋁板壓應(yīng)力相差不大，均在波谷a處取得較大的壓應(yīng)力。而前波腰d處則由于銅板上表面壓應(yīng)力非常小而取得較小值。在A、B、C、D中，壓下量大的波谷處壓應(yīng)力最大，壓下量小的波峰處壓應(yīng)力最小。

圖6 復(fù)合板結(jié)合界面壓應(yīng)力Fig.6 Compressive stress of composite plate interface

2.2 剪應(yīng)力分析

有限元模擬復(fù)合板上下表面剪應(yīng)力曲線如圖7所示。銅板側(cè)波谷位置a處剪應(yīng)力與軋制方向相反，金屬向入口流動(dòng)，而a處與b處之間剪應(yīng)力方向逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榕c軋制方向相同，金屬向出口流動(dòng)，即波谷處金屬向兩側(cè)流動(dòng)。后波腰位置b剪應(yīng)力與軋制方向相同，且b處剪應(yīng)力較大，b處金屬向c處流動(dòng)。波峰位置c處剪應(yīng)力為正值，說(shuō)明此處金屬仍在向出口流動(dòng)。前波腰位置d處剪應(yīng)力與軋向相反，則金屬堆積在c處與d處之間。波谷位置A處和后波腰位置B處與a處、b處類似。波谷位置C處由于波紋輥型的影響，向出口流動(dòng)受到抑制，導(dǎo)致此處剪應(yīng)力方向與軋制方向相反，前波腰位置D處與d處類似。鋁板側(cè)剪應(yīng)力曲線則與平軋類似[18]。

圖7中虛線框內(nèi)銅板側(cè)與鋁板側(cè)剪應(yīng)力方向相反，形成了搓軋區(qū)，即波谷位置a、前波腰位置d和后波腰位置B處產(chǎn)生搓軋，促進(jìn)了金屬變形和表面延伸，使金屬表層產(chǎn)生更多裂紋，新鮮金屬更容易流出，有利于復(fù)合板結(jié)合[21]。

圖7 復(fù)合板表面剪應(yīng)力Fig.7 Shear stress of composite plate surface

2.3 等效應(yīng)變分析

有限元模擬復(fù)合板結(jié)合界面等效應(yīng)變曲線如圖8所示。銅板和鋁板等效應(yīng)變?cè)诓ǚ逦恢胏處和C處為谷值，這是因?yàn)椴ǚ逄庉^其他位置壓下量小，并且受到的剪切應(yīng)力較小，所以等效應(yīng)變相較于周圍幾點(diǎn)更小。銅板在前波腰d處和D處達(dá)到峰值，而鋁板則是在波谷a處和A處以及前波腰d處和D處等效應(yīng)變較大。這是因?yàn)榍安ㄑ黡處在搓軋區(qū)內(nèi)，上下表面反向的剪應(yīng)力促進(jìn)了金屬變形，而D處則是在搓軋之后承受更大的壓應(yīng)力，發(fā)生更劇烈的變形，而波谷處相對(duì)其他位置壓下量較大，變形更大。

圖8 復(fù)合板結(jié)合界面等效應(yīng)變Fig.8 Equivalent strain at interface of composite plate

3 結(jié)果與分析

3.1 DT×DN面形貌分析

軋卡試件形貌及各位置結(jié)合界面圖，如圖9所示。波谷位置a處到前波腰位置d處結(jié)合界面存在縫隙且縫隙不斷變小，而波谷位置A處結(jié)合界面之間已經(jīng)沒(méi)有縫隙，對(duì)A處進(jìn)行能譜線掃，掃描結(jié)果如圖10所示?？芍珹處結(jié)合界面兩側(cè)銅和鋁連續(xù)變化，且擴(kuò)散層厚度為5.3 μm，說(shuō)明銅板和鋁板在A處已經(jīng)結(jié)合[22]。這是由于A處受到了極大的壓應(yīng)力，波紋輥型擠壓金屬向兩側(cè)流動(dòng)，波谷中間位置金屬表層破裂，新鮮金屬流出并在壓應(yīng)力的作用下實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。此外，銅板和鋁板在前波腰d和D處比后波腰b和B處薄，與應(yīng)變分析相符，即前波腰處由于搓軋的作用產(chǎn)生了更劇烈的變形。

圖9 軋卡試件形貌Fig.9 Morphology of rolled specimen enlarged view of combination interface of each position

圖10 波谷A處能譜線掃結(jié)果Fig.10 Energy dispersive spectroscopy results at trough A

3.2 DR×DT面形貌分析

所選8處特征位置結(jié)合界面銅板側(cè)形貌與面掃結(jié)果，如圖11所示。波谷位置a處有少量鋁脊，并且已經(jīng)有塊狀鋁黏結(jié)在銅板側(cè)，到A處，鋁脊變長(zhǎng)，且有更多塊狀鋁黏結(jié)在銅板側(cè)，這是由于從a處到A處壓應(yīng)力大幅提升，有利于提高復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)度。后波腰位置b處有少量鋁屑黏結(jié)在銅板側(cè)，到B處復(fù)合板經(jīng)歷了更大的壓應(yīng)力和剪應(yīng)力之后，變?yōu)殇X脊黏結(jié)在銅板側(cè)。波峰位置c處只有零星的鋁屑黏結(jié)在銅板側(cè)。到C處，隨著壓應(yīng)力的增加有一塊片狀鋁黏結(jié)在銅板側(cè)，并有少量鋁屑粘結(jié)在銅板側(cè)。前波腰位置d處有大量鋁屑粘結(jié)在銅板側(cè)，這是因?yàn)閐處上下表面剪應(yīng)力方向相反，促進(jìn)金屬破裂，新鮮鋁流出黏結(jié)在銅板側(cè)。到D處，壓應(yīng)力增大，從破裂處流出更多新鮮鋁，所以銅板側(cè)可以觀測(cè)到大量片狀鋁。

圖11 各位置剝離界面形貌圖與能譜面掃Fig.11 Surface topography and energy spectrum scanning of stripping interface at each positions

3.3 DR×DT面元素比例分析

采用能譜分析技術(shù)對(duì)各位置剝離界面銅板側(cè)黏鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行測(cè)量。在特征位置a、b、c、d中，a和d處黏鋁量較大，質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為32.8%和33.2%，a處鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高是因?yàn)榇颂帀簯?yīng)力最大，而d處則是因?yàn)榇贶埖淖饔娩X板表層破裂，新鮮鋁流出黏結(jié)到銅板表面。在特征位置A、B、C、D中，A、B、D處黏鋁量都較高，只有C處較少。C處因?yàn)樘幱诓ǚ逦恢?，此處壓下量較小，其所受壓應(yīng)力也較小，沒(méi)有發(fā)生劇烈的塑性變形，所以鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)只有28.6%，而A、B、D處壓下量較大，黏鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)均超過(guò)40%.

4 結(jié)束語(yǔ)

建立并驗(yàn)證了銅/鋁復(fù)合板波紋軋有限元模型，利用有限元模型對(duì)軋制變形區(qū)的壓應(yīng)力、剪應(yīng)力以及等效應(yīng)變的特點(diǎn)進(jìn)行了分析，闡明了軋制過(guò)程中金屬流動(dòng)規(guī)律，為進(jìn)一步優(yōu)化波紋輥軋制工藝提供理論指導(dǎo)，具體結(jié)論如下。

1) 銅板在前波腰處等效應(yīng)變最大，且前波腰比后波腰薄。鋁板在波谷和前波腰處等效應(yīng)變較大。

2) 銅板側(cè)在軋制變形區(qū)內(nèi)靠近出口的波谷處壓應(yīng)力最大，為1 306.28 MPa，變形區(qū)中間段前波腰處壓應(yīng)力較小，鋁板側(cè)壓應(yīng)力最大為951.62 MPa.

3) 軋制變形區(qū)內(nèi)銅板側(cè)剪應(yīng)力方向發(fā)生多次轉(zhuǎn)變，鋁板側(cè)剪應(yīng)力方向轉(zhuǎn)變較少，共產(chǎn)生了3個(gè)搓軋區(qū)，促進(jìn)表層金屬破裂，使新鮮金屬流出有利于結(jié)合。

4) 復(fù)合板在靠近出口側(cè)的一個(gè)波形開(kāi)始結(jié)合。結(jié)合后波峰處黏鋁量較少，黏鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為28.6%，其他特征位置黏鋁量較高，質(zhì)量分?jǐn)?shù)均在40%以上。