分享：Cu-Al复合材料连铸直接成形数值模拟研究

刘新华1, 2, 付华栋1, 2, 何兴群1, 付新彤1, 江燕青1, 谢建新1, 2, 

1 北京科技大学新材料技术研究院 北京 100083
2 北京科技大学材料先进制备技术教育部重点实验室 北京 100083

摘要

Cu-Al复合材料是将纯Cu和纯Al或铝合金通过一定的工艺复合在一起而形成的一种双金属层状复合材料,按结构可分为包覆型(铜包铝)和三明治结构(Cu-Al复合板带) 2类。Cu-Al复合材料兼具纯Cu电导率和热导率高、易连接、耐腐蚀,以及纯Al密度低、成本低、热容大等优点,在航空航天、电力电器、冶金化工、交通运输、建筑装饰等领域具有广阔应用前景[1,2,3]。

目前铜包铝复合材料的生产工艺主要有轧制压接法[4,5]、包覆焊接法[6]、静液挤压法[7]等,Cu-Al复合板带的生产工艺主要有轧制复合法[8,9]、挤压复合法[10]、爆炸焊接法[11,12]、铸轧复合法[13,14,15]等。上述生产方法存在的共同问题是：复合坯料制备过程复杂、工艺流程长、成材率较低、界面结合性能较差、生产成本高。

针对上述问题,本课题组发明了连铸直接成形制备铜包铝复合材料的新工艺[16,17,18,19,20],其过程为：将Cu和Al分别熔化后注入复合结晶器中进行直接复合,通过控制Cu包覆层和Al芯的凝固过程实现冶金复合,连续生产复合坯料,具有工艺流程短、生产成本低、界面结合强度高等优点,适合于高性能铜包铝复合材料的大规模低成本生产。在此基础上,进一步发展了Cu-Al复合板带连铸复合成形工艺。连铸复合成形的结晶器结构参数和工艺参数匹配关系,是影响Cu-Al复合坯料连铸成形传热过程、凝固界面位置和复合界面状态的关健因素[21,22]。但由于连铸复合过程在封闭的复合结晶器内进行,金属凝固界面位置、复合温度等参数难以在线测量,并且由于连铸复合的工艺参数较多,匹配关系复杂,如何准确把握结晶器结构和工艺参数匹配关系对凝固界面等的影响规律,成为研究Cu-Al复合过程和工业生产过程精确控制的主要难题。采用数值模拟的方法可以通过建立连铸凝固过程的温度场模型,分析温度场变化规律,研究工艺参数对连铸过程的影响,更直观地把握金属的凝固行为,从而为连铸过程的精确控制提供指导,因而在金属凝固行为研究中被广泛采用[23]。然而,双金属复合连铸过程涉及2种金属,彼此的凝固过程既独立又相互影响,如何建立与实际凝固过程相符合的合理模型,如何合理处理复合过程以及如何确保边界条件的准确性是需要解决的关键问题。

本工作以铜包铝复合棒坯和Cu-Al复合板坯连铸复合成形过程为例,建立了连铸复合成形的数值模拟模型和复合过程模拟方法,采用ProCAST有限元软件分析了结晶器结构和工艺参数对Cu-Al复合坯料凝固成形温度场的影响,给出了合理的工艺参数范围,为双金属材料的连铸复合数值模拟、连铸工艺参数制定和凝固过程控制提供参考。

1 Cu-Al复合材料连铸过程模型与边界条件的确定

Cu-Al复合材料连铸复合过程模拟需要重点解决3个关键问题：一是建立能够准确反映实际凝固过程的物理与几何模型;二是确定合理的传热边界条件;三是确定处理Cu-Al复合过程和结果评价的合理方法。本工作以矩形横断面铜包铝棒坯立式连铸复合成形为例,说明对上述3个问题的处理。

1.1 物理模型与假设

铜包铝立式连铸复合成形工艺原理如图1所示。其物理过程是：Cu和Al分别在坩埚中熔化和保温,连铸时Cu液首先在复合结晶器中凝固为包覆层Cu管,Al液通过芯棒的中心孔浇注到先凝固的Cu管中,通过一次冷却和二次冷却系统对Cu管及芯部的Al液进行冷却,使Al液凝固为芯材,并使两者实现良好复合。

图1   铜包铝立式连铸直接复合成形工艺原理示意图

Fig.1   Schematic diagram of the vertical core-filling continuous casting (VCFCC) process for fabricating copper clad aluminum (CCA) composites (1—aluminum liquid holding furnace, 2—aluminum liquid, 3—graphite mandrel tube, 4—copper liquid holding furnace, 5—copper liquid, 6—graphite casting mold, 7—crystallizer, 8—secondary cooling water, 9—CCA composite casting rod, 10—drawing machine)

在上述过程中,结晶器和芯棒长度、Cu液与Al液的铸造温度、冷却强度和连铸速率等因素均影响连铸过程中的温度场,为了全面考虑各因素对温度场模拟结果的影响,取包含双金属凝固和冷却温度变化的区域,建立了包括Cu管、Al芯、石墨芯棒管、石墨铸型、水冷Cu套为一体的模拟对象。由于矩形断面铸坯几何形状具有轴对称性,为了提高计算效率,建立如图2所示的1/4三维轴对称几何模型。

连铸复合成形过程涉及的因素众多,为方便模拟计算,对连铸复合成形过程的物理模型做相应的简化处理[24]。

1.2 边界条件设定

在热传导分析中,根据物体边界处传热的特点不同,边界条件分为以下3类[25]：

(1) 第一类边界条件,给定物体边界上任何时刻的温度分布T0：

$\begin{array}{c}?={?}_0\end{array}$(1)

式中,T为计算结果各处任意时刻的温度。

(2) 第二类边界条件,给定物体边界上任何时刻的热流密度分布q0：

$\begin{array}{c}-???={?}_0\end{array}$(2)

式中,n为等温线法线方向的单位矢量,q为热流密度(单位面积的热流量)。

(3) 第三类边界条件,给定物体边界与周围环境间的表面传热系数h及周围环境温度Text：

$\begin{array}{c}-???=?({?}_{\mathit{ext}}-?)\end{array}$(3)

如图3所示,本工作中温度场分析应用的边界条件设置如下：

边界1、2：恒温边界,为第一类边界条件,分别设为Al液和Cu液的铸造温度;边界3：一次冷却水冷却边界,按照第三类边界条件设定冷却水温度和换热系数;边界4：结晶器和石墨内衬暴露于空气区域以及铜包铝铸坯出结晶器还未进入二次冷却区域,按照第三类边界条件分别设定铸坯与空气的换热系数和大气的温度;边界5：二次冷却水冷却区域,按照第三类边界条件设定铸坯和二次冷却水的换热系数以及二次冷却水的温度;边界6：几何对称面,设置对称边界;其余几何边界上均设为绝热边界条件。

面I为芯部金属液和石墨芯棒管的接触界面,为紧密接触状态,两者间换热充分,根据相关研究[25],该类界面换热系数取值范围为10000~20000 W/(m2℃),故本工作将界面I的界面换热系数设定为15000 W/(m2℃)。

界面II为凝固后的Cu包覆层与石墨芯棒管的接触界面,凝固后Cu管冷却收缩,固态金属Cu与石墨芯棒管紧密接触。本课题组[25]前期通过实测和计算研究得到Cu与石墨模具紧密接触时的传热系数为2400~2600 W/(m2℃),本工作取界面II的换热系数为2500 W/(m2℃)。

图2   铜包铝立式连铸复合几何模型示意图

Fig.2   Geometry of the VCFCC processing model for fabricating CCA composites (1—graphite casting mold, 2—tcopper sheath, 3—graphite mandrel tube, 4—water-cooling copper chiller of crystallizer, 5—aluminum core, 6—copper liquid, 7—aluminum liquid, 8—crucible, L0—length of crystallizer; L1—copper solidification position; L2—aluminum solidification position; L3—length of compound zone) (a) external form of 3D Geometric model (b) internal form of 3D Geometric model

图3   Cu包Al立式连铸温度场稳态模拟边界条件(左)和界面条件(右)示意图

Fig.3   Schematics of the boundary conditions (left) and interface conditions (right) for simulation of the steady-state temperature in VCFCC processing for manufacturing CCA composites (1~6 are the boundary conditions for simulation of temperature of aluminum liquid, temperature of copper liquid, primary cooling water, secondary cooling water and geometric symmetry plane, respectively. I~IV are the interfaces between the aluminum core and the graphite mandrel tube, between the solidified copper sheath and the graphite mandrel tube, between the solidified copper sheath and the graphite cast mould, and between the graphite cast mould and the copper chiller of crystallizer, respectively)

界面III为凝固后的Cu包覆层与石墨铸型的接触界面。凝固后金属Cu发生收缩,与石墨铸型产生气隙,气隙对界面换热系数产生非常大的影响,气隙的传热主要为空气的热传导。但由于铸坯从凝固开始到结晶出口的一段距离内其温度逐渐降低,铸坯的收缩量不同,因此,结晶器内棒坯与铸型内表面的气隙宽度沿轴向变化,本工作中结晶器出口处实测的实际气隙宽度为基准,按式(4)计算结晶器内气隙的宽度,然后按式(5)计算不同温度下的换热系数[26]：

$\begin{array}{c}?=?\times {?}_0\times ??/2\end{array}$(4)

式中,d为气隙宽度,m;α为线性收缩系数,℃-1;d0为收缩前尺寸,m; ?T为温度变化,℃。

$\begin{array}{c}?=\frac{?}{?}\end{array}$(5)

式中,λ为空气的导热系数,W/(m℃)。

界面IV为石墨铸型和结晶器Cu套的接触界面。石墨铸型与结晶器Cu套采用热装方式装配在一起,为紧密接触,换热系数取2500 W/(m2℃)。

1.3 换热系数的计算

1.3.1 一次冷却水对流换热系数 一次冷却水换热有2种处理方法：一是根据结晶器进出水温差和冷却水流量得到一定时间的总换热量,计算平均换热系数;二是按强制对流换热公式计算。由于仅有很小一部分冷却水参与界面换热,前者误差较大。因此本工作采用后者计算换热系数。连铸时结晶器的冷却水沿着紧贴着冷却水Cu套的一个环形缝隙中流过,与Cu套发生对流换热并将热量带走,属于非圆形管道对流换热[27]。非圆管道的特征尺寸采用流体力学中当量直径的概念[27,28],根据其定义可得到当量直径de。

根据式(6)计算冷却水的换热系数h：

$\begin{array}{c}?=\frac{?{?}_{?}?{?}_{?}}{{?}_{?}}\end{array}$(6)

式中, $\begin{array}{c}{?}_{?}\end{array}$为水的导热系数;Nuf为Nusselt数。

1.3.2 二次冷却水界面换热系数 二次冷却水与铜包铝棒坯的换热系数随着棒坯表面温度的变化而变化。当棒坯表面温度较低时,冷却水不发生沸腾,为强制对流换热,对流换热系数hc由式(7)计算[29]：

$\begin{array}{c}{?}_{?}=\left(-1.67\times {10}^5+704\stackrel{\text{?}}{?}\right){{?}^{\text{'}}}^{\raisebox{1ex}{$1$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$3$}\right.}\end{array}$(7)

式中, $\begin{array}{c}\stackrel{\text{?}}{?}=\frac{{?}_{\mathit{wall}}+{?}_{\mathit{bulk}}}{2}\end{array}$,为棒坯表面温度 $\begin{array}{c}{?}_{\mathit{wall}}\end{array}$和冷却水温度 $\begin{array}{c}{?}_{\mathit{bulk}}\end{array}$的平均值,℃; $\begin{array}{c}\stackrel{\text{′}}{?}=\frac{?}{\mathit{\pi D}}\end{array}$(其中,Q为冷却水流量,m3/s;D为棒坯直径,m)为喷水密度,m2/s。

当铸坯表面温度高于水的饱和温度时,冷却水会发生沸腾,此时同时进行沸腾换热和强制对流换热,换热系数hb由式(8) 计算[29]：

$\begin{array}{c}{?}_{?}=\left(-1.67\times {10}^5+704\stackrel{\text{?}}{?}\right){\stackrel{\text{′}}{?}}^{\raisebox{1ex}{$1$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$3$}\right.}+\frac{8.52\times {10}^{-5}}{\mathit{\Delta T}}{\left(\frac{?{?}_{?}}{{?}_{\mathit{sf}}}\right)}^3\end{array}$(8)

式中, $\begin{array}{c}\mathit{\Delta T}={?}_{\mathit{wall}}-{?}_{\mathit{bulk}}\end{array}$,为铸坯表面温度与冷却水温度差; $\begin{array}{c}?{?}_{?}={?}_{\mathit{wall}}-{?}_{\mathit{sat}}\end{array}$,为铸坯表面温度与冷却水沸点温度Tsat之差,Tsat在标准大气压下为100 ℃;Csf为系数,由热态金属和流体性质共同决定,参考冷却水与Cu管的换热,取Csf=0.013[30,31]。

1.3.3铸坯表面空冷段界面换热系数 铸坯拉出结晶器后空冷段包括与周围大气的辐射传热和对流传热[28],换热系数可以表示为：

$\begin{array}{c}?={?}_{?}+{?}_{?}\end{array}$(9)

式中,hr为辐射换热系数,W/(m℃)。

铸坯与大气间的对流换热属于自然对流,假设大气温度恒定为25 ℃,计算铸坯在不同表面温度下的自由对流换热系数hc：

$\begin{array}{c}{?}_{?}=\frac{\left\{0.60+\frac{0.387?{?}^{\raisebox{1ex}{$1$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$6$}\right.}}{{\left[1+{\left(\raisebox{1ex}{$0.559$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$\mathit{Pr}$}\right.\right)}^{\raisebox{1ex}{$9$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$16$}\right.}\right]}^{\raisebox{1ex}{$8$}\!\left/ \!\raisebox{-1ex}{$27$}\right.}}\right\}?}{{?}_{?}}\end{array}$(10)

式中： Ra=GrPr,为Rayliegh数,Pr为Prandtl数,Gr为Grashof数, $\begin{array}{c}\mathit{Gr}=\frac{\mathit{g\alpha }{}_{?}{}^{}??{{?}_{?}}^3}{{?}^2}\end{array}$(其中,g为重力加速度;αV为气体的体积膨胀系数,℃-1;Δt为铸坯表面温度和周围大气温度的差值;lc为棒坯特征尺寸;ν为空气的运动黏度,m2/s)。

棒坯表面与大气的辐射换热系数hr按式(11)计算：

$\begin{array}{c}{?}_{?}=\frac{?{?}_{?}[{\left(\frac{{?}_{?}+273.15}{100}\right)}^4-{\left(\frac{{?}_{\infty }+273.15}{100}\right)}^4]}{{?}_{?}-{?}_{\infty }}\end{array}$(11)

式中,ε为Cu的发射率,取0.6;cb=5.67 W/(m2℃4),为黑体辐射系数;Tw为铸坯表面热力学温度, ℃;T∞为不受铸坯温度影响处空气的温度, ℃。

1.4 复合过程的处理与结果评价

连铸复合过程中虽然Cu和Al同一时间都在发生凝固行为,但实际上从2种金属复合区域来看,是Cu包覆层先凝固,然后进入复合区域与液态Al复合。模拟时要反映这一过程,因此,先计算出复合区域Cu管的温度分布,当Al液进入Cu管后,再将得到的Cu管温度作为边界条件,施加到Al芯的凝固过程,同时Al芯的温度会反传给Cu管,重新进行迭代计算。

以横截面尺寸为100 mm×100 mm的铜包铝棒坯为对象详细介绍凝固过程的结果评价指标,运用ProCAST模拟软件对其稳态温度场进行了模拟分析,典型温度场如图4所示。

在铜包铝立式连铸复合成形过程中,首先要保证复合区域的Cu层先凝固,Al芯后凝固,即Cu的凝固位置应在芯棒管出口上方,否则Cu-Al混合会形成合金,得不到层状复合材料。二是Al芯的凝固位置控制,如果Al芯的凝固位置在芯棒管的导流孔内,Al液将被堵塞在芯棒管内,无法顺畅充入Cu管内;但如果凝固位置离芯棒管出口太远,则Al液与Cu管接触区太长,Cu和Al发生高温扩散的时间较长,容易导致界面层厚度太大,降低界面结合性能。三是Cu管和Al液接触区(复合区)两者的温度控制(尤其是Al芯的温度),Cu和Al在高温时会发生共晶反应,因此,Al液与Cu管接触后尽快降低到凝固点以下,对界面层厚度控制越有利,即,Al芯在芯棒出口处保持液态且温度越接近凝固点越好。基于上述原则,选择4个表征模拟结果的指标(如图2和4所示),各指标及其物理意义如下：(1) 复合区Al液的温度TAl (图4);(2) Cu的固/液界面距Cu液入口的距离L1 (图2);(3) Al的固/液界面最低点距芯棒管出口的距离L2 (图2,Al固/液界面位于芯棒管出口下方时取正值,上方时取负值);(4) Al液与Cu管复合区(两者直接接触段)的长度L3 (图2)。

图4   模拟得到的典型温度场分布图及模拟结果的评价指标物理意义示意图

Fig.4   Simulated steady state temperature field in solidification process of VCFCC for producing CCA composites, using proCAST software package (TAl—aluminum liquid temperature) (a) temperature nephogram (b) solidification map

2 铜包铝复合棒坯立式连铸成形模拟

2.1 结晶器长度对连铸温度场的影响

结晶器的冷却能力除了受到冷却水流量的影响外,结晶器长度(图2中的L0)也是影响冷却的关键参数。在复合连铸时,结晶器一次冷却主要是提供包覆层金属凝固冷却和部分芯部金属凝固冷却(主要靠二次冷却),因此,如果结晶器太长,虽然一次冷却能力加强了,有利于包覆层金属凝固,但会对芯棒管中Al液冷却也加强,可能会导致芯部金属在芯棒管中凝固,不利于充型;另一方面,如果结晶器太短,则容易冷却能力不足,Cu包覆层在凝固后的温度较高,Cu-Al复合时界面反应加剧。为了保证结晶器具有足够的冷却能力,在模拟时将一次水流量与二次水流量设定为较大的参数值,即,一次冷却水流量为2000 L/h、二次冷却水流量为900 L/h (根据前期经验)。在Cu液温度1250 ℃、Al液温度750 ℃的条件下,改变结晶器长度,通过模拟分析不同结晶器长度时的温度场,确定可行的长度参数。由于复合连铸时结晶器冷却一般需要和二次冷却、芯棒管长度相匹配,因此,在模拟时二次冷却水与结晶器出口的距离取上限和下限值,芯棒管长度取值随结晶器长度变化。得到的模拟结果如表1所示。

由模拟结果可知,结晶器长度除了对Cu包覆层的固/液界面位置和凝固后的温度分布有一定影响外,总体上对Cu包覆层的影响较小,但对Al芯的凝固行为影响较大。表1所示为不同结晶器长度时Al芯凝固位置与芯棒管出口的距离(如图2所示,最低处距离出口L2,最高处距离出口L3),可以看出,在结晶器长度为80和100 mm时,将各个工艺参数调整到接近上限时,Al的固/液界面位置仍然与芯棒管出口的距离较远;当结晶器长度增加到150 mm时,在个别工艺条件下,Al芯的凝固位置已经位于芯棒出口附近,具备能够实现连铸复合的条件。当结晶器长度达到250 mm时,结晶器的冷却能力进一步增加,在有些工艺条件下Al芯的凝固位置已经进入芯棒管的导流孔内,不利于顺利进行连铸复合成形。综合考虑,本研究条件下,结晶器长度为200 mm较为合理。

2.2 芯棒管长度对连铸温度场的影响

在结晶器长度为200 mm,二冷水与结晶器出口距离为30 mm,Cu液温度为1250 ℃的条件下,保持其它工艺参数不变,模拟分析了芯棒管长度变化对连铸复合成形温度场的影响,结果如表2所示。可以看出,在一定范围内,芯棒管长度对Cu包覆层凝固位置基本不产生影响,但对Al液凝固位置、复合区长度和复合区Al的温度均有显著影响。在芯棒管长度为250~270 mm时,Al液凝固界面与芯棒管出口的距离和复合区的长度均较大,复合区Al的温度也较高,这种情况下界面反应往往比较严重;随芯棒管长度增大,Al液凝固界面与芯棒管出口的距离明显缩短,复合区长度明显减小,这有利于控制复合界面的反应程度。但当芯棒管长度达到310 mm时,复合区Al液温度只有650 ℃,低于纯Al的熔点660 ℃,Al液处于半固态,芯部金属流动性较差,不利于得到致密的芯部组织;当芯棒管长度进一步增大到330 mm时,Al芯的凝固界面已经部分进入芯棒管内部,容易导致Al液充填不畅。综上所述,较合理的芯棒管长度为290 mm左右。

2.3 一冷水流量对连铸温度场的影响

保持其它工艺参数不变,模拟分析了一冷水流量变化对连铸复合成形温度场的影响,结果如表3所示。可以看出,一冷水流量对Cu包覆层凝固位置的影响较小,尤其是当一冷水流量在1600 L/h以上时,Cu包覆层凝固位置基本不变。同样,当一冷水流量在1600 L/h以上时,若进一步增大,对Al液凝固位置、复合区长度、复合区Al的温度的影响也较小。综合分析,一冷水流量在1600~2000 L/h比较合理。

2.4 二冷水流量对连铸温度场的影响

保持其它工艺参数不变,模拟分析了二冷水流量变化对连铸复合成形温度场的影响,结果如表4所示。可以看出,当二冷水流量大于900 L/h时,继续增大二冷水流量,对Cu和Al凝固位置、复合区长度和复合区Al的温度的影响都较小。综合分析,二冷水流量为900~1300 L/h较为合理。

2.5 连铸速率对连铸温度场的影响

保持其它工艺参数不变,模拟分析了连铸速率变化对连铸复合成形温度场的影响,结果如表5所示。可以看出,连铸速率对Cu和Al的凝固位置均有较明显的影响。当连铸速率太低时(≤40 mm/min),Al液凝固位置进入芯棒管内部,此时Al液不能连续充填到Cu管中,容易导致Al芯缩孔、冷隔等缺陷。但当连铸速率增大到80 mm/min以上时,Al液凝固位置和复合区长度值均过大,复合区Al的温度也偏高,综合分析,合理的连铸速率为60~80 mm/min。

综合以上的分析,得出制备100 mm×100 mm大断面铜包铝铸坯的可行工艺参数范围为：一冷水流量为1600~2000 L/h,二冷水流量为900~1300 L/h,二冷水距结晶器石墨套出口距离为30 mm,拉坯速率为60~80 mm/min,芯棒管长度为290 mm,Al液铸造温度为750 ℃,Cu液温度为1250 ℃。

2.6 连铸实验验证

为了验证模拟的可靠性,进行了实验研究,图5所示为一冷却水流量分别为1000、1600和2000 L/h时制备的铜包铝棒坯横断面。可以看出,在冷却水流量较低时,Cu-Al界面发生较严重的反应,Cu层明显被熔蚀(图5a);随着冷却水流量的增大,界面反应明显减轻,得到复合良好的铜包铝棒坯(图5b);当冷却水流量过大时,Cu管温度太低,不能实现冶金结合(图5c)。上述实验结果表明,模拟结果得到的温度场与实验得到的结果一致。

图5   不同冷却水流量下试样的截面形貌

Fig.5   Cross section morphologies of CCA samples manufactured in different cooling water flows (a) 1000 L/h (b) 1600 L/h (c) 2000 L/h

3 Cu-Al复合板坯水平连铸成形模拟

3.1 模拟模型与模拟条件

Cu-Al复合板坯连铸成形原理如图6所示。Cu液在其型腔中先凝固成形为Cu板带(Cu层),然后Al液通过导流孔浇注到由先凝固的Cu层和石墨模具构成的型腔中,通过结晶器和二次冷却系统的冷却作用凝固成形为Al层,并与Cu层复合在一起,从而实现通过一次铸造,直接连铸成形Cu-Al复合板坯。

图6   水平连铸成形制备Cu-Al复合薄板坯原理示意图

Fig.6   Schematic of horizontal continuous casting process for fabricating Cu-Al composite slab

模拟分析的模型建立以及边界条件的确定方法与铜包铝复合材料基本一致。根据上述原理,以厚度20 mm、宽度75 mm、Cu层厚度5 mm的Cu-Al复合板坯为研究对象,建立了如图7所示的几何模型,建立几何模型过程中出于计算速率的考虑对模型进行了一定程度的简化,考虑到铸型结构的对称性只取1/2模型进行计算分析,在计算过程中用对称面边界条件来实现整个铸型温度场的快速模拟。模拟了结晶器长度为130 mm,Al液温度760~850 ℃,芯管10~30 mm,拉坯速率为40~120 mm/min的情况下的温度场。

图7   Cu-Al复合板坯水平连铸几何模型

Fig.7   Geometry of horizontal continuous casting for fabricating Cu-Al composite slab

3.2 Al液导流管长度对连铸温度场的影响

为确定合适的Al液导流管长度,在Cu液温度1250 ℃,Al液温度800 ℃,拉坯速率60 mm/min,Al液导流管长度分别为10、20和30 mm条件下,模拟分析了Al液导流管对连铸过程温度场的影响,模拟结果如图8所示。由图8可知,Al液导流管长度对Cu层在铸型内的固/液界面位置影响很小。但对Al液在铸型内凝固位置有显著影响。当Al液导流管长度为30 mm时,Al层的凝固位置进入导流管内部,会导致Al液无法进入复合区与Cu层复合。当Al液导流管长度缩短为20 mm时,Al层的凝固位置移动到导流管之外,位于导流管出口附近,能够顺利实现连铸复合。当Al液导流管长度进一步缩短到10 mm时,Cu层和Al液接触复合时Cu基板和Al液的温度约为728 ℃。该温度条件下,Cu和Al反应较严重,生成较厚的Cu-Al金属间化合物,大大降低Cu-Al复合板坯的界面结合强度。综上,合理的Al液导流管长度为20 mm。

图8   Al液导流管长度对Cu和Al凝固位置的影响

Fig.8   Effects of length of aluminum liquid ducts on solidification position of copper and aluminum in horizontal continuous casting as shown in Fig.7 (a1, a2) 10 mm (b1, b2) 20 mm (c1, c2) 30 mm

3.3 拉坯速率对连铸温度场的影响

在Cu液温度为1250 ℃、Al液温度为800 ℃、Al液导流管长度为20 mm,拉坯速率分别为40、60、80、100、120 mm/min的条件下,模拟分析了拉坯速率对连铸复合成形温度场的影响,模拟结果如图9所示。由图9可见,当拉坯速率由40 mm/min逐渐提升到120 mm/min时,Cu液和Al液的凝固位置均逐渐向结晶器出口方向移动。对Al液导流管出口处Al液和Cu基板温度进行取点统计求其平均值,分析不同拉坯速率对于Cu-Al接触反应时的各自温度。模拟结果表明,在40、60、80、100和120 mm/min的拉坯速率下,其结合部位对应的温度分别为：673.4、682.4、723.5、735.6和743.8 ℃。可以看出,随着拉坯速率提高,Al液和Cu层接触区的温度逐渐升高,并且从60 mm/min增加到80 mm/min时,接触区温度的增加比较明显。综上,合理的拉坯速率为40~80 mm/min。

图9   拉坯速率对Cu和Al凝固位置的影响

Fig.9   Effects of casting speeds on solidification position of copper and aluminum in horizontal continuous casting as shown in Fig.7 (a1, a2) 40 mm/min (b1, b2) 60 mm/min (c1, c2) 80 mm/min (d1, d2) 100 mm/min (e1, e2) 120 mm/min

3.4 Al液温度对连铸温度场的影响

在Cu液温度为1250 ℃,Al液导流管长度为20 mm,拉坯速率为60 mm/min,Al液温度分别为760、780、800、820和850 ℃的条件下,模拟分析了Al液温度对连铸复合成形温度场的影响,模拟结果如图10所示。由图可知,当Al液保温温度由760 ℃逐步提升到800 ℃时,连铸过程的温度场变化不明显。在Al液温度为760、780、800、820和850 ℃时连铸,其结合部位对应的温度分别为685.9、685.4、692.3、702.4和713.9 ℃。可以看出,当Al液温度在760~800℃时复合区温度变化较小,为较合理的Al液温度。

综合以上的分析,得出制备厚度20 mm、宽度75 mm的Cu-Al复合板坯可行的工艺参数范围为：Cu液温度1250 ℃,Al液温度760~800 ℃,拉坯速率40~80 mm/min,Al液导流管长度20 mm,一次冷却水流量1000 L/h。

图10   Al液温度对Cu和Al凝固位置的影响

Fig.10   Effects of temperatures of aluminum liquid on solidification position of copper and aluminum in horizontal continuous casting as shown in Fig.7 (a1, a2) 760 ℃ (b1, b2) 780 ℃ (c1, c2) 800 ℃ (d1, d2) 820 ℃ (e1, e2) 850 ℃

3.5 实验验证

为了验证板坯连铸成形模拟的可靠性,进行了模拟实验研究,在拉坯速率为40、60、80和100 mm/min的条件下制备的板坯形貌如图11所示,左图为结合层的宏观组织,右图为其对应的表面宏观质量。随拉坯速率的提升,凝固时高温金属液补充速率加快,结合部位的温度逐步提高。结合部位在拉坯速率较低时,金属液温度较低,流动差,补缩不足,产生气孔(图11a1和a2);在拉坯速率较高时,界面温度提升,流动性提高,补缩充分,实现良好的冶金界面结合(图11b1和b2);当温度再进一步升高时,结合界面反应程度开始增加(图11c1和c2);当结合界面温度过高时,结合界面易发生严重反应(图11d1和d2)。这说明模拟结果得到的温度场与实验得到的结果一致。

图11   不同拉坯速率下的板坯形貌

Fig.11   Morphologies of binding layers (a1~d1) and surface quality (a2~d2) of slabs with casting speeds of 40 mm/min (a1, a2), 60 mm/min (b1, b2), 80 mm/min (c1, c2) and 100 mm/min (d1, d2) in horizontal continuous casting as shown in Fig.7

4 结论

(1) 建立的连铸复合模型、提出的复合过程处理方法和确定的边界条件可有效用于连铸复合成形模拟分析,模拟结果与实验结果吻合较好。

(2) 模拟得到的横断面为100 mm×100 mm、Cu包覆层厚度4~10 mm的铜包铝棒坯可行的连铸工艺参数范围为：Cu液温度1250 ℃,Al液温度750 ℃,一冷水流量1600~2000 L/h,二冷水流量900~1100 L/h,拉坯速率80~100 mm/min,二冷水距结晶器石墨套出口距离20 mm,芯棒管长度290 mm。

(3) 模拟结果发现,制备厚度20 mm、宽度75 mm、Cu包覆层厚度4~7 mm的Cu-Al复合板坯可行的工艺参数范围为：Cu液温度1250 ℃,Al液温度760~800 ℃,拉坯速率40~80 mm/min,Al液导流管长度20 mm,一次冷却水流量1000 L/h。

来源--金属学报