工程科学学报，第41卷，第5期：633-645,2019年5月 Chinese Journal of Engineering,Vol.41,No.5:633-645,May 2019 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2019.05.010;http://journals.ustb.edu.cn 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 施兵兵)，刘新华12)，谢建新12)，谢明) 1)北京科技大学新材料技术研究院，北京1000832)北京科技大学先进材料制备技术教有部重点实验室，北京100083 3)贵研铂业股份有限公司，昆明650106 ☒通信作者，E-mail:liuxinhua@usth.edu.cn 摘要以直径20m,包覆比50%的银包铝细棒为研究对象，通过有限元数值模拟以及相应的实验验证，得出了银包铝复合 材料立式连铸复合成形工艺的边界条件.采用ProCAST软件模拟了立式连铸成形过程，得出各工艺参数对连铸结果的影响规 律，给出了可行的连铸工艺参数范围及工艺调控策略，以模拟结果为指导，制备出表面质量高、复合界面效果良好的银包铝复 合棒材.实验结果表明，芯管长度、连铸速度对结果的影响最大，芯管长度影响了芯管出口处双金属的接触温度、接触时间，并 直接改变了铝芯固液界面的相对位置.当芯管长度过短时，银铝界面反应较强烈，当芯管长度过长时，芯棒冷却强度大，芯部 铝产生明显的冷隔。随着连铸速度的增大，银的固液界面到芯管出口距离逐渐减小，铝的固液界面距出口距离逐渐增大：铝液 铸造温度升高，冷却水减少也会带来相似的作用.结果显示，芯管长度30mm,速度37-67mm·min1,银的铸造温度1225~ 1325℃，铝的铸造温度800℃，冷却水流量约300L·h1是可行的银包铝连铸工艺. 关键词复合材料：银包铝：连铸复合：数值模拟：制备 分类号TG244.3 Preparation process of silver clad aluminum bars by vertical continuous casting composite forming SHI Bing-bing,LIU Xin-hua2,XIE Jian-xin'2),XIE Ming) 1)Institute for Advanced Materials and Technology,University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083,China 2)Key Laboratory for Advanced Materials Processing Ministry of Education),University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Sino-platinum Metals Co.,Ltd.,Kunming 650106,China XCorresponding author,E-mail:liuxinhua@ustb.edu.cn ABSTRACT Silver clad aluminum composite wire,which combines the high electrical conductivity of silver-coated metal,good welding performance,and low density,has wide application prospects in aerospace and other fields.The preparation of silver clad alu- minum bars with high surface quality and good combination of interfaces is an important step in the preparation of silver clad aluminum wire with excellent performance.Continuous casting composite forming is a short,high-efficiency material-forming process,which pro- vides methods for the preparation of silver clad aluminum.The boundary conditions of the vertical continuous casting process of silver clad aluminum composite rod that has a diameter of 20 mm and cladding ratio of 50%were established through finite element numerical simulation using the ProCAST software and corresponding experiments.The effect of each process parameter on continuous composite casting was analyzed,based on which the optimized control method was obtained.A silver clad aluminum composite rod with high sur- face quality and excellent bonding interface was prepared on the basis of the simulation results.The length of the core tube and the speed of continuous casting are considered to be the most important factors affecting the formation process.The length of the core tube 收稿日期：2018-09-07 基金项目：国家高技术研究与发展计划资助项目(2013AA030706);云南省科技合作资助项目(2015IB012);新金属材料国家重点实验室自主 课题资助项目(2018Z-16)
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期:633鄄鄄645,2019 年 5 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 41, No. 5: 633鄄鄄645, May 2019 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2019. 05. 010; http: / / journals. ustb. edu. cn 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 施兵兵1) , 刘新华1,2)苣 , 谢建新1,2) , 谢 明3) 1) 北京科技大学新材料技术研究院, 北京 100083 2) 北京科技大学先进材料制备技术教育部重点实验室, 北京 100083 3) 贵研铂业股份有限公司, 昆明 650106 苣通信作者, E鄄mail: liuxinhua@ ustb. edu. cn 摘 要 以直径 20 mm,包覆比 50% 的银包铝细棒为研究对象,通过有限元数值模拟以及相应的实验验证,得出了银包铝复合 材料立式连铸复合成形工艺的边界条件. 采用 ProCAST 软件模拟了立式连铸成形过程,得出各工艺参数对连铸结果的影响规 律,给出了可行的连铸工艺参数范围及工艺调控策略,以模拟结果为指导,制备出表面质量高、复合界面效果良好的银包铝复 合棒材. 实验结果表明,芯管长度、连铸速度对结果的影响最大,芯管长度影响了芯管出口处双金属的接触温度、接触时间,并 直接改变了铝芯固液界面的相对位置. 当芯管长度过短时,银铝界面反应较强烈,当芯管长度过长时,芯棒冷却强度大,芯部 铝产生明显的冷隔. 随着连铸速度的增大,银的固液界面到芯管出口距离逐渐减小,铝的固液界面距出口距离逐渐增大;铝液 铸造温度升高,冷却水减少也会带来相似的作用. 结果显示,芯管长度 30 mm,速度 37 ~ 67 mm·min - 1 ,银的铸造温度 1225 ~ 1325 益 ,铝的铸造温度 800 益 ,冷却水流量约 300 L·h - 1是可行的银包铝连铸工艺. 关键词 复合材料; 银包铝; 连铸复合; 数值模拟; 制备 分类号 TG244郾 3 收稿日期: 2018鄄鄄09鄄鄄07 基金项目: 国家高技术研究与发展计划资助项目(2013AA030706); 云南省科技合作资助项目(2015IB012); 新金属材料国家重点实验室自主 课题资助项目(2018Z鄄16) Preparation process of silver clad aluminum bars by vertical continuous casting composite forming SHI Bing鄄bing 1) , LIU Xin鄄hua 1,2)苣 , XIE Jian鄄xin 1,2) , XIE Ming 3) 1) Institute for Advanced Materials and Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Key Laboratory for Advanced Materials Processing (Ministry of Education), University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Sino鄄platinum Metals Co. , Ltd. , Kunming 650106, China 苣Corresponding author, E鄄mail: liuxinhua@ ustb. edu. cn ABSTRACT Silver clad aluminum composite wire, which combines the high electrical conductivity of silver鄄coated metal, good welding performance, and low density, has wide application prospects in aerospace and other fields. The preparation of silver clad alu鄄 minum bars with high surface quality and good combination of interfaces is an important step in the preparation of silver clad aluminum wire with excellent performance. Continuous casting composite forming is a short, high鄄efficiency material鄄forming process, which pro鄄 vides methods for the preparation of silver clad aluminum. The boundary conditions of the vertical continuous casting process of silver clad aluminum composite rod that has a diameter of 20 mm and cladding ratio of 50% were established through finite element numerical simulation using the ProCAST software and corresponding experiments. The effect of each process parameter on continuous composite casting was analyzed, based on which the optimized control method was obtained. A silver clad aluminum composite rod with high sur鄄 face quality and excellent bonding interface was prepared on the basis of the simulation results. The length of the core tube and the speed of continuous casting are considered to be the most important factors affecting the formation process. The length of the core tube
.634. 工程科学学报，第41卷，第5期 is assumed to affect the contact temperature and time of the aluminum liquid and silver tube at the end of the core tube,and result in the variation of the relative position of the solid-liquid interface of the aluminum.The interface reaction is severe when the core tube is too short.Conversely,significant cold separation occurs in aluminum because of the high cooling intensity when length of the core tube is too large.The actual casting temperature increases with the high continuous casting speed,which can be attributed to the reduction in the distance between solid-liquid interface and the outlet of the core tube for silver and the increase for aluminum.The increase in a- luminum casting temperature and reduction in the flow rate of cooling water are found to have a similar effect to that of the increase in continuous casting speed.A series of optimized casting parameters was obtained in this study,i.e.,length of the core tube 30mm,the casting speed is 37-67 mmmin,the casting temperature of silver is in the range between 1225C and 1325C,casting temperature of aluminum is 800C,and the flow rate of cooling water is 300L.h KEY WORDS composite material;silver clad aluminum;continuous casting composite;numerical simulation;preparation 银具有十分优良的导电性能、加工性能和焊接 双金属连铸的关键是精确控制两金属凝固时的 性能，微细银导线是航空、信息电子、先进武器等领 固液界面位置和界面结合质量.如对于目前广泛应 域需要的重要材料).但银的密度较高，限制了其 用的铜包铝而言，控制铜液温度1200~1300℃，铝 在对低密度有严格要求的航空航天、先进武器等方 液温度750℃，连铸速度75mm·mim-1,使得固液界 面的应用.纯铝是一种重要的工程材料，具有低密 面位置在结品器出口5~10mm,可获得表面质量良 度、较高导电率、良好加工性能、价格较低等优点，但 好的铜包铝棒坯13-4).当界面层厚度在110~ 其焊接性能较差.银包铝(silver cladding aluminum, 220m之间时，双金属结合质量较好[1s].界面为冶 SCA)复合导线由于兼具纯银和纯铝的优点，具有导 金结合时，通常界面化合物层越薄，结合强度越 电性能高，焊接性能优良、密度低的特点.如银的密 高6-].双金属连铸工艺需要控制的参数很多，各 度为10.49g·cm-3,铝的密度为2.70g·cm-3,包覆 因素之间的相互作用较为复杂，很难仅通过正交试 比为50%的银包铝线材理论密度为6.60g·cm3, 验对其进行优化.而且，银的价格较高，反复实验的 密度比纯银减少了37%，包覆比为20%的银包铝线 成本太高.为此，先采用数值模拟的方法对银包铝 材理论密度为4.26g·cm3,密度比纯银减小了 连铸制备工艺进行模拟，确定较适合的连铸工艺参 59.4%,但却有接近包覆层金属的导电率与焊接性 数范围，再开展针对性实验研究，对提高制备效率、 能，是航空航天等领域不可或缺的关键材料 降低实验成本十分必要 目前广泛应用于生产复合材料的方法，有电镀 本文以外径20mm,内径14mm的银包铝棒材 法[】、轧制法[]、爆炸复合法[46)、套管拉拔法[]、包 的立式连铸复合为研究对象，用ProCast软件模拟了 覆焊接法[8-1]、静液挤压法山等.然而，这些技术在 不同工艺参数下连铸复合温度场的分布及双金属的 生产银包铝复合棒材时，均存在一定的问题.例如， 凝固界面位置，给出了优化的连铸工艺参数范围，同 电镀法的镀层结合强度较低：轧制法对轧机性能要 时对模拟结果进行了验证，证明了模型的准确性 求较高：爆炸复合法由于冲击波的性质难以制备大 并且，以模拟结果为指导，制备出了复合状态良好的 面积的复合面且复合界面质量不高：套管拉拔法虽 银包铝复合棒材 然工艺简单，但界面结合强度较低，成材率较低：包 1研究方法 覆焊接法制备的线坯由于存在焊缝，在后续拉丝过 程中容易造成焊缝开裂、断丝的问题，不适合生产高 1.1模型的建立 质量的银包铝棒材：静液挤压法界面结合强度高，但 银包铝立式连铸原理图如图1所示.首先将银 设备昂贵，生产效率和成材率均较低.连铸复合成 和铝分别放入两个坩埚中，进行熔化和保温.连铸 形是一种能够高效制备双金属复合材料的短流程新 时，控制银熔液首先凝固成包覆层银管，然后铝液通 工艺，已在铜包铝复合材料制备上获得成功应用，实 过芯管的中心孔浇注到银管中，控制其在芯管出口 现了工业化生产1-].然而，银铝与铜铝之间在相 以下凝固，实现银、铝一次连铸成形.双金属连铸的 图、熔点等物性参数等方面存在诸多差异，如何开发 工艺参数主要有芯管长度、连铸速度、双金属铸造温 和优化适用于银包铝复合材料的立式连铸工艺，是 度、冷却水流量等.每个参数，尤其是连铸速度、温 需要深入研究的问题. 度对实验结果有重要影响，需要作为变量在模拟中
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 is assumed to affect the contact temperature and time of the aluminum liquid and silver tube at the end of the core tube, and result in the variation of the relative position of the solid鄄liquid interface of the aluminum. The interface reaction is severe when the core tube is too short. Conversely, significant cold separation occurs in aluminum because of the high cooling intensity when length of the core tube is too large. The actual casting temperature increases with the high continuous casting speed, which can be attributed to the reduction in the distance between solid鄄liquid interface and the outlet of the core tube for silver and the increase for aluminum. The increase in a鄄 luminum casting temperature and reduction in the flow rate of cooling water are found to have a similar effect to that of the increase in continuous casting speed. A series of optimized casting parameters was obtained in this study, i. e. , length of the core tube 30 mm, the casting speed is 37 - 67 mm·min - 1 , the casting temperature of silver is in the range between 1225 益 and 1325 益 , casting temperature of aluminum is 800 益 , and the flow rate of cooling water is 300 L·h - 1 . KEY WORDS composite material; silver clad aluminum; continuous casting composite; numerical simulation; preparation 银具有十分优良的导电性能、加工性能和焊接 性能,微细银导线是航空、信息电子、先进武器等领 域需要的重要材料[1] . 但银的密度较高,限制了其 在对低密度有严格要求的航空航天、先进武器等方 面的应用. 纯铝是一种重要的工程材料,具有低密 度、较高导电率、良好加工性能、价格较低等优点,但 其焊接性能较差. 银包铝(silver cladding aluminum, SCA)复合导线由于兼具纯银和纯铝的优点,具有导 电性能高,焊接性能优良、密度低的特点. 如银的密 度为 10郾 49 g·cm - 3 ,铝的密度为 2郾 70 g·cm - 3 ,包覆 比为 50% 的银包铝线材理论密度为 6郾 60 g·cm - 3 , 密度比纯银减少了 37% ,包覆比为 20% 的银包铝线 材理论密度为 4郾 26 g·cm - 3 , 密度比纯银减小了 59郾 4% ,但却有接近包覆层金属的导电率与焊接性 能,是航空航天等领域不可或缺的关键材料. 目前广泛应用于生产复合材料的方法,有电镀 法[2] 、轧制法[3] 、爆炸复合法[4鄄鄄6] 、套管拉拔法[7] 、包 覆焊接法[8鄄鄄10] 、静液挤压法[1]等. 然而,这些技术在 生产银包铝复合棒材时,均存在一定的问题. 例如, 电镀法的镀层结合强度较低;轧制法对轧机性能要 求较高;爆炸复合法由于冲击波的性质难以制备大 面积的复合面且复合界面质量不高;套管拉拔法虽 然工艺简单,但界面结合强度较低,成材率较低;包 覆焊接法制备的线坯由于存在焊缝,在后续拉丝过 程中容易造成焊缝开裂、断丝的问题,不适合生产高 质量的银包铝棒材;静液挤压法界面结合强度高,但 设备昂贵,生产效率和成材率均较低. 连铸复合成 形是一种能够高效制备双金属复合材料的短流程新 工艺,已在铜包铝复合材料制备上获得成功应用,实 现了工业化生产[11鄄鄄12] . 然而,银铝与铜铝之间在相 图、熔点等物性参数等方面存在诸多差异,如何开发 和优化适用于银包铝复合材料的立式连铸工艺,是 需要深入研究的问题. 双金属连铸的关键是精确控制两金属凝固时的 固液界面位置和界面结合质量. 如对于目前广泛应 用的铜包铝而言,控制铜液温度 1200 ~ 1300 益 ,铝 液温度 750 益 ,连铸速度 75 mm·min - 1 ,使得固液界 面位置在结晶器出口 5 ~ 10 mm,可获得表面质量良 好的 铜 包 铝 棒 坯[13鄄鄄14] . 当 界 面 层 厚 度 在 110 ~ 220 滋m之间时,双金属结合质量较好[15] . 界面为冶 金结合时,通常界面化合物层越薄,结合强度越 高[16鄄鄄17] . 双金属连铸工艺需要控制的参数很多,各 因素之间的相互作用较为复杂,很难仅通过正交试 验对其进行优化. 而且,银的价格较高,反复实验的 成本太高. 为此,先采用数值模拟的方法对银包铝 连铸制备工艺进行模拟,确定较适合的连铸工艺参 数范围,再开展针对性实验研究,对提高制备效率、 降低实验成本十分必要. 本文以外径 20 mm,内径 14 mm 的银包铝棒材 的立式连铸复合为研究对象,用 ProCast 软件模拟了 不同工艺参数下连铸复合温度场的分布及双金属的 凝固界面位置,给出了优化的连铸工艺参数范围,同 时对模拟结果进行了验证,证明了模型的准确性. 并且,以模拟结果为指导,制备出了复合状态良好的 银包铝复合棒材. 1 研究方法 1郾 1 模型的建立 银包铝立式连铸原理图如图 1 所示. 首先将银 和铝分别放入两个坩埚中,进行熔化和保温. 连铸 时,控制银熔液首先凝固成包覆层银管,然后铝液通 过芯管的中心孔浇注到银管中,控制其在芯管出口 以下凝固,实现银、铝一次连铸成形. 双金属连铸的 工艺参数主要有芯管长度、连铸速度、双金属铸造温 度、冷却水流量等. 每个参数,尤其是连铸速度、温 度对实验结果有重要影响,需要作为变量在模拟中 ·634·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 ·635· 进行详细研究[18-19] 4)忽略铸造缺陷，冷却水沿周向分布均匀 1.2边界条件 ● 本文模型中的各界面条件如图3所示，界面Ⅱ ● ● 为银和石墨模具的接触面.当银处于液态时，液态 金属与石墨接触紧密，换热系数很大，约为10000~ 20000W·m-2.K-1[21].当银凝固后，包覆层银管的 外径会随着温度的下降收缩减小，由于其线膨胀系 数远大于石墨，因而在银外壁与石墨内壁之间产生 间隙，且间隙随凝固后温度降低逐渐增大.间隙中 的空气的热导率很低，造成银管与石墨之间换热系 数快速下降，其数值可参照下式计算)： 8=La…△T/2 (1) 1一银熔液：2一感应线图；3一铝焙液：4一银包覆层；5一铝芯： 式中：δ为金属的线性收缩尺寸，m;L为银管外径， 6一水冷铜套：7一二次冷却 m:α为金属的线性收缩系数，△T.为当前温度与熔 图1银包铝立式连铸原理图 点的差值，℃. Fig.1 Schematic diagram of the vertical continuous casting of SCA 根据连铸复合原理，选取凝固核心区（图中虚 线框)作为模拟分析对象，建立如图2所示的几何 模型.其中考虑到对称性，为提高计算效率，该模型 为1/4模型，并作了如下简化20]： 1)实验研究设定边界条件下的稳态结果，考察 稳态下的温度场分布： 2)忽略液态金属的对流换热； 3)各部件各向同性，物性参数只与温度有关： 110为边界：IW为界面 图3银包铝立式连铸稳态温度场模拟界面和边界条件示意图 Fig.3 Interface and boundary conditions of the steady-state tempera ture field simulation of the vertical continuous casting of SCA 因此，棒材与模具的换热系数h参照下式计算： h=A/8 (2) 式中：入为空气热导率，W·m1.K1;h为间隙处的 换热系数，Wm2.K1 上式中银、铝的线性收缩系数，空气的热导率根 1一石墨模具：2-银包覆层：3一铝芯：4一水冷铜套：a,b,c一 据文献[22-23]得出.根据设计的棒材截面尺寸由 测温点 (1)式计算不同温度下棒材的线性收缩尺寸δ，再由 图2银包铝立式连铸模型 (2)式计算间隙处棒材与模具的换热系数h.结果 Fig.2 Vertical continuous casting model of SCA 如表1中所示，换热系数超过2500Wm2.K-1的部
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 进行详细研究[18鄄鄄19] . 1—银熔液; 2—感应线圈; 3—铝熔液; 4—银包覆层; 5—铝芯; 6—水冷铜套; 7—二次冷却 图 1 银包铝立式连铸原理图 Fig. 1 Schematic diagram of the vertical continuous casting of SCA 根据连铸复合原理,选取凝固核心区(图中虚 线框)作为模拟分析对象,建立如图 2 所示的几何 模型. 其中考虑到对称性,为提高计算效率,该模型 为 1 / 4 模型,并作了如下简化[20] : 1—石墨模具; 2—银包覆层; 3—铝芯; 4—水冷铜套; a, b, c— 测温点 图 2 银包铝立式连铸模型 Fig. 2 Vertical continuous casting model of SCA 1)实验研究设定边界条件下的稳态结果,考察 稳态下的温度场分布; 2)忽略液态金属的对流换热; 3)各部件各向同性,物性参数只与温度有关; 4)忽略铸造缺陷,冷却水沿周向分布均匀. 1郾 2 边界条件 本文模型中的各界面条件如图 3 所示,界面域 为银和石墨模具的接触面. 当银处于液态时,液态 金属与石墨接触紧密,换热系数很大, 约为 10000 ~ 20000 W·m - 2·K - 1 [21] . 当银凝固后,包覆层银管的 外径会随着温度的下降收缩减小,由于其线膨胀系 数远大于石墨,因而在银外壁与石墨内壁之间产生 间隙,且间隙随凝固后温度降低逐渐增大. 间隙中 的空气的热导率很低,造成银管与石墨之间换热系 数快速下降,其数值可参照下式计算[21] : 啄 = L·琢·驻Tm / 2 (1) 式中:啄 为金属的线性收缩尺寸,m;L 为银管外径, m;琢 为金属的线性收缩系数,驻Tm 为当前温度与熔 点的差值,益 . 1 ~ 10 为边界; 玉 ~ 郁为界面 图 3 银包铝立式连铸稳态温度场模拟界面和边界条件示意图 Fig. 3 Interface and boundary conditions of the steady鄄state tempera鄄 ture field simulation of the vertical continuous casting of SCA 因此,棒材与模具的换热系数 h 参照下式计算: h = 姿 / 啄 (2) 式中:姿 为空气热导率,W·m - 1·K - 1 ;h 为间隙处的 换热系数,W·m - 2·K - 1 . 上式中银、铝的线性收缩系数,空气的热导率根 据文献[22鄄23] 得出. 根据设计的棒材截面尺寸由 (1)式计算不同温度下棒材的线性收缩尺寸 啄,再由 (2)式计算间隙处棒材与模具的换热系数 h. 结果 如表 1 中所示,换热系数超过 2500 W·m - 2·K - 1的部 ·635·
·636 工程科学学报，第41卷，第5期 分调整为2500Wm-2.K-1[2] h=4 (3) 表1棒材与模具的换热系数 d. Table 1 Heat transfer coefficient between casting billet and molds 其中：d。=4A/P,A为非圆管道的横截面积，m2;P为 湿周，m;入为水的导热系数：M为努赛尔数 空气热导率/ 气缝宽度/ 换热系数/ 温度/℃ 1.3.2其他表面空冷换热系数 (W.m-1.K-1) mm (Wm-2.K1) 连铸棒材出结晶器后，直接暴露在空气中，与空 100 0.0321 0.1683 190.75 气产生对流换热，温度较高时还伴随明显的辐射换 300 0.0461 0.1293 356.58 热.其传热边界条件可表示为[5]： 500 0.0575 0.0903 636.87 h=h。+hi (4) 700 0.0671 0.0513 1308.40 式中：h为对流换热系数，W·m2.K-':h为辐射换 800 0.0717 0.0318 2255.80 热系数，Wm2.K-1 900 0.0767 0.0123 2500.00 he=C(Gr…Pr)nAd-1 (5) 界面I为液态铝与石墨芯管的接触面，同银 式中：(Gr·Pr)为流态判别依据，(Gr·Pr)m= 类似确定换热系数为10000~20000W·m2.K-1. 界面Ⅲ为银和铝的接触面，当铝处于液态时，换热 B△.Pm,g为重力加速度：.为空气流速： 系数与界面I相当.铝凝固后，银、铝实现冶金结 △T,为物件与空气温差：G为格拉芙数；P为普朗特 合，界面换热系数很大，且随温度下降逐渐降低， 数；B为系数，值为温度倒数；d为棒材直径：C、n为 此处设为4000~10000W·m-2.K-1.界面V为结 系数，C、n由传热表面形状、位置及(G·Pr)数值范 晶器水冷铜套与石墨外壁的结合面，该处采用热 围查表获取 装组合，模具采用高纯石墨，结合紧密，换热系数 …T1 (6) 设为2500W·m2.K-1[24] =c(八 式中：C为辐射系数，W·m2.K-4:T为物体表面温 模型边界条件如下：图3中的边界3、4为热型 度，K 段下表面及热、冷铸型过渡段，该段采用石棉保温， 1.4立式连铸试验及复合材料界面分析 既不加热也不冷却，属于第二类边界条件，热流量为 除了上述铜包铝复合材料的制备外，立式连铸 零，设为绝热面.图3中的边界5为热型下端面，温 技术还广泛应用于钢材、铝、铜及其合金的连铸，尤 度较高且无热源，属于第二类边界条件.根据温度 其是塑性成形性能较差的合金钢[26刃.该方法制 设为辐射散热状态.图3中的边界6为结晶器水冷 备的材料尺寸精度高，组织均匀，性能稳定，是一种 铜套外表面，与一次冷却水直接接触，属于第三类边 重要的金属材料制备工艺. 界条件，按计算值设定水冷条件.图3中的边界1、 对于界面层，主要通过光学显微镜、扫描电镜、 98、2均位于热型段中，同时受到加热与石棉保温 能谱分析对其厚度尺寸及其均匀性进行研究，观察 的作用，可调节加热功率维持温度稳定.属于第一 界面形态、界面相组成和元素分布，进而分析界面形 类边界条件.边界9、1分别设为银、铝的浇铸温度， 成过程[].通常认为，界面层厚度越薄，越均匀，界 8、2根据实验技术要求设置边界10，边界7系列 面结合效果越好.界面层中的脆性相越少，界面强 (包括铜套下端面，石墨模具下端及铝、银下端及其 度越高[16-17] 截面)，直接与空气接触或远离结晶区，属于第三类 边界条件，设为空冷状态.最后，中间剖面设为对称 2边界条件的实验验证 面，完成边界条件设定 确保边界条件的准确对于提高模拟结果的可 1.3换热系数的设定 靠性至关重要.因此，在计算得出相关边界条件 1.3.1水冷对流换热系数 后，有必要对部分重要条件进行物理模拟实验验 根据实验所用的结晶器尺寸及冷却水流量，计 证.由于各边界条件对结果的影响综合表现为铸 算水冷换热系数.结晶器中，冷却水沿铜套外壁环 件的凝固、降温效果，且单独的边界条件难以直接 形狭缝通过，通过与铜套的对流换热冷却铸型.该 测量，故验证实验时直接使用与银包铝实验相同 狭缝水流属于非圆形管道对流换热，通过引入当量 的模具进行连铸实验.该实验使用铝包覆铝锌合 直径d,可用公式(3)计算[2]： 金（两种金属的熔点差值与银铝两种金属接近）进
工程科学学报,第 41 卷,第 5 期 分调整为 2500 W·m - 2·K - 1 [24] . 表 1 棒材与模具的换热系数 Table 1 Heat transfer coefficient between casting billet and molds 温度/ 益 空气热导率/ (W·m - 1·K - 1 ) 气缝宽度/ mm 换热系数/ (W·m - 2·K - 1 ) 100 0郾 0321 0郾 1683 190郾 75 300 0郾 0461 0郾 1293 356郾 58 500 0郾 0575 0郾 0903 636郾 87 700 0郾 0671 0郾 0513 1308郾 40 800 0郾 0717 0郾 0318 2255郾 80 900 0郾 0767 0郾 0123 2500郾 00 界面玉为液态铝与石墨芯管的接触面,同银 类似确定换热系数为 10000 ~ 20000 W·m - 2·K - 1 . 界面芋为银和铝的接触面,当铝处于液态时,换热 系数与界面玉相当. 铝凝固后,银、铝实现冶金结 合,界面换热系数很大,且随温度下降逐渐降低, 此处设为 4000 ~ 10000 W·m - 2·K - 1 . 界面郁为结 晶器水冷铜套与石墨外壁的结合面,该处采用热 装组合,模具采用高纯石墨,结合紧密,换热系数 设为 2500 W·m - 2·K - 1 [24] . 模型边界条件如下:图 3 中的边界 3、4 为热型 段下表面及热、冷铸型过渡段,该段采用石棉保温, 既不加热也不冷却,属于第二类边界条件,热流量为 零,设为绝热面. 图 3 中的边界 5 为热型下端面,温 度较高且无热源,属于第二类边界条件. 根据温度 设为辐射散热状态. 图 3 中的边界 6 为结晶器水冷 铜套外表面,与一次冷却水直接接触,属于第三类边 界条件,按计算值设定水冷条件. 图 3 中的边界 1、 9、8、2 均位于热型段中,同时受到加热与石棉保温 的作用,可调节加热功率维持温度稳定. 属于第一 类边界条件. 边界 9、1 分别设为银、铝的浇铸温度, 8、2 根据实验技术要求设置. 边界 10,边界 7 系列 (包括铜套下端面,石墨模具下端及铝、银下端及其 截面),直接与空气接触或远离结晶区,属于第三类 边界条件,设为空冷状态. 最后,中间剖面设为对称 面,完成边界条件设定. 1郾 3 换热系数的设定 1郾 3郾 1 水冷对流换热系数 根据实验所用的结晶器尺寸及冷却水流量,计 算水冷换热系数. 结晶器中,冷却水沿铜套外壁环 形狭缝通过,通过与铜套的对流换热冷却铸型. 该 狭缝水流属于非圆形管道对流换热,通过引入当量 直径 de,可用公式(3)计算[25] : h = Nuf·姿f de (3) 其中:de = 4A / P,A 为非圆管道的横截面积,m 2 ;P 为 湿周,m;姿f为水的导热系数;Nuf为努赛尔数. 1郾 3郾 2 其他表面空冷换热系数 连铸棒材出结晶器后,直接暴露在空气中,与空 气产生对流换热,温度较高时还伴随明显的辐射换 热. 其传热边界条件可表示为[15] : h = hc + hr (4) 式中:hc为对流换热系数,W·m - 2·K - 1 ;hr为辐射换 热系数,W·m - 2·K - 1 . hc = C(Gr·Pr) n m·姿·d - 1 (5) 式中:( Gr·Pr ) m 为 流 态 判 别 依 据, ( Gr·Pr ) m = g茁d 3驻Ta 淄 2 m ·Prm . g 为重力加速度; vm 为空气流速; 驻Ta为物件与空气温差;Gr 为格拉芙数;Pr 为普朗特 数;茁 为系数,值为温度倒数;d 为棒材直径;C、n 为 系数,C、n 由传热表面形状、位置及(Gr·Pr) m数值范 围查表获取. hr = C ( T ) 100 4 ·T - 1 (6) 式中: C 为辐射系数,W·m - 2·K - 4 ;T 为物体表面温 度,K. 1郾 4 立式连铸试验及复合材料界面分析 除了上述铜包铝复合材料的制备外,立式连铸 技术还广泛应用于钢材、铝、铜及其合金的连铸,尤 其是塑性成形性能较差的合金钢[26鄄鄄27] . 该方法制 备的材料尺寸精度高,组织均匀,性能稳定,是一种 重要的金属材料制备工艺. 对于界面层,主要通过光学显微镜、扫描电镜、 能谱分析对其厚度尺寸及其均匀性进行研究,观察 界面形态、界面相组成和元素分布,进而分析界面形 成过程[28] . 通常认为,界面层厚度越薄,越均匀,界 面结合效果越好. 界面层中的脆性相越少,界面强 度越高[16鄄鄄17] . 2 边界条件的实验验证 确保边界条件的准确对于提高模拟结果的可 靠性至关重要. 因此,在计算得出相关边界条件 后,有必要对部分重要条件进行物理模拟实验验 证. 由于各边界条件对结果的影响综合表现为铸 件的凝固、降温效果,且单独的边界条件难以直接 测量,故验证实验时直接使用与银包铝实验相同 的模具进行连铸实验. 该实验使用铝包覆铝锌合 金(两种金属的熔点差值与银铝两种金属接近)进 ·636·
施兵兵等：银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 .637. 行连铸，同时采用与试验完全相同的条件进行模 4(b)所示. 拟实验，对模具的温度变化进行监测.并且，将实 若芯部金属的凝固界面在芯管出口以上，已凝 际测量结果、连铸所得实验样品与模拟结果对比， 固的芯部金属会堵塞芯部金属液出口，使其难以连 当实验结果与模拟结果各项指标均吻合时，即可 续填充到包覆层管内或根本无法填充.若芯部铝锌 证实模拟条件的准确性 合金的凝固界面在芯管出口下部太低的位置（图5 通过进行铝包铝锌合金的连铸模拟，进行多组 (a),芯部金属填充会比较顺畅，但芯部金属液与 参数组合模拟后，选取了以下三组有代表性的模拟 包覆层接触时间、长度均会增加，容易熔蚀包覆层， 结果进行验证，其工艺参数如表2所示.图4所示 乃至熔穿包覆层.只有当两种金属的固液界面位置 为I组模拟计算和实验结果 均适宜时（图5(b)),即铝锌凝固界面在芯棒管出 表2验证实验中的工艺参数选择 口下一定位置时，才会得到良好的复合效果，实际如 Table 2 Process parameters of the validation experiment 图6所示. 凝固率% 冷却水 连铸 芯管 合金 温度℃ 温废℃ 凝固率% 铝连铸 (a) (b) 组别 流量/ 速度/ 长度/ 连铸 温度/℃ (L.h-1)(mm-min-1) mm 温度/℃ 813 700 I 300 30 40 720 600 300 吃 30 720 600 Ⅲ 300 45 30 720 600 温度/℃ 凝固率/% a b) 700 图5模拟结果.(a)Ⅲ组：(b)Ⅱ组 Fig.5 Simulation results:(a）groupⅢ；(b)groupⅡ 此外，实验中还测量了三处关键位置的温度， 具体位置如图2中a、b、c三点，并与模拟结果对 比，从而将模型与实际情况进行定量比较，结果如 表3所示. 上述a点温度为铝的熔化温度，b点温度为铝 的连铸温度，是试验中主要调控的温度，数据显 示，各组试验中两处温度匹配良好.℃点温度为芯 管出口处温度，因为模具尺寸限制，测温点选择靠 模具表面，测温准确性受到一定影响，该组数值作 图4I组实验.(a)模拟结果：(b)实验结果 为参考.经三组实验验证，此模型的各组边界条件 Fig.4 Group I experiment:(a)simulation results:(b)experi- 是合理的 mental results 3银包铝连铸复合过程的有限元数值模拟 图4(a)所示为连铸复合成形过程中，锌合金 的凝固位置刚好位于芯管出口附近的情况，在此 3.1模拟工艺参数 工艺条件下，合金处于半凝固状态，流动性和补缩 在连铸实验中影响温度场的工艺参数较多， 能力很差.此时芯部的金属填充不顺畅，充填难以 需要着重考察的包括：银、铝的熔炼温度，连铸速 密实，凝固收缩后形成明显的孔洞，实际结果如图 度，冷却水流量和芯管长度.为了提高计算效率
施兵兵等: 银包铝棒材立式连铸复合成形制备工艺 行连铸,同时采用与试验完全相同的条件进行模 拟实验,对模具的温度变化进行监测. 并且,将实 际测量结果、连铸所得实验样品与模拟结果对比, 当实验结果与模拟结果各项指标均吻合时,即可 证实模拟条件的准确性. 通过进行铝包铝锌合金的连铸模拟,进行多组 参数组合模拟后,选取了以下三组有代表性的模拟 结果进行验证,其工艺参数如表 2 所示. 图 4 所示 为玉组模拟计算和实验结果. 表 2 验证实验中的工艺参数选择 Table 2 Process parameters of the validation experiment 组别 冷却水 流量/ (L·h - 1 ) 连铸 速度/ (mm·min - 1 ) 芯管 长度/ mm 铝连铸 温度/ 益 合金 连铸 温度/ 益 玉 300 30 40 720 600 域 300 30 30 720 600 芋 300 45 30 720 600 图 4 玉组实验. (a) 模拟结果; (b) 实验结果 Fig. 4 Group 玉 experiment: ( a) simulation results; ( b) experi鄄 mental results 图 4( a) 所示为连铸复合成形过程中,锌合金 的凝固位置刚好位于芯管出口附近的情况,在此 工艺条件下,合金处于半凝固状态,流动性和补缩 能力很差. 此时芯部的金属填充不顺畅,充填难以 密实,凝固收缩后形成明显的孔洞,实际结果如图 4( b)所示. 若芯部金属的凝固界面在芯管出口以上,已凝 固的芯部金属会堵塞芯部金属液出口,使其难以连 续填充到包覆层管内或根本无法填充. 若芯部铝锌 合金的凝固界面在芯管出口下部太低的位置(图 5 (a)),芯部金属填充会比较顺畅,但芯部金属液与 包覆层接触时间、长度均会增加,容易熔蚀包覆层, 乃至熔穿包覆层. 只有当两种金属的固液界面位置 均适宜时(图 5( b)),即铝锌凝固界面在芯棒管出 口下一定位置时,才会得到良好的复合效果,实际如 图 6 所示. 图 5 模拟结果. (a) 芋组; (b) 域组 Fig. 5 Simulation results: (a) group 芋; (b) group 域 此外,实验中还测量了三处关键位置的温度, 具体位置如图 2 中 a、b、c 三点,并与模拟结果对 比,从而将模型与实际情况进行定量比较,结果如 表 3 所示. 上述 a 点温度为铝的熔化温度,b 点温度为铝 的连铸温度,是试验中主要调控的温度,数据显 示,各组试验中两处温度匹配良好. c 点温度为芯 管出口处温度,因为模具尺寸限制,测温点选择靠 模具表面,测温准确性受到一定影响,该组数值作 为参考. 经三组实验验证,此模型的各组边界条件 是合理的. 3 银包铝连铸复合过程的有限元数值模拟 3郾 1 模拟工艺参数 在连铸实验中影响温度场的工艺参数较多, 需要着重考察的包括:银、铝的熔炼温度,连铸速 度,冷却水流量和芯管长度. 为了提高计算效率, ·637·