李曉青 魏立群 付 斌 徐星星

（上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201418）

近年來，傳統(tǒng)的單組元材料已很難滿足機(jī)械零件越來越苛刻的服役條件。金屬基復(fù)合材料是一種新型材料，其性能優(yōu)于單一組元的傳統(tǒng)材料。銅-鋁復(fù)合材料是金屬基復(fù)合材料之一，兼具銅的高導(dǎo)電、導(dǎo)熱性能和鋁的耐蝕、質(zhì)輕等特點(diǎn)［1-2］，已廣泛應(yīng)用于電力電子、機(jī)械制造、汽車等領(lǐng)域，包括銅包鋁電纜、散熱翅片、電子封裝件等。目前，生產(chǎn)銅-鋁復(fù)合材料的方法有軋制、爆炸、擴(kuò)散焊接、擠壓等［3-4］，軋制法具有操作簡(jiǎn)單、生產(chǎn)成本低、周期短等優(yōu)點(diǎn)。

目前關(guān)于銅-鋁復(fù)合材料的軋制工藝及性能已有較多的研究。Hosseini等［5］在冷、溫兩種條件下對(duì)雙層銅合金帶材進(jìn)行軋制復(fù)合，研究了壓下量和軋制溫度對(duì)帶材粘結(jié)強(qiáng)度的影響；Jeon等［6］研究了Al-Cu帶材的冷軋工藝，并通過有限元模擬得出了結(jié)合界面摩擦因數(shù)的取值范圍；Manesh等［7］研究了摩擦因數(shù)、厚度比及軋制速率對(duì)Al-St-Al復(fù)合材料結(jié)合強(qiáng)度的影響；Khaledi等［8］根據(jù)塑性變形理論建立了界面粘結(jié)的有限元模型，為判斷界面的粘結(jié)強(qiáng)度提供了依據(jù)；余望等［9］研究了異步軋制時(shí)軋件的彎曲變形規(guī)律，并提出了相應(yīng)的控制方法；韓曉鎧［10］對(duì)不銹鋼復(fù)合材料異步成形工件的翹曲進(jìn)行了理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證；宋浩等［11］通過有限元模擬對(duì)不銹鋼-碳鋼復(fù)合板的矯直過程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)分析，研究了矯直過程中復(fù)合板應(yīng)力、應(yīng)變的變化規(guī)律；馬江澤等［12］研究了壓下率和異步速比對(duì)不銹鋼-碳鋼復(fù)合板平直度的影響；金賀榮等［13］采用MSC.MARC軟件建立了不銹鋼復(fù)合板熱軋成形三維熱力耦合有限元模型，研究了壓下量和變形溫度對(duì)碳鋼和不銹鋼層變形的影響，建立了組元變形量與壓下量之間的關(guān)系式，可用于確定不銹鋼-碳鋼層的厚度比。

冷軋后銅-鋁復(fù)合帶的翹曲程度影響其成材率。為研究冷軋過程中銅-鋁復(fù)合帶的翹曲變形規(guī)律，借助MSC.MARC有限元軟件模擬了銅-鋁復(fù)合帶的冷軋過程，分析了道次壓下率、銅帶與鋁帶厚度比、軋制速率對(duì)復(fù)合帶翹曲變形的影響，并在二輥冷軋機(jī)上進(jìn)行了銅-鋁復(fù)合帶的冷軋?jiān)囼?yàn)。最后根據(jù)有限元模擬和試驗(yàn)結(jié)果確定了銅-鋁復(fù)合帶的最佳冷軋工藝，可供實(shí)際生產(chǎn)參考。

1 有限元模型與曲率計(jì)算

1.1 有限元模型的建立

研究用復(fù)層材料為純銅（TP2），基層材料為純鋁（1060）?？紤]到軋制條件與厚度參數(shù)不對(duì)稱，采用MSC.MARC有限元軟件建立了冷軋銅-鋁復(fù)合帶的二維模型，如圖1所示。原材料的尺寸和軋制工藝參數(shù)見表1，研究用銅帶和鋁帶的力學(xué)和物理性能見表2。為反映實(shí)際情況，將試驗(yàn)獲得的TP2純銅、1060純鋁的應(yīng)力-應(yīng)變曲線輸入MSC.MARC軟件。上、下軋輥定義為剛性輥，且上輥與復(fù)層、基層與下輥之間均存在庫(kù)倫摩擦，設(shè)定軋輥與材料表層之間的摩擦因數(shù)μ1為0.15，基層與復(fù)層之間設(shè)置為粘結(jié)狀態(tài)。為保證冷軋過程的順利進(jìn)行，冷軋銅-鋁復(fù)合帶的有限元模擬［14］還應(yīng)滿足以下假設(shè)：（1）軋輥為剛性體，在軋制過程中不變形。（2）材料服從Mises屈服準(zhǔn)則，變形服從Levy-Mises流動(dòng)法則。（3）銅材和鋁材均各向同性。（4）忽略材料內(nèi)缺陷等對(duì)軋制結(jié)果的影響。（5）材料的變形遵循體積不變?cè)怼?/p>

圖1 冷軋銅-鋁復(fù)合帶的二維模型Fig.1 2-D model for cold rolling copper-aluminum composite strip

表1 原材料尺寸及軋制工藝參數(shù)Table 1 Size and rolling process parameters of the raw materials

表2 原材料的力學(xué)和物理性能Table 2 Mechanical and physical properties of the raw materials

1.2 曲率計(jì)算公式

按曲率來評(píng)定銅-鋁復(fù)合帶出軋輥時(shí)的翹曲程度，采用Anders等［15］提出的簡(jiǎn)化公式計(jì)算復(fù)合帶的曲率。圖2（a）為冷軋過程中銅-鋁復(fù)合帶的翹曲變形示意圖；圖2（b）為計(jì)算曲率的示意圖。根據(jù)圖2（b），在銅鋁復(fù)合帶上任意選取A、B、C 3點(diǎn)，分別確定線段AB和BC的中點(diǎn)P1、P2，通過P1、P2的垂線交點(diǎn)為O，根據(jù)O點(diǎn)坐標(biāo)可計(jì)算銅-鋁復(fù)合帶上選定3個(gè)節(jié)點(diǎn)中任意一點(diǎn)的曲率：

圖2 復(fù)合帶翹曲（a）和計(jì)算曲率（b）的示意圖Fig.2 Schematic diagrams of（a）the composite strip warping and（b）calculation of its curvature

2 結(jié)果分析與討論

2.1 道次壓下率對(duì)復(fù)合帶翹曲程度的影響

采用MSC.MARC有限元軟件對(duì)以55%、57.5%、60%和70%的道次壓下率冷軋的銅-鋁復(fù)合帶進(jìn)行有限元模擬。在銅-鋁復(fù)合帶厚度方向等間距選定單元節(jié)點(diǎn)，根據(jù)節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變值確定每層金屬的變形程度。根據(jù)鄰近軋制出口處復(fù)合帶厚度上節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變值判斷冷軋過程中銅-鋁復(fù)合帶的翹曲規(guī)律。

采用厚度比為1∶4的銅帶和鋁帶以175 mm／s的速率和不同道次壓下率冷軋銅-鋁復(fù)合帶。利用曲率計(jì)算公式得出軋制后復(fù)合帶的曲率變化，如圖3所示。由圖3可知，軋后銅-鋁復(fù)合帶曲率隨著道次壓下率的增大先減小后增大，在道次壓下率為57.5%時(shí)達(dá)到最小值。圖4（a）為復(fù)合帶厚度方向節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變變化，圖4（b）為對(duì)應(yīng)條件下基層與復(fù)層的平均塑性應(yīng)變變化。從圖4（a）可以看出，隨著道次壓下率的增大，基層與復(fù)層的節(jié)點(diǎn)x向塑性應(yīng)變均增大，且復(fù)層的變化較均勻；基層的x向塑性應(yīng)變則先增大后減小，且隨著道次壓下率的增大，其上部分金屬層的變化幅度大于下部分金屬層，導(dǎo)致基層金屬略微下彎。圖4（b）表明：隨道次壓下率的增大，基層和復(fù)層的平均塑性應(yīng)變均增大。道次壓下率大于60%時(shí)，基層的平均塑性應(yīng)變急劇增大；而道次壓下率為57.5%時(shí)，基層與復(fù)層的平均塑性應(yīng)變的差值最小，形變速率趨于一致，有利于銅-鋁復(fù)合帶保持平直，說明道次壓下率為55%～57.5%時(shí)，可減小復(fù)合帶的上翹程度，以57.5%的道次壓下率冷軋的復(fù)合帶最平直。

圖3 復(fù)合帶曲率隨道次壓下率的變化Fig.3 Variation of curvature of the composite strip with the degree of reduction in pass

圖4 復(fù)合帶x向塑性應(yīng)變（a）和平均塑性應(yīng)變（b）隨道次壓下率的變化Fig.4 Variation of plastic strain in x-direction（a）and average plastic strain（b）with the degree of reduction in pass for the composite strip

2.2 厚度比對(duì)復(fù)合帶翹曲程度的影響

采用厚度比為1∶4、1∶5、1∶6的銅帶和鋁帶，以60%的道次壓下率和175 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶的曲率如圖5所示。從圖5可以看出，隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，軋后復(fù)合帶的曲率減小。圖6（a）為銅-鋁復(fù)合帶厚度方向節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變變化，圖6（b）為對(duì)應(yīng)條件下復(fù)合帶的平均塑性應(yīng)變變化。由圖6（a）可知，基層從表面至結(jié)合界面x向的塑性應(yīng)變先增大后減小，而復(fù)層表面至結(jié)合界面的x向塑性應(yīng)變則均勻增大；由圖6（b）可知，以60%的道次壓下率冷軋的復(fù)合帶，基層的平均塑性應(yīng)變均大于復(fù)層，基層與復(fù)層的平均塑性應(yīng)變差逐漸減小，因而隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，復(fù)合帶上翹程度減小。當(dāng)銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4時(shí)，基層與復(fù)層的平均塑性應(yīng)變差最大。而銅帶與鋁帶的厚度比為1∶5和1∶6時(shí)，二者的平均塑性應(yīng)變差減小。銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4的復(fù)合帶翹曲最嚴(yán)重，并且隨著厚度比的增大，復(fù)合帶上翹程度減小，軋后更為平直。

圖5 復(fù)合帶曲率隨銅帶與鋁帶厚度比的變化Fig.5 Variation of curvature of the composite strip with the copper strip to aluminum strip thickness ratio

圖6 復(fù)合帶x向塑性應(yīng)變（a）和平均塑性應(yīng)變（b）隨銅帶與鋁帶厚度比的變化Fig.6 Variation of plastic strain in x-direction（a）and average plastic strain（b）with the copper strip to aluminum strip thickness ratio for the composite strip

2.3 軋制速率對(duì)復(fù)合帶翹曲程度的影響

采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶，以70%的道次壓下率和125～225 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶的曲率如圖7所示。從圖7可以看出：隨著軋制速率的增加，復(fù)合帶曲率先減小后增大，以180 mm／s的速率軋制的復(fù)合帶曲率最小。圖8（a）為銅-鋁復(fù)合帶厚度方向節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變，圖8（b）為對(duì)應(yīng)條件下的平均塑性應(yīng)變。從圖8（a）可以看出，以170～180 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶，基層節(jié)點(diǎn)的x向塑性應(yīng)變先增大后減小，并且隨著軋制速率的增大，基層與軋輥接觸表面的塑性應(yīng)變減小，導(dǎo)致基層的上翹程度減小；以125和225 mm／s的速率冷軋的銅-鋁復(fù)合帶，基層節(jié)點(diǎn)x向塑性應(yīng)變減小，使基層上翹。圖8（b）表明：銅帶的平均塑性應(yīng)變逐漸增大，而鋁帶的平均塑性應(yīng)變則先增大后減小再增大，以180 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶，銅帶與鋁帶的平均塑性應(yīng)變差最小，因此以170～180 mm／s速率軋制的銅-鋁復(fù)合帶的翹曲程度隨著軋制速率的增大而趨于穩(wěn)定，以180 mm／s速率冷軋的銅-鋁復(fù)合帶最平直。

圖7 復(fù)合帶曲率隨軋制速率的變化Fig.7 Variation of curvature of the composite strip with the rolling rate

圖8 復(fù)合帶x向塑性應(yīng)變（a）和平均塑性應(yīng)變（b）隨軋制速率的變化Fig.8 Variation of plastic strain in x-direction（a）and average plastic strain（b）with the rolling rate for the composite strip

3 試驗(yàn)研究

按表面處理-復(fù)合軋制工藝流程及表1的原材料尺寸和軋制工藝參數(shù)進(jìn)行冷軋銅-鋁復(fù)合帶試驗(yàn)。用線切割制備100 mm×30 mm，銅帶厚度1 mm、鋁帶厚度分別為4、5和6 mm的坯料。根據(jù)Bay等［16］提出的方法對(duì)銅帶和鋁帶坯料進(jìn)行表面處理，即先清除掉銅帶和鋁帶表面的油脂，再用轉(zhuǎn)速3 000 r／min的角磨機(jī)打磨，隨后用鉚釘固定其兩端。采用φ350 mm×300 mm二輥冷軋機(jī)冷軋銅-鋁復(fù)合帶，隨后測(cè)定復(fù)合帶的翹曲程度。測(cè)量方法：將試樣一端固定，測(cè)定另一端y方向的位移。為便于比較，在距離試樣固定端100 mm的范圍內(nèi)測(cè)定y方向的位移，結(jié)果如圖9所示。圖9（a）為采用厚度比為1∶4的銅帶與鋁帶，以175 mm／s的速率和不同道次壓下率冷軋的銅-鋁復(fù)合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化。從圖9（a）可以看出：隨著道次壓下率的增大，復(fù)合帶y向位移先減小后增大，以57.5%的道次壓下率軋制的復(fù)合帶y向位移量最小，即出軋輥的復(fù)合帶最平直。圖9（b）為采用厚度比為1∶4、1∶5和1∶6的銅帶和鋁帶，以60%的道次壓下率和175 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化。從圖9（b）可以看出：隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，試樣y向位移減小，用厚度比為1∶6銅帶和鋁帶冷軋的復(fù)合帶出軋輥時(shí)的平直度最好。圖9（c）為采用厚度比為1∶6的銅帶與鋁帶，以70%的道次壓下率和125～225 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶y向位移隨著與試樣固定端距離的變化?？梢钥闯觯弘S著軋制速率的增大，復(fù)合帶y向位移先減小后增大，以180 mm／s的速率軋制的復(fù)合帶y向位移量最小，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為一致。

圖9 道次壓下率（a）、銅-鋁帶厚度比（b）和軋制速率（c）對(duì)復(fù)合帶y方向的位移隨著與試樣固定端距離的變化的影響Fig.9 Effect of reduction in pass（a），cooper strip to aluminum strip thickness ratio（b）and rolling rate（c）on displacement in y-direction of the composite strip as a function of distance from a fixed end of the sample

4 結(jié)論

（1）采用厚度比為1∶4的銅帶和鋁帶，以55%～70%的道次壓下率和175 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶，隨著道次壓下率的增大，其曲率先減小后增大；以57.5%的道次壓下率冷軋的復(fù)合帶平直度良好。

（2）采用厚度比為1∶4、1∶5和1∶6的銅帶和鋁帶，以60%的道次壓下率和175 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶，隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，其出輥時(shí)的翹曲程度逐漸減?。徊捎煤穸缺葹?∶6的銅帶和鋁帶冷軋的復(fù)合帶出軋輥時(shí)最平直。

（3）采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶，以70%的道次壓下率和125～225 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶，隨著軋制速率的增大，其曲率先減小后增大，以180 mm／s的速率冷軋的復(fù)合帶最平直。