冷軋銅-鋁復合帶翹曲變形研究

李曉青 魏立群 付 斌 徐星星

（上海應用技術大學材料科學與工程學院，上海 201418）

近年來，傳統(tǒng)的單組元材料已很難滿足機械零件越來越苛刻的服役條件。金屬基復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-鋁復合材料是金屬基復合材料之一，兼具銅的高導電、導熱性能和鋁的耐蝕、質輕等特點［1-2］，已廣泛應用于電力電子、機械制造、汽車等領域，包括銅包鋁電纜、散熱翅片、電子封裝件等。目前，生產銅-鋁復合材料的方法有軋制、爆炸、擴散焊接、擠壓等［3-4］，軋制法具有操作簡單、生產成本低、周期短等優(yōu)點。

目前關于銅-鋁復合材料的軋制工藝及性能已有較多的研究。Hosseini等［5］在冷、溫兩種條件下對雙層銅合金帶材進行軋制復合，研究了壓下量和軋制溫度對帶材粘結強度的影響；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合界面摩擦因數的取值范圍；Manesh等［7］研究了摩擦因數、厚度比及軋制速率對Al-St-Al復合材料結合強度的影響；Khaledi等［8］根據塑性變形理論建立了界面粘結的有限元模型，為判斷界面的粘結強度提供了依據；余望等［9］研究了異步軋制時軋件的彎曲變形規(guī)律，并提出了相應的控制方法；韓曉鎧［10］對不銹鋼復合材料異步成形工件的翹曲進行了理論分析和試驗驗證；宋浩等［11］通過有限元模擬對不銹鋼-碳鋼復合板的矯直過程進行了動態(tài)分析，研究了矯直過程中復合板應力、應變的變化規(guī)律；馬江澤等［12］研究了壓下率和異步速比對不銹鋼-碳鋼復合板平直度的影響；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系式，可用于確定不銹鋼-碳鋼層的厚度比。

冷軋后銅-鋁復合帶的翹曲程度影響其成材率。為研究冷軋過程中銅-鋁復合帶的翹曲變形規(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、軋制速率對復合帶翹曲變形的影響，并在二輥冷軋機上進行了銅-鋁復合帶的冷軋試驗。最后根據有限元模擬和試驗結果確定了銅-鋁復合帶的最佳冷軋工藝，可供實際生產參考。

1 有限元模型與曲率計算

1.1 有限元模型的建立

研究用復層材料為純銅（TP2），基層材料為純鋁（1060）。考慮到軋制條件與厚度參數不對稱，采用MSC.MARC有限元軟件建立了冷軋銅-鋁復合帶的二維模型，如圖1所示。原材料的尺寸和軋制工藝參數見表1，研究用銅帶和鋁帶的力學和物理性能見表2。為反映實際情況，將試驗獲得的TP2純銅、1060純鋁的應力-應變曲線輸入MSC.MARC軟件。上、下軋輥定義為剛性輥，且上輥與復層、基層與下輥之間均存在庫倫摩擦，設定軋輥與材料表層之間的摩擦因數μ1為0.15，基層與復層之間設置為粘結狀態(tài)。為保證冷軋過程的順利進行，冷軋銅-鋁復合帶的有限元模擬［14］還應滿足以下假設：（1）軋輥為剛性體，在軋制過程中不變形。（2）材料服從Mises屈服準則，變形服從Levy-Mises流動法則。（3）銅材和鋁材均各向同性。（4）忽略材料內缺陷等對軋制結果的影響。（5）材料的變形遵循體積不變原理。

圖1 冷軋銅-鋁復合帶的二維模型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Table 1 Size and rolling process parameters of the raw materials

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

1.2 曲率計算公式

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

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

2 結果分析與討論

2.1 道次壓下率對復合帶翹曲程度的影響

采用MSC.MARC有限元軟件對以55%、57.5%、60%和70%的道次壓下率冷軋的銅-鋁復合帶進行有限元模擬。在銅-鋁復合帶厚度方向等間距選定單元節(jié)點，根據節(jié)點的x向塑性應變值確定每層金屬的變形程度。根據鄰近軋制出口處復合帶厚度上節(jié)點的x向塑性應變值判斷冷軋過程中銅-鋁復合帶的翹曲規(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-鋁復合帶。利用曲率計算公式得出軋制后復合帶的曲率變化，如圖3所示。由圖3可知，軋后銅-鋁復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%時達到最小值。圖4（a）為復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變變化，圖4（b）為對應條件下基層與復層的平均塑性應變變化。從圖4（a）可以看出，隨著道次壓下率的增大，基層與復層的節(jié)點x向塑性應變均增大，且復層的變化較均勻；基層的x向塑性應變則先增大后減小，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，基層和復層的平均塑性應變均增大。道次壓下率大于60%時，基層的平均塑性應變急劇增大；而道次壓下率為57.5%時，基層與復層的平均塑性應變的差值最小，形變速率趨于一致，有利于銅-鋁復合帶保持平直，說明道次壓下率為55%～57.5%時，可減小復合帶的上翹程度，以57.5%的道次壓下率冷軋的復合帶最平直。

圖3 復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 復合帶x向塑性應變（a）和平均塑性應變（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 厚度比對復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，軋后復合帶的曲率減小。圖6（a）為銅-鋁復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變變化，圖6（b）為對應條件下復合帶的平均塑性應變變化。由圖6（a）可知，基層從表面至結合界面x向的塑性應變先增大后減小，而復層表面至結合界面的x向塑性應變則均勻增大；由圖6（b）可知，以60%的道次壓下率冷軋的復合帶，基層的平均塑性應變均大于復層，基層與復層的平均塑性應變差逐漸減小，因而隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，復合帶上翹程度減小。當銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4時，基層與復層的平均塑性應變差最大。而銅帶與鋁帶的厚度比為1∶5和1∶6時，二者的平均塑性應變差減小。銅帶與鋁帶的厚度比為1∶4的復合帶翹曲最嚴重，并且隨著厚度比的增大，復合帶上翹程度減小，軋后更為平直。

圖5 復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 復合帶x向塑性應變（a）和平均塑性應變（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 軋制速率對復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，復合帶曲率先減小后增大，以180 mm／s的速率軋制的復合帶曲率最小。圖8（a）為銅-鋁復合帶厚度方向節(jié)點的x向塑性應變，圖8（b）為對應條件下的平均塑性應變。從圖8（a）可以看出，以170～180 mm／s的速率冷軋的復合帶，基層節(jié)點的x向塑性應變先增大后減小，并且隨著軋制速率的增大，基層與軋輥接觸表面的塑性應變減小，導致基層的上翹程度減小；以125和225 mm／s的速率冷軋的銅-鋁復合帶，基層節(jié)點x向塑性應變減小，使基層上翹。圖8（b）表明：銅帶的平均塑性應變逐漸增大，而鋁帶的平均塑性應變則先增大后減小再增大，以180 mm／s的速率冷軋的復合帶，銅帶與鋁帶的平均塑性應變差最小，因此以170～180 mm／s速率軋制的銅-鋁復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-鋁復合帶最平直。

圖7 復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 復合帶x向塑性應變（a）和平均塑性應變（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 試驗研究

按表面處理-復合軋制工藝流程及表1的原材料尺寸和軋制工藝參數進行冷軋銅-鋁復合帶試驗。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Bay等［16］提出的方法對銅帶和鋁帶坯料進行表面處理，即先清除掉銅帶和鋁帶表面的油脂，再用轉速3 000 r／min的角磨機打磨，隨后用鉚釘固定其兩端。采用φ350 mm×300 mm二輥冷軋機冷軋銅-鋁復合帶，隨后測定復合帶的翹曲程度。測量方法：將試樣一端固定，測定另一端y方向的位移。為便于比較，在距離試樣固定端100 mm的范圍內測定y方向的位移，結果如圖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合帶y向位移量最小，即出軋輥的復合帶最平直。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合帶出軋輥時的平直度最好。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，復合帶y向位移先減小后增大，以180 mm／s的速率軋制的復合帶y向位移量最小，有限元模擬結果與試驗結果較為一致。

圖9 道次壓下率（a）、銅-鋁帶厚度比（b）和軋制速率（c）對復合帶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的速率冷軋的復合帶，隨著銅帶與鋁帶厚度比的增大，其出輥時的翹曲程度逐漸減小；采用厚度比為1∶6的銅帶和鋁帶冷軋的復合帶出軋輥時最平直。

（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的速率冷軋的復合帶最平直。