工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 感应加热温度对冷热轧制成形针/钢复合板界面的影响 白于良李晶琨刘雪峰王怀柳代广霖 Effect of induction heating temperature on the interface of cold-hot-rolled titanium/steel composite plates BAI Yu-liang.LI Jing-kun,LIU Xue-feng,WANG Huai-liu.DAI Guang-lin 引用本文： 白于良，李晶琨，刘雪峰，王怀柳，代广霖.感应加热温度对冷热轧制成形钛钢复合板界面的影响.工程科学学报，2020， 42(12:1639-1646.doi:10.13374.issn2095-9389.2019.12.11.001 BAI Yu-liang,LI Jing-kun,LIU Xue-feng,WANG Huai-liu,DAI Guang-lin.Effect of induction heating temperature on the interface of coldhot-rolled titanium/steel composite plates[J].Chinese Journal of Engineering,2020,42(12):1639-1646.doi: 10.13374-issn2095-9389.2019.12.11.001 在线阅读View online:https::/oi.org10.13374.issn2095-9389.2019.12.11.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 高应变速率下钛-钢复合板界面组织特征及变形机制 Interfacial microstructure and deformation mechanism of Ti-steel clad plate under high strain rate 工程科学学报.2017,39(7)：1070 https:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.07.013 热轧7075/AZ31B复合板的显微组织及结合性能 Microstructure and bonding properties of hot-rolled 7075/AZ31B clad sheets 工程科学学报.2020,42(5)：620 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2019.05.25.002 热压316L/Q345R复合板的结合性能 Factors influencing the combined performance of hot-rolled bimetallic composite plates prepared via hot compression 工程科学学报.2018.40(4)：469 https:1doi.org/10.13374j.issn2095-9389.2018.04.010 毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 Preparation of the capillary copper/titanium composite pipe by floating-plug drawing processing and its microstructure and properties 工程科学学报.2017,393：417htps:/1oi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.03.014 超声外场对siCp7085复合材料颗粒微观团聚与界面结合的作用机理 Mechanism of ultrasonic field on the particle micro-agglomeration and interfacial bonding of SiCp/7085 composites 工程科学学报.2017,392：238 https:ldoi.org10.13374j.issn2095-9389.2017.02.011 水平连铸复合成形铜铝层状复合材料的组织与性能 Microstructure and properties of CuAl-laminated composites fabricated via formation of a horizontal continuous casting composite 工程科学学报.2020,422：216 https:/1doi.org10.13374j.issn2095-9389.2019.07.08.005
感应加热温度对冷热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 白于良 李晶琨 刘雪峰 王怀柳 代广霖 Effect of induction heating temperature on the interface of cold−hot-rolled titanium/steel composite plates BAI Yu-liang, LI Jing-kun, LIU Xue-feng, WANG Huai-liu, DAI Guang-lin 引用本文: 白于良, 李晶琨, 刘雪峰, 王怀柳, 代广霖. 感应加热温度对冷热轧制成形钛/钢复合板界面的影响[J]. 工程科学学报, 2020, 42(12): 1639-1646. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.001 BAI Yu-liang, LI Jing-kun, LIU Xue-feng, WANG Huai-liu, DAI Guang-lin. Effect of induction heating temperature on the interface of coldhot-rolled titanium/steel composite plates[J]. Chinese Journal of Engineering, 2020, 42(12): 1639-1646. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.001 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.001 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 高应变速率下钛-钢复合板界面组织特征及变形机制 Interfacial microstructure and deformation mechanism of Ti-steel clad plate under high strain rate 工程科学学报. 2017, 39(7): 1070 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.07.013 热轧7075/AZ31B复合板的显微组织及结合性能 Microstructure and bonding properties of hot-rolled 7075/AZ31B clad sheets 工程科学学报. 2020, 42(5): 620 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.05.25.002 热压316L/Q345R复合板的结合性能 Factors influencing the combined performance of hot-rolled bimetallic composite plates prepared via hot compression 工程科学学报. 2018, 40(4): 469 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.04.010 毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 Preparation of the capillary copper/titanium composite pipe by floating-plug drawing processing and its microstructure and properties 工程科学学报. 2017, 39(3): 417 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.014 超声外场对SiCp/7085复合材料颗粒微观团聚与界面结合的作用机理 Mechanism of ultrasonic field on the particle micro-agglomeration and interfacial bonding of SiCp/7085 composites 工程科学学报. 2017, 39(2): 238 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.02.011 水平连铸复合成形铜铝层状复合材料的组织与性能 Microstructure and properties of CuAl-laminated composites fabricated via formation of a horizontal continuous casting composite 工程科学学报. 2020, 42(2): 216 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.07.08.005
工程科学学报.第42卷，第12期：1639-1646.2020年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.42,No.12:1639-1646,December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.001;http://cje.ustb.edu.cn 感应加热温度对冷-热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 白于良”，李晶琨，刘雪峰，2)区，王怀柳，代广霖引 1)北京科技大学现代交通金属材料与加工技术北京实验室，北京1000832)北京科技大学材料先进制备技术教育部重点实验室，北京 1000833)攀钢集团成都钛材有限公司江油分公司.江油621701 ☒通信作者.E-mail:liuxuefengbj(@163.com 摘要对钛/钢组坯进行冷轧预复合成形.将钛/钢预复合板感应加热至热轧温度后单道次热轧成形制备了钛/钢复合板，研 究了感应加热温度对钛/钢复合板的界面组织和界面结合性能的影响.结果表明，冷-热轧制复合法制备的钛/钢复合板的界 面结合紧密，没有孔洞和间隙.钛/钢复合板由于感应加热和热轧的时间较短(<5$)，钛/钢界面仅有少量硬化层碎块，没有金 属间化合物析出.钛/钢复合板的界面Ti和F元素扩散层宽度随感应加热温度增大而增大950℃时界面扩散层宽度达到 8m.在感应加热温度为750~950℃的条件下，钛/钢复合板的界面结合良好. 关键词钛/钢复合板：冷-热轧制复合法：感应加热：界面组织：界面结合强度 分类号TG335.81 Effect of induction heating temperature on the interface of cold-hot-rolled titanium/ steel composite plates BAI Yu-liang,LI Jing-kun,LIU Xue-feng2.WANG Huai-liu.DAI Guang-lin 1)Beijing Laboratory of Metallic Materials and Processing for Modern Transportation,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083, China 2)Key Laboratory for Advanced Materials Processing of Ministry of Education,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 3)Jiangyou Branch,Chengdu Titanium Material Co.,Ltd.,Pangang Group,Jiangyou 621701,China Corresponding author,E-mail:liuxuefengbj@163.com ABSTRACT Titanium/steel composite plates are widely used in petrochemical equipment,seawater desalination equipment,nuclear power equipment,ocean engineering,and other fields owing to the excellent corrosion resistance of titanium and low steel cost.Various methods have been adopted for manufacturing titanium/steel composite plates,which include explosive bonding.explosive-rolling bonding,diffusion bonding,and hot rolling bonding.Among these techniques,hot rolling bonding method enables the production of large-sized titanium/steel composite plates with high efficiency,low pollution,and low energy consumption.However,electron beam welding of billets is required to prevent interface oxidation and the formation of brittle compounds such as TiC,FeTi,and Fe2Ti on the interface,which may cause the degradation of mechanical properties of titanium/steel composite plates.In this study,the precomposite formation of billets was done through cold rolling and the titanium/steel composite plates were prepared via single pass hot rolling after induction heating to the hot rolling temperature.The effect of induction heating temperature on the interfacial structure and bonding properties of titanium/steel composite plates was studied.The results show that the interface of titanium/steel composite plates prepared by the cold-hot rolling composite method is tightly bonded without holes and gaps.The short induction heating and hot rolling time (<5 s)are insufficient for the formation of intermetallic compounds on the carbon steel side of the composite plates,yielding only a small 收稿日期：2019-12-11 基金项目：国家重点实验室自主研究资助项目(20142-05)
感应加热温度对冷−热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 白于良1)，李晶琨1)，刘雪峰1,2) 苣，王怀柳3)，代广霖3) 1) 北京科技大学现代交通金属材料与加工技术北京实验室，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 3) 攀钢集团成都钛材有限公司江油分公司，江油 621701 苣通信作者，E-mail: liuxuefengbj@163.com 摘 要 对钛/钢组坯进行冷轧预复合成形，将钛/钢预复合板感应加热至热轧温度后单道次热轧成形制备了钛/钢复合板，研 究了感应加热温度对钛/钢复合板的界面组织和界面结合性能的影响. 结果表明，冷−热轧制复合法制备的钛/钢复合板的界 面结合紧密，没有孔洞和间隙. 钛/钢复合板由于感应加热和热轧的时间较短（<5 s），钛/钢界面仅有少量硬化层碎块，没有金 属间化合物析出. 钛/钢复合板的界面 Ti 和 Fe 元素扩散层宽度随感应加热温度增大而增大，950 ℃ 时界面扩散层宽度达到 8 μm. 在感应加热温度为 750 ~ 950 ℃ 的条件下，钛/钢复合板的界面结合良好. 关键词 钛/钢复合板；冷−热轧制复合法；感应加热；界面组织；界面结合强度 分类号 TG335.81 Effect of induction heating temperature on the interface of cold−hot-rolled titanium/ steel composite plates BAI Yu-liang1) ，LI Jing-kun1) ，LIU Xue-feng1,2) 苣 ，WANG Huai-liu3) ，DAI Guang-lin3) 1) Beijing Laboratory of Metallic Materials and Processing for Modern Transportation, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 2) Key Laboratory for Advanced Materials Processing of Ministry of Education, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China 3) Jiangyou Branch, Chengdu Titanium Material Co., Ltd., Pangang Group, Jiangyou 621701, China 苣 Corresponding author, E-mail: liuxuefengbj@163.com ABSTRACT Titanium/steel composite plates are widely used in petrochemical equipment, seawater desalination equipment, nuclear power equipment, ocean engineering, and other fields owing to the excellent corrosion resistance of titanium and low steel cost. Various methods have been adopted for manufacturing titanium/steel composite plates, which include explosive bonding, explosive-rolling bonding, diffusion bonding, and hot rolling bonding. Among these techniques, hot rolling bonding method enables the production of large-sized titanium/steel composite plates with high efficiency, low pollution, and low energy consumption. However, electron beam welding of billets is required to prevent interface oxidation and the formation of brittle compounds such as TiC, FeTi, and Fe2Ti on the interface, which may cause the degradation of mechanical properties of titanium/steel composite plates. In this study, the precomposite formation of billets was done through cold rolling and the titanium/steel composite plates were prepared via single pass hot rolling after induction heating to the hot rolling temperature. The effect of induction heating temperature on the interfacial structure and bonding properties of titanium/steel composite plates was studied. The results show that the interface of titanium/steel composite plates prepared by the cold –hot rolling composite method is tightly bonded without holes and gaps. The short induction heating and hot rolling time (<5 s) are insufficient for the formation of intermetallic compounds on the carbon steel side of the composite plates, yielding only a small 收稿日期: 2019−12−11 基金项目: 国家重点实验室自主研究资助项目（2014Z-05） 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期：1639−1646，2020 年 12 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 42, No. 12: 1639−1646, December 2020 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.12.11.001; http://cje.ustb.edu.cn
·1640 工程科学学报，第42卷，第12期 number of blocky hardened layers at the titanium/steel interface.Higher induction heating temperature results in wider Ti and Fe element diffusion layer at the interface,with the maximum width of 8 um obtained at 950 C.The titanium/steel composite plates in this study achieved good metallurgical bonding with induction heating temperatures of 750 C to 950 C. KEY WORDS titanium/steel composite plate:cold-hot roll bonding process;induction heating;interfacial microstructure;interfacial properties 钛/钢复合板兼具钛复层优良的耐腐蚀性能和 致钛/钢复合板的界面更加复杂山， 钢基层的高强度与高塑性，广泛应用于石化容器 针对传统热轧复合法存在的问题，本文提出 设备、真空制盐设备、海水淡化设备、精对苯二甲 了采用冷-热轧制复合法制备钛/钢复合板.该方 酸设备、核电设备和海洋工程等领域- 法先通过冷轧使钛/钢组坯实现预复合，避免后续 目前，制备钛/钢复合板的方法主要是爆炸复 热轧时钛/钢界面发生氧化，再利用感应加热和单 合法、爆炸一轧制复合法5-6、扩散复合法-剧和 道次热轧提高界面结合质量，通过缩短加热时间 热轧复合法)相比其他制备方法，热轧复合法 和热轧时间来控制界面金属间化合物的析出，短 具有生产效率高、对环境无污染、可生产宽幅的 流程高效制备出高界面结合质量的钛钢复合板. 钛/钢复合板等优势，目前呈现出逐渐取代其他制 本文拟对感应加热温度对冷-热轧制成形钛/ 备方法的趋势)然而，热轧复合法要求钛钢组 钢复合板的界面组织和性能的影响进行研究，开 坯用真空炉加热或者将坯料四周焊接并对界面 发钛/钢复合板的冷一热轧制成形新工艺，为高性能 抽真空处理来防止加热时界面氧化，并且热轧 钛/钢复合板的制备奠定理论基础 时需要进行多道次反复热轧以便提高界面结合质 1 实验材料与方法 量，工艺较复杂.此外，钛/钢组坯在长时间加热和 多道次反复热轧时界面易生成Fe2Ti、FeTi和TiC 1.1原材料 等脆性金属间化合物，这些脆性相在界面析出会 采用TA2工业纯钛带和Q235钢板为原材料， 严重损害钛/钢复合板的界面结合质量为了防 其化学成分见表1.钛带厚度为0.2mm,钢板厚 止钛/钢界面脆性相的析出，研究人员在钛层和钢 度为4.4mm.对钛带和钢板进行退火处理以去除 层中间添加了DT4纯铁例、镍o或铌等过渡 内应力，钛带的退火制度为600℃保温60min后 层，通过阻碍钛层和钢层的原子互扩散来防止界 空冷，钢板的退火制度为600℃保温60min后 面脆性相的生成.然而，添加过渡层的方法不仅导 炉冷 致钛/钢复合板的制备工艺更加繁琐，而且过渡层 1.2钛/钢复合板的制备 金属会与钛层和钢层产生新的金属间化合物，导 冷-热轧制成形钛/钢复合板的工艺流程如图1 表1原材料的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of experimental TA2 and Q235 % TA2 Q235 Fe N H 0 Others Ti Si Mn P Fe 0.30 <0.080.03<0.015 0.25 0.4 Bal. 0.12-0.20 0.19-0.30 0.30-0.70 ≤0.45 ≤0.045Bal. Titanium Induction heatin Surface treatment Single pass cold roll bonding Single pass hot roll bonding 图1冷-热轧制成形钛/钢复合板工艺流程示意图 Fig.I Process diagram of cold-hot roll bonded titanium/steel composite plates
number of blocky hardened layers at the titanium/steel interface. Higher induction heating temperature results in wider Ti and Fe element diffusion layer at the interface, with the maximum width of 8 μm obtained at 950 ℃. The titanium/steel composite plates in this study achieved good metallurgical bonding with induction heating temperatures of 750 ℃ to 950 ℃. KEY WORDS titanium/steel composite plate；cold−hot roll bonding process；induction heating；interfacial microstructure；interfacial properties 钛/钢复合板兼具钛复层优良的耐腐蚀性能和 钢基层的高强度与高塑性，广泛应用于石化容器 设备、真空制盐设备、海水淡化设备、精对苯二甲 酸设备、核电设备和海洋工程等领域[1−2] . 目前，制备钛/钢复合板的方法主要是爆炸复 合法[3−4]、爆炸−轧制复合法[5−6]、扩散复合法[7−8] 和 热轧复合法[9−12] . 相比其他制备方法，热轧复合法 具有生产效率高、对环境无污染、可生产宽幅的 钛/钢复合板等优势，目前呈现出逐渐取代其他制 备方法的趋势[13] . 然而，热轧复合法要求钛/钢组 坯用真空炉加热[10] 或者将坯料四周焊接并对界面 抽真空处理[14] 来防止加热时界面氧化，并且热轧 时需要进行多道次反复热轧以便提高界面结合质 量，工艺较复杂. 此外，钛/钢组坯在长时间加热和 多道次反复热轧时界面易生成 Fe2Ti、FeTi 和 TiC 等脆性金属间化合物，这些脆性相在界面析出会 严重损害钛/钢复合板的界面结合质量[15] . 为了防 止钛/钢界面脆性相的析出，研究人员在钛层和钢 层中间添加了 DT4 纯铁[9]、镍[10] 或铌[14] 等过渡 层，通过阻碍钛层和钢层的原子互扩散来防止界 面脆性相的生成. 然而，添加过渡层的方法不仅导 致钛/钢复合板的制备工艺更加繁琐，而且过渡层 金属会与钛层和钢层产生新的金属间化合物，导 致钛/钢复合板的界面更加复杂[11, 16] . 针对传统热轧复合法存在的问题，本文提出 了采用冷−热轧制复合法制备钛/钢复合板. 该方 法先通过冷轧使钛/钢组坯实现预复合，避免后续 热轧时钛/钢界面发生氧化，再利用感应加热和单 道次热轧提高界面结合质量，通过缩短加热时间 和热轧时间来控制界面金属间化合物的析出，短 流程高效制备出高界面结合质量的钛/钢复合板. 本文拟对感应加热温度对冷−热轧制成形钛/ 钢复合板的界面组织和性能的影响进行研究，开 发钛/钢复合板的冷−热轧制成形新工艺，为高性能 钛/钢复合板的制备奠定理论基础. 1 实验材料与方法 1.1 原材料 采用 TA2 工业纯钛带和 Q235 钢板为原材料， 其化学成分见表 1. 钛带厚度为 0.2 mm，钢板厚 度为 4.4 mm. 对钛带和钢板进行退火处理以去除 内应力，钛带的退火制度为 600 ℃ 保温 60 min 后 空冷 ，钢板的退火制度 为 600 ℃ 保 温 60 min 后 炉冷. 1.2 钛/钢复合板的制备 冷−热轧制成形钛/钢复合板的工艺流程如图 1 表 1 原材料的化学成分（质量分数） Table 1 Chemical composition of experimental TA2 and Q235 % TA2 Q235 Fe C N H O Others Ti C Si Mn S P Fe <0.30 <0.08 <0.03 <0.015 <0.25 <0.4 Bal. 0.12–0.20 0.19–0.30 0.30–0.70 ≤0.45 ≤0.045 Bal. Titanium Induction heating Steel Surface treatment Single pass cold roll bonding Single pass hot roll bonding 图 1 冷–热轧制成形钛/钢复合板工艺流程示意图 Fig.1 Process diagram of cold–hot roll bonded titanium/steel composite plates · 1640 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期
白于良等：感应加热温度对冷-热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 ·1641 所示.首先采用酒精和质量分数2.5%盐酸对钛带 2mm,为了加速弯曲过程中裂纹的萌生，将试样观 及钢板的表面进行清洗，去除其表面油脂及氧化 察侧的背面沿宽度方向切取长度为1mm的凹槽. 物等杂质；再用钢刷机械打磨钛带和钢板的待复 通过DEBEN型拉伸实验台对钛/钢复合板进行 合表面，以获得粗糙的新鲜待复合表面.将表面处 三点弯曲实验，最大加载力F为5kN,并记录界面 理后的钛带与钢板的待复合表面贴合组坯，将钛/ 处裂纹萌生时的弯曲行程△1，计算裂纹萌生时的 钢组坯头部铆接后迅速进行室温冷轧复合制备钛/ 弯曲角a,如图2所示.图中，两个固定点的距离 钢预复合板.冷轧复合所用轧机的轧辊直径为170mm, L为25.5mm.借助S250MK3型扫描电子显微镜 轧制速率为0.01ms,轧制压下率为45.7%，制备 观察钛/钢复合板界面处的显微硬度压痕形貌和弯 的钛/钢预复合板的厚度为2.5mm 曲实验后界面附近的裂纹形貌.利用HXD-5000 利用60kwW的HFP-20C型全固态高频感应加 型显微硬度计检测钛/钢复合板界面附近的硬度 热装置对钛/钢预复合板进行在线加热，感应加热 分布 是利用电磁感应的方法使被加热的金属的内部产 S eel 生电流，依靠这些祸流的能量达到快速加热的目 的.钛/钢预复合板通过感应加热装置在线加热到 热轧温度后，连续送入热轧机进行单道次热轧复 Titanium 合.感应加热温度为750~950℃，热轧复合所用 轧机的轧辊直径为120mm,轧制压下率为52%，热 轧复合制备的钛/钢复合板的厚度为l.2mm.钛/钢 组坯上每一点从开始感应加热至单道次热轧复合 结束的时间<5s 1.3钛/钢复合板的评价和表征 图2弯曲实验示意图 采用Nikon EclipseLV150型金相显微镜、S250MK3 Fig.2 Schematic of the three-point bending test 型扫描电子显微镜和Kratos AXIS ULTRADLD 2结果与讨论 X射线光电子能谱仪对钛/钢复合板的界面进行形 貌观察和元素成分检测，利用TTII多功能X射 2.1界面组织 线衍射仪对钛/钢复合板的界面进行物相分析 冷一热轧制复合制备的钛/钢复合板的界面组 冷-热轧制成形钛/钢复合板的界面结合强度 织形貌如图3示.钛/钢复合板的界面结合紧密， 较高，钛复层较薄，剥离时钛复层易断裂，无法通 没有孔洞、间隙和金属间化合物等，随着感应加热 过剥离实验检测钛/钢复合板的界面结合强度，本 温度的升高，钛/钢复合板的界面组织并没有发生 文采用观察界面显微硬度压痕和三点弯曲的方法 明显变化.950℃已经超过了Q235钢的奥氏体化 检测钛钢复合板的界面结合强度.利用HXD-5000 温度，但由于在奥氏体化温度停留时间较短，Q235 型显微硬度计检测钛/钢复合板界面显微硬度，再 钢来不及发生奥氏体再结晶，所以，不同热轧温度 用Nikon Eclipse LV150型金相显微镜观察界面处 下的钢层组织没有明显的变化，为沿轧制方向拉 的显微硬度压痕形貌.三点弯曲试样尺寸为50mm× 长的珠光体组织.不同热轧温度下制备的钛/钢复 (b) Titanium Titanium Interface Interface 20m RD 20m 图3不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界面组织形貌.(a)750℃：(b)950℃ Fig.3 Interfacial microstructure of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures:(a)750 C;(b)950 C
所示. 首先采用酒精和质量分数 2.5% 盐酸对钛带 及钢板的表面进行清洗，去除其表面油脂及氧化 物等杂质；再用钢刷机械打磨钛带和钢板的待复 合表面，以获得粗糙的新鲜待复合表面. 将表面处 理后的钛带与钢板的待复合表面贴合组坯，将钛/ 钢组坯头部铆接后迅速进行室温冷轧复合制备钛/ 钢预复合板. 冷轧复合所用轧机的轧辊直径为170 mm， 轧制速率为 0.01 m·s−1，轧制压下率为 45.7%，制备 的钛/钢预复合板的厚度为 2.5 mm. 利用 60 kW 的 HFP-20C 型全固态高频感应加 热装置对钛/钢预复合板进行在线加热，感应加热 是利用电磁感应的方法使被加热的金属的内部产 生电流，依靠这些涡流的能量达到快速加热的目 的. 钛/钢预复合板通过感应加热装置在线加热到 热轧温度后，连续送入热轧机进行单道次热轧复 合. 感应加热温度为 750～950 ℃，热轧复合所用 轧机的轧辊直径为 120 mm，轧制压下率为 52%，热 轧复合制备的钛/钢复合板的厚度为 1.2 mm. 钛/钢 组坯上每一点从开始感应加热至单道次热轧复合 结束的时间<5 s. 1.3 钛/钢复合板的评价和表征 采用Nikon Eclipse LV150 型金相显微镜、S250MK3 型 扫 描 电 子 显 微 镜 和 Kratos AXIS ULTRADLD X 射线光电子能谱仪对钛/钢复合板的界面进行形 貌观察和元素成分检测，利用 TTRШ多功能 X 射 线衍射仪对钛/钢复合板的界面进行物相分析. 冷−热轧制成形钛/钢复合板的界面结合强度 较高，钛复层较薄，剥离时钛复层易断裂，无法通 过剥离实验检测钛/钢复合板的界面结合强度. 本 文采用观察界面显微硬度压痕和三点弯曲的方法 检测钛/钢复合板的界面结合强度. 利用 HXD-5000 型显微硬度计检测钛/钢复合板界面显微硬度，再 用 Nikon Eclipse LV150 型金相显微镜观察界面处 的显微硬度压痕形貌. 三点弯曲试样尺寸为 50 mm× 2 mm，为了加速弯曲过程中裂纹的萌生，将试样观 察侧的背面沿宽度方向切取长度为 1 mm 的凹槽. 通过 DEBEN 型拉伸实验台对钛/钢复合板进行 三点弯曲实验，最大加载力 F 为 5 kN，并记录界面 处裂纹萌生时的弯曲行程 Δl，计算裂纹萌生时的 弯曲角 α，如图 2 所示. 图中，两个固定点的距离 L 为 25.5 mm. 借助 S250MK3 型扫描电子显微镜 观察钛/钢复合板界面处的显微硬度压痕形貌和弯 曲实验后界面附近的裂纹形貌. 利用 HXD-5000 型显微硬度计检测钛/钢复合板界面附近的硬度 分布. 2 结果与讨论 2.1 界面组织 冷−热轧制复合制备的钛/钢复合板的界面组 织形貌如图 3 所示. 钛/钢复合板的界面结合紧密， 没有孔洞、间隙和金属间化合物等，随着感应加热 温度的升高，钛/钢复合板的界面组织并没有发生 明显变化. 950 ℃ 已经超过了 Q235 钢的奥氏体化 温度，但由于在奥氏体化温度停留时间较短，Q235 钢来不及发生奥氏体再结晶，所以，不同热轧温度 下的钢层组织没有明显的变化，为沿轧制方向拉 长的珠光体组织. 不同热轧温度下制备的钛/钢复 Steel Titanium L F Δl α 图 2 弯曲实验示意图 Fig.2 Schematic of the three-point bending test 20 μm 20 μm Interface Titanium Steel ND RD Interface Titanium Steel ND RD (a) (b) 图 3 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界面组织形貌. （a） 750 ℃；（b） 950 ℃ Fig.3 Interfacial microstructure of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures: (a) 750 ℃; (b) 950 ℃ 白于良等： 感应加热温度对冷−热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 · 1641 ·
1642 工程科学学报，第42卷，第12期 合板纵截面的X射线衍射物相图谱如图4所示 Titanium Interface Steel 320 从图中可以看出，加热温度为750~950℃的钛/钢 300 复合板界面的主要物相为a-Ti和a-Fe相，没有 280 TiC、FeTi、FeTi等金属间化合物生成 4260 240 220 -750℃ a-fe 750℃ 200 -800℃ ￥a-Ti 一800℃ 850℃ 180 +850℃ 7-900℃ ·900℃ 160 950℃ -950℃ 40上 -60-40-20020406080100120140 三0 Posision/um 图5不同感应加热温度下制备的钛钢复合板界面附近的硬度分布 Fig.5 Hardness distribution near the interface of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures 102030405060708090 20/() 处的显微硬度压痕形貌如图6所示.从图中可以 因4钛/钢复合板界面的X射线衍射物相图谱 看出，界面处钛侧压痕面积较大，说明钛侧的硬度 Fig.4 XRD phase patterns of the longitudinal section of titanium/steel 较小.不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的 composite plates for different induction heating temperatures 界面显微硬度压痕内均未发现裂纹，压痕附近也 一般长时间处于高温状态下，钛钢复合板钢 没有裂纹萌生和扩展的迹象.说明采用冷-热轧复 侧的碳原子会扩散至钛/钢界面处与T结合生成 合法在750~950℃下制备的钛/钢复合板的界面 TC,导致钢侧靠近界面处的组织由珠光体转变为 结合紧密，几乎未生成金属间化合物 铁素体).特别是当温度超过882℃后，在较长的 2.3界面结合强度 时间下，密排六方结构的-Ti会转变为体心立方 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界 结构的-Ti,由于Fe原子在B-Ti中的固溶度和扩 面处元素扩散距离如图7所示.从图中可以看出， 散速度较大，钛/钢界面会形成FeTi和Fe2Ti脆性 随着感应加热温度的升高，钛/钢复合板的界面扩 相8-在传统的扩散复合和热轧复合过程中，钛/ 散层宽度逐渐增大，当感应加热温度为950℃时， 钢复合板都需要在高温下保温较长时间(>2000s), 界面扩散层宽度达到了8um 从而导致界面易形成TiC、FeTi和FeTi等金属间 钛/钢复合板在弯曲实验中裂纹萌生时的弯曲 化合物，降低界面结合质量20！然而，冷-热轧制复 角如图8所示.在感应加热温度为750~950℃ 合法采用快速感应加热和单道次热轧工艺，将钛 时，钛/钢复合板界面裂纹萌生时的弯曲角随着感 /钢复合板的加热时间和热轧时间合计控制在5s 应加热温度的升高而降低.当加热温度为750℃ 内，确保界面来不及生成TiC、FeTi和Fe2Ti等金 时，钛/钢复合板界面裂纹萌生时的弯曲角为33°； 属间化合物，有利于界面结合质量的提高四 当加热温度为950℃时，钛/钢复合板界面裂纹萌 2.2界面硬度 生时的弯曲角为24°.界面裂纹萌生时的弯曲角越 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 大，界面结合质量越好.上述结果表明，在本文的 附近的硬度分布如图5所示.从图中可以看出，在 研究范围内，钛/钢复合板的界面结合强度良好. 感应加热温度为750~950℃的条件下制备的钛/ 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板在弯 钢复合板界面附近钢侧的硬度随着温度的升高呈 曲过程中界面裂纹萌生时的形貌如图9所示.从 现先降低后升高的趋势，加热温度为850℃时制 图中可以看出，当感应加热温度为750℃时，钛/钢 备的钛/钢复合板界面附近钢侧的硬度最小，约为 复合板的界面结合质量较好，界面处产生了15um 260HV.钛/钢界面处的硬度与钢基体相差不大， 长的微细裂纹，但裂纹没有进一步扩展：当感应加 表明钛/钢复合板界面处未生成大量金属间化合 热温度为850℃时.裂纹沿钛/钢复合板的界面扩 物，同时，也表明界面处钢侧没有发生明显的加工 展导致界面有所分层：当感应加热温度为950℃ 硬化2-).相比之下，钛侧靠近界面处的硬度明显 时，钛/钢复合板界面仅出现了轻微分层现象 增大，说明热轧时界面钛侧发生了加工硬化 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 剥离后的剥离面形貌如图10所示.图中各点的元
合板纵截面的 X 射线衍射物相图谱如图 4 所示. 从图中可以看出，加热温度为 750～950 ℃ 的钛/钢 复合板界面的主要物相为 α-Ti 和 α-Fe 相 ，没有 TiC、FeTi、Fe2Ti 等金属间化合物生成. 一般长时间处于高温状态下，钛/钢复合板钢 侧的碳原子会扩散至钛/钢界面处与 Ti 结合生成 TiC，导致钢侧靠近界面处的组织由珠光体转变为 铁素体[17] . 特别是当温度超过 882 ℃ 后，在较长的 时间下，密排六方结构的 α-Ti 会转变为体心立方 结构的 β-Ti，由于 Fe 原子在 β-Ti 中的固溶度和扩 散速度较大，钛/钢界面会形成 FeTi 和 Fe2Ti 脆性 相[18−19] . 在传统的扩散复合和热轧复合过程中，钛/ 钢复合板都需要在高温下保温较长时间（>2000 s）， 从而导致界面易形成 TiC、FeTi 和 Fe2Ti 等金属间 化合物，降低界面结合质量[20] . 然而，冷−热轧制复 合法采用快速感应加热和单道次热轧工艺，将钛 /钢复合板的加热时间和热轧时间合计控制在 5 s 内，确保界面来不及生成 TiC、FeTi 和 Fe2Ti 等金 属间化合物，有利于界面结合质量的提高[21] . 2.2 界面硬度 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 附近的硬度分布如图 5 所示. 从图中可以看出，在 感应加热温度为 750～950 ℃ 的条件下制备的钛/ 钢复合板界面附近钢侧的硬度随着温度的升高呈 现先降低后升高的趋势，加热温度为 850 ℃ 时制 备的钛/钢复合板界面附近钢侧的硬度最小，约为 260 HV. 钛/钢界面处的硬度与钢基体相差不大， 表明钛/钢复合板界面处未生成大量金属间化合 物，同时，也表明界面处钢侧没有发生明显的加工 硬化[22−23] . 相比之下，钛侧靠近界面处的硬度明显 增大，说明热轧时界面钛侧发生了加工硬化. 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 处的显微硬度压痕形貌如图 6 所示. 从图中可以 看出，界面处钛侧压痕面积较大，说明钛侧的硬度 较小. 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的 界面显微硬度压痕内均未发现裂纹，压痕附近也 没有裂纹萌生和扩展的迹象. 说明采用冷-热轧复 合法在 750～950 ℃ 下制备的钛/钢复合板的界面 结合紧密，几乎未生成金属间化合物. 2.3 界面结合强度 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界 面处元素扩散距离如图 7 所示. 从图中可以看出， 随着感应加热温度的升高，钛/钢复合板的界面扩 散层宽度逐渐增大，当感应加热温度为 950 ℃ 时， 界面扩散层宽度达到了 8 μm. 钛/钢复合板在弯曲实验中裂纹萌生时的弯曲 角如图 8 所示. 在感应加热温度为 750～950 ℃ 时，钛/钢复合板界面裂纹萌生时的弯曲角随着感 应加热温度的升高而降低. 当加热温度为 750 ℃ 时，钛/钢复合板界面裂纹萌生时的弯曲角为 33°； 当加热温度为 950 ℃ 时，钛/钢复合板界面裂纹萌 生时的弯曲角为 24°. 界面裂纹萌生时的弯曲角越 大，界面结合质量越好. 上述结果表明，在本文的 研究范围内，钛/钢复合板的界面结合强度良好. 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板在弯 曲过程中界面裂纹萌生时的形貌如图 9 所示. 从 图中可以看出，当感应加热温度为 750 ℃ 时，钛/钢 复合板的界面结合质量较好，界面处产生了 15 μm 长的微细裂纹，但裂纹没有进一步扩展；当感应加 热温度为 850 ℃ 时，裂纹沿钛/钢复合板的界面扩 展导致界面有所分层；当感应加热温度为 950 ℃ 时，钛/钢复合板界面仅出现了轻微分层现象. 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面 剥离后的剥离面形貌如图 10 所示. 图中各点的元 10 30 20 40 50 60 70 80 90 Intensity 2θ/(°) 750 ℃ 800 ℃ 850 ℃ 900 ℃ (110) α-Fe α-Ti (100) (110) (200) (211) (101) 950 ℃ 图 4 钛/钢复合板界面的 X 射线衍射物相图谱 Fig.4 XRD phase patterns of the longitudinal section of titanium/steel composite plates for different induction heating temperatures −60 0 Titanium Interface Steel −40 −20 40 20 60 120 80 100 140 Hardness, HV Posision/μm 750 ℃ 320 300 280 260 240 220 200 180 160 140 800 ℃ 850 ℃ 900 ℃ 950 ℃ 图 5 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面附近的硬度分布 Fig.5 Hardness distribution near the interface of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures · 1642 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期
白于良等：感应加热温度对冷-热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 1643 Titanium Titanium Interface Interfaee Steel tee 10g1m 10m% Titanium Interface Steel 10 um 图6不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面处的显微硬度压痕形貌.()750℃：(b)850℃：(c)950℃ Fig.6 Interfacial hardness indentation morphology of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures:(a)750 C; (b)850℃，(c)950℃ 10F 9 30 8 7 。C25 6 20 4 3 2 5 0 0 750 800 850 900 950 750 800850900 950 Induction heating temperature/C Induction heating temperature/C 困7不同感应加热温度下制备的钛钢复合板的界面元素扩散距离 图8不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的裂纹萌生时的弯曲角 Fig.7 Interfacial element diffusion distances of titanium steel composite Fig.8 Bending angles during the crack initiation of titanium steel plates prepared at different induction heating temperatures composite plates prepared at different induction heating temperatures 素含量见表2.当感应加热温度为750℃时，钛/钢 时，钛/钢复合板的钛剥离面上的硬化层碎块明显增 复合板的钛剥离面上有少量硬化层碎块，如图10(a) 多，且硬化层碎块呈片状不均匀分布，如图10（©） 红色剪头所示：钢剥离面也发现了因钛剥离面硬 中黄色圆圈所示：在钢剥离面上也形成了成片的 化层碎片嵌入后形成的不规则坑状痕迹，如图10(b) 硬化层碎块嵌入后留下的坑状痕迹，如图10(d)中 黑色箭头所示.在钛剥离面的点1处检测到F元 黄色圆圈所示.在钛剥离面的点3处同样检测到 素和C元素，说明界面处发生了钢中的Fe元素和 Fe元素和C元素，而钢剥离面的点4处C元素发 C元素向钛侧扩散；而在钢剥离面的点2处只检测 生了富集.当感应加热温度为950℃时，钛剥离面 到了T元素，没有C元素，说明界面处钢侧的C 的硬化层碎块减少，传统扩散复合法和热轧复合 元素完全扩散到了钛侧.当感应加热温度为850℃ 法制备的钛/钢复合板的界面没有硬化层碎块，冷-
素含量见表 2. 当感应加热温度为 750 ℃ 时，钛/钢 复合板的钛剥离面上有少量硬化层碎块，如图 10（a） 红色剪头所示；钢剥离面也发现了因钛剥离面硬 化层碎片嵌入后形成的不规则坑状痕迹，如图 10（b） 黑色箭头所示. 在钛剥离面的点 1 处检测到 Fe 元 素和 C 元素，说明界面处发生了钢中的 Fe 元素和 C 元素向钛侧扩散；而在钢剥离面的点 2 处只检测 到了 Ti 元素，没有 C 元素，说明界面处钢侧的 C 元素完全扩散到了钛侧. 当感应加热温度为 850 ℃ 时，钛/钢复合板的钛剥离面上的硬化层碎块明显增 多，且硬化层碎块呈片状不均匀分布，如图 10（c） 中黄色圆圈所示；在钢剥离面上也形成了成片的 硬化层碎块嵌入后留下的坑状痕迹，如图 10（d）中 黄色圆圈所示. 在钛剥离面的点 3 处同样检测到 Fe 元素和 C 元素，而钢剥离面的点 4 处 C 元素发 生了富集. 当感应加热温度为 950 ℃ 时，钛剥离面 的硬化层碎块减少. 传统扩散复合法和热轧复合 法制备的钛/钢复合板的界面没有硬化层碎块，冷− (a) Titanium Interface Steel 10 μm (c) Titanium Interface Steel 10 μm (b) Titanium Interface Steel 10 μm 图 6 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板界面处的显微硬度压痕形貌. （a）750 ℃；（b）850 ℃；（c）950 ℃ Fig.6 Interfacial hardness indentation morphology of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures: (a) 750 ℃; (b) 850 ℃; (c) 950 ℃ 750 800 850 900 950 0 3 2 1 4 5 6 7 8 9 10 Diffusion distance/μm Induction heating temperature/℃ 图 7 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界面元素扩散距离 Fig.7 Interfacial element diffusion distances of titanium steel composite plates prepared at different induction heating temperatures 750 800 850 900 950 0 5 10 15 20 25 30 35 Bending angle/(°) Induction heating temperature/℃ 图 8 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的裂纹萌生时的弯曲角 Fig.8 Bending angles during the crack initiation of titanium steel composite plates prepared at different induction heating temperatures 白于良等： 感应加热温度对冷−热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 · 1643 ·
1644 工程科学学报.第42卷，第12期 Titanium (b) Titanium Titanium Crack Titanium Steel Steel Interface Interface Steel Steel 30m 30m Titanium Crack Titanium Se】 5 um Steel Interface 30 pm 图9不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界面裂纹萌生形貌.(a)750℃：(b)850℃：(c)950℃ Fig.9 Interface morphology during the crack initiation of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures:(a)750 C; (b)850℃：(c)950℃ (b) Steel 2+1 50 um 50m Titanium 60m (e) (0 Stee RD sU um TD 图10不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板剥离面形貌.(a.b)750℃：(c.d)850℃：(e.fD950℃ Fig.10 Peeling surface microstructure of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures:(a,b)750 C:(c,d)850 C; (e,f)950℃
Titanium Titanium (a) Crack Steel 5 μm Interface Steel 30 μm Titanium Titanium (b) Crack Steel 5 μm Interface Steel 30 μm Titanium Titanium (c) Crack Steel 5 μm Interface Steel 30 μm 图 9 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板的界面裂纹萌生形貌. （a）750 ℃；（b）850 ℃；（c）950 ℃ Fig.9 Interface morphology during the crack initiation of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures: (a) 750 ℃; (b) 850 ℃; (c) 950 ℃ Titanium (a) 50 μm Steel 1 (b) 50 μm 2 Titanium (c) 50 μm Steel 3 (d) 50 μm 4 Titanium (e) 50 μm Steel 5 TD RD (f) 50 μm 6 图 10 不同感应加热温度下制备的钛/钢复合板剥离面形貌. （a，b）750 ℃；（c，d）850 ℃；（e，f）950 ℃ Fig.10 Peeling surface microstructure of titanium/steel composite plates prepared at different induction heating temperatures: (a, b) 750 ℃; (c, d) 850 ℃; (e, f) 950 ℃ · 1644 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期
白于良等：感应加热温度对冷-热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 1645 表2图10中各点的元素含量（原子数分数） 特征.北京科技大学学报，2012,34(6)：671) [5]Xie M X,Zhang L J,Zhang G F,et al.Microstructure and Table 2 Element composition of each point in Fig.10 mechanical properties of CP-Ti/X65 bimetallic sheets fabricated Point Ti Fe C by explosive welding and hot rolling.Mater Des,2015,87:181 83.57 1.73 14.7 [6] Jiang H T,Yan X Q,Liu J X,et al.Effect of heat treatment on 2 4.13 95.87 microstructure and mechanical property of Ti-steel explosive. 81.97 0.65 17.38 rolling clad plate.Trans Nonferrous Met Soc China,2014,24(3): 0.83 61.17 38.01 697 92.04 1.51 6.54 [7] Kundu S,Sam S,Mishra B,et al.Diffusion bonding of microduplex stainless steel and Ti alloy with and without 6 0.49 88.83 10.68 interlayer:interface microstructure and strength properties.Mel 热轧制复合法制备的钛/钢复合板界面形成硬化层 Mater Trans A,2014,45(1):371 [8] Song T F,Jiang X S,Shao Z Y,et al.Microstructure and 碎块的原因是，钛加工硬化率较高，钢刷打磨导致 mechanical properties of vacuum diffusion bonded joints between 钛待复合表面加工硬化形成硬化层，冷轧预复合 Ti-6Al-4V titanium alloy and AISI316L stainless steel using 时钛待复合表面的硬化层破裂并在轧制压力作用 Cu/Nb multi-interlayer.Vacuum,2017,145:68 下嵌入钢侧，由于后续感应加热时间和热轧时间 91 Yu C,Xiao H,Yu H,et al.Mechanical properties and interfacial 较短，硬化层碎块没有完全软化得以保留24-2界 structure of hot-roll bonding TA2/Q235B plate using DT4 面处硬化层碎块的存在对钛/钢复合板界面结合强 interlayer.Mater Sci Eng A,2017,695:120 度的提升起到了积极的作用 [10]Ma Z X,Hu J,Li D F,et al.Overview of research and manufacture of layer-metal composite plate.ChinJ Rare Met,2003,27(6):799 3结论 (马志新，胡捷，李德富，等.层状金属复合板的研究和生产现状 稀有金属，2003,27(6)：799) (1)开发了先冷轧预复合钛/钢组坯，再感应加 [11]Chai X Y,Pan T,Chai F,et al.Interlayer engineering for titanium 热钛/钢预复合板后单道次热轧的冷-热轧制复合 clad steel by hot roll bonding.J ron Steel Res Int,2018,25(7): 法，成功制备了钛钢复合板 739 (2)冷-热轧制复合法制备的钛/钢复合板由于 [12]Liu J G,Cai WC,Liu L,et al.Investigation of interfacial structure 感应加热和热轧的时间较短(<5s),钛/钢界面仅 and mechanical properties of titanium clad steel sheets prepared by 有少量硬化层碎块，没有大量金属间化合物析出 a brazing-rolling process.Mater Sci Eng ,2017,703:386 (3)钛/钢复合板的界面Ti和Fe元素扩散层宽 [13]Wang JZ,Yan X B.Wang W Q,et al.Summarization of the 度随感应加热温度增大而增大，950℃时界面扩 rolling Ti-steel composite plates process.Mater Rev,2005,19(4): 6 散层宽度达到8m.在感应加热温度为750~950℃ (王敬忠，颜学柏，王韦琪，等.轧制钛-钢复合板工艺综述.材料 的条件下，钛/钢复合板的界面结合性能良好 导报.2005.19(4)：61) [14]Luo Z A,Wang G L,Xie G M,et al.Interfacial microstructure and 参考文献 properties of a vacuum hot roll-bonded titanium-stainless steel clad [Yan L.Behaviotsard applications of Ti/steel composite sheets. plate with a niobium interlayer.Acta Metall Sin (Engl Lett),2013, China Tit Ind,2011(3):12 26(6):754 (闫力.钛钢复合板的特点及应用领域中国钛业，2011(3)：12) [15]Yu C,Qi Z C,Yu H,et al.Microstructural and mechanical [2]Hu J,Xie R.Du X B.Processing technology of titanium steel clad properties of hot roll bonded titanium alloy/low carbon steel plate plate and its application in ship and ocean engineering.Jiangsu JMater Eng Perform,2018,27(4):1664 Ship,2016,33(6:6 [16]Lee M K,Lee J G,Choi Y H,et al.Interlayer engineering for (胡杰，谢荣，杜训柏.钛钢复合板加工技术及其在船海工程中 dissimilar bonding of titanium to stainless steel.Mater Lett,2010, 的应用.江苏船舶，2016,33(6)：6) 64(9:1105 [3]Prasanthi T N,Ravikirana C S,Saroja S.Explosive cladding and [17]Ke S R,Xu X H,Xiang Z D.Feasibility of cladding Ti to carbon post-weld heat treatment of mild steel and titanium.Mater Des, steel by diffusion bonding followed by hot-rolling /Proceedings 2016.93:180 of the 5th International Conference on Advanced Design and [4]Liu J X,Zhao A M,Jiang H T,et al.Microstructure features of the Manfacturing Engineering.Shenzhen,2015:1961 steel side in TA2-Q235B explosive clad plates.J Univ Sci Technol [18]Jiang H T,Yan X Q,Liu J X,et al.Diffusion behavior and Beijing,.2012,34(6):671 mathematical model of Ti-steel explosive clad plate during heat (刘继雄，赵爱民，江海涛，等.TA2-Q235B爆炸复合板钢侧组织 treatment.Rare Met Mater Eng,2015,44(4):972
热轧制复合法制备的钛/钢复合板界面形成硬化层 碎块的原因是，钛加工硬化率较高，钢刷打磨导致 钛待复合表面加工硬化形成硬化层，冷轧预复合 时钛待复合表面的硬化层破裂并在轧制压力作用 下嵌入钢侧，由于后续感应加热时间和热轧时间 较短，硬化层碎块没有完全软化得以保留[24−25] . 界 面处硬化层碎块的存在对钛/钢复合板界面结合强 度的提升起到了积极的作用. 3 结论 （1）开发了先冷轧预复合钛/钢组坯，再感应加 热钛/钢预复合板后单道次热轧的冷−热轧制复合 法，成功制备了钛/钢复合板. （2）冷−热轧制复合法制备的钛/钢复合板由于 感应加热和热轧的时间较短（<5 s），钛/钢界面仅 有少量硬化层碎块，没有大量金属间化合物析出. （3）钛/钢复合板的界面 Ti 和 Fe 元素扩散层宽 度随感应加热温度增大而增大，950 ℃ 时界面扩 散层宽度达到 8 μm. 在感应加热温度为 750～950 ℃ 的条件下，钛/钢复合板的界面结合性能良好. 参 考 文 献 Yan L. Behaviotsard applications of Ti/steel composite sheets. China Tit Ind, 2011（3）: 12 （闫力. 钛钢复合板的特点及应用领域. 中国钛业, 2011（3）：12） [1] Hu J, Xie R, Du X B. Processing technology of titanium steel clad plate and its application in ship and ocean engineering. Jiangsu Ship, 2016, 33（6）: 6 （胡杰, 谢荣, 杜训柏. 钛钢复合板加工技术及其在船海工程中 的应用. 江苏船舶, 2016, 33（6）：6） [2] Prasanthi T N, Ravikirana C S, Saroja S. Explosive cladding and post-weld heat treatment of mild steel and titanium. Mater Des, 2016, 93: 180 [3] Liu J X, Zhao A M, Jiang H T, et al. Microstructure features of the steel side in TA2-Q235B explosive clad plates. J Univ Sci Technol Beijing, 2012, 34（6）: 671 （刘继雄, 赵爱民, 江海涛, 等. TA2-Q235B爆炸复合板钢侧组织 [4] 特征. 北京科技大学学报, 2012, 34（6）：671） Xie M X, Zhang L J, Zhang G F, et al. Microstructure and mechanical properties of CP-Ti/X65 bimetallic sheets fabricated by explosive welding and hot rolling. Mater Des, 2015, 87: 181 [5] Jiang H T, Yan X Q, Liu J X, et al. Effect of heat treatment on microstructure and mechanical property of Ti-steel explosiverolling clad plate. Trans Nonferrous Met Soc China, 2014, 24（3）: 697 [6] Kundu S, Sam S, Mishra B, et al. Diffusion bonding of microduplex stainless steel and Ti alloy with and without interlayer: interface microstructure and strength properties. Metall Mater Trans A, 2014, 45（1）: 371 [7] Song T F, Jiang X S, Shao Z Y, et al. Microstructure and mechanical properties of vacuum diffusion bonded joints between Ti –6Al –4V titanium alloy and AISI316L stainless steel using Cu/Nb multi-interlayer. Vacuum, 2017, 145: 68 [8] Yu C, Xiao H, Yu H, et al. Mechanical properties and interfacial structure of hot-roll bonding TA2/Q235B plate using DT4 interlayer. Mater Sci Eng A, 2017, 695: 120 [9] Ma Z X, Hu J, Li D F, et al. Overview of research and manufacture of layer-metal composite plate. Chin J Rare Met, 2003, 27（6）: 799 （马志新, 胡捷, 李德富, 等. 层状金属复合板的研究和生产现状. 稀有金属, 2003, 27（6）：799） [10] Chai X Y, Pan T, Chai F, et al. Interlayer engineering for titanium clad steel by hot roll bonding. J Iron Steel Res Int, 2018, 25（7）: 739 [11] Liu J G, Cai W C, Liu L, et al. Investigation of interfacial structure and mechanical properties of titanium clad steel sheets prepared by a brazing-rolling process. Mater Sci Eng A, 2017, 703: 386 [12] Wang J Z, Yan X B, Wang W Q, et al. Summarization of the rolling Ti-steel composite plates process. Mater Rev, 2005, 19（4）: 61 （王敬忠, 颜学柏, 王韦琪, 等. 轧制钛−钢复合板工艺综述. 材料 导报, 2005, 19（4）：61） [13] Luo Z A, Wang G L, Xie G M, et al. Interfacial microstructure and properties of a vacuum hot roll-bonded titanium-stainless steel clad plate with a niobium interlayer. Acta Metall Sin (Engl Lett), 2013, 26（6）: 754 [14] Yu C, Qi Z C, Yu H, et al. Microstructural and mechanical properties of hot roll bonded titanium alloy/low carbon steel plate. J Mater Eng Perform, 2018, 27（4）: 1664 [15] Lee M K, Lee J G, Choi Y H, et al. Interlayer engineering for dissimilar bonding of titanium to stainless steel. Mater Lett, 2010, 64（9）: 1105 [16] Ke S R, Xu X H, Xiang Z D. Feasibility of cladding Ti to carbon steel by diffusion bonding followed by hot-rolling // Proceedings of the 5th International Conference on Advanced Design and Manufacturing Engineering. Shenzhen, 2015: 1961 [17] Jiang H T, Yan X Q, Liu J X, et al. Diffusion behavior and mathematical model of Ti-steel explosive clad plate during heat treatment. Rare Met Mater Eng, 2015, 44（4）: 972 [18] 表 2 图 10 中各点的元素含量（原子数分数） Table 2 Element composition of each point in Fig. 10 % Point Ti Fe C 1 83.57 1.73 14.7 2 4.13 95.87 ― 3 81.97 0.65 17.38 4 0.83 61.17 38.01 5 92.04 1.51 6.54 6 0.49 88.83 10.68 白于良等： 感应加热温度对冷−热轧制成形钛/钢复合板界面的影响 · 1645 ·
·1646 工程科学学报，第42卷，第12期 (江海涛，阁晓倩，刘继雄，等.钛-钢爆炸复合板热处理过程中 clad sheet and affecting to processing performance.Chin Rare 的扩散行为及数学模型.稀有金属材料与工程，2015,44(4)： MeL2011,35(3):342 972) (徐卫，朱明，郭胜利，等.钛-铝复合板界面组织及其对加工性 [19]Chai X Y,Shi Z R,Chai F,et al.Effect of heating temperature on 能的影响.稀有金属，2011,35(3)：342) microstructure and mechanical properties of titanium clad steel by [23]Kundu S,Chatterjee S.Diffusion bonding between commercially hot roll bonding.Rare Met Mater Eng,2019,48(8):2701 pure titanium and micro-duplex stainless steel.Mater Sci Eng A, (柴希阳，师仲然，柴峰，等.加热温度对轧制钛钢复合板组织与 2008.480(1-2):316 性能的影响.稀有金属材料与工程，2019,48(8)：2701) [24]Jiang H T,Wu B,Zhang Y,et al.Interfacial microstructure and [20]Yang D H,Luo Z A,Xie G M,et al.Effect of vacuum level on deformation mechanism of Ti-steel clad plate under high strain microstructure and mechanical properties of titanium-steel vacuum roll clad plates.J ron Steel Res Int,2018,25(1):72 rate.Chin J Eng,2017,39(7):1070 [21]Yu W,Zhang L,Chen Y L,et al.Effect of rolling temperature on (江海涛，吴波，张韵，等.高应变速率下钛-钢复合板界面组织 the properties of TA1/Q345 composite plates.J Univ Sci Technol 特征及变形机制.工程科学学报，2017,39(7)：1070) Beijing,2013,35(1):97 [25]Deng Y Q,Sheng G M,Xu C.Evaluation of the microstructure (余伟，张蕾，陈银莉，等.轧制温度对TA1/Q345复合板性能的影 and mechanical properties of diffusion bonded joints of titanium to 响.北京科技大学学报，2013,35(1)：97) stainless steel with a pure silver interlayer.Mater Des,2013,46: [22]Xu W,Zhu M,Guo S L,et al.Interfaces of titanium-aluminum 84
（江海涛, 阎晓倩, 刘继雄, 等. 钛−钢爆炸复合板热处理过程中 的扩散行为及数学模型. 稀有金属材料与工程, 2015, 44（4）： 972） Chai X Y, Shi Z R, Chai F, et al. Effect of heating temperature on microstructure and mechanical properties of titanium clad steel by hot roll bonding. Rare Met Mater Eng, 2019, 48（8）: 2701 （柴希阳, 师仲然, 柴峰, 等. 加热温度对轧制钛/钢复合板组织与 性能的影响. 稀有金属材料与工程, 2019, 48（8）：2701） [19] Yang D H, Luo Z A, Xie G M, et al. Effect of vacuum level on microstructure and mechanical properties of titanium-steel vacuum roll clad plates. J Iron Steel Res Int, 2018, 25（1）: 72 [20] Yu W, Zhang L, Chen Y L, et al. Effect of rolling temperature on the properties of TA1/Q345 composite plates. J Univ Sci Technol Beijing, 2013, 35（1）: 97 （余伟, 张蕾, 陈银莉, 等. 轧制温度对TA1/Q345复合板性能的影 响. 北京科技大学学报, 2013, 35（1）：97） [21] [22] Xu W, Zhu M, Guo S L, et al. Interfaces of titanium-aluminum clad sheet and affecting to processing performance. Chin J Rare Met, 2011, 35（3）: 342 （徐卫, 朱明, 郭胜利, 等. 钛−铝复合板界面组织及其对加工性 能的影响. 稀有金属, 2011, 35（3）：342） Kundu S, Chatterjee S. Diffusion bonding between commercially pure titanium and micro-duplex stainless steel. Mater Sci Eng A, 2008, 480（1-2）: 316 [23] Jiang H T, Wu B, Zhang Y, et al. Interfacial microstructure and deformation mechanism of Ti-steel clad plate under high strain rate. Chin J Eng, 2017, 39（7）: 1070 （江海涛, 吴波, 张韵, 等. 高应变速率下钛−钢复合板界面组织 特征及变形机制. 工程科学学报, 2017, 39（7）：1070） [24] Deng Y Q, Sheng G M, Xu C. Evaluation of the microstructure and mechanical properties of diffusion bonded joints of titanium to stainless steel with a pure silver interlayer. Mater Des, 2013, 46: 84 [25] · 1646 · 工程科学学报，第 42 卷，第 12 期
