嵌入式鋁/鋼帶材軋制復(fù)合鋁層和鋼層厚度的變化規(guī)律

王春陽，姜雁斌, 2，謝建新, 2，毛曉東，周德敬，張小軍

?

嵌入式鋁/鋼帶材軋制復(fù)合鋁層和鋼層厚度的變化規(guī)律

王春陽1，姜雁斌1, 2，謝建新1, 2，毛曉東1，周德敬3，張小軍3

(1.北京科技大學(xué)材料先進制備技術(shù)教育部重點實驗室，北京 100083；2. 北京科技大學(xué)現(xiàn)代交通金屬材料與加工技術(shù)北京實驗室，北京 100083；3. 銀邦金屬復(fù)合材料股份有限公司江蘇省金屬層狀復(fù)合材料重點實驗室，無錫214145)

采用冷軋復(fù)合法制備嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材，研究了嵌入式鋁/鋼帶材冷軋復(fù)合壓下率、鋁帶初始厚度對軋制復(fù)合變形區(qū)內(nèi)鋁層和鋼層厚度比變化的影響規(guī)律；采用切片法計算變形區(qū)內(nèi)界面剪切應(yīng)力分布，分析了鋁層和鋼層厚度比變化的原因。結(jié)果表明：在特定壓下率(con)條件下，從軋制入口到出口變形區(qū)鋁層與鋼層厚度比呈先減小后保持基本不變的變化趨勢；當(dāng)壓下率＜con或＞con時，鋁層和鋼層厚度比(A/S)呈先減小后增加的變化趨勢；當(dāng)初始鋁帶厚度由0.50 mm減小至0.10 mm時，con由45%減小至30%；隨著壓下率的增加，變形區(qū)界面剪切應(yīng)力增大，該剪切應(yīng)力使鋁層與鋼層之間發(fā)生相對滑動(＜con)、無相對滑動(=con)和粘著流動(＞con)；僅當(dāng)壓下率＞con時，拉伸斷口鋁層與鋼層不分層，復(fù)合帶材具有良好的界面結(jié)合狀態(tài)。

嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材；軋制復(fù)合；厚度比；結(jié)合性能

嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材兼具鋼的高強度和鋁的良好導(dǎo)熱性能、抗腐蝕等優(yōu)點[1?3]，是制造火電、核電大型空冷系統(tǒng)用鋁/鋼復(fù)合翅片管的關(guān)鍵材料，用于焊合成形空冷基管。基管的外表層為鋁，利于與鋁翅片焊接成翅片管。嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材具有兩個重要的特點，一是鋁層厚度薄、鋁層和鋼層厚度差別大；二是鋁層寬度比鋼層窄，復(fù)合帶材兩側(cè)具有對稱寬度的無鋁邊，以利于焊合成空冷基管。冷軋復(fù)合法是嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材制備的主要方法。

鋁層和鋼層厚度比是嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材一個重要的技術(shù)指標(biāo)參數(shù)。由于鋁與鋼的力學(xué)性能和塑性變形性能差異大，軋制復(fù)合過程中鋁層和鋼層塑性流動行為差異大，軋制變形區(qū)內(nèi)鋁和鋼的厚度和變形量變化較為復(fù)雜。研究嵌入式鋁/鋼帶材軋制復(fù)合過程中鋁層和鋼層厚度變化規(guī)律，對復(fù)合帶材鋁層與鋼層厚度的設(shè)計和軋制制度的制定具有重要的指導(dǎo)作用。

兩種金屬層的厚度、層厚比變化與其軋制復(fù)合變形行為密切相關(guān)。影響雙金屬軋制復(fù)合變形行為的主要因素有壓下率[4?7]、帶材初始厚度[8?9]、兩種金屬屈服強度的比值[10?11]、摩擦條件[11]和前后張力[12]等。目前，主要通過建立數(shù)學(xué)模型研究雙金屬軋制復(fù)合變形行為，常用的數(shù)學(xué)建模方法有切片法[8, 10?11]、流函數(shù)和上限法[13?16]等方法。LEE等[8]、PAN等[10]假設(shè)較硬金屬發(fā)生塑性變形后，界面兩側(cè)的金屬不發(fā)生相對滑動，軟硬金屬的厚度比不變，采用切片法計算了軋制變形區(qū)應(yīng)力分布和預(yù)測了軋制后帶材的厚度比，而HAGHIGHAT等[16]則假設(shè)的速度場條件下，采用上限法計算軋制變形區(qū)應(yīng)力分布和預(yù)測軋制后帶材的厚度比。但是上述假設(shè)條件與實際軋制變形區(qū)界面兩側(cè)金屬的變形行為存在差異，不利于正確分析軋制復(fù)合變形區(qū)厚度比變化規(guī)律。

本文作者以工業(yè)純鋁和08Al低碳鋼為原料，采用冷軋復(fù)合法制備嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材，研究壓下率、鋁帶初始厚度對軋制復(fù)合變形區(qū)鋁層和鋼層厚度比變化的影響規(guī)律，采用切片法計算軋制力和鋁/鋼界面剪切應(yīng)力的分布，揭示變形區(qū)界面上剪切作用對厚度比變化的影響機理，比較不同壓下率條件下復(fù)合帶材的結(jié)合狀態(tài)，并獲得軋制復(fù)合后帶材鋁層/鋼層厚度比與壓下率、鋁層初始厚度、鋼層初始厚度之間關(guān)系的經(jīng)驗公式。

1 實驗

本研究中采用的原材料為08Al鋼帶和1060工業(yè)純鋁帶，材料的化學(xué)成分和力學(xué)性能如文獻[17]。工業(yè)生產(chǎn)用典型的鋼帶寬475 mm、厚3.75 mm，鋁帶尺寸寬455 mm、厚0.10~0.50 mm。軋制復(fù)合前，鋁帶和鋼帶疊合后兩側(cè)無鋁邊寬度均為10mm，軋制復(fù)合過程中鋁帶和鋼帶屬于平面應(yīng)變狀態(tài)。參考上述工業(yè)生產(chǎn)實際情況，本研究中采用的鋼帶長500 mm、寬95 mm、厚3.75 mm，鋁帶長500 mm、寬75 mm、厚0.10~0.50 mm。鋼帶經(jīng)600 ℃、1 h的去應(yīng)力退火后，先用5%(質(zhì)量分?jǐn)?shù))稀HCl溶液酸洗去除氧化膜，再用無水乙醇清洗后，采用直徑80 mm、轉(zhuǎn)速11000 r/min的百葉輪打磨處理待復(fù)合面；鋁帶經(jīng)350 ℃、1 h的再結(jié)晶退火后，采用丙酮清洗以去除表面灰塵及油污。為了研究鋁帶初始厚度對軋制復(fù)合帶材鋁層和鋼層厚度變化的影響，本文作者選用厚度為0.10、0.25和 0.50 mm的鋁帶。為了確保軋制過程復(fù)合帶材兩側(cè)具有同寬度的無鋁邊結(jié)構(gòu)，將經(jīng)過表面處理的鋁帶與鋼帶頭部對中后鉚接，然后迅速送入軋機軋制復(fù)合，壓下率為20%~65%。

實驗所用軋機為四輥可逆式軋機，工作輥直徑170 mm，輥面寬500 mm。軋制過程中采用急停軋卡方式獲得軋制復(fù)合變形區(qū)。在復(fù)合帶材中部軋向(RD)×法向(ND)面取樣，通過金相顯微鏡(OM)獲取復(fù)合帶材RD×ND面的形貌(如圖1)，沿著軋制方向每隔0.1 mm測量一組鋁層和鋼層的厚度，獲得變形區(qū)不同位置鋁層和鋼層的厚度變化情況。在軋后帶材中部取樣，測量鋁層和鋼層的厚度，獲得鋁層和鋼層的厚度比。在復(fù)合帶材中部沿軋制方向切取標(biāo)距50 mm、寬12.5 mm的拉伸樣，在WDW200D萬能材料實驗機上進行拉伸試驗，拉伸速率0.1 mm/min，采用Phenom掃描電鏡對試樣拉伸斷口進行觀察，分析復(fù)合帶材鋁層和鋼層的結(jié)合狀態(tài)。

2 結(jié)果與討論

2.1 軋制變形區(qū)鋁層和鋼層厚度比變化規(guī)律

為了進一步研究鋁/鋼帶材軋制復(fù)合過程中鋁層和鋼層的厚度及厚度比的變化規(guī)律，本文作者對軋制變形區(qū)復(fù)合帶材鋁層和鋼層的厚度及厚度比變化進行分析。圖1所示為復(fù)合帶材軋制復(fù)合變形區(qū)中部RD×ND面的實物圖，圖中為軋制咬入位置，即鋁層開始發(fā)生塑性變形的位置，為鋼層開始發(fā)生塑性變形的位置，為軋制出口，和之間的區(qū)域為軋制復(fù)合變形區(qū)，為變形區(qū)內(nèi)某一點與出口的水平距離，1和2分別為位置對應(yīng)的鋁層厚度和鋼層厚度。

圖1 鋁/鋼復(fù)合帶材軋制復(fù)合變形區(qū)

圖2所示為初始厚度0.50 mm鋁帶和初始厚度3.75 mm鋼帶經(jīng)壓下率50%軋制復(fù)合的變形區(qū)的鋁層和鋼層厚度及變形量的變化曲線。從圖2中可以看出，在軋制復(fù)合過程中，鋁層和鋼層的厚度變化可分為兩個區(qū)：鋁層發(fā)生塑性變形而鋼層未發(fā)生塑性變形的區(qū)以及鋁層和鋼層均發(fā)生塑性變形的區(qū)。在區(qū)中，隨著的減小，鋁層的厚度明顯減小，其變形量迅速增大，而鋼層的厚度基本不發(fā)生變化；隨著繼續(xù)減小，鋼層開始發(fā)生塑性變形(對應(yīng)圖3中的)，其厚度迅速減小，鋼層變形量迅速增大，而鋁層厚度降低的趨勢逐漸趨于平緩，鋁層變形量增加緩慢。將鋁帶初始厚度0.50 mm、不同變形量軋制后復(fù)合帶材區(qū)鋼帶厚度與進行多項式擬合，結(jié)果如表1所示，由表可知，在區(qū)鋼層厚度與呈拋物線關(guān)系變化。

圖2 鋁帶初始厚度0.50 mm、壓下率50%條件下變形區(qū)鋁層、鋼層厚度和變形量變化

圖3所示為不同壓下率條件下軋制變形區(qū)鋁層和鋼層的厚度比(A/S=1/2)的變化曲線。從圖3中可以看出，在軋制復(fù)合變形區(qū)中，當(dāng)鋼層發(fā)生塑性變形之后(對應(yīng)圖3中點)，鋁層和鋼層的厚度比仍然發(fā)生變化，表明鋼層發(fā)生塑性變形之后，鋁層與鋼層之間仍存在相對滑動，這與文獻[10?11, 18]中假設(shè)的軋制復(fù)合過程中當(dāng)硬金屬發(fā)生塑性變形后，軟硬金屬結(jié)合在一起，厚度比不變的觀點不同。另外，不同壓下率條件下軋制變形區(qū)中A/S呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律，當(dāng)壓下率為20%~40%時，A/S隨著的減小呈先減小后增加的變化趨勢，當(dāng)壓下率為45%時，鋁層和鋼層的厚度比隨著的減小呈先減小后基本保持不變的變化趨勢，當(dāng)壓下率大于50%時，A/S隨著的減小呈先減小后增加的變化趨勢。

圖3 鋁帶初始厚度0.50 mm、不同壓下率條件下軋制變形區(qū)鋁層與鋼層厚度比的關(guān)系

表1 鋁帶初始厚度0.50 mm時不同壓下率條件下BC區(qū)鋼層厚度擬合結(jié)果

圖4所示為不同鋁帶初始厚度、不同變形量條件下變形區(qū)鋁層與鋼層的厚度比變化規(guī)律匯總圖。從圖4中可以看出，在某一特定壓下率con條件下，變形區(qū)從軋制入口到出口A/S呈現(xiàn)先減小后保持基本不變的變化趨勢；不同鋁帶初始厚度條件下，隨著壓下率的增加，變形區(qū)從軋制入口到出口A/S均會呈現(xiàn)先減小后增加，先減小后基本保持不變，先減小后增加的不同變化規(guī)律。另外，從圖4中還可以看出，隨著初始鋁帶厚度的增加，變形區(qū)A/S隨著的減小呈現(xiàn)先減小后保持不變所對應(yīng)的壓下率con增大。

圖4 不同鋁層厚度和壓下率時材軋制復(fù)合變形區(qū)內(nèi)鋁層與鋼層厚度比的關(guān)系

2.2 軋制復(fù)合變形區(qū)鋁層與鋼層受力分析

為進一步分析軋制復(fù)合過程中A/S變化形成的原因，本文作者采用切片法計算鋁/鋼軋制復(fù)合變形區(qū)軋制壓力和界面剪切應(yīng)力的分布。根據(jù)上述實驗研究結(jié)果，可將軋制變形區(qū)分為3個區(qū)域(如圖5所示)：Ⅰ區(qū)(b≤≤a，a為咬入位置的坐標(biāo)，b為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)分界點坐標(biāo))，鋁層發(fā)生塑性變形(厚度變小)，鋼層幾乎不發(fā)生塑性變形(厚度不變)；Ⅱ區(qū)(n≤≤b，n為Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)分界點坐標(biāo))，鋁層和鋼層都發(fā)生塑性變形，處于后滑區(qū)；Ⅲ區(qū)(0≤≤n)鋁層和鋼層都發(fā)生塑性變形，處于前滑區(qū)，復(fù)合帶材與軋輥的摩擦力方向與Ⅱ區(qū)相反。

圖5 軋制變形區(qū)和切片法受力分析示意圖

為簡化分析與計算過程，本研究模型做如下假設(shè)：1) 材料發(fā)生的塑性變形為平面應(yīng)變；2) 軋輥為剛性體；3)復(fù)合帶材豎直方向的應(yīng)力相同；4) 金屬層與軋輥之間及Ⅰ區(qū)鋁層與鋼層之間摩擦為常摩擦，鋁層和鋼層與軋輥的摩擦因子分別為1和2，Ⅰ區(qū)鋁層與鋼層之間摩擦因子為12；5) 材料采用理想鋼塑性模型，且屈服服從米塞斯屈服準(zhǔn)則，即鋁層：；鋼層：(12分別為鋁層與鋼層的平均壓縮剪切屈服強度)。

Ⅰ區(qū)受力分析如圖5所示。參照PAN等[10]的計算過程可得Ⅰ區(qū)豎直方向的壓應(yīng)力為

鋼層的水平應(yīng)力分布為[10]

在b處鋼層開始發(fā)生屈服，滿足米塞斯屈服準(zhǔn)則：，即

采用二分法從式(3)中可以求得Ⅰ區(qū)與Ⅱ區(qū)的分界點b。Ⅱ區(qū)應(yīng)力狀態(tài)如圖5所示。根據(jù)Ⅱ區(qū)鋁層豎直和水平方向的應(yīng)力平衡條件，可以得到

(4)

在Ⅱ區(qū)鋁層與鋼層均發(fā)生塑性變形，兩者豎直方向的應(yīng)力相等，由方程(4)可得出：

同理，根據(jù)Ⅱ區(qū)鋼層豎直和水平方向的應(yīng)力平衡條件，可以得出

(6)

由式(5)和式(6)相加可得

本研究的實驗結(jié)果表明，Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)鋼層的厚度與呈拋物線關(guān)系變化(見表1)。故設(shè)Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)鋼層厚度2與關(guān)系為(為數(shù)據(jù)擬合系數(shù)，可以通過擬合變形區(qū)鋼層厚度數(shù)據(jù)得到，如表1所列)。由式(7)可得到

通過解方程(8)可獲得Ⅱ區(qū)豎直方向的應(yīng)力分布方程為

(9)

由式(5)和式(6)可求得，Ⅱ區(qū)雙金屬界面層的剪切應(yīng)力為

在Ⅲ區(qū)金屬處于前滑區(qū)，與Ⅱ區(qū)相比僅摩擦力的方向發(fā)生了變化，采用同樣的方法可以求得Ⅲ區(qū)應(yīng)力分布為

(11)

Ⅲ區(qū)雙金屬界面層的剪切應(yīng)力為

2.3 軋制復(fù)合變形區(qū)應(yīng)力分布和鋁層與鋼層界面剪切作用行為

由式(1)、(9)和(11)可求得復(fù)合帶材變形區(qū)Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)的軋制力分布，由式(10)和(12)可求得Ⅱ區(qū)和Ⅲ區(qū)的剪切應(yīng)力分布，計算結(jié)果如圖6所示。從圖6(a)可知，隨著的減小，在Ⅰ區(qū)、Ⅱ區(qū)單位軋制壓力迅速增大；而在Ⅲ區(qū)，隨著的減小，單位軋制壓力逐漸減小，最大單位軋制壓力出現(xiàn)在Ⅱ區(qū)與Ⅲ區(qū)的交界處，即中性點x處。隨著壓下率的增加，變形區(qū)的最大單位軋制壓力增大。從圖6(b)可以看出，隨著鋁帶初始厚度1的減小，Ⅰ區(qū)單位軋制壓力增加越迅速，而最大單位軋制壓力略有增加。從圖6(c)可知，在Ⅱ區(qū)鋁層，受鋼層的剪切應(yīng)力(12)與軋制方向相反，在Ⅲ區(qū)鋁層，受鋼層的剪切應(yīng)力(12)與軋制方向相同，其中Ⅱ區(qū)的剪切應(yīng)力明顯高于Ⅲ區(qū)的；隨著壓下率的增加，界面的單位剪切應(yīng)力增大，當(dāng)變形量達到50%時，在Ⅱ區(qū)界面，剪切應(yīng)力(12)最大值達到鋁層的剪切屈服強度(1)。由圖6(d)可知，隨著鋁帶初始厚度的減小，界面單位剪切應(yīng)力增大，壓下率40%時，初始鋁帶厚度0.10 mm時，鋁/鋼復(fù)合帶材Ⅱ區(qū)界面剪切應(yīng)力最大值達到了鋁層的剪切屈服強度。

在Ⅰ區(qū)，軋制壓應(yīng)力小于鋼層的剪切屈服強度，鋼層不發(fā)生塑性變形，僅鋁層發(fā)生塑性變形，鋁層厚度迅速降低，所以隨著的減小，迅速降低。

在Ⅱ區(qū)，在鋼層剛開始發(fā)生塑性變形的初始階段，軋制壓應(yīng)力稍大于鋼的變形抗力，而遠大于鋁的變形抗力，鋼層厚度緩慢降低，鋁層厚度仍迅速降低，A/S繼續(xù)減小。當(dāng)壓下率較小時，隨著的進一步減小，軋制壓應(yīng)力繼續(xù)增加，鋼層厚度迅速降低，鋁層受到鋼層與軋制方向相反的剪切應(yīng)力，界面的剪切應(yīng)力阻礙鋁層沿軋制方向的流動，在一定程度上抑制了鋁層的延伸變形，從而減緩鋁層厚度減小趨勢；而鋼層受鋁層與軋制方向相同的剪切應(yīng)力，界面的剪切應(yīng)力促使鋼層沿軋制方向流動，在一定程度上促進了鋼層的延伸變形，使鋼層的厚度降低較快，A/S增大。隨著壓下率的增加，復(fù)合帶材的界面結(jié)合強度增加[19?20]，當(dāng)界面的剪切應(yīng)力低于界面結(jié)合強度時，該剪切應(yīng)力不足以破壞鋁層與鋼層的結(jié)合，界面處鋁層與鋼層不發(fā)生相對滑動，A/S基本保持不變，所以在一定的壓下率條件下，在Ⅱ區(qū)隨著的減小A/S呈先減小后基本保持不變的趨勢(如鋁帶初始厚度0.50 mm，壓下率為45%時)。當(dāng)進一步增大壓下率時，界面的剪切應(yīng)力繼續(xù)增大，甚至達到鋁層的剪切屈服強度，使界面處鋁層發(fā)生剪切變形，鋁層與鋼層發(fā)生相對粘著流動，另外，界面剪切應(yīng)力促進了鋼層的延伸變形，而抑制鋁層的延伸變形，使鋼層厚度降低較快，鋁層厚度降低緩慢，導(dǎo)致在Ⅱ區(qū)隨著的減小A/S呈先減小后增大的變化趨勢(如鋁帶初始厚度0.50 mm，壓下率大于50%時)。

圖6 軋制變形區(qū)內(nèi)應(yīng)力分布計算結(jié)果(剪切應(yīng)力與x同向為正)

在Ⅲ區(qū)，界面上剪切應(yīng)力的方向與Ⅱ區(qū)相反且小于Ⅱ區(qū)界面剪切應(yīng)力(見圖6(c))，對界面處鋁層和鋼層塑性變形行為的影響較小，而此時鋁層受到軋輥與軋制方向相反的摩擦力，當(dāng)壓下率較小時，鋁層與軋輥的摩擦力抑制了鋁層沿軋制方向的流動，A/S增大；而當(dāng)壓下率較大時，復(fù)合帶材界面結(jié)合強度較大，鋁層與軋輥的摩擦力不會使鋁層與鋼層發(fā)生相對滑動，因此，Ⅲ區(qū)A/S變化較小。

根據(jù)上述實驗結(jié)果和分析可知，隨著壓下率的增加，軋制復(fù)合變形區(qū)鋁/鋼界面剪切作用對鋁層與鋼層厚度比的變化規(guī)律具有顯著的影響。為了進一步分析界面剪切作用、復(fù)合帶材A/S的變化規(guī)律和界面結(jié)合狀態(tài)之間的關(guān)系，本文作者對鋁/鋼復(fù)合帶材的拉伸斷口形貌進行分析，并統(tǒng)計了斷口鋁/鋼分層情況，如圖7所示。以鋁帶初始厚度0.50 mm為例，壓下率小于45%的復(fù)合帶材的拉伸斷口出現(xiàn)了分層現(xiàn)象(見圖7(a)和(b))，當(dāng)壓下率增大至50%時，復(fù)合帶材拉伸斷口未出現(xiàn)明顯分層現(xiàn)象，界面大部分區(qū)域出現(xiàn)鋁層粘附鋼層的現(xiàn)象(見圖7(c))。

圖7 鋁帶初始厚度0.5 mm時鋁/鋼復(fù)合帶材的拉伸斷口形貌特征

對比圖4和圖7(d)可知，隨著壓下率的增加，從軋制入口到軋制出口，A/S呈現(xiàn)先減小后增加、先減小后基本保持不變、先減小后增加的不同變化規(guī)律，當(dāng)壓下率小于con時，軋制過程中界面剪切應(yīng)力使鋁層與鋼層發(fā)生相對滑動，復(fù)合帶材結(jié)合性能較低，拉伸斷裂后鋁層與鋼層易分層。當(dāng)壓下率大于con時，界面剪切應(yīng)力達到了鋁層的剪切屈服強度(如鋁帶初始厚度0.50 mm，壓下率50%，見圖6(c))，界面處鋁層發(fā)生劇烈的剪切變形，鋁層與鋼層發(fā)生粘著流動，使鋁層與鋼層的界面結(jié)合狀態(tài)得到提升，拉伸斷口鋁層與鋼層未明顯分層并出現(xiàn)粘著現(xiàn)象。

2.4 壓下率對復(fù)合帶材鋁層和鋼層厚度比變化的影響

圖8所示為鋁帶初始厚度0.50 mm軋制復(fù)合后嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材鋁層變形量(Al)、鋼層變形量(steel)和鋁層與鋼層變形量之間的差異(steel?Fe)隨壓下率的變化關(guān)系。由圖8可知，隨著壓下率的增加，鋁層的變形量呈近拋物線關(guān)系增加，鋼層的變形量呈線性增加。另外，在相同壓下率條件下，鋁層的變形量明顯大于鋼層的變形量，且隨著壓下率的增加，鋁層與鋼層變形量之間的差異呈先緩慢增加后迅速下降的變化趨勢。不同鋁帶初始厚度條件下，復(fù)合帶材鋁層變形量和鋼層變形量與壓下率關(guān)系的擬合結(jié)果如表2所列。其中，鋁層的變形量與壓下率的擬合關(guān)系：

式中：和可通過鋁層變形量與壓下率的擬合關(guān)系獲得；為軋制壓下率。

鋁層與鋼層的厚度比為

將式(13)帶入式(14)可以獲得軋制復(fù)合后帶材鋁層與鋼層厚度比與壓下率、初始鋁帶和鋼帶厚度的關(guān)系：

(15)

由于鋁帶初始厚度(0.10、0.25和0.50 mm)不同，A/S相差較大，為了便于比較壓下率對復(fù)合帶材鋁層與鋼層厚度比的影響規(guī)律，對厚度比進行歸一化處理，即鋁層與鋼層的相對厚度比(鋁層與鋼層厚度比/初始鋁層與鋼層厚度比)。鋁層與鋼層的相對厚度比()為

圖9所示為不同初始鋁帶厚度條件下鋁層與鋼層相對厚度比與壓下率之間的關(guān)系。從圖9中可以看出，初始鋁帶厚度相同時，隨著壓下率的增加，鋁層與鋼層的相對厚度比呈現(xiàn)先減小后增加的變化趨勢；結(jié)合圖3可知，當(dāng)壓下率為rcon時，制備的嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材鋁層與鋼層的相對厚度比最小。另外，圖9對比了采用式(16)的擬合結(jié)果和實驗結(jié)果，兩者吻合較好，表明采用式(16)可較好預(yù)測軋制復(fù)合后鋁/鋼復(fù)合帶材鋁層與鋼層的厚度比，可為軋制復(fù)合法制備鋁/鋼復(fù)合帶材的組元層厚比設(shè)計和軋制制度的制定提供參考。

表2 鋁層、鋼層變形量與壓下率的擬合結(jié)果

圖9 壓下率對鋁層與鋼層相對厚度比的影響(實線為式(16)擬合計算結(jié)果，點為實驗數(shù)據(jù)點)

3 結(jié)論

1) 隨著壓下率的增加，軋制復(fù)合變形區(qū)內(nèi)從軋制入口到出口鋁層與鋼層的厚度比呈現(xiàn)先減小后增加(壓下率＜con)、先減小后基本保持不變(=con)、先減小后增加的不同變化趨勢(＞con)；隨著初始鋁帶厚度由0.50 mm減小至0.10 mm，con由45%減小至30%，當(dāng)壓下率＞con時，嵌入式鋁/鋼復(fù)合帶材拉伸斷口鋁層與鋼層不分層，復(fù)合帶材具有良好的界面結(jié)合狀態(tài)。

2)隨著壓下率的增加，軋制復(fù)合變形區(qū)中鋁/鋼界面剪切應(yīng)力增大，該剪切應(yīng)力使界面處鋁層和鋼層發(fā)生相對滑動(＜con)、無相對滑動(=con)和粘著流動(＞con)，是變形區(qū)鋁層與鋼層的厚度比隨壓下率變化呈現(xiàn)不同變化趨勢的主要原因。

3) 隨著壓下率的增加，軋制復(fù)合后帶材鋁層 與鋼層厚度比呈先減小后增加的變化趨勢；當(dāng)壓下率為con時，鋁層與鋼層的厚度比最?。讳X層/鋼 層厚度比A/S與壓下率、初始鋁帶厚度1和鋼帶厚度2之間關(guān)系的經(jīng)驗公式為A/S=，可為軋制復(fù)合法制備鋁/鋼復(fù)合帶材層厚比設(shè)計和軋制制度的制定提供參考。

[1] 周德敬, 尹 林, 張新明, 唐建國, 劉星興. 軋制復(fù)合鋁/不銹鋼界面金屬間化合物的生長動力學(xué)[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2012, 22(9): 2461?2468.ZHOU De-jing, YI Lin, ZHANG Xin-min, TANG Jian-guo, LIU Xing-xing Growth kinetics of intermetallic compounds at aluminum/stainless steel interface bonded by rolling[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2012, 22(9): 2461?2468.

[2] 陳 鑫, 李 龍, 周德敬. 鋁(4A60)?鋼(08Al)復(fù)合帶材界面化合物形成及結(jié)合性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2015, 25(5): 1176?1184.CHEN Xin, LI LONG, ZHOU De-jing. Formation and bonding properties of Al(4A60)-steel(08Al) clad strip intermetallic compound[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(5): 1176?1184.

[3] 王 平, 謝佩佩. 鋼?鋁軋制復(fù)合界面化合物的抑制機理[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2010, 20(S1): 284?288.WANG Ping, XIE Pei-pei. Restraining mechanism of compound of steel-aluminum rolling bonding composite board[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(S1): 284?288.

[4] MANESHH D, TAHERI A K. An investigation of deformation behavior and bonding strength of bimetal strip during rolling[J]. Mechanics of Materials, 2005, 37(5): 531?542.

[5] 王小紅, 唐 獲, 許榮昌, 溫永紅. 鋁?銅軋制復(fù)合工藝及界面結(jié)合機理[J]. 有色金屬, 2007, 59(1): 21?24. WANG Xiao-hong, TANG Di, XUE Rong-chang, WENG Yong-hong. Al-Cu compound and bonding mechanism by rolling process[J]. Nonferrous Metals, 2007, 59(1): 21?24.

[6] 李民權(quán), 蔣福林, 張 輝, 李落星. 鋼/鋁復(fù)合板熱軋復(fù)合變形規(guī)律[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2009, 19(4): 644?648.LI Min-quan, JIANG Fu-lin, ZHANG Hui, LI Luo-xing. Deformation rule of steel/aluminum metal-laminate material during hot roll bonding[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, 19(4): 644?648.

[7] 張小軍, 高 闖, 李 龍, 陳 旭, 周德敬. 嵌入式冷軋鋁?鋼復(fù)合板變形行為及結(jié)合性能[J]. 有色金屬工程, 2015, 5(2): 4?10. ZHANG Xiao-jun, GAO Chuang, LI Long, CHEN Xu, ZHOU De-jing. Deformation behavior and bonding property of embedded cold rolled Al-steel clad sheet[J]. Nonferrous Metals Engineering 2015, 5(2): 4?10.

[8] LEE S H, LEE D N. Slab analysis of roll bonding of silver clad phosphor bronze sheets[J]. Materials Science and Technology, 1991, 7(11): 1042?1050.

[9] JIANG Yong, PENG Da-shu, LU Dong, LI Luo-xing. Analysis of clad sheet bonding by cold rolling[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2000, 105(1/2): 32?37.

[10] PAN S C, HUANG M N, TZOU G Y, SYU S W. Analysis of asymmetrical cold and hot bond rolling of unbounded clad sheet under constant shear friction[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, 177(1/3): 114?120.

[11] TZOU G Y, HUANG Ming-nan. Analytical modified model of the cold bond rolling of unbounded double-layers sheet considering hybrid friction[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2003, 140(SI): 622?627.

[12] 朱旭霞, 劉浪飛, 彭大暑. 復(fù)合軋制張力對層狀復(fù)合材料臨界變形程度的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2004, 14(9): 1599?1603.ZHU Xu-xia, LIU Lang-fei, PENG Da-shu. Effect of bond rolling tensile force on threshold deformation of laminated material[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2004, 14(9): 1599?1603.

[13] HWANG Y, HSU H, LEE H. Analysis of sandwich sheet rolling by stream function method[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1995, 37(3): 297?315.

[14] AFONJA A A, SANSOME D H. A theoretical analysis of the sandwich rolling process[J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1973, 15: 1?14.

[15] ARAB H, SEYEDEIN S H, MEHRYAB A, TOLAMINEJAD B. Mathematical modeling and simulation of the interface region of a tri-layer composite material, brass-steel-brass, produced by cold rolling[J]. International Journal of Minerals Metallurgy and Materials, 2009, 16(2): 189?196.

[16] HAGHIGHAT H, SAADATI P. An upper bound analysis of rolling process of non-bonded sandwich sheets[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2015, 25(5): 1605?1613.

[17] WANG Chun-yang, JIANG Yan-bin, XIE Jian-xin, ZHOU De-jing ZHANG Xiao-jun. Effect of the steel sheet surface hardening state on interfacial bonding strength of embedded aluminum–steel composite sheet produced by cold roll bonding process[J]. Materials Science and Engineering A, 2016, 652: 51?58.

[18] CHAUDHARI G P, ACOFF V. Cold roll bonding of multi- layered bi-metal laminate composites[J]. Composites Science and Technology, 2009, 69(10): 1667?1675.

[19] JAMAATI R, TOROGHINEJAD M R. Investigation of the parameters of the cold roll bonding (CRB) process[J]. Materials Science and Engineering A, 2010, 527(9): 2320?2326.

[20] ABBASI M, TOROGHINEJAD M R. Effects of processing parameters on the bond strength of Cu/Cu roll-bonded strips[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210(3): 560?563.

(編輯 李艷紅)

Thickness variation of aluminum layer-steel layer of embedded aluminum-steel composite strip during cold roll bonding

WANG Chun-yang1, JIANG Yan-bin1, 2, XIE Jian-xin1, 2, MAO Xiao-dong1, ZHOU De-jing3, ZHANG Xiao-jun3

(1. Key Laboratory for Advanced Materials Processing, Ministry of Education,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;2. Beijing Laboratory of Metallic Materials and Processing for Modern Transportation,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;3. Jiangsu Key Laboratory for Clad Materials, Yinbang Clad Material Company Limited, Wuxi 214145, China)

The embedded aluminum-steel composite sheet was prepared by cold roll bonding (CRB) process. The influences of rolling reduction andinitial thickness of aluminum strip on the thickness ratio of aluminum-steel in the deformation zone were investigated. The interfacial shear stress distribution in the deformation zone was calculated and the thickness variation of aluminum layer and steel layer was explained. The results show that the thickness ratio of aluminum-steel (A/S) in the deformation zone from entrance to exit initially decreases and then remains unchanged under certain reductioncon. While the reduction is higher or lower thancon,A/Sinitially decreases, and then increases. When the initial thickness of aluminum strip reduces from 0.50 mm to 0.10 mm,condecreases from 45% to 35%. With the increase of reduction, the interfacial shear stress increases, resulting in that relative sliding (reduction＜con), non-relative sliding (reduction=con) and adhesive shearing (reduction＞con) occur successively on the interface of the aluminum and steel layer. The composite strip has a good interfacial bonding quality, and there are no delamination of aluminum layer and steel layer on the tensile fracture when the reduction is higher thancon.

embedded aluminum-steel composite sheets; cold roll bonding; thickness ratio; bonding property

Project(2013AA031301) supported by the National High Research Development Program of China; Project(BM2014006) supported by Key Laboratory for Clad Materials of Jiangsu Province, China

2016-02-24; Accepted date:2016-05-27

XIE Jian-xin; Tel: +86-10-62332254; E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.04.013

1004-0609(2017)-04-0766-10

TG335.81

A

國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目(2013AA031301)；江蘇重點實驗室資助項目(BM2014006)

2016-02-24；

2016-05-27

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；傳真：010-62332253；E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn