毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能

工程科学学报，第39卷，第3期：417-425,2017年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.3:417-425,March 2017 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2017.03.014:http://journals.ustb.edu.cn 毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 刘新华四，林一良，付华栋，刘雪峰，谢建新 北京科技大学新材料技术研究院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:Liuxinhual8@163.com 摘要在热旋制备界面结合质量优异的铜/钛双金属复合管坯的基础上，对复合管进行了游动芯头拉拔加工，重点研究了 复合管材游动芯头拉拔加工成形能力以及拉拔加工对复合管材组织性能的影响.研究结果表明，游动芯头拉拔方式，特别是 减壁拉拔，对铜/钛复合管材结合界面有较大的破坏作用，且难以实现多道次连续拉拔加工，单道次拉拔加工量不宜超过 30%:575℃保温70m的道次间退火虽然对界面元素扩散情况影响不大，但能缓解加工硬化和残余应力，使得铜/钛复合管 材的平均剥离强度由变形态的7.8N·mm1提高到退火态的l7.lN·mm',大幅度提高铜/钛复合管材的后续拉拔加工性能. 通过严格控制拉拔减壁量，合理制定了铜/钛复合管材的拉拔加工工艺，成功制备了结合性能优异的毛细规格铜/钛复合 管材. 关键词复合管材：拉拔：旋锻复合成形：组织性能 分类号TG31 Preparation of the capillary copper/titanium composite pipe by floating-plug drawing processing and its microstructure and properties LIU Xin-hua,LIN Yi-liang,FU Hua-dong,LIU Xue-feng,XIE Jian-xin Institute for Advanced Materials and Technology,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:Liuxinhual8@163.com ABSTRACT A copper/titanium bimetallic composite pipe with high interfacial bonding quality was manufactured by the high-tem- perature rotary swaging forming,and then was processed by the floating-plug drawing process.The forming ability of drawing process and the effect of drawing process on the microstructure and properties of the product were mainly investigated.The results show that the floating plug drawing,especially the wall-reduction drawing,has a great destructive effect on the bonding interface of the pipe,which results in that it is difficult to carry out multi-pass continuous drawing,and single pass drawing volume should not reach over 30%. The annealing at 575C for 70 min has little effect on the diffusion of interfacial elements,but it can reduce the work hardening and re- sidual stress.This process makes the pipe's average peel strength increase from 7.8 N.mm(worked state)to 17.I N.mm(an- nealed state),which considerably improves the subsequent drawing performance of the pipe.A reasonable drawing forming process for the copper/titanium composite pipe was made based on the strict control of drawing wall-reduction,and a capillary size pipe with an excellent bonding property was successfully prepared. KEY WORDS composite pipes:drawing:rotary swaging composite forming:microstructure and properties 铜/钛双金属复合管结合了铜良好的导热性能和军船舰、滨海电站、石油化工和火力发电等领域，成为 钛优异的耐腐蚀性能，因此该材料有望广泛应用于海 各类海水管路和蒸汽管路系统的理想材料.特别 收稿日期：2016-105 基金项目：国家高技术发展计划资助项目(2013AA030706):云南省科技合作资助项目(2015B012)

工程科学学报，第 39 卷，第 3 期: 417--425，2017 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 3: 417--425，March 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 03． 014; http: / /journals． ustb． edu． cn 毛细铜 /钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 刘新华，林一良，付华栋，刘雪峰，谢建新 北京科技大学新材料技术研究院，北京 100083 通信作者，E-mail: Liuxinhua18@ 163． com 摘 要 在热旋制备界面结合质量优异的铜/钛双金属复合管坯的基础上，对复合管进行了游动芯头拉拔加工，重点研究了 复合管材游动芯头拉拔加工成形能力以及拉拔加工对复合管材组织性能的影响． 研究结果表明，游动芯头拉拔方式，特别是 减壁拉拔，对铜/钛复合管材结合界面有较大的破坏作用，且难以实现多道次连续拉拔加工，单道次拉拔加工量不宜超过 30% ; 575 ℃保温 70 min 的道次间退火虽然对界面元素扩散情况影响不大，但能缓解加工硬化和残余应力，使得铜/钛复合管 材的平均剥离强度由变形态的 7. 8 N·mm － 1提高到退火态的 17. 1 N·mm － 1，大幅度提高铜/钛复合管材的后续拉拔加工性能． 通过严格控制拉拔减壁量，合理制定了铜/钛复合管材的拉拔加工工艺，成功制备了结合性能优异的毛细规格铜/钛复合 管材． 关键词 复合管材; 拉拔; 旋锻复合成形; 组织性能 分类号 TG31 Preparation of the capillary copper /titanium composite pipe by floating-plug drawing processing and its microstructure and properties LIU Xin-hua ，LIN Yi-liang，FU Hua-dong，LIU Xue-feng，XIE Jian-xin Institute for Advanced Materials and Technology，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China Corresponding author，E-mail: Liuxinhua18@ 163． com ABSTＲACT A copper /titanium bimetallic composite pipe with high interfacial bonding quality was manufactured by the high-tem￾perature rotary swaging forming，and then was processed by the floating-plug drawing process． The forming ability of drawing process and the effect of drawing process on the microstructure and properties of the product were mainly investigated． The results show that the floating plug drawing，especially the wall-reduction drawing，has a great destructive effect on the bonding interface of the pipe，which results in that it is difficult to carry out multi-pass continuous drawing，and single pass drawing volume should not reach over 30% ． The annealing at 575 ℃ for 70 min has little effect on the diffusion of interfacial elements，but it can reduce the work hardening and re￾sidual stress． This process makes the pipe’s average peel strength increase from 7. 8 N·mm － 1 ( worked state) to 17. 1 N·mm － 1 ( an￾nealed state) ，which considerably improves the subsequent drawing performance of the pipe． A reasonable drawing forming process for the copper /titanium composite pipe was made based on the strict control of drawing wall-reduction，and a capillary size pipe with an excellent bonding property was successfully prepared． KEY WOＲDS composite pipes; drawing; rotary swaging composite forming; microstructure and properties 收稿日期: 2016--11--05 基金项目: 国家高技术发展计划资助项目( 2013AA030706) ; 云南省科技合作资助项目( 2015IB012) 铜/钛双金属复合管结合了铜良好的导热性能和 钛优异的耐腐蚀性能，因此该材料有望广泛应用于海 军船舰、滨海电站、石油化工和火力发电等领域，成为 各类海水管路和蒸汽管路系统的理想材料［1--5］． 特别

·418… 工程科学学报，第39卷，第3期 是细小直径铜/钛复合管在舰船装备、家电产业和化学 协调、界面破坏以及成形性能差的问题，进而为细小直 工业等领域需求量极大，市场应用前景广阔.然而，细 径铜/钛复合管材的高效制备技术提供参考 小直径铜/钛复合管材通常需要首先制备管坯然后进 1 行后续拉拔，加工过程中存在两种金属塑性流动差异 实验材料与方法 大，界面变形不协调等问题.因此，要求所制备管坯界 铜/钛复合管的铜层主要是满足复合管优良的散 面结合性能优异，且对拉拔工艺也提出了更为苛刻的 热性能要求，而钛层主要是满足复合管的耐腐蚀性能 要求6 要求，但钛的导热性能较低，并且价格比铜高得多，因 目前，铜/钛双金属管/板坯的制备主要方法有液 此钛/铜复合管在设计时一般铜层厚度较大，而钛层在 压胀形法回、拉拔法@和爆炸焊接法四等.液压胀形 满足耐腐蚀性能和一定力学性能的条件下厚度尽可能 法和拉拔法制备的复合管材内外管为机械结合，结合 较小.参考相关文献5报道的现有实际应用的铜/ 强度低，不利于后续成形加工：爆炸焊接法主要用于制 钛复合管的铜层和钛层的厚度值，同时考虑后续拉拔 备铜/钛复合板，问题是制备的复合板钛层厚度不均 加工的需要，本研究中铜/钛双金属管坯的制备原料选 匀，在后续成形加工过程中难以保证钛层的厚度要 用尺寸规格为中17mm×2mm的T2纯铜管和b12.7 求，且难以制备双金属管坯.本文作者等前期开发了 mm×0.55mm的TA2纯钛管，先将铜管和钛管进行表 一种热旋锻复合技术，制备的Cu/Ti复合管界面为治 面处理（碱洗除油、酸洗除氧化膜和钢刷打磨），然后 金结合，界面结合强度高，钛层厚度较均匀，为通过 将处理好的钛管套入铜管中，在芯棒(b11.4mm的硬 进一步拉拔成形加工制备钛/铜毛细管提供了良好 质合金)表面均匀涂抹上石墨乳后插入钛管中，将组 的基础☒ 装好的管坯在850℃电阻炉中保温5min后，迅速在 管材拉拔的基本方法有空拉、游动芯头拉拔和长 C7117A/ZF型旋锻机上进行一道次热旋复合成形，加 芯杆拉拔等.由于管材游动芯头拉拔加工能够控制管 工率为54.6%. 材减径和减壁，相对于其他方法能制备内表面质量高 拉拔实验采用游动芯头拉拔方式进行，游动芯头 的管材，且适用于长管和盘管生产，能实现大规模的工 拉拔管材时，芯头不固定，依靠其自身的形状和芯头与 业生产，成为管材加工最主要的方法3-。为此，本文 管坯接触面之间作用力的平衡，使之处于变形区中，从 以前期热旋锻制备的界面结合性能优异的铜/钛双金 而实现对管坯的减径减壁.图1所示为铜/钛复合管 属复合管坯为研究对象，重点研究复合管坯游动芯头 材游动芯头拉拔示意图及拉拔模具实物图。实验过程 拉拔加工成形能力以及拉拔加工对复合管材组织性能 中拉拔配套模具外表内使用外膜油，内表面使用 的影响，解决双金属复合管材拉拔过程存在的变形不 KN170耐磨油分别进行润滑 创 b 拉拔外模 13B3 游动芯头 复合管 1240 图1复合管材游动芯头拉拔成形技术.(a)工艺原理示意图：(b)游动芯头拉拔模具 Fig.I Floatingplug drawing process for the composite pipe:(a)schematic of the process principle:(b)die and plug used in floating plug drawing 用HXD-1000T型显微硬度计测试复合管材的硬 (取样示意图见图2)为长l00mm宽2mm的管壁，在 度，获得了不同状态铜/钛复合管铜层和钛层的硬度变 钛侧用夹钳撕开一个缺口，与支撑板一起用夹具夹紧， 化.按照我国航空工业标准《金属管材室温拉伸试验 在电子万能试验机上进行剥离拉伸，如图3所示，记录 方法》(HB514596),在万能试验机上对铜/钛复合 剥离拉伸过程中的拉力值，然后由下式计算复合管的 管材进行整管拉伸实验，测试其力学性能 结合强度 按照美国标准ASTM D903一98，对拉拔后铜/钛复 F 合管材进行了剥离实验测试界面结合强度，剥离试样 P.=2Rarcsin (b2R) (1)

工程科学学报，第 39 卷，第 3 期 是细小直径铜/钛复合管在舰船装备、家电产业和化学 工业等领域需求量极大，市场应用前景广阔． 然而，细 小直径铜/钛复合管材通常需要首先制备管坯然后进 行后续拉拔，加工过程中存在两种金属塑性流动差异 大，界面变形不协调等问题． 因此，要求所制备管坯界 面结合性能优异，且对拉拔工艺也提出了更为苛刻的 要求［6--8］． 目前，铜/钛双金属管/板坯的制备主要方法有液 压胀形法［9］、拉拔法［10］和爆炸焊接法［11］等． 液压胀形 法和拉拔法制备的复合管材内外管为机械结合，结合 强度低，不利于后续成形加工; 爆炸焊接法主要用于制 备铜/钛复合板，问题是制备的复合板钛层厚度不均 匀，在后续成形加工过程中难以保证钛层的厚度要 求，且难以制备双金属管坯． 本文作者等前期开发了 一种热旋锻复合技术，制备的 Cu / Ti 复合管界面为冶 金结合，界面结合强度高，钛层厚度较均匀，为通过 进一步拉拔成形加工制备钛 /铜毛细管提供了良好 的基础［12］． 管材拉拔的基本方法有空拉、游动芯头拉拔和长 芯杆拉拔等． 由于管材游动芯头拉拔加工能够控制管 材减径和减壁，相对于其他方法能制备内表面质量高 的管材，且适用于长管和盘管生产，能实现大规模的工 业生产，成为管材加工最主要的方法［13--14］． 为此，本文 以前期热旋锻制备的界面结合性能优异的铜/钛双金 属复合管坯为研究对象，重点研究复合管坯游动芯头 拉拔加工成形能力以及拉拔加工对复合管材组织性能 的影响，解决双金属复合管材拉拔过程存在的变形不 协调、界面破坏以及成形性能差的问题，进而为细小直 径铜/钛复合管材的高效制备技术提供参考． 1 实验材料与方法 铜/钛复合管的铜层主要是满足复合管优良的散 热性能要求，而钛层主要是满足复合管的耐腐蚀性能 要求，但钛的导热性能较低，并且价格比铜高得多，因 此钛/铜复合管在设计时一般铜层厚度较大，而钛层在 满足耐腐蚀性能和一定力学性能的条件下厚度尽可能 较小． 参考相关文献［15--16］报道的现有实际应用的铜/ 钛复合管的铜层和钛层的厚度值，同时考虑后续拉拔 加工的需要，本研究中铜/钛双金属管坯的制备原料选 用尺寸规格为 17 mm × 2 mm 的 T2 纯铜管和 12. 7 mm × 0. 55 mm 的 TA2 纯钛管，先将铜管和钛管进行表 面处理( 碱洗除油、酸洗除氧化膜和钢刷打磨) ，然后 将处理好的钛管套入铜管中，在芯棒( 11. 4 mm 的硬 质合金) 表面均匀涂抹上石墨乳后插入钛管中，将组 装好的管坯在 850 ℃ 电阻炉中保温 5 min 后，迅速在 C7117A / ZF 型旋锻机上进行一道次热旋复合成形，加 工率为 54. 6% ． 拉拔实验采用游动芯头拉拔方式进行，游动芯头 拉拔管材时，芯头不固定，依靠其自身的形状和芯头与 管坯接触面之间作用力的平衡，使之处于变形区中，从 而实现对管坯的减径减壁． 图 1 所示为铜/钛复合管 材游动芯头拉拔示意图及拉拔模具实物图． 实验过程 中拉拔 配 套 模 具 外 表 内 使 用 外 膜 油，内 表 面 使 用 KN170 耐磨油分别进行润滑． 图 1 复合管材游动芯头拉拔成形技术 . ( a) 工艺原理示意图; ( b) 游动芯头拉拔模具 Fig． 1 Floating-plug drawing process for the composite pipe: ( a) schematic of the process principle; ( b) die and plug used in floating-plug drawing 用 HXD--1000T 型显微硬度计测试复合管材的硬 度，获得了不同状态铜/钛复合管铜层和钛层的硬度变 化． 按照我国航空工业标准《金属管材室温拉伸试验 方法》( HB 5145—96) ，在万能试验机上对铜/钛复合 管材进行整管拉伸实验，测试其力学性能． 按照美国标准 ASTM D903—98，对拉拔后铜/钛复 合管材进行了剥离实验测试界面结合强度，剥离试样 ( 取样示意图见图 2) 为长 100 mm 宽 2 mm 的管壁，在 钛侧用夹钳撕开一个缺口，与支撑板一起用夹具夹紧， 在电子万能试验机上进行剥离拉伸，如图 3 所示，记录 剥离拉伸过程中的拉力值，然后由下式计算复合管的 结合强度． Ps = F 2Ｒarcsin ( b /2Ｒ) ． ( 1) · 814 ·

刘新华等：毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 419* 式中，P,为剥离强度，F为平均拉力，R为复合管界面 留下的痕迹；但从整体来看，复合管较为平直，尺寸波 处半径，b为试样宽度 动较小.测量复合管坯的平均直径为14.1mm,壁厚为 (a) l.3mm.图5所示为复合管坯的铜层和钛层纵截面金 界面处半径R 相组织，从图中可以看出，铜层为细小的等轴晶组织， 取样位置 说明热旋复合过程中铜层发生完全再结晶：钛层组织 具有明显的变形带和细小晶粒，说明热旋复合过程中 铜 钛层只发生部分再结晶.通过HXD-I000T型显微硬 度计测得，铜层和钛层硬度值分别为HV48和HV 157.对复合管坯铜钛界面两侧Cu和Ti的成分分布 图2剥离实验制样示意图.(a)取样位置：(b)试样横截面 情况进行能谱线扫描分析，结果如图6所示.从图中 Fig.2 Schematic of sampling method for peeling test:(a)sampling 可以看出，铜/钛复合管坯结合界面有元素扩散，扩散 location:(b)cross section structure of the composite pipe sample 层厚度较小，约为1.3um,界面处的元素分布曲线无 明显台阶，表明管坯界面处无金属间化合物生成.采 用剥离强度评价管坯的界面结合强度，得到的管坯剥 离力曲线及剥离实验后的铜侧和钛侧剥离面扫描电镜 形貌如图7所示.根据剥离力，采用(1)式可计算得到 管坯的平均剥离强度约为24N·mm,最大剥离强度 约为37N·mm,这表明采用热旋复合成形制备的铜/ 钛复合管坯界面达到了治金结合的强度.同时由图7 醉 可以明显看出，剥离后铜层剥离面布满韧窝，钛层剥离 支撑装置 面散布着大量的铜金属，说明剥离时将纯铜直接撕裂 下来，铜钛界面剥离断裂方式为塑性断裂，复合管坯界 铜 面层具有较好的塑性， 图3剥离实验示意图 Fig.3 Schematic of peeling test for the Cu/Ti composite pipe sample 图4热旋复合成形制备的高性能铜/钛复合管坯 2实验结果与分析 Fig.4 Cu/Ti composite pipe billets with the high property fabricated by heating rotary swaging 2.1铜/钛复合管材游动芯头拉拔单道次变形 图4为采用热旋复合成形制备的铜/钛复合管坯， 表1是铜/钛复合管坯不同单道次变形量下游动 从图中可以看出，复合管坯外表面并不十分平整，而是 芯头拉拔的实验结果.由1~4组实验结果可知，在较 有较为规则的山脊状螺纹，这是旋锻机锻锤敲打后所 小变形量下，能够实现铜/钛复合管坯稳定的游动芯头 50μm 100μm 图5复合管坯纵截面显微组织.()铜层：(b)钛层 Fig.5 Microstructure of the Cu/Ti composite pipe billet:(a)Cu layer:(b)Ti layer

刘新华等: 毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 式中，Ps为剥离强度，F 为平均拉力，Ｒ 为复合管界面 处半径，b 为试样宽度． 图 2 剥离实验制样示意图 . ( a) 取样位置; ( b) 试样横截面 Fig． 2 Schematic of sampling method for peeling test: ( a) sampling location; ( b) cross section structure of the composite pipe sample 图 3 剥离实验示意图 Fig． 3 Schematic of peeling test for the Cu/Ti composite pipe sample 图 5 复合管坯纵截面显微组织 . ( a) 铜层; ( b) 钛层 Fig． 5 Microstructure of the Cu /Ti composite pipe billet: ( a) Cu layer; ( b) Ti layer 2 实验结果与分析 2. 1 铜/钛复合管材游动芯头拉拔单道次变形 图 4 为采用热旋复合成形制备的铜/钛复合管坯， 从图中可以看出，复合管坯外表面并不十分平整，而是 有较为规则的山脊状螺纹，这是旋锻机锻锤敲打后所 留下的痕迹; 但从整体来看，复合管较为平直，尺寸波 动较小． 测量复合管坯的平均直径为 14. 1 mm，壁厚为 1. 3 mm． 图 5 所示为复合管坯的铜层和钛层纵截面金 相组织，从图中可以看出，铜层为细小的等轴晶组织， 说明热旋复合过程中铜层发生完全再结晶; 钛层组织 具有明显的变形带和细小晶粒，说明热旋复合过程中 钛层只发生部分再结晶． 通过 HXD--1000T 型显微硬 度计测 得，铜层和钛层硬度值分别为 HV 48 和 HV 157． 对复合管坯铜钛界面两侧 Cu 和 Ti 的成分分布 情况进行能谱线扫描分析，结果如图 6 所示． 从图中 可以看出，铜/钛复合管坯结合界面有元素扩散，扩散 层厚度较小，约为 1. 3 μm，界面处的元素分布曲线无 明显台阶，表明管坯界面处无金属间化合物生成． 采 用剥离强度评价管坯的界面结合强度，得到的管坯剥 离力曲线及剥离实验后的铜侧和钛侧剥离面扫描电镜 形貌如图 7 所示． 根据剥离力，采用( 1) 式可计算得到 管坯的平均剥离强度约为 24 N·mm － 1，最大剥离强度 约为 37 N·mm － 1，这表明采用热旋复合成形制备的铜/ 钛复合管坯界面达到了冶金结合的强度． 同时由图 7 可以明显看出，剥离后铜层剥离面布满韧窝，钛层剥离 面散布着大量的铜金属，说明剥离时将纯铜直接撕裂 下来，铜钛界面剥离断裂方式为塑性断裂，复合管坯界 面层具有较好的塑性． 图 4 热旋复合成形制备的高性能铜/钛复合管坯 Fig． 4 Cu /Ti composite pipe billets with the high property fabricated by heating rotary swaging 表 1 是铜/钛复合管坯不同单道次变形量下游动 芯头拉拔的实验结果． 由 1 ～ 4 组实验结果可知，在较 小变形量下，能够实现铜/钛复合管坯稳定的游动芯头 · 914 ·

·420· 工程科学学报，第39卷，第3期 100b) 80 60 40 Cu 20 距离hm 图6复合管坯结合界面形貌(a)与能谱线扫描曲线(b) Fig.6 Interfacial morphology of the Cu/Ti composite pipe billet (a)and its ESD scan curve (b) (a) (b) 70 平均剥离力 60 30 -100 10203040506070 夹头位移/mm 图7剥高力曲线(a)及剥离后铜层(b)与钛层(c)剥离面形貌 Fig.7 Peeling force curve (a)and morphology of the peeled surfaces of the copper layer (b)and titanium layer (c)after peeling test 表1铜/钛复合管坯单道次拉拔工艺参数及稳定性 响.但哪个因素是主要因素需要进一步分析.为此， Table 1 Process parameters and stability of single-pass drawing for the 对不同拉拔制度下铜/钛复合管的变形规律进行了进 Cu/Ti composite pipe 一步分析. 拉拔后尺寸/ 变形量/减壁量， 编号 稳定性 首先，对铜/钛复合管坯和经过一道次游动芯头拉 (mm×mm） % △S/mm 拔后的铜/钛复合管材的铜层、钛层及管壁厚度分别进 1 b12.7×1.30 10.9 0 稳定 行测量，测量结果见表2.根据表2中的测量结果，分 2 中12.4×1.21 18.6 0.09 稳定 别计算复合管坯拉拔变形过程中铜层和钛层的实际面 3 b12.2×1.11 25.7 0.19 稳定 缩率，计算结果如表3所示.由表3中几种不同拉拔 4 b11.7×1.12 28.8 0.18 稳定 制度下的一致结果可清晰看出，在铜/钛复合管游动芯 5 中12.2×1.05 29.6 0.25 拉断 头拉拔成形过程中，内外层金属的变形并不是完全均 6 b11.7×1.10 29.9 0.20 稳定 匀一致的，而是铜层金属面缩率小于复合管坯的设计 7 b11.6×1.10 稳定拉拔一段 30.6 0.20 后发生断裂 加工变形量（即复合管的总变形量），而钛层金属的面 8b11.0×1.1034.6 0.20 拉断 表2经过不同变形量的单道次拉拔后铜层、钛层及管壁厚度 Table 2 Thickness of copper layer,titanium layer and pipe wall of com- 拉拔，并能实现对管坯的一定量的减壁：由5和6组实 posite pipe after single-pass drawing at different deformation amounts 验结果可以得到，在较大的加工变形量下，当总减壁量 厚度/μm 减薄/μm 过大（例如本文条件下达到0.25mm以上）容易导致 复合管尺寸 铜层钛层总厚铜层钛层总厚 拉断现象.对比上述两组结果可知铜/钛复合管材游 b14.1mm×1.30mm10172971314 动芯头拉拔时减壁量不宜过大.同时，由6、7、8组实 验结果可知，即使当总减壁量为一定值0.2mm,而随 本12.4mm×1.21mm 963 2511214 54 46 100 b12.2mm×1.11mm8902281118127 69 196 着总加工率增大到30%以上时，拉拔过程容易也会出 现拉拔不稳定或拉断现象.这表明，复合管游动芯头 本11.7mm×1.12mm909 2261135108 71 179 拉拔过程中会受到总变形量和总减壁量两个因素的影 Φ11.6mm×1.10mm895211110612286208

工程科学学报，第 39 卷，第 3 期 图 6 复合管坯结合界面形貌( a) 与能谱线扫描曲线 ( b) Fig． 6 Interfacial morphology of the Cu /Ti composite pipe billet ( a) and its ESD scan curve ( b) 图 7 剥离力曲线( a) 及剥离后铜层( b) 与钛层( c) 剥离面形貌 Fig． 7 Peeling force curve ( a) and morphology of the peeled surfaces of the copper layer ( b) and titanium layer ( c) after peeling test 表 1 铜/钛复合管坯单道次拉拔工艺参数及稳定性 Table 1 Process parameters and stability of single-pass drawing for the Cu /Ti composite pipe 编号 拉拔后尺寸/ ( mm × mm) 变形量/ % 减壁量， ΔS /mm 稳定性 1 12. 7 × 1. 30 10. 9 0 稳定 2  12. 4 × 1. 21 18. 6 0. 09 稳定 3  12. 2 × 1. 11 25. 7 0. 19 稳定 4  11. 7 × 1. 12 28. 8 0. 18 稳定 5  12. 2 × 1. 05 29. 6 0. 25 拉断 6  11. 7 × 1. 10 29. 9 0. 20 稳定 7  11. 6 × 1. 10 30. 6 0. 20 稳定拉拔一段 后发生断裂 8  11. 0 × 1. 10 34. 6 0. 20 拉断 拉拔，并能实现对管坯的一定量的减壁; 由 5 和 6 组实 验结果可以得到，在较大的加工变形量下，当总减壁量 过大( 例如本文条件下达到 0. 25 mm 以上) 容易导致 拉断现象． 对比上述两组结果可知铜/钛复合管材游 动芯头拉拔时减壁量不宜过大． 同时，由 6、7、8 组实 验结果可知，即使当总减壁量为一定值 0. 2 mm，而随 着总加工率增大到 30% 以上时，拉拔过程容易也会出 现拉拔不稳定或拉断现象． 这表明，复合管游动芯头 拉拔过程中会受到总变形量和总减壁量两个因素的影 响． 但哪个因素是主要因素需要进一步分析． 为此， 对不同拉拔制度下铜/钛复合管的变形规律进行了进 一步分析． 首先，对铜/钛复合管坯和经过一道次游动芯头拉 拔后的铜/钛复合管材的铜层、钛层及管壁厚度分别进 行测量，测量结果见表 2． 根据表 2 中的测量结果，分 别计算复合管坯拉拔变形过程中铜层和钛层的实际面 缩率，计算结果如表 3 所示． 由表 3 中几种不同拉拔 制度下的一致结果可清晰看出，在铜/钛复合管游动芯 头拉拔成形过程中，内外层金属的变形并不是完全均 匀一致的，而是铜层金属面缩率小于复合管坯的设计 加 工变形量( 即复合管的总变形量) ，而钛层金属的面 表 2 经过不同变形量的单道次拉拔后铜层、钛层及管壁厚度 Table 2 Thickness of copper layer，titanium layer and pipe wall of com￾posite pipe after single-pass drawing at different deformation amounts 复合管尺寸 厚度/μm 减薄/μm 铜层 钛层 总厚 铜层 钛层 总厚 14. 1 mm × 1. 30 mm 1017 297 1314 — — —  12. 4 mm × 1. 21 mm 963 251 1214 54 46 100  12. 2 mm × 1. 11 mm 890 228 1118 127 69 196  11. 7 mm × 1. 12 mm 909 226 1135 108 71 179  11. 6 mm × 1. 10 mm 895 211 1106 122 86 208 · 024 ·

刘新华等：毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 421 表3游动芯头拉拔过程中铜层及钛层面缩率与设计变形量的比较 由热旋复合技术制备的铜/钛复合管坯实现了治 Table 3 Comparison between the measured reduction of area of copper 金结合，具有结合界面质量优异的特点.对游动芯头 layer and titanium layer after floating plug drawing and design deforma- 拉拔后的铜/钛复合管材进行剥离强度测试，实验结果 tion amount 如图9所示.图9表明，铜/钛复合管坯的剥离强度为 拉拔前 拉拔后 变形量 对象 23.5Nmm,经过一道次游动芯头拉拔加工后复合 外径/mm壁厚/mm外径/mm壁厚/mm (面缩率)1% 管界面结合强度出现较大程度的下降，最大下降幅度 复合管 14.1 1.314 12.4 1.210 18.6 达到约20N·mm.且随道次变形量的增加，结合强 铜层 14.1 1.017 12.4 0.963 17.2 度下降程度增大.从上述表1至表3的分析结果可 钛层 12.094 0.297 10.474 0.251 26.8 知，导致游动芯头拉拔过程中铜钛复合界面结合强度 复合管14.1 1.314 12.2 1.110 25.7 降低的主要原因是内层的钛层变形量明显大于外层铜 铜层 14.1 1.017 12.2 0.890 24.3 层，内外层金属之间变形不一致，从而使内外层金属的 钛层12.094 0.297 10.42 0.228 33.7 界面层承受一定的剪切变形或较大的界面应力，降低 复合管 14.1 1.314 11.7 1.120 28.8 了界面结合强度.而且可以看出，总变形量越大，尤其 铜层 14.1 1.017 11.7 0.908 26.4 是内外层金属之间变形量的差异越大，产生界面破坏 钛层 12.094 0.297 9.884 0.226 37.7 的程度越大，界面结合强度越低 复合管14.1 1.314 11.6 1.100 30.6 采用整管拉伸法对铜/钛复合管进行力学性能测 铜层 14.1 1.017 11.6 0.895 28.0 试，得到不同加工变形量下的铜/钛复合管材抗拉强度 钛层12.0940.2979.81 0.211 42.2 与断后延伸率，如图10所示.由图10可知，游动芯头 拉拔实验用的铜/钛复合管坯的抗拉强度为303.1 缩率远大于复合管坯的设计加工变形量.例如，在表1 MPa,断后延伸率为23.5%；经过一道次拉拔加工后， 的第7组实验中，在总加工变形量为30.6%的游动芯 复合管材的抗拉强度迅速上升，而断后延伸率迅速下 头拉拔过程中，钛层金属面缩率达到了42.2%，而通 降.经过变形量30.6%的游动芯头拉拔后，复合管材 常TA2纯钛的面缩率约为40%，因此在表1中第7组 的抗拉强度上升到401MPa,延伸率下降到11.4%.同 实验中发生了拉拔断裂现象. 时，随着道次变形量的增加，铜/钛复合管材的抗拉强 图8为铜/钛复合管材拉拔变形过程中断裂后的 度不断上升，断后延伸率则不断下降 断口形貌.从图8(a)中可以看出钛层延伸较少，铜层 综上可以看出，铜/钛复合管坯游动芯头拉拔过程 延伸较多，由此可知复合管材先在钛层发生断裂：由图 中，结合界面容易遭到破坏，同时拉拔时的加工硬化也 8(b)可以进一步看出钛层发生断裂后，铜层继续延伸 使铜/钛复合管的塑性加工性能下降，导致采用钛/铜 变形的过程中将撕裂结合界面，最后铜层发生断裂. 复合管经过多道次连续拉拔制备细小直径铜/钛复合 由此也可以得出结论，铜/钛复合管拉拔过程中发生断 管材具有较大难度，因此，合理的多道次加工制度和热 裂的主要原因是拉拔过程中钛层的总变形量超过了其 处理制度等显得十分关键. 变形极限值而率先发生断裂，继而引起复合管的整体 2.2铜/钛复合管多道次连续变形能力研究 拉断现象 为了制备细小直径铜/钛复合管材，需要对铜/钛 b 5mm 60m 图8铜/钛复合管材拉断时断口形貌.()宏观形貌：(b)微观形貌 Fig.8 Morphology of the tensile fracture of the Cu/Ti composite pipes:(a)macromorphology:(b)micromorphology

刘新华等: 毛细铜/钛复合管材的游动芯头拉拔制备及组织性能 表 3 游动芯头拉拔过程中铜层及钛层面缩率与设计变形量的比较 Table 3 Comparison between the measured reduction of area of copper layer and titanium layer after floating-plug drawing and design deforma￾tion amount 对象 拉拔前 拉拔后 外径/mm 壁厚/mm 外径/mm 壁厚/mm 变形量 ( 面缩率) /% 复合管 14. 1 1. 314 12. 4 1. 210 18. 6 铜层 14. 1 1. 017 12. 4 0. 963 17. 2 钛层 12. 094 0. 297 10. 474 0. 251 26. 8 复合管 14. 1 1. 314 12. 2 1. 110 25. 7 铜层 14. 1 1. 017 12. 2 0. 890 24. 3 钛层 12. 094 0. 297 10. 42 0. 228 33. 7 复合管 14. 1 1. 314 11. 7 1. 120 28. 8 铜层 14. 1 1. 017 11. 7 0. 908 26. 4 钛层 12. 094 0. 297 9. 884 0. 226 37. 7 复合管 14. 1 1. 314 11. 6 1. 100 30. 6 铜层 14. 1 1. 017 11. 6 0. 895 28. 0 钛层 12. 094 0. 297 9. 81 0. 211 42. 2 缩率远大于复合管坯的设计加工变形量． 例如，在表 1 的第 7 组实验中，在总加工变形量为 30. 6% 的游动芯 头拉拔过程中，钛层金属面缩率达到了 42. 2% ，而通 常 TA2 纯钛的面缩率约为 40% ，因此在表 1 中第 7 组 实验中发生了拉拔断裂现象． 图 8 铜/钛复合管材拉断时断口形貌 . ( a) 宏观形貌; ( b) 微观形貌 Fig． 8 Morphology of the tensile fracture of the Cu /Ti composite pipes: ( a) macromorphology; ( b) micromorphology 图 8 为铜/钛复合管材拉拔变形过程中断裂后的 断口形貌． 从图 8( a) 中可以看出钛层延伸较少，铜层 延伸较多，由此可知复合管材先在钛层发生断裂; 由图 8( b) 可以进一步看出钛层发生断裂后，铜层继续延伸 变形的过程中将撕裂结合界面，最后铜层发生断裂． 由此也可以得出结论，铜/钛复合管拉拔过程中发生断 裂的主要原因是拉拔过程中钛层的总变形量超过了其 变形极限值而率先发生断裂，继而引起复合管的整体 拉断现象． 由热旋复合技术制备的铜/钛复合管坯实现了冶 金结合，具有结合界面质量优异的特点． 对游动芯头 拉拔后的铜/钛复合管材进行剥离强度测试，实验结果 如图 9 所示． 图 9 表明，铜/钛复合管坯的剥离强度为 23. 5 N·mm － 1，经过一道次游动芯头拉拔加工后复合 管界面结合强度出现较大程度的下降，最大下降幅度 达到约 20 N·mm － 1 ． 且随道次变形量的增加，结合强 度下降程度增大． 从上述表 1 至表 3 的分析结果可 知，导致游动芯头拉拔过程中铜钛复合界面结合强度 降低的主要原因是内层的钛层变形量明显大于外层铜 层，内外层金属之间变形不一致，从而使内外层金属的 界面层承受一定的剪切变形或较大的界面应力，降低 了界面结合强度． 而且可以看出，总变形量越大，尤其 是内外层金属之间变形量的差异越大，产生界面破坏 的程度越大，界面结合强度越低． 采用整管拉伸法对铜/钛复合管进行力学性能测 试，得到不同加工变形量下的铜/钛复合管材抗拉强度 与断后延伸率，如图 10 所示． 由图 10 可知，游动芯头 拉拔 实 验 用 的 铜/钛复合管坯的抗拉强度为 303. 1 MPa，断后延伸率为 23. 5% ; 经过一道次拉拔加工后， 复合管材的抗拉强度迅速上升，而断后延伸率迅速下 降． 经过变形量 30. 6% 的游动芯头拉拔后，复合管材 的抗拉强度上升到 401 MPa，延伸率下降到 11. 4% ． 同 时，随着道次变形量的增加，铜/钛复合管材的抗拉强 度不断上升，断后延伸率则不断下降． 综上可以看出，铜/钛复合管坯游动芯头拉拔过程 中，结合界面容易遭到破坏，同时拉拔时的加工硬化也 使铜/钛复合管的塑性加工性能下降，导致采用钛/铜 复合管经过多道次连续拉拔制备细小直径铜/钛复合 管材具有较大难度，因此，合理的多道次加工制度和热 处理制度等显得十分关键． 2. 2 铜/钛复合管多道次连续变形能力研究 为了制备细小直径铜/钛复合管材，需要对铜/钛 · 124 ·