在电冶金和电镀领域，，铜金属因其优异的导电机能而宽泛用于导电铜排等导体资料。。然而，，在电解液环境中，，铜易受侵蚀，，导致导电铜排使用寿命缩短 [1]。。钛金属以其优异的抗侵蚀机能常被用作铜资料的包覆层，，以提高导体资料的抗侵蚀性 [2?4]。。传统的机械包覆钛带铜板虽能提升抗侵蚀性，，但因界面结合力弱，，存在易脱层和耐侵蚀性不及的固出缺点。。而理论覆钛涂层技术，，则受限于工艺复杂、、成本高昂，，且同样面对涂层易剥落的问题。。钛/铜/钛复合板结合了钛金属的耐侵蚀机能和铜金属的高导电机能，，因而成为一种拥有辽阔利用远景的职能性复合伙料。。

钛/铜/钛或钛/铜复合板的重要制备步骤有爆炸复合法 [5?8]、、热压扩散法 [9]、、超声波固结法 [10]、、挤压复合法 [11] 和轧制复合法 [12?16]。。然而，，爆炸复合法、、热压扩散法、、超声波固结法和挤压复合法固然可能实现资料的结合，，却别离存在显著短处，，例如：
：：爆炸复合法有冲击波与噪音传染；；热压扩散法存在高能耗与化学传染；；超声波固结法设备成本高且效能低；；挤压复合法工艺复杂，，还因高温模具和光滑剂产生废气废渣。。这些缺点严重制约了上述步骤的推广利用。。轧制复合法 [17] 以其高效、、低成本、、合用领域广和可批量出产的特点，，成为制备钛/铜/钛异种金属复合伙料的梦想选择。。冷轧 [12]、、累积叠轧 (Accumulative roll-bonding, ARB)[13?15] 和热轧 [16] 是轧制复合法制备 Ti/Cu 层状复合伙料的重要方式。。KIM 等 [12] 选取冷轧复合工艺制备了钛/铜/钛三层包覆资料，，并对其进行分歧温度的热处置，，但冷轧得到的钛/铜/钛层状复合伙料结合强度低，，且热处置后结合界面处会产生大量金属间化合物。。HOSSEINI 等 [13] 在室温下选取 ARB 制备了 Cu/Ti 纳米层状结构双金属复合伙料，，然而 Ti 层在 3 次 ARB 循环后出现颈缩并在剪切带处断裂。。为了改善 Ti-Cu 金属的结合，，HOSSEINI 等 [14] 和 JIANG 等 [15] 采取中央退火和 ARB 相结合的工艺制备 Ti/Cu 层状复合伙料。。但是，，ARB 重要利用在纳米尺度上的 Ti/Cu 层状复合伙料制备。。相较于冷轧和 ARB，，热轧复合法制备钛/铜/钛复合板拥有工艺单一，，易于大规模出产的特点。。

目前，，热轧制备钛/铜/钛复合板成为工业出产中的重要步骤。。由于钛、、铜两种金属资料的机能差距显著，，二者在热轧制过程中极易出现变形的不协调，，阐发为铜金属挤出严重，，不仅影响复合板的力学机能，，也造成资料的浪费。。为了提高结合强度，，LIU 等 [16] 选取波纹辊轧制 (CR) 和平辊轧制 (FR) 步骤热轧制备了钛/铜/钛层状复合伙料，，与 FR 相比，，CR 工艺能够获得较高结合强度的钛/铜/钛层状复合伙料。。然而，，CR 轧制的复合伙料呈正弦波纹状，，不能从底子上解决钛、、铜两种金属变形抗力差距较大、、变形不协调的问题。。

近年来，，针对机能差距较大的异质金属轧制复合，，为有效协调各层金属的变形行为，，祁梓宸等 [18] 提出选取异温轧制复合工艺来实现这一主张。。该工艺将变形抗力较大的金属层加热到高温，，使变形抗力较小的金属层处于室温或低温状态，，而后进行轧制。。当前，，该工艺已经在多种异质金属的轧制复合中得到利用，，例如，，已有钻研 [18?23] 利用异温轧制工艺成功制备了钛/铝复合板，，并钻研了复合板各层的变形率、、力学机能和微观结构，，钻研批注异温轧制工艺能够提高异质金属轧制复合的变形协调性和力学机能。。此外，，XIAO 等 [24] 和 YU 等 [25] 利用异温轧制工艺成功制备了高结合强度的钢/铝复合板；；QI 等 [26] 利用感应加热异温轧制工艺成功解决了界面氧化导致钛/镁层压复合伙料结合强度低的问题，，制备了高结合强度的钛/镁复合板。。

综上所述，，为了改善钛、、铜金属的变形协调性，，获得高结合强度钛/铜/钛复合板，，本文作者选取异温轧制工艺制备钛/铜/钛复合板，，实现异温组坯工装与轧制导卫装置设计，，将加热后钛板与室温铜板进行 “眉山治” 方式对称组坯，，通过调控钛、、铜板温差梯度推进轧制过程变形协调及高强度复合。。

1、、尝试

1.1 资料筹备

尝试资料选用工业纯钛 TA1 和紫铜 T2，，钛板尺寸为 150mm×40mm×1mm，，铜板尺寸为 150mm×40mm×5mm，，所用工业纯钛 TA1 和紫铜 T2 板材化学成分列于表 1。。轧制前，，对钛、、铜板的待复合理论进行打磨处置以去除理论油脂和氧化层，，其中钛板使用 100# 砂纸打磨机处置，，铜板则使用砂轮打磨机处置。。随后，，使用酒精和丙酮将打磨理论反复擦拭并进行干燥。。打磨处置后，，使用三维概括仪对工业纯钛 TA1 和紫铜 T2 的待复合理论三维描摹进行丈量，，图 1 所示为钛板和铜板打磨处置后待复合理论的三维描摹图。。经丈量，，打磨处置后工业纯钛 TA1 理论粗糙度 Ra 为 1.70μm，，紫铜 T2 理论粗糙度 Ra 为 3.58μm。。

表 1 工业纯钛 TA1 和紫铜 T2 的化学成分 

Table 1 Chemical composition of commercially pure titanium TA1 and red copper T2

1.2 温度丈量

在本尝试中，，加热温度和组坯功夫会影响轧前钛、、铜板的温度，，从而对复合板的机能产生影响。。为了丈量组坯过程中钛板和铜板的温度变动，，选取热电偶温度计 (TA612C) 同时丈量组坯过程中 TA1 钛板和 T2 铜板的温度变动，，测温点散布如图 2 所示。。铜板中部截面钻孔，，直径为 1.5mm，，深度为 15mm，，将 K 型热电偶 (测温领域?50~1150℃，，误差≤±1.5℃) 的一端插入孔中并填充固定，，另一端与温度计衔接；；由于钛板较薄，，因而将贴片式热电偶的测温贴片通过高温胶固定在钛板理论，，另一端与温度计衔接。。

1.3 异温轧制过程

图 3 所示为异温轧制制备钛/铜/钛复合板工艺流程图。。首先将钛板放入已预热至指标温度的炉腔内，，并在；；た掌录尤阮寻，，而后将加热实现的钛板与室温铜板组坯后送入轧机辊缝。。为了预防钛板温度消散和氧化，，影响钛/铜/钛坯料轧制复合，，因而选择在维持加热温度不变且通有；；て宓穆恢欣眉芯呓呶骂寻搴褪椅峦遄榕。。组坯实现后，，用夹具立刻将钛/铜/钛坯料从管式加热炉中取出，，并移送至带有导卫装置的轧机入口处进行轧制。。鉴于炉内组坯操作必要肯定耗时且炉内一向维持加热高温，，因而，，将从炉内起头组坯至坯料取出所经历的时长界说为组坯功夫，，该功夫将直接影响轧前钛板和铜板的温度，，为了探索组坯功夫对板材温度和复合板机能的影响，，本文通过节制组坯作为速度与炉内停顿时长的方式来调控组坯功夫。。如表 2 所示，，本尝试中，，钛板的加热温度别离为 700℃、、800℃、、900℃、、1000℃和 1100℃，，组坯前钛板的加热功夫均为 10min；；铜板和钛板的组坯功夫别离为 30s、、60s、、90s、、120s；；压下率别离为 50%、、55%、、60%、、65%。。二辊尝试轧机轧辊直径 150mm，，轧制速度 100mm/s。。

表 2 异温轧制制备钛/铜/钛复合板尝试参数表 

Table 2 Experimental parameters of Ti/Cu/Ti clad plate generated by differential temperature rolling

1.4 结合机能测试与微观组织观察

在本尝试中，，将拉剪强度作为评估钛/铜/钛复合板结合强度的关键参数，，图 4 所示为钛/铜/钛复合板拉剪试样尺寸示意图及试样外观。。对于每块钛/铜/钛复合板，，沿平行于轧制方向使用电火花线切割制备 3 个剪切试样用于拉剪试验，，并取 3 个试样的均匀值作为该复合板的拉剪强度。。

同时，，为钻研钛/铜/钛复合板的变形协调性和微观结构个性，，沿平行于轧制方向获取金相试样。。首先，，顺次使用由粗到细的砂纸进行打磨，，直至 2000# 砂纸；；随后，，使用金刚石和 SiO?悬浮液进一步抛光处置。。利用 JSM-T500 型扫描电子显微镜 (SEM) 对钛/铜/钛复合板中的钛层和铜层厚度进行精确丈量，，并观察拉剪试验后的断口以及结合界面的微观描摹特点。。此外，，借助能量色散谱仪 (EDS) 分析拉剪断口和结合界面处的元素散布情况。。

2、、了局与分析

2.1 温差节制

2.1.1 加热温度对板材温差的影响

图 5 所示为组坯 30s、、分歧加热温度前提下组坯过程中板材的温度变动以及组坯实现时板材的温差变动。。由图 5 (a)~(e) 能够发现，，在组坯过程中钛板温度不休降落，，铜板温度不休上升。。这一趋向批注钛板在组坯过程中因与铜板的热传导而散热，，而拥有较高导热性的铜板 [27] 通过炉内热辐射和钛板热传导而急剧吸热，，两者温差随组坯功夫的增长逐步减小。。由图 5 (a)~(e) 可知，，节制组坯功夫为 30s，，在分歧加热温度前提下，，组坯实现时铜板温度别离为 88.7℃、、94.3℃、、124.3℃、、140.4℃、、186.0℃，，铜板温度由 88.7℃上升至 186.0℃，，变动幅值为 97.3℃；；钛板温度别离为 612.1℃、、749.9℃、、857.2℃、、955.0℃、、1005.7℃，，钛板温度由 612.1℃增长到 1005.7℃，，变动幅值为 393.6℃。。该了局批注，，节制组坯功夫为 30s，，设置分歧的加热温度，，铜板能够维持低温状态且温度变动幅值小，，钛板处于高温且温度变动幅值大，，从而实现由钛板温度调控为主导的钛、、铜板温差梯度调控方式。。

此外，，由图 5 (f) 能够看出，，随着钛板加热温度的升高，，钛板与铜板的温差逐步增大，，但增速逐步减缓。？？＝谥谱榕鞴Ψ蛭 30s，，当钛板加热温度由 700℃提升至 1100℃时，，钛板与铜板的温差从 523.4℃增长到 819.7℃。。

2.1.2 组坯功夫对板材温差的影响

为了钻研组坯功夫对板材温度及温差的影响，，尝试将钛板加热至 900℃后进行组坯，，其了局如图 6 所示。。由图 6 (a)~(d) 能够看出，，当组坯功夫由 30s 增长至 120s 时，，钛板温度逐步降低，，且温降速度在 60s 后出现减缓的趋向；；铜板温度则随着组坯功夫的增长而持续上升。。由图 6 (a)~(d) 可知，，在分歧组坯功夫前提下，，组坯实现时钛板温度别离为 857.2℃、、799.8℃、、780.1℃、、775.1℃，，钛板温度由 857.2℃降低到 775.1℃，，变动幅值为 82.1℃；；而铜板温度别离为 124.3℃、、253.7℃、、328.4℃、、442.6℃，，铜板温度由 124.3℃增长到 442.6℃，，变动幅值为 318.3℃。。该了局批注，，节制加热温度为 900℃时，，对于分歧的组坯功夫，，钛板能够维持高温状态且温度变动幅值小，，铜板处于低温且温度变动幅值大，，从而实现由铜板温度调控为主导的钛、、铜板温差梯度调控方式。。

由图 6 (e) 可知，，在加热温度为 900℃时，，随着组坯功夫的耽搁，，钛板和铜板的温差逐步缩小，，例如组坯功夫为 30s 时钛板与铜板的温差为 732.9℃，，而当组坯功夫为 120s 时，，温差为 332.5℃。。该了局批注，，组坯功夫显著影响轧前钛板与铜板的温差，，且铜板温度的急剧升高是温差缩小的重要原因。。这是由于铜板凭借高热导率形成急剧热响应系统，，可能高效吸收来自钛板和加热炉的热流；；钛板受限于较低的热传导效能和炉内高温环境，，阐发为宏观降温幅度有限。。

2.2 复合板变形法规和结合机能

2.2.1 变形法规

异温轧制工艺通过调控钛、、铜板的温差，，能够有效克制轧制复合过程中钛、、铜金属塑性变形不协调的问题。。本钻研选取钛、、铜板轧制变形率以及钛、、铜板的变形率比值来表征各别温工艺参数下钛/铜/钛复合板的协调变形能力。。

图 7 (a)、、(d) 所示为轧制压下率为 65%、、组坯功夫为 30s 时，，分歧加热温度对复合板各层变形率及其比值的影响。。随着钛板加热温度的升高，，钛层变形率逐步增大，，而铜层的变形率逐步减小，，二者的变形率趋于一致，，并逐步靠近复合板的总体变形率。。由图 7 (d) 可知，，随着钛板加热温度的升高，，钛板和铜板的变形比逐步增大，，900℃时变形比达到 0.96。。该了局批注，，随着钛板加热温度的升高，，轧制时钛板的温度也逐步升高，，其变形抗力显著降落，，资料软化水平提高，，使其在轧制复应时更易产生塑性变形，，而铜板因较低的温度，，软化水平较小，，变形分配相对削减。。这种变形分配的调整使得钛板与铜板的变形协调性显著改善。。当钛板加热温度持续升高时，，只管钛板的变形抗力进一步降低，，但由于组坯过程中铜板的升温加快导致两者温差的增长有限，，变形比并未出现显著上升。。这批注当加热温度小于 900℃时，，提高加热温度能够显著增长钛、、铜板的协调变形能力。。

由图 7 (b)、、(e) 所示为加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s 前提下分歧压下率对钛板和铜板变形率及比值的影响。。由图 7 (e) 能够发现，，随着轧制压下率的增长，，钛板和铜板变形比逐步增大。。这批注在钛/铜/钛板坯异温轧制复合过程中，，提高轧制压下率可能有效减小钛板和铜板的变形率差值，，推进钛板和铜板塑性变形趋于一致，，从而有利于复合板在轧制过程中的协调变形。。然而，，与提高钛板加热温度改善钛板和铜板的变形协调性相比，，仅提高轧制压下率对变形协调性的改善较为有限。。

图 7 (c)、、(f) 所示为在轧制压下率为 65%，，钛板加热温度为 900℃的前提下分歧组坯功夫对钛板和铜板变形率及其比值的影响。。由图 7 (c)、、(f) 能够看出，，随着组坯功夫的增长，，铜板的变形率显著上升，，而钛板的变形率则急剧降落，，导致二者的变形率比值从组坯 30s 时的 0.96 降落至组坯 120s 时的 0.54。。这种景象重要由于较长的组坯功夫使铜板温度显著升高，，导致其变形抗力降低，，因而变形量大幅增长，，从而粉碎了钛板与铜板的变形协调性。。

综合所述，，异温轧制钛/铜/钛复合板工艺中，，通过合理节制钛板加热温度和总轧制压下率，，能够有效实现钛板与铜板的协调变形。。其中，，提高钛板加热温度是改善变形协调性的重要伎俩，，而增长轧制压下率和优化组坯功夫则能够作为辅助措施。：
：：侠淼墓ひ詹问兄谔嵘春习宓慕缑娼岷匣芎驼逯柿。。

2.2.2 结合机能

图 8 所示为分歧压下率、、分歧加热温度和分歧组坯功夫下钛/铜/钛复合板的结合强度。。图 8 (a) 展示了在压下率为 65%、、组坯功夫 30s 前提下加热温度对钛/铜/钛复合板拉剪强度的影响法规。。由图 8 (a) 能够看出，，钛/铜/钛复合板的拉剪强度随着加热温度的升高而逐步增长，，当加热温度达到 900℃时，，拉剪强度达到最大值。。然而，，当钛板加热温度进一步升高至 900℃以上时，，拉剪强度反而随温度的持续升高而降落。。

图 8 (b) 展示了在钛板加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s 的前提下分歧压下率对复合板拉剪强度的影响，，压下率别离为 50%、、55%、、60% 和 65%。。由图 8 (b) 能够看出，，在加热温度为 900℃时，，随着压下率的增大，，钛/铜/钛复合板的拉剪强度显著提升。。此外，，随着压下率的增长，，拉剪强度的增长速度逐步减缓。。当压下率达到 65% 时，，复合板的拉剪强度达到 141.31MPa。。

为了探索异温轧制工艺中铜板温度变动导致的温差梯度对钛/铜/钛复合板的结合机能的影响，，本尝试在钛板加热温度为 900℃、、压下率为 65% 的前提下，，通过设置分歧组坯功夫来调控铜板温度，，从而在钛板与铜板之间形成梯度温差，，尝试样本的拉剪强度如图 8 (c) 所示。。组坯功夫的耽搁直接导致钛板和铜板轧前温差的减小。。由图 8 (c) 能够看出，，随着组坯功夫的耽搁，，钛/铜/钛复合板的拉剪强度整体上出现出降落趋向，，这批注钛/铜/钛复合板的拉剪强度随温差的削减而降低。。

在钛板加热温度为 900℃、、总压下率为 65%、、组坯功夫为 30s 的前提下钛/铜/钛复合板的拉剪强度达到了 141.31MPa，，该强度与爆炸焊接制备的钛/铜复合板强度相当，，ZU 等 [8] 爆炸焊接制备的钛/铜复合板拉剪强度为 140MPa。。该前提下获得的复合板结合质量较佳，，批注钛、、铜板温差梯度及压下率的节制是优化结合机能的关键。。

2.3 复合板拉剪断口表征

图 9 和 10 所示为加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s 前提下压下率别离为 50% 和 65% 时钛/铜/钛复合板拉剪断口微观描摹图和元素面扫图。。由图 9 (a) 和 (b) 能够看出，，铜侧断口理论出现出清澈的条纹状样貌，，在 50% 的压下率下，，条纹较短；；而当压下率为 65% 时，，条纹显著变长，，并且理论存在大量韧窝样貌。。图 9 (c)~(f) 所示为钛侧拉剪断口微观样貌图，，结合图 10 中 EDS 元素面扫图分析可知，，在未被铜金属覆盖的钛板理论有很多裂纹；；在压下率 50% 时，，裂纹面积区域占比力大；；当压下率增大到 65% 时，，裂纹面积区域占比削减。。此外，，由图 9 (d)、、(f) 可知，，在压下率为 65% 时，，钛侧断口的铜金属覆盖区域能够观察到韧窝样貌和塑性流动痕迹。。这批注该压下率下拉剪断裂重要产生在铜基体，，且断裂方式为韧性断裂 (Ductile fracture)。。

图 11 所示为压下率为 65%、、组坯功夫为 30s 时分歧加热温度下钛/铜/钛复合板拉剪断口微观描摹图和元素面扫描散布。。由图 11 (a)~(c) 能够看出，，在 700℃时铜侧拉剪断口的条纹较短、、韧窝较少，，在 900℃和 1100℃时铜侧拉剪断口条纹较长且存在大面积的韧窝区域。。由图 11 (d)~(i) 能够看出，，700℃时，，钛侧覆盖的铜金属区域呈小面积离散散布；；900℃时，，钛侧覆盖的铜金属区域出现大面积荟萃散布；；1100℃时，，钛侧覆盖的铜金属区域出现大面积散布，，但同时也存在大面积的裂纹区域。。

此外，，由图 11 (d)~(l) 能够看出，，加热温度为 700℃时，，钛侧拉剪断口理论未被铜金属覆盖的区域光滑平坦，，没有裂纹；；当钛板加热温度升高至 900℃时，，钛侧拉剪断口理论未被铜金属覆盖的区域有显著的裂纹；；随着加热温度的持续升高至 1100℃，，则有较大面积的裂纹区域。。对比图 11 (j)~(k) 能够发现，，700℃时，，钛侧拉剪断口理论未被铜金属覆盖的区域与铜金属覆盖区域的氧元素含量没有出现显著的差距；；而在 900℃和 1100℃时，，裂纹区域的氧元素含量显著高于铜金属覆盖区域。。上述景象批注，，当加热温度为 700℃时，，钛板理论没有显著的氧化；；而当温度升高至 900℃及以上时，，钛板理论则存在较为显著的氧化，，而裂纹的存在也批注钛板理论有氧化层和硬化层的存在，，因氧化层和硬化层拥有较高的脆性，，在轧制力的作用下，，容易分裂而产生裂纹。。

2.4 复合板结合界面表征

图 12 所示为加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s 前提下、、压下率别离为 50% 和 65% 时钛/铜/钛复合板结合界面微观描摹图。。由图 12 (a)~(d) 可知，，在加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s 前提下，，复合板结合界面重要出现两种典型描摹：
：：不规定区域与平坦光滑区域。。不规定区域内可见钛侧裂纹、、界面间隙以及钛/铜间的机械啮合，，这批注该区域钛侧与铜侧未结合或者结合不充分，，如图 12 (a) 和 (b) 所示。。平坦光滑区域内钛侧与铜侧缜密接触，，界面干净，，中央没有杂质，，并且该区域在整体上出现凸起的城墙状，，如图 12 (c)、、(d) 所示。。当压下率为 50% 时，，结合界面以不规定样貌为主，，这批注在轧制过程中当压下率较小时，，由于氧化层的存在，，钛板与铜板之间的相互作使劲固然能够使钛侧出现裂纹，，并有部门铜侧金属在压力的作用下挤入裂纹后与新鲜的钛金属接触，，但是无法使钛、、铜金属直接接触，，从而形成大面积的冶金结合；；当压下率增长到 65% 时，，随着轧制力和变形率的增长，，钛板理论的氧化层破碎，，裂纹进一步扩大，，钛金属与铜金属进一步产生缜密接触并且接触面积增大，，从而形成平坦光滑、、颠簸升沉的城墙状样貌，，这有利于钛铜两侧金属元素在压力和温度的作用下产生冶金扩散从而形成大面积的冶金结合区域。。

图 13 (a)~(c) 所示为复合板压下率为 65%、、组坯功夫为 30s 时、、分歧钛板加热温度下钛/铜/钛复合板结合界面的 SEM 像。。由图 13 (a)~(c) 和 (d)、、(f) 的部门放大图能够看出，，当加热温度为 700℃和 900℃时，，结合界面缜密接触；；而当加热温度为 1100℃时，，复合板结合界面处则存在显著的间隙。。当加热温度为 700℃时，，结合界面较为平缓，，颠簸不大，，没有大量的突起或城墙状样貌 (见图 13 (a))；；当 900℃时，，结合界面处出现颠簸升沉较大的城墙状 (见图 13 (b))。。相较于平直界面，，凸起的城墙状界面能够有效增长钛、、铜金属缜密接触的面积，，从而有利于钛、、铜金属间的元素扩散，，形成更好的冶金结合状态。。当加热温度持续升高至 1100℃时，，复合板结合界面处出现显著的间隙，，并且存在显著的突刺状样貌，，当这些突刺较宽时，，则出现出城墙状样貌 (见图 13 (c))。。图 14 所示为加热温度为 1100℃时未缜密接触的间隙区域和缜密接触的城墙状样貌区域的 EDS 元素线扫描散布。。在间隙区域的 EDS 元素线扫图中，，结合界面处的氧元素含量显著突起，，批注在较大的压下率下，，该处界面依然存在较厚的氧化层，，这与图 11 (l) 中钛侧拉剪断口的 EDS 氧元素面扫了局一致。。

图 13 (b) 和 (e) 所示为压下率约 65%、、加热温度为 900℃前提下、、组坯功夫别离为 30s 和 90s 时钛/铜/钛复合板结合界面的 SEM 像。。通过对比图 13 (b)、、(e) 能够发现，，当组坯功夫为 30s 时，，结合界面缜密接触，，并出现颠簸升沉的城墙状样貌；；当组坯功夫为 90s，，结合界面缜密接触，，但是并没有显著的城墙状样貌，，只存在少量突起状样貌。。这是由于在一样的加热温度下，，组坯功夫越长，，铜板的温度越高，，其变形抗力减。；；在一样的轧制前提下，，铜板变形抗力的减小不利于钛板理论氧化层和硬化层的分裂以及裂纹的扩大，，从而导致结合界面处没有出现因裂纹扩大而出现的城墙状样貌，，仅出现少量突起状样貌。。

2.5 结合机理分析

图 15 中所示为异温轧制钛/铜/钛复合板的结合机理示意图。。当钛板加热温度为 700℃时，，钛板理论无显著氧化，，在轧制过程中，，钛、、铜金属可直接缜密接触。。而当钛板加热至 900℃时，，钛板理论会出现轻微氧化，，并形成肯定厚度的氧化层与硬化层。。在轧制时，，氧化层和硬化层分裂，，新鲜钛金属得以显露。。在轧制力作用下，，铜金属挤入裂纹形成机械啮合，，并与新鲜钛金属接触。。随着压下率和轧制力增大，，裂纹会进一步扩大，，以至结合界面出现出城墙状描摹，，这种颠簸升沉状态显著增大了结合界面处的接触面积，，有利于提升结合强度。。随着钛板加热温度升高至 1100℃，，钛板理论严重氧化，，在轧制时不利于氧化层和硬化层分裂。。此外，，钛板加热温度升高还会导致组坯过程中铜板温度升高、、变形抗力减小。。在钛板氧化严重与铜板变形抗力减小的共同影响下，，结合界面处裂纹密度更高，，但裂纹尺寸更小，，且界面间存在显著间隙，，最终出现出突刺状界面描摹，，这使得新鲜金属间接触面积受限，，进而导致复合板强度较低。。

3、、结论

选取异温轧制复合工艺，，通过调整加热温度和组坯功夫节制轧制时钛、、铜板温差梯度，，可成功制备出协调性好、、结合强度高的钛/铜/钛复合板。。当钛板加热温度为 900℃、、组坯功夫为 30s、、压下率为 65% 时，，钛/铜/钛复合板的拉剪强度达到 141.31MPa，，钛板与铜板的变形比为 0.96。。

异温轧制工艺能够显著推进轧制过程中钛、、铜板协调变形，，其中调控钛板与铜板的温差是改善变形协调性的重要方式，，增长轧制压下率可作为辅助措施。。组坯功夫为 30s 时，，随着加热温度的升高和轧制压下率的增大，，钛、、铜板变形率差值逐步减小、、变形率比值逐步越大，，钛板与铜板的变形趋于协调。。

随着加热温度的升高，，钛板理论出现显著氧化，，在轧制力作用下，，钛板理论氧化层和硬化层因挤压分裂而出现裂纹。。当压下率较小时，，铜金属挤入裂纹与钛板形成机械啮合，，铜金属与新鲜钛金属接触；；随着压下率的增大，，裂纹会进一步扩大，，以至结合界面出现出城墙状描摹，，增大了铜金属与新鲜钛金属接触，，并在热?力耦合作用下，，钛、、铜元素相互扩散，，从而形成牢固的冶金结合。。然而，，过厚的氧化层则会降低复合板的结合强度。。

REFERENCES

[1] 陶志华，，何为，，王守绪，，等。。铜在电镀液中的侵蚀电化学行为 [J]. 中国科技论文，，2015, 10 (12): 1382?1386. TAO Z H, HE W, WANG S X, et al. Electrochemical corrosion behavior of copper in plating solution [J]. China Sciencepaper, 2015, 10 (12): 1382?1386.

[2] 章德玉。。一种可降温的耐侵蚀的钛包铜复合导电母排：
：：中国，，202020586153.X [P]. 2021?02?02. ZHANG D Y. A corrosion-resistant titanium-clad copper composite conductive busbar that can be cooled down: China, 202020586153.X [P]. 2021?02?02.

[3] 竺培显，，黄文芳，，周生刚，，等。。喷射沉积法制备钛包铜层状复合电极板的步骤：
：：中国，，201210433643 [P]. 2013?02?06. ZHU P X, HUANG W F, Zhou S G, et al. Preparation of titanium-coated copper layered composite electrode plate by spray deposition method: China, 201210433643 [P]. 2013?02?06.

[4] 毛雅梅，，赵秦阳，，耿纪华，，等。。粉末床熔融式增材制作钛合金钻研进展及利用 [J]. 中国有色金属学报，，2024, 34 (9): 2831?2856. MAO Y M, ZHAO Q Y, GENG J H, et al. Research status and application of powder bed fusion additive manufactured titanium alloys [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2024, 34 (9): 2831?2856.

[5] SUN W, GUO J, ZHANG W, et al. Microstructure and strengthening mechanism of Ti/Cu laminated composite produced by underwater explosive welding [J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2020, 29 (8): 5069?5079.

[6] SKUZA W, PAUL H, BERENT K, et al. Microstructure and mechanical properties of Ti/Cu clads manufactured by explosive bonding at different stand-off distances [J]. Key Engineering Materials, 2016, 716: 464?471.

[7] YILDIRIM M S, KAYA Y. Mechanical properties and corrosion behaviour of copper/titanium composite plates made by explosive welding after heat treatment [J]. Transactions of the Indian Institute of Metals, 2024, 77 (11): 3781?3788.

[8] ZU G, LI X, ZHANG J, et al. Interfacial characterization and mechanical property of Ti/Cu clad sheet produced by explosive welding and annealing [J]. Journal of Wuhan University of Technology-Materials Science Edition, 2015, 30 (6): 1198?1203.

[9] WEI Y, ZHU L, LI Y, et al. Formation mechanism and microstructure evolution of Cu/Ti diffusion bonding interface and its influence on joint properties [J]. Vacuum, 2023, 213: 112167.

[10] 程娇龙。。钛?铜、、铜?铜层状资料超声波固结成形制备与机能 [D]. 哈尔滨：
：：哈尔滨工程大学，，2017. CHENG J L. Fabrication and Properties of Ti-Cu and Cu-Cu laminated composites by ultrasonic consolidation [D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2017.

[11] LEE J S, SON H T, OH I H, et al. Fabrication and characterization of Ti-Cu clad materials by indirect extrusion [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2007, 187: 653?656.

[12] KIM Y K, POURALIAKBAR H, HONG S I. Effect of interfacial intermetallic compounds evolution on the mechanical response and fracture of layered Ti/Cu/Ti clad materials [J]. Materials Science and Engineering A, 2020, 772: 138802.

[13] HOSSEINI M, PARDIS N, DANESH MANESH H, et al. Structural characteristics of Cu/Ti bimetal composite produced by accumulative roll-bonding (ARB)[J]. Materials & Design, 2017, 113: 128?136.

[14] HOSSEINI M, DANESH MANESH H, EIZADJOU M. Development of high-strength, good-conductivity Cu/Ti bulk nano-layered composites by a combined roll-bonding process [J]. Journal of Alloys and Compounds, 2017, 701: 127?130.

[15] JIANG S, PENG R L, JIA N, et al. Microstructural and textural evolutions in multilayered Ti/Cu composites processed by accumulative roll bonding [J]. Journal of Materials Science & Technology, 2019, 35 (6): 1165?1174.

[16] LIU Z B, WANG X Y, LIU M S, et al. Microstructure and mechanical behavior of Ti/Cu/Ti laminated composites produced by corrugated and flat rolling [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2022, 32 (8): 2598?2608.

[17] GAO H T, KONG C, YU H L. Lightweight metal laminated plates produced via (hot, cold and cryogenic) roll bonding: A review [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2023, 33 (2): 337?356.

[18] 祁梓宸，，余超，，肖宏，，等。。异温轧制制备钛/铝复合板的变形协调性与复合机能 [J]. 中国有色金属学报，，2018, 28 (6): 1120?1127. QI Z C, YU C, XIAO H, et al. Deformation coordination compatibility and bonding properties of Ti/Al composite plates prepared by different temperature rolling [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2018, 28 (6): 1120?1127.

[19] 高勃兴，，肖宏，，余超，，等。。移动感应加热异温轧制钛/铝复合板的协调变形和力学机能 [J]. 中国有色金属学报，，2024, 34 (2): 400?411. GAO B X, XIAO H, YU C, et al. Coordinated deformation and mechanical properties of titanium/aluminum clad plates rolled at different temperatures by moving induction heating [J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2024, 34 (2): 400?411.

[20] QI Z, XIAO H, YU C, et al. Preparation, microstructure and mechanical properties of CP-Ti/AA6061-Al laminated composites by differential temperature rolling with induction heating [J]. Journal of Manufacturing Processes, 2019, 44: 133?144.

[21] YU C, HE Z, LV Q, et al. Preparation of Ti/Al composite plates by differential temperature rolling with induction heating [J]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2021, 117 (1): 383?394.

[22] XIAO H, QI Z, YU C, et al. Preparation and properties for Ti/Al clad plates generated by differential temperature rolling [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2017, 249: 285?290.

[23] QI Z, XIAO H, LI N, et al. Mechanical properties and interfacial structure of Ti/Al clad plates generated by differential temperature rolling [J]. Iop Conference Series: Materials Science and Engineering, 2017, 229 (1): 012037.

[24] XIAO H, XU P P, QI Z C, et al. Preparation of steel/aluminum laminated composites by differential temperature rolling with induction heating [J]. Acta Metall Sin, 2020, 56 (2): 231?239.

[25] YU C, ZHANG W, JIANG R, et al. Preparation method and properties of Q235/5083 composite plate with 1060 interlayer by differential temperature rolling with induction heating [J]. Metals, 2023, 13 (9): 1501.

[26] QI Z, JIA Z, WEN X, et al. Enhanced mechanical properties of Ti/Mg laminated composites using a differential temperature rolling process under a protective atmosphere [J]. Materials, 2024, 17 (11): 2753.

[27] CHEN X L, CHEN Z Q, HU B, et al. Strengthening behavior and thermal conductivity of Cu/Al composite with penetration architecture [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2025, 34 (1): 236?245.