Properties of Titanium Alloy/Stainless Steel Joint with Ta+Cu Composite Interlayer by Different Diffusion Welding Process
-
摘要: 分别在常规工艺(20℃·s-1速率升温至1 000℃,保温1 200 s,压力6.7 MPa,空冷)和阶梯工艺(20℃·s-1速率升温至1 050℃,停留2 s后以10℃·s-1速率降温至950℃,此阶段压力2.8 MPa,然后在6.7 MPa压力下保温1 200 s,空冷)下,以加钽+铜为复合中间层对TC4钛合金与15-5PH不锈钢进行真空扩散焊,研究了接头的组织和性能。结果表明:复合中间层可阻碍钛合金与不锈钢间元素互扩散;阶梯工艺下接头的抗拉强度为550 MPa,高于常规工艺(390 MPa),这与柯肯达尔扩散空洞小且浅、焊后复合中间层厚度较小以及铜/钽界面连接质量较高有关。Abstract: TC4 titanium alloy and 15-5PH stainless steel was vacuum diffusion welded with Ta+Cu as composite interlayer under conventional process (raise temperature to 1 000℃ at rate of 20℃·s-1, holding for 1 200 s with pressure of 6.7 MPa, air cooling) and step process (raise temperature to 1 050℃ at rate of 20℃·s-1, holding for 2 s, then lower temperature to 950℃ at rate of 10℃·s-1 with pressure of 2.8 MPa, and holding at a pressure of 6.7 MPa for 1 200 s, air cooling). The microstructure and properties of the joint were studied. The results show that the composite interlayer could prevent the element diffusion between titanium alloy and stainless steel. The tensile strength of the joint under step process was 550 MPa, and was higher than 390 MPa under conventional process, which was related to the small and shallow Kirkendal diffusion cavity, small thickness of the composite interlayer and good banding quality of Cu/Ta interface.
-
Keywords:
- TC4 alloy /
- 15-5PH steel /
- vacuum diffusion welding /
- composite interlayer
-
0. 引言
冷喷涂技术是建立在空气动力学上的以粉末固态沉积为特点的表面喷涂技术[1]。在冷喷涂过程中,需要通过Laval喷嘴产生的超音速气流将颗粒加速,使颗粒达到较高的能量,以实现颗粒的有效沉积。目前,国内外学者对冷喷涂过程中颗粒的加速特性开展了一系列研究,并已积累了一些成果,大量研究内容都集中在载气压力、载气温度、喷涂距离、送粉速度、喷管尺寸等单因素的影响上[2-9],而关于多因素交互影响的研究较少。
由于冷喷涂过程中颗粒高速流动且尺寸微小,在现有技术和试验条件下对颗粒速度进行直接测定较难,研究人员引入有限元数值模拟开展了颗粒加速特性研究[10-12]。基于此,作者采用ANSYS FLUENT软件建立冷喷涂过程中颗粒沉积的有限元模型,获取不同载气压力、载气温度、喷涂距离下颗粒加速特性,再通过响应曲面法分析了工艺参数的交互影响规律,研究结果可为冷喷涂作业提供理论指导。
1. 有限元模型的建立
冷喷涂设备中的Laval喷管由圆形截面的收缩段和扩张段组成[13],压力入口直径、喉部直径和出口直径分别为9,2,5 mm,收缩段和扩张段长度分别为20,120 mm,颗粒入口直径为1 mm,喷管出口与基板之间的喷涂距离暂定为25 mm。计算区域为整个物理模型,采用四边形结构进行网格划分,其中颗粒运动区域网格细小,其余区域网格尺寸渐变以提高计算精度、缩短计算时间[14]。喷管入口设置为压力入口,距离喷管入口中心轴3 mm处设置为颗粒入口,喷管出口处的周围环境设置为压力出口[15],喷管管壁和基板均设置为无滑移壁面,不考虑基板与颗粒之间的热传递和Laval喷管本身的温度变化[16]。喷管和基板的几何结构、边界条件以及模型的网格划分如图1所示。
![]()
图 1 喷管和基板的几何结构、边界条件和模型的网格划分Figure 1. Geometric structure and boundary conditions for nozzle and substrate plate (a) and meshing of model (b)气体选取为理想可压缩氦气,黏性流动,采用基于密度基的隐式方法来求解流场。采用Realizable的k-epsilon模型描述气体的湍流特性,固体颗粒按离散相处理,即假设颗粒是稀疏的,连续相不受离散相影响,运用耦合方法分两步迭代求解流场,即先计算连续相流场,再利用离散相模型（DPM）计算离散相流场[17]。颗粒选用粒径为30 μm的铝粉,密度为2 700 kg·m−3,比热容为898.2 J·kg−1·K−1。参考文献[18],该粒径铝颗粒的临界沉积速率为680~700 m·s−1,若颗粒撞击速度（撞击基板时的速度）超过临界沉积速率,则可实现有效沉积。
2. 模拟结果验证与讨论
2.1 模拟结果验证
参考文献[19-20],在冷喷涂过程中颗粒撞击速度估算公式如下：
(1) 式中：vp为颗粒撞击速度；M为局部马赫数；MHe为氦的摩尔质量,4 g·mol−1；γ为气体比热容比,1.4；R为气体常数,8.314 J·K−1·mol−1；T为载气温度；dp为颗粒直径；x近似为喷管喉部与基板之间的距离；ρs为颗粒密度；p0为喷嘴入口处的静压力。
Laval喷管中的流动是非等熵的可压缩流动,是一个很复杂的现象。为了简化问题,通常将喷管内的流动视为一维定常等熵流动[21]。根据喷管的等熵流动关系,可以计算出喷管出口处的局部马赫数,具体表达式为
(2) (3) (4) 式中：Ae为喷管出口面积；At为喷管喉部面积。
根据上述公式计算出的颗粒撞击速度与数值模拟得到的颗粒撞击速度进行对比。由表1可以看出,不同工艺参数下颗粒撞击速度模拟值与估算值的平均相对误差为5.37%,验证了有限元模型的可靠性。
表 1 颗粒撞击速度估算值与模拟值的对比以及相对误差Table 1. Comparison between calculation and simulation for particle impact velocity and relative error载气压力/MPa 载气温度/K 喷涂距离/mm 颗粒撞击速度/(m·s−1) 相对误差/% 估算值 模拟值 0.5 600 25 673.61 641.37 4.8 0.7 754.85 704.49 6.7 0.9 796.53 753.37 5.4 1.1 835.38 794.05 4.9 1.3 871.72 826.53 5.2 0.9 400 25 743.76 695.21 6.5 500 767.35 727.16 5.2 600 796.53 753.37 5.4 700 817.69 775.52 5.2 800 851.07 794.62 6.6 0.9 600 15 765.34 735.86 3.9 20 779.62 745.21 4.4 25 796.53 753.37 5.4 30 801.43 760.78 5.1 35 815.14 767.79 5.8 2.2 气流速度和气流温度
在Laval喷管内,气流速度和气流温度带动着颗粒运动,是影响颗粒加速特性的关键因素。在载气压力为0.9 MPa、载气温度为600 K、喷涂距离为25 mm的工艺参数条件下模拟物理模型内部气流速度和气流温度随轴向距离（距压力入口的距离）的变化曲线。由图2可以看出：随轴向距离的增大,气流速度呈先升后降的趋势,而气流温度则呈先降后升的趋势；气流速度和气流温度呈负相关,符合理想气体状态方程[22-23]。在冷喷涂过程中颗粒入口处的压力大于喉部处的压力,产生的压力差造成流场内部气流速度的增加；随着轴向距离的增加,压力逐渐降低,且扩张段沿气流方向的压力差小于收缩段,因此扩张段的气流速度变化小于收缩段,当气流到达喷管出口处压力差的方向开始发生改变,气流速度降低。气流速度和气流温度在轴向距离为20 mm和140 mm处发生突变,这2处的气流速度分别由亚声速转变成超声速以及由超声速转变成亚声速。
![]()
图 2 气流速度和气流温度随轴向距离的变化曲线Figure 2. Curves of airflow velocity and airflow temperature vs axial distance2.3 载气压力对颗粒速度和温度的影响
在载气温度600 K、喷涂距离25 mm条件下,研究载气压力（0.5,0.7,0.9,1.1,1.3 MPa）对颗粒加速特性的影响。由图3可知,随着轴向距离的增加,不同载气压力下颗粒速度呈增大趋势,且均在轴向距离为20 mm处发生突变。Laval喷管是收缩扩张的管式结构,喉部面积小于入口面积,在气流的影响下,颗粒易在喉部区域内堆积,导致入口到喉部这段距离的速度增长缓慢；通过喉部区域后截面面积逐渐变大,同时在超声速气流速度的加持以及惯性力作用下,颗粒速度迅速增大；当颗粒到达喷管出口后,气流速度下降,但在惯性力下颗粒速度依旧增长,但增长速率变缓。随着载气压力增大,颗粒速度增加,相邻载气压力下颗粒撞击速度的平均增加幅度为50 m·s−1。随着轴向距离的增加,不同载气压力下颗粒温度呈先升高后降低的趋势。这是由于颗粒流经收缩区域时产生了气动加热,颗粒压缩气体使之升温,而高温气流又对颗粒进行传热,因此颗粒温度升高；在轴向距离大于20 mm后,气流速度很高,气流温度降低,从而使颗粒温度降低。随着载气压力的增加,颗粒温度变化不明显,相邻载气压力下颗粒撞击温度（撞击基板时的温度）的平均降低幅度仅为10 K。
![]()
图 3 不同载气压力下颗粒速度和温度随轴向距离的变化曲线Figure 3. Particle velocity (a) and temperature (b) vs axial distance curves under different gas pressures由图4可以看出,在喷管出口区域,气流膨胀,产生局部激波,当气流在经过激波后,气流速度从超声速转变成亚声速并降为0。随着载气压力的增加,喷管出口区域气流速度场产生的马赫环变大,表明气流在喷管出口处继续膨胀,产生局部激波,进而使气流速度增加。气流速度明显增加的同时,基板前激波区域的气流密度减小,对颗粒的减速效果减弱,两因素的共同作用导致颗粒速度增大。随着载气压力的增加,喷管出口与基板之间区域的气流温度变化不明显,使得颗粒温度变化不明显。综上,载气压力对颗粒速度影响较大,但对颗粒温度变化的影响不显著。
![]()
图 4 不同载气压力下喷管出口与基板之间区域的气流速度场和温度场云图Figure 4. Cloud diagrams of airflow velocity field (a) and temperature field (b) of area between nozzle outlet and substrate plate under different gas pressures2.4 载气温度对颗粒速度和温度的影响
在载气压力0.9 MPa、喷涂距离25 mm条件下,研究载气温度（400,500,600,700,800 K）对颗粒加速特性的影响。不同工艺参数下颗粒速度和温度沿轴向距离的变化相同,后文不再赘述。由图5可知,随着载气温度的升高,颗粒速度和温度均增加,相邻载气温度下颗粒撞击速度和温度的平均增加幅度分别为20 m·s−1,60 K。颗粒温度增加幅度较大,这是由于载气温度的升高,增加了气流内能。
![]()
图 5 不同载气温度下颗粒速度和温度随轴向距离的变化曲线Figure 5. Particle velocity (a) and temperature (b) vs axial distance curves under different gas temperatures由图6可以看出：随着载气温度的升高,喷管出口与基板之间区域的气流速度基本没有变化,这也是导致颗粒速度变化不显著的原因。随着载气温度的升高,喷管出口与基板之间区域的气流温度逐渐降低。气流温度降低,转化成气流机械能的内能减少,气流内能对颗粒温度的影响增大,因此颗粒温度变化明显。综上,载气温度对颗粒速度的影响较小,但对颗粒温度变化的影响显著。
![]()
图 6 不同载气温度下喷管出口与基板之间区域的气流速度场和温度场云图Figure 6. Cloud diagrams of airflow velocity field (a) and temperature field (b) of area between nozzle outlet and substrate plate under different gas temperatures2.5 喷涂距离对颗粒速度和温度的影响
对于冷喷涂设备最佳的喷涂距离一般为10~40 mm。若喷涂距离过大,颗粒在离开喷嘴出口后的速度下降,不利于沉积形成涂层；若喷涂距离太小,喷嘴出口到基板之间的湍流会造成喷嘴的堵塞[24]。在载气压力0.9 MPa、载气温度600 K条件下,研究喷涂距离（15,20,25,30,35 mm）对颗粒加速特性的影响。由图7可知,随着喷涂距离的增加,颗粒速度和温度的变化幅度很小,相邻喷涂距离下颗粒撞击速度的平均增加幅度仅为8 m·s−1,颗粒撞击温度的平均降低幅度仅为1 K。
![]()
图 7 不同喷涂距离下颗粒速度和温度随轴向距离的变化曲线Figure 7. Particle velocity (a) and temperature (b) vs axial distance curves under different standoff distances由图8可以看出,随着喷涂距离的增加,气流速度场和温度场基本不变,因此颗粒速度和温度变化也不显著。综上,喷涂距离对颗粒速度和颗粒温度变化的影响均较小。
![]()
图 8 不同喷涂距离下喷管出口与基板之间区域的气流速度场和温度场云图Figure 8. Cloud diagrams of airflow velocity field (a) and temperature field (b) of area between nozzle outlet and substrate plate under different standoff distances2.6 响应面分析及显著性验证
为凸显2个工艺参数交互作用的效果,第3个工艺参数固定为最大值。基于单因素模拟结果,使用Design-Expert 8.0软件采用Box-Behnken Design（BBD）组合设计方法设计多因素试验,其中载气压力（A）、载气温度（B）和喷涂距离（C）为自变量,颗粒撞击速度为响应值。若显著性P值小于0.05,则表明该响应面回归模型显著。由表2可知,载气压力、载气温度和喷涂距离的P值均小于0.000 1,且远小于0.05,这表明响应面回归模型高度显著,可靠性较高。根据F值可以判断,3个因素均对颗粒速度有显著的影响,其中载气压力的影响最显著,载气温度次之。两因素交互项AB和AC的P值均小于0.05,但两因素交互项BC的P值远大于0.05,这表明AB和AC对颗粒速度有显著交互影响,而BC对颗粒速度的影响不显著,也说明3个因素具有交互作用。两因素交互项AB的P值最小,这说明载气压力与载气温度对颗粒速度的交互影响最显著。平方项A2和B2的P值均小于0.05,但平方项C2的P值略大于0.05,这表明A2和B2对颗粒速度有显著影响,而C2对颗粒速度的影响不显著；平方项A2的P值最小,表明载气压力对颗粒速度的影响最显著。失拟项的P值不显著,表明试验中的数据点均能够用该模型进行描述,验证了该响应面回归模型具有较好的可信度。
表 2 响应面回归模型显著性检验Table 2. Significant experiment of response surface regression model方差来源 均方 自由度 平方和 F值 P值 显著性 模型 91 980.68 9 10 220.08 1 277.48 <0.000 1 显著 A 67 975.38 1 67 975.38 8 496.76 <0.000 1 显著 B 19 373.98 1 19 373.98 2 421.70 <0.000 1 显著 C 1 731.07 1 1 731.07 216.38 <0.000 1 显著 AB 232.87 1 232.87 29.11 0.001 0 显著 AC 130.99 1 130.99 16.37 0.004 9 显著 BC 8.50 1 8.50 1.06 0.337 0 不显著 A2 1 857.64 1 1 857.64 232.20 <0.000 1 显著 B2 465.49 1 465.49 58.19 0.000 1 显著 C2 40.78 1 40.78 5.10 0.058 5 不显著 残差 56.00 7 8.00 失拟项 18.34 3 6.11 0.65 0.623 5 不显著 纯误差 37.66 4 9.42 总和 92 036.68 16 根据响应面回归模型的分析结果,采用Origin软件绘制各因素交互作用的三维响应曲面图。由图9可见：在所选择的载气温度和载气压力范围内,颗粒撞击速度的变化范围为596~894 m·s−1,高值区域出现在最大的载气压力和载气温度相交区域,低值区域则出现在最小的载气压力和载气温度相交区域；当载气压力为1.3 MPa,载气温度为800 K时,颗粒撞击速度达到最大值（894 m·s−1）。从曲面的倾斜程度可知,载气压力对颗粒速度的影响最显著,其次为载气温度,载气压力与载气温度的交互作用对颗粒速度的影响最明显,载气压力与喷涂距离的交互作用次之,载气温度与喷涂距离交互作用的影响最小。
![]()
图 9 不同工艺参数交互作用的响应曲面Figure 9. Response surface of interaction of different process parameters: (a) gas pressure and gas temperature; (b) gas pressure and standoff distance and (c) gas temperature and standoff distance3. 结论
（1）模拟得到不同工艺参数下颗粒撞击速度与冷喷涂过程中颗粒撞击速度估算公式的计算结果间的平均相对误差为5.37%,验证了有限元模型的可靠性。
（2）在冷喷涂过程中,Laval喷管内气流速度场和温度场是影响颗粒加速特性的主要因素。随着载气压力的增加,颗粒速度增大,相邻载气压力下颗粒撞击速度的平均增加幅度为50 m·s−1,但颗粒温度变化不明显；随着载气温度升高,颗粒温度升高,相邻载气温度下颗粒撞击温度的平均增加幅度为60 K,颗粒速度变化不明显；随着喷涂距离的增加,颗粒速度和颗粒温度均变化不明显。
（3）通过响应面分析得到,载气压力对颗粒速度的影响最为显著,载气温度次之,喷涂距离的影响最不显著,载气压力与载气温度的交互作用对颗粒速度的影响最为显著,载气压力与喷涂距离次之,载气温度与喷涂距离交互作用的影响最小。
-
[1] 李亚江.焊接冶金学-材料焊接性[M].北京:机械工业出版社,2010:183-186. LI Y J. Welding metallurgy-Weldability of materials[M]. Beijing:China Machine Press, 2010:183-186.
[2] 王廷,张秉刚,陈国庆,等. TA15钛合金与304不锈钢的电子束焊接[J].焊接学报,2010,31(5):53-56. WANG T, ZHANG B G, CHEN G Q, et al. Electron beam welding of TA15 titanium alloy and 304 stainless steel[J].Transactions of the China Welding Institution, 2010, 31(5):53-56.
[3] CHEEPU M M, MUTHUPANDI V, SIVAPRASAD K, et al. The influence of aluminum intermediate layer in dissimilar friction welds[J]. International Journal of Materials Research,2014,105(4):350-357.
[4] 秦优琼,于治水.TC4钛合金/不锈钢真空钎焊接头的界面组织及抗剪强度[J].机械工程材料,2012,36(11):29-31. QIN Y Q, YU Z S. Interfacial microstructure and shear strength of TC4 titanium alloy/stainless steel vacuum brazed joint[J]. Materials for Mechanical Engineering,2012,36(11):29-31.
[5] 宋庭丰,蒋小松,莫德锋,等.不锈钢和钛合金异种金属焊接研究进展[J].材料导报,2015,29(11):81-87. SONG T F, JIANG X S, MO D F, et al. A survey on dissimilar welding of stainless steel and titanium alloy[J]. Materials Reports,2015,29(11):81-87.
[6] 刘夫,李士凯,蒋鹏,等.钛/钢异种金属焊接技术的研究进展[J].材料开发与应用,2020,35(2):67-74. LIU F, LI S K, JIANG P, et al. Development progress of welding technologies of titanium/steel dissimilar metal[J]. Development and Application of Materials,2020,35(2):67-74.
[7] 张秉刚,张春光,陈国庆,等.5A02/0Cr18Ni9异种金属电子束焊接接头组织与性能[J].焊接学报,2010,31(5):5-8. ZHANG B G, ZHANG C G, CHEN G Q, et al. Microstructure and properties of 5A02/0Cr18Ni9 dissimilar metal electron beam welded joint[J].Transactions of the China Welding Institution, 2010, 31(5):5-8.
[8] 许天才,彭晓东,姜军伟,等.钛合金连接异种材料新技术的研究应用[J].稀有金属,2014,38(4):711-719. XU T C, PENG X D, JIANG J W, et al. Progress in welding of titanium alloy and dissimilar materials[J]. Chinese Journal of Rare Metals,2014,38(4):711-719.
[9] CHEN S, LI L, CHEN Y, et al. Joining mechanism of Ti/Al dissimilar alloys during laser welding brazing process[J]. Journal of Alloys&Compounds,2011,509(3):891-898.
[10] 熊进辉,吴敏华,安飞鹏,等.钛/钢异种金属电子束焊接技术的发展现状[J].热加工工艺,2016,45(17):13-15. XIONG J H, WU M H, AN F P, et al. Development status of electron beam welding technology of titanium/steel dissimilar metal[J]. Hot Working Technology,2016,45(17):13-15.
[11] 祝要民,李青哲,邱然锋,等.钛/钢异种金属焊接的研究现状[J].电焊机,2016,46(11):78-82. ZHU Y M, LI Q Z, QIU R F, et al. Researching status of dissimilar metal welding of titanium and steel[J]. Electric Welding Machine,2016,46(11):78-82.
[12] 邵甄胰,陈天赐,宋庭丰,等.保温时间对316L不锈钢与TC4钛合金扩散焊组织与性能的影响[J].材料热处理学报,2017,38(5):79-85. SHAO Z Y, CHEN T C, SONG T F, et al. Effects of holding time on microstructure and properties of weld joints of 316L stainless steel and TC4 titanium alloy by diffusion welding[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2017,38(5):79-85.
[13] 吴宪吉,田娟娟,张科,等.Ti/Al异种金属焊接研究进展[J].焊接技术,2015,44(10):1-5. WU X J, TIAN J J, ZHANG K, et al. Research progress of Ti/Al dissimilar metal welding[J]. Welding Technology, 2015, 44(10):1-5.
[14] 刘彦峰,白佳铭,张美丽,等.TC4钛合金/304不锈钢异种材料扩散焊研究[J].兵器材料科学与工程,2017,40(3):86-90. LIU Y F, BAI J M, ZHANG M L, et al. Diffusion bonding of TC4 titanium alloy and 304 stainless steel[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 2017,40(3):86-90.
[15] 吕攀,王克鸿,朱和国.钛合金与不锈钢异种金属焊接的研究现状[J].热加工工艺,2017,46(13):26-32. LV P, WANG K H, ZHU H G. Research status of titanium alloy and stainless steel dissimilar metal welding[J]. Hot Working Technology,2017,46(13):26-32.
[16] 邓永强.纯钛及Ti-6Al-4V合金及其与304不锈钢及Inconel镍基合金的连接研究[D].重庆:重庆大学, 2016. DENG Y Q. Investigation on the joining of CP-Ti, Ti-6Al-4V with similar and 304 stainless steel, Inconel Ni-based alloy dissimilar materials[D]. Chongqing:Chongqing University, 2016. [17] SREH A, FA K, PN A, et al. Interlayer thickening for development of laser-welded Ti-SS joint strength[J]. Optics&Laser Technology, 2019, 112:379-394.
[18] 高旺旺. TA2/S316扩散焊接头组织与性能研究[D].济南:山东大学, 2020. GAO W W. Study on microstructure and properties of TA2/S316 diffusion welding joints[D]. Jinan:Shandong University, 2020.
[19] KUNDU S, CHATTERJEE S, MISHRA D O. Interface microstructure and strength properties of the diffusion-bonded joints of titanium/Cu interlayer/stainless steel[J]. Metallurgical&Materials Transactions A, 2008,39:2106-2114.
[20] KUNDU S, CHATTERJEE S. Interface microstructure and strength properties of the diffusion-bonded joints of titanium/Cu interlayer/stainless steel[J]. Metallurgical&Materials Transactions A, 2008, 527(10/11):2714-2719.
[21] 赵蕾.钛合金与不锈钢的激光焊接研究[D].镇江:江苏科技大学,2016. ZHAO L. Laser welding of titanium alloy and stainless steel[D]. Zhenjiang:Jiangsu University of Science and Technology,2016.
[22] 李鹏,李京龙,熊江涛,等.TA2/Ni+Nb中间层/1Cr18Ni9Ti扩散焊接头的组织与性能[J].航空材料学报,2010,30(5):25-29. LI P, LI J L, XIONG J T, et al. Microstructure and properties of TA2/Ni+Nb interlayer/1Cr18Ni9Ti diffusion welded joint[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2010,30(5):25-29.
[23] 陈一帆,张占领,邱然锋.以铌+铜为复合中间层扩散焊接钛合金/不锈钢接头的组织与性能[J].机械工程材料,2018,42(10):77-80. CHEN Y F, ZHANG Z L, QIU R F. Microstructure and property of diffusion welded titanium alloy/stainless steel joint with Nb and Cu as composite interlayer[J].Materials for Mechanical Engineering,2018,42(10):77-80.
[24] LI P, LI J L, XIONG J T. Diffusion bonding titanium to stainless steel using Nb/Cu/Ni multi-interlayer[J]. Materials Characterization, 2013, 68:82-87.
[25] 孙荣禄,张九海,黄喜东.中间过渡金属V+Cu对钛合金与不锈钢扩散焊接头性能的影响[J].焊接,1997(2):2-6. SUN R L,ZHANG J H, HUANG X D. Influence of transition metal V+Cu on properties of diffusion bonding of titanium alloy and stainless steel[J].Welding&Joining,1997(2):2-6.
[26] 尹孝辉,李美栓,王阳,等.连接温度、压力和保温时间对Ti3SiC2/Ni扩散连接接头性能的影响[J].稀有金属材料与工程,2007(增刊2):461-464. YIN X H, LI M S, WANG Y, et al. Effects of bonding temperature,pressure and holding time on the properties of Ti3SiC2/Ni diffusion bonded joints[J]. Rare Metal Materials and Engineering,2007(S2):461-464.
[27] 杨睿,李世春,宋玉强.Al/Cu扩散偶相界面的实验研究[J].中国石油大学学报(自然科学版),2007(2):110-113. YANG R, LI S C, SONG Y Q. Experimental study on interface of Al/Cu diffusion couple[J]. Journal of China University of Petroleum, 2007(2):110-113.
[28] 易杰,李落星,刘开勇,等.焊丝成分对6061-T6铝合金双脉冲MIG焊缝组织与性能的影响[J].兵器材料科学与工程,2015,38(3):26-30. YI J, LI L X, LIU K Y, et al. Effect of welding wire compositions on microstructures and mechanical properties of double pulsed MIG welding joint of 6061-T6 aluminum alloy[J]. Ordnance Material Science and Engineering,2015,38(3):26-30.
[29] SEQUEIRA C A C, AMARAL L. Role Kirkendall effect in diffusion processes in solids[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2014, 24(1):1-11.
[30] 陈一帆.不锈钢与钛合金加中间层的扩散焊接[D].洛阳:河南科技大学,2018. CHEN Y F. Diffusion welding of stainless steel and titanium alloy with intermediate layer[D]. Luoyang:Henan University of Science and Technology, 2018.
下载:
计量
- 文章访问数: 5
- HTML全文浏览量: 0
- PDF下载量: 5
