楊 琳，樊 奇，曹曉卿，徐平平，王文先

(太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，太原 030024)

金屬?gòu)?fù)合板是將幾種不同材料的金屬板通過(guò)一定的復(fù)合技術(shù)結(jié)合為一體的復(fù)合材料[1]。合理選擇組元金屬，可使金屬?gòu)?fù)合板的力學(xué)、物理和化學(xué)性能得到優(yōu)化，同時(shí)具有良好的裝飾性、導(dǎo)電導(dǎo)熱性、耐蝕耐磨性及節(jié)約貴重金屬等優(yōu)點(diǎn)，因此，金屬?gòu)?fù)合板在生產(chǎn)和生活中得到了廣泛應(yīng)用。異種金屬?gòu)?fù)合板的制備工藝主要有軋制復(fù)合、爆炸復(fù)合、爆炸制坯-軋制復(fù)合和擴(kuò)散焊接等。但在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中，這些工藝在復(fù)合界面容易生成脆性的金屬間化合物，破壞基體間的冶金結(jié)合，影響金屬?gòu)?fù)合板的成形性能[2]。而且這些工藝生產(chǎn)的金屬?gòu)?fù)合板組元金屬層的厚度難以控制，產(chǎn)品的一致性較差[1]，并不同程度地存在耗能高、污染嚴(yán)重、成本高等問(wèn)題[3]。

雙金屬疊層板由兩層不同力學(xué)性能的金屬板疊加而成，與金屬?gòu)?fù)合板相似，兼有兩種金屬的優(yōu)良性能，且不存在金屬?gòu)?fù)合板的脆性中間界面層，可用于生產(chǎn)具有良好耐腐蝕性、輕量化和減震性的產(chǎn)品。如今，雙層金屬板在航空航天、汽車、化工和電力等工業(yè)領(lǐng)域得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。拉深是一種重要的板料成形方式，研究雙金屬疊層板的拉深性能，得到合理的拉深工藝參數(shù)，對(duì)促進(jìn)雙金屬疊層板的廣泛應(yīng)用具有重要意義。但其組元金屬的力學(xué)性能差異及組元金屬間的互相影響導(dǎo)致疊層板拉深成形比單金屬板的復(fù)雜[4]，其影響因素不僅與拉深工藝參數(shù)(如成形溫度)有關(guān)，而且與疊層順序、組元金屬的板坯厚度等密切相關(guān)[5]。

目前，已有鋼/黃銅、鋼/鋁、鈦/鋼兩層復(fù)合板[6-10]以及鋼/鋁/鋼[6]、不銹鋼/鋁合金/不銹鋼[11]三層復(fù)合板的研究。鎂合金密度低、比強(qiáng)度和比剛度高、減震、導(dǎo)熱性好，但耐腐蝕性差，而鋁合金表面易形成比較致密的氧化膜，耐腐蝕性優(yōu)良。因此，鎂/鋁合金層狀復(fù)合材料可以兼具鎂合金與鋁合金的性能優(yōu)勢(shì)。目前關(guān)于鎂合金與鋁合金的研究多限于采用擠壓、爆炸復(fù)合等方法制備的金屬?gòu)?fù)合板[12-14]，而關(guān)于鎂/鋁疊層板及其成形性能的研究還鮮見(jiàn)報(bào)道。

為此，本文作者首先通過(guò)數(shù)值模擬研究板坯的疊層順序?qū)︽V/鋁雙金屬疊層板拉深性能的影響。然后通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究鎂/鋁雙金屬疊層板的拉深成形過(guò)程，分析板坯厚度、成形溫度對(duì)其拉深成形性能的影響。并通過(guò)分析拉深后所得筒形件的壁厚分布，研究鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)的危險(xiǎn)區(qū)域位置，為鎂/鋁雙金屬疊層板的應(yīng)用打下良好的基礎(chǔ)，并有利于促進(jìn)鎂合金板材制品的廣泛應(yīng)用。

1 數(shù)值模擬

采用 DYNAFORM 軟件對(duì)鎂/鋁雙金屬疊層板筒形件的拉深過(guò)程進(jìn)行模擬。圖1所示為鎂/鋁雙金屬疊層板筒形件拉深過(guò)程模擬建立的模型，為與實(shí)驗(yàn)一致，模型中凸模直徑為38 mm，凹模直徑為42 mm，凸模圓角半徑為 7 mm，凹模圓角半徑為 9 mm。采用DYNAFORM軟件的Tool Mesh對(duì)工具進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用Blank Generator對(duì)板料進(jìn)行網(wǎng)格劃分。將拉深凸、凹模及壓邊圈均視為剛體。由于模具與板坯的軸對(duì)稱性，為縮短計(jì)算時(shí)間，取整個(gè)模型的1/4進(jìn)行計(jì)算。

圖1 數(shù)值模擬用網(wǎng)格模型Fig. 1 Mesh model for numerical simulation

模擬中的材料為 AZ31鎂合金/1060鋁合金疊層板，鎂、鋁合金板的厚度均為0.8 mm。模擬中定義接觸類型為單向面面接觸，并打開(kāi)板坯與板坯之間的接觸選項(xiàng)(Between parts)。定義摩擦條件為庫(kù)侖摩擦，板料與凸模之間的摩擦因數(shù)為0.2，與凹模之間的摩擦因數(shù)為0.14，與壓邊圈之間的摩擦因數(shù)為0.14，兩板之間的摩擦因數(shù)為0.125。凹模和壓邊圈采用固定壓邊間隙1.76 mm，模擬沖壓速度為默認(rèn)值5 m/s，模擬成形溫度分別為室溫、160和200 ℃。另外，設(shè)AM為鋁板與凸模接觸，鎂板與凹模接觸；MA為鎂板與凸模接觸，鋁板與凹模接觸。

圖2和3所示分別為成形溫度為160和200 ℃時(shí)的模擬結(jié)果。成形溫度為室溫，板坯直徑為60 mm，拉深筒形件均拉裂，但板坯疊層順序?yàn)锳M時(shí)，筒形

件拉入凹模3 mm破裂；板坯疊層順序?yàn)镸A時(shí)，筒形件拉入凹模5 mm破裂。成形溫度為160 ℃時(shí)，板坯直徑為90 mm，板坯疊層順序?yàn)锳M時(shí)，筒形件凸模圓角處出現(xiàn)拉裂(見(jiàn)圖 2(a))；板坯疊層順序?yàn)?MA時(shí)，筒形件沒(méi)有出現(xiàn)拉裂(見(jiàn)圖 2(b))。成形溫度為200 ℃時(shí)，板坯直徑為90 mm，拉深筒形件均未出現(xiàn)拉裂，但板坯疊層順序?yàn)锳M時(shí)，筒形件起皺較明顯(見(jiàn)圖3(a))；板坯疊層順序?yàn)镸A時(shí)，筒形件成形質(zhì)量較好(見(jiàn)圖 3(b))。由此可見(jiàn)，鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)，鎂板與拉深凸模接觸比鋁板與拉深凸模接觸具有較好的拉深成形性能。

由于存在的種種問(wèn)題，以及各種因素的制約，高?？?jī)效考核的科學(xué)性、規(guī)范性、客觀性都存在一定欠缺，因此，無(wú)法得到讓人們信服的績(jī)效評(píng)價(jià)結(jié)果?？陀^地說(shuō)，現(xiàn)階段高校財(cái)務(wù)人員績(jī)效評(píng)價(jià)工作仍處探索階段，在具體操作過(guò)程中，應(yīng)當(dāng)要完善績(jī)效評(píng)價(jià)體系，并且要對(duì)其進(jìn)行規(guī)范，使其作用可以得到合理發(fā)揮。

圖2 160 ℃時(shí)有限元模擬結(jié)果Fig. 2 FEM simulation results at 160 ℃: (a) AM; (b) MA

圖3 200 ℃下時(shí)有限元模擬結(jié)果Fig. 3 FEM simulation results at 200 ℃: (a) AM; (b) MA

2 拉深實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為AZ31鎂合金板材、1060鋁合金板材及由二者構(gòu)成的鎂/鋁雙金屬疊層板，實(shí)驗(yàn)用鎂合金、鋁合金的化學(xué)成分見(jiàn)表1。

實(shí)驗(yàn)?zāi)＞邽橐惶鬃灾髟O(shè)計(jì)的可控溫拉深模具，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖4所示。通過(guò)控制模具中內(nèi)嵌的電熱絲加熱凸模、凹模及板料，控溫精度為±5 ℃。采用電火花線切割機(jī)將板材加工成d60、d70、d80、d90和d100 mm的圓坯，依次用丙酮清洗表面油污，細(xì)砂紙打磨。實(shí)驗(yàn)時(shí)模具安裝在DNS200微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上，試驗(yàn)機(jī)的位移分辨率為0.01 mm。拉深凸模固定在試驗(yàn)機(jī)的上橫梁十字夾頭上，橫梁移動(dòng)速度為5 mm/min。采用聚四氟乙烯薄膜作為潤(rùn)滑劑，拉深溫度為100~270 ℃[15]。依據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，實(shí)驗(yàn)時(shí)采用MA疊層順序，將各組別的板坯加熱到設(shè)定溫度，保溫10 min后開(kāi)始拉深。拉深結(jié)束后，觀察筒形件的成形狀況，測(cè)量筒形件壁厚變化，并分析凸模載荷-位移曲線。

表1 AZ31鎂合金和1060鋁合金化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of AZ31 alloy and 1060 alloy sheets

圖4 拉深模具示意圖Fig. 4 Schematic diagram of deep drawing die

3 結(jié)果與討論

3.1 組元金屬板料厚度對(duì)疊層板拉深載荷的影響

為了研究組元金屬板坯厚度對(duì)鎂/鋁雙金屬疊層板拉深成形性能的影響，采用兩種厚度的鎂板分別與4種厚度的鋁板組成不同厚度的鎂/鋁雙金屬疊層板，組元金屬分組情況見(jiàn)表2。

圖5所示為0.8 mm厚AZ31鎂板與4種厚度的1060鋁板組合的鎂/鋁雙金屬疊層板在不同溫度下的最大拉深載荷圖。由圖5可以看出，相同溫度下，隨著鋁板厚度從0.3 mm增大到1.0 mm，最大拉深力呈增大趨勢(shì)。同時(shí)，隨著成形溫度從 130 ℃升高至200 ℃，最大拉深力的增大趨勢(shì)減緩，即隨著成形溫度的增加，最大拉深力對(duì)板厚的敏感度降低。圖6所示為200 ℃時(shí)，2種厚度的鎂板與4種厚度的鋁板各實(shí)驗(yàn)組的最大拉深載荷圖。由圖6可見(jiàn)，相同溫度下，鋁板厚度分別為0.3、0.5、0.8和1.0 mm時(shí)，鎂板厚度從0.8 mm增加到1.0 mm，最大拉深力分別提高了18%、22%、27%和 17%。即鋁板厚度一定時(shí)，鎂板厚度從0.8 mm增至1.

表2 鎂板與鋁板厚度組合Table 2 Thickness group of Mg and Al sheets

圖5 鎂板(厚度為0.8 mm)與不同厚度鋁板的組合在不同溫度下的最大拉深力Fig. 5 Maximum drawing forces of groups of Mg sheet and Al sheet with different thicknesses at different temperatures(thickness of magnesium sheet of 0.8 mm)

0 mm，最大拉深力呈增大趨勢(shì)。

板料拉深時(shí)的最大拉深載荷為筒壁部分所能傳遞的最大拉力[16]：

圖6 200 ℃不同板厚組合的最大拉深力Fig. 6 Maximum drawing force of different thickness group at 200 ℃

式中：F為拉深力(N)；d為凹模內(nèi)徑(mm)；t為材料厚度(mm)；σρ為筒壁內(nèi)的總拉應(yīng)力(MPa)。其中，σρ由變形區(qū)變形需要的徑向拉應(yīng)力最大值σ1max，材料在壓邊圈和凹模平面間的間隙里流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的摩擦力μFQ引起的附加拉應(yīng)力σM，毛坯流過(guò)凹模圓角表面遇到的摩擦阻力，毛坯經(jīng)過(guò)凹模圓角時(shí)產(chǎn)生的彎曲變形以及離開(kāi)凹模圓角進(jìn)入凸、凹模間隙后又被拉直產(chǎn)生反向彎曲所需要的應(yīng)力σW和拉深初期毛坯在凸模圓角處的彎曲應(yīng)力等幾部分組成，可表示為

式中：μ為材料與模具間的摩擦因數(shù)；FQ為施加在坯料上的壓邊力(N)；rd為凹模圓角半徑(mm)；rp為凸模圓角半徑(mm)；σb為板料的抗拉強(qiáng)度(MPa)。

將式(2)代入式(1)即得板料拉深時(shí)最大拉深載荷。式(2)中各項(xiàng)均與板料的抗拉強(qiáng)度σb成正比，由此可將式(1)表示為

式中：K為修正系數(shù)。

可見(jiàn)，最大拉深力除與被拉板料的力學(xué)性能有關(guān)外，還與板料的厚度有關(guān)，在單層金屬板拉深時(shí)，最大拉深力隨著板厚的增加而增大。由圖5和圖6可見(jiàn)，鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)，最大拉深力隨組元金屬板厚的增加而增大，與單金屬板拉深規(guī)律相似。當(dāng)疊層板厚度相同時(shí)(如1.8 mm)，鎂板較厚時(shí)所需最大拉深力比鋁板較厚時(shí)的增大了約 7%，說(shuō)明鎂板厚度的增加對(duì)疊層板最大拉深力的影響大于鋁板厚度增加的影響。

根據(jù)式(1)分析，由于本實(shí)驗(yàn)中所用鎂板的抗拉強(qiáng)度大于鋁板的抗拉強(qiáng)度(σbMg=210 MPa，σbAl=102 MPa)，鎂板對(duì)鎂/鋁雙金屬疊層板強(qiáng)度的影響較大?？梢?jiàn)，雙金屬疊層板的拉深成形性能取決于組元金屬的力學(xué)性能，而組元金屬中強(qiáng)度較大的金屬對(duì)疊層板的拉深性能影響較大。這與文獻(xiàn)[17]對(duì)鋁與不銹鋼構(gòu)成的雙層金屬板的研究結(jié)果一致。

3.2 成形溫度對(duì)鎂/鋁雙金屬疊層板極限拉深比的影響

對(duì)鎂/鋁雙金屬疊層板在 100~270 ℃溫度范圍內(nèi)進(jìn)行了等溫拉深。其中，鎂板厚0.8 mm，鋁板厚0.8 mm。圖7所示為實(shí)驗(yàn)得到的鎂/鋁疊層板極限拉深比(LDR)隨拉深溫度的變化。由圖 7可見(jiàn)，隨著拉深溫度的升高，鎂/鋁疊層板的極限拉深比呈先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)溫度為200 ℃時(shí)，鎂/鋁疊層板的極限拉深比達(dá)到2.4。

圖7 鎂/鋁疊層板在不同溫度下的極限拉深比Fig. 7LDR of Mg/Al laminated sheet at different temperatures

隨著變形溫度的升高，鎂合金的非基面滑移系被激活，鎂合金的變形能力增強(qiáng)，且熱激活作用引起的動(dòng)態(tài)回復(fù)減弱了鎂合金的應(yīng)變硬化能力[18]，使抗拉強(qiáng)度σb降低，最大拉深力隨之減小，鎂合金的成形能力得到提高。但當(dāng)溫度高于200 ℃時(shí)，由于抗拉強(qiáng)度σb繼續(xù)降低，鎂板的塑性流動(dòng)加快，容易發(fā)生局部流變失穩(wěn)即縮頸，導(dǎo)致嚴(yán)重變薄而破裂，限制了鎂/鋁雙金屬疊層板極限拉深比的提高，而鋁板的最佳塑性成形溫度也在 180~220 ℃范圍內(nèi)[19]。因此，本實(shí)驗(yàn)中鎂/鋁雙金屬疊層板在200 ℃左右拉深時(shí)獲得了最大的極限拉深比，表明此時(shí)鎂/鋁雙金屬疊層板具有較好的拉深性能。

3.3 鎂/鋁疊層板拉深所得筒形件的壁厚變化

將筒形件沿軸向線切割，通過(guò)測(cè)量構(gòu)成疊層板(鎂板厚度為0.8 mm)的各層板的厚度變化，各取點(diǎn)位置如圖8所示；得到拉深筒形件的壁厚分布如圖9和10所示。其中，圖9所示為200 ℃時(shí)各組合筒形件中鎂板的壁厚分布；圖10所示為相應(yīng)鋁板的壁厚變化?？梢?jiàn)，在研究中所有鎂合金板與鋁合金板的組合，均在位置 5即凸模圓角處，板厚變薄最嚴(yán)重。因此，鎂/鋁雙金屬疊層板的拉裂危險(xiǎn)區(qū)域同單金屬板拉深類似均位于凸模圓角處。

表3所列為200 ℃時(shí)0.8 mm厚鎂板與4種厚度鋁板組合拉深成形后的筒形件最大壁厚減薄率。由表3可見(jiàn)，鋁板厚度分別為0.3、0.5和1.0 mm的疊層板拉深成形后的筒形件，其壁厚減薄嚴(yán)重，有拉裂的可能。而鋁板厚度為0.8 mm的疊層板拉深的筒形件，最大壁厚減薄率最小。0.8 mm厚鎂板相比1.0 mm的鎂板所需的最大拉深力較小，因此，選用0.8 mm厚鎂板。從圖5可以看出，0.8 mm厚鎂合金板與0.3、0.5和0.8 mm厚鋁合金板組合后，鎂/鋁雙金屬疊層板的厚度增加，拉深筒形件所需的最大拉深力增加幅度較小，1.0 mm鋁合金板最大拉深力增加的幅度較大。因此，鎂合金和鋁合金板的厚度均為0.8 mm時(shí)，疊層板內(nèi)的應(yīng)力較小，其應(yīng)變即壁厚減薄率相應(yīng)較小。綜合各因素分析，鎂/鋁合金雙金屬疊層板組元厚度比為1:1時(shí)拉深后危險(xiǎn)斷面的最大壁厚減薄率最小。

圖8 拉深筒形件壁厚測(cè)量取點(diǎn)位置Fig. 8 Location of thickness measuring points on drawn cup

圖9 200 ℃鎂/鋁拉深筒形件中鎂板的壁厚分布Fig. 9 Thickness distribution in Mg layer of Mg/Al alloy sheet drawn cup at 200 ℃

圖10 200 ℃鎂/鋁拉深筒形件中鋁板的壁厚分布Fig. 10 Thickness distribution in Al layer of Mg/Al alloy drawn cup at 200 ℃

表 3 200 ℃拉深后危險(xiǎn)斷面的最大壁厚減薄率(鎂板厚度0.8 mm)Table 3 Maximum thickness thinning rates of risk region at 200 ℃ (thickness of Mg sheet of 0.8 mm)

3.4 雙金屬疊層板拉深對(duì)鎂/鋁組元金屬板拉深性能的影響

圖 11所示為鎂、鋁單金屬板和鎂/鋁雙金屬疊層板在200 ℃拉深所得的筒形件。其中，圖11(a)所示為單鎂板拉深筒形件；圖 11(b)所示為單鋁板拉深筒形件；圖 11(c)所示為鎂/鋁雙金屬疊層板拉深筒形件?？梢钥闯觯瑔捂V板和單鋁板拉深筒形件凸耳嚴(yán)重，鎂/鋁雙金屬疊層板拉深筒形件凸耳最小。凸耳高度較大時(shí)，需要較大的修邊余量，造成了材料的浪費(fèi)。在凸耳的波峰或波谷分別有產(chǎn)生開(kāi)裂的危險(xiǎn)，嚴(yán)重影響產(chǎn)品質(zhì)量，增大廢品率。

鎂/鋁雙金屬疊層板同時(shí)拉深能減小凸耳高度，可能是雙金屬板之間的摩擦以及板料軋制方向互相影響所致。鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)凸耳高度減小的機(jī)理還有待進(jìn)一步研究確定。

圖11 鎂、鋁和鎂/鋁拉深筒形件Fig. 11 Drawn cups of Mg (a), Al (b) and Mg/Al (c)

4 結(jié)論

1) 由數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分析可知，在鎂/鋁雙金屬疊層板拉深成形過(guò)程中，疊層順序、板料厚度和成形溫度是影響其拉深成形性能的重要因素。

2) 模擬結(jié)果表明，鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)鎂板與凸模接觸，其拉深成形性能較好。

3) 鎂/鋁雙金屬疊層板拉深時(shí)，隨著組元金屬板厚的增加，最大拉深力增大。且抗拉強(qiáng)度較大的鎂板對(duì)疊層板最大拉深力的影響較大。綜合考慮筒形件的壁厚減薄情況，在本研究中，合理的板坯厚度組合為鎂、鋁合金板厚度均為0.8 mm。

4) 隨著拉深溫度的升高，鎂/鋁疊層板的極限拉深比呈先增大后減小的趨勢(shì)。當(dāng)溫度為200 ℃時(shí)，鎂/鋁疊層板的極限拉深比達(dá)到最大值 2.4，鎂/鋁疊層板的最佳成形溫度為200 ℃左右。

5) 鎂/鋁雙金屬疊層板拉深筒形件厚度分布與單金屬板拉深筒形件相似，其危險(xiǎn)區(qū)域也出現(xiàn)在凸模圓角處。

6) 鎂/鋁雙金屬疊層板拉深減小了鎂/鋁合金板拉深筒形件的凸耳，減少了修邊余量，可提高材料利用率。

[1] 馬志新, 胡 捷, 李德富, 李彥利. 層狀金屬?gòu)?fù)合板的研究和生產(chǎn)現(xiàn)狀[J]. 稀有金屬, 2003, 27(6): 799-803.MA Zhi-xin, HU Jie, LI De-fu, LI Yan-li. Overview of research and manufacture of layer-metal composite plate[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2003, 27(6): 799-803.

[2] 周德敬, 尹 林, 張新明, 唐建國(guó), 劉星興. 軋制復(fù)合鋁/不銹鋼界面金屬間化合物的生長(zhǎng)動(dòng)力學(xué)[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2012, 22(9): 2461-2468.ZHOU De-jing, YIN Lin, ZHANG Xin-ming, 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.

[3] 李小兵, 祖國(guó)胤, 王 平. 退火溫度對(duì)異步軋制銅/鋁復(fù)合板界面組織及力學(xué)性能的影響[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2013,23(5): 1202-1207.LI Xiao-bin, ZU Guo-yin, WANG ping. Effect of annealing temperature on microstructure and mechanical properties of Cu/Al clad sheet fabricated by asymmetrical roll bonding[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23(5): 1202-1207.

[4] 鄒東平, 劉 勇. 雙金屬板拉深性能影響因素的模擬及分析[J]. 鍛壓技術(shù), 2008, 33(2): 120-123.ZOU Dong-ping, LIU Yong. Numerical simulation and analysis of effect factors on deep-drawing property for bimetal-laminated sheet[J]. Forging and Stamping Technology, 2008, 33(2):120-123.

[5] BAGHERZADEH S, MOLLAEI-DARIANI B, MALEKZADEH K. Theoretical study on hydro-mechanical deep drawing process of bimetallic sheets and experimental observations[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2012, 212: 1840-1849.

[6] TAKUDA H, MORI K, FUJLMOTO H, HATTA N. Prediction of forming limit in deep drawing of Fe/Al laminated composite sheets using ductile fracture criterion[J]. Journal of Material Processing Technology, 1996, 60: 291-296.

[7] ATRIAN A, FERESHTEH-SANIEE F. Deep drawing process of steel/brass laminated sheets[J]. Composites: Part B, 2013,47: 75-81.

[8] LANG L H, DANCKERT J, NIELSEN K B. Multi-layer sheet hydroforming: Experimental and numerical investigation into the very thin layer in the middle[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2005, 170: 524-535.

[9] 董運(yùn)濤, 張家毓, 李選明. 鈦/鋼雙金屬的可控氣氛熱復(fù)合工藝初探[J]. 稀有金屬材料與工程, 2012, 41(9): 141-144.DONG Yun-tao, ZHANG Jia-yu, LI Xuan-ming. Preliminary study of controlled atmosphere roll bonding process for the titanium-steel bimetal system[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2012, 41(9): 141-144.

[10] 王敬忠, 顏學(xué)柏, 王韋琪, 閆靜亞, 容 耀, 嚴(yán) 平. 帶夾層材料的爆炸-軋制鈦鋼復(fù)合板工藝研究[J]. 稀有金屬材料與工程, 2010, 39(2): 310-313.WANG Jing-zhong, YAN Xue-bai, WANG Wei-qi, YAN Jing-ya,RONG Yao, YAN Ping. Titanium cladding steel plates with interlayer by explosion and rolling bonding[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2010, 39(2): 310-313.

[11] 朱旭霞, 彭大暑, 黎祚堅(jiān). 不銹鋼/鋁(合金)/不銹鋼多層復(fù)合板的沖壓成型性能[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2003, 13(4):914-918.ZHU Xu-xia, PENG Da-shu, LI Zuo-jian. Numerical simulation of deep drawing procedure of stainless steel/aluminum alloy/stainless steel composite[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2003, 13(4): 914-918.

[12] 李線絨, 梁 偉, 趙興國(guó), 劉奮成, 張 艷, 付曉鵬. 共晶合金中間層連接鎂/鋁異種金屬的界面組織及結(jié)合強(qiáng)度研究[J].稀有金屬材料與工程, 2008, 37(11): 2016-2019.LI Xian-rong, LIANG Wei, ZHAO Xing-guo, LIU Fen-cheng,ZHANG Yan, FU Xiao-peng. Study on the microstructures and bond strength of Mg/Al heterogenous metal bonded with eutectic alloy interlayer[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2008,37(11): 2016-2019.

[13] 馮世杰, 梁 偉, 薛晉波. AZ91D鎂合金表面真空蒸鍍鋅鋁復(fù)合涂層的研究[J]. 稀有金屬, 2010, 34(5): 678-683.FENG Shi-jie, LIANG Wei, XUE Jin-bo. Zinc-aluminum composite coating of AZ91D magnesium alloy by vacuum evaporating technique[J]. Chinese Journal of Rare Metals, 2010,34(5): 678-683.

[14] 顏銀標(biāo), 王進(jìn)華, 申小平, 張立奎, 周 熙. 鋁合金/鎂合金爆炸復(fù)合界面低溫退火后的結(jié)構(gòu)演化[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào),2010, 20(4): 674-680.YAN Yin-biao, WANG Jin-hua, SHEN Xiao-ping, ZHANG Li-kui, ZHOU Xi. Microstructure evolution of interface of aluminum alloy/magnesium alloy explosive composite plates after low temperature annealing[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(4): 674-680.

[15] 曹曉卿, 劉 毅, 王敬偉, 池成忠, 李黎忱, 王紅霞. AZ31鎂合金薄板在熱態(tài)下的成形極限圖及其應(yīng)用[J]. 稀有金屬材料與工程, 2013, 42(3): 550-554.CAO Xiao-qing, LIU Yi, WANG Jing-wei, CHI Cheng-zhong,LI Li-chen, WANG Hong-xia. Forming limit diagram and application of AZ31 magnesium alloy sheet at elevated temperatures[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2013,42(3): 550-554.

[16] 陳文琳, 陳學(xué)文, 曹曉卿. 金屬板料成形工藝與模具設(shè)計(jì)[M].北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2011: 122-123.CHEN Wen-lin, CHEN Xue-wen, CAO Xiao-qing. Sheet metal forming process and die design [M]. Beijing: China Machine Press, 2011: 122-123.

[17] MOROVVATI M R, MOLLAEI-DARIANI B, ASADIANARDAKANI M H. A theoretical, numerical, and experimental investigation of plastic wrinkling of circular two-layer sheet metal in the deep drawing[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2010, 210: 1738-1747.

[18] 張凱峰, 尹德良, 吳德忠, 蔣少松. AZ31 鎂合金板的熱拉深性能[J]. 中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào), 2003, 13(6): 1505-1509.ZHANG Kai-feng, YIN De-liang, WU De-zhong, JIANG Shao-song. Deep drawability of AZ31 magnesium alloy sheets at elevated temperatures[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2003, 13(6): 1505-1509.

[19] 王 輝, 高 霖, 陳明和, 金玲玲. T6態(tài) 7075鋁合金的溫拉深成形研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程, 2012, 23(2): 232-235.WANG Hui, GAO Lin, CHEN Ming-he, JIN Ling-ling. Deep drawing of A7075 with T6 temper at elevated temperature[J].China Mechanical Engineering, 2012, 23(2): 232-235.