李雪交，馬宏昊，沈兆武

(中國科學技術(shù)大學近代力學系，安徽 合肥 230027)

鋁合金與槽型界面鋼板的爆炸焊接*

李雪交，馬宏昊，沈兆武

(中國科學技術(shù)大學近代力學系，安徽 合肥 230027)

采用尺寸為4 mm×410 mm×410 mm的5083鋁合金和尺寸為15 mm×400 mm×400 mm、表面開有燕尾槽的Q345鋼板作為爆炸焊接的覆板與基板，根據(jù)理論公式得到鋁合金-鋼爆炸焊接下限后，選取其附近的參數(shù)進行爆炸焊接，再通過力學性能檢測和微觀形貌觀察研究5083/Q345復(fù)合板界面的結(jié)合性能。實驗結(jié)果表明：鋁合金與鋼在冶金結(jié)合和燕尾槽的擠壓嚙合共同作用下實現(xiàn)爆炸復(fù)合；鋁合金與燕尾槽上底面、傾斜面和下底面的界面均呈平直狀。鋁合金與燕尾槽上底面、下底面以直接結(jié)合和不連續(xù)熔化塊相結(jié)合的方式復(fù)合，而鋁合金與燕尾槽傾斜面以連續(xù)熔化層的方式復(fù)合；復(fù)合板的剪切強度大于172 MPa，滿足Al/Fe復(fù)合板結(jié)合強度的要求。

爆炸力學；爆炸焊接；擠壓嚙合；冶金結(jié)合；燕尾槽；結(jié)合強度

隨著現(xiàn)代工業(yè)發(fā)展，單一金屬材料的性能已很難滿足要求，層狀金屬復(fù)合板結(jié)合了金屬組元各自的優(yōu)點，可獲得單一金屬材料不具有的物理和化學性能，同時節(jié)約了大量貴重金屬材料，具有很高的經(jīng)濟價值與應(yīng)用前景。目前層狀金屬復(fù)合板廣泛采用爆炸法進行焊接[1]。

鋁合金具有密度小、導(dǎo)電性好、導(dǎo)熱率高、耐腐蝕等優(yōu)點，其復(fù)合板材已廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、機械制造、船舶、化工等領(lǐng)域。由于鋁合金與鋼直接爆炸焊接存在一定困難，通常在基覆板中間加入純鋁、鈦、鎳等過渡層，然后經(jīng)過2次或多次爆炸焊接將鋁合金與鋼復(fù)合在一起，形成鋁合金-鋁-鋼、鋁合金-鈦-鋼、鋁合金-鈦-鎳-鋼等3層或者多層結(jié)構(gòu)的復(fù)合板[2-5]，但爆炸焊接工序多、效率低、成本較高。

本文中采用鋁合金與表面開有燕尾槽的鋼板進行直接爆炸焊接，為鋁合金與鋼的爆炸焊接提供一種新方法。其具有簡化焊接工序、降低焊接藥量、減少環(huán)境污染以及提高焊接質(zhì)量和效率等優(yōu)點。

1 實驗材料及方法

爆炸焊接基板為Q345鋼，尺寸為15 mm×400 mm×400 mm，覆板為5083鋁合金，尺寸為4 mm×410 mm×410 mm。其物理性能和機械性能如表1所示。表中Tm、c、ρ和HV分別為金屬材料的熔點、體積聲速、密度和維氏硬度；σs和σb分別為金屬材料的拉伸強度和屈服強度。

表1 基板與覆板的物理和機械性能Table 1 Physical and mechanical properties of flyer and base plates

圖1 燕尾槽截面示意圖Fig.1 Schematic of cross-section of dovetail grooves

在基板表面分別沿著橫向和縱向開出上底面2 mm、下底面3 mm、高1 mm的燕尾槽，其中燕尾槽上底面的間距為3 mm，如圖1所示。

實驗以乳化基質(zhì)、敏化劑膨脹珍珠巖以及稀釋劑工業(yè)食鹽調(diào)配成的低爆速乳化炸藥作為焊接炸藥。焊接炸藥的藥框采用鋁蜂窩板，材質(zhì)為厚50 μm 的3003H24鋁合金，蜂窩孔呈正六邊形，邊長8 mm，如圖2所示。其具有結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、強度高、剛度大、平面度好等優(yōu)點。根據(jù)焊接藥量選擇合適高度的鋁蜂窩板后，將炸藥填入鋁蜂窩板孔隙，制成鋁蜂窩炸藥，如圖3所示。鋁蜂窩板可保證各位置焊接炸藥厚度相同。

爆炸焊接裝置為平行安裝結(jié)構(gòu)，起爆端位于炸藥的中心位置，如圖4所示。爆炸焊接后采用Carl Zeiss Axio Imager A1m型金相顯微鏡和XL-30 ESEM型環(huán)境電子掃描顯微鏡觀察鋁合金與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板結(jié)合界面的微觀形貌，然后再采用MTS-810型萬能試驗機進行拉伸和剪切實驗，檢測爆炸復(fù)合板的力學性能。

圖2 鋁蜂窩板Fig.2 Aluminum honeycomb panel

圖3 鋁蜂窩炸藥Fig.3 Aluminum honeycomb explosive

圖4 爆炸焊接裝置示意圖Fig.4 Schematic of explosive welding set-up

2 鋁合金-鋼爆炸焊接參數(shù)

選擇合理的焊接參數(shù)是實現(xiàn)爆炸焊接并獲得良好焊接質(zhì)量的前提和關(guān)鍵。動態(tài)碰撞角、碰撞點移動速度、碰撞速度是爆炸焊接的主要動態(tài)參數(shù)，其中任意兩參數(shù)相互獨立，其在同一平面內(nèi)構(gòu)成了爆炸焊接區(qū)域，即爆炸焊接窗口[6]。在此窗口內(nèi)均可獲得良好的焊接質(zhì)量，而且一般爆炸焊接下限附近復(fù)合板的焊接質(zhì)量最好[7-8]。

同種金屬材料爆炸焊接產(chǎn)生金屬射流的最小碰撞速度vp,min以及碰撞壓力p公式為[9-10]：

(1)

(2)

式中：σb為金屬材料的抗拉強度，ρ為金屬材料的密度，c為金屬材料的體積聲速,vp為金屬材料的碰撞速度。

根據(jù)式(1)得到兩種相同金屬材料的最小碰撞速度vp,min1和vp,min2后，代入式(2)得到相應(yīng)的碰撞壓力pmin1和pmin2，取pmin=max(pmin1,pmin2)，則不同金屬材料間的最小碰撞速度vp,min為[10]：

(3)

式中：ρ1和ρ2分別為覆板和基板的密度，c1和c2分別為覆板和基板的體積聲速。

當碰撞點移動速度vcp等于臨界碰撞點移動速度vc時，金屬表面開始從層流過渡到湍流，為獲得良好的焊接質(zhì)量，碰撞點移動速度vcp應(yīng)大于臨界碰撞點移動速度vc小于金屬材料的體積聲速c。臨界碰撞點移動速度vc計算公式為[11]：

(4)

式中：Re為適用流動過程的雷諾數(shù)，取Re=10.6；H1和H2分別為覆板和基板的維氏硬度；ρ1和ρ2分別為覆板和基板的密度。

根據(jù)式(1)～(4)得到鋁合金與鋼爆炸焊接的最小碰撞速度vp,min=522m/s、碰撞壓力p=4.5 GPa、臨界碰撞點移動速度vc=2 122 m/s。

S.W.Stivers等[10]根據(jù)臨界碰撞點移動速度vc給出了相應(yīng)碰撞點移動速度vcp大于2 000m/s、小于2 500m/s的表達式：

vcp=vc+200

(5)

炸藥爆速vd與碰撞點移動速度vcp相等,均為2 222m/s，所以選用爆速約為2 300m/s的乳化炸藥進行爆炸焊接實驗。A.A.Ezra[12]認為產(chǎn)生強烈塑性流動和金屬射流的臨界壓力pc大約為金屬材料靜態(tài)屈服強度的10～12倍，則鋁合金與鋼的臨界碰撞壓力pc分別為1.25～1.50GPa和3.85～4.62GPa。鋁合金與燕尾槽鋼爆炸焊接實驗的碰撞速度vp靠近鋁合金-鋼爆炸復(fù)合的最小碰撞速度vp,min，取vp=600m/s，此時界面的碰撞壓力p=5.1GPa，則鋁合金與燕尾槽鋼內(nèi)表面產(chǎn)生強烈的塑性變形和金屬射流。

覆板與基板爆炸焊接簡化為一維運動，則對于γ=2.5乳化炸藥的覆板碰撞速度vp可表達為[13]：

(6)

式中：R=ρ0δ0/ρ1δ1，δ0=Wg/ρ0。

覆板和基板間距的經(jīng)驗公式為[10]：

h=0.2(δ0+δ1)

(7)

式中：R為質(zhì)量比；ρ0為炸藥密度，kg/m3；Wg為單位面積炸藥藥量，g/cm2；h為基板和覆板的間距，cm；δ1為覆板厚度，cm；δ為焊接炸藥厚度，mm。

由式(5)～(7)得到鋁合金與燕尾槽鋼爆炸焊接參數(shù)，炸藥密度為0.78g/cm3、炸藥與覆層的質(zhì)量比為1.19、炸藥藥量為2 168g和基層覆層間距為4.1mm。

3 實驗結(jié)果與分析

3.1 鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板

圖5 爆炸復(fù)合板截面實物圖Fig.5 Image of actual cross-section of explosive clad plate

爆炸焊接后進行較平、打磨，得到厚18 mm的鋁合金-燕尾槽鋼復(fù)合板，其中鋁合金層厚3 mm，鋼層厚15 mm。然后沿著爆轟方向切割復(fù)合板，觀察界面結(jié)合緊密，焊接質(zhì)量良好，靠近邊緣處的復(fù)合板截面如圖5所示。由于覆板面積比基板大，將空氣稀疏波作用范圍引向基板邊緣之外，使得靠近邊緣處鋁合金與燕尾槽鋼的碰撞壓力基本不受影響，而且鋁合金與鋼依靠燕尾槽相互擠壓嚙合在一起，抑制反射拉伸波將界面拉開，所以鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的邊緣處基本無邊界效應(yīng)。由于鋁合金與燕尾槽鋼采用一次爆炸焊接工藝復(fù)合在一起，減少了焊接工序以及藥量，提高了焊接質(zhì)量和效率，同時減少了環(huán)境的污染。

傳統(tǒng)鋁合金與鋼直接爆炸焊接時在塑性變形熱和絕熱壓縮熱作用下界面易產(chǎn)生過熔現(xiàn)象以及多種脆性金屬間化合物，而且鋁合金的凝固溫度范圍較寬，使得界面凝固時間以及受反射拉伸波作用時間延長，造成焊接質(zhì)量較差，甚至界面被拉開，所以鋁合金與鋼直接爆炸焊接存在一定的困難。本文中采用表面開有燕尾槽的鋼板與鋁合金進行直接爆炸焊接。在焊接炸藥能量的作用下，一部分鋁合金與燕尾槽上底面高速撞擊，使得碰撞區(qū)鋁合金與鋼的內(nèi)表面均產(chǎn)生強烈的塑性變形，物理性質(zhì)類似流體，此時形成的金屬射流消除了碰撞點前金屬表面的氧化膜和污染物，露出具有活性的新鮮金屬，使其在高溫、高壓以及劇烈的塑性變形作用下進行冶金結(jié)合，另一部分鋁合金則向燕尾槽內(nèi)高速運動，被壓入燕尾槽的鋁合金與燕尾槽下底面進行冶金結(jié)合過程中，同時向燕尾槽的傾斜面運動，充滿整個燕尾槽，此時界面空氣受到絕熱壓縮，使鋁合金與燕尾槽傾斜面在絕熱壓縮熱的作用下形成中間過渡層，從而復(fù)合在一起?？傊?，鋁合金與燕尾槽鋼在燕尾槽的擠壓嚙合作用下充分進行冶金結(jié)合，抑制反射拉伸波將界面拉開，實現(xiàn)直接爆炸焊接。

3.2 鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板力學性能分析

界面結(jié)合強度是衡量焊接質(zhì)量優(yōu)劣的重要指標之一，按照GB/T 6396-2008《復(fù)合鋼板力學及工藝性能試驗方法》和GB/T 6396-2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》分別切割4個平行試件進行拉伸實驗和剪切實驗，結(jié)果如表2所示,表中Sb和σb分別為拉伸試件的截面面積和拉伸強度，Sτ和στ分別為剪切試件的結(jié)合面積和剪切強度。。

表2 爆炸復(fù)合板的力學性能實驗結(jié)果Table 2 Experimental results of mechanical properties of explosive clad plate

由表2可知，鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的平均拉伸強度為532.5 MPa，平均剪切強度為180.8 MPa。鋁合金-燕尾槽鋼復(fù)合板的理論抗拉強度下限為507.3 MPa[14]，復(fù)合板4個平行試件的抗拉強度均大于其理論抗拉強度下限。一般在沖擊載荷作用下金屬材料的抗拉強度將增大，所以鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的抗拉強度大于其理論抗拉強度下限。

鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板拉剪實驗時界面未發(fā)生分離，斷裂位置位于鋁合金一側(cè)，如圖6所示。由表2可知，鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板界面的剪切強度大于172 MPa，滿足鋁合金-鋼復(fù)合板結(jié)合強度的要求。鋁合金與鋼在冶金結(jié)合和燕尾槽的擠壓嚙合作用下抑制復(fù)合板界面被拉開，同時其結(jié)合面積比傳統(tǒng)鋁合金-鋼復(fù)合板大145%，使復(fù)合板界面的結(jié)合強度增大，所以拉剪實驗時斷裂位置位于鋁合金一側(cè)。

圖6 拉剪破壞試件實物圖Fig.6 Image of actual tensile shear failure specimen

4 鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板結(jié)合界面的微觀形貌觀察

4.1 復(fù)合板結(jié)合界面金相組織

選取鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板結(jié)合界面的4個位置進行金相組織觀察，分別位于鋁合金與燕尾槽上底面(A)、傾斜面(B)、下底面(C)以及拐角處(D)，如圖7所示。

根據(jù)圖7標注的位置，采用金相顯微鏡得到鋁合金與燕尾槽上底面、傾斜面、下底面以及拐角處結(jié)合界面的金相組織，如圖8所示。

圖7 爆炸復(fù)合板金相觀察位置Fig.7 Metallographic observation points of explosive clad plate

由圖8中4個不同位置的金相組織可知，鋁合金與燕尾槽上底面、傾斜面、下底面基本均以平直狀的方式結(jié)合，鋁合金與燕尾槽拐角處結(jié)合緊密。鋁合金與鋼產(chǎn)生金屬射流的臨界碰撞壓力分別為1.25～1.50 GPa和3.85～4.62 GPa，而本實驗中鋁合金與燕尾槽鋼爆炸焊接的碰撞壓力為5.1 GPa，界面兩側(cè)產(chǎn)生強烈的塑性變形和金屬射流，使得鋁合金與鋼以冶金結(jié)合的方式復(fù)合在一起。由于鋁合金與鋼的密度、熔點等物理性能相差較大，所以鋁合金與鋼復(fù)合板界面結(jié)合均呈平直狀。

4.2 復(fù)合板結(jié)合界面掃描電鏡

圖9(a)、(b)、(c)和(d)分別為鋁合金與燕尾槽上底面、傾斜面、下底面以及拐角處結(jié)合界面的掃描電鏡圖，由圖9可知，鋁合金與鋼結(jié)合界面出現(xiàn)不同于鋁合金層與鋼層的中間過渡層，其中鋁合金與燕尾槽上底面中間過渡層的厚度為0～20 μm；鋁合金與燕尾槽傾斜面的中間過渡層的厚度為20～120 μm，其中含有氣孔等微觀缺陷；鋁合金與燕尾槽下底面中間過渡層的厚度為0～30 μm。鋁合金與燕尾槽傾斜面的中間過渡層厚度比鋁合金與上底面和下底面的中間過渡層厚度大。

鋁合金與燕尾槽鋼在爆炸焊接過程中，界面空氣受到絕熱壓縮向四周和燕尾槽運動，鋁合金與燕尾槽上底面與下底面高速碰撞下產(chǎn)生劇烈的塑性變形以及塑性變形熱，使其以直接結(jié)合和不連續(xù)的熔化塊相結(jié)合的方式結(jié)合，而被壓入燕尾槽的鋁合金在與燕尾槽下底面冶金結(jié)合過程中，同時受到擠壓向燕尾槽傾斜面運動，此時界面空氣受到絕熱壓縮，在絕熱壓縮熱的作用下產(chǎn)生厚度不均的連續(xù)熔化層，從而使鋁合金與燕尾槽傾斜面結(jié)合在一起。由于鋁合金與燕尾槽傾斜面的空氣無法全部排出，進入熔體金屬內(nèi)產(chǎn)生氣孔等微觀缺陷。

4.3 鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板結(jié)合界面能譜分析

為進一步研究鋁合金-鋼爆炸復(fù)合板的中間過渡層，分別對鋁合金與燕尾槽上底面的界面進行線掃描能譜分析以及復(fù)合板的鋁合金層、中間過渡層和鋼層進行點掃描能譜分析，如圖10和表3所示。

由圖10可知，對鋁合金與燕尾槽鋼上底面的界面進行線掃描，在中間過渡層出現(xiàn)寬約20 μm的平臺，并根據(jù)表3中間過渡層鋁、鐵的原子分數(shù)比例可知，表明中間過渡層生成了含有Al和Fe的金屬間化合物。鋁與鋼爆炸焊接過程中界面兩側(cè)金屬在高溫、高壓和強烈的塑性變形作用下產(chǎn)生熔化，可能生成FeAl3、FeAl2、FeAl等多種脆性金屬間化合物[15]。

圖10 爆炸復(fù)合板界面能譜分析Fig.10 EDS analysis across the interface of explosive clad plate

表3 界面不同位置的化學成分(摩爾分數(shù))Table 3 Chemical components at different points on the interface (mole fraction)

5 結(jié) 論

(1)鋁合金與燕尾槽鋼在燕尾槽的擠壓嚙合作用下充分進行冶金結(jié)合，抑制反射拉伸波將界面拉開，從而實現(xiàn)爆炸復(fù)合，為鋁合金與鋼的爆炸焊接提供一種新方法。

(2)鋁合金與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板界面結(jié)合緊密，焊接質(zhì)量良好。拉剪實驗時試件斷裂位置位于鋁合金一側(cè)，其剪切強度大于172 MPa，滿足Al/Fe復(fù)合板結(jié)合強度的要求。

(3)鋁合金與燕尾槽上底面、傾斜面、下底面結(jié)合界面均呈平直狀，其中鋁合金與燕尾槽上底面、下底面以直接結(jié)合和不連續(xù)的熔化塊相結(jié)合的方式結(jié)合，鋁合金與燕尾槽傾斜面以連續(xù)的熔化層的方式結(jié)合。鋁合金與燕尾槽傾斜面的中間過渡層厚度比鋁合金與燕尾槽上底面以及下底面中間過渡層厚度大，而且其中間過渡層含有氣孔等微觀缺陷。

(4)5083/Q345復(fù)合板界面的中間過渡層生成了含有Al和Fe的金屬間化合物。

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(責任編輯 曾月蓉)

Explosive welding of interface between aluminum alloy and steel plate with dovetail grooves

Li Xuejiao, Ma Honghao, Shen Zhaowu

(DepartmentofModernMechanics,UniversityofScienceandTechnologyofChina,Hefei230027,Anhui,China)

In this work, using a 5083 aluminum alloy plate (4 mm×410 mm×410 mm) and a Q345 steel plate with dovetail grooves (15 mm×400 mm×400 mm) as the flyer and base plates, and based on the lower limit of explosive welding of aluminum alloy with steel calculated from theoretical formulas, we carried out explosive welding experiments with selected parameters which were close to the lower limit. We studied the bonding performances on the interfaces of the 5083/Q345 clad plate by checking its mechanical properties and observing its micro-structure. The results show that the explosive welding of aluminum alloy and steel is achieved through a combined action of the metallurgical bonding and the extraction and meshing of the dovetail grooves; the bonding interface between the aluminum alloy and the upper, lower and inclined surfaces of the dovetail grooves exhibits an even shape; the welding between the aluminum alloy and the upper and lower surfaces of the dovetail grooves is realized by both direct bonding and discontinuous melting while that between the aluminum alloy and the inclined surface of the dovetail grooves is realized by continuous melting. The tensile shear strength of the clad plate is greater than 172 MPa, which satisfies the requirement placed on the bonding strength of a Al/Fe clad plate.

mechanics of explosion; explosive welding; extraction and meshing; metallurgical bonding; dovetail groove; bonding strength

10.11883/1001-1455(2016)05-0640-08

2015-03-04； < class="emphasis_bold">修回日期：2015-06-03

2015-06-03

國家自然科學基金面上項目(51374189,51174183)

李雪交(1986— )，男，博士研究生;

馬宏昊，hhma@ustc.edu.cn。

O389 <國標學科代碼：13035 class="emphasis_bold"> 國標學科代碼：13035 文獻標志碼：A國標學科代碼：13035

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