李雪交， 馬宏昊， 沈兆武， 繆廣紅

(中國科學技術(shù)大學 近代力學系, 安徽 合肥 230027)

1 引 言

爆炸焊接以炸藥爆炸能量為能源，傳遞給覆層后與基層高速碰撞，然后經(jīng)過多次能量轉(zhuǎn)換、分配使金屬間形成緊密的結(jié)合能，從而焊接在一起[1]。金屬板爆炸焊接存在一個可焊性窗口，焊接參數(shù)只有此窗口內(nèi)才能獲得良好的焊接質(zhì)量。由于密度、熔點、硬度等物理和力學性能相差較大的金屬爆炸焊接窗口較窄，焊接炸藥能量較小時界面沒有產(chǎn)生金屬射流，金屬板無法進行爆炸焊接; 焊接炸藥能量過大時界面易產(chǎn)生過熔現(xiàn)象，造成界面結(jié)合強度較差，甚至焊接失效。

鋁具有優(yōu)良的導電性、導熱性、良好的耐腐蝕性、密度小等特性，鋁-鋼復合板在艦船、化工、電力、航空航天等領域應用廣泛。但鋁-鋼爆炸焊接界面易產(chǎn)生大量的熔融物質(zhì)以及脆性金屬間化合物，造成界面的結(jié)合強度不高[2-3]。目前國內(nèi)外暫無燕尾槽金屬板爆炸焊接相關資料的報道。為給熔點、強度等物理性質(zhì)和機械性能相差較大的金屬板爆炸焊接提供一條新途徑，本研究采用表面開有燕尾槽的鋼板與鋁板進行爆炸焊接實驗，通過冶金結(jié)合以及燕尾槽的擠壓嚙合共同作用實現(xiàn)爆炸復合，以提高鋁-鋼復合板界面結(jié)合強度，減少爆炸焊接藥量，降低傳統(tǒng)鋁-鋼復合板爆炸焊接窗口下限。爆炸焊接后通過力學性能檢測和金相組織觀察研究鋁與燕尾槽爆炸復合板界面的結(jié)合性能。

2 實驗材料和條件

實驗選用1060鋁板和Q345鋼板分別作為爆炸焊接的覆層和基層，尺寸分別為5 mm×300 mm×300 mm和28 mm×300 mm×300 mm，其化學成分見表1，物理和力學性能見表2。

基板表面沿橫向和縱向分別開有上底面2.5 mm、下底面3.5 mm、高1.5 mm的燕尾槽，其中燕尾槽上底面的間距為3.5 mm，如圖1 所示。

圖1燕尾槽基板截面示意圖

Fig.1Schematic diagram of section for dovetail groove base plate

實驗采用鋁蜂窩板作為爆炸焊接炸藥的藥框，其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、強度高，可減小炸藥臨界直徑，縮短從起爆到穩(wěn)定爆轟的時間[4-6]。實驗選用的鋁蜂窩板為厚50 μm的3003H24鋁合金加工制作而成，蜂窩孔呈正六邊形，邊長為8 mm，如圖2所示。根據(jù)覆板尺寸以及焊接炸藥藥量選取合適尺寸的鋁蜂窩板后，將炸藥填平鋁蜂窩板的孔隙，制成鋁蜂窩炸藥，如圖3所示。

表1實驗材料的主要化學成分(質(zhì)量分數(shù) )

Table1Main chemical composition of the test materials (mass fraction)

materialCSSiMgCuPMnaluminumof1060--0．250．030．05-0．03steelofQ3450．14～0．22≤0．05≤0．30≤0．22≤0．03≤0．0450．30～0．65

表2實驗材料的物理和力學性能

Table2Physical and mechanical properties of the test materials

materialρ/g·cm-3T/℃HVC/m·s-1σs/MPaσb/MPaaluminumof10602．7266032630045100steelofQ3457．8515231686000385609

Note:ρis density;Tis melting point; HV is Vickers hardness;Cis speed of sound;σsis shear strength;σbis tensile strength.

圖2鋁蜂窩板

Fig.2Aluminum honeycomb panel

圖3鋁蜂窩炸藥

Fig.3Aluminum honeycomb explosive

實驗爆炸焊接炸藥以乳化炸藥為基，加入稀釋劑食鹽和玻璃微球配制成的低爆速乳化炸藥。爆炸焊接裝置采用平行安裝結(jié)構(gòu)，起爆端位于炸藥的中心位置，如圖4所示。為減少焊接炸藥能量向上飛散，提高炸藥利用率，在炸藥上表面覆蓋一層厚蓋板加強約束，焊接炸藥的臨界直徑也隨之減小。爆炸焊接后沿著爆轟方向切割焊接復合板，分別采用MTS-810型萬能試驗機和Carl Zeiss Axio Imager A1m型金相顯微鏡進行力學性能測試和微觀形貌觀察，研究鋁-燕尾槽鋼爆炸復合板界面的結(jié)合強度。

圖4復合板爆炸焊接裝置示意圖

Fig.4Schematic diagram of explosive welding device of clad plate

3 爆炸焊接參數(shù)計算

3.1 爆炸焊接動態(tài)參數(shù)

選擇合理的爆炸焊接參數(shù)是實現(xiàn)焊接并獲得良好焊接質(zhì)量的前提和關鍵。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)，任意兩個參數(shù)相互獨立，其在同一平面內(nèi)構(gòu)成了爆炸焊接的區(qū)域，即爆炸焊接窗口[7-9]。

圖5為爆炸焊接窗口示意圖，其中vc為臨界碰撞點移動速度，m·s-1;vp min為最小碰撞速度，m·s-1;vp max為最大碰撞速度，m·s-1;βC為超聲速時形成射流的臨界角，°。

圖5爆炸焊接窗口示意圖

Fig.5Schematic diagram of explosive welding window

同種金屬材料爆炸焊接結(jié)合區(qū)產(chǎn)生塑性變形和金屬射流所需的最小碰撞速度vp min公式為[10]：

(1)

式中,σb為金屬材料的抗拉強度，MPa;ρ為金屬材料的密度，kg·m-3。

基覆板爆炸焊接界面碰撞壓力p的表達式為[11]：

(2)

式中,C為金屬材料的體積聲速，m·s-1;vp為金屬材料的碰撞速度，m·s-1。

爆炸焊接時金屬材料塑性變形的動態(tài)屈服強度估算為靜態(tài)屈服強度的5倍，則1060鋁板和Q345鋼板塑性變形的動態(tài)屈服強度分別為0.23 GPa和1.73 GPa[9]。Ezra[12]認為產(chǎn)生強烈塑性流動和金屬射流的臨界碰撞壓力pc大約為金屬材料靜態(tài)屈服強度的10～12倍，則鋁板和鋼板的臨界碰撞壓力pc分別為0.45～0.61 GPa和3.45～4.14 GPa。

根據(jù)式(1)得到兩種相同金屬材料的最小碰撞速度vp min和vp min2后，代入(2)式計算相應的臨界碰撞壓力pmin1和pmin2，取pmin=max(pmin1,pmin2)，則不同金屬材料的最小碰撞速度vpmin為[10]：

(3)

式中,ρ1和ρ2分別為覆板和基板的密度，kg·m-3;C1和C2分別為覆板和基板的體積聲速，m·s-1。

金屬表面流動從層流過渡到湍流的臨界碰撞點移動速度vc公式為[13]：

(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，kg·m-3。

由式(1)～(4)得到鋁-鋁、鋼-鋼、鋁-鋼爆炸焊接的臨界碰撞點移動速度vc、最小碰撞速度vp min及其碰撞壓力p，如表2所示。

表2金屬材料的爆炸焊接下限

Table2The lower limit of explosive welding of metal material

materialvpmin/m·s-1p/GPapc/GPavc/m·s-1aluminum?aluminum1921．60．45～0．611564steel?steel2796．63．85～4．622109aluminum?steel5224．43．85～4．621983

從表2可知，鋁-鋁、鋼-鋼、鋁-鋼爆炸焊接產(chǎn)生金屬射流的最小碰撞速度vp min分別為192，279，522 m·s-1。傳統(tǒng)爆炸焊接覆層和基層表面要同時產(chǎn)生金屬射流才能實現(xiàn)爆炸焊接，作為覆板的鋁板由于密度較小，而作為基板的鋼板產(chǎn)生金屬射流的碰撞壓力較大，所以鋁-鋼爆炸焊接的碰撞速度比鋁-鋁和鋼-鋼大。當鋁-鋼爆炸焊接的碰撞速度vp為522 m·s-1時，鋁-鋼爆炸焊接的碰撞壓力遠大于鋁板的產(chǎn)生射流的臨界碰撞壓力，這時結(jié)合區(qū)鋁層表面產(chǎn)生嚴重的過熔現(xiàn)象，與表面塑性流動的鋼材形成多種脆性金屬間化合物，造成界面結(jié)合強度不高，甚至焊接失效。

根據(jù)臨界碰撞點移動速度vc，相應碰撞點移動速度vcp小于2000 m·s-1的表達式為[10]：

vcp=vc+200

(5)

金屬鋁從層流過渡到湍流的臨界點碰撞點移動速度vc為1564 m·s-1，所以相應的碰撞點移動速度vcp為1764 m·s-1。炸藥爆速vd與碰撞點移動速度vcp相等，配制爆速1764 m·s-1的低爆速乳化炸藥作為焊接炸藥。

爆炸焊接采用平面安裝結(jié)構(gòu)，則：

vd=vcp

(6)

β=2sin-1(vp/2vd)

(7)

式中,vd為炸藥爆速，m·s-1;β為碰撞角，°;vcp為碰撞點移動速度，m·s-1。

碰撞角的最小臨界值表達式為[10]：

(8)

式中,βL為碰撞角的最小臨界值，°;σs為覆層的屈服強度, MPa。

鋁-燕尾槽鋼爆炸焊接實驗的碰撞速度vp取350 m·s-1，其碰撞壓力為3.0 GPa。由表2可知，鋁-燕尾槽鋼爆炸焊接碰撞壓力大于鋁板表面產(chǎn)生射流的臨界碰撞壓力，根據(jù)式(7)、(8)得到碰撞角β為11.2°，碰撞角的最小臨界值βL為10.1°，β大于βL，所以鋁板表面將會產(chǎn)生金屬射流。此碰撞壓力小于鋼板表面產(chǎn)生金屬射流的臨界碰撞壓力，但大于鋼材的動態(tài)屈服強度，鋼板表面無金屬射流只產(chǎn)生塑性變形。

3.2 爆炸焊接靜態(tài)參數(shù)

對于爆轟產(chǎn)物多方指數(shù)γ=2.5炸藥的一維平板運動的表達式為[14]：

(9)

其中，R=ρ0δ0/ρ1δ1，δ0=Wg/ρ0。

式中，R為炸藥與覆板的質(zhì)量比;ρ0為炸藥密度，g·cm-3;Wg為單位面積炸藥藥量，g·cm-2;δ1為覆板厚度，cm;δ0為炸藥裝藥厚度，cm。

基板和覆板間距h的經(jīng)驗公式為[10]：

h=0.2(δ0+δ1)

(10)

由式(5)～(10)得到鋁板與燕尾槽鋼板爆炸焊接的初始焊接參數(shù)見表3。

表3鋁-鋼復合板爆炸焊接參數(shù)

Table3Parameters of explosion welding of aluminum-steel clad plate

materialaluminum?steelofdovetailgrovealuminum?steeldensityofexplosive/g·cm-30．760．78chargeatunitarea/g·cm-21．11．6chargemass/g9901440massratio0．81．2layoutthickness/mm14．320．8gap/mm3．95．2detonationvelocity/m·s-117642023

4 實驗結(jié)果與分析

4.1 鋁/燕尾槽鋼爆炸復合板

爆炸焊接后觀察鋁與燕尾槽鋼爆炸復合板界面結(jié)合緊密，復合率達到99.8%，其截面如圖6所示。從表3可知，鋁與燕尾槽鋼爆炸復合比傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接節(jié)約炸藥31%以上，同時減少了爆炸焊接引起的大氣、噪聲污染以及震動，為強度等機械性能相差較大的金屬板爆炸焊接提供了一條新途徑。

圖6爆炸復合板截面實物圖

Fig.6Physical map of section of explosive cladding plate

鋁板與燕尾槽上底面間金屬發(fā)生劇烈碰撞，產(chǎn)生強烈的塑性變形以及金屬射流，其物理性質(zhì)類似流體，而鋼板表面僅產(chǎn)生塑性變形，鋁板表面產(chǎn)生的金屬射流沖刷尚未結(jié)合鋼板內(nèi)表面的氧化膜和污染物，使其露出具有活性的新鮮金屬，此時被壓入燕尾槽內(nèi)的鋁材與燕尾槽下底面劇烈撞擊，塑性變形的鋁材向燕尾槽傾斜面擠壓，使鋁板與燕尾槽鋼板相互嚙合一起。在燕尾槽的擠壓嚙合作用下，鋁板與燕尾槽鋼板界面充分進行冶金結(jié)合，形成緊密的結(jié)合力，抑制反射拉伸波將界面撕開，從而實現(xiàn)爆炸復合。

由于鋁板與燕尾槽鋼爆炸焊接碰撞速度和碰撞壓力比傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接小，鋁板表面物理性質(zhì)類似流體，而鋼板表面只產(chǎn)生塑性變形，減少了界面結(jié)合區(qū)的熔化厚度以及脆性金屬間化合物的產(chǎn)生，同時鋁板與燕尾槽鋼板的相互嚙合延長了界面結(jié)合時間，使得復合板界面結(jié)合強度增強，焊接質(zhì)量良好。

鋁與燕尾槽鋼爆炸焊接參數(shù)小于傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接下限，說明燕尾槽的擠壓嚙合可以降低金屬板爆炸焊接下限。由于燕尾槽的擠壓嚙合抑制反射拉伸波將界面拉開，推斷也可提高金屬板爆炸焊接窗口上限，但還需進一步的實驗進行驗證。

4.2 鋁/燕尾槽鋼爆炸復合板的力學性能分析

界面結(jié)合強度是衡量爆炸焊接質(zhì)量優(yōu)劣的重要指標之一，參照GB/T 6386-2008《復合鋼板力學及工藝性能試驗方法》的標準，采用拉伸強度和剪切強度衡量爆炸復合板的力學性能，分別沿著爆轟方向切割4個試件，測試其抗拉強度(σb)和剪切強度(στ)，實驗結(jié)果見表4。

表4爆炸復合板的力學性能實驗結(jié)果

Table4Experimental results of mechanical property of explosive cladding plate

Noσb/MPaστ/MPa160082260686359282458879

Note:σbis tensile strength;στis tensile shear strength.

由表4可知，鋁與燕尾槽鋼爆炸復合板的抗拉強度平均值為596.5 MPa，理論抗拉強度為531.9 MPa[15]，四個平行試件的抗拉強度均大于其理論抗拉強度531.9 MPa。沖擊載荷作用下金屬材料的抗拉強度將會增大，所以使鋁與燕尾槽鋼爆炸復合板的抗拉強度比理論抗拉強度大。

由表4可知，四個平行試件的剪切強度均超過79 MPa，滿足企業(yè)對鋁-鋼復合板結(jié)合強度大于60 MPa的要求。鋁與燕尾槽鋼爆炸復合板剪切實驗時結(jié)合界面未發(fā)生分離，斷裂位置位于鋁層一側(cè)。由于鋁與燕尾槽鋼復合板依靠燕尾槽嚙合在一起，而且其結(jié)合面積比鋁-鋼復合板大141%，增加了界面的結(jié)合強度，超過爆炸態(tài)鋁材的剪切強度，所以剪切實驗時斷裂位置位于鋁層一側(cè)。

4.3 鋁/燕尾槽鋼爆炸復合界面的金相觀察

爆炸焊接界面結(jié)合形式分為三種方式，即連續(xù)的熔化層結(jié)合、平直狀結(jié)合以及波狀結(jié)合，其中波狀結(jié)合焊接質(zhì)量最好[16]。爆炸焊接后為觀察復合板界面結(jié)合情況，采用金相顯微鏡分別觀察鋁板與燕尾槽上底面間金屬、下底面以及傾斜面的結(jié)合界面金相組織，如圖7所示。

a. explosive cladding plateb. metallographic figure of E in Fig.7a

c. metallographic figure of F in Fig.7ad. metallographic figure of G in Fig.7a

圖7爆炸復合板金相觀察位置和金相組織

Fig.7Metallographic observation place and metallographic figure of explosive clad plate

圖7a為金相顯微鏡觀察鋁與燕尾槽鋼界面的位置，圖7a中E,F,G處分別為鋁板與燕尾槽上底面間金屬、下底面以及傾斜面金相組織，其中鋁板與燕尾槽上底面間的金屬呈平直狀與波狀相結(jié)合的方式復合(圖7b)，與燕尾槽下底面和傾斜面結(jié)合界面均呈波狀結(jié)合(圖7c和圖7d)。觀察界面金相組織可知，鋁-鋼界面結(jié)合緊密，焊接質(zhì)量良好。

采用線切割燕尾槽時鉬絲會灼傷鋼板表面，留下連續(xù)類似U型槽的縫隙，在焊接炸藥能量的作用下鋁板表面產(chǎn)生的金屬射流清除鋼板內(nèi)表面的表面膜，使其露出具有活性的清潔表面，結(jié)合區(qū)塑性流動的鋁材流入縫隙內(nèi)，與鋼板內(nèi)表面的新鮮金屬充分進行冶金結(jié)合，界面呈現(xiàn)出傳統(tǒng)爆炸焊接波狀結(jié)合的特征。

圖7b中界面呈平直狀與波狀相結(jié)合的方式復合，波形形狀不明顯，圖7c中界面波長為350～400 μm，波高為30～40 μm，圖7d中界面的波長為200～300 μm，波幅30～40 μm。鋁板先與燕尾槽上底面間金屬的碰撞壓力使鋼板表面產(chǎn)生強烈的塑性變形，縫隙基本被填平，呈現(xiàn)以波狀與平直狀相結(jié)合的方式復合。由于鋁板與燕尾槽間金屬擠壓變形過程中受到彈力的作用，使進入燕尾槽的鋁材與燕尾槽下底面、傾斜面的碰撞壓力變小，則燕尾槽內(nèi)表面塑性變形變小，所以被壓入燕尾槽的鋁材與燕尾槽下底面、傾斜面均呈波狀結(jié)合。

綜合觀察爆炸復合板界面、力學性能檢測以及金相組織分析可知，燕尾槽和波狀結(jié)合分別從宏觀和微觀增大了復合板界面結(jié)合面積，并且依靠燕尾槽的擠壓嚙合作用使鋁與燕尾槽鋼充分進行冶金結(jié)合，形成緊密的結(jié)合力，焊接質(zhì)量良好。

5 結(jié)論

(1)鋁板與燕尾槽鋼板在燕尾槽的擠壓嚙合作用下充分進行冶金結(jié)合，形成緊密的結(jié)合力，抑制反射拉伸波將界面分離，從而實現(xiàn)爆炸復合，則強度、熔點等物理和力學性質(zhì)均相差較大的金屬板可通過在強度較高金屬板表面開出燕尾槽的方法進行爆炸焊接。

(2)鋁與燕尾槽鋼爆炸復合板焊接質(zhì)量良好，復合率達到99.8%，結(jié)合面積比傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接大141%，力學性能滿足鋁-鋼復合板結(jié)合強度的要求，其單位面積焊接藥量比傳統(tǒng)爆炸焊接減小31%，有利于減少爆炸焊接引起的大氣、噪聲污染以及震動。

(3)鋁與燕尾槽鋼爆炸焊接參數(shù)小于傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接下限，說明燕尾槽的擠壓嚙合作用可以降低金屬板爆炸焊接下限。由于燕尾槽的擠壓嚙合抑制反射拉伸波將界面拉開，推斷也可提高金屬板爆炸焊接窗口上限，但還需進一步實驗驗證。

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