李雪交，黃文堯，畢志雄，汪 泉，馬宏昊，沈兆武

?

鈦-鋼爆炸專用炸藥及復(fù)合板結(jié)合性能的研究

李雪交1，黃文堯1，畢志雄1，汪 泉1，馬宏昊2，沈兆武2

（1. 安徽理工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，安徽 淮南，232001；2. 中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 近代力學(xué)系材料力學(xué)行為和設(shè)計(jì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥，230027）

以乳化炸藥為基，玻璃微球作為稀釋劑，通過鋁蜂窩板制備低爆速蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥。對間隙配合的槽型界面鈦板與鋼板進(jìn)行爆炸-軋制復(fù)合，并分析研究鈦-鋼復(fù)合板界面結(jié)合性能。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：乳化炸藥爆速隨著玻璃微球含量的增加而線性降低；鋁蜂窩板可以降低乳化炸藥臨界直徑，爆速為2 549m/s的鋁蜂窩炸藥臨界厚度為9mm。爆炸壓接后復(fù)合板未實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，界面出現(xiàn)縫隙，軋制后鈦-鋼復(fù)合板界面實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。

爆炸焊；蜂窩炸藥；臨界直徑；爆速；軋制；結(jié)合性能

爆炸焊接是以炸藥為能源，通過基覆層的高速碰撞，并在高溫、高壓、相互擴(kuò)散等作用下實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，其是層狀金屬復(fù)合材料的主要加工方法[1-2]。爆炸焊接炸藥一般為加入膨脹珍珠巖、玻璃微球、食鹽等稀釋劑制備的低爆速硝銨炸藥。傳統(tǒng)的爆炸焊接炸藥臨界直徑較大，存在吸濕性強(qiáng)、密度不均、能量利用效率不高等問題，而且易造成嚴(yán)重的環(huán)境污染、振動和噪聲[3-5]。

鈦-鋼復(fù)合板既具有鈦的耐腐蝕性，又具有鋼的強(qiáng)度，可節(jié)約大量的金屬鈦[6]。但采用傳統(tǒng)爆炸焊接時覆層厚度受到限制，界面易生成金屬間化合物，而且覆層較厚時界面結(jié)合率不高，甚至導(dǎo)致焊接失效。張?jiān)脚e等[7]采用膨化銨油炸藥為基，食鹽和膨脹珍珠巖為稀釋劑，爆速為2 200~2 600m/s的低爆速炸藥進(jìn)行鈦-鋼爆炸焊接。王敬忠[8]等采用對稱爆炸焊接法焊接復(fù)合鈦-鋼金屬板，發(fā)現(xiàn)界面脆性金屬間化合物，而且隨著退火溫度升高而增多。Chu[9]等對鈦/鋼爆炸焊接復(fù)合板結(jié)合界面的力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，結(jié)果表明熔化層生成脆性金屬間化合物Fe2Ti。Yu[10]等研究發(fā)現(xiàn)TA2/Q235B復(fù)合板的熱軋溫度為950℃時，界面易產(chǎn)生FeTi、Fe2Ti、TiC等脆性金屬間化合物。

本研究以乳化炸藥為基，玻璃微球作為稀釋劑調(diào)節(jié)炸藥爆速，配制合適爆速的蜂窩結(jié)構(gòu)低爆速炸藥，然后將燕尾槽的鈦板與鋼板間隙配合，進(jìn)行鈦-鋼爆炸-熱軋復(fù)合的研究。

1 低爆速乳化炸藥

1.1 玻璃微球含量對炸藥爆速的影響

以乳化炸藥為基，玻璃微球作為稀釋劑，配制低爆速乳化炸藥，基質(zhì)組分如表1所示。

表1 乳化基質(zhì)的組分

Tab.1 Composition of emulsion matrix

玻璃微球尺寸為70~200μm，改變玻璃微球含量，研究其對乳化炸藥爆速的影響。采用2BS-110型數(shù)字爆速測量儀測出爆轟波兩點(diǎn)間的時間間隔，從而得到炸藥爆速。每組數(shù)據(jù)為3組實(shí)驗(yàn)的平均值，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。圖1為炸藥爆速與玻璃微球含量的關(guān)系曲線。

表2 不同含量玻璃微球的炸藥爆速

Tab.2 Detonation velocity of explosive with different content of glass microspheres

圖1 炸藥爆速與玻璃微球含量的關(guān)系曲線

由圖1可知，炸藥爆速隨著玻璃微球含量增加而降低。隨著玻璃微球含量的增加，單位體積炸藥能量密度降低，阻礙爆轟波的傳播，從而使乳化炸藥爆速出現(xiàn)下降。將炸藥爆速與玻璃微球含量進(jìn)行擬合，得到炸藥爆速和玻璃微球含量的擬合關(guān)系，其線性相關(guān)系數(shù)為0.992：

=5 300－9 300（1）

式（1）中：為炸藥爆速，m/s；為玻璃微球質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

1.2 蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥

根據(jù)公式（1）得到所需爆速的乳化炸藥。實(shí)驗(yàn)采用鋁蜂窩板作為炸藥藥框，其材質(zhì)為厚50μm的鋁合金，蜂窩孔呈正六邊形，邊長8mm。鋁蜂窩炸藥由填充鋁蜂窩板孔隙的低爆速炸藥制作而成，如圖2所示。鋁蜂窩板可保證炸藥厚度基本保持相同。

圖2 鋁蜂窩炸藥

乳化炸藥中玻璃微球∶乳化基質(zhì)=30∶70，分別選用4種不同厚度的乳化炸藥以及鋁蜂窩炸藥，測量其爆速，得到兩種炸藥的臨界直徑。然后選用合適厚度的鋁蜂窩炸藥用于鈦-鋼爆炸壓接試驗(yàn)，結(jié)果如表3所示。由表3可知，鋁蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥的爆速和臨界厚度分別為2 549m/s和9mm，而填充鋁蜂窩板的低爆速乳化炸藥的爆速和臨界厚度分別為2 460m/s和18mm。由于鋁蜂窩板孔隙各向約束作用提高了炸藥的傳爆能力，導(dǎo)致炸藥臨界厚度降低，同時鋁蜂窩炸藥爆速相比蜂窩板孔隙的乳化炸藥也有所提高。

表3 乳化炸藥和鋁蜂窩炸藥臨界厚度

Tab.3 Critical thickness of aluminum honeycomb explosive and aluminum emulsion explosive

2 鈦-鋼爆炸-軋制復(fù)合

2.1 試驗(yàn)材料與裝置

實(shí)驗(yàn)采用TA2鈦板和Q345鋼板分別作為覆層和基層，相應(yīng)的尺寸分別為5.5mm×150mm×300mm與30mm×150mm×300mm。鈦板與鋼板表面開有相同形狀的燕尾槽，保證能夠間隙配合，燕尾槽上邊長、下邊長和高分別為2mm、3mm和1mm，燕尾槽的間距均為3mm，如圖3所示?；舶彘g隙配合后將蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥平鋪覆板表面，起爆端位于炸藥的中心位置，如圖4所示。爆炸壓接后采用熱軋工藝軋制鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板。

圖3 燕尾槽金屬板

圖4 爆炸壓接裝置示意圖

2.2 鈦-鋼爆炸壓接參數(shù)

爆速為2 549m/s的鋁蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥的臨界厚度為9mm，為確保炸藥能夠穩(wěn)定傳爆，采用厚10mm的蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥進(jìn)行鈦-鋼爆炸壓接，其參數(shù)如表4所示。

表4 鈦-鋼爆炸復(fù)合板參數(shù)

Tab.4 Parameters of Ti/steel explosive clad plate

2.3 鈦-鋼爆炸熱軋參數(shù)

爆炸壓接后在開軋溫度800℃下軋制鈦-鋼復(fù)合板，最終得到尺寸7.0mm×300mm×750mm 的鈦-鋼復(fù)合板，如圖5所示。其中復(fù)合板鈦層和鋼層厚分別0.9~1.1mm和6.1~5.9mm。

圖5 鈦-鋼爆炸-熱軋復(fù)合板

圖5表明對間隙配合的鈦板與鋼板采用爆炸壓接-熱軋法復(fù)合板界面結(jié)合良好，依然呈燕尾狀。爆炸壓接-熱軋法生產(chǎn)層狀復(fù)合板無爆炸窗口以及覆層厚度限制。由于鈦的線膨脹系數(shù)僅為低碳鋼的2/3，軋制鈦-鋼復(fù)合板后，鋼層的軋制長度比鈦層稍長。

3 鈦-鋼爆炸-軋制復(fù)合板界面微觀形貌

為研究鈦-鋼爆炸-軋制復(fù)合板界面結(jié)合性能，通過金相顯微鏡和掃描電鏡等進(jìn)行微觀形貌觀察。

3.1 爆炸壓接復(fù)合板界面掃描電鏡圖

采用掃描電鏡觀察鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板界面結(jié)合情況，如圖6所示。

由圖6可知，鈦層與鋼層爆炸壓接后界面出現(xiàn)5~45μm的間隙。鈦板與鋼板未能實(shí)現(xiàn)復(fù)合，界面出現(xiàn)大小不均的縫隙。由于爆炸壓接界面壓力僅使界面金屬產(chǎn)生塑性變形，未能產(chǎn)生塑性流動，而且兩金屬板界面間隙較小，空氣受到壓縮難以使界面金屬產(chǎn)生熔化，因此間隙配合的鈦板與鋼板在爆轟壓力作用下未能實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。

3.2 鈦-鋼爆炸-熱軋復(fù)合板界面掃描電鏡圖

為將間隙配合的燕尾槽鋼層和鈦層復(fù)合一起，對TA2/Q345爆炸壓接復(fù)合板進(jìn)行熱軋?zhí)幚恚偻ㄟ^掃描電鏡進(jìn)行微觀形貌分析，如圖7所示。

圖7 鈦-鋼爆炸-熱軋復(fù)合板界面SEM圖

由圖7可知，鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板軋制后界面呈平直狀，基本以直接結(jié)合的方式復(fù)合。高溫軋制力作用下，靠近界面兩側(cè)金屬產(chǎn)生強(qiáng)烈的塑性變形，并出現(xiàn)破裂，裸露出的新鮮金屬被擠入覆膜裂隙中。由于界面兩側(cè)Ti和Fe元素呈階梯分布，在高溫軋制力的作用下被激活的活化金屬原子依靠相互擴(kuò)散以及原子間金屬鍵實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合。

3.3 爆炸壓接-熱軋復(fù)合板界面金相組織

為觀察熱軋后鈦-鋼復(fù)合板金屬金相組織變形情況，采用金相顯微鏡進(jìn)行觀察，如圖8所示。

圖8 鈦-鋼爆炸-熱軋復(fù)合板界面的金相組織

由圖8可知，爆炸-熱軋復(fù)合板的鈦層與鋼層基本以直接結(jié)合的方式復(fù)合，與掃描電鏡觀察結(jié)果一致。界面鋼一側(cè)晶粒呈細(xì)長的纖維狀，這是由于熱軋變形較大，鋼側(cè)晶粒沿著軋制方向被拉伸所致。

爆轟壓力作用下間隙配合的金屬板產(chǎn)生塑性變形，相互擠壓嚙合一起。然后在高溫軋制力作用下，界面兩側(cè)金屬產(chǎn)生強(qiáng)烈的塑性變形與破裂，裸露出新鮮金屬被擠入覆膜裂隙中，被激活的活化金屬依靠原子間金屬鍵以及高溫?cái)U(kuò)散相互結(jié)合在一起，形成緊密的結(jié)合力?？傊?，間隙配合的鈦層與鋼層依靠燕尾槽的擠壓嚙合以及高溫軋制力作用實(shí)現(xiàn)復(fù)合。較厚的覆層會導(dǎo)致爆炸焊接失效，而采用爆炸-軋制法復(fù)合金屬板，基層與較薄或較厚的覆層均可實(shí)現(xiàn)擠壓嚙合，然后在高溫軋制力作用下實(shí)現(xiàn)復(fù)合，其基本不受覆層厚度的影響。因此采用基板與幾十毫米厚的覆板間隙配合，通過爆炸-軋制復(fù)合生產(chǎn)所需尺寸的板材與箔材，可滿足不同覆層厚度復(fù)合板的加工需求。

4 結(jié)論

采用玻璃微球作為稀釋劑，調(diào)節(jié)炸藥爆速，配制合適爆速的蜂窩炸藥，作為爆炸專用炸藥制備鈦-鋼復(fù)合板，得到結(jié)論如下：（1）間隙配合的鈦層與鋼層依靠爆炸壓接下燕尾槽的擠壓嚙合以及熱軋工藝產(chǎn)生的相互擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，最終得到所需尺寸的鈦-鋼復(fù)合板。（2）玻璃微球含量為5%~35%時，乳化炸藥爆速隨著玻璃微球含量的增加而線性降低。（3）爆速為2 549m/s的蜂窩炸藥臨界直徑為9mm，表明蜂窩結(jié)構(gòu)可降低炸藥臨界直徑，而且炸藥厚度基本保持相同。（4）鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板界面出現(xiàn)寬5~45μm的縫隙，而熱軋后復(fù)合板實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，界面結(jié)合良好。

[1] Vigueras D J, de Renero C T, Inal O T. Explosive and impact welding: technical review[J]. Materials Science and Technology, 2007, 22(4): 200-204.

[2] 汪育,史長根,李煥良,等. 金屬復(fù)合材料爆炸焊接綜合技術(shù)[J].焊接技術(shù), 2013, 42 (7): 1-5.

[3] Fronczek D M, Wojwoda-budka j, Chulist r, et al. Structural properties of Ti/Al clads manufactured by explosive welding and annealing[J]. Materials & Design, 2016(91): 80-89.

[4] Loureiro A, Mendes R, Ribeiro J B, et al. Effect of explosive ratio on explosive welding quality of copper to aluminum[J]. Ciência & Tecnologia dos Materiais, 2017, 29(1): 46-50.

[5] 曲桂梅,夏金民,汪宏祥,等. 爆炸焊接用低爆速粉狀乳化炸藥研究[J].工程爆破, 2016, 22(1): 42-45.

[6] 江海濤,閻曉倩,劉繼雄,等.鈦-鋼爆炸復(fù)合板熱處理過程中的擴(kuò)散行為及數(shù)學(xué)模型[J].稀有金屬材料與工程,2015, 44(4):972-976.

[7] 張?jiān)脚e,楊旭升,李曉杰,等.鈦/鋼復(fù)合板爆炸焊接實(shí)驗(yàn)[J].爆炸與沖擊, 2012, 32(1): 103-107.

[8] 王敬忠,顏學(xué)柏,王韋琪,等.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): 309-313.

[9] Chu Q, Zhang M, Li J, et al. Experimental and numerical investigation of microstructure and mechanical behavior of titanium/steel interfaces prepared by explosive welding[J]. Materials Science and Engineering: A, 2017(689):323-331.

[10] Yu C, Xiao H, Yu H, et al. Mechanical properties and interfacial structure of hot-roll bonding TA2/Q235B plate using DT4 interlayer[J]. Materials Science and Engineering: A, 2017(695): 120-125.

Research on Special Explosive and Bonding Property of Ti/ Steel Clad Plate

LI Xue-jiao1, HUANG Wen-yao1, BI Zhi-xiong1, WANG Quan1, MA Hong-hao2, SHEN Zhao-wu2

(1. College of Chemical Engineering, Anhui University of Science & Technology, Huainan, 232001；2. CSC Key Laboratory of Mechanical Behavior and Design of Materials, Department of Modern Mechanics, University of Science and Technology of China, Hefei, 230027)

Using emulsion explosive as basis, glass microsphere as diluent, the aluminum honeycomb explosive with low detonation velocity was prepared by filling emulsion explosive in aluminum honeycomb panel. Titanium and steel plates were loosely fitted and bonded by explosive-hot rolling, and bonding properties at the interfaces of Ti/steel clad plate were studied. The results showed that the detonation velocity of emulsion explosive decreased with the increase of glass microsphere content, critical thickness of aluminum honeycomb explosive with the average detonation velocity of 2 549m/s was 9 mm, which indicated that aluminum honeycomb panel could decrease critical diameter of emulsion explosive. The interface of Ti/steel clad plate failed to achieve metallographic bonding after explosive pressure welding, and gap appeared at the interfaces. However, after explosive-hot rolling, the metallographic bonding would achieve.

Explosive welding；Honeycomb explosive；Critical diameter；Detonation velocity；Rolling；Bonding property

1003-1480（2018）02-0021-04

TJ45+9

A

10.3969/j.issn.1003-1480.2018.02.006

2017-12-12

李雪交(1986-)，男，講師，主要從事含能材料與爆炸復(fù)合方向的研究。

國家自然科學(xué)基金(11502001); 中國博士后基金面上項(xiàng)目(2014M561808)。