徐俊峰，馬宏昊,2，沈兆武，楊 明, 黃澤春，周 恒

(1.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué) 中國(guó)科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計(jì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230026；2.中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué) 火災(zāi)科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230026)

引 言

爆炸焊接是一種固態(tài)金屬焊接工藝，通過(guò)金屬間的高速斜碰撞使待焊區(qū)域產(chǎn)生冶金結(jié)合[1-3]。金屬箔通過(guò)爆炸焊接成為保護(hù)層，能夠大幅提升復(fù)合材料的耐磨、防腐等性能，目前已經(jīng)在核工業(yè)、化工、船舶制造以及石油運(yùn)輸領(lǐng)域引起了廣泛的重視[4-6]。然而金屬箔的抗沖擊性較差，在高溫高壓下容易損壞[7]，相比于正常的金屬板材焊接，需要控制焊接炸藥的爆速和能量。目前，國(guó)內(nèi)外已有關(guān)于如何在金屬箔的爆炸焊接中保持其完好性的研究。Leonid A等[8-9]分別將PETN、RDX和小蘇打混合制備了專用于金屬箔爆炸焊接的低爆速、低臨界厚度炸藥，但是這些猛炸藥普遍面臨安全性不足和成本較高的問(wèn)題，且其適用性尚未得到驗(yàn)證。Ujimoto Y等[10]采用水下爆炸焊接的方式，利用水的均勻傳壓性實(shí)現(xiàn)了0.24mm厚的Mg箔和Al板的結(jié)合，該方法雖然解決了小尺寸金屬箔-板的焊接問(wèn)題，但是由于實(shí)驗(yàn)裝置復(fù)雜，很難應(yīng)用在工業(yè)化生產(chǎn)中。

為解決金屬箔爆炸焊接過(guò)程中易損壞的問(wèn)題，制備出適用于金屬箔焊接的低爆速、低臨界厚度的炸藥，同時(shí)為箔的焊接炸藥制備提供思路，本實(shí)驗(yàn)以乳化炸藥為例，研究了玻璃微球(HGM)質(zhì)量分?jǐn)?shù)對(duì)乳化炸藥的臨界厚度及近臨界爆速的影響規(guī)律，通過(guò)構(gòu)建爆炸焊接窗口探究了近臨界厚度乳化炸藥應(yīng)用在Q235鋼板和TA2鈦箔焊接中的可行性，然后進(jìn)行了相應(yīng)的爆炸焊接實(shí)驗(yàn)，并對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了金相微觀結(jié)構(gòu)檢測(cè)及分析。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 材 料

實(shí)驗(yàn)所用蜂窩鋁乳化炸藥的主要成分為乳膠基質(zhì)和空心玻璃微球，其中乳膠基質(zhì)的密度為1.31g/cm3，由NH4NO3、NaNO3、H2O、C18H38、C24H44O6、和C12H26按質(zhì)量比75∶10∶8∶4∶2∶1組成。玻璃微球的直徑約為55μm，壁厚1～2μm，密度為0.25g/cm3。蜂窩鋁箔作為裝藥材料，壁厚為60μm，正六邊形邊長(zhǎng)為8mm，高度隨裝藥厚度變化。爆炸焊接所用基板為Q235鋼，尺寸為140mm×70mm×10mm，復(fù)板為TA2鈦箔，尺寸為140mm×70mm×0.3mm，相應(yīng)的材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 基板和復(fù)板材料特性參數(shù)

注:ρ為密度；Hv為維氏硬度。

1.2 臨界厚度及近臨界爆速的測(cè)量

圖1為爆速及臨界厚度測(cè)量裝置示意圖，尺寸150mm×80mm，略大于焊接基復(fù)板的尺寸，有利于減小焊接過(guò)程中的邊界效應(yīng)。以玻璃微球質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、10%、15%、20%和25%的乳化炸藥為研究對(duì)象，實(shí)驗(yàn)在密閉的爆炸罐體中進(jìn)行。采用測(cè)時(shí)法測(cè)量爆速，沿爆轟波的傳爆方向平行等間距布置4根金屬探針，爆轟波依次通過(guò)探針的時(shí)間差會(huì)被電子記時(shí)儀(2BS-110)捕獲，根據(jù)間距和時(shí)間差即可計(jì)算出每段爆速。臨界厚度可通過(guò)炸藥完全反應(yīng)和失效反應(yīng)的界限來(lái)判定，其中失效反應(yīng)在爆炸后會(huì)有未參與反應(yīng)的殘余炸藥，且存在金屬探針未被觸發(fā)。近臨界爆速為測(cè)試炸藥厚度略高于臨界厚度時(shí)的爆速。

圖1 爆速及臨界厚度測(cè)量裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of detonation velocity and critical thickness measurement setup

1.3 鈦箔-Q235鋼的爆炸焊接

根據(jù)上述測(cè)試結(jié)果，采用滿足條件的近臨界厚度乳化炸藥進(jìn)行TA2鈦箔-Q235鋼的爆炸焊接對(duì)比試驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)布置如圖3所示。

圖2 TA2箔/Q235板爆炸焊接布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of explosive welding layout of TA2 foil/Q235 plate

為避免鈦箔受炸藥直接沖擊帶來(lái)的負(fù)面熱影響，在炸藥和鈦箔之間設(shè)置了一道緩沖層，由一層0.2mm厚的PVC發(fā)泡板(密度0.38g/cm3)和一層厚度為0.3mm的純鋁板(密度2.70g/cm3)構(gòu)成，在計(jì)算時(shí)緩沖層和復(fù)板作為一個(gè)整體進(jìn)行考慮。

為評(píng)估不同裝藥厚度下TA2鈦箔和Q235鋼板的焊接效果，爆炸結(jié)束后，分別沿爆轟波的傳播方向切取20mm×20mm的樣品，經(jīng)過(guò)打磨、拋光和腐蝕等處理后，在金相顯微鏡(Leica DM4M)下觀測(cè)其焊接結(jié)合界面的微觀形貌。

2 爆炸焊接窗口理論

爆炸焊接實(shí)驗(yàn)參數(shù)必須介于由指定材料組合計(jì)算出的臨界范圍內(nèi)，稱之為爆炸焊接窗口[13]。為實(shí)現(xiàn)金屬間良好的冶金結(jié)合，需要合理地選擇炸藥的爆速vc、復(fù)板飛行速度vp及動(dòng)態(tài)碰撞角β等參數(shù)。Deribas提出的基于碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度 (平行布藥時(shí)即爆速vc)和動(dòng)態(tài)碰撞角β計(jì)算出的爆炸焊接窗口，在判斷金屬間可焊性時(shí)具有很強(qiáng)的實(shí)用性[14]。由于箔材在爆炸焊接時(shí)參數(shù)過(guò)大的問(wèn)題不突出，因此不考慮焊接窗口的上限條件。

為了讓碰撞壓力值大于復(fù)板材料的屈服極限進(jìn)而能夠在碰撞時(shí)發(fā)生塑性變形，Blazynski[15]提出了窗口下限的約束公式：

(1)

式中:vp為復(fù)板飛行速度，m/s;Hv為復(fù)板的維氏硬度，Pa 。

為滿足金屬間結(jié)合強(qiáng)度的要求，Cowan[16]等基于形成良好的波狀結(jié)合界面提出了最低碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度公式，可用于計(jì)算窗口的左邊界：

(2)

式中:Re為雷諾數(shù)，對(duì)于鈦鋼的焊接體系取值為8.7；Hv1和Hv2分別為基復(fù)板的維氏硬度，Pa ;ρ1和ρ2分別為基復(fù)板的密度，kg/m3。

為確保金屬間發(fā)生碰撞時(shí)形成射流，Walsh等[17]認(rèn)為碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度的上限不應(yīng)超過(guò)焊接材料的體積聲速，該理論可用于確定焊接窗口的右邊界：

vcmax=vmin

(3)

式中:vmin取基復(fù)板材料體積聲速的較小值，m/s。

3 結(jié)果與討論

3.1 玻璃微球含量與乳化炸藥臨界厚度及近臨界爆速之間的關(guān)系

表2為不同玻璃微球質(zhì)量分?jǐn)?shù)下乳化炸藥密度、臨界厚度及相應(yīng)三段近臨界爆速的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。

由表2可知，當(dāng)玻璃微球的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、10%、15%、20%和25%時(shí)，對(duì)應(yīng)的臨界厚度(dcr)分別為7.4、6.8、6.2、6.0和5.8mm，近臨界爆速取3段測(cè)量結(jié)果的平均值，分別為4285、3676、2970、2600和2359m/s。乳化炸藥的臨界厚度及相應(yīng)的近臨界爆速隨玻璃微球含量的提高而明顯下降，且兩者的變化趨勢(shì)接近一致。當(dāng)玻璃微球的質(zhì)量分?jǐn)?shù)介于5%～15%之間時(shí)，由于玻璃微球含量增加，引發(fā)單位面積上起爆熱點(diǎn)數(shù)量的快速上升及炸藥所含能量的降低，導(dǎo)致這一階段臨界厚度及近臨界爆速的下降速率尤為明顯，超過(guò)15%后下降速率相對(duì)減緩。

表2 不同HGM質(zhì)量分?jǐn)?shù)下炸藥密度、臨界厚度及近臨界爆速的測(cè)量結(jié)果

玻璃微球作為稀釋劑添加至乳化炸藥中，本質(zhì)上降低了炸藥的釋熱量，但它同時(shí)扮演敏化劑的角色，由于其顆粒較小，彌散在乳化基質(zhì)中，在受到爆轟波的沖擊后局部升溫明顯，極易引發(fā)炸藥的反應(yīng)。根據(jù)C-J理論，乳化炸藥的爆速與其釋熱量的關(guān)系可用公式(4)描述[18]：

(4)

式中:D為爆速，m/s;γ為爆炸產(chǎn)物氣體的多方指數(shù)；Qv為爆熱，J/kg。

由于玻璃微球稀釋了單位面積上乳化基質(zhì)的含量，進(jìn)而降低了單位面積上炸藥的總放熱量QV，由公式(4)可知，玻璃微球含量增加，相應(yīng)乳化炸藥的爆速就越低，這與李雪交等[19]研究結(jié)果一致。裝藥厚度低于臨界厚度時(shí)會(huì)引起爆轟失效，本質(zhì)上是由于此時(shí)前導(dǎo)激波后釋放的熱量不足以分解和點(diǎn)燃未反應(yīng)的原料以維持爆轟反應(yīng)[20]，當(dāng)增加乳化炸藥中玻璃微球的含量，單位面積炸藥上的起爆熱點(diǎn)數(shù)量得以提升，進(jìn)而加快了炸藥的反應(yīng)速率，同時(shí)降低了稀疏波帶來(lái)的能量損失[21]，熱量釋放速率的提升和能量損失的減小降低了爆轟波的推進(jìn)對(duì)炸藥厚度的依賴，因此乳化炸藥的臨界厚度降低。

根據(jù)上述分析可知，近臨界厚度的乳化炸藥有效控制了其蘊(yùn)含的能量，同時(shí)具備低爆速的特性，因此考慮將其應(yīng)用在金屬箔的爆炸焊接中。

3.2 裝藥厚度的確定

為確定合適的近臨界厚度炸藥進(jìn)行焊接實(shí)驗(yàn)，首先計(jì)算出各組焊接參數(shù)在可焊性窗口中的位置。利用Gurney公式[22]計(jì)算了當(dāng)乳化炸藥的裝藥厚度分別為以下5組近臨界厚度時(shí)復(fù)板的碰撞速度：7.6mm (dcr-5%)、7.0mm (dcr-10%)、6.4mm (dcr-15%)、6.2mm (dcr-20%)和6.0mm (dcr-25%)

(5)

式中：EG為格尼能，J/kg,乳化炸藥的格尼能可根據(jù)Koch等[23]給出的計(jì)算式取得;M為復(fù)板的質(zhì)量，kg;C為炸藥質(zhì)量，kg 。

(6)

式中:γ為爆轟產(chǎn)物的多方指數(shù)，根據(jù)Johansson等[24]提出的計(jì)算公式，實(shí)驗(yàn)用乳化炸藥的γ值取2.5。

根據(jù)表1所列的材料特性及參數(shù)，通過(guò)公式(1)～(3)計(jì)算得到了TA2鈦箔和Q235鋼的爆炸焊接窗口，同時(shí)利用公式(5)、(6)計(jì)算了該5組近臨界厚度裝藥對(duì)應(yīng)的理論爆炸焊接參數(shù)在可焊性窗口中的位置。圖3為TA2箔/Q235鋼板爆炸焊接窗口及試驗(yàn)組的計(jì)算理論參數(shù)。

圖3 TA2箔/Q235鋼板爆炸焊接窗口及試驗(yàn)組理論參數(shù)Fig.3 Theoretical parameters of TA2 foil/Q235 plate explosive welding window and test groups

由圖3可知，當(dāng)采用dcr-25%裝藥時(shí)，碰撞角為17.42°，復(fù)板碰撞速度為714.5m/s，采用dcr-20%裝藥時(shí)，碰撞角和碰撞速度分別為20.38°、920m/s，均處于窗口之中，兩組裝藥在理論上均滿足可焊性要求，均能實(shí)現(xiàn)TA2鈦箔和Q235之間的冶金結(jié)合。

為進(jìn)一步驗(yàn)證該結(jié)論，并確定最佳的近臨界裝藥厚度，分別利用dcr-20%和dcr-25%裝藥進(jìn)行TA2鈦箔/Q235鋼的爆炸焊接實(shí)驗(yàn)，然后分析對(duì)比焊接結(jié)果。焊接布置如圖2所示，焊接參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 爆炸焊接工藝參數(shù)

4 近臨界厚度乳化炸藥在爆炸焊接中的應(yīng)用

4.1 TA2鈦箔/Q235鋼的爆炸焊接

爆炸焊接后結(jié)合形貌如圖4所示。由圖4可知，兩組近臨界厚度裝藥均實(shí)現(xiàn)了鈦箔-鋼板的冶金結(jié)合，但圖4(a)中結(jié)合邊角處有明顯的爆轟波剪切裂紋，圖4(b)中結(jié)合表面相對(duì)更光滑和平整。

圖4 鈦箔/Q235鋼爆炸焊接后宏觀形貌Fig.4 Macroscopic morphology of titanium foil /Q235 steel after welding

4.2 結(jié)合界面微觀形貌分析

圖5為對(duì)照實(shí)驗(yàn)樣品在光學(xué)顯微鏡下結(jié)合界面的金相組織圖。

圖5 樣品結(jié)合界面金相組織圖Fig.5 Metallographs of samples at bonding interface

圖5(a)結(jié)合界面起伏不規(guī)則，出現(xiàn)漩渦和大量局部熔化區(qū)，這是由于dcr-20%裝藥在焊接TA2鈦箔和Q235鋼板時(shí)藥量偏大，結(jié)合界面金屬發(fā)生強(qiáng)烈的塑性變形，能量在基復(fù)板碰撞過(guò)程中以熱增長(zhǎng)的形式釋放[25]，從而引發(fā)部分結(jié)合界面和漩渦結(jié)構(gòu)內(nèi)出現(xiàn)圖5(c)所示的大量熔化。同時(shí)板間氣體由于碰撞速度過(guò)快而來(lái)不及排盡，殘留的氣體會(huì)在射流作用下卷入熔化區(qū)，熔化區(qū)被溫度相對(duì)較低的金屬包圍，在很高的冷卻速率(105～107K/s)下凝固[26]，很容易產(chǎn)生圖5(c)、(d)中典型的裂紋和氣孔缺陷。圖5(b)為dcr-25%裝藥下TA2鈦箔和Q235鋼板結(jié)合界面的放大圖，該界面呈明顯波狀結(jié)合，其中波長(zhǎng)約為200μm，波幅為70μm，在尺寸上屬于小波狀結(jié)合界面[26]，兩種金屬相互鍵合，具有良好的結(jié)合強(qiáng)度。由于鈦和不銹鋼的密度不同，在界面形成的波形并不對(duì)稱，但是結(jié)合界面無(wú)明顯微觀缺陷，表明dcr-25%裝藥適用于該組焊接。

結(jié)合圖3分析，dcr-20%、dcr-25%裝藥對(duì)應(yīng)的焊接參數(shù)雖然均位于焊接窗口內(nèi)，但是dcr-25%裝藥相比之下減少了能量輸出，進(jìn)而降低了基復(fù)板之間的碰撞速度和碰撞角，避免了在結(jié)合界面處產(chǎn)生熔化現(xiàn)象,有利于獲得結(jié)合質(zhì)量更佳的波狀界面。

5 結(jié) 論

(1)乳化炸藥中玻璃微球含量的增加會(huì)顯著降低爆轟的臨界直徑及近臨界爆速，當(dāng)玻璃微球質(zhì)量分?jǐn)?shù)從5%上升至25%，其臨界直徑及近臨界爆速分別下降21.6%和44.9%，因此可通過(guò)調(diào)節(jié)玻璃微球的含量制備低厚度、低爆速的乳化炸藥。

(2)近臨界厚度炸藥能有效控制焊接時(shí)的能量，有利于減小爆速和碰撞角等焊接參數(shù)，焊接試驗(yàn)結(jié)果表明，該裝藥方法適用于金屬箔的爆炸焊接。

(3)dcr-25%裝藥下TA2鈦箔/Q235鋼板的焊接質(zhì)量明顯優(yōu)于dcr-20%，表明金屬箔在焊接時(shí)對(duì)能量十分敏感，因此在滿足可焊性要求時(shí)選擇焊接能量更小的裝藥有利于提升焊接質(zhì)量。