繆廣紅，胡昱，艾九英，祁俊翔，馬宏昊，沈兆武

(1.安徽理工大學(xué),淮南,232001；2.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)試驗(yàn)室,合肥,230027)

0 序言

復(fù)合材料的概念最早源于對(duì)貝類生物的研究，基于貝殼層次結(jié)構(gòu)的復(fù)合金屬材料具有單金屬材料所不具備的特殊力學(xué)性能[1].連接兩種或多種材料的方法有很多，常見(jiàn)的方法有熱壓、鑄造、電鍍、焊接等.爆炸焊接是一種使用炸藥爆炸生成的沖擊力加速?gòu)?fù)層材料，使復(fù)層材料在短時(shí)間內(nèi)與基層材料高速碰撞產(chǎn)生高溫高壓的焊接方法[2].爆炸焊接具有其他復(fù)合技術(shù)無(wú)法比擬的優(yōu)點(diǎn)：當(dāng)待焊接材料的碰撞速度被控制在600～ 3 000 m/s 之間時(shí)，碰撞產(chǎn)生的高壓能夠使絕大部分材料產(chǎn)生塑性變形[3]，再結(jié)合高達(dá)107 K/s 的冷卻速率，有效杜絕了結(jié)合界面上生成意外相[4].這些優(yōu)點(diǎn)使爆炸焊接成為了一種優(yōu)秀的金屬?gòu)?fù)合方法，應(yīng)用前景廣闊[5].

一直以來(lái)，關(guān)于爆炸焊接的研究主要集中于測(cè)試復(fù)合材料的物理與金屬性能和炸藥配比對(duì)焊接質(zhì)量的影響等方面.Gladkovsky 等人[6]對(duì)銅與低碳鋼復(fù)合材料的界面組織和力學(xué)性能特征進(jìn)行了研究；Loureiro 等人[7]討論了炸藥爆炸比和敏化劑類型對(duì)銅鋁板爆炸焊縫質(zhì)量的影響；刑廷勇等人[8]利用爆炸焊接成功制備了2 種不同組分比的TiNi/TiNi 復(fù)合合金，并分析了時(shí)效時(shí)間對(duì)TiNi/TiNi復(fù)合合金內(nèi)摩擦力的影響.相較于以上研究方向，對(duì)炸藥能效所開(kāi)展的研究較少.事實(shí)上，炸藥的能量利用率直接關(guān)系到材料的復(fù)合效果與制備成本，傳統(tǒng)爆炸焊接對(duì)炸藥的能量利用率極低，且在生產(chǎn)過(guò)程中會(huì)帶來(lái)粉塵、噪音等次生污染.針對(duì)此類問(wèn)題，多名學(xué)者以不同角度給出了改進(jìn)方法.吳曉明等人[9]提出了一種帶夾層鈦鋁復(fù)合板的爆炸焊接方法，能夠提高近14% 的炸藥能量利用率；Mori等人[10]研究了商業(yè)純鎢與F82H 素體鋼板的水下爆炸焊接效果.

由于爆炸焊接工藝的復(fù)雜性、高壓性和瞬時(shí)性等特點(diǎn)，在試驗(yàn)中直接觀察爆炸焊接的微觀現(xiàn)象難度較大，因此仿真模擬對(duì)于研究爆炸焊接的過(guò)程機(jī)理有著不可忽視的作用.Liu 等人[11]利用自行開(kāi)發(fā)的水力學(xué)程序模擬了詳細(xì)的爆炸焊接過(guò)程，并通過(guò)數(shù)值分析研究了復(fù)合板的結(jié)合機(jī)制；Sui 等人[12]利用ANSYS/LS-DYNA 平臺(tái)建立了三維有限元模型，仿真研究了不銹鋼管與鋁管的爆炸焊接機(jī)理.然而，關(guān)于炸藥覆蓋層對(duì)爆炸焊接影響的研究較少.事實(shí)上，提高炸藥利用率的有效途徑之一就是在炸藥頂部合理加裝覆蓋物.試驗(yàn)在楊明等人[13]的試驗(yàn)基礎(chǔ)上，利用ANSYS/LS-DYNA 軟件和光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)(smoothed particle hydrodynamics,SPH)算法對(duì)膠體水包覆炸藥的爆炸焊接進(jìn)行數(shù)值模擬，綜合考慮了模擬精度與計(jì)算效率.通過(guò)將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，分析了在膠體水包覆炸藥的爆炸焊接仿真中該算法的有效性.此外，二維SPH 法模擬的基板和覆板的界面波形也與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

1 模形設(shè)計(jì)

1.1 建立試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

文獻(xiàn)[13]提出了一種膠體水包覆炸藥的爆炸焊接實(shí)驗(yàn)，利用膠體水對(duì)炸藥施加頂端約束達(dá)到提升炸藥爆速的效果.基于此試驗(yàn)利用SPHFEM(smoothed particle hydrodynamics-finite element method)耦合法并結(jié)合ANSYS/LS-DYNA 軟件建立了帶膠體水覆層的爆炸焊接三維模型.考慮到計(jì)算效率及計(jì)算精度僅建立1/2 模型進(jìn)行計(jì)算，圖1為計(jì)算模型示意圖.基板、覆板等小變形區(qū)域采用有限元網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格長(zhǎng)度取0.8 mm；炸藥和膠體水覆層此類大變形區(qū)域則使用SPH 無(wú)網(wǎng)格法生成光滑粒子，粒子大小 Δr取0.8 mm.計(jì)算模型中基板尺寸為300 mm × 75 mm × 20 mm，覆板尺寸為300 mm ×75 mm × 2.5 mm，炸藥厚度為10 mm，基板與覆板間隙為8 mm，膠體水覆層厚度分別為0，15，30，45 mm.起爆方式為點(diǎn)起爆，忽略空氣作用.模型中所采用的單位制均為 cm，g，μs.

圖1 計(jì)算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model

1.2 材料模型與狀態(tài)方程

文中選用乳化炸藥作為爆炸材料，炸藥的起爆方式設(shè)置為點(diǎn)起爆.在數(shù)值計(jì)算中，乳化炸藥采用高能燃燒模型[14]及Jones-Wilkings-Lee(JWL)[15]狀態(tài)方程.JWL 狀態(tài)方程表達(dá)為

式中：P為爆轟產(chǎn)物壓力；AJWL，BJWL，R1，R2，ω為材料常數(shù)；V為爆轟氣體產(chǎn)物的相對(duì)比容，為無(wú)量綱量；E0為初始比內(nèi)能.炸藥的相關(guān)參數(shù)具體見(jiàn)表1[16].

表1 乳化炸藥的JWL 狀態(tài)方程參數(shù)Table 1 JWL equation-of-state parameters of emulsion explosive

基板與覆板均采用Johnson-Cook 材料模型和Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程[17].Johnson-Cook材料模型的表達(dá)式為

式中：A，B，C，m，n為與材料相關(guān)的常數(shù)；εp為有效塑性應(yīng)變；為有效塑性應(yīng)變率；為參考應(yīng)變率；T*=(T-Tr)/(Tm-Tr)為無(wú)量綱溫度，其中Tm為熔點(diǎn)，Tr為室溫.Q235鋼與304不銹鋼的Johnson-Cook 材料模型參數(shù)如表2[16]所示.

表2 Q235 鋼與304 不銹鋼的Johnson-Cook 材料模型參數(shù)Table 2 Parameters of Johnson-Cook mode1l of Q235 steel and SUS304 steel

Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程[18]多用于材料產(chǎn)生大變形的情況，即

式中：C為材料體積聲速；γ0為Gruneisen 系數(shù)；a為γ0的一階體積校正系數(shù)；S1，S2，S3為擬合系數(shù)；μ=ρ/ρ0-1，ρ為當(dāng)前密度，ρ0為初始密度.Q235 與304 的Gruneisen 狀態(tài)方程參數(shù)見(jiàn)表3[16].

表3 Q235 鋼與304 不銹鋼的Gruneisen 狀態(tài)方程參數(shù)Table 3 Gruneisen EOS parameters of Q235 steel and SUS304 steel

設(shè)置于炸藥上部的膠體水覆層采用了Null 材料模型，此模型多用于定義流體與氣體等無(wú)剪切剛度的材料，狀態(tài)方程則采用了與基覆板相同的Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程.具體參數(shù)如表4 所示[16].

表4 膠體水覆層的材料模型與狀態(tài)方程參數(shù)Table 4 Model and EOS parameters of Colloidal water

2 爆炸焊接窗口

爆炸焊接中工藝參數(shù)的選擇對(duì)金屬材料的復(fù)合質(zhì)量有很大影響，如覆板沖擊速度Vp、動(dòng)態(tài)碰撞角β和碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度Vc等.一般來(lái)說(shuō)，由任意兩種或以上參數(shù)組合即可構(gòu)成一個(gè)平面區(qū)域，此區(qū)域能給出不同材料組合的爆炸焊接性能范圍，因此稱為“爆炸焊接窗口”.基于前文獻(xiàn)[13]中的爆炸焊接試驗(yàn)，選取碰撞點(diǎn)速度Vc和覆板碰撞速度Vp構(gòu)建爆炸焊接窗口.

2.1 碰撞點(diǎn)速度

碰撞點(diǎn)的射流產(chǎn)生情況是影響爆炸焊接質(zhì)量的重要因素之一.通常來(lái)說(shuō)，碰撞點(diǎn)的速度與碰撞點(diǎn)射流的形成關(guān)系密切，且碰撞點(diǎn)速度不應(yīng)超過(guò)所選材料體積聲速的1.2 倍，否則會(huì)導(dǎo)致射流無(wú)法形成.因此，一般將材料的體積聲速設(shè)為碰撞點(diǎn)速度上限，計(jì)算公式[19]，即

碰撞點(diǎn)速度上限由公式(4)得Vcmax=4 500 m/s，又由于平行法爆炸焊接中炸藥爆速Vd等于碰撞點(diǎn)速度Vc[20]，故選用炸藥的爆速不得超過(guò)4 500 m/s.

爆炸焊接中基覆板的碰撞點(diǎn)速度存在一種下限，只有當(dāng)碰撞點(diǎn)速度大于速度下限時(shí)，才能獲得高強(qiáng)度的波狀結(jié)合界面.碰撞點(diǎn)速度下限計(jì)算公式[21]為

式中：ρb，ρf分別為基板和覆板的密度；Re為雷諾數(shù)；HVb，HVf為基覆板的維氏硬度.結(jié)合表5 中所列出的基覆板性能參數(shù)，求得碰撞速度下限為Vcmin=2 000 m/s.平行法爆炸焊接中，炸藥爆速Vd等于碰撞點(diǎn)速度Vc[20]，故炸藥的爆速不得低于2 000 m/s.

表5 Q235 鋼與304 不銹鋼的材料性能Table 5 The material properties of Q235 steel and SUS304 steel

2.2 覆板碰撞速度

為覆板碰撞速度設(shè)定上限能夠防止在焊接過(guò)程中基覆板間出現(xiàn)連續(xù)的界面融化區(qū)，式(6)[22]給出了一種覆板碰撞速度上限理論，即

式中：κ為熱導(dǎo)率；Tm為材料熔點(diǎn)；N為鋼的常數(shù)取0.062；C0為材料聲速；Cp為比熱容；ρ為材料密度；h為覆板厚度取2.5 mm.由式(5)和式(6)結(jié)合表5 可求得覆板碰撞速度上限Vpmax=950 m/s.

由于覆板碰撞速度Vp應(yīng)保證金屬材料的塑性變形，因此以能夠使碰撞點(diǎn)處的沖擊壓力大于金屬材料的屈服應(yīng)力的最小碰撞速度來(lái)定義碰撞速度下限Vpmin，可表示為[20]

式中：Vpmin為覆板最小碰撞速度；ρ為覆板密度；σb為拉伸強(qiáng)度.結(jié)合數(shù)據(jù)計(jì)算得出覆板的最小碰撞速度為256 m/s，即覆板的碰撞速度必須大于最小碰撞速度Vpmin=256 m/s.由式(4)～ 式(7)并結(jié)合具體參數(shù)繪制了爆炸焊接窗口示意圖，如圖2 所示.

圖2 爆炸焊接窗口Fig.2 Explosive welding window.

3 結(jié)果分析與討論

3.1 覆板碰撞速度分布

基于文獻(xiàn)[13]試驗(yàn)中所設(shè)置的傳感器位置，如圖3 所示，在基覆板結(jié)合面上選取一對(duì)特征單元A(元素17 911)和B(元素532 890).

圖3 結(jié)合面上的一對(duì)特征單元Fig.3 A pair of element on the joint surface.

圖4 是膠體水覆層厚度分別取0，15，30，45 mm時(shí)特征單元A 與B 的速度-時(shí)間分布圖，由圖4 可見(jiàn)，位于基板上的單元B 在與覆板碰撞產(chǎn)生負(fù)向速度前還具有一個(gè)正向速度峰.出現(xiàn)這種小型的正向速度峰的原因是基覆板在焊接結(jié)合時(shí)會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)位于碰撞點(diǎn)前方的待焊接區(qū)域受振動(dòng)的影響產(chǎn)生了正向翹曲[23].結(jié)合面上所取單元的最大碰撞速度分別為364.7 m/s，508.1 m/s，576.6 m/s，615.9 m/s，這與文獻(xiàn)[13]中所測(cè)得的碰撞速度360 m/s，500 m/s，567 m/s，619 m/s 基本一致.

圖4 不同覆層厚度下特征單元A 與B 的速度-時(shí)間歷程Fig.4 Velocity-time history of element A and B under different covering thicknesses.(a)Colloidal water covering thickness 0 mm;(b) Colloidal water covering thickness 15 mm;(c) Colloidal water covering thickness 30 mm;(d)Colloidal water covering thickness 40 mm

與圖2 所示的爆炸焊接窗口對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)膠體水覆層厚度取0 mm 和15 mm 時(shí)，覆板碰撞速度位于爆炸窗口之內(nèi)；當(dāng)厚度取30 mm 時(shí)，碰撞速度已經(jīng)略超出爆炸窗口的區(qū)域；而當(dāng)厚度到達(dá)45 mm 時(shí)，碰撞速度已經(jīng)遠(yuǎn)超爆炸窗口的區(qū)域.因此，可認(rèn)為當(dāng)膠體水覆層厚度取到15 mm 附近時(shí)焊接質(zhì)量較高，當(dāng)厚度達(dá)到乃至超過(guò)30 mm 時(shí)焊接質(zhì)量相對(duì)較差.

圖5 為覆板碰撞速度Vp隨覆蓋層厚度h增加的變化曲線.如圖5 所示，覆板碰撞速度隨覆層厚度的增加而增大，這意味著覆蓋層能夠有效提高炸藥對(duì)覆板的驅(qū)動(dòng)能力.與無(wú)覆蓋層相比，當(dāng)覆蓋厚度為15 mm，30 mm，45 mm 時(shí)，碰撞速度分別增大了39.3%，58.1%，68.8%，表明碰撞速度的增大速率呈逐漸降低的趨勢(shì).

圖5 碰撞速度隨覆層厚度變化的增益曲線Fig.5 Gain curve of impact velocity with variation of covering thickness

3.2 碰撞角與炸藥爆速

碰撞角是爆炸焊接中覆板和基板斜向碰撞所形成的夾角，其作為動(dòng)態(tài)參數(shù)對(duì)控制基覆板焊接質(zhì)量起著重要的作用.圖6 為爆炸焊接過(guò)程中特征單元A(元素17 911)和B(元素532 890)結(jié)合處的碰撞角示意圖，當(dāng)膠體水覆層厚度為0 mm，15 mm，30 mm，45 mm 時(shí)，通過(guò)ImageJ 軟件測(cè)出碰撞角為7.1°，8.6°，9.4°，9.9°.這與文獻(xiàn)[13]試驗(yàn)所得碰撞角6.9°，9.0°，9.5°，10.3°基本一致，誤差幅度在2.9 %～ 4.8 % 之間.

圖6 基板與覆板的碰撞角βFig.6 Collision angle β of base plate and flyer plate

在平行法爆炸焊接中，碰撞角β、覆板撞擊速度Vp和炸藥爆速Vd的關(guān)系式[24]，即

將測(cè)得的碰撞速度Vp與碰撞角β分別代入式(8)，見(jiàn)表6 所示，計(jì)算出不同厚度覆層對(duì)應(yīng)的炸藥爆速Vd.未安置膠體水覆層時(shí)，炸藥爆速的計(jì)算值與初始爆速基本一致；而當(dāng)覆層厚度取15，30 和45 mm 時(shí)，爆速的計(jì)算值分別比初始爆速增加了12.3%，16.6%和18.3%.與覆板碰撞速度隨覆層厚度變化的關(guān)系相似，炸藥爆速同樣隨覆層厚度的增大而上升，而爆速的增長(zhǎng)速率則呈逐漸降低的趨勢(shì).實(shí)際上，影響炸藥爆速的因素有很多，稀疏波就是其中之一.這種稀疏波在向爆炸產(chǎn)物內(nèi)部傳播的同時(shí)降低了炸藥的爆速，而在炸藥上層鋪設(shè)膠體水覆層后，稀疏波對(duì)炸藥的影響得到了部分控制，相應(yīng)的炸藥爆速也有所提升.這與文獻(xiàn)[13]所提出的觀點(diǎn)基本一致.

表6 不同覆層厚度下的炸藥爆速計(jì)算值Table 6 Calculation value of explosive detonation velocity under different cladding thickness

3.3 壓力分布與碰撞點(diǎn)位移

利用后處理軟件LS-Prepost 導(dǎo)出膠體水覆層厚度為15 mm 時(shí)覆板在整個(gè)爆炸焊接過(guò)程中的壓力分布，如圖7 所示，能夠發(fā)現(xiàn)不同時(shí)間段中覆板上的最大壓力輪廓與炸藥爆炸時(shí)產(chǎn)生的弧形爆轟波輪廓基本一致.當(dāng)25 μs 時(shí)，覆板開(kāi)始與基板相撞并產(chǎn)生了第二道壓力輪廓，其與第一道壓力輪廓之間的距離保持相對(duì)恒定.在壓力輪廓移動(dòng)的過(guò)程中，峰值壓力集中于覆板上受爆轟波作用的部分和覆板與基板相撞的部分，而其余區(qū)域的壓力幾乎無(wú)明顯變化.

圖7 覆層厚度15 mm 時(shí)復(fù)板的壓力云圖Fig.7 The pressure cloud diagram of the flyer plate when covering thickness is 15 mm.(a)4.99 μs;(b)18.99 μs;(c)25.96 μs;(d)46.99 μs;(e)74.99 μs;(f)90.98 μs

如圖8 所示，在覆板上設(shè)置3 個(gè)特征單元(元素8 551，元素18 201 和元素24 211)，并將各特征單元的碰撞壓力分布情況記錄于圖9 中.可以看出，在焊接的起始階段，覆板上距離起爆端較近的部分碰撞壓力較小.而隨著測(cè)點(diǎn)與起始端間距的逐漸增加，覆板的碰撞壓力也在不斷升高.這種現(xiàn)象是由炸藥在起爆初始階段能量尚不穩(wěn)定引起的，被稱為邊界效應(yīng)，而在實(shí)際生產(chǎn)環(huán)節(jié)中要合理計(jì)算調(diào)整靜態(tài)參數(shù)，盡量降低邊界效應(yīng)的作用范圍[20].

圖8 15 mm 覆層下復(fù)板界面結(jié)合處的三個(gè)特征單元Fig.8 Three element at the junction of the flyer plate under the 15 mm covering

圖9 三個(gè)特征單元的碰撞壓力-時(shí)間分布圖Fig.9 Collision pressure-time distribution diagram of three element

爆炸焊接中，碰撞壓力與碰撞速度的關(guān)系可表示為[20]

式中：P為碰撞壓力；ρ1為基板密度，ρ2為覆板密度；vs1為基板材料聲速，vs2為覆板材料聲速；vp為碰撞速度.由式(9)可知，在基覆板密度與材料聲速不變時(shí)碰撞壓力與碰撞速度成正比，再結(jié)合覆板碰撞速度隨覆層厚度的增大而上升，提出碰撞壓力與覆層厚度之間也具有相似的變化趨勢(shì)的猜想.

為進(jìn)一步驗(yàn)證膠體水覆層厚度對(duì)碰撞壓力的影響，在基覆板結(jié)合面上選取圖3 所示的特征單元A(元素17 911)，圖10 展示了覆層厚度取0 mm，15 mm，30 mm 和45 mm 時(shí)特征單元A 上的碰撞壓力變化情況.如圖10 所示，在不同覆層厚度下特征單元A 所測(cè)得的碰撞壓力分別為2.88 GPa，4.06 GPa，4.77 GPa 和5.20 GPa.與無(wú)覆層相比，15 mm，30 mm 和45 mm 厚度覆層下的碰撞壓力分別增大了41.0%，65.6%和80.6%.可以發(fā)現(xiàn)，隨著覆層厚度的增大碰撞壓力逐漸上升，且這種上升速率呈遞減趨勢(shì).這說(shuō)明膠體水覆層能夠在一定程度上增加基覆板的碰撞壓力，但這種效果會(huì)隨覆層厚度的增加而減弱.同時(shí)也驗(yàn)證了所提出的碰撞壓力與膠體水覆層厚度關(guān)系的猜想.

圖10 不同覆層厚度下特征單元A(元素17 911)的碰撞壓力分布Fig.10 Impact pressure distribution of element A(element 17 911) under different covering thicknesses.(a)Covering thickness 0 mm;(b)Covering thickness 15 mm;(c) Covering thickness 30 mm;(d)Covering thickness 45 mm

圖11 為不同覆層厚度下覆板的位移云圖和覆板上3 個(gè)特征單元(元素3 601，元素14 221，元素25 111)的位移-時(shí)間歷程圖.可以看出，各組覆板的位移量均接近8 mm，即基覆板的間隙距離.這表明四組爆炸焊接試驗(yàn)中基覆板均成功復(fù)合，并未出現(xiàn)大面積脫焊等嚴(yán)重質(zhì)量問(wèn)題，而具體焊接質(zhì)量則還需要進(jìn)一步分析.

圖11 不同覆層厚度下的位移云圖和位移-時(shí)間歷程圖Fig.11 Displacement cloud diagram and displacement-time history diagram under different covering thickness.(a)covering thickness 0 mm;(b)covering thickness 15 mm;(c)covering thickness 30 mm;(d)covering thickness 45 mm

另一方面，各特征單元位移量隨覆層厚度的增加略有增大，這是因?yàn)榕鲎步缑娴哪芰看笮∨c覆板碰撞速度成正比關(guān)系.在膠體水覆層的作用下，覆板的碰撞速度得到提升，促使碰撞界面獲得了更多能量，因此特征單元的位移量也隨之增大.

3.4 波形分布

與傳統(tǒng)的拉格朗日法相比，SPH-FEM 耦合法在模擬爆炸焊接時(shí)可以節(jié)省計(jì)算時(shí)間，提高仿真精度.然而，基于有限元法分割的金屬板材在模擬過(guò)程中無(wú)法反映復(fù)合界面的波形特征，因此選擇SPH 算法對(duì)覆蓋層厚度為15 mm 的基覆板的爆炸焊接試驗(yàn)進(jìn)行二維數(shù)值模擬.板材和炸藥均采用SPH 粒子化生成，旨在研究膠體水覆蓋作用下的基覆板復(fù)合界面形貌.二維SPH 法模擬所用狀態(tài)方程和材料參數(shù)與三維建模完全相同，區(qū)別在于建模過(guò)程中的三維與二維選擇上，且三維SPH-FEM 耦合法模擬中SPH 部分與有限元網(wǎng)格部分之間需要嚴(yán)格設(shè)置接觸，而二維SPH 法模擬無(wú)需添加接觸選項(xiàng).

圖12 為覆層厚度15 mm 復(fù)合界面波形對(duì)比圖.其中，圖12a 是文獻(xiàn)[13]中試驗(yàn)得到的復(fù)合界面金相圖，圖12b 是二維SPH 算法模擬得到的復(fù)合界面粒子圖.二維模擬中所設(shè)置粒子直徑均為相同大小Δr=0.015 cm，利用圖像分析軟件ImageJ 對(duì)圖12b 中的波形粒子數(shù)進(jìn)行分析，計(jì)算出二維模擬所得波形的波高約為150～ 160 μm，波長(zhǎng)約350～400 μm.通過(guò)對(duì)比兩圖可以發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)得到的復(fù)合界面波形與模擬得到的復(fù)合界面波形相似，說(shuō)明SPH 算法很好地復(fù)現(xiàn)了界面波的產(chǎn)生過(guò)程，且基覆板復(fù)合界面的結(jié)合質(zhì)量較為優(yōu)良.

圖12 覆層厚度15mm 復(fù)合界面波形對(duì)比圖Fig.12 Waveform comparison diagram on the composite interface when the covering thickness is 15 mm.(a) metallographic analysis composite interface;(b)2D simulation composite interface

4 結(jié)論

(1)利用ANSYS/LS-DYNA 軟件與光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)算法，對(duì)膠體水包覆炸藥的爆炸焊接試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬.覆層厚度設(shè)置為0，15，30 和45 mm 的情況下，覆板的碰撞速度分別為364.7，508.1，576.6 和615.9 m/s，碰撞壓力分別為2.88，4.06，4.77 和5.20 GPa.模擬結(jié)果與前期工作中通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)較為吻合.與無(wú)覆層對(duì)照組相比，覆層厚度為15，30 和45 mm 時(shí)，碰撞速度分別提高了39.3%，58.1% 和68.8%，碰撞壓力分別提高了41.0%，65.6% 和80.6%.表明膠體水覆層的設(shè)置能夠顯著提高爆炸焊接中炸藥的能量利用率.

(2)在爆炸焊接過(guò)程中，峰值壓力集中于覆板上受爆轟波實(shí)時(shí)作用的區(qū)域，且不同時(shí)間段里覆板上的最大壓力輪廓與爆轟波輪廓基本相同.在焊接起始階段，覆板上靠近起爆點(diǎn)部分的碰撞壓力較小，而隨著與起爆端距離的不斷增大，其余區(qū)域的碰撞壓力也在逐漸增加.此外，覆層厚度的增大會(huì)導(dǎo)致覆板的縱向位移量略微增加.這是因?yàn)楦矊拥拇嬖谝欢ǔ潭壬咸嵘烁舶宓呐鲎菜俣龋龠M(jìn)了碰撞界面獲得更多的能量，覆板的縱向位移量也由此得到了增加.

(3)在覆層厚度取15 mm 的情況下，基于SPH法對(duì)爆炸焊接試驗(yàn)進(jìn)行二維數(shù)值模擬，得到了一種連續(xù)的波形界面.其波高約150～ 160 μm，波長(zhǎng)約350～ 400 μm.此模擬結(jié)果與前試驗(yàn)得到的金相圖具有一致性.綜合考慮到基覆板的動(dòng)態(tài)參數(shù)均位于焊接窗口內(nèi)，判斷此復(fù)合界面的結(jié)合質(zhì)量較為優(yōu)良.利用SPH 算法很好地演示了界面波的產(chǎn)生過(guò)程，表明SPH 法對(duì)于爆炸焊接中結(jié)合界面的觀測(cè)是有效的.