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(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)近代力學(xué)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(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)近代力學(xué)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(kāi)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(jìn)行爆炸焊接，再通過(guò)力學(xué)性能檢測(cè)和微觀形貌觀察研究5083/Q345復(fù)合板界面的結(jié)合性能。實(shí)驗(yàn)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(shí)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(qiáng)度大于172 MPa，滿足Al/Fe復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)度的要求。

爆炸力學(xué)；爆炸焊接；擠壓嚙合；冶金結(jié)合；燕尾槽；結(jié)合強(qiáng)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?gòu)?fù)合板結(jié)合了金屬組元各自的優(yōu)點(diǎn)，可獲得單一金屬材料不具有的物理和化學(xué)性能，同時(shí)節(jié)約了大量貴重金屬材料，具有很高的經(jīng)濟(jì)價(jià)值與應(yīng)用前景。目前層狀金屬?gòu)?fù)合板廣泛采用爆炸法進(jìn)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(diǎn)，其復(fù)合板材已廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、機(jī)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(guò)渡層，然后經(jīng)過(guò)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(kāi)有燕尾槽的鋼板進(jìn)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(jiǎn)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(diǎn)。

1 實(shí)驗(yàn)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(jī)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(diǎn)、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(qiáng)度和屈服強(qiáng)度。

表1 基板與覆板的物理和機(jī)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(kāi)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(shí)驗(yàn)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(zhǎng)8 mm，如圖2所示。其具有結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、強(qiáng)度高、剛度大、平面度好等優(yōu)點(diǎn)。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(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸和剪切實(shí)驗(yàn)，檢測(cè)爆炸復(fù)合板的力學(xué)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(shí)現(xiàn)爆炸焊接并獲得良好焊接質(zhì)量的前提和關(guān)鍵。動(dòng)態(tài)碰撞角、碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度、碰撞速度是爆炸焊接的主要?jiǎng)討B(tài)參數(shù)，其中任意兩參數(shù)相互獨(dú)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(qiáng)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(dāng)碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vcp等于臨界碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc時(shí)，金屬表面開(kāi)始從層流過(guò)渡到湍流，為獲得良好的焊接質(zhì)量，碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vcp應(yīng)大于臨界碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc小于金屬材料的體積聲速c。臨界碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc計(jì)算公式為[11]：

(4)

式中：Re為適用流動(dòng)過(guò)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(diǎn)移動(dòng)速度vc=2 122 m/s。

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

vcp=vc+200

(5)

炸藥爆速vd與碰撞點(diǎn)移動(dòng)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(jìn)行爆炸焊接實(shí)驗(yàn)。A.A.Ezra[12]認(rèn)為產(chǎn)生強(qiáng)烈塑性流動(dòng)和金屬射流的臨界壓力pc大約為金屬材料靜態(tài)屈服強(qiáng)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(shí)驗(yàn)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(shí)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(qiáng)烈的塑性變形和金屬射流。

覆板與基板爆炸焊接簡(jiǎn)化為一維運(yùn)動(dòng)，則對(duì)于γ=2.5乳化炸藥的覆板碰撞速度vp可表達(dá)為[13]：

(6)

式中：R=ρ0δ0/ρ1δ1，δ0=Wg/ρ0。

覆板和基板間距的經(jīng)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(shí)物圖Fig.5 Image of actual cross-section of explosive clad plate

爆炸焊接后進(jìn)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(kāi)，所以鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的邊緣處基本無(wú)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(shí)減少了環(huán)境的污染。

傳統(tǒng)鋁合金與鋼直接爆炸焊接時(shí)在塑性變形熱和絕熱壓縮熱作用下界面易產(chǎn)生過(guò)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(shí)間以及受反射拉伸波作用時(shí)間延長(zhǎng)，造成焊接質(zhì)量較差，甚至界面被拉開(kāi)，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(kāi)有燕尾槽的鋼板與鋁合金進(jìn)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(qiáng)烈的塑性變形，物理性質(zhì)類似流體，此時(shí)形成的金屬射流消除了碰撞點(diǎn)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(jìn)行冶金結(jié)合，另一部分鋁合金則向燕尾槽內(nèi)高速運(yùn)動(dòng)，被壓入燕尾槽的鋁合金與燕尾槽下底面進(jìn)行冶金結(jié)合過(guò)程中，同時(shí)向燕尾槽的傾斜面運(yùn)動(dòng)，充滿整個(gè)燕尾槽，此時(shí)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(guò)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(jìn)行冶金結(jié)合，抑制反射拉伸波將界面拉開(kāi)，實(shí)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(xué)性能分析

界面結(jié)合強(qiáng)度是衡量焊接質(zhì)量?jī)?yōu)劣的重要指標(biāo)之一，按照GB/T 6396-2008《復(fù)合鋼板力學(xué)及工藝性能試驗(yàn)方法》和GB/T 6396-2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》分別切割4個(gè)平行試件進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)和剪切實(shí)驗(yàn)，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(qiáng)度，Sτ和στ分別為剪切試件的結(jié)合面積和剪切強(qiáng)度。。

表2 爆炸復(fù)合板的力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)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(qiáng)度為532.5 MPa，平均剪切強(qiáng)度為180.8 MPa。鋁合金-燕尾槽鋼復(fù)合板的理論抗拉強(qiáng)度下限為507.3 MPa[14]，復(fù)合板4個(gè)平行試件的抗拉強(qiáng)度均大于其理論抗拉強(qiáng)度下限。一般在沖擊載荷作用下金屬材料的抗拉強(qiáng)度將增大，所以鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的抗拉強(qiáng)度大于其理論抗拉強(qiáng)度下限。

鋁合金-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板拉剪實(shí)驗(yàn)時(shí)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(qiáng)度大于172 MPa，滿足鋁合金-鋼復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)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(kāi)，同時(shí)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(qiáng)度增大，所以拉剪實(shí)驗(yàn)時(shí)斷裂位置位于鋁合金一側(cè)。

圖6 拉剪破壞試件實(shí)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(gè)位置進(jìn)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(biāo)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(gè)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(shí)驗(yàn)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(qiáng)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(diǎn)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(guò)渡層，其中鋁合金與燕尾槽上底面中間過(guò)渡層的厚度為0～20 μm；鋁合金與燕尾槽傾斜面的中間過(guò)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(guò)渡層的厚度為0～30 μm。鋁合金與燕尾槽傾斜面的中間過(guò)渡層厚度比鋁合金與上底面和下底面的中間過(guò)渡層厚度大。

鋁合金與燕尾槽鋼在爆炸焊接過(guò)程中，界面空氣受到絕熱壓縮向四周和燕尾槽運(yùn)動(dòng)，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(guò)程中，同時(shí)受到擠壓向燕尾槽傾斜面運(yùn)動(dòng)，此時(shí)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(wú)法全部排出，進(jìn)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(jìn)一步研究鋁合金-鋼爆炸復(fù)合板的中間過(guò)渡層，分別對(duì)鋁合金與燕尾槽上底面的界面進(jìn)行線掃描能譜分析以及復(fù)合板的鋁合金層、中間過(guò)渡層和鋼層進(jìn)行點(diǎn)掃描能譜分析，如圖10和表3所示。

由圖10可知，對(duì)鋁合金與燕尾槽鋼上底面的界面進(jìn)行線掃描，在中間過(guò)渡層出現(xiàn)寬約20 μm的平臺(tái)，并根據(jù)表3中間過(guò)渡層鋁、鐵的原子分?jǐn)?shù)比例可知，表明中間過(guò)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(guò)程中界面兩側(cè)金屬在高溫、高壓和強(qiáng)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(xué)成分(摩爾分?jǐn)?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(jìn)行冶金結(jié)合，抑制反射拉伸波將界面拉開(kāi)，從而實(shí)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(shí)驗(yàn)時(shí)試件斷裂位置位于鋁合金一側(cè)，其剪切強(qiáng)度大于172 MPa，滿足Al/Fe復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)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(guò)渡層厚度比鋁合金與燕尾槽上底面以及下底面中間過(guò)渡層厚度大，而且其中間過(guò)渡層含有氣孔等微觀缺陷。

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

[1] 汪育,史長(zhǎng)根,李煥良,等.金屬?gòu)?fù)合材料爆炸焊接綜合技術(shù)[J].焊接技術(shù),2013,42(7):1-5. Wang Yu, Shi Changgen, Li Huanliang, et al. New trend in comprehensive technique of metal explosive welding[J]. Welding Technology, 2013,42(7):1-5.

[2] 王建民,朱錫,劉潤(rùn)泉.鋁/鋼爆炸復(fù)合界面的顯微分析[J].材料工程,2006(11):36-39. Wang Jianmin, Zhu Xi, Liu Runquan. Micro-analysis of bonding interfaces of explosive welded aluminum/steel plates[J]. Journal of Materials Engineering, 2006(11):36-39.

[3] Han J H, Ahn J P, Shin M C. Effect of interlayer thickness on shear deformation behavior of AA5083 aluminum alloy/SS41 steel plates manufactured by explosive welding[J]. Journal of Materials Science, 2003,38(1):13-18.

[4] Tricarico L, Spina R, Sorgente D, et al. Effect of heat treatments on mechanical properties of Fe/Al explosion-welded structural transition joints[J]. Materials & Design, 2009,30(7):2693-2700.

[5] 黃杏利,汪洋,徐鵬,等.鋁/鈦/鋼爆炸復(fù)合板性能[J].材料熱處理技術(shù),2011,40(16):103-105. Huang Xingli, Wang Yang, Xu Peng, et al. Research on property of aluminum/titanium/steel explosive clad plate[J]. Material & Heat Treatment, 2011,40(16):103-105.

[6] 鄭遠(yuǎn)謀.爆炸焊接和金屬?gòu)?fù)合材料及其工程應(yīng)用[M].長(zhǎng)沙:中南大學(xué)出版社,2007:16-29.

[7] 鄭哲敏,楊超聲.爆炸加工[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社,1981:324-464.

[8] 楊揚(yáng).金屬爆炸復(fù)合技術(shù)與物理冶金[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2006:33-50.

[9] 布拉齊恩斯基.爆炸焊接、成形與壓制[M].李富勤,吳伯青,譯.北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1988:189-218.

[10] Stivers S W, Wittman R H. Computer selection of the optimum explosive loading and welding geometry[C]∥High Energy Rate Fabrication. Colorado, 1975：4.2.1-4.2.16.

[11] Cowan G R, Bergmann O R, Holtzman A H. Mechanism of bond zone wave formation in explosion clad metal[J]. Metallurgical and Materials Transaction B, 1971,2(11):3145-3155.

[12] 愛(ài)拉茲 A A. 金屬爆炸加工的原理與實(shí)踐[M].張鐵生,梁宜強(qiáng),譚渤,譯.北京:國(guó)防工業(yè)出版社,1981：399.

[13] Deribas A A, Kudinov V M, Matveenkov F I, et al. Determination of the impact parameters of flat plates in explosive welding[J]. Combustion, Explosion, and Shock Waves, 1967,3(2):182-186.

[14] 殷建軍,趙海敏,安麗君,等.GB 6369-1995《復(fù)合鋼板力學(xué)性能及工藝試驗(yàn)方法》簡(jiǎn)介[J].理化檢驗(yàn)-物理分冊(cè),2000,36(6):276-281. Yin Jianjun, Zhao Haimin, An Lijun, et al. Brief introduction to GB 6396-1995 clad plates-mechanical and technological test[J]. Physical Testing and Chemical Analysis Part A: Physical Testing, 2000,36(6):276-281.

[15] Li Yan, Hashimoto H, Sukedai E, et al. Morphology and structure of various phases at the bonding interface of Al/steel formed by explosive welding[J]. Journal of Electron Microscopy, 2005,49(1):5-16.

(責(zé)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(guó)家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目(51374189,51174183)

李雪交(1986— )，男，博士研究生;

馬宏昊，hhma@ustc.edu.cn。

O389 <國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 class="emphasis_bold"> 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13035

A