鋁/燕尾槽鋼爆炸焊接的研究

李雪交， 馬宏昊， 沈兆武， 繆廣紅

(中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué) 近代力學(xué)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(gè)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(diǎn)、硬度等物理和力學(xué)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(shí)界面沒有產(chǎn)生金屬射流，金屬板無法進(jìn)行爆炸焊接; 焊接炸藥能量過大時(shí)界面易產(chǎn)生過熔現(xiàn)象，造成界面結(jié)合強(qiáng)度較差，甚至焊接失效。

鋁具有優(yōu)良的導(dǎo)電性、導(dǎo)熱性、良好的耐腐蝕性、密度小等特性，鋁-鋼復(fù)合板在艦船、化工、電力、航空航天等領(lǐng)域應(yīng)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(qiáng)度不高[2-3]。目前國(guó)內(nèi)外暫無燕尾槽金屬板爆炸焊接相關(guān)資料的報(bào)道。為給熔點(diǎn)、強(qiáng)度等物理性質(zhì)和機(jī)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(jìn)行爆炸焊接實(shí)驗(yàn)，通過冶金結(jié)合以及燕尾槽的擠壓嚙合共同作用實(shí)現(xiàn)爆炸復(fù)合，以提高鋁-鋼復(fù)合板界面結(jié)合強(qiáng)度，減少爆炸焊接藥量，降低傳統(tǒng)鋁-鋼復(fù)合板爆炸焊接窗口下限。爆炸焊接后通過力學(xué)性能檢測(cè)和金相組織觀察研究鋁與燕尾槽爆炸復(fù)合板界面的結(jié)合性能。

2 實(shí)驗(yàn)材料和條件

實(shí)驗(yàn)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(xué)成分見表1，物理和力學(xué)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(shí)驗(yàn)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(qiáng)度高，可減小炸藥臨界直徑，縮短從起爆到穩(wěn)定爆轟的時(shí)間[4-6]。實(shí)驗(yàn)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(zhǎng)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(shí)驗(yàn)材料的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?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(shí)驗(yàn)材料的物理和力學(xué)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(shí)驗(yàn)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(qiáng)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(fù)合板，分別采用MTS-810型萬能試驗(yàn)機(jī)和Carl Zeiss Axio Imager A1m型金相顯微鏡進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試和微觀形貌觀察，研究鋁-燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板界面的結(jié)合強(qiáng)度。

圖4復(fù)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(jì)算

3.1 爆炸焊接動(dòng)態(tài)參數(shù)

選擇合理的爆炸焊接參數(shù)是實(shí)現(xiàn)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)，任意兩個(gè)參數(shù)相互獨(dú)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(diǎn)移動(dòng)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(shí)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(qiáng)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(dá)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(shí)金屬材料塑性變形的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度估算為靜態(tài)屈服強(qiáng)度的5倍，則1060鋁板和Q345鋼板塑性變形的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度分別為0.23 GPa和1.73 GPa[9]。Ezra[12]認(rèn)為產(chǎn)生強(qiáng)烈塑性流動(dòng)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(qiáng)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(jì)算相應(yīng)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(dòng)從層流過渡到湍流的臨界碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc公式為[13]：

(4)

式中,Re為適用流動(dòng)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(diǎn)移動(dòng)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(shí)產(chǎn)生金屬射流才能實(shí)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(dāng)鋁-鋼爆炸焊接的碰撞速度vp為522 m·s-1時(shí)，鋁-鋼爆炸焊接的碰撞壓力遠(yuǎn)大于鋁板的產(chǎn)生射流的臨界碰撞壓力，這時(shí)結(jié)合區(qū)鋁層表面產(chǎn)生嚴(yán)重的過熔現(xiàn)象，與表面塑性流動(dòng)的鋼材形成多種脆性金屬間化合物，造成界面結(jié)合強(qiáng)度不高，甚至焊接失效。

根據(jù)臨界碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc，相應(yīng)碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vcp小于2000 m·s-1的表達(dá)式為[10]：

vcp=vc+200

(5)

金屬鋁從層流過渡到湍流的臨界點(diǎn)碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc為1564 m·s-1，所以相應(yīng)的碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vcp為1764 m·s-1。炸藥爆速vd與碰撞點(diǎn)移動(dòng)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(diǎn)移動(dòng)速度，m·s-1。

碰撞角的最小臨界值表達(dá)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(qiáng)度, MPa。

鋁-燕尾槽鋼爆炸焊接實(shí)驗(yàn)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(huì)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(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)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(duì)于爆轟產(chǎn)物多方指數(shù)γ=2.5炸藥的一維平板運(yùn)動(dòng)的表達(dá)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(yàn)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(fù)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(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

4.1 鋁/燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板

爆炸焊接后觀察鋁與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板界面結(jié)合緊密，復(fù)合率達(dá)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(fù)合比傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接節(jié)約炸藥31%以上，同時(shí)減少了爆炸焊接引起的大氣、噪聲污染以及震動(dòng)，為強(qiáng)度等機(jī)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(fù)合板截面實(shí)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(qiáng)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(shí)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(jìn)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(shí)現(xiàn)爆炸復(fù)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(shí)鋁板與燕尾槽鋼板的相互嚙合延長(zhǎng)了界面結(jié)合時(shí)間，使得復(fù)合板界面結(jié)合強(qiáng)度增強(qiáng)，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(jìn)一步的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。

4.2 鋁/燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的力學(xué)性能分析

界面結(jié)合強(qiáng)度是衡量爆炸焊接質(zhì)量?jī)?yōu)劣的重要指標(biāo)之一，參照GB/T 6386-2008《復(fù)合鋼板力學(xué)及工藝性能試驗(yàn)方法》的標(biāo)準(zhǔn)，采用拉伸強(qiáng)度和剪切強(qiáng)度衡量爆炸復(fù)合板的力學(xué)性能，分別沿著爆轟方向切割4個(gè)試件，測(cè)試其抗拉強(qiáng)度(σb)和剪切強(qiáng)度(στ)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表4。

表4爆炸復(fù)合板的力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)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(fù)合板的抗拉強(qiáng)度平均值為596.5 MPa，理論抗拉強(qiáng)度為531.9 MPa[15]，四個(gè)平行試件的抗拉強(qiáng)度均大于其理論抗拉強(qiáng)度531.9 MPa。沖擊載荷作用下金屬材料的抗拉強(qiáng)度將會(huì)增大，所以使鋁與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板的抗拉強(qiáng)度比理論抗拉強(qiáng)度大。

由表4可知，四個(gè)平行試件的剪切強(qiáng)度均超過79 MPa，滿足企業(yè)對(duì)鋁-鋼復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)度大于60 MPa的要求。鋁與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板剪切實(shí)驗(yàn)時(shí)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(fù)合板依靠燕尾槽嚙合在一起，而且其結(jié)合面積比鋁-鋼復(fù)合板大141%，增加了界面的結(jié)合強(qiáng)度，超過爆炸態(tài)鋁材的剪切強(qiáng)度，所以剪切實(shí)驗(yàn)時(shí)斷裂位置位于鋁層一側(cè)。

4.3 鋁/燕尾槽鋼爆炸復(fù)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(fù)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(fù)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(fù)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(shí)鉬絲會(huì)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(dòng)的鋁材流入縫隙內(nèi)，與鋼板內(nèi)表面的新鮮金屬充分進(jìn)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(fù)合，波形形狀不明顯，圖7c中界面波長(zhǎng)為350～400 μm，波高為30～40 μm，圖7d中界面的波長(zhǎng)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(qiáng)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(fù)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(jìn)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(fù)合板界面、力學(xué)性能檢測(cè)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(fù)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(jìn)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(jìn)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(shí)現(xiàn)爆炸復(fù)合，則強(qiáng)度、熔點(diǎn)等物理和力學(xué)性質(zhì)均相差較大的金屬板可通過在強(qiáng)度較高金屬板表面開出燕尾槽的方法進(jìn)行爆炸焊接。

(2)鋁與燕尾槽鋼爆炸復(fù)合板焊接質(zhì)量良好，復(fù)合率達(dá)到99.8%，結(jié)合面積比傳統(tǒng)鋁-鋼爆炸焊接大141%，力學(xué)性能滿足鋁-鋼復(fù)合板結(jié)合強(qiáng)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(dòng)。

(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(jìn)一步實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

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