雙金屬爆炸焊接參數(shù)設(shè)計(jì)理論

李曉杰，王宇新，王小紅，閆鴻浩

(1.大連理工大學(xué)運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部工程力學(xué)系，遼寧 大連 116024； 2.工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024)

爆炸焊接(Explosive Welding，Explosive Bonding)，又稱爆炸復(fù)合(Explosion Cladding)，是以炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)金屬板件之間產(chǎn)生高速斜碰撞，金屬之間產(chǎn)生冶金結(jié)合的特種焊接方法。爆炸焊接具有兩大優(yōu)點(diǎn)，一是適于對金屬材料進(jìn)行大面積復(fù)合；二是可以控制金屬間反應(yīng)，焊合常規(guī)焊接方法無法焊接的異種金屬。所以該技術(shù)已廣泛用于制造各種爆炸金屬包覆材料，如：各種包覆金屬板、管、棒等，也用于焊接異種金屬接頭，以及快速焊接、極端環(huán)境下的快速密封等。近年以來，爆炸焊接理論和產(chǎn)業(yè)技術(shù)都得到了長足的發(fā)展與進(jìn)步，計(jì)算機(jī)數(shù)值技術(shù)促進(jìn)了理論的進(jìn)步[1]。工業(yè)領(lǐng)域?qū)饘購?fù)合材料的大量需求促進(jìn)了產(chǎn)業(yè)發(fā)展，目前我國爆炸金屬復(fù)合材料年產(chǎn)量已達(dá)60余萬噸，近世界總產(chǎn)量的一半，在化工設(shè)備、能源、鐵路、冶金、礦山、艦船、航天、核工業(yè)等領(lǐng)域中得到廣泛應(yīng)用。

上世紀(jì)五六十年代爆炸焊接還只是作為爆炸加工的小分支，之后開始逐漸顯現(xiàn)其工業(yè)應(yīng)用潛力。60年代研究主要以試驗(yàn)研究和理論探索為主[2-3]，至80年代爆炸焊接的基本理論構(gòu)架已經(jīng)出現(xiàn)。即借助軍事上已有的研究成果，研究和計(jì)算爆炸驅(qū)動(dòng)飛板、飛管等元件的撞擊速度、碰撞角度等；參考射流破甲，以爆炸力學(xué)、流體動(dòng)力學(xué)的研究成果，建立了“爆炸焊接參數(shù)窗口”初步理論[4-5], 并逐步出版了爆炸焊接的專著[6-7]。自上世紀(jì)八九十年代起，爆炸焊接技術(shù)進(jìn)入高速發(fā)展時(shí)期，理論成果也不斷涌現(xiàn)，從爆炸金屬物理、爆炸焊接新方法、爆炸復(fù)合材料分析等諸多方面都有專著出版[8-18]。中國爆破行業(yè)協(xié)會(huì)組織了《爆破手冊》編寫[19]，連續(xù)召開了第125場和第188場工程科技論壇[20-21]，對我國近年來的爆炸加工科研成果進(jìn)行總結(jié)交流，集中展現(xiàn)了我國對爆炸焊接理論和工程技術(shù)的貢獻(xiàn)。近年來，作者通過對爆炸焊接“過熔”現(xiàn)象和雙金屬界面沖擊塑性變形的理論研究，將之前僅適于同種金屬的爆炸焊接窗口理論，推廣到了更適于實(shí)際的雙金屬范疇，以爆炸焊接下限、上限、流動(dòng)限和聲速限構(gòu)成了雙金屬爆炸焊接窗口理論[13-16]。再通過對爆炸焊接飛板的理論計(jì)算和數(shù)值計(jì)算，逐步應(yīng)用C++和 OpenGL研制開發(fā)了爆炸焊接CAE軟件系統(tǒng)，應(yīng)用于爆炸焊接生產(chǎn)中。

1 爆炸焊接的基本原理

普通復(fù)合板爆炸焊接的平行布置形式如圖1所示。放置在上面的金屬板稱之為覆板或飛板，下面的稱為基板。在覆板上敷設(shè)等厚的炸藥, 基覆板之間用支撐物保持加速用的間隙(架高或炸高)。當(dāng)在左端起爆后，炸藥中的爆轟波以爆速vd沿覆板傳播。爆轟波所到之處，爆轟高壓驅(qū)動(dòng)覆板彎折加速飛行，直至與基板發(fā)生傾斜碰撞。高速傾斜碰撞會(huì)在基覆板表面產(chǎn)生噴離母材的金屬微射流，0.1%～1%母材厚度的微射流會(huì)帶走結(jié)合面上的污物與氧化物，起到焊接必要的“自清理”條件；再加之，碰撞點(diǎn)高壓、高應(yīng)變率和大塑性應(yīng)變造成熱量沉積，就使基覆板材間達(dá)到冶金結(jié)合，形成爆炸焊接。爆炸焊接的必要條件就是產(chǎn)生微射流。這就要求基覆板的碰撞呈一定角度，該角被稱為碰撞角β，覆板也必須被加速到一定碰撞速度vp，并且基覆板的碰撞點(diǎn)以一定速度移動(dòng)，稱為碰撞點(diǎn)移動(dòng)速度vc；在如圖1的平行爆炸焊接時(shí)，vc等于炸藥爆速vd。對于任意兩種材料組合，產(chǎn)生的焊接條件是β、vp、vc值達(dá)到固定的范圍，而根據(jù)滑移爆轟驅(qū)動(dòng)飛板的幾何關(guān)系，有：

(1)

產(chǎn)生焊接條件的β、vp、vc達(dá)到某固定值的條件，就變成了β、vp、vc中任意兩參數(shù)組合的平面條件，在平面參數(shù)中構(gòu)成的可焊接區(qū)就是“爆炸焊接參數(shù)窗口”。實(shí)驗(yàn)獲得的1Cr18Ni9Ti與普通鋼板的爆炸焊接窗口如圖2所示。因此，爆炸焊接參數(shù)設(shè)計(jì)就自然地分為兩個(gè)部分：

1)炸藥爆轟對飛板等元件的驅(qū)動(dòng)計(jì)算，以求得如何達(dá)到需要的β、vp、vc；

2)對于任意的一對金屬，通過實(shí)驗(yàn)或計(jì)算確定其可焊的β、vp、vc取值，即確定該對金屬的爆炸焊接窗口。

圖1 平板爆炸焊接Fig.1 Plate explosive welding

注：圖中標(biāo)記點(diǎn)右側(cè)的數(shù)值為復(fù)合界面剪切強(qiáng)度τ/(kg·mm-2)。圖2 1Cr18Ni9Ti與普通鋼板的爆炸焊接窗口Fig.2 The explosive weldable window of 1Cr18Ni9Ti and mild steel

2 炸藥爆轟驅(qū)動(dòng)飛板理論

平板爆炸焊接中炸藥驅(qū)動(dòng)飛板的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)如圖3所示。當(dāng)在左端起爆后，在炸藥中爆轟波以爆速vd沿飛板表面?zhèn)鞑?。所到之處，爆轟高壓驅(qū)動(dòng)其彎折向下加速飛行，β、vp、vd滿足式(1)。飛板所受最高壓強(qiáng)為爆壓

(2)

式中：ρ0為裝藥密度；k為炸藥多方指數(shù)，對于高能炸藥k≈3, 對于爆炸焊接常用的硝銨類炸藥k=3～1.6，爆速越低k值也越小。

圖3 滑移爆轟驅(qū)動(dòng)下飛板的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)Fig.3 Motion appearance of flyer plate driven by sliding detonation

作者提出了以爆熱公式由爆速vd推算k值的方法，如下式：

(3)

式中：vdc為參考爆速，可以根據(jù)固定裝藥爆炸驅(qū)動(dòng)飛板的速度值測定，然后推廣到其他裝藥量、爆速中。對于銨油炸藥vdc=1 607 m/s, 由于大多數(shù)粉狀工業(yè)炸藥的爆熱相差很小，所以取vdc≈1 607 m/s的計(jì)算精度也較高。

2.1 爆轟驅(qū)動(dòng)飛板的一維理論

由于采用圖3的二維模型計(jì)算飛板相對比較復(fù)雜，所以爆炸焊接早期研究大都采用一維模型推導(dǎo)的公式進(jìn)行計(jì)算。但一維模型有一個(gè)缺點(diǎn)，就是起爆形式對飛板的加速運(yùn)動(dòng)過程影響較大。如等容爆轟，飛板承受的最大壓力約是pH/2；若從頂端起爆，爆轟波到達(dá)飛板發(fā)生正反射，飛板承受的最大壓力為(2.3～2.5)pH[22-23]；而如圖3的滑移爆轟時(shí)，飛板承受的最大壓力為爆壓pH。由此可見，爆轟形式對飛板的加速度影響達(dá)2～5倍。但好在爆轟形式對飛板拋擲的最終速度vp max影響很小，用一維模型的終速公式計(jì)算爆炸焊接問題仍有較好的精度，為此對一維模型的終速公式作如下簡要的介紹。這些公式最初都來自于對彈片拋擲一類問題的研究，被早期的爆炸加工研究逐漸引入用于計(jì)算。

較為常用的有格尼(Gurney)公式、阿述茲(Aziz)公式、杰里巴斯(Deribas)公式等[7]，匯總整理推廣了部分一維爆轟驅(qū)動(dòng)飛片終速的計(jì)算公式(見表1)。公式中的無量綱量R稱為質(zhì)量比，為炸藥質(zhì)量與飛板質(zhì)量的比值[=(ρ0δ0)/(ρδ)=(炸藥密度×炸藥厚度)/(飛片密度×飛片厚度)]；vp max是飛片的最終拋擲速度；Gurney公式中的Eg被稱為格尼能。

表1 一維爆轟驅(qū)動(dòng)飛片終速計(jì)算公式匯總

2.2 滑移爆轟驅(qū)動(dòng)飛板的二維理論

二維滑移爆轟驅(qū)動(dòng)飛板的計(jì)算方法很多，有簡化的列契脫(Richter)模型、特征線差分方法和大型彈塑性流體程序數(shù)值模擬。對于如圖1平板爆炸焊接可以簡化成圖3的二維滑移爆轟驅(qū)動(dòng)飛板模型。圖3是將動(dòng)坐標(biāo)系放置在爆轟波頭上獲得，在動(dòng)坐標(biāo)系中，炸藥與飛板就會(huì)以與爆速vd相同穩(wěn)定的速度，流經(jīng)爆轟波面處。炸藥在流經(jīng)駐定的爆轟波后，發(fā)生爆轟、膨脹；飛板流過爆轟波平面后，在爆轟壓力作用下逐漸發(fā)生轉(zhuǎn)向彎曲, Richter假定飛板上所承受的爆炸壓力p與拋擲角β始終呈簡單的線性關(guān)系p/pH=1-β/βm，可從飛板運(yùn)動(dòng)微分方程求出了如下積分公式

(4)

式中：δ0為炸藥厚度;x為飛板的水平坐標(biāo);y為飛板向下拋擲的距離，即實(shí)際爆炸焊接中的炸高。Richter公式本質(zhì)上是在0～βm間找到了拋擲角β與x,y坐標(biāo)的插值表達(dá)式。由于不知道βm，所以Richter又單獨(dú)提出了最大拋擲角的經(jīng)驗(yàn)公式

(5)

式中：b，c為炸藥性能的常數(shù)，是k值的函數(shù)。一般b、c系數(shù)可以通過爆炸實(shí)驗(yàn)確定，也可以用以下經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算

(6)

式(6)在k=2.5～3.2,R≤2范圍內(nèi)有較好的計(jì)算精度。在k≥2和R≤3時(shí)，也可以用一維公式估算最大拋擲角βm, 直接代入到式(4)中積分求解出x、y與β的關(guān)系，可得到整個(gè)飛板的加速過程。

(7)

式(7)中拋擲角β的單位取弧度。式(7)是將Ritchter的積分關(guān)系進(jìn)行Taylor展開得到的，是β的四階精度，公式計(jì)算值與程序解的誤差小于6%，平均誤差在3%左右，完全可以滿足常規(guī)工程需求，更高精度要求時(shí)，則需采用計(jì)算機(jī)程序模擬計(jì)算。

圖4 飛板拋擲的特征線差分網(wǎng)格Fig.4 Characteristic differential grid of flyer plate driven by detonation

圖5 特征線計(jì)算的飛板動(dòng)態(tài)拋擲角Fig.5 Dynamic driven angles of flyer plate calculated by characteristic method

3 爆炸焊接參數(shù)窗口理論

如前所述，在確定飛板速度之后，爆炸焊接的另一項(xiàng)重要工作就是如何確定爆炸焊接參數(shù)窗口。通?？梢酝ㄟ^爆炸焊接實(shí)驗(yàn)獲得，也可以通過理論分析進(jìn)行估算。較為普遍的研究結(jié)果認(rèn)為，爆炸焊接理論窗口可用如圖6中的四條邊界線限定，即：①焊接下限(Low Limit)：基覆板間的碰撞速度vp必須大于最小速度值vp min，以形成焊接微射流。②流動(dòng)限(Flowing Limit)：碰撞點(diǎn)速度vc必須超過一定值vc min，否則也不會(huì)產(chǎn)生微射流。③聲速限(Sonic Limit)：保證爆炸焊接的碰撞流動(dòng)是在能形成射流的亞聲速狀態(tài)。④焊接上限(Upper Limit)：是對焊接界面最大能量的限制。當(dāng)碰撞動(dòng)能過大時(shí)，焊接界面處沉積的熱量過高。在沖擊壓力卸載后，界面仍處于熱軟化或熔化狀態(tài)，會(huì)造成焊接“過熔”失效。

圖6 爆炸焊接參數(shù)窗口與理論邊界限Fig.6 Explosive welding parameter window and theoretical boundary limits

3.1 爆炸焊接下限

早期爆炸焊接研究就提出過各種可焊下限的理論公式，但得到廣泛應(yīng)用的是1971年Deribas等提出的焊接下限公式

(8)

式中：HV為維氏硬度；ρ為金屬密度；vf為金屬覆板流進(jìn)碰撞點(diǎn)的速度，在平行焊接時(shí)等于爆速vd和vc；K為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，Deribas推薦取1.14。實(shí)踐說明，K的大小取決于被焊金屬表面粗糙度與射流厚度的比值，對表面處理很好的基覆板可取K=0.6；在厚板焊接時(shí)，較厚的射流可以減小表面粗糙度的影響，也可取K=0.6。用β小角度近似處理Taylor公式(1)成為vp=2vdsin(β/2) ≈vfβ，就可將Deribas公式改寫為完全由焊接金屬的物理性能參數(shù)表示的下限公式

(9)

對于大多數(shù)金屬維氏硬度HV與布氏硬度HB相差不大,一些黑色金屬的HV約為(2.8～3.0)Rm(抗拉強(qiáng)度)，所以在缺少HV數(shù)據(jù)時(shí)也可以用布氏硬度HB或簡單取(2.8～3.0)Rm代替。在取HV=(2.8～3.0)Rm且取K=0.6時(shí)，還可以得到用抗拉強(qiáng)度表示的下限：

(10)

一些金屬材料的性能參數(shù)和用式(9)計(jì)算的焊接下限如表2所示，vp min與實(shí)驗(yàn)相符的很好，表中pmin是對應(yīng)的界面最小正碰撞壓力，用沖擊波關(guān)系導(dǎo)出的公式pmin=ρ(C0+vp min/2)vp min/2計(jì)算得到。

表2 部分金屬的物理性能與爆炸焊接下限

注: 1): 為了計(jì)算量綱統(tǒng)一，表中將常用的硬度HV單位kg/mm2轉(zhuǎn)換為MPa單位。2):C0和λ是金屬中沖擊波關(guān)系式D=C0+λu中的系數(shù),一般C0為體波聲速。3): 公式(11)計(jì)算的單金屬下限。

盡管式(9)和式(10)計(jì)算較為準(zhǔn)確，但只能用于單一金屬。而爆炸焊接主要是進(jìn)行雙金屬焊接，即使進(jìn)行同種金屬焊接，基覆板的強(qiáng)度、硬度等性能也不盡相同。因此人們一直在進(jìn)行雙金屬焊接下限研究。文獻(xiàn)[5]曾提出一種由金屬界面正沖擊壓力推出的雙金屬的下限，但其公式推導(dǎo)過程發(fā)生了錯(cuò)誤，作者修正后的公式推導(dǎo)如下，即在彈性近似下，有

p≈ρ1C01u1≈ρ2C02u2?vp=u1+u2=p[(ρ1C01)-1+(ρ2C02)-1]

(11)

在取界面壓力為抗拉強(qiáng)度的10倍后，可得：

(12)

使用上式計(jì)算對于鋼、鎳、銅有一定的精度，對于其他材料誤差較大(見表2)。為此，作者通過運(yùn)用式(9)計(jì)算的單金屬下限速度vp min，再以vp min計(jì)算出該金屬界面最小碰撞正壓力pmin，作為雙金屬同時(shí)產(chǎn)生射流的判斷條件，得到如下雙金屬可焊下限公式[13,15,19]：

pmin=max(pmin 1,pmin 2)

(13)

式中：pmin,u,C0,的下標(biāo)1，2分別代表兩種金屬的相應(yīng)參數(shù)；u為金屬碰撞后相對界面的垂向質(zhì)點(diǎn)速度。

按式(13)計(jì)算出的部分雙金屬爆炸焊接下限如表3所示。表中縱橫欄交叉點(diǎn)的數(shù)據(jù)即是兩種金屬的爆炸焊接下限，表中已經(jīng)將vp速度的單位轉(zhuǎn)換成為m/s。例如：要查找LY12鋁合金和退火態(tài)20號鋼的焊接下限，在表縱向欄中找到“LY12鋁合金”，然后沿橫向欄找到“20號鋼”和“退火態(tài)”，兩者交叉的格中顯示這兩種金屬間的可焊速度下限vp min為356 m/s，而實(shí)驗(yàn)值在340 m/s左右。

表3 部分金屬組合的爆炸焊接下限

3.2 爆炸焊接流動(dòng)限

Cowan(1971年)在研究爆炸焊接界面卡門渦街成波機(jī)理時(shí)，由雷諾數(shù)Re定義了雙金屬的成波限[25]

(14)

雷諾數(shù)Re取值為8～13。上式在國外文獻(xiàn)中應(yīng)用很廣，但作為vc下限式(14)計(jì)算值明顯偏大。究其原因是卡門渦街成波機(jī)理是針對粘性流體性質(zhì)的描述，因此對低vc材料強(qiáng)度作用明顯的鄰近下限焊接段明顯不適用。由于是針對流體模型的描述，則式(14)可作為高vc可忽略材料強(qiáng)度效應(yīng)的爆炸焊接界面成波范圍的判斷式。

(15)

對于雙金屬情況，駐點(diǎn)壓力由密度低的一方?jīng)Q定，焊接要求駐點(diǎn)壓力必須大于強(qiáng)度高的一方。以此作為判斷條件，求出表3的金屬材料在相應(yīng)Rm強(qiáng)度級限制下流體流動(dòng)限，公式如下[15,19]：

(16)

式中：ρmin為兩金屬中的最小密度；Rmmax是兩金屬中的最高強(qiáng)度。

由式(16)計(jì)算出的雙金屬流動(dòng)限如表4所示?？梢娭挥械兔芏炔牧吓c高強(qiáng)度材料爆炸焊接時(shí)，或低密度材料自身強(qiáng)度很高時(shí)，才會(huì)對爆速下限產(chǎn)生實(shí)際的限制。比如：對鋁材進(jìn)行爆炸焊接時(shí)，應(yīng)該注意兩種被焊材料的強(qiáng)度級，如果鋁材與700 MPa強(qiáng)度級的鋼焊接，爆速下限不低于2 277 m/s；鋁材與同樣強(qiáng)度級的鋁合金、鈦合金焊接時(shí)爆速也不應(yīng)低于該值。

表4 部分金屬的爆炸焊接流動(dòng)限

3.3 爆炸焊接聲速限

隨vc升高，碰撞角β變小，基覆板碰撞會(huì)進(jìn)入一種超聲速狀態(tài)，兩板間直接發(fā)生“彈性”碰撞。對于理論聲速限，可以通過建立碰撞模型，求取金屬中的沖擊波速度[26]。但由于通常材料vc聲速限都比較高，工程上可以簡單地認(rèn)為使vc小于材料聲速即可。對于雙金屬取最小聲速作為對vc的限制，雙金屬聲速限公式如下[15,19]：

vc max=min(C01,C02)

(17)

式中:基覆板材料體的波聲速C01,C02可以在表2或資料中查到。由于大部分材料聲速都在4～5 km/s左右，所以在爆炸焊接生產(chǎn)中超過聲速限的情況很少；只有在焊接低聲速的鉛合金(聲速在2 km/s左右)這類材料時(shí)，才會(huì)考慮聲速限的影響。

3.4 爆炸焊接上限

當(dāng)飛板速度或飛板厚度過大時(shí)，所攜帶動(dòng)能過大，消耗沉積在焊接界面的能量過高，基覆板碰撞界面的壓力卸載到很小甚至到拉伸狀態(tài)時(shí)，界面依然處于熔化狀態(tài)或熱軟化極低強(qiáng)度狀態(tài)，界面就會(huì)被拉開，開裂的界面上有明顯的熔化跡象，即是發(fā)生了所謂的“過熔”失效。這一點(diǎn)對于低熔點(diǎn)金屬和厚板爆炸焊接時(shí)非常重要。

Wittman(1973年)[27]提出了如下的爆炸焊接上限公式*

(18)

式中：Tm為金屬熔點(diǎn)；為導(dǎo)熱系數(shù)；Cp為熱容量；h為覆板厚度；Nw為常數(shù)，約取0.1。

式(18)說明了焊接上限與金屬熔點(diǎn)、熱性能有關(guān)，vc越大上限越低，h越大上限越低。但式(18)并沒有考慮基板的影響。張凱(1987年)[27]又提出了考慮基板影響的上限公式

(19)

式中：下標(biāo)1和2分別對應(yīng)為覆板和基板的參數(shù)，N仍為與材料無關(guān)的常數(shù)，取0.039。

對于雙金屬爆炸焊接情況，作者通過推導(dǎo)雙金屬界面熱傳導(dǎo)理論解，再對焊接的動(dòng)力學(xué)過程、沉能過程、傳熱過程進(jìn)行分析，并設(shè)焊接界面沉積熱能Q是射流能量Ej的函數(shù)

Q=N(vc/C*)n·Ej

(20)

式中：C*為與基覆板聲速有關(guān)的參考聲速，可認(rèn)為是兩者小者；N為界面沉積能量比例系數(shù)；n為界面沉積能量的指數(shù)。

最后經(jīng)過推導(dǎo)，可得到如下的雙金屬爆炸焊接上限公式[14,15,19]

(21)

由式(20)可見，Wittman式(18)是取n=1的上限表達(dá)式，且不考慮基板厚度影響的結(jié)果；式(19)是同種材料考慮基板厚度影響，且取n=2的結(jié)果。由于在上限附近進(jìn)行爆炸焊接時(shí)，界面材料處于熔化狀態(tài)，這時(shí)以粘性流體描述較為合理，故應(yīng)取n=2。從雙金屬上限式(21)中還可見，界面熔點(diǎn)取Tm min即是兩材料的二元合金相圖中最低熔點(diǎn)。

由于式(21)中含大量的物性數(shù)據(jù)，公式十分復(fù)雜，為適于工程應(yīng)用，作者將其簡化為如下形式：

(22)

從理論上，使用式(22)只需要以一次爆炸焊接上限試驗(yàn)即可確定該雙金屬對的f值，進(jìn)而預(yù)測其他爆炸參數(shù)與厚度的可焊上限。但實(shí)際的雙金屬可焊上限不僅受式中所涉及參數(shù)的影響，界面的打磨狀態(tài)、焊接長度上射流堆積與燃燒、界面化學(xué)反應(yīng)的放熱、材料的軟硬化狀態(tài)等都對f值有影響。所以實(shí)際使用雙金屬上限公式(22)時(shí)，要根據(jù)雙金屬中多個(gè)“過熔”開裂參數(shù)共同擬合f值，才能得到較精確的焊接上限。如下的式(23)、(24)即是用上述理論結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果得到的純鋁、純銅與普通低碳鋼的可焊上限。

鋁鋼上限：

(23)

銅鋼上限：

(24)

式中：速度單位為km/s，厚度單位為mm。

用以上雙金屬爆炸焊接窗口理論和實(shí)驗(yàn)參數(shù)繪制的純鋁、純銅與普通低碳鋼的爆炸焊接窗口分別如圖7和圖8所示。

注：上限數(shù)據(jù)為鋁板厚度，普碳鋼厚度為20 mm。圖7 純鋁與普碳鋼的爆炸焊接窗口Fig.7 Explosive welding window of pure aluminum and mild steel

注：上限數(shù)據(jù)為銅板厚度，普碳鋼厚度為20 mm。圖8 純銅與普碳鋼的爆炸焊接窗口Fig.8 Explosive welding window of pure copper and mild steel

4 爆炸焊接參數(shù)設(shè)計(jì)的其他問題

4.1 二元合金相圖

由雙金屬爆炸焊接上限公式(21)可見，界面熔點(diǎn)Tm min取兩種被焊材料在二元合金相圖中最低熔點(diǎn)，這就說低熔點(diǎn)或共熔點(diǎn)低的材料爆炸焊接的上限較低?？珊干舷薜南拗撇恢皇钦f明鉛、鋅這類低熔點(diǎn)材料難于爆炸焊接，更應(yīng)該注意在合金相圖中的共熔點(diǎn)。以常用的鈦鋼爆炸焊接為例，鐵的熔點(diǎn)是1 583 ℃，鈦的熔點(diǎn)是1 670 ℃，可兩者的最低共熔點(diǎn)溫度只有1 085 ℃(見圖9)，因此可焊上限式(21)的Tm min應(yīng)取最低共熔點(diǎn)的1 085 ℃。對于銅鋁，銅熔點(diǎn)為1 085 ℃，鋁為660 ℃，最低共熔點(diǎn)溫度只有548 ℃。

圖9 Ti-Fe二元合金相圖Fig.9 Phase diagram of Ti-Fe binary alloys

還應(yīng)注意到這類材料的相圖中會(huì)含有多種金屬間化合物，焊接界面產(chǎn)生大量的金屬間化合物會(huì)釋放化學(xué)反應(yīng)熱，也會(huì)造成焊接界面脆性化，這些都使焊接上限下降。再者，焊接界面過多的脆性金屬間化合物還會(huì)影響后續(xù)熱處理，在熱處理時(shí)成為金屬間化合物增多和長大的晶核，造成結(jié)合界面進(jìn)一步脆性化[12,28]。

常用的鈦鋼、鈦銅、鋯鋼、高強(qiáng)度鋁合金與鋼等都不同程度存在上述問題。因此，在爆炸焊接時(shí)參考合金相圖是非常必要的，不僅是確定爆炸焊參數(shù)，確定熱處理制度，還可以選擇材料的過渡層。如：根據(jù)材料使用條件開發(fā)鋁合金-純鋁-鋼、純鋁-鈦-鋼、鋁合金-純鋁-鈦-鎳-鋼復(fù)合過渡接頭等。

4.2 爆炸焊接原材料硬度

在實(shí)際生產(chǎn)中，爆炸焊接所采用的原材料往往是不同加工和熱處理狀態(tài)的，化學(xué)成分也在許可范圍內(nèi)浮動(dòng)?；瘜W(xué)成分變化與加工、熱處理狀態(tài)不同都使材料的機(jī)械力學(xué)性能發(fā)生很大的變化，而機(jī)械力學(xué)性能對爆炸焊接影響非常大。所以要制造優(yōu)質(zhì)的爆炸復(fù)合材料，就必須對原材料的機(jī)械力學(xué)性能有所了解和掌控。

在焊接上限式(21)中還含有常數(shù)N，由式(20)可知，N是界面沉積能量比例系數(shù)。由于材料強(qiáng)度越高，界面沉積能量也越大，所以N值其實(shí)并不是常數(shù)，其取值應(yīng)與材料強(qiáng)度Rm或硬度HV正相關(guān)。這意味著，材料強(qiáng)度、硬度越高，可焊上限也越低。另外，從焊接下限式(9)、式(10)可知，材料強(qiáng)度Rm和硬度HV越高可焊下限也越高時(shí)。所以爆炸焊接的原材料強(qiáng)度Rm和硬度HV升高，會(huì)使下限上升、上限下降，縮小可焊窗口的范圍。對于易產(chǎn)生脆性金屬間化合物的組合，再加之原材料的Rm和HV很高時(shí)，會(huì)影響爆炸焊接界面的結(jié)合強(qiáng)度，尤其是界面韌性，甚至?xí)斐杀ê附蛹昂罄m(xù)加工的失效。

所以在爆炸焊接生產(chǎn)中要嚴(yán)格地對原材料的機(jī)械力學(xué)性能進(jìn)行分析與掌控，除了標(biāo)準(zhǔn)要求的復(fù)檢項(xiàng)目外，應(yīng)加強(qiáng)對原材料硬度的檢驗(yàn)，掌控其硬度范圍和均勻性，可防止爆炸焊接次品的產(chǎn)生。對硬度值過高或硬度很不均勻的基覆板原料，應(yīng)及時(shí)更換或采取必要的熱處理措施調(diào)整其力學(xué)性能。

4.3 爆炸焊接界面波的控制

爆炸焊接界面波是其獨(dú)有的特征所在，適當(dāng)?shù)男〔y也是優(yōu)質(zhì)復(fù)合界面的特征。對于爆炸焊接界面波的形成機(jī)理人們進(jìn)行持久的研究。最初提出了刻入機(jī)理、“Karman渦街”、“ Helmholtz失穩(wěn)”和應(yīng)力波機(jī)理。近年來，數(shù)值模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合使界面波的規(guī)律越來越清晰[29-30]。在實(shí)際生產(chǎn)中，對于相容性較好的復(fù)合板，爆炸焊接時(shí)容易出現(xiàn)界面大波紋問題。過大的界面波紋一則會(huì)影響復(fù)合板復(fù)層的腐蝕裕量；二則很多大波紋的波峰后方會(huì)存在有旋渦(見圖10)，旋渦內(nèi)還含有鑄造組織、夾雜、氧化物和氣孔，會(huì)使界面強(qiáng)度下降；對于復(fù)合層垂向(z向)承載的復(fù)合工件、動(dòng)載復(fù)合件、密封復(fù)合件和高質(zhì)量要求復(fù)合產(chǎn)品等，這些界面焊接缺陷會(huì)影響其綜合性能。因此，對于優(yōu)質(zhì)的爆炸復(fù)合材料應(yīng)在焊接參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)就考慮界面波紋的大小和形態(tài)。

Cowan所提出的由雷諾數(shù)Re定義的公式(14)，作為雙金屬的成波限制有一定的精度。但控制無氣孔的雷諾數(shù)Re取值范圍應(yīng)是3.6～25，Re=8～13是較優(yōu)質(zhì)界面波紋的區(qū)域。

另外的成波控制方法是利用比強(qiáng)度定義的式(16)，界面無氣孔波紋的范圍應(yīng)取駐點(diǎn)壓力為10～70倍材料強(qiáng)度：

(25)

優(yōu)質(zhì)波紋區(qū)域范圍與公式(14)相近，應(yīng)取10～50倍比強(qiáng)度：

(26)

所以控制爆炸焊接界面波紋大小時(shí)，可選擇式(14)、(25)、(26)計(jì)算vc的最優(yōu)取值范圍后，再靠近爆炸焊接下限選取vp即可。

5 結(jié)語

從爆炸焊接參數(shù)設(shè)計(jì)的爆轟驅(qū)動(dòng)飛板計(jì)算和雙金屬爆炸焊接窗口理論兩方面，作者對前人的工作進(jìn)行了歸納總結(jié)與修正，并詳細(xì)說明了其適用范圍及原因。之后，還針對結(jié)合二元合金相圖進(jìn)行爆炸焊接設(shè)計(jì)、控制焊接界面波紋及氣孔的方法、控制原材料硬度必要性等問題進(jìn)行了必要的探討。在爆炸焊接參數(shù)設(shè)計(jì)中應(yīng)注意如下問題。

1)由于等容和端部起爆的壓力與滑移爆轟不同，一維爆轟模型計(jì)算的加速過程不能用于二維爆炸焊接計(jì)算，只能使用其終速公式。

2)Richter理論和特征線法計(jì)算二維滑移爆轟驅(qū)動(dòng)飛板的加速過程均有一定的精度，Richter終速公式(5)的適用范圍是k=2.5～3.2,R≤2。

3)爆炸焊接參數(shù)的理論窗口可由雙金屬可焊下限、雙金屬可焊上限、雙金屬流動(dòng)限以及聲速限構(gòu)成。

4)根據(jù)合金相圖對于爆炸焊接設(shè)計(jì)十分必要，不僅是確定爆炸焊接參數(shù)，制定熱處理制度，還可以選擇過渡層材料。

5)爆炸焊接中材料硬度上升會(huì)縮小可焊窗口范圍，增加焊接界面的熱量沉積，使焊接質(zhì)量下降。在實(shí)際生產(chǎn)中，應(yīng)加強(qiáng)對原材料硬度的檢驗(yàn)，對于偏硬的原材料應(yīng)在焊前進(jìn)行熱處理調(diào)整其力學(xué)性能。

6)過大的界面波紋會(huì)影響復(fù)合板復(fù)合層的腐蝕裕量，波峰后旋渦中心會(huì)含有夾雜、氧化物和氣孔的焊接缺陷，難以滿足對高質(zhì)量復(fù)合產(chǎn)品要求。消除波峰后旋渦中心缺陷的方法是在10～50倍比強(qiáng)度的低vc段，靠近可焊下限選擇爆炸焊接參數(shù)。