爆炸焊接基復(fù)板間隙中的氣體沖擊波*

李曉杰，王宇新，王小紅，閆鴻浩，曾翔宇，王 健

（大連理工大學(xué)運載工程與力學(xué)學(xué)部工程力學(xué)系工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024）

爆炸焊接技術(shù)業(yè)已廣泛用于金屬復(fù)合板等各種金屬復(fù)合材料的開發(fā)與制造，目前我國的爆炸金屬復(fù)合材料年產(chǎn)量已達60萬噸，近世界產(chǎn)量的一半，在化工設(shè)備、能源、鐵路、冶金礦山、艦船、航空航天、核工業(yè)等行業(yè)中得到廣泛應(yīng)用。隨著爆炸焊接產(chǎn)品的大量應(yīng)用，下游產(chǎn)業(yè)對爆炸復(fù)合板的質(zhì)量與規(guī)格要求越來越高，復(fù)合金屬板的板面已達到十幾米長、四五米寬，這使得對爆炸焊接的生產(chǎn)技術(shù)要求也越來越高，有時甚至是嚴苛的。在超長、超寬板幅的爆炸復(fù)合板生產(chǎn)中，常常會出現(xiàn)局部未復(fù)合、鼓泡、邊緣局部未復(fù)合、復(fù)合板尾端結(jié)合強度下降、尾端復(fù)板拉斷，甚至造成尾端基板邊角斷裂等問題。由于造成爆炸復(fù)合板缺陷的原因很多，有生產(chǎn)技術(shù)、材料與工裝準備、炸藥和炸藥布置、爆破現(xiàn)場控制、熱處理等多方面的原因，因此人們從對基復(fù)板平整度[1]、復(fù)板拼焊工藝[2-7]、原材料預(yù)檢、基復(fù)板預(yù)處理[8-9]等生產(chǎn)技術(shù)進行了深入的研究與嚴格的工藝控制。對于爆炸焊接所用炸藥，近年來也進行了大量研發(fā)，形成了以現(xiàn)有粉狀乳化炸藥、膨化硝銨和多孔粒狀硝銨為基礎(chǔ)的系列專用低爆速炸藥[10-15]。同時，針對大規(guī)模工業(yè)化的爆炸焊接技術(shù)也進行了深入的研究與改進[16-26]，通過改善炸藥爆轟傳播形態(tài)與方式、復(fù)合板裝配結(jié)構(gòu)、復(fù)板抗燒傷涂層，以及對炸藥進行覆蓋、在真空或惰性氣體保護環(huán)境下爆炸焊接等，確保了大板幅爆炸復(fù)合板的生產(chǎn)質(zhì)量。

在爆炸焊接時，人們發(fā)現(xiàn)基復(fù)板間隙中的空氣對大板幅復(fù)合板的焊接質(zhì)量有較大的影響，通過改變炸藥爆轟傳播方式使空氣順利排出[16-19]，或用真空或惰性氣體替換間隙中的空氣[25-28]，都可以改善爆炸焊接質(zhì)量。已有研究[29-30]發(fā)現(xiàn)，對于活性較強材料爆炸焊接時，如鈦、鎂、鋯等，其碰撞界面噴射出的微射流會在空氣中發(fā)生燃燒。這使得人們從材料學(xué)角度自然想到，使用真空或惰性氣體保護，防止射流燃燒，但對大板幅復(fù)合板影響的力學(xué)機理仍然未見詳細研究。本文中，通過分析研究爆炸焊接基復(fù)板間隙中氣體運動，建立沖擊波傳播理論模型，進而通過對各種條件下的氣體沖擊波計算，闡述爆炸焊接基復(fù)板間氣體沖擊波“管道效應(yīng)”的機理，說明選擇爆炸焊接保護氣體的原則，以期為氣體保護爆炸焊接技術(shù)、真空爆炸焊接技術(shù)的進一步開發(fā)奠定理論基礎(chǔ)。

1 爆炸焊接基復(fù)板間氣體沖擊波問題與理論

如圖1所示，爆炸焊接時炸藥從左端以vd速度爆轟，爆轟產(chǎn)物驅(qū)動復(fù)板飛過兩板之間的間隙，向基板斜撞擊；兩板之間碰撞會產(chǎn)生微射流，噴射在上游的間隙中。由于射流是從基復(fù)板待結(jié)合表面剝離下來的，帶走了表面氧化物等污染物，使結(jié)合面得到潔凈的焊接必要條件；根據(jù)射流的力學(xué)解析可見，射流的發(fā)生使得基復(fù)板碰撞點附近的金屬產(chǎn)生了近100～102GPa 的高壓、106～1010s?1的極高應(yīng)變率和強烈的塑性變形，從而產(chǎn)生了焊接所需的高壓、高溫、大變形、清潔結(jié)合表面的必要條件，形成了爆炸焊接。如前所述，兩板碰撞產(chǎn)生的微射流，是噴射在上游間隙中的。由于通常爆炸焊接是在大氣開放環(huán)境中的，因此基復(fù)板的間隙中是常壓p0的空氣，文獻[29-30]中用高速攝影觀測到微射流會在間隙中發(fā)生燃燒。由于大量的觀測和數(shù)值模擬已經(jīng)表明，噴射出的焊接微射流是霧化的[31-33]，因此對于鈦、鎂、鋯這些活性材料，爆炸焊接射流的霧化金屬粒子會在間隙空氣中發(fā)生燃燒也是顯而易見的。對于尺寸較小的復(fù)合板，射流很快會噴出間隙之外，不會對基復(fù)板的焊接產(chǎn)生過大的影響。然而對于較大板幅的爆炸焊接，由于流程增加，射流要順利從間隙中排出就并不順暢了，活性金屬形成的射流在空氣中燃燒會產(chǎn)生氧化物并殘留在焊接界面上；射流燃燒也會加熱間隙中的氣體，使氣體膨脹推舉復(fù)板，從而影響爆炸焊接。這也正是采用小試板實驗無法完全反映大板幅爆炸焊接問題的原因之一。因此，有必要建立反映爆炸焊接基復(fù)板間隙中氣體運動行為的理論模型，對其進行詳細分析。

依然采用如圖1所示的二維模型，復(fù)板與基板焊接碰撞點從左向右移動時，如同移動的活塞一樣驅(qū)趕其前方間隙中的氣體發(fā)生壓縮并一起運動，氣體運動速度等于爆速vd。間隙中已經(jīng)壓縮運動的氣體會進一步驅(qū)動其前方的氣體，因此在間隙中形成一道向右傳播的氣體沖擊波。這個現(xiàn)象對工程爆破研究人員并不陌生，在不耦合裝藥的炮孔中這一現(xiàn)象稱為管道效應(yīng)[34-35]。這個氣體沖擊波的傳播會超前于爆轟波，因此在碰撞點前方的焊接設(shè)置將會受其影響，一般會導(dǎo)致飛板被頂起以及炸藥密度的改變，而這些現(xiàn)象都會使焊接參數(shù)發(fā)生變化，進而影響最終的爆炸焊接效果。

圖1 爆炸焊接基復(fù)板間氣體沖擊波示意圖Fig.1 Schematic of air shock wave between the base and cladding platesduring explosive welding

設(shè)氣體沖擊波的波速為D，波前為未擾動區(qū)，氣體運動速度為零，其壓力為常壓p0，氣體密度為ρ0，溫度為T0，質(zhì)量內(nèi)能為E0，聲速為c0，波后對應(yīng)量分別為速度vd、p、ρ、T、E、c，則波前波后參量滿足以下沖擊波關(guān)系式：

式(1)為沖擊波的質(zhì)量、動量和能量方程，若要求解還必須引入氣體的狀態(tài)方程和熱力學(xué)關(guān)系。對氣體采用多方氣體方程，可得到其比內(nèi)能E和聲速c如下：

式中：γ 為氣體絕熱指數(shù)。顯然在式(1)中沖擊波波前參數(shù)是已知的，波后質(zhì)點速度也已知為vd，而所關(guān)心的參數(shù)是沖擊波速度D和沖擊波壓力p，因此將式(2)的E代入式(1)，經(jīng)整理，得：

將式（3）中的前兩式代入第3式，即削去波后未知的p和ρ，并用式(2)聲速c0將p0和ρ0替代后，可得到如下關(guān)于D的一元二次代數(shù)方程：

解之，得：

顯然，式(5)取負號解小于0，不合理，因此取正號。將解得的D再代回到式(1)的動量方程中，求解出壓力p，得：

式(6)即為爆炸焊接基復(fù)板間氣體沖擊波參數(shù)的解析解。實際情況要比式(6)模型復(fù)雜得多，首先是高溫高壓氣體不再滿足理想氣體假設(shè)，沖擊波會使波后氣體電離[36-38]，表觀上造成絕熱指數(shù)γ 值下降，使沖擊波速度和壓力下降；再者，爆炸焊接的霧化射流噴入波后的高溫高壓空氣中，金屬粒子與空氣中的氧、水、氮、二氧化碳等產(chǎn)生化學(xué)反應(yīng)，改變波后氣體成分，增加其內(nèi)能和質(zhì)量密度，又會造成沖擊波強度提高；沖擊波后高壓還會擠壓抬升復(fù)板和裝藥，使波后的空間增大，又使沖擊波強度下降。盡管如此，式(6)作為基本模型仍可以反映爆炸焊接基復(fù)板間氣體流動的主要趨勢，可用以計算分析沖擊波的基本運動狀況。

從資料中查出常用各種氣體的分子量M和絕熱指數(shù)γ 值，其他氣體參數(shù)均取標準狀態(tài)(273.15 K,101.325 k Pa),按理想氣體計算得到。即取壓強p0=101.325 k Pa，氣體摩爾體積為22.414 L/mol，則ρ0=M/22.414，聲速按式(2)計算,得到各種氣體參數(shù)，列入表1；再用式(6)和爆炸焊接的炸藥爆速，解得基復(fù)板間氣體沖擊波的參數(shù)值，分別列入表1和圖2中。其中表1中的沖擊波參數(shù)是爆速為2 400 m/s的情況，圖2(a)為爆炸焊接爆速vd與氣體沖擊波速度D的關(guān)系，圖2(b)為爆速vd與氣體沖擊波壓力p的關(guān)系。

表1 爆炸焊接氣體沖擊波參數(shù)(v d=2 400 m/s)Table1 Parameters for gas shock wave in explosive welding at v d=2 400 m/s

從圖2可見，空氣和氮氣的沖擊波性能相差很小；氬氣和二氧化碳的沖擊波壓力相近，大于空氣和氮氣值，氬氣波速較二氧化碳更高；在所有氣體中氦氣的沖擊波壓力最低，僅為空氣和氮氣壓力的(16～20)%，為氬氣和二氧化碳的(11～13)%；氦氣的沖擊波速度最高，比空氣、氮氣高(14～30)%，更利于板間氣體的排出。從圖1可見，當vdt為已經(jīng)完成爆炸焊接長度時，(D?vd)t約為空氣沖擊波的超前量，因此(D?vd)/vd則為空氣沖擊波超前比率。由圖2可見，在常用的爆炸焊接爆速2 000～3 500 m/s范圍內(nèi)，空氣沖擊波超前比率(D?vd)/vd為(22.9～21.3)%，壓力高達6.5～19.3 MPa，可見板間“管道效應(yīng)”會對爆炸焊接產(chǎn)生較大影響。

圖2 基復(fù)板間的氣體沖擊波強度Fig.2 Theintensity of gasshock wave between the base and cladding plates

2 基復(fù)板間氣體沖擊波對爆炸焊接的影響

2.1 基復(fù)板間空氣沖擊波對爆炸焊接的影響

為進一步討論基復(fù)板間空氣沖擊波高壓對爆炸焊接的影響，還可以建立一個簡單的模型，即不考慮復(fù)板的抗彎能力，僅考慮復(fù)板和裝藥的質(zhì)量慣性作用。由圖1可見，空氣沖擊波的壓強作用在復(fù)板上，會推動復(fù)板與炸藥一起向上運動，向上位移x又會造成氣體體積空間V的增大，使壓強下降。根據(jù)氣體等熵膨脹關(guān)系式pVγ=p0V0γ，可得出膨脹過程的瞬時壓強為p[Δ/(Δ+x)]γ，其中Δ為爆炸焊接初始間隙值。當復(fù)板厚度為δm、密度為ρm，裝藥厚度δe、密度為ρe時，可計算出單位面積復(fù)板和炸藥的總質(zhì)量m=ρmδm+ρeδe，由牛頓第二定律可得運動方程如下：

式（7）是二階常微分方程，可將其用數(shù)值方法求解。首先將式（7）化為如下一階常微分方程組：

式中：v為復(fù)板和炸藥的運動速度。

對于從一端起爆焊接長度L的復(fù)合板，空氣沖擊波和爆轟波到達板另一端的時間分別為L/D、L/vd，其時間差值就是空氣沖擊波作用于板端部的時間tm=L/vd?L/D，即空氣沖擊波到達至爆轟波到達使焊接完成的時間段。再用初始條件(t,v,x)=(0,0,0)，以歐拉預(yù)估-校正法求解式(8)，就可以解出復(fù)板向上的速度v與位移x。

作為實例，計算取爆炸焊接復(fù)板厚度δm=3 mm 的鈦板,密度ρm=4.51 g/cm3；裝藥厚度δe=25 mm,裝藥密度ρe=0.8g/cm3, 爆炸焊接間隙Δ=10 mm。以上節(jié)得到的各種氣體沖擊波參數(shù)，首先固定爆速vd=2 400 m/s，計算出復(fù)板端部運動與板長L的關(guān)系，如圖3所示，其中圖3(a)為復(fù)板向上運動位移與板長的關(guān)系，圖3(b)為復(fù)板上翹運動速度與焊接板長的關(guān)系。進而再固定復(fù)合板長度L=4 m，針對空氣與氦氣，計算不同爆速時復(fù)板的端部運動，如圖4所示。

圖3復(fù)板端部運動與板長的關(guān)系(v d=2 400 m/s)Fig.3 Relation between the motion of thecladding plate tail and the plate length at v d=2 400 m/s

由圖3可見，復(fù)板受板間隙中氣體驅(qū)動在焊接之前已經(jīng)發(fā)生位移，向上位移量x與焊接的板長、焊接間隙中的氣體成分有關(guān)。在空氣中爆炸焊接長度為2 m 時，復(fù)板向上位移是2.8 mm，僅為藥厚(δe=25 mm)的12%，對爆炸焊接的影響不大；但當焊接長度到4 m 時，復(fù)板向上位移為10 mm，高達藥厚的40%，這對爆炸焊接影響很大。另外，由圖3(b)可見，板長4 m 時板尾向上速度已達56.7 m/s，這不止是對爆炸焊接參數(shù)有影響，復(fù)板如此大的向上速度與位移會壓迫在其上方布置的炸藥，而爆炸焊接常用的硝銨粉狀炸藥都有壓死問題，這樣大的復(fù)板運動會壓死炸藥，造成板尾炸藥局部熄爆問題?？梢姡@是通常中心起爆可焊接長度4 m 的鈦鋼復(fù)合板，而制造焊接長度8 m 的鈦鋼復(fù)合板難度較大的重要原因。由固定L=4 m 的圖4可以看出，復(fù)板尾部上翹位移隨爆速變化不大，略有下降：爆速從1 500～4 000 m/s，板尾位移為11.9～9.4 mm；爆速從2 400～4 000 m/s，板尾位移更平緩，從10.1～9.4 mm, 僅下降0.5 mm。板尾速度隨爆速呈線性上升，由37.6 m/s 上升至93.2 m/s，上升了2.4倍。根據(jù)爆炸焊接理論，炸藥爆速高時，復(fù)合板焊接界面沉積的熱量增加較多，所以綜合來看，長板爆炸焊接時宜采用較低爆速炸藥，爆速范圍在2 200～2 700 m/s為宜。

圖4 復(fù)板尾部運動與爆速的關(guān)系(L=4 m)Fig.4 Relation between the motion of the cladding plate tail and the detonation velocity at L=4 m

2.2 基復(fù)板間氣體成分對爆炸焊接的影響

根據(jù)金屬材料學(xué)知識可知，對于鈦、鋯、鎂、鋁等活性金屬進行爆炸焊接時，將復(fù)板間隙中的氣體更換為惰性的氣體成分，會起到氣體保護焊的作用。常規(guī)焊接的保護氣體有二氧化碳CO2、氮氣N2、氬氣Ar、氦氣He 等，視需焊接的材料和焊接工藝所定，因此在前文也對這些氣體分別進行了計算。對爆炸焊接而言，更換基復(fù)板間隙中的氣體成分不僅是起到防止金屬氧化的目的，從表1和圖2～4均可見，氣體成分會對爆炸焊接基復(fù)板間的沖擊波運動有很大的影響。由圖3可見，二氧化碳、氮氣氣氛下復(fù)板的位移曲線與空氣氣氛下的幾乎重合，氮氣氣氛下的復(fù)板上翹運動速度曲線與空氣氣氛下的相同，二氧化碳氣氛下的復(fù)板上翹運動速度曲線比空氣氣氛下的略高一些，因此使用這兩種氣體進行爆炸焊接除防止材料氧化、改善界面結(jié)合質(zhì)量外，對基復(fù)板間的沖擊波效應(yīng)沒有改善，對提高焊接板長度沒有太大作用。由于氬氣密度最高，所以其沖擊波壓力最高，在氬氣氣氛下復(fù)板的向上位移比在空氣氣氛下還高(140～180)%，所以除爆炸焊接較短、較窄或較厚復(fù)板外，不宜使用氬氣進行保護。輕質(zhì)的氦氣沖擊波壓力最低，而沖擊波速度最高，圖3中4 m 處復(fù)板的上翹位移僅為5.4 mm,不到空氣氣氛下的一半。由圖4的爆速與上翹位移關(guān)系可見，爆速為1 500～4 000 m/s、氦氣保護時，板尾位移變化范圍為8.3～4.0 mm，上翹速度為13.2～26.6 m/s，均比空氣氣氛下的小很多。特別是爆速高于2 400 m/s之后，板尾位移僅為5.4～4.0 mm，不到空氣氣氛下的一半。所以對爆炸焊接進行氣氛保護焊時，應(yīng)優(yōu)選輕質(zhì)又惰性的氦氣，不僅可以阻止焊接界面氧化，更有利于焊接較大規(guī)格的復(fù)合板。

2.3 爆炸焊接時復(fù)合板寬度對間隙氣體運動的影響

大量的工程實踐表明，爆炸焊接窄板比寬幅板要容易得多，我們曾經(jīng)用一頭起爆方式焊接過寬200 mm、長7～8 m 的復(fù)合板窄條，沒有發(fā)現(xiàn)板尾與起爆端有過大的差異。在上文中所討論的基復(fù)板間氣體沖擊波運動解析解(6)是基于平面二維模型的，理論上只適于無限寬的復(fù)合板，這與實際工程尚有差別，因此有必要對爆炸焊接的“板寬效應(yīng)”進行探討。爆炸焊接的板寬效應(yīng)是氣體流動與復(fù)板作用的三維問題，要完全從理論上求解十分繁雜；針對這樣的工程問題，沒有必要精確求解，而是更需要從理論上理解其影響過程和影響程度。如圖5所示，對于寬度w的復(fù)合板，爆炸焊接時基復(fù)板間隙中的氣體會從板邊兩側(cè)噴出進入大氣中，在板間氣體中會傳播一道卸載稀疏波，由板邊部向中心傳播。受稀疏波的影響，靠近板邊緣的氣體沖擊波強度和速度都會下降，波陣面變?yōu)樾毕蚝蠓降幕⌒?，而未受到稀疏波影響的中部沖擊波仍以D傳播(如圖5(a)、(b)所示)。當稀疏波影響區(qū)域完全覆蓋至板中心時，中部沖擊波強度和速度開始降低，速度逐漸降低至vd，形成一道如圖5(c)所示的在碰撞點前方穩(wěn)定傳播的弧形沖擊波。

圖5 復(fù)合板寬度與間隙氣體沖擊波關(guān)系Fig.5 Relationship of explosive clad plate width and shock waves in the gap

為了進一步研究氣體沖擊波受板寬效應(yīng)影響問題，建立了如圖5(d)所示點起爆的爆炸焊接模型。圖5(d)中爆轟波(近似為基復(fù)板碰撞線)和板間沖擊波均以起爆點為圓心，以圓形擴散傳播；板邊的稀疏波前鋒從邊緣以聲速c向未受擾動的沖擊波傳播；在t時刻，三者構(gòu)成如圖中的三角關(guān)系。因此，用余弦定理可得：

式中：θ 為聲波線的對頂角。對應(yīng)圖5(d)中關(guān)系，還可得中線與爆速線的張角α 的三角關(guān)系w=2vdtsinα,并注意到已焊接的板長L=vdt；而且在θ=α 時，板邊的稀疏波就開始影響板間氣體沖擊波。將這些條件代入式(9)，可解得板間氣體沖擊波受板邊稀疏卸載影響的臨界長寬比為：

仍用沖擊波關(guān)系式(2)、(6)和表1的氣體參數(shù)解的沖擊波數(shù)據(jù)，代入式(10)可求得表2中的參數(shù)。表2中為不同爆速、各種氣體條件下板寬影響的臨界長寬比，代表了板寬效應(yīng)的影響程度。L/w值越大代表板邊引起的卸載波向中心傳播越慢，板間氣體沖擊波影響范圍越大；反之，L/w值小則代表板邊卸載快，板間氣體沖擊波影響范圍減小?？梢娫诤附映Ｓ玫谋? 000～3 500 m/s范圍內(nèi)，板寬效應(yīng)受爆速的影響不大：空氣、氮氣、二氧化碳等氣體條件下L/w的變化均小于3%；氬氣條件下L/w的變化在1%左右；氦氣條件下L/w的變化最大，也小于7.5%。板寬效應(yīng)受氣體種類影響很大，空氣中的板寬效應(yīng)與氮氣中的相同；二氧化碳中的板寬效應(yīng)卸載最慢，比空氣中的大(13.1～13.5)%；氬氣與氦氣中的邊部卸載最快，氬氣中的L/w值比空氣中的小(19.0～20.3)%，氦氣中的L/w值比空氣中的小(27.2～23.8)%。因此，從板寬效應(yīng)來看，爆炸焊接時板間更換氣體以氬氣、氦氣最優(yōu)，二氧化碳最差，氮氣與空氣相同。

表2 各種氣體爆炸焊接的板寬效應(yīng)Table 2 Plate width effects of various gases in explosive welding

2.4 真空爆炸焊接基復(fù)板間的空氣沖擊波管道效應(yīng)

由于氣體絕熱指數(shù)γ 為常數(shù)，聲速只與溫度相關(guān)（c02=γp0/ρ0=RT0/M，普適氣體常數(shù)R=8.3145 J/(mol·K))，由式(3)可見沖擊波壓力與氣體密度呈正比關(guān)系。因此，在固定溫度的負壓條件下爆炸焊接時，沖擊波壓力僅隨氣體密度變化而變化。如果在10 kPa 的粗真空壓力下爆炸焊接，空氣密度降低到1/10，板間空氣沖擊波壓力也降低到1/10(參見表1)。因此，按前節(jié)計算方法，可以計算出(0.1～1.0)atm 下的板間沖擊波壓力與爆速關(guān)系，如圖6(a)所示；同時計算出固定板長在4 m 下使用25 mm 厚炸藥焊接3 mm 厚鈦板的板尾上翹位移值，如圖6(b)所示。由圖6可見，無論是板間沖擊波壓力還是板尾位移都隨氣壓降低而減小，在常用爆速2 000～3 500 m/s范圍內(nèi)，以0.1 atm 氣壓為例，沖擊波壓力變?yōu)?.65～1.93 MPa，板間沖擊波管道效應(yīng)影響可以降低到1/10，復(fù)板尾部上翹位移僅1 mm 左右，這對爆炸焊接影響甚微。由此可見，在真空容器中爆炸焊接不僅僅可以防護爆炸對環(huán)境的沖擊[26,39]，還可以焊接更大規(guī)格、更高質(zhì)量的爆炸復(fù)合板。

圖6 不同氣壓下爆炸焊接基復(fù)板間管道效應(yīng)的強度Fig.6 Intensity of channel effect in explosive welding between base and clad platesat various atmospheric pressures

3 氦氣保護爆炸焊接實驗

根據(jù)前面的理論分析，綜合各種影響因素，除真空爆炸焊接外，將板間氣體更換成氦氣為最佳。為此，選用較常用的鈦鋼、鋁鎂組合進行了氦氣保護爆炸焊接實驗驗證，詳細實驗結(jié)果參見文獻[27-28,40]。鈦鋼復(fù)合實驗選用純鈦TA2復(fù)板，Q235基板；鋁鎂組合復(fù)板為1060純鋁，基板用AZ31B鎂合金。兩組復(fù)板厚度均為2 mm，長度均為2 m，寬度均為300 m；基板鋼厚度為10 mm，鎂合金厚度為30 mm。盡管實驗設(shè)計中采用了窄板條，但為了模擬大尺寸寬板爆炸焊接情況，特意在基復(fù)板兩側(cè)采用鋼板進行了預(yù)堵塞，防止氣體泄漏產(chǎn)生邊部卸載；起爆均采用端部起爆方式(相當于中部起爆焊接4 m 長薄板)。采用爆速為2 300 m/s的硝銨炸藥，進行充氦氣與空氣的爆炸焊接對比實驗。

經(jīng)對整體爆炸焊接的界面波進行金相觀測可見，氦氣中的界面波從頭至尾大小比較均勻，空氣中的板尾部波紋明顯增大。在實驗件的尾部1.6 m 左右處取樣的焊接界面金相照片對比如圖7所示，可見氦氣保護對爆炸焊接界面都起到了改善作用。圖7(a)氦氣焊接的鈦鋼界面中很難發(fā)現(xiàn)金屬間化合物相，只有微小裂紋出現(xiàn)在Q235側(cè)的漩渦中部，而圖7(b)中則可見到含有較大裂紋的大塊金屬間化合物相。從圖7(c)氦氣焊接的鋁鎂界面也很難發(fā)現(xiàn)金屬間化合物相，界面漩渦的熔化區(qū)比圖7(d)中的小一半。由此說明，氦氣保護爆炸焊接不僅可以防止焊接界面金屬氧化，也可以降低板間氣體沖擊波管道效應(yīng)的影響，穩(wěn)定爆炸焊接參數(shù)，確保整板焊接界面質(zhì)量一致。

圖7 氦氣保護與空氣中爆炸焊接鈦鋼界面金相對比((a),(c)氦氣保護;(b),(d)空氣)Fig.7 Metallographic of the explosively-welded titanium-steel interface shielded by helium compared with one in air((a),(c)in helium; (b), (d)in air)

4 結(jié) 論

通過對爆炸焊接基復(fù)板間氣體沖擊波的研究，建立了理論模型，推導(dǎo)獲得了氣體沖擊波管道效應(yīng)的理論公式。以此為基礎(chǔ)，探討了基復(fù)板間氣體沖擊波對爆炸焊接的影響，以及該影響與氣體成分、復(fù)合板寬度的關(guān)系；最后以氦氣保護爆炸焊接了鈦鋼、鋁鎂組合進行實驗驗證，獲得結(jié)論如下。

（1）在爆炸焊接的基復(fù)板間隙中，氣體沖擊波以高于炸藥爆速的速度傳播，超前氣體沖擊波的壓力高達1～10 MPa 量級，會在爆炸焊接形成前使復(fù)板和炸藥同時移動，形成爆炸焊接的管道效應(yīng)。其結(jié)果一是增大了復(fù)合板尾部的基復(fù)板間隙，使爆炸焊接參數(shù)偏離設(shè)計，造成復(fù)合板尾部焊接參數(shù)偏大；其二是，當爆炸焊接所使用的炸藥密度受外界壓力影響變化較大時，管道效應(yīng)會使復(fù)合板尾部的炸藥壓實，致使爆速發(fā)生變化，出現(xiàn)先高后低，甚至壓死現(xiàn)象。因此，基復(fù)板間隙中的氣體管道效應(yīng)是生產(chǎn)長大復(fù)合板時尾部焊接質(zhì)量降低或失效的主要原因。

（2）從理論研究來看，在爆炸焊接長板時，對復(fù)合板實施長邊起爆、提高長板中部爆速、提高中部裝藥量的屋脊型裝藥、減小基復(fù)板中部間隙高度等有利于間隙排氣的爆炸焊接技術(shù)，均可以降低管道效應(yīng)的影響。由起爆點至板尾階梯裝藥方法可在氣體管道效應(yīng)使復(fù)板尾部抬高時，保證爆炸焊接參數(shù)的一致性。

（3）爆炸焊接的氣體管道效應(yīng)與復(fù)板的寬度、質(zhì)量均相關(guān)。由于基復(fù)板間隙中的空氣可以從板兩側(cè)高速排除，焊接窄板時管道效應(yīng)影響較??；由于爆炸焊接管道效應(yīng)是氣體沖擊波高壓驅(qū)動抬升復(fù)板和炸藥的結(jié)果，所以焊接較厚重的復(fù)板時管道效應(yīng)的影響也較小。

（4）鑒于在爆炸焊接薄板時，管道效應(yīng)會使復(fù)合板尾部的炸藥壓實、改變爆速，甚至壓死熄爆，所以對于爆炸焊接，應(yīng)該研究密度、爆速受外界壓力影響較小的抗壓力減敏炸藥。

（5）根據(jù)理論計算，炸藥爆速低時管道效應(yīng)影響略大，但該影響在常用焊接的爆速范圍內(nèi)變化有限。為減低復(fù)合板焊接界面沉積的熱量，綜合來看，對長板爆炸焊接時仍應(yīng)采用較低爆速炸藥，其爆速范圍在2 200～2 700 m/s為宜。

（6）對爆炸焊接的保護氣體的研究發(fā)現(xiàn)，二氧化碳、氮氣氣氛下的氣體沖擊波管道效應(yīng)與空氣氣氛下的基本相同；空氣氣氛下的板寬效應(yīng)與氮氣氣氛下的相同，二氧化碳氣氛下的卸載長度增加了(13.1～13.5)%；使用氮氣、二氧化碳保護除改善焊接界面的金屬氧化外，對管道效應(yīng)沒有改善。由于氬氣密度高、聲速低，氬氣氣氛下管道效應(yīng)最嚴重，板寬卸載較空氣氣氛下的略好，所以氬氣保護除改善焊接界面的金屬氧化外，對管道效應(yīng)有所加重，只利于焊接短窄厚板。理論和實驗驗證均表明，爆炸焊接保護氣體以氦氣最優(yōu)，除可防止爆炸焊接界面氧化外，由于其密度低、聲速高，可以大幅度降低板間氣體沖擊波管道效應(yīng)的影響，提高氣體從板邊緣的卸載速度，進而穩(wěn)定爆炸焊接參數(shù)，確保整板焊接質(zhì)量一致。

（7）由理論分析可見，在粗真空爆炸洞中進行爆炸焊接，不僅可以消除爆炸沖擊波對環(huán)境的影響，還可以大大改善管道效應(yīng)，焊接更大規(guī)格、更高質(zhì)量的爆炸復(fù)合板，因此應(yīng)加強真空爆炸焊接裝備的研究。