碳鋼爆炸焊界面形貌預(yù)測(cè)及影響因素分析

曾翔宇， 李曉杰， 金平

(1.中國(guó)石化大連石油化工研究院，遼寧 大連 116045；2.大連理工大學(xué)，遼寧 大連 116024)

創(chuàng)新點(diǎn)： (1)完善了爆炸焊波狀界面發(fā)展特性，并提出了界面比波長(zhǎng)隨比強(qiáng)度發(fā)展的過(guò)程中存在流動(dòng)限拐點(diǎn)。

0 前言

爆炸焊是一種廣泛應(yīng)用的金屬?gòu)?fù)合材料加工技術(shù)。該技術(shù)通過(guò)在金屬表面敷設(shè)炸藥并將其引爆，利用炸藥引爆瞬間釋放的能量驅(qū)動(dòng)金屬板或管之間高速撞擊，并實(shí)現(xiàn)二者的緊密結(jié)合，而利用爆炸焊技術(shù)所加工的復(fù)合材料稱(chēng)為爆炸焊復(fù)合材料[1-2]。從爆炸焊技術(shù)首次被發(fā)現(xiàn)至今已經(jīng)經(jīng)歷了近一個(gè)世紀(jì)，時(shí)至今日爆炸焊技術(shù)已經(jīng)被廣泛用于大幅金屬?gòu)?fù)合材料的工業(yè)生產(chǎn)中。其中國(guó)內(nèi)的爆炸焊金屬?gòu)?fù)合材料年產(chǎn)量已達(dá)60多萬(wàn)噸，近世界產(chǎn)量的一半，并在造船、航天、核工業(yè)等高新制造業(yè)中扮演著越來(lái)越重要的角色[3]。

雖然爆炸焊技術(shù)的應(yīng)用距今已有超過(guò)半個(gè)世紀(jì)的歷史，且相關(guān)材料的應(yīng)用場(chǎng)景也越發(fā)廣泛，但是針對(duì)爆炸焊技術(shù)的研究，特別是針對(duì)焊接過(guò)程中界面結(jié)合機(jī)制及其波狀界面形成機(jī)理的研究仍舊存在一些爭(zhēng)議，多種學(xué)說(shuō)尚無(wú)法形成統(tǒng)一的理論路線(xiàn)，在解決或解釋不同的焊接情況及焊接結(jié)果時(shí)往往會(huì)出現(xiàn)較大差異，這在一定程度上影響了理論對(duì)實(shí)際操作的指導(dǎo)價(jià)值[4-5]；而與此對(duì)應(yīng)的是隨著爆炸焊材料在工業(yè)中的廣泛應(yīng)用，使得下游產(chǎn)業(yè)也對(duì)爆炸焊材料的制備質(zhì)量提出了越來(lái)越高的要求[6-7]，這意味著對(duì)爆炸焊相關(guān)機(jī)理的完善十分重要。其中，對(duì)爆炸焊界面成波機(jī)理的探索及對(duì)焊接界面形貌的預(yù)測(cè)和控制是目前研究的兩大熱點(diǎn)問(wèn)題。首先是焊接界面的成波機(jī)理，從唯象的“刻入機(jī)理”[8]到流體范疇的“卡門(mén)渦街(Karman vortix)”[9]和“開(kāi)爾文-赫姆霍茲失穩(wěn)”(Kelvin-Helmholtz)[10]，都默認(rèn)界面金屬在高速?zèng)_擊下的力學(xué)性能類(lèi)似于不可壓縮流體，并將波狀界面的形成解釋為流體往復(fù)振動(dòng)及失穩(wěn)所導(dǎo)致的現(xiàn)象。但是大量的爆炸焊試驗(yàn)結(jié)果表明[11-13]，即使在完全相同的焊接條件及焊接工藝參數(shù)下，采用不同強(qiáng)度的材料進(jìn)行爆炸焊所得的試樣其界面形貌仍然區(qū)別明顯，這表明在爆炸焊界面形成機(jī)理的研究中完全將界面金屬視為流體而忽視材料強(qiáng)度對(duì)焊接結(jié)果的影響與實(shí)際情況存在一定差距。因此，完全基于不可壓縮流體理論所得的相關(guān)機(jī)理研究結(jié)果是不正確的。

1 材料強(qiáng)度與界面參數(shù)的量化關(guān)系

在爆炸焊中，影響界面形貌的因素一般包括：炸藥類(lèi)型及裝藥特性[17]、基/飛板間距(炸高)[18]、焊接界面的應(yīng)力波及卸載作用[19-20]、材料本身的特性[21]、地基的處理及起爆方式[22]等，其中材料的特性又包括材料的密度、動(dòng)靜態(tài)強(qiáng)度、材料熔點(diǎn)甚至是其化學(xué)特性。在以往的雙金屬爆炸焊試驗(yàn)研究中，基板與飛板的材料強(qiáng)度往往不同，甚至差別較大，而相關(guān)焊接結(jié)果表明即使是以相同的試驗(yàn)方法和試驗(yàn)條件下由于焊接材料強(qiáng)度的不同所導(dǎo)致的界面形貌差異也是十分明顯的。此外，由于爆炸焊試驗(yàn)的非對(duì)稱(chēng)性使得在炸藥的驅(qū)動(dòng)下飛板一般以1 500～2 500 m/s左右的高速向基板沖擊，并導(dǎo)致碰撞點(diǎn)附近的金屬發(fā)生熔化、甚至瞬時(shí)接近流體狀態(tài)[23]，參考伯哈尼刻入機(jī)理可認(rèn)為此時(shí)影響界面成波效果的主要因素是由飛板形成的沖擊射流對(duì)基板的沖擊強(qiáng)度，而此時(shí)飛板材料本身的強(qiáng)度相對(duì)于沖擊強(qiáng)度是一個(gè)相對(duì)小量?；谏鲜銮闆r，文中以碰撞點(diǎn)的沖擊強(qiáng)度與基板的材料強(qiáng)度為關(guān)鍵變量來(lái)定量分析其對(duì)焊接界面形貌的影響方式，并嘗試通過(guò)構(gòu)建關(guān)于基板材料強(qiáng)度與碰撞點(diǎn)沖擊強(qiáng)度的比強(qiáng)度變量來(lái)分析其對(duì)焊接界面形貌的影響程度。

(2)

根據(jù)以往的大量研究可以確定在焊接瞬間界面碰撞點(diǎn)附近的沖擊壓強(qiáng)往往可以達(dá)到兆帕數(shù)量級(jí)，因此界面形貌的變化受材料粘度的影響較小[16]，可以將關(guān)于雷諾數(shù)Re的部分做如下假設(shè)：

R(Re)=A

(3)

式中：A為常數(shù)。另外，張登霞等人[16]通過(guò)對(duì)大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合發(fā)現(xiàn)界面形貌與碰撞角度之間有接近如下的數(shù)量關(guān)系：

(4)

又由于在爆炸焊中的碰撞角一般較小，因此有

(5)

將式(5)帶入式(2)整理后可得：

(6)

碰撞點(diǎn)附近的射流形成如圖1所示。其中：mf為飛板來(lái)流質(zhì)量；ms為基板來(lái)流質(zhì)量；mj為再入射流質(zhì)量；γ為下游復(fù)合板與水平線(xiàn)之間的夾角；θ為碰撞角度；β為再入射流與水平線(xiàn)之間的夾角。在碰撞點(diǎn)兩側(cè)建立動(dòng)量守恒方程為：

圖1 射流形成的示意圖

(7)

通過(guò)聯(lián)立化簡(jiǎn)可得射流的質(zhì)量mj約為：

(8)

(9)

2 變強(qiáng)度鋼材料爆炸焊試驗(yàn)

圖2 爆炸焊平行布置圖

表1 基板的硬度與抗拉強(qiáng)度

表2 各組試驗(yàn)焊接參數(shù)

爆炸焊試驗(yàn)后，在各試樣中間位置沿焊接方向取樣，并對(duì)其打磨拋光腐蝕，以觀(guān)測(cè)和統(tǒng)計(jì)試樣界面形貌。各組試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。圖3為G1組試驗(yàn)中所得4個(gè)焊接試樣的界面形貌，其它各組試樣雖界面形貌各有差異，但主要特征均大致相同，因此篇幅所限，其它試樣界面形貌圖不一一列舉。

表3 各組焊接試樣的試驗(yàn)結(jié)果

由圖3可見(jiàn)，雖然在相同的焊接參數(shù)下各個(gè)試樣的界面均形成了周期性的波紋界面，但是彼此之間仍然存在明顯不同。試樣G1-a與G1-b界面波紋起伏較大，特別是G1-a界面上由于飛板的沖擊導(dǎo)致界面的能量沉積，進(jìn)而在焊接過(guò)程中形成了一定量的熔融金屬物質(zhì)并隨著碰撞點(diǎn)向焊接下游呈波紋運(yùn)動(dòng)，并在波峰波谷處形成渦旋結(jié)構(gòu)。相關(guān)研究通過(guò)硬度檢測(cè)和EDS掃描發(fā)現(xiàn)該區(qū)域不僅硬度出現(xiàn)明顯躍升，且元素成分也由基/飛板共同構(gòu)成，同樣證實(shí)了界面渦旋區(qū)主要由熔融金屬物質(zhì)構(gòu)成[27-28]，這表明當(dāng)沖擊強(qiáng)度較高而基板材料強(qiáng)度較低時(shí)，界面存在一定程度的熔融現(xiàn)象，界面物質(zhì)存在一定程度的流體特征。

隨著基板材料強(qiáng)度的上升，試樣G1-c與G1-d的界面則更為平整，波峰到波谷的起伏較小，界面并未發(fā)現(xiàn)有熔融物質(zhì)或渦旋結(jié)構(gòu)形成。然而，高強(qiáng)度基板材料的焊接試樣界面存在剪切跡象，特別是在G1-d中界面的切削造成了裂紋并向基板內(nèi)部延伸。造成上述現(xiàn)象的原因可能主要是與低強(qiáng)度基板試樣相比，高強(qiáng)度基板材料在相同的沖擊載荷作用下具有更高的塑性應(yīng)變做功效率，進(jìn)而使基板界面金屬在碰撞點(diǎn)更高的載荷作用下出現(xiàn)熱失穩(wěn)并產(chǎn)生滑移剪切現(xiàn)象。

結(jié)合表3中對(duì)各組試樣界面比波長(zhǎng)的統(tǒng)計(jì)及圖3中試樣界面形貌的特征可以發(fā)現(xiàn)，飛板的沖擊強(qiáng)度及基板材料強(qiáng)度對(duì)焊接試樣的界面形貌影響十分明顯，因此以界面比強(qiáng)度作為關(guān)鍵變量進(jìn)行界面形貌的定性分析是很有必要的。

圖3 G1組試樣界面形貌

3 界面形貌計(jì)算公式

圖4 爆炸焊界面與的關(guān)系

(10)

(11)

(12)

式中：C為常數(shù)，此時(shí)的界面形貌將僅與彎折角θ相關(guān)而與界面比強(qiáng)度無(wú)關(guān)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合可得C≈380。

(13)

4 鈦/鋼爆炸焊試驗(yàn)

為了研究式(13)的適用性，即探究式(13)中所得到的基板材料強(qiáng)度及碰撞點(diǎn)沖擊強(qiáng)度對(duì)焊接界面形貌影響的定量分析方式對(duì)其它種類(lèi)金屬材料的爆炸焊界面形貌預(yù)測(cè)分析是否同樣有效，采用與圖2相同的試驗(yàn)方法對(duì)鈦/鋼材料進(jìn)行了爆焊試驗(yàn)。試驗(yàn)以TA2鈦合金為飛板材料，其目的是為保證2組試驗(yàn)中飛板材料強(qiáng)度基本接近的前提下通過(guò)改變飛板密度的方式在相同的焊接條件下調(diào)整飛板的沖擊強(qiáng)度，進(jìn)而影響界面比強(qiáng)度。其中TA2的抗拉強(qiáng)度與Q235較為接近，分別為420 MPa與340 MPa，但TA2的密度僅為4.51 g/cm3，幾乎僅為Q235的一半。除飛板材料種類(lèi)有所變化外，其它焊接條件均與上文試驗(yàn)保持一致，試驗(yàn)同樣分為5組，各組試驗(yàn)參數(shù)及結(jié)果見(jiàn)表4。與以Q235鋼為飛板的試驗(yàn)最大不同在于鈦/鋼試樣中采用c與d型基板的試樣均形成了如圖5所示的平直界面。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是由于TA2鈦金屬飛板密度較低，當(dāng)采用與Q235鋼為飛板的焊接試驗(yàn)相接近的焊接參數(shù)下飛板的沖擊強(qiáng)度大幅下降，進(jìn)而降低了使基板界面產(chǎn)生塑性應(yīng)變并形成波紋的能力。另外，從可焊窗口理論出發(fā)，可見(jiàn)飛板密度的降低將導(dǎo)致可焊窗口的下限的大幅提升[30-31]，使得此類(lèi)金屬的可焊區(qū)間收窄，上限與下限十分接近，而當(dāng)焊接參數(shù)接近下限時(shí)將產(chǎn)生平直界面。

圖5 G1-d號(hào)試樣的平直界面形貌

表4 爆炸焊中各參數(shù)的選取

各組試驗(yàn)中，使用a試塊作為基板的試樣界面均形成了周期性的波紋界面，如圖6所示。可見(jiàn)，當(dāng)基板材料強(qiáng)度較低時(shí)，在相同的碰撞壓力下界面比強(qiáng)度較高并開(kāi)始出現(xiàn)塑性應(yīng)變，甚至在部分試樣的渦旋區(qū)中由于異種金屬在熔融狀態(tài)下發(fā)生反應(yīng)，形成了黑色團(tuán)狀的金屬間化合物。由試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，雖然試驗(yàn)材料有所不同，但基板材料強(qiáng)度及飛板的沖擊強(qiáng)度在波狀界面的形成過(guò)程中仍然有十分顯著的影響。

圖6 各組a號(hào)焊接試樣界面形貌

為驗(yàn)證式(13)在不同材料焊接時(shí)的適用性，將鈦/鋼爆炸焊中形成波紋界面的試樣比強(qiáng)度代入式(13)中并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其結(jié)果見(jiàn)表5。采用式(13)對(duì)鈦/鋼爆炸焊界面形貌進(jìn)行預(yù)測(cè)的誤差大多在20%以?xún)?nèi)。分析產(chǎn)生誤差的原因，一方面是由于爆炸焊界面形貌本身離散性較大導(dǎo)致的；另一方面可能是由于材料的變化導(dǎo)致系數(shù)C的匹配性有所不足，特別是飛板密度的變化導(dǎo)致在相同的焊接參數(shù)下飛板沖擊強(qiáng)度發(fā)生改變進(jìn)而引起界面比強(qiáng)度的變化將對(duì)焊接效果產(chǎn)生明顯的影響。而后續(xù)可通過(guò)進(jìn)一步優(yōu)化系數(shù)C的選取來(lái)提升計(jì)算精度。

表5 試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

雖然計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果存在一定的誤差，但誤差范圍在爆炸焊界面形貌預(yù)測(cè)中尚可接受，且鈦/鋼爆炸焊試驗(yàn)結(jié)果的變化和分布也符合鋼/鋼爆炸焊分析中提出的爆炸焊界面流體化前后的變化趨勢(shì)。由此可見(jiàn)，雖然試驗(yàn)所選金屬種類(lèi)有限，但文中以界面比強(qiáng)度作為關(guān)鍵變量，結(jié)合流體彈塑性模型，對(duì)界面波紋形成機(jī)理及基板的材料強(qiáng)度與飛板的沖擊強(qiáng)度對(duì)爆炸焊界面形貌影響的定性分析具有一定的借鑒參考價(jià)值。

5 結(jié)論

(1)爆炸焊狀界面是由飛板的高速?zèng)_擊造成基板表面產(chǎn)生塑性應(yīng)變所導(dǎo)致的，基板材料強(qiáng)度與飛板沖擊強(qiáng)度對(duì)爆炸焊界面形貌的影響十分明顯。構(gòu)造界面比強(qiáng)度作為分析基板材料強(qiáng)度與飛板沖擊強(qiáng)度對(duì)爆炸焊界面形貌影響的關(guān)鍵參數(shù)是比較準(zhǔn)確且可靠的。

(2)爆炸焊材料的界面形變過(guò)程中存在明顯的流體態(tài)拐點(diǎn)，且界面形貌的發(fā)展特征受拐點(diǎn)影響十分明顯：在拐點(diǎn)之前，界面波紋的比波長(zhǎng)隨界面比強(qiáng)度的增大呈指數(shù)上升趨勢(shì)，但當(dāng)比強(qiáng)度超過(guò)拐點(diǎn)后界面波紋的形貌則受比強(qiáng)度的影響較弱。

(3)結(jié)合鋼/鋼的多組爆炸焊試驗(yàn)結(jié)果獲得了流動(dòng)限拐點(diǎn)前后比波長(zhǎng)變化的定量分析公式，進(jìn)而可以通過(guò)公式對(duì)此類(lèi)金屬的爆炸焊界面形貌進(jìn)行預(yù)測(cè)分析。但當(dāng)金屬種類(lèi)發(fā)生變化時(shí)，雖然數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)接近，但計(jì)算結(jié)果與實(shí)際結(jié)果存在一定誤差，需對(duì)公式進(jìn)行修正。