基于刻槽結(jié)構(gòu)的復(fù)合桿爆炸焊接數(shù)值模擬

周壯壯，陳放

(北京理工大學(xué),爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京,100081)

0 序言

鎢具有高熔點(diǎn)、高密度、高硬度、低膨脹系數(shù)以及優(yōu)異的抗腐蝕、抗氧化等物理化學(xué)性能和特殊功能，在兵器領(lǐng)域與核電站高超聲速先進(jìn)彈藥上具有廣泛的應(yīng)用前景，特別是在動(dòng)能穿甲彈的應(yīng)用上[1].由于桿式穿甲彈一般長徑比較大，穿甲彈在高速旋轉(zhuǎn)或受到高速?zèng)_擊的作用下，出現(xiàn)柔性特征，發(fā)生彎曲、屈曲，甚至斷裂，嚴(yán)重影響穿甲彈的侵徹威力；在鎢桿外加一層具有高韌性的鋼管材料可以有效提高鎢桿的韌性、抗彎強(qiáng)度等性能[2]；而國內(nèi)外在護(hù)套式穿甲彈的試驗(yàn)研究上，關(guān)于鎢桿與鋼管的連接方式主要包括螺紋連接、熱包覆與焊接技術(shù)，但在實(shí)際試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)螺紋連接在侵徹過程中會(huì)對彈坑產(chǎn)生干擾，熱包覆抗剪強(qiáng)度達(dá)不到要求.

近幾年國內(nèi)外關(guān)于鎢/鋼連接技術(shù)得到廣泛關(guān)注，主要連接方式有釬焊技術(shù)和真空擴(kuò)散焊接技術(shù)，但多數(shù)集中在復(fù)合板的連接上，而對于尺寸較小、間隙較小的桿/管復(fù)合結(jié)構(gòu)連接，上述兩種連接方式無法應(yīng)用.爆炸焊接是一種十分獨(dú)特而復(fù)雜的特種焊接方式[3]，可進(jìn)行常規(guī)焊接方式無法實(shí)現(xiàn)復(fù)雜結(jié)構(gòu)焊接，采用爆炸焊接技術(shù)對鎢桿/鋼管進(jìn)行連接，可獲得較好的連接強(qiáng)度.國外Cartion 等人[4]已采用爆炸焊接手段獲得較好抗剪強(qiáng)度(300 MPa) 的鎢-鋼復(fù)合桿；Daichi 等人[5]利用水下爆炸焊接技術(shù)焊接鎢板和鋼板，結(jié)果表明焊接界面表現(xiàn)出特征性的波狀形態(tài)，未觀察到脆性相的生成，但焊接試樣在SP 測試時(shí)鎢內(nèi)部開始出現(xiàn)裂紋；Tang 等人[6]采用預(yù)熱鎢板方式與銅板進(jìn)行爆炸焊接，獲得較好的效果.

由于鎢的高熔點(diǎn)、高硬度的特殊性質(zhì)，在采用爆炸焊接時(shí)需要較高的碰撞速度，而鋼管因?yàn)樗苄宰冃螘?huì)產(chǎn)生塑性功，當(dāng)鋼管較厚時(shí)，塑性功消耗的能量較大，嚴(yán)重降低鋼管的碰撞速度，無法滿足焊接要求.文中在分析2 mm 鋼管變形產(chǎn)生塑性功對碰撞速度的影響的基礎(chǔ)上，提出一種刻槽式復(fù)管結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)的槽寬總和等于復(fù)管截面內(nèi)壁周長與基桿截面周長之差，當(dāng)復(fù)管受到爆轟波收縮時(shí)，復(fù)管基本不產(chǎn)生周向應(yīng)力，各槽之間的復(fù)管可近似作為復(fù)板結(jié)構(gòu)，與基桿發(fā)生高速碰撞，獲得較好的焊接結(jié)合界面，可以有效降低塑性功對能量的消耗，所設(shè)計(jì)的槽也有利于間隙中氣體排出，在同等條件下，達(dá)到可焊性窗口的焊接下限速度要求.基于此，對鎢/鋼二維微觀成波過程進(jìn)行分析，為桿/管采用爆炸焊接技術(shù)加工復(fù)合桿時(shí)，復(fù)管較厚情況下獲得較好焊接效果提供結(jié)構(gòu)與理論參考依據(jù).

1 計(jì)算模型與材料模型

1.1 計(jì)算模型

借助LS-DYNA 軟件采用SPH-FEM 耦合算法進(jìn)行三維數(shù)值仿真.吳曉明等人[7]采用該算法進(jìn)行鈦?鋁爆炸焊接的數(shù)值模擬，采用在結(jié)合界面0.5 mm 厚度范圍使用SPH 算法，高效的獲得較好的焊接界面形貌，但該方法僅可用于二維平面或者三維復(fù)合板的爆炸焊接計(jì)算，對于結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，且從宏觀角度分析焊接質(zhì)量復(fù)合桿的爆炸焊接難以實(shí)現(xiàn)，文中所采用SPH-FEM 耦合算法是將基桿、復(fù)管、鋼錐頭、橡膠緩沖墊4 部分采用language算法，炸藥采用SPH 粒子算法，對于宏觀觀測來說，主要觀測點(diǎn)速度、實(shí)際碰撞角度與各材料變形與狀態(tài)，無需考慮界面結(jié)合情況，因此采用language算法的部分可以充分發(fā)揮該算法計(jì)算速度快的優(yōu)點(diǎn)，而SPH 算法不存在網(wǎng)格畸變和單元失效的問題，對于與復(fù)管尺寸相差較大的炸藥而言，SPH 算法不需要細(xì)化網(wǎng)格便可獲得較好的計(jì)算精度，且計(jì)算效率并不比細(xì)化網(wǎng)格后的language 算法低.

刻槽式復(fù)管結(jié)構(gòu)如圖1 所示，包括8 個(gè)對稱槽，槽長為1.5 mm、槽寬總和為復(fù)管內(nèi)表面周長與基桿外表面周長差值.

圖1 爆炸焊接兩種不同復(fù)管結(jié)構(gòu)界面圖Fig.1 Interface diagram of two different flying tube structures in explosive welding.(a) circular tubeshaped flying tube structure;(b) grooved circular tube-shaped flying tube structure

爆炸焊接的復(fù)合桿的結(jié)構(gòu)如圖2 所示，鎢合金桿長100 mm，直徑為6 mm，鋼管內(nèi)徑為9.5 mm，厚度為2 mm，橡膠緩沖墊的厚度為1 mm，炸藥厚度為20 mm.在建模過程中設(shè)置鋼錐頭是為了防止頂層炸藥爆炸時(shí)產(chǎn)生的爆轟波對鎢合金桿與鋼管造成破壞，同時(shí)以爆炸起爆點(diǎn)為中心位移向四周傳播，之后均勻沿復(fù)合桿軸向尾部傳播，頂部炸藥厚度設(shè)置為5 mm，同時(shí)在鋼管與炸藥之間設(shè)置橡膠緩沖墊，可以有效防止炸藥爆炸產(chǎn)生的能量對鋼管表面造成破壞.

圖2 計(jì)算模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of calculation model

1.2 材料模型參數(shù)

炸藥的材料模型采用高能燃燒模型和JWL 狀態(tài)方程對其進(jìn)行計(jì)算，運(yùn)用JWL 狀態(tài)方程的參數(shù)對銨油炸藥進(jìn)行模擬，并與實(shí)際試驗(yàn)對比被證明是可靠的，其狀態(tài)方程的表達(dá)式為

式中：p為壓力；V為相對體積；E0為初始比內(nèi)能；A1，B1，R1，R2與ω為材料常數(shù).

根據(jù) “可焊性窗口” 理論，復(fù)板的碰撞速度過大會(huì)導(dǎo)致結(jié)合界面溫升過高導(dǎo)致熔化，因此爆炸焊接過程中常采用低爆速炸藥，且符合如下標(biāo)準(zhǔn)[8]，即

式中：Vd為炸藥爆速；Cv為材料體積聲速.

文中所用銨油炸藥是將沙子或者珍珠巖加入銨油炸藥，獲得爆速為2 000～ 3 000 m/s 的低爆速炸藥，炸藥的JWL 模型的材料參數(shù)詳見表1.

表1 ANFO 炸藥的JWL 方程參數(shù)Table 1 JWL equation parameters of ANFO explosive

鋼管與鋼錐頭材料均采用50SiMn 鋼，基桿材料為93Wu，采用Mie-Gruneisen 狀態(tài)方程與Johnson-Cook 材料模型，其材料模型表達(dá)式為

式中：σ為屈服應(yīng)力；A2為室溫下初始屈服應(yīng)力；B2為材料硬化模量；n為硬化指數(shù)；C為材料應(yīng)變率強(qiáng)化參數(shù)；m為材料軟化指數(shù)；1 ?T?m為材料溫度敏感效應(yīng)；εp為有效塑性應(yīng)變；為無量綱有效塑性應(yīng)變；T?為無量綱溫度.

93Wu 與50SiMn 鋼的Johnson-Cook 材料模型參數(shù)見表2[9].

表2 93Wu 與50SiMn 鋼的Johnson-Cook 材料模型參數(shù)Table 2 Johnson-cook material model parameters for 93Wu and 50SiMn steels

緩沖墊的材料采用橡膠，橡膠的MOONEY 模型參數(shù)見表3[10]，其中υ為材料的泊松比，A3和B3為材料常數(shù).

表3 橡膠的MOONEY 材料模型參數(shù)Table 3 Rubber's MOONEY material model parameters

2 爆炸焊接參數(shù)及碰撞速度計(jì)算

2.1 爆炸焊接窗口

根據(jù) “可焊性窗口” 理論，基復(fù)板的碰撞速度過高會(huì)導(dǎo)致焊接界面發(fā)生熔化等缺陷，碰撞速度過低會(huì)導(dǎo)致碰撞壓力達(dá)不到要求，從而在焊接界面產(chǎn)生大面積未焊接區(qū)域.

2.1.1 爆炸焊接下限

焊接下限是使得基桿與復(fù)管焊接在一起的最小碰撞點(diǎn)速度.為實(shí)現(xiàn)基桿與復(fù)管之間的焊接，其碰撞壓力必須大于材料的屈服強(qiáng)度，沖擊基桿的速度超過下限值時(shí)，才能在碰撞界面處形成微射流，下限計(jì)算公式為[11]

式中：ρ為材料密度(kg/m3)；σb為材料的屈服極限.但該公式僅包含一種金屬的材料參數(shù)，不適用于性質(zhì)相差較大的雙金屬爆炸焊接，兩種不同的金屬爆炸焊接碰撞速度要求達(dá)到兩種金屬在碰撞瞬間均形成射流.由于兩種被焊金屬不同，所以需要保證有足夠的能量使“比較硬的” 金屬產(chǎn)生塑性變形，其步驟如下.

(1) 利用式(5) 分別計(jì)算出兩種金屬產(chǎn)生射流的最小碰撞速度vpmin1,vpmin2.

(2) 利用雨貢紐關(guān)系式確定每種金屬中的相應(yīng)壓力，即

式中:Cv為材料體積聲速；up為質(zhì)點(diǎn)速度.

(3) 選擇步驟(2) 中計(jì)算所得兩個(gè)壓力比較大的一個(gè)，用較大的壓力代入式(9)，重新計(jì)算相應(yīng)的質(zhì)點(diǎn)速度.

用這個(gè)新的質(zhì)點(diǎn)速度和第二步確定的較大壓力值對應(yīng)的質(zhì)點(diǎn)速度之和，就是最終需要的最小復(fù)板速度，即

2.1.2 爆炸焊接上限

爆炸焊接上限是對焊接碰撞速度的最高限制.當(dāng)復(fù)板的碰撞速度過高時(shí)，界面將會(huì)產(chǎn)生較大的沖擊能量，形成較厚的熔化層，甚至出現(xiàn)復(fù)板部分整體熔化的過熔現(xiàn)象，影響焊接質(zhì)量，爆炸焊接上限計(jì)算式為[12]

式中：N代表常數(shù)，取0.1；Tm是熔化溫度(K)；Cp代表比熱容J/(kg·K)；κ是熱導(dǎo)率，W/(m·K)，鎢與鋼的熱導(dǎo)率取值分別為17.4 與55；Re為雷諾數(shù)，取8.6；H為兩種材料的維氏硬度，鎢和鋼的維氏硬度分別取2 180 和1 845 MPa.代入?yún)?shù)計(jì)算得焊接上限vpmax為965.97 m/s，焊接下限vpmin為542.62 m/s.

2.2 碰撞速度計(jì)算

對于復(fù)合板的復(fù)板運(yùn)動(dòng)速度的計(jì)算研究相對成熟，而對于復(fù)合桿復(fù)管運(yùn)動(dòng)速度的計(jì)算式的研究較少，復(fù)合板和復(fù)合桿之間的差別主要是復(fù)合桿的復(fù)板因?yàn)檎ㄋ幈?qū)動(dòng)復(fù)管產(chǎn)生塑性變形，從而導(dǎo)致復(fù)管內(nèi)產(chǎn)生周向應(yīng)力，在炸藥能量較小時(shí)，周向應(yīng)力產(chǎn)生的塑性功不可忽略，其計(jì)算過程如下.

炸藥爆炸瞬間，假設(shè)復(fù)管不產(chǎn)生位移，因此復(fù)管內(nèi)無周向應(yīng)力存在.根據(jù)Gurney 公式計(jì)算碰撞初始速度，即

式中：C為炸藥單位質(zhì)量；M為復(fù)板單位質(zhì)量；為炸藥裝藥Gurney 比能.

假設(shè)在炸藥爆炸后，爆轟波對復(fù)管瞬間驅(qū)動(dòng)后不做功，因此復(fù)管之后的運(yùn)動(dòng)主要是復(fù)管的動(dòng)能與塑性功之間的轉(zhuǎn)換，復(fù)管在運(yùn)動(dòng)過程中的能量方程為

式中：mf為復(fù)管質(zhì)量；u為復(fù)管的碰撞速度；v0為復(fù)管在炸藥爆轟波驅(qū)動(dòng)下的瞬時(shí)最大速度；r1和r2分別為復(fù)管流動(dòng)外半徑和內(nèi)半徑；ε(r)為周向應(yīng)力；Y0為材料的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度極限.假設(shè)復(fù)管在運(yùn)動(dòng)過程中周向應(yīng)力分布均勻，ε(r)沿管徑r線性變化，則有

式中：r1與r2根據(jù)截面積不變理論有以下關(guān)系，即

式中：r10與r20分別為復(fù)管的初始外徑與內(nèi)徑，分別為11.5 和9.5 mm；r2為復(fù)管最終內(nèi)徑，應(yīng)與基桿外徑大小一致為6 mm.由以上可算出r1為8.83 mm.，計(jì)算不考慮初始復(fù)管塑性功的影響，其初始速度大小為712 m/s，而當(dāng)考慮到塑性功的影響，其速度為負(fù)，即其塑性功將動(dòng)能全部消耗完，由此可見，當(dāng)復(fù)管的厚度為2 mm 時(shí)，塑性變形引起的塑性功必須考慮在內(nèi).

3 鎢-鋼復(fù)合桿仿真結(jié)果

對ANSYS 建立的有限元模型進(jìn)行爆炸焊接復(fù)合過程數(shù)值模擬，起爆點(diǎn)設(shè)置為頂部炸藥中心位置，起爆點(diǎn)起爆后，爆炸產(chǎn)物形成的高速高壓沖擊波從起爆點(diǎn)開始以圓形沿徑向開始向四周傳播，達(dá)到鋼錐頭外側(cè)后引爆軸線方向炸藥，爆轟波均勻向下開始傳播；當(dāng)爆轟波傳播過鋼錐頭后，作用在復(fù)管外測的橡膠緩沖墊上，從而帶動(dòng)復(fù)管產(chǎn)生塑性變形，并以一定速度與基桿外壁碰撞接觸，實(shí)現(xiàn)爆炸焊接的效果.鎢桿-鋼管爆炸焊接數(shù)值模擬成形過程如圖3 所示.

圖3 鎢桿-鋼管爆炸焊接數(shù)值模擬成形過程Fig.3 Numerical simulation process of explosive welding of tungsten rod and steel tube.(a) t=4 μs;(b) t=10 μs;(c) t=16 μs;(d) t=26 μs

3.1 圓管形復(fù)管結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果

為進(jìn)一步研究鎢桿-鋼管圓管形復(fù)管爆炸焊接過程復(fù)管的變形過程與速度衰減過程，對復(fù)合過程中復(fù)管內(nèi)壁與對應(yīng)基桿外壁節(jié)點(diǎn)處的徑向坐標(biāo)變化進(jìn)行分析.在復(fù)管內(nèi)壁選取一節(jié)點(diǎn)，觀測節(jié)點(diǎn)的速度隨起爆時(shí)間的變化趨勢如圖4 所示，根據(jù)圖4 可知，當(dāng)爆轟波傳播到節(jié)點(diǎn)時(shí)，速度隨時(shí)間的不斷增大，當(dāng)起爆時(shí)間為34 μs 時(shí)，速度達(dá)到頂峰為335.31 m/s，隨后速度迅速下降，當(dāng)時(shí)間為44 μs時(shí),該節(jié)點(diǎn)處復(fù)管運(yùn)動(dòng)到與基桿碰撞位置，而此時(shí)該節(jié)點(diǎn)處速度降為32.14 m/s，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于爆炸焊接下限速度要求.圖5 是該復(fù)管節(jié)點(diǎn)與該節(jié)點(diǎn)對應(yīng)的基桿外壁節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)曲線，從圖中可以看出，該復(fù)管節(jié)點(diǎn)與基桿節(jié)點(diǎn)處的坐標(biāo)并未發(fā)生重合，也就是完全未接觸，這也與理論計(jì)算的結(jié)果一致，其炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)作用下產(chǎn)生的動(dòng)能被復(fù)管變形所產(chǎn)生的塑性功全部消耗.圖6 為44 μs 時(shí)該節(jié)點(diǎn)處復(fù)管與基桿位置狀態(tài)圖，由圖可以看出爆轟波過后復(fù)管與基桿之間還保留一定間隙，未發(fā)生碰撞.

圖4 圓管形復(fù)管內(nèi)壁節(jié)點(diǎn)速度曲線Fig.4 Velocity curve of the inner wall node of the circular tube-shaped flying tube

圖5 圓管形復(fù)管內(nèi)壁與基桿外壁節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)曲線Fig.5 Node coordinate curve of the inner wall of the circular tube-shaped flying tube and the outer wall of the base rod

圖6 44 μs 時(shí)節(jié)點(diǎn)處圓管形復(fù)管位置狀態(tài)圖Fig.6 Position status diagram of the circular tubeshaped flying tube at the 44 μs point

3.2 刻槽圓管形復(fù)管結(jié)構(gòu)仿真結(jié)果

基于上述對于不刻槽圓管形復(fù)管結(jié)構(gòu)的仿真計(jì)算可知，計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果基本一致，由于爆炸焊接的特殊性，所使用的炸藥多為低爆速的炸藥，爆轟能量較小，對復(fù)管的做功產(chǎn)生的動(dòng)能較一般爆炸驅(qū)動(dòng)破片的速度小得多，在該速度下，復(fù)管塑性變形產(chǎn)生的塑性功必須考慮在內(nèi).為在同樣條件下，使得復(fù)管的碰撞速度達(dá)到較高焊接質(zhì)量所需速度，采用復(fù)管刻槽的技術(shù)手段，減少塑性功消耗的能量，提高碰撞速度.觀測節(jié)點(diǎn)的速度隨起爆時(shí)間的變化趨勢如圖7 所示，根據(jù)圖7 可知，在同等情況下，節(jié)點(diǎn)速度隨時(shí)間的不斷增大，在起爆時(shí)間為40 μs 時(shí)，碰撞速度達(dá)到最大667.85 m/s，在復(fù)管收縮過程中塑性功消耗能量較小，復(fù)管與基桿碰撞時(shí)其速度為最高碰撞速度，超過爆炸焊接下限速度的要求.根據(jù)圖8 復(fù)管與基桿上節(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)曲線可以看出，復(fù)管與基桿發(fā)生碰撞，并產(chǎn)生一定的變形，說明復(fù)管與基板之間發(fā)生碰撞，這是爆炸焊接的必要條件，根據(jù)圖9 碰撞角度示意圖可以看出，在碰撞瞬間復(fù)管的實(shí)際碰撞角度為13.877°.

圖7 刻槽圓管形復(fù)管內(nèi)壁節(jié)點(diǎn)速度曲線Fig.7 Velocity curve of the inner wall node of the grooved circular tube-shaped flying tube

圖8 刻槽圓管形復(fù)管內(nèi)壁與基桿外壁節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)曲線Fig.8 Node coordinate curve of the inner wall of the grooved circular tube-shaped flying tube and the outer wall of the base rod

圖9 刻槽圓管形復(fù)管與基桿碰撞角度示意圖Fig.9 Schematic diagram of the collision angle between the grooved circular tube-shaped flying tube and the base rod

3.3 二維微觀仿真結(jié)果

采用Autodyn 進(jìn)行鎢-鋼爆炸焊接二維微觀仿真計(jì)算，其粒子大小為0.01 mm.材料模型采用上述模型，根據(jù)上述仿真計(jì)算過程可知復(fù)管與基桿的碰撞夾角為13.877°，碰撞速度為667.85 m/s，根據(jù)計(jì)算復(fù)板需要設(shè)置x軸速度?160.21 m/s，y軸速度為648.35 m/s，焊接模型見圖10，底部設(shè)置為y軸固定約束.

圖10 二維微觀仿真模型Fig.10 Two-dimensional microsimulation model

仿真計(jì)算共耗時(shí)2.92 μs，焊接過程如圖11 所示（圖中橫縱坐標(biāo)為位置線，其中縱坐標(biāo)代表x軸位置，橫坐標(biāo)代表y軸位置）.由上圖可以看出在焊接初期兩塊金屬已經(jīng)發(fā)生結(jié)合，但未產(chǎn)生金屬射流，在焊接中期出現(xiàn)射流并開始產(chǎn)生波紋，此時(shí)產(chǎn)生的射流全部由鋼板產(chǎn)生.而在焊接后期兩塊金屬完成結(jié)合，產(chǎn)生大量的射流，其中大部分為鋼粒子，也有一部分是由鎢板產(chǎn)生的，金屬射流一般產(chǎn)生在碰撞點(diǎn)附近，且產(chǎn)生射流是形成高質(zhì)量焊接界面的必要條件.波紋的形成從初始段無波紋到微小波紋，再到穩(wěn)定周期性典型的波紋界面；從變形情況來看，在接觸初期由于邊界干擾與初始接觸面積較小，產(chǎn)生壓力較大，因此變形較大，但在中后期變形情況較為理想.

圖11 二維微觀鎢-鋼爆炸焊接過程Fig.11 Two-dimensional microscopic tungsten-steel explosive welding process.(a) previous period;(b) interim period;(c) late period

在后期形成的穩(wěn)定周期性典型波紋界面如圖12 所示，圖12 中波紋界面形貌特征，與劉開源[13]鎢-銅復(fù)合板爆炸焊接的仿真及試驗(yàn)結(jié)果基本一致.而在圖13 中顯示的波紋處溫度界面可以看出，在焊接界面溫度超過5 000 ℃，超過93Wu 與50SiMn 的熔化溫度，說明在結(jié)合區(qū)兩種金屬均處于熔化狀態(tài)，當(dāng)溫度降低后，在鎢板內(nèi)產(chǎn)生了鋼熔化塊，這與畢志雄等人[14]對鈦/鋼的爆炸焊接試驗(yàn)界面較為相似.綜上所述，在碰撞速度為648.35 m/s，碰撞角度為13.877°的情況下，93Wu與50SiMn 所形成的焊接界面較為良好.

圖12 后期穩(wěn)定周期性典型的波紋界面Fig.12 Later stable periodic typical corrugated interface

圖13 鎢/鋼爆炸焊接波紋處溫度云圖Fig.13 Temperature map of tungsten/steel explosive weld corrugations

4 結(jié)論

(1) 采用Gurney 公式計(jì)算復(fù)管的碰撞速度，在考慮塑性功的消耗能量的情況下，其碰撞速度為負(fù)數(shù)，即復(fù)管與基桿之間不發(fā)生碰撞，動(dòng)能全部被塑性功消耗，并且仿真結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果具有較好的一致性.

(2) 采用刻槽復(fù)管結(jié)構(gòu)，碰撞速度超過焊接下限達(dá)到667.85 m/s，碰撞角度為13.88°，塑性功對能量的消耗僅占6.2%，極大減少塑性功對能量的消耗，為獲得良好焊接界面提供碰撞速度與碰撞角度條件.

(3) 基于上述研究，采用SPH 粒子進(jìn)行二維微觀波形分析，仿真結(jié)果顯示，在碰撞初始段無波紋到中期微小波紋，再到后期穩(wěn)定周期性典型的波紋界面，且形成大量金屬射流，通過波紋漩渦與溫度分析，表明在碰撞速度為648.35 m/s，碰撞角度為13.877°的情況下，93Wu 與50SiMn 所形成的焊接界面較為良好.