近臨界厚度乳化炸藥在金屬箔焊接中的應用

徐俊峰，馬宏昊,2，沈兆武，楊 明, 黃澤春，周 恒

(1.中國科學技術大學 中國科學院材料力學行為和設計重點實驗室，安徽 合肥 230026；2.中國科學技術大學 火災科學國家重點實驗室，安徽 合肥 230026)

引 言

爆炸焊接是一種固態金屬焊接工藝，通過金屬間的高速斜碰撞使待焊區域產生冶金結合[1-3]。金屬箔通過爆炸焊接成為保護層，能夠大幅提升復合材料的耐磨、防腐等性能，目前已經在核工業、化工、船舶制造以及石油運輸領域引起了廣泛的重視[4-6]。然而金屬箔的抗沖擊性較差，在高溫高壓下容易損壞[7]，相比于正常的金屬板材焊接，需要控制焊接炸藥的爆速和能量。目前，國內外已有關于如何在金屬箔的爆炸焊接中保持其完好性的研究。Leonid A等[8-9]分別將PETN、RDX和小蘇打混合制備了專用于金屬箔爆炸焊接的低爆速、低臨界厚度炸藥，但是這些猛炸藥普遍面臨安全性不足和成本較高的問題，且其適用性尚未得到驗證。Ujimoto Y等[10]采用水下爆炸焊接的方式，利用水的均勻傳壓性實現了0.24mm厚的Mg箔和Al板的結合，該方法雖然解決了小尺寸金屬箔-板的焊接問題，但是由于實驗裝置復雜，很難應用在工業化生產中。

為解決金屬箔爆炸焊接過程中易損壞的問題，制備出適用于金屬箔焊接的低爆速、低臨界厚度的炸藥，同時為箔的焊接炸藥制備提供思路，本實驗以乳化炸藥為例，研究了玻璃微球(HGM)質量分數對乳化炸藥的臨界厚度及近臨界爆速的影響規律，通過構建爆炸焊接窗口探究了近臨界厚度乳化炸藥應用在Q235鋼板和TA2鈦箔焊接中的可行性，然后進行了相應的爆炸焊接實驗，并對實驗結果進行了金相微觀結構檢測及分析。

1 實 驗

1.1 材 料

實驗所用蜂窩鋁乳化炸藥的主要成分為乳膠基質和空心玻璃微球，其中乳膠基質的密度為1.31g/cm3，由NH4NO3、NaNO3、H2O、C18H38、C24H44O6、和C12H26按質量比75∶10∶8∶4∶2∶1組成。玻璃微球的直徑約為55μm，壁厚1～2μm，密度為0.25g/cm3。蜂窩鋁箔作為裝藥材料，壁厚為60μm，正六邊形邊長為8mm，高度隨裝藥厚度變化。爆炸焊接所用基板為Q235鋼，尺寸為140mm×70mm×10mm，復板為TA2鈦箔，尺寸為140mm×70mm×0.3mm，相應的材料參數見表1。

表1 基板和復板材料特性參數

注:ρ為密度；Hv為維氏硬度。

1.2 臨界厚度及近臨界爆速的測量

圖1為爆速及臨界厚度測量裝置示意圖，尺寸150mm×80mm，略大于焊接基復板的尺寸，有利于減小焊接過程中的邊界效應。以玻璃微球質量分數為5%、10%、15%、20%和25%的乳化炸藥為研究對象，實驗在密閉的爆炸罐體中進行。采用測時法測量爆速，沿爆轟波的傳爆方向平行等間距布置4根金屬探針，爆轟波依次通過探針的時間差會被電子記時儀(2BS-110)捕獲，根據間距和時間差即可計算出每段爆速。臨界厚度可通過炸藥完全反應和失效反應的界限來判定，其中失效反應在爆炸后會有未參與反應的殘余炸藥，且存在金屬探針未被觸發。近臨界爆速為測試炸藥厚度略高于臨界厚度時的爆速。

圖1 爆速及臨界厚度測量裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of detonation velocity and critical thickness measurement setup

1.3 鈦箔-Q235鋼的爆炸焊接

根據上述測試結果，采用滿足條件的近臨界厚度乳化炸藥進行TA2鈦箔-Q235鋼的爆炸焊接對比試驗，實驗布置如圖3所示。

圖2 TA2箔/Q235板爆炸焊接布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of explosive welding layout of TA2 foil/Q235 plate

為避免鈦箔受炸藥直接沖擊帶來的負面熱影響，在炸藥和鈦箔之間設置了一道緩沖層，由一層0.2mm厚的PVC發泡板(密度0.38g/cm3)和一層厚度為0.3mm的純鋁板(密度2.70g/cm3)構成，在計算時緩沖層和復板作為一個整體進行考慮。

為評估不同裝藥厚度下TA2鈦箔和Q235鋼板的焊接效果，爆炸結束后，分別沿爆轟波的傳播方向切取20mm×20mm的樣品，經過打磨、拋光和腐蝕等處理后，在金相顯微鏡(Leica DM4M)下觀測其焊接結合界面的微觀形貌。

2 爆炸焊接窗口理論

爆炸焊接實驗參數必須介于由指定材料組合計算出的臨界范圍內，稱之為爆炸焊接窗口[13]。為實現金屬間良好的冶金結合，需要合理地選擇炸藥的爆速vc、復板飛行速度vp及動態碰撞角β等參數。Deribas提出的基于碰撞點移動速度 (平行布藥時即爆速vc)和動態碰撞角β計算出的爆炸焊接窗口，在判斷金屬間可焊性時具有很強的實用性[14]。由于箔材在爆炸焊接時參數過大的問題不突出，因此不考慮焊接窗口的上限條件。

為了讓碰撞壓力值大于復板材料的屈服極限進而能夠在碰撞時發生塑性變形，Blazynski[15]提出了窗口下限的約束公式：

(1)

式中:vp為復板飛行速度，m/s;Hv為復板的維氏硬度，Pa 。

為滿足金屬間結合強度的要求，Cowan[16]等基于形成良好的波狀結合界面提出了最低碰撞點移動速度公式，可用于計算窗口的左邊界：

(2)

式中:Re為雷諾數，對于鈦鋼的焊接體系取值為8.7；Hv1和Hv2分別為基復板的維氏硬度，Pa ;ρ1和ρ2分別為基復板的密度，kg/m3。

為確保金屬間發生碰撞時形成射流，Walsh等[17]認為碰撞點移動速度的上限不應超過焊接材料的體積聲速，該理論可用于確定焊接窗口的右邊界：

vcmax=vmin

(3)

式中:vmin取基復板材料體積聲速的較小值，m/s。

3 結果與討論

3.1 玻璃微球含量與乳化炸藥臨界厚度及近臨界爆速之間的關系

表2為不同玻璃微球質量分數下乳化炸藥密度、臨界厚度及相應三段近臨界爆速的實測數據。

由表2可知，當玻璃微球的質量分數為5%、10%、15%、20%和25%時，對應的臨界厚度(dcr)分別為7.4、6.8、6.2、6.0和5.8mm，近臨界爆速取3段測量結果的平均值，分別為4285、3676、2970、2600和2359m/s。乳化炸藥的臨界厚度及相應的近臨界爆速隨玻璃微球含量的提高而明顯下降，且兩者的變化趨勢接近一致。當玻璃微球的質量分數介于5%～15%之間時，由于玻璃微球含量增加，引發單位面積上起爆熱點數量的快速上升及炸藥所含能量的降低，導致這一階段臨界厚度及近臨界爆速的下降速率尤為明顯，超過15%后下降速率相對減緩。

表2 不同HGM質量分數下炸藥密度、臨界厚度及近臨界爆速的測量結果

玻璃微球作為稀釋劑添加至乳化炸藥中，本質上降低了炸藥的釋熱量，但它同時扮演敏化劑的角色，由于其顆粒較小，彌散在乳化基質中，在受到爆轟波的沖擊后局部升溫明顯，極易引發炸藥的反應。根據C-J理論，乳化炸藥的爆速與其釋熱量的關系可用公式(4)描述[18]：

(4)

式中:D為爆速，m/s;γ為爆炸產物氣體的多方指數；Qv為爆熱，J/kg。

由于玻璃微球稀釋了單位面積上乳化基質的含量，進而降低了單位面積上炸藥的總放熱量QV，由公式(4)可知，玻璃微球含量增加，相應乳化炸藥的爆速就越低，這與李雪交等[19]研究結果一致。裝藥厚度低于臨界厚度時會引起爆轟失效，本質上是由于此時前導激波后釋放的熱量不足以分解和點燃未反應的原料以維持爆轟反應[20]，當增加乳化炸藥中玻璃微球的含量，單位面積炸藥上的起爆熱點數量得以提升，進而加快了炸藥的反應速率，同時降低了稀疏波帶來的能量損失[21]，熱量釋放速率的提升和能量損失的減小降低了爆轟波的推進對炸藥厚度的依賴，因此乳化炸藥的臨界厚度降低。

根據上述分析可知，近臨界厚度的乳化炸藥有效控制了其蘊含的能量，同時具備低爆速的特性，因此考慮將其應用在金屬箔的爆炸焊接中。

3.2 裝藥厚度的確定

為確定合適的近臨界厚度炸藥進行焊接實驗，首先計算出各組焊接參數在可焊性窗口中的位置。利用Gurney公式[22]計算了當乳化炸藥的裝藥厚度分別為以下5組近臨界厚度時復板的碰撞速度：7.6mm (dcr-5%)、7.0mm (dcr-10%)、6.4mm (dcr-15%)、6.2mm (dcr-20%)和6.0mm (dcr-25%)

(5)

式中：EG為格尼能，J/kg,乳化炸藥的格尼能可根據Koch等[23]給出的計算式取得;M為復板的質量，kg;C為炸藥質量，kg 。

(6)

式中:γ為爆轟產物的多方指數，根據Johansson等[24]提出的計算公式，實驗用乳化炸藥的γ值取2.5。

根據表1所列的材料特性及參數，通過公式(1)～(3)計算得到了TA2鈦箔和Q235鋼的爆炸焊接窗口，同時利用公式(5)、(6)計算了該5組近臨界厚度裝藥對應的理論爆炸焊接參數在可焊性窗口中的位置。圖3為TA2箔/Q235鋼板爆炸焊接窗口及試驗組的計算理論參數。

圖3 TA2箔/Q235鋼板爆炸焊接窗口及試驗組理論參數Fig.3 Theoretical parameters of TA2 foil/Q235 plate explosive welding window and test groups

由圖3可知，當采用dcr-25%裝藥時，碰撞角為17.42°，復板碰撞速度為714.5m/s，采用dcr-20%裝藥時，碰撞角和碰撞速度分別為20.38°、920m/s，均處于窗口之中，兩組裝藥在理論上均滿足可焊性要求，均能實現TA2鈦箔和Q235之間的冶金結合。

為進一步驗證該結論，并確定最佳的近臨界裝藥厚度，分別利用dcr-20%和dcr-25%裝藥進行TA2鈦箔/Q235鋼的爆炸焊接實驗，然后分析對比焊接結果。焊接布置如圖2所示，焊接參數見表3。

表3 爆炸焊接工藝參數

4 近臨界厚度乳化炸藥在爆炸焊接中的應用

4.1 TA2鈦箔/Q235鋼的爆炸焊接

爆炸焊接后結合形貌如圖4所示。由圖4可知，兩組近臨界厚度裝藥均實現了鈦箔-鋼板的冶金結合，但圖4(a)中結合邊角處有明顯的爆轟波剪切裂紋，圖4(b)中結合表面相對更光滑和平整。

圖4 鈦箔/Q235鋼爆炸焊接后宏觀形貌Fig.4 Macroscopic morphology of titanium foil /Q235 steel after welding

4.2 結合界面微觀形貌分析

圖5為對照實驗樣品在光學顯微鏡下結合界面的金相組織圖。

圖5 樣品結合界面金相組織圖Fig.5 Metallographs of samples at bonding interface

圖5(a)結合界面起伏不規則，出現漩渦和大量局部熔化區，這是由于dcr-20%裝藥在焊接TA2鈦箔和Q235鋼板時藥量偏大，結合界面金屬發生強烈的塑性變形，能量在基復板碰撞過程中以熱增長的形式釋放[25]，從而引發部分結合界面和漩渦結構內出現圖5(c)所示的大量熔化。同時板間氣體由于碰撞速度過快而來不及排盡，殘留的氣體會在射流作用下卷入熔化區，熔化區被溫度相對較低的金屬包圍，在很高的冷卻速率(105～107K/s)下凝固[26]，很容易產生圖5(c)、(d)中典型的裂紋和氣孔缺陷。圖5(b)為dcr-25%裝藥下TA2鈦箔和Q235鋼板結合界面的放大圖，該界面呈明顯波狀結合，其中波長約為200μm，波幅為70μm，在尺寸上屬于小波狀結合界面[26]，兩種金屬相互鍵合，具有良好的結合強度。由于鈦和不銹鋼的密度不同，在界面形成的波形并不對稱，但是結合界面無明顯微觀缺陷，表明dcr-25%裝藥適用于該組焊接。

結合圖3分析，dcr-20%、dcr-25%裝藥對應的焊接參數雖然均位于焊接窗口內，但是dcr-25%裝藥相比之下減少了能量輸出，進而降低了基復板之間的碰撞速度和碰撞角，避免了在結合界面處產生熔化現象,有利于獲得結合質量更佳的波狀界面。

5 結 論

(1)乳化炸藥中玻璃微球含量的增加會顯著降低爆轟的臨界直徑及近臨界爆速，當玻璃微球質量分數從5%上升至25%，其臨界直徑及近臨界爆速分別下降21.6%和44.9%，因此可通過調節玻璃微球的含量制備低厚度、低爆速的乳化炸藥。

(2)近臨界厚度炸藥能有效控制焊接時的能量，有利于減小爆速和碰撞角等焊接參數，焊接試驗結果表明，該裝藥方法適用于金屬箔的爆炸焊接。

(3)dcr-25%裝藥下TA2鈦箔/Q235鋼板的焊接質量明顯優于dcr-20%，表明金屬箔在焊接時對能量十分敏感，因此在滿足可焊性要求時選擇焊接能量更小的裝藥有利于提升焊接質量。