雙金屬爆炸焊接參數設計理論

李曉杰，王宇新，王小紅，閆鴻浩

(1.大連理工大學運載工程與力學學部工程力學系，遼寧 大連 116024； 2.工業裝備結構分析國家重點實驗室，遼寧 大連 116024)

爆炸焊接(Explosive Welding，Explosive Bonding)，又稱爆炸復合(Explosion Cladding)，是以炸藥爆炸驅動金屬板件之間產生高速斜碰撞，金屬之間產生冶金結合的特種焊接方法。爆炸焊接具有兩大優點，一是適于對金屬材料進行大面積復合；二是可以控制金屬間反應，焊合常規焊接方法無法焊接的異種金屬。所以該技術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、極端環境下的快速密封等。近年以來，爆炸焊接理論和產業技術都得到了長足的發展與進步，計算機數值技術促進了理論的進步[1]。工業領域對金屬復合材料的大量需求促進了產業發展，目前我國爆炸金屬復合材料年產量已達60余萬噸，近世界總產量的一半，在化工設備、能源、鐵路、冶金、礦山、艦船、航天、核工業等領域中得到廣泛應用。

上世紀五六十年代爆炸焊接還只是作為爆炸加工的小分支，之后開始逐漸顯現其工業應用潛力。60年代研究主要以試驗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架已經出現。即借助軍事上已有的研究成果，研究和計算爆炸驅動飛板、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、流體動力學的研究成果，建立了“爆炸焊接參數窗口”初步理論[4-5], 并逐步出版了爆炸焊接的專著[6-7]。自上世紀八九十年代起，爆炸焊接技術進入高速發展時期，理論成果也不斷涌現，從爆炸金屬物理、爆炸焊接新方法、爆炸復合材料分析等諸多方面都有專著出版[8-18]。中國爆破行業協會組織了《爆破手冊》編寫[19]，連續召開了第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行總結交流，集中展現了我國對爆炸焊接理論和工程技術的貢獻。近年來，作者通過對爆炸焊接“過熔”現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，推廣到了更適于實際的雙金屬范疇，以爆炸焊接下限、上限、流動限和聲速限構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算和數值計算，逐步應用C++和 OpenGL研制開發了爆炸焊接CAE軟件系統，應用于爆炸焊接生產中。

1 爆炸焊接的基本原理

普通復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，爆轟高壓驅動覆板彎折加速飛行，直至與基板發生傾斜碰撞。高速傾斜碰撞會在基覆板表面產生噴離母材的金屬微射流，0.1%～1%母材厚度的微射流會帶走結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，碰撞點高壓、高應變率和大塑性應變造成熱量沉積，就使基覆板材間達到冶金結合，形成爆炸焊接。爆炸焊接的必要條件就是產生微射流。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以一定速度移動，稱為碰撞點移動速度vc；在如圖1的平行爆炸焊接時，vc等于炸藥爆速vd。對于任意兩種材料組合，產生的焊接條件是β、vp、vc值達到固定的范圍，而根據滑移爆轟驅動飛板的幾何關系，有：

(1)

產生焊接條件的β、vp、vc達到某固定值的條件，就變成了β、vp、vc中任意兩參數組合的平面條件，在平面參數中構成的可焊接區就是“爆炸焊接參數窗口”。實驗獲得的1Cr18Ni9Ti與普通鋼板的爆炸焊接窗口如圖2所示。因此，爆炸焊接參數設計就自然地分為兩個部分：

1)炸藥爆轟對飛板等元件的驅動計算，以求得如何達到需要的β、vp、vc；

2)對于任意的一對金屬，通過實驗或計算確定其可焊的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：圖中標記點右側的數值為復合界面剪切強度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 炸藥爆轟驅動飛板理論

平板爆炸焊接中炸藥驅動飛板的運動姿態如圖3所示。當在左端起爆后，在炸藥中爆轟波以爆速vd沿飛板表面傳播。所到之處，爆轟高壓驅動其彎折向下加速飛行，β、vp、vd滿足式(1)。飛板所受最高壓強為爆壓

(2)

式中：ρ0為裝藥密度；k為炸藥多方指數，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 滑移爆轟驅動下飛板的運動姿態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，可以根據固定裝藥爆炸驅動飛板的速度值測定，然后推廣到其他裝藥量、爆速中。對于銨油炸藥vdc=1 607 m/s, 由于大多數粉狀工業炸藥的爆熱相差很小，所以取vdc≈1 607 m/s的計算精度也較高。

2.1 爆轟驅動飛板的一維理論

由于采用圖3的二維模型計算飛板相對比較復雜，所以爆炸焊接早期研究大都采用一維模型推導的公式進行計算。但一維模型有一個缺點，就是起爆形式對飛板的加速運動過程影響較大。如等容爆轟，飛板承受的最大壓力約是pH/2；若從頂端起爆，爆轟波到達飛板發生正反射，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，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動飛片終速的計算公式(見表1)。公式中的無量綱量R稱為質量比，為炸藥質量與飛板質量的比值[=(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 一維爆轟驅動飛片終速計算公式匯總

2.2 滑移爆轟驅動飛板的二維理論

二維滑移爆轟驅動飛板的計算方法很多，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的二維滑移爆轟驅動飛板模型。圖3是將動坐標系放置在爆轟波頭上獲得，在動坐標系中，炸藥與飛板就會以與爆速vd相同穩定的速度，流經爆轟波面處。炸藥在流經駐定的爆轟波后，發生爆轟、膨脹；飛板流過爆轟波平面后，在爆轟壓力作用下逐漸發生轉向彎曲, 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系p/pH=1-β/βm，可從飛板運動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;y為飛板向下拋擲的距離，即實際爆炸焊接中的炸高。Richter公式本質上是在0～βm間找到了拋擲角β與x,y坐標的插值表達式。由于不知道βm，所以Richter又單獨提出了最大拋擲角的經驗公式

(5)

式中：b，c為炸藥性能的常數，是k值的函數。一般b、c系數可以通過爆炸實驗確定，也可以用以下經驗公式計算

(6)

式(6)在k=2.5～3.2,R≤2范圍內有較好的計算精度。在k≥2和R≤3時，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的關系，可得到整個飛板的加速過程。

(7)

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

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

圖5 特征線計算的飛板動態拋擲角Fig.5 Dynamic driven angles of flyer plate calculated by characteristic method

3 爆炸焊接參數窗口理論

如前所述，在確定飛板速度之后，爆炸焊接的另一項重要工作就是如何確定爆炸焊接參數窗口。通?？梢酝ㄟ^爆炸焊接實驗獲得，也可以通過理論分析進行估算。較為普遍的研究結果認為，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流動限(Flowing Limit)：碰撞點速度vc必須超過一定值vc min，否則也不會產生微射流。③聲速限(Sonic Limit)：保證爆炸焊接的碰撞流動是在能形成射流的亞聲速狀態。④焊接上限(Upper Limit)：是對焊接界面最大能量的限制。當碰撞動能過大時，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，會造成焊接“過熔”失效。

圖6 爆炸焊接參數窗口與理論邊界限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為金屬覆板流進碰撞點的速度，在平行焊接時等于爆速vd和vc；K為經驗系數，Deribas推薦取1.14。實踐說明，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，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表示的下限公式

(9)

對于大多數金屬維氏硬度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(抗拉強度)，所以在缺少HV數據時也可以用布氏硬度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，還可以得到用抗拉強度表示的下限：

(10)

一些金屬材料的性能參數和用式(9)計算的焊接下限如表2所示，vp min與實驗相符的很好，表中pmin是對應的界面最小正碰撞壓力，用沖擊波關系導出的公式pmin=ρ(C0+vp min/2)vp min/2計算得到。

表2 部分金屬的物理性能與爆炸焊接下限

注: 1): 為了計算量綱統一，表中將常用的硬度HV單位kg/mm2轉換為MPa單位。2):C0和λ是金屬中沖擊波關系式D=C0+λu中的系數,一般C0為體波聲速。3): 公式(11)計算的單金屬下限。

盡管式(9)和式(10)計算較為準確，但只能用于單一金屬。而爆炸焊接主要是進行雙金屬焊接，即使進行同種金屬焊接，基覆板的強度、硬度等性能也不盡相同。因此人們一直在進行雙金屬焊接下限研究。文獻[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，但其公式推導過程發生了錯誤，作者修正后的公式推導如下，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度的10倍后，可得：

(12)

使用上式計算對于鋼、鎳、銅有一定的精度，對于其他材料誤差較大(見表2)。為此，作者通過運用式(9)計算的單金屬下限速度vp min，再以vp min計算出該金屬界面最小碰撞正壓力pmin，作為雙金屬同時產生射流的判斷條件，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1，2分別代表兩種金屬的相應參數；u為金屬碰撞后相對界面的垂向質點速度。

按式(13)計算出的部分雙金屬爆炸焊接下限如表3所示。表中縱橫欄交叉點的數據即是兩種金屬的爆炸焊接下限，表中已經將vp速度的單位轉換成為m/s。例如：要查找LY12鋁合金和退火態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”，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，而實驗值在340 m/s左右。

表3 部分金屬組合的爆炸焊接下限

3.2 爆炸焊接流動限

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

(14)

雷諾數Re取值為8～13。上式在國外文獻中應用很廣，但作為vc下限式(14)計算值明顯偏大。究其原因是卡門渦街成波機理是針對粘性流體性質的描述，因此對低vc材料強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可忽略材料強度效應的爆炸焊接界面成波范圍的判斷式。

(15)

對于雙金屬情況，駐點壓力由密度低的一方決定，焊接要求駐點壓力必須大于強度高的一方。以此作為判斷條件，求出表3的金屬材料在相應Rm強度級限制下流體流動限，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度。

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

表4 部分金屬的爆炸焊接流動限

3.3 爆炸焊接聲速限

隨vc升高，碰撞角β變小，基覆板碰撞會進入一種超聲速狀態，兩板間直接發生“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，才會考慮聲速限的影響。

3.4 爆炸焊接上限

當飛板速度或飛板厚度過大時，所攜帶動能過大，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時，界面依然處于熔化狀態或熱軟化極低強度狀態，界面就會被拉開，開裂的界面上有明顯的熔化跡象，即是發生了所謂的“過熔”失效。這一點對于低熔點金屬和厚板爆炸焊接時非常重要。

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；為導熱系數；Cp為熱容量；h為覆板厚度；Nw為常數，約取0.1。

式(18)說明了焊接上限與金屬熔點、熱性能有關，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1和2分別對應為覆板和基板的參數，N仍為與材料無關的常數，取0.039。

對于雙金屬爆炸焊接情況，作者通過推導雙金屬界面熱傳導理論解，再對焊接的動力學過程、沉能過程、傳熱過程進行分析，并設焊接界面沉積熱能Q是射流能量Ej的函數

Q=N(vc/C*)n·Ej

(20)

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

最后經過推導，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的上限表達式，且不考慮基板厚度影響的結果；式(19)是同種材料考慮基板厚度影響，且取n=2的結果。由于在上限附近進行爆炸焊接時，界面材料處于熔化狀態，這時以粘性流體描述較為合理，故應取n=2。從雙金屬上限式(21)中還可見，界面熔點取Tm min即是兩材料的二元合金相圖中最低熔點。

由于式(21)中含大量的物性數據，公式十分復雜，為適于工程應用，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即可確定該雙金屬對的f值，進而預測其他爆炸參數與厚度的可焊上限。但實際的雙金屬可焊上限不僅受式中所涉及參數的影響，界面的打磨狀態、焊接長度上射流堆積與燃燒、界面化學反應的放熱、材料的軟硬化狀態等都對f值有影響。所以實際使用雙金屬上限公式(22)時，要根據雙金屬中多個“過熔”開裂參數共同擬合f值，才能得到較精確的焊接上限。如下的式(23)、(24)即是用上述理論結合試驗結果得到的純鋁、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驗參數繪制的純鋁、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：上限數據為鋁板厚度，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：上限數據為銅板厚度，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 爆炸焊接參數設計的其他問題

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Tm min取兩種被焊材料在二元合金相圖中最低熔點，這就說低熔點或共熔點低的材料爆炸焊接的上限較低。可焊上限的限制不只是說明鉛、鋅這類低熔點材料難于爆炸焊接，更應該注意在合金相圖中的共熔點。以常用的鈦鋼爆炸焊接為例，鐵的熔點是1 583 ℃，鈦的熔點是1 670 ℃，可兩者的最低共熔點溫度只有1 085 ℃(見圖9)，因此可焊上限式(21)的Tm min應取最低共熔點的1 085 ℃。對于銅鋁，銅熔點為1 085 ℃，鋁為660 ℃，最低共熔點溫度只有548 ℃。

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

還應注意到這類材料的相圖中會含有多種金屬間化合物，焊接界面產生大量的金屬間化合物會釋放化學反應熱，也會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影響后續熱處理，在熱處理時成為金屬間化合物增多和長大的晶核，造成結合界面進一步脆性化[12,28]。

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

4.2 爆炸焊接原材料硬度

在實際生產中，爆炸焊接所采用的原材料往往是不同加工和熱處理狀態的，化學成分也在許可范圍內浮動。化學成分變化與加工、熱處理狀態不同都使材料的機械力學性能發生很大的變化，而機械力學性能對爆炸焊接影響非常大。所以要制造優質的爆炸復合材料，就必須對原材料的機械力學性能有所了解和掌控。

在焊接上限式(21)中還含有常數N，由式(20)可知，N是界面沉積能量比例系數。由于材料強度越高，界面沉積能量也越大，所以N值其實并不是常數，其取值應與材料強度Rm或硬度HV正相關。這意味著，材料強度、硬度越高，可焊上限也越低。另外，從焊接下限式(9)、式(10)可知，材料強度Rm和硬度HV越高可焊下限也越高時。所以爆炸焊接的原材料強度Rm和硬度HV升高，會使下限上升、上限下降，縮小可焊窗口的范圍。對于易產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，會影響爆炸焊接界面的結合強度，尤其是界面韌性，甚至會造成爆炸焊接及后續加工的失效。

所以在爆炸焊接生產中要嚴格地對原材料的機械力學性能進行分析與掌控，除了標準要求的復檢項目外，應加強對原材料硬度的檢驗，掌控其硬度范圍和均勻性，可防止爆炸焊接次品的產生。對硬度值過高或硬度很不均勻的基覆板原料，應及時更換或采取必要的熱處理措施調整其力學性能。

4.3 爆炸焊接界面波的控制

爆炸焊接界面波是其獨有的特征所在，適當的小波紋也是優質復合界面的特征。對于爆炸焊接界面波的形成機理人們進行持久的研究。最初提出了刻入機理、“Karman渦街”、“ Helmholtz失穩”和應力波機理。近年來，數值模擬計算與實驗相結合使界面波的規律越來越清晰[29-30]。在實際生產中，對于相容性較好的復合板，爆炸焊接時容易出現界面大波紋問題。過大的界面波紋一則會影響復合板復層的腐蝕裕量；二則很多大波紋的波峰后方會存在有旋渦(見圖10)，旋渦內還含有鑄造組織、夾雜、氧化物和氣孔，會使界面強度下降；對于復合層垂向(z向)承載的復合工件、動載復合件、密封復合件和高質量要求復合產品等，這些界面焊接缺陷會影響其綜合性能。因此，對于優質的爆炸復合材料應在焊接參數設計時就考慮界面波紋的大小和形態。

Cowan所提出的由雷諾數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Re取值范圍應是3.6～25，Re=8～13是較優質界面波紋的區域。

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

(25)

優質波紋區域范圍與公式(14)相近，應取10～50倍比強度：

(26)

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

5 結語

從爆炸焊接參數設計的爆轟驅動飛板計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行了歸納總結與修正，并詳細說明了其適用范圍及原因。之后，還針對結合二元合金相圖進行爆炸焊接設計、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行了必要的探討。在爆炸焊接參數設計中應注意如下問題。

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

2)Richter理論和特征線法計算二維滑移爆轟驅動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、雙金屬流動限以及聲速限構成。

4)根據合金相圖對于爆炸焊接設計十分必要，不僅是確定爆炸焊接參數，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縮小可焊窗口范圍，增加焊接界面的熱量沉積，使焊接質量下降。在實際生產中，應加強對原材料硬度的檢驗，對于偏硬的原材料應在焊前進行熱處理調整其力學性能。

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