李雪交, 馬宏昊, 沈兆武, 王魯慶, 余 勇

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué) 中科院材料力學(xué)行為和設(shè)計重點實驗室, 安徽 合肥 230026)

1 引 言

隨著現(xiàn)代工業(yè)的發(fā)展,單一金屬組元的性能難以滿足要求,而層狀金屬復(fù)合板結(jié)合了金屬組元各自的優(yōu)點,具有較高的經(jīng)濟效益與應(yīng)用前景,已廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、機械制造、船舶、化工等領(lǐng)域[1-3]。目前層狀金屬復(fù)合板的生產(chǎn)主要采用軋制法、爆炸焊接法和爆炸焊接-軋制法。但爆炸焊接法生產(chǎn)層狀復(fù)合板覆層厚度受到限制,覆層較厚時碰撞能量較大,界面易產(chǎn)生過熔現(xiàn)象,而且焊接藥量較大,產(chǎn)生嚴(yán)重的環(huán)境污染、震動和噪聲[4]。熱軋法生產(chǎn)復(fù)合板工藝復(fù)雜,金屬材料較為活潑時復(fù)合板界面金屬易氧化,而冷軋法生產(chǎn)復(fù)合板的厚度受到軋機軋制力的限制。

鈦及其合金具有良好的耐腐蝕性能、耐熱性以及碳鋼的強度和塑性,廣泛應(yīng)用到石化設(shè)備容器制造、 核電設(shè)備冷凝器、海水工程等領(lǐng)域。鈦-鋼復(fù)合板具有鈦材優(yōu)良的耐腐蝕性能以及鋼材的強度,而且可降低成本和節(jié)約大量的鈦材。但鈦-鋼爆炸焊接時界面易產(chǎn)生過熔現(xiàn)象和脆性金屬間化合物,影響復(fù)合板界面的結(jié)合質(zhì)量。韓麗青[5]等研究了TA2/316L復(fù)合板結(jié)合區(qū)附近顯微組織結(jié)構(gòu)和成分。結(jié)果表明結(jié)合區(qū)存有不連續(xù)的熔化層,該層含有大量金屬基體小碎塊和金屬間化合物,并伴隨著裂紋、氣孔等缺陷的產(chǎn)生。趙峰[6]等分析爆炸焊接-熱軋條件下鈦-鋼復(fù)合板界面兩側(cè)金屬元素分布和界面微觀形貌變化,結(jié)果表明復(fù)合板界面呈平直狀,靠近鋼側(cè)界面出現(xiàn)脫碳層,引起界面附近碳元素重新分布。Mousavi[7]等研究表明較高爆炸載荷時鈦-鋼復(fù)合板界面生成大量的脆性金屬間化合物 Fe2Ti、Fe2Ti4O 和 Cr2Ti,波峰和波谷的熔化塊隨著爆炸載荷的增大而增加。Manikandan[8]等認(rèn)為復(fù)合板界面中間過渡層的厚度取決于覆層與基層碰撞過程的動能損失。

針對目前鈦-鋼爆炸復(fù)合存在的藥量較大、覆層較厚難以焊合等問題,本研究提出開有燕尾槽的鈦板與鋼板間隙配合后,通過爆炸壓接-熱軋工藝制備鈦-鋼復(fù)合板。

2 實驗材料

實驗采用尺寸為5.5 mm×150 mm×300 mm 的Q345鋼板和30 mm×150 mm×300 mm的TA2鈦板分別作為爆炸壓接的基層與覆層,其物理與力學(xué)性能如表1所示。

鋼板表面開出上底面2 mm、下底面3 mm、高1 mm的燕尾槽后,將表面開有相同尺寸的燕尾槽鈦板與燕尾槽鋼板間隙配合一起,其中兩金屬板的燕尾槽間距均為3 mm。然后將蜂窩結(jié)構(gòu)炸藥平鋪覆板表面,起爆端位于炸藥的中間位置,如圖1所示。實驗采用鋁蜂窩板作為炸藥藥框,其材質(zhì)為厚50 μm的3003H24鋁合金,蜂窩孔呈正六邊形,邊長8 mm,如圖2所示。蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥由填滿蜂窩板孔隙的低爆速乳化炸藥制成,如圖3所示。

表1金屬材料的物理與力學(xué)性能

Table1Physical and mechanical properties of metallic materials

materialT/℃ρ/g·cm-3HVσs/MPaσb/MPaC/m·s-1TA2titanium16684．511453724424140Q345steel15127．851686006095924

Note:Tis the melting point of metallic material;ρis the density of metallic material;HVis the Vickers hardness of metallic material;σsis the yield strength of metallic material;σbis the tensile strength of metallic material;Cis the sonic speed of metallic material.

圖1爆炸壓接裝置示意圖

Fig.1Schematic diagram of explosive press bonding set-up

圖2鋁蜂窩板

Fig.2Aluminum honeycomb panel

圖3蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥

Fig.3Aluminum honeycomb explosive

爆炸壓接和熱軋后分別采用Carl Zeiss Axio Imager A1m型金相顯微鏡和XL-30 type型掃描電鏡觀察鈦-鋼復(fù)合板界面微觀形貌,再通過TTR-III型X射線衍射儀分析爆炸壓接-熱軋復(fù)合板界面相組分。鈦-鋼復(fù)合板的腐蝕液為kroll試劑(HF∶HNO3∶H2O=2∶4∶94)。

3 爆炸壓接-軋制參數(shù)

3.1 蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥臨界厚度

實驗采用蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥作為爆炸壓接炸藥,為得到填充蜂窩板的乳化炸藥和蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥的臨界厚度,分別選用4種不同厚度(7,8,9,10 mm)的蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥測量爆速,結(jié)果見表2。

表2蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥臨界厚度

Table2Critical thickness of aluminum honeycomb explosive

thickness/mmdetonationvelocityofA/m·s-1detonationvelocityofB/m·s-17misfire-8half?explosion-92549-102513-16-misfire17-half?explosion18-246019-2506

Note: A is aluminum honeycomb explosive; B is emulsion explosive.

由表2可知,蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥臨界厚度為9 mm,平均爆速為2530.5 m·s-1。而填充鋁蜂窩板的低爆速乳化炸藥的臨界厚度為18 mm, 平均爆速為2483 m·s-1。這是由于蜂窩板孔隙各向約束提高了炸藥的傳爆能力,降低了炸藥的臨界厚度,故爆速也有所提高[4]。

3.2 鈦-鋼復(fù)合板爆炸焊接參數(shù)

單位面積炸藥藥量與藥厚的經(jīng)驗公式可表達(dá)為[9]:

(1)

δ0=Wg/ρ0

(2)

R=ρ0δ0/ρ1δ1

(3)

式中,kg為計算系數(shù),金屬鈦板取1.43;R為覆板與炸藥的質(zhì)量比;Wg為單位面炸藥量,g·cm-2;ρ0為炸藥的密度,g·cm-3;δ0為炸藥厚度,cm;δ1為覆板的厚度,cm;ρ1為覆板的密度,g·cm-3。

由式(1)～(3)得到鈦-鋼復(fù)合板爆炸焊接參數(shù),如表3所示。

表3鈦-鋼復(fù)合板爆炸壓接參數(shù)

Table3Explosive pressure welding parameters of Ti-Steel clad plate

methodexplosivepressureweldingexplosiveweldingdensityofexplosive/g·cm-30．820．82chargeperunitarea/g·cm-20．822．20amountofcharge/g369990massratio0．330．88thicknessofexplosive/mm10．026．8

3.3 鈦-鋼復(fù)合板爆炸壓接參數(shù)

由于平均爆速2530.5 m·s-1的蜂窩鋁結(jié)構(gòu)乳化炸藥臨界直徑為9 mm,所以采用厚10 mm的蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥進行鈦-鋼爆炸壓接實驗,其參數(shù)如表3所示。

3.4 鈦-鋼復(fù)合板熱軋參數(shù)

爆炸壓接后將鈦-鋼復(fù)合板放入高溫電爐保溫30 min,開軋溫度為800 ℃[1,10-11],然后沿著平行燕尾槽方向進行軋制,最終得到尺寸為7.0 mm×300 mm×750 mm的鈦-鋼復(fù)合板,其中鈦層厚0.9～1.1 mm,如圖4所示。

圖4鈦-鋼爆炸壓接-熱軋復(fù)合板

Fig.4Ti-Steel clad plate by explosive pressure welding and hot rolling

4 實驗結(jié)果與分析

由圖4可知,間隙配合的燕尾槽鈦板與鋼板采用爆炸壓接-熱軋法生產(chǎn)的鈦-鋼復(fù)合板界面結(jié)合良好,其比爆炸焊接法節(jié)約62.7%炸藥(見表3),可減小爆炸產(chǎn)生的環(huán)境污染、震動與噪聲。爆炸壓接-熱軋法生產(chǎn)鈦-鋼復(fù)合板可減小炸藥藥量,而且無爆炸焊接可焊性窗口的限制。

爆轟壓力作用下間隙配合的兩金屬板界面產(chǎn)生塑性變形,導(dǎo)致燕尾槽鈦板與鋼板相互擠壓嚙合一起。由于復(fù)合板界面兩側(cè)的鈦和鐵元素濃度呈階梯分布,軋制變形過程界面裸露出的新鮮金屬在高溫的作用下相互擴散,并產(chǎn)生緊密的結(jié)合力。總之,爆炸壓接-熱軋復(fù)合板在燕尾槽的擠壓嚙合以及金屬間的相互擴散共同作用下實現(xiàn)冶金結(jié)合。

4.1 鈦-鋼復(fù)合板界面微觀形貌觀察

為研究鈦-鋼復(fù)合板界面結(jié)合質(zhì)量,分別觀察爆炸壓接以及熱軋后復(fù)合板界面微觀形貌。圖5為鈦-鋼復(fù)合板金相組織觀察位置,分別位于復(fù)合板燕尾槽界面拐角處(A)、傾斜面(B)、上底面(C)和下底面(D)。

圖5鈦-鋼復(fù)合板金相組織觀察位置

Fig.5The location of morphological observation of Ti-steel clad plate

4.1.1 爆炸壓接復(fù)合板界面金相組織

根據(jù)圖5標(biāo)注的位置,采用金相顯微鏡得到爆炸壓接復(fù)合板燕尾槽界面拐角處、傾斜面、上底面和下底面的金相組織,如圖6所示。

a. interface of cornerb. interface of the inclined surface

c. interface of the upper surfaced. interface of the lower surface

圖6鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板界面金相組織

Fig.6Metallographic images at the interfaces of Ti-steel clad plate by explosive pressure welding surface

圖6a和圖6b分別為燕尾槽界面拐角處和傾斜面的金相組織,圖6c和圖6d分別為燕尾槽界面上底面以及下底面的金相組織。由圖6可知,爆炸壓接后復(fù)合板界面出現(xiàn)寬5～45 μm的縫隙,縫隙內(nèi)含有細(xì)小的金屬顆粒,鈦-鋼復(fù)合板燕尾槽傾斜面的縫隙比上底面和下底面寬,因為爆轟壓力方向與燕尾槽上底面和下底面垂直,而與傾斜面呈一定的傾斜角,導(dǎo)致燕尾槽上底面與下底面的界面壓力比傾斜面大。復(fù)合板界面出現(xiàn)大量細(xì)小的金屬顆粒則是由金屬顆粒在爆轟壓力的作用下脫離金屬板內(nèi)表面進入縫隙所引起。

由圖6b、圖6c和圖6d可知,靠近界面金屬的晶?；疚窗l(fā)生變化,而圖6a拐角處Q345鋼晶粒呈纖維狀,這是由于拐角處局部區(qū)域的Q345鋼晶粒受到擠壓,導(dǎo)致該處金屬產(chǎn)生強烈的塑性變形,從而出現(xiàn)纖維狀的晶粒組織。爆轟壓力作用下界面兩側(cè)的金屬產(chǎn)生強烈的塑性變形,從而間隙配合的鈦板與鋼板依靠燕尾槽的擠壓變形嚙合一起。但界面空氣受到絕熱壓縮產(chǎn)生的高溫和高壓不足以使界面金屬產(chǎn)生塑性流動和冶金結(jié)合,所以鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板界面出現(xiàn)縫隙。

4.1.2 爆炸壓接-熱軋復(fù)合板界面金相組織

為將間隙配合的燕尾槽鈦板和鋼板焊接一起,采用熱軋法軋制鈦-鋼爆炸壓接復(fù)合板。然后通過觀察燕尾槽界面拐角處、傾斜面、上底面和下底面的金相組織,研究鈦-鋼爆炸壓接-熱軋復(fù)合板結(jié)合質(zhì)量,如圖7所示。

a. interface of cornerb. interface of the inclined surface

c. interface of the upper surfaced. interface of the lower surface

圖7爆炸壓接-熱軋復(fù)合板界面金相組織

Fig.7Metallographic images at the interfaces of the clad plate by explosive pressure welding and hot rolling

圖7a和圖7b分別為爆炸壓接-熱軋后復(fù)合板的燕尾槽界面拐角處和傾斜面的金相組織; 圖7c和圖7d分別為爆炸壓接-熱軋后復(fù)合板的燕尾槽界面上底面與下底面的金相組織。由圖7可知,爆炸壓接-熱軋后復(fù)合板的鈦層與鋼層以直接結(jié)合的方式復(fù)合,界面呈平直狀,鋼層晶粒呈纖維狀。熱軋變形過程中界面空氣被排出,同時界面金屬破裂裸露出新鮮金屬,由于復(fù)合板界面兩側(cè)的鈦和鐵元素濃度呈階梯分布,在高溫軋制力的作用下相互擴散實現(xiàn)冶金結(jié)合,形成緊密的結(jié)合力。由于軋制變形較大,復(fù)合板鋼側(cè)晶粒沿著軋制方向被拉伸,呈細(xì)小的纖維狀。

4.2 XRD分析

鈦與鋼的相互擴散可能導(dǎo)致界面生成金屬間化合物[7,12-13],影響復(fù)合板結(jié)合性能。實驗采用XRD分析鈦-鋼爆炸壓接-熱軋復(fù)合界面是否有脆性相生成,結(jié)果如圖8所示。

圖8鈦-鋼復(fù)合板界面XRD圖譜

Fig.8X-ray diffraction patterns at the interfaces of Ti-steel clad plate

由圖8可知,復(fù)合板結(jié)合界面由Ti和Fe兩種基本相組成,無金屬間化合物生成。熱軋時界面兩側(cè)的鈦元素和鐵元素濃度呈階梯分布,導(dǎo)致金屬原子向濃度低的一側(cè)擴散,所以XRD分析時鈦側(cè)表面含有鐵元素。金屬原子適量的相互擴散有利于提高復(fù)合板界面結(jié)合質(zhì)量。

4.3 彎曲試驗

彎曲試驗可表征復(fù)合材料承受彎曲載荷時的表面狀態(tài),反映材料的塑性變形能力。根據(jù)NB/T 47002-2009《壓力容器用爆炸焊接復(fù)合板》,分別沿著燕尾槽截面方向(見圖1)和垂直燕尾槽界面方向各切割兩個彎曲試樣后,采用MTS-809萬能試驗機進行外彎和內(nèi)彎試驗,檢測鈦-鋼爆炸壓接-熱軋復(fù)合板承受彎曲荷載時界面結(jié)合質(zhì)量。彎曲試件尺寸為 (1.1+5.9) mm×10 mm×180 mm,測試條件與結(jié)果分別如表4和圖9所示。

由圖9可知,沿著橫向與縱向切割的試樣彎曲時均未發(fā)生分離或局部出現(xiàn)裂紋等現(xiàn)象,界面保持完好,表明爆炸壓接-熱軋法生產(chǎn)的鈦-鋼復(fù)合板冷加工彎曲性能良好。

表4鈦-鋼復(fù)合板彎曲實驗測試條件與結(jié)果

Table4Bending test conditions and results of Ti-steel clad plate

directionL/mmh/mmD/mmα/(°)bondingqualitytransverse1806．340150noseparationlongitudinal1806．340150noseparation

Note:Lis specimen length;his specimen thickness;Dis bend diameter;αis bending angle.

a. parallel to cross-section of dovetail grooves

b. perpendicular to cross-section of dovetail grooves

圖9彎曲試樣

Fig.9Bending specimens

5 結(jié) 論

(1) 間隙配合的鈦板與鋼板通過爆炸壓接-熱軋工藝得到尺寸7.0 mm×300 mm×750 mm的鈦-鋼復(fù)合板,其在燕尾槽的擠壓嚙合以及金屬間的相互擴散共同作用下實現(xiàn)冶金結(jié)合。

(2) 爆速為2530.5 m·s-1的蜂窩鋁結(jié)構(gòu)炸藥臨界直徑為9 mm。鋁蜂窩板可保證炸藥各位置厚度基本相同。

(3) 爆炸壓接鈦-鋼復(fù)合板界面出現(xiàn)5～45 mm的縫隙,而爆炸壓接-熱軋復(fù)合板實現(xiàn)冶金結(jié)合,界面結(jié)合質(zhì)量良好,無金屬間化合物生成。爆炸壓接-熱軋法生產(chǎn)鈦-鋼復(fù)合板比爆炸焊接法節(jié)約62.7%炸藥。

(4) 橫向和縱向試件彎曲時未出現(xiàn)分離,說明爆炸壓接-軋制鈦-鋼復(fù)合板具有良好的冷加工彎曲性能。

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