TiNi合金/Q235鋼爆炸復合界面微觀結(jié)構(gòu)特性及其演化

周 恒，馬宏昊,2，沈兆武，楊 明，徐俊峰

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

TiNi合金由于其獨特的形狀記憶效應(yīng)、偽彈性效應(yīng)及優(yōu)良的生物相容性等物理特性，在航空航天、海洋開發(fā)、機械儀器、生物醫(yī)療等多個領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景。由應(yīng)力誘發(fā)馬氏體相變獲得的相變超彈性亦使得TiNi合金表現(xiàn)出優(yōu)異的抗氣蝕特性[1-2]。這一特性使得其在液壓泵、水輪機等流體處理機械中獲得良好的應(yīng)用前景。但由于材料價格高昂及裝配需要，完全采用記憶合金制造大型部件是不切實際的。通常采用的做法是將其與基體材料(如Q235鋼)復合。然而，現(xiàn)有的熔化焊工藝，由于高量的熱輸入，會顯著影響母材的馬氏體相變特征，同時，通過該工藝制備的TiNi合金/Q235鋼復合材料，會在結(jié)合界面處形成連續(xù)熔化帶，大量脆性相(TiFe2、TiFe等)[3]的出現(xiàn)嚴重影響了TiNi合金與Q235鋼的界面力學性能，進而阻礙了其應(yīng)用。

爆炸焊接是一種能夠?qū)崿F(xiàn)大面積異種金屬復合的固相焊接技術(shù)，其利用炸藥爆轟能量加速復板，通過復板與基板發(fā)生高速斜碰撞，實現(xiàn)兩者之間的冶金結(jié)合。整個焊接過程持續(xù)時間極短，約為10-6s[4]，結(jié)合界面處來不及發(fā)生熱擴散及熱傳導，導致熱影響區(qū)域小，盡可能地保留了母材原有的物化特性。同時，碰撞時界面處發(fā)生的射流作用，使得兩種材料在焊接界面處呈現(xiàn)規(guī)律的波狀結(jié)合，其相較于平直界面，由于機械咬合作用的存在，呈現(xiàn)出更優(yōu)異的力學性能。因此，通過爆炸焊接工藝制備TiNi合金復合材料具有良好的應(yīng)用前景。S Belyaev等[5]采用爆炸焊接實現(xiàn)Ti48.5Ni51.5形狀記憶合金與AISI304不銹鋼復合，界面形貌顯示焊接質(zhì)量良好。顯微硬度和能譜研究表明，在沖擊載荷作用下產(chǎn)生的波狀變形和塑性變形導致了合金的非均勻硬化和部分馬氏體轉(zhuǎn)變的抑制。因而，對于焊接界面波紋的產(chǎn)生和發(fā)展過程的研究是十分必要的。

為了研究TiNi基復合材料在爆炸焊接過程中的界面演化機制，本文以TiNi合金/Q235鋼的爆炸復合為例，利用光學顯微鏡(optical microscope，OM)、掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)及能譜(energy dispersive spectrometer，EDS)分析了焊接界面處的微觀結(jié)構(gòu)特性及元素分布，并結(jié)合SPH數(shù)值模擬方法，重現(xiàn)了界面波的動態(tài)形成過程。同時，通過開展拉伸、壓剪力學性能測試，分析了界面的結(jié)合強度。

1 爆炸焊接實驗

爆炸焊接實驗采用平行焊接布置。復板選用150 mm×100 mm×2 mm Ti質(zhì)量分數(shù)50.8%的TiNi合金板，基板為200 mm×150 mm×10 mm的Q235鋼，材料成分如表1所示。炸藥選用爆速約為2 500 m/s的乳化炸藥，密度0.85 g/cm3，裝藥厚度10 mm。炸藥上部覆蓋12 cm厚膠體水層，以削弱空氣稀疏波影響，降低炸藥用量[6-7]。膠體水由1%高吸水性樹脂(SAP)和99%水混合而成，密度為0.97 g/cm3。基復板間間隙為10 mm。實驗布置如圖1所示。爆炸焊接參數(shù)如表2所示。

表1 材料成分

圖1 TiNi合金/Q235鋼復合板爆炸焊接實驗布置Fig.1 Parallel arrangement of TiNi alloy/Q235 steel explosive welding

表2 爆炸焊接參數(shù)

焊接結(jié)束后，沿爆轟波傳播方向，在結(jié)合界面處切取金相樣品。打磨拋光后，使用4%硝酸乙醇腐蝕。采用OM觀察結(jié)合界面的波形；利用能譜分析獲取渦旋區(qū)元素分布及組成；準靜態(tài)拉伸實驗和壓剪實驗表征力學性能。拉伸試樣尺寸和壓剪夾具分別如圖2和圖3所示。

圖2 拉伸試樣的尺寸Fig.2 Dimensions of the specimens for tensile test

圖3 剪切試驗夾具Fig.3 Shearing test fixture

2 焊接參數(shù)計算及校驗

考慮TiNi合金較低的沖擊韌性，為保障焊接過程中復板不出現(xiàn)脆斷，合理的焊接參數(shù)設(shè)計是必要的。

對于平行法爆炸焊接，復板碰撞速度vp、碰撞點移動速度vc和動態(tài)碰撞角β是影響焊接效果的關(guān)鍵參數(shù)。這3個參數(shù)滿足幾何關(guān)系式(1)，因而其中只有2個是獨立的。任意2個參量之間構(gòu)成的爆炸焊接參數(shù)平面中的可焊接區(qū)稱為爆炸焊接窗口[8-9]。本文選用碰撞點移動速度和復板碰撞速度來構(gòu)建爆炸焊接窗口，相應(yīng)計算方法參考文獻[10-11]，計算所需材料特性參數(shù)如表3所示。

(1)

由于炸藥上部含有覆蓋層，傳統(tǒng)爆炸焊接碰撞速度預(yù)測公式不再適用，本文采用Fils[12]給出的復板速度位移關(guān)系(式2)計算碰撞速度。

(2)

式中：x0為炸藥厚度，10 mm；x1為基復板間間隙，10 mm；vp為碰撞速度；vpg為格尼速度，由式(3)計算[13]。

(3)

式中：E為炸藥格尼能；N為覆蓋層質(zhì)量；C為炸藥質(zhì)量；M為復板質(zhì)量。A由下式計算：

(4)

(5)

式中：γ為爆炸產(chǎn)物的多方指數(shù)，對于乳化炸藥取2.5；vd為炸藥爆速，2 500 m/s。

依據(jù)式(2)～式(5)，計算碰撞速度vp=580 m/s。平行法爆炸焊接碰撞點移動速度vc等于炸藥爆速vd，2 500 m/s。再由式(1)可計算出碰撞角度β=13.32°。

表3 基板和復板材料參數(shù)

計算得到TiNi合金/Q235鋼的爆炸焊接窗口和實驗參數(shù)如圖4所示，圖中五星點為實驗參數(shù)在窗口中的位置。五星點靠近碰撞速度下限，預(yù)計能夠獲得良好的焊接效果。

圖4 TiNi合金/Q235鋼爆炸焊接窗口和實驗參數(shù)Fig.4 Welding window of TiNi alloy /Q235 steel for explosive cladding with selected parameters

3 SPH模擬

由于爆炸焊接過程歷時極短，現(xiàn)有實驗技術(shù)難以捕捉實驗細節(jié)。為了研究焊接過程中界面的演化過程，采用SPH方法對爆炸焊接過程進行模擬。為了節(jié)省計算時間，提高計算效率，計算模型的尺寸設(shè)置為20 mm×2 mm(見圖5)。粒子尺寸10 μm，模型總粒子數(shù)為70萬個。

圖5 爆炸焊接數(shù)值模擬SPH模型Fig.5 SPH model setup for an explosive welding simulation

在碰撞過程中，界面材料處于大變形、高應(yīng)變率以及高溫高壓等極端環(huán)境，因此基復板均采用Johnson-Cook本構(gòu)方程和Mei-Grüneisen shock狀態(tài)方程。

Johnson-Cook本構(gòu)方程適用于高應(yīng)變率模擬，方程表示如下:

(6)

(7)

表4 Johnson-cook本構(gòu)方程的材料參數(shù)

Mei-Gruneisen shock方程同時考慮了應(yīng)變率效應(yīng)和應(yīng)變硬化效應(yīng)：

p=pH+Γ0ρ0(e-eH)

(8)

Γ0ρ0=Γρ=Const

(9)

(10)

(11)

(12)

式中：Γ0為Grüneisen系數(shù)；p為壓力；e為內(nèi)能；c0為體積聲速；s為材料參數(shù)，狀態(tài)方程方程參數(shù)如表5所示。

表5 Mei-Grüneisen shock方程材料參數(shù)

4 結(jié)果與討論

4.1 界面形貌與模擬結(jié)果

由TiNi合金/Q235鋼爆炸復合板焊接界面形貌和SPH模擬結(jié)果(見圖6)可知，復合板焊接質(zhì)量良好，界面呈現(xiàn)出規(guī)則的波形結(jié)合。周期性波紋的波長和幅值分別為400 μm和120 μm。數(shù)值模擬結(jié)果界面形貌以及波紋的特征尺寸均與實驗結(jié)果有著顯著的一致性。數(shù)值計算結(jié)果中界面波形的平均波長為380 μm，幅值平均116 μm，與實驗結(jié)果吻合良好。波狀界面是獲得優(yōu)質(zhì)焊接質(zhì)量的重要保證，相較于平直狀結(jié)合界面，波狀界面顯著提高結(jié)合面積，增大力學咬合作用，從而有效提升界面結(jié)合強度。

圖6 TiNi合金/Q235鋼爆炸復合板界面形貌與模擬結(jié)果Fig.6 Interface morphologies of TiNi alloy/Q235 steel explosive composite plate and simulation results

從圖6a中可以觀察到，熔化區(qū)分布在波兩側(cè)，內(nèi)部有裂紋，但封閉在熔化區(qū)內(nèi)部。由TiNi合金/Q235鋼界面溫度分布云圖(見圖7a)，可以看到，TiNi合金與Q235鋼界面有一條極窄的高溫帶。圖中紅色粒子溫度超過了TiNi合金和Q235鋼的熔化溫度，最高達到2 000 K，形成局部熔化區(qū)，熔化區(qū)位置與實驗結(jié)果相一致。焊接過程中，基復板高速斜碰撞，界面材料相互摩擦、絕熱剪切、動能沉積，導致局部區(qū)域溫度迅速累積，形成熔化區(qū)。隨后，熔化區(qū)域受到105～107K/s數(shù)量級的極高冷卻速率[14-15]，極易形成冷卻孔洞和脆性金屬間化合物[16-19]，這為裂紋的產(chǎn)生提供了條件。裂紋的數(shù)量和大小可以通過降低焊接能量來減小，但由于TiNi合金超彈性，焊接過程中會儲存相當?shù)哪芰浚也灰装l(fā)生塑性變形，焊接能量過低會導致焊接失效。圖6中觀察到的裂紋均是孤立的，且沒有向基體材料擴展的趨勢，這表明焊接質(zhì)量可以接受。

由圖6b可以觀察到，因基復板高速斜碰撞，而在碰撞點前形成金屬射流。金屬射流由基復板粒子共同組成，能去除焊接面表面的氧化膜和雜質(zhì)，為焊接提供良好的材料基礎(chǔ)。由TiNi合金/Q235鋼界面溫度場分布云圖(見圖7a)可以看到，射流溫度達到2 300 k，這表明大量的熱量隨著射流的噴射被帶走，減少了熱影響區(qū)域的寬度和脆性金屬間化合物的形成，射流的存在是形成高質(zhì)量結(jié)合的必要條件。

由于TiNi合金有著優(yōu)異的耐腐蝕性，圖6中腐蝕痕跡僅能在Q235鋼側(cè)觀察到。從基板中心區(qū)域至界面，塑性應(yīng)變顯著增加。在靠近界面處，鐵素體晶粒明顯沿著波的輪廓線被拉長。TiNi合金/Q235鋼界面塑性變形云圖(見圖7b)分布特征與溫度場類似，沿著波狀界面存在一條明顯的塑性應(yīng)變帶，最大塑性應(yīng)變達到4.5，這與實驗結(jié)果一致。受TiNi合金超彈性和相變塑性的影響，TiNi合金側(cè)塑性應(yīng)變小于Q235鋼一側(cè)。由TiNi合金/Q235鋼界面壓力分布云圖(見圖7c)可知，碰撞點壓力最高達到8 GPa，遠遠超過了母材的屈服強度。這為界面產(chǎn)生強烈的塑性流動提供了條件。

4.2 波狀界面和渦旋的形成過程

模擬結(jié)果對界面特征的準確再現(xiàn)表明，模擬中的粒子運動較為完整地描述了焊接界面物質(zhì)的真實運動。因此，為了理解波狀界面和渦旋的形成過程，有必要對模擬中的粒子運動進行詳細觀測，粒子速度矢量及溫度場如圖8所示。

注：紅色粒子代表其溫度超過基復板材料熔點。圖8 粒子速度矢量及溫度場Fig.8 Particle velocity vector and temperature field

由圖8可知，碰撞點附近的壓力十分高，材料呈現(xiàn)流體性態(tài)。圖8a中，射流向下侵徹基板，使其形成一個凹陷。此時射流被分為主射流和再入射流。基板受到強烈的擠壓和剪切作用，靠近表面的薄層材料被剪斷，并沿著剩余部分滑動，補充射流。而剩余部分受擠壓和剪切，在射流之前被推積成駝峰。金屬粒子的噴射受到突起的阻礙，向上卷曲射向復板，并在卷曲處形成空腔(見圖8b)。隨著射流侵徹復板，駝峰逐漸增長，卷曲形成的空腔逐漸閉合。射流侵徹復板后再次被分為主射流和再入射流。當碰撞點移動到駝峰頂部，駝峰在高壓和再入射流的沖刷下被壓扁和拉長成為波峰。原駝峰熔化帶內(nèi)熔融物質(zhì)亦被高壓擠壓至波峰兩旁。圖8g中觀察到原本厚度均勻的熔化帶向左側(cè)突出，被向左側(cè)擠壓的熔化物質(zhì)堆積形成較大的熔化區(qū)。可以注意到，此時波峰左側(cè)原有熔化帶內(nèi)部粒子仍留有較高速度(見圖8g)，因而與主射流發(fā)生強烈機械“攪拌”，進而形成渦旋區(qū)。原本較寬的融化帶逐漸收縮，熔融物質(zhì)不斷積聚于渦旋區(qū)。

數(shù)值計算模擬的波狀界面的形成過程與Bahrani 刻入機理[20]對波狀界面形成的描述是基本吻合的。但由于模型本身的局限性，無法模擬碰撞界面粒子流動狀態(tài)，因而未能精確描述渦旋區(qū)內(nèi)部粒子的強烈攪拌。

4.3 EDS分析

為了揭示界面處化學元素的分布，對TiNi合金/Q235鋼2處界面(見圖9a)進行了EDS分析。根據(jù)EDS面掃描圖譜(見圖9b和圖9c)顯示，熔化區(qū)和母材之間界面清晰，這表明熔化區(qū)和基復板之間的化學成分存在較大差異。熔化區(qū)內(nèi)由Ti-Ni-Fe元素共同組成，且元素分布非常均勻。

線掃描(見圖10，掃描位置為圖9c中a-a’處)結(jié)果也證實了這一點，圖10中，Ti、Ni和Fe在熔化區(qū)內(nèi)的分布相當恒定，呈現(xiàn)平臺狀。而在熔化區(qū)與母材邊界處，成分發(fā)生跳躍式劇烈變化，這揭示了熱擴散并非形成物質(zhì)最終分布的主要原因，熔化區(qū)內(nèi)部發(fā)生過劇烈的機械攪拌。用點掃描法對熔融區(qū)化學成分進行了定量分析，掃描結(jié)果如表6所示。

圖9 EDS面掃描Fig.9 EDS mapping near the interface

圖10 線掃描結(jié)果Fig.10 Line scan results

表6 熔化區(qū)內(nèi)部及界面附近EDS點掃描結(jié)果

根據(jù)表6的點掃描結(jié)果，熔合區(qū)平均相為Ti0.32Ni0.30Fe0.38，根據(jù)Ti、Ni、Fe三元相圖[21]，確定熔化區(qū)內(nèi)脆性金屬間化合物為主要為Fe2Ti和Ni3Ti。結(jié)果表明:渦流附近的圓周運動和強烈的攪拌使金屬粒子強烈混合，最終導致渦流熔化區(qū)Ti、Ni和Fe的分布十分均勻。

4.4 力學性能分析

實驗用母材Q235鋼和TiNi合金的抗拉強度分別為400 MPa和1 030 MPa。從TiNi合金/Q235鋼復合板應(yīng)力應(yīng)變(見圖11)可以看出，復合板抗拉強度約為683 MPa，延伸率達到15%。復合板抗拉強度的上升主要原因是爆炸焊接過程中的高速斜碰撞使得界面材料產(chǎn)生強烈的塑性變形，使得材料馬氏體相變受到嚴重影響。

圖11 TiNi/Q235復合板應(yīng)力應(yīng)變Fig.11 Stress-strain of TiNi/Q235 composite plate

由壓剪的載荷位移(見圖12)可以看到剪切面的波紋，剪切面積為12 mm×3 mm，由式(13)計算得剪切強度為291 MPa。其中，Q235鋼抗剪強度為180 MPa，TiNi合金屈服強度為255 MPa，界面剪切強度大于母材剪切強度。壓剪實驗夾具有助于忽略母材強度影響。這證實雖然熔化區(qū)內(nèi)部存在少許孤立裂紋，但對界面結(jié)合強度影響較小。

(13)

式中：Fmax為最大載荷；S為剪切面積。

圖12 壓剪實驗載荷位移Fig.12 Load-displacement of shear test

5 結(jié)論

1)利用爆炸焊接技術(shù)獲得的TiNi合金/Q235鋼復合板，呈現(xiàn)出良好的焊接質(zhì)量，且由于規(guī)則波狀結(jié)合界面的存在，界面的力學強度可靠，復合板抗拉強度為683 MPa，界面剪切強度為291 MPa。

2)SPH模擬結(jié)果表明，在射流裹挾及碰撞點高壓的擠壓下，原本相對較寬的熔化層物質(zhì)向波紋兩側(cè)運動。侵入界面的熔融物質(zhì)積聚形成熔化區(qū)。

3)對模擬中粒子速度追蹤觀測可發(fā)現(xiàn)，波紋側(cè)面熔融物質(zhì)在碰撞點離開后仍保留較高速度，與主射流裹挾的波峰處熔融物質(zhì)運動相向，在熔化區(qū)內(nèi)部產(chǎn)生圓周運動和強烈的攪拌作用，使得熔化區(qū)內(nèi)元素分布十分均勻。