在阅读此文前，诚邀您点个“关注”，既方便您进行讨论和分享，又能带给您与众不同的参与感，感谢您的支持！文丨七号记编辑丨七号记我们研究了由12级钛、1级钛和SA516级70钢组成的三层爆炸焊接板的残余应力分布，并采用切片法和钻孔应变计法测量残余应力，原来，沿三层板的厚度，残余应力分布不均匀，近似为四次多项式。
在12级和1级钛层中观察到双轴压缩残余应力状态，其在1级钛和钢之间的界面附近变为拉伸类型，显微组织观察表明，在钛12层与钛1层的界面上存在绝热剪切带，观察到的残余应力分量的分布被冲击波现象的出现所证实。
在爆炸焊接过程中获得由SA516级70压力容器钢、钛级1和钛级12制成的三层组成的多层板，由于焊接材料的独特组合，关于爆炸焊接参数的细节是保密的，表中列出了所用焊接材料的化学成分和基本机械性能。
在哪里E是弹性模量，ν是泊松比，A是伸长率，Rp02是屈服强度，和Rm是抗拉强度，接合过程分两个阶段进行，在第一阶段，在70毫米厚的钢板上覆盖一层3毫米厚的1级钛。
而在第二阶段，厚度为9 mm的钛等级12被包覆到先前获得的双金属板上，所得的三层板和中间双金属板不进行任何热处理，最终金属板的尺寸和着火点的位置，使用由1级钛制成的中间层是因为12级钛的冷成型性低(延伸率约为20%)，不能直接焊接到钢上。
使用两种方法确定残余应力:第一种方法基于切片法，第二种是钻孔应变计法，对于切片方法的应用，三个样品都是从三层板上切下来的，P1、P2、P3、P4四个钻孔点的详细位置和切口方向A, B, C样品。
斑点的位置(P1、P2、P3、P4)有限，因为只有一小部分分配给机械试验，因此，选择的点位于为测试样品保留的区域之间的可用空间中，这两种方法都是基于残余应力的计算，残余应力是通过钻孔或切除材料的选定部分而释放的应变来表示的。
不同的方向A和B样本允许计算残余应力状态的两个分量，不同于样品A和b，样品C以研究其对释放应变分布的影响，热处理包括加热C在610°C下取样90分钟，然后在炉中以100°C/h的速度冷却至300°C，最后的冷却阶段在炉外进行，每一个A, B, C样品包含三层全厚度(70 + 3 + 9毫米)。
应用切片法测定残余应力的过程包括几个步骤:(1)测量由于薄片材料切片产生的释放变形A, B, C样品；(2)释放应变分量的计算；(3)残余应力分量的计算。
首先从切片上切下七片薄片A, B, C样品使用水射流来减少产生的热量，从钛等级12的表面开始切片，由于残余应力的松弛，切片变形，通过测量长度δ的变化来确定切片的变形L和偏转f，最初，使用卡尺来测量挠度f然后将切片拉直以确定长度变化δL。
样品和切片的方案xyz分配给的坐标系B样本(g1= 9毫米，g2= 3毫米，H= 82毫米)，照片的七张切片从B样品，初始长度L……的A, B, C样品，厚度h，伸长率δL，偏转f和弹性模量E在切下的切片中。
第二步，释放的轴向应变在切片截面上的分布是不均匀的，但它可以分解为均匀和不均匀部分，均匀部分由测量的长度变化δ表示L如下所示。
不均匀部分由测量的偏转来表示f，因为只有偏转f在计算非均匀应变分布时，需要做一些假设，假设非均匀分布沿z-消除轴向应变的方向不会改变x和y尺寸。
这一假设以及线性弹性梁理论和小应变状态导致轴向应变不均匀部分最大值的以下表达式。
对于每个切片获得了三个轴向应变释放值:一个在片材的中间，即，(varepsilon = Delta L/L)和两个在外表面上，基于等式3，所获得的轴向应变的离散值由四阶多项式近似，以获得应变分布的连续函数z-方向。
应变分布的连续函数对于残余应力的计算是必要的，图2给出了轴向应变释放后的离散和连续分布，为了A, B, C样品，此外，包含50%的未来观测预测的置信区间也被计算并呈现，离散值用误差线表示，误差线是用函数的全微分(3)，假设所有测量的误差等于0.05毫米。
然后是残余应力分量根据先前确定的轴向应变释放分布计算的，据推测，释放的轴向应变在A和B样品代表释放应变状态的分量，应用线弹性材料模型并假设平面应力状态。
钻孔应变计法是描述的一种标准方法，它包括在特殊应变计玫瑰花结的中心钻一个增量孔，在钻孔的每个步骤中，测量钻孔周围的应变变化，并将其视为松弛应力的指标。
在本研究中，选择了四个钻孔点，所应用的三元应变片玫瑰花形，根据ASTM (Ref31)具有以下特征:标称长度1.5毫米，宽度1.3毫米，外径9.5毫米，中心线直径5.14毫米，标称电阻120±0.5ω，标称系数2.0。
每个钻孔步骤的深度等于0.2 mm，直到最终深度等于2 mm，在每个步骤之后，在信号稳定之后测量三个方向上的应变，使用prox on BFW 40/E钻机钻孔，转速等于6000转/分，使用直径等于2毫米的面铣刀，使用参考资料中描述的计算程序31，残余主应力σ1, σ2和角度β最大主应力方向之间σ1和爆速。
随后切片(B1、B3、B4和B6)的精选显微，观察到的显微照片平面与yz，12级钛的微观结构(B1和B3切片)沿着板厚度直到与1级钛的界面附近没有显著变化。
12级钛显微组织的可察觉的各向异性是由冷轧工艺引起的，切片B4的显微照片代表1级钛中α相的等轴(沿整个厚度)晶粒，SA516级70钢制成的切片B6具有典型的铁素体-珠光体组织。
切片显微结构的比较B未经热处理的样品C热处理后的样品显示没有显著差异，显然，用于使界面附近强烈变形的钛晶粒再结晶的温度为610℃的典型热处理温度太低，不足以显著改变12级钛和1级钛的等轴晶粒的微观结构。
微观结构在Ti等级12/Ti等级1和Ti等级1/SA516等级70钢之间的界面，观察到的12级钛/1级钛界面具有不规则特征，与钛-钢界面的特征波形相反，从界面直到大约200微米的区域中的钛等级12的微观结构发生了很大的变形。
作为冷轧过程结果的特征性各向异性微结构旋转约21°o在离界面大约100微米的距离处，并且旋转角度在界面处增加到几乎90°，这种相当大的变形部分是由于绝热剪切带的形成。
绝热剪切带是热传输受限的高速率下大变形微结构的特征，它们经常在经受爆炸焊接的钛合金中观察到或其他动态过程。
透射电子显微镜(TEM)观察揭示了等轴和针状晶粒的存在(图，11)在取自板表面附近的钛等级12的样品中，观察到的等轴晶粒的尺寸约为2微米，针状晶粒的宽度约为0.2 μm，显示出不规则且细长的微观结构，具有尺寸约为0.4微米的精细晶粒。
通过切片法获得的轴向应变释放量的分布显示了一个相似的趋势A, B, C样品最高的正应变值记录在钛等级12层的中间，从这个位置开始，应变沿着厚度减小，在钛1级层中跨过零值，并在离板表面约16-17 mm处达到最小负值。
样品A和B具有垂直对称轴且未经过热处理的样品显示出几乎相同的释放应变分布，应力释放后的应变分布C经受热处理的样品的特征在于更多的极值，应变范围C样本等于0.0031，而在A和B样本数等于0.002。
应力释放后的应变分布近似于四阶多项式函数A和B样本提供了残余应力分量分布的计算，我们可以观察到残余应力因挠曲而松弛f比拉伸释放的残余应力δ低几倍L。
通过钻孔应变计法在所有四个点上确定的主残余应力给出了范围为MPa的负值，这些值代表了沿12级钛钻孔深度(2 mm)的平均残余应力，结果值对应于通过切片方法获得的负值。
然而，它们比使用切片方法提供的值低大约100-200 MPa，这种差异可以用残余应力因伸长δ而松弛的事实来解释L(分段法)代表长度上的平均值L，价值观念在切片的末端等于零。
因此，在切片中间，残余应力可以接近通过钻孔方法获得的值，我们还必须注意，钛合金采用的相对较低的转速，即6000转/分，可能会导致残余应力高估约19%。
以前的型号没有考虑在高应变率下发生的效应，根据Weertman，平行于冲击波阵面方向的总应变必须等于零，它是拉伸塑性应变和弹性流体静压应变的总和，在这种情况下，冲击波的