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doi10. 3969/ j. issn. 1001-8352. 2018. 06. 002 基于爆炸焊接技术对磨损失效轧辊的修复研究 ❋ 王宇新① 李晓杰① 王小红① 闫鸿浩① 范述宁② ①大连理工大学工程力学系辽宁大连,116024 ②太原钢铁集团有限公司复合材料厂山西太原,030003 [摘 要] 为了提高轧辊的修复质量和降低工艺成本,采用爆炸焊接技术对磨损失效的轧辊进行修复,在轧辊基 体上爆炸复合耐磨性和强度较好的金属管,对轧辊进行修复。 本文中,基于爆炸焊接理论分析、数值计算和实验开 展轧辊修复的研究,并在连轧生产线上实际运行检验。 与堆焊技术修复的轧辊相比,采用爆炸焊接技术修复的轧 辊耐磨性和抗腐蚀性都比较高。 [关键词] 爆炸焊接;轧辊修复;复合管;焊接窗口 [分类号] TG456. 6 Study on Repair of Worn Roller Using Explosive Welding Technology WANG Yuxin①, LI Xiaojie①, WANG Xiaohong①, YAN Honghao①, FAN Shuning② ① Department of Engineering Mechanics, Dalian University of Technology Liaoning Dalian, 116024 ② Composite Material Factory, Taiyuan Iron ＆ Steel Group Co. , Ltd. Shanxi Taiyuan, 030003 [ABSTRACT] Explosive welding technology was used for the repair of roller failed by wearing to improve the quality and cut cost. The roller was repaired by blast cladding high strength metal pipe with good wear-resistance. Research for roller repairing was carried out based on the theoretical analysis of explosive welding, numerical calculation and experiments. The repaired roller was successfully tested on a continuous casting production line. Compared with that repaired by hard-facing, the roller repaired by explosive welding has higher wearing and corrosion resistance. [KEYWORDS] explosive welding; repair of roller; clad pipes; explosive welding window 引言 在钢铁企业的连续轧制生产线设备中,轧辊是 重要部件,经过长时间作业后,轧辊除了由于冷热交 替作用导致表面材料发生龟裂外,还会在轧制生产 过程中受到周期性挤压摩擦力和液体腐蚀的作用, 致使轧辊工作面发生磨损,甚至出现表层材料破损 和剥落的现象,这也是轧辊磨损失效的主要形式。 对于磨损失效的轧辊需要重新修复才能再次使用, 传统的轧辊修复技术有热喷涂技术[1]、激光表面熔 覆技术[2]和堆焊技术[3]等几种方法。 堆焊技术被 广泛地用于轧辊修复,但是堆焊工艺实施比较复杂, 生产效率不高,轧辊表面堆焊层容易产生气孔、夹渣 以及焊瘤等缺陷。 为了解决传统轧辊修复技术所遇到的问题,笔 者采用爆炸焊接技术对磨损失效轧辊进行修复。 轧 辊爆炸焊接修复属于圆管爆炸复合技术。 史长根对 复合轧辊爆炸焊接做了初步实验,并给出了基本的 爆炸焊接技术方案[4];太原钢铁公司复合材料厂也 采用爆炸焊接技术对磨损失效轧辊做了尝试性的实 验研究。 尽管取得了一些成果,但是要实现大批量 修复和达到企业生产标准,还要从理论计算和实验 分析等方面开展研究。 本文中,基于爆炸焊接理论、爆炸焊接窗口、软 件数值计算和实验研究对磨损失效轧辊的爆炸焊接 修复提出比较完善的技术工艺方法。据此,不仅可 以提高轧辊修复效率和降低加工成本,还通过理论 计算与实验研究相结合,应用爆炸焊接技术对连轧 第 47 卷 第 6 期 爆 破 器 材 Vol. 47 No. 6 2018 年 12 月 Explosive Materials Dec. 2018 ❋ 收稿日期2018-07-24 基金项目国家自然科学基金资金资助项目11672067 作者简介王宇新1972 － ,男,博士,副教授,从事爆炸冲击动力学研究。 E-mailwyxphd＠ dlut. edu. cn 通信作者李晓杰1963 － ,男,博士,教授,从事爆炸冲击动力学研究。 E-maildalian03＠ qq. com 生产线上磨损失效的轧辊实现批量修复,这也是爆 炸焊接理论与技术在轧制行业中新的应用与拓展。 1 爆炸焊接初试分析 为了研究轧辊爆炸焊接修复技术,太原钢铁集 团有限公司复合材料厂对连轧生产线上常用的轧辊 进行初试实验。 爆炸焊接实验用的轧辊规格有两 种一种是外径 294 mm、长度 580 mm、中间为直径 90 mm 通孔的冷轧辊;另外一种是外径 310 mm、长 度 880 mm、中间为直径 95 mm 通孔的热轧辊。 轧 辊的基体材料均为 42CrMo,轧辊表面耐磨材料是通 过堆焊包覆厚度5 mm 的1Cr13Ni4Mo。 当轧辊运转 工作一段时间以后发生磨损,通常的修复方式是在 轧辊表面重新堆焊一层 1Cr13Ni4Mo 材料。 堆焊技 术的修复周期较长,成本较高。 为了摸索轧辊的爆 炸焊接修复技术方法,先对外径 294 mm、长度 580 mm 的轧辊进行初试。 复合管材料采用厚度 4 mm 的 3Cr13,轧辊表面做车削加工,车削厚度为 3 mm 左右。 炸药组分为粉状铵油,爆速为 3 000 m/ s,复 合管与轧辊同轴装配,轧辊表面与复合管内壁间距 为1. 0 mm。 装药圆筒采用厚度 2 mm 的透明聚乙烯 塑料,塑料卷成直径为 400 mm 的圆筒。 为了保证 装药密度均匀,铵油炸药需要沿着轴线方向环形均 匀地向塑料圆筒中自然散落装药,装药厚度 50 mm。 起爆雷管采用电雷管,置于轧辊顶端中心位置。 表 观检测轧辊底端复合管材料出现断裂,两端轴头出 现裂纹,沿着轧辊长度方向出现颈缩现象,从中间位 置向两端测量外圆直径,尺寸逐渐缩小而呈现鼓形, 最大尺寸差达到 5 mm,经无损检测,发现存在很多 大小面积不等的不复合区,见图 1 所示。 图 1 磨损失效轧辊初次爆炸焊接实验 Fig. 1 The preliminary explosion welding experiment for worn roller 轧辊爆炸复合要求复合率在 95％ 以上,复合界 面剪切强度大于 240 MPa。 从爆炸焊接实验整体情 况看,初次实验的轧辊颈缩尺寸公差和复合率都不 满足技术要求,需要在爆炸焊接装配工艺和技术参 数上加以改进。 从实验的表观分析以及对复合界面 进行检测的结果来看,存在的问题及原因如下 1轧辊爆炸焊接后出现较多面积不等的不复 合区块,主要由于旧辊表面材料即使经过车削加工, 原有的堆焊材料仍然有部分存在,并且在不同区域 的残留厚度也不同,导致旧辊表面材料成分和硬度 分布不均匀,并且残留的堆焊材料硬度要比轧辊基 体材料硬度高很多。 如果按照轧辊基体材料计算爆 炸焊接窗口下限,那么得到的焊接下限数值就偏小, 从而出现未复合区块大小不等的现象。 为此,对轧 辊基体材料沿着轴向长度方向选择了 8 个点进行布 氏硬度检测,硬度测量值如表 1 所示。 表 1 轧辊基体表面硬度测量 Tab. 1 Hardness measurement on the surface of roller matrix 测点1＃2＃3＃4＃5＃6＃7＃8＃ 硬度292274286315290278270282 2轧辊复合管材料表面出现断裂,由于 3Cr13 属于耐磨不锈钢材料,在使用供态进行爆炸复合时 容易出现裂纹,需要在爆炸焊接之前做退火热处理, 退火之后进行布氏硬度检测,硬度测量值见表 2。 表 2 复合管材料硬度测量 Tab. 2 Hardness measurement of compound pipe material 测点1＃2＃3＃4＃5＃6＃7＃8＃ 硬度232226230260227260225236 3轧辊爆炸复合后出现颈缩和两端轴头断裂 现象,两端直径大小相差 5 mm,主要是由于对轧辊 和两端轴头部位未采取保护措施和炸药厚度偏大, 从而导致轧辊基体变形较大。 根据初次轧辊修复的爆炸焊接实验结果,需要 重新制定爆炸焊接工艺参数和轧辊爆炸焊接修复的 结构装配工艺,才能保证磨损失效轧辊的修复质量。 2 理论计算 为了保证磨损失效轧辊爆炸焊接修复质量和满 足连轧生产线的运转性能,在爆炸焊接实验之前,还 需要进行理论分析和数值计算才能确定合理的爆炸 焊接技术参数。 虽然依靠多次实验也可以摸索出适 当的爆炸焊接参数,但是这可能会耗费更多的时间 和成本。 理论计算主要包括轧辊基体材料 42CrMo 与复管材料 3Cr13 的爆炸焊接窗口、在滑移爆轰载 荷作用下的复板飞行姿态、复板与基板的间距以及 炸药的调配参数等。 92018 年 12 月 基于爆炸焊接技术对磨损失效轧辊的修复研究 王宇新,等 2. 1 计算爆炸焊接窗口 爆炸焊接窗口是指两种不同金属爆炸焊接的可 焊参数范围,爆炸焊接窗口包括流动限、上限、下限 和声速限 4 个参数,由此绘制出 4 条直线或曲线构 成的封闭区域来确定不同金属爆炸焊接的可焊参数 范围。 爆炸焊接窗口一般采用半圆柱法、台阶法和 小倾角法等实验方式来确定,随着爆炸焊接理论研 究深入,将实验与理论计算相结合,同样可以确定不 同双金属的爆炸焊接窗口[5-8]。 关于双金属焊接窗口 4 个参数的理论计算方 法,李晓杰等[7,9-10]做了很多研究工作,并给出了相 应的理论计算公式。 本文中,公式里参数下标 1、2 表示基板和复板。 1焊接下限基板与复板的碰撞速度 vp必须大 于最小速度 vp,min,这样复合界面才能形成金属微射 流,焊接下限计算公式为 vp,min＝ Kc Hv ρ 。1 式中Hv为维氏硬度;Kc为系数,其值与金属界面粗 糙度与射流厚度的比值有关,通常取值在 0. 6 1. 2 之间,对于板厚超过 5 mm 的爆炸焊接,金属射流能 减小复合界面粗糙度的影响, Kc一般可以取 0. 6。 ρ 为基板、复板中密度较小的金属板材的密度。 2流动限复板与基板的碰撞点移动速度要大 于最小数值 vc,min,否则在复合界面碰撞点不能产生 射流。 流动限是界面碰撞点形成射流的重要条件, 即要形成足够的驻点压力,使得碰撞点处金属发生 熔化和塑性流动,通常驻点压力要大于材料静态屈 服强度 σb的 10 倍以上。 在爆炸焊接实验中,驻点 压力取强度较大、密度较小的金属材料作为判别条 件,其计算公式为 vc,min＝2. 0Kv maxσb1,σb2 minρ1,ρ2 。2 式中Kv为流动限系数。 3声速限复板与基板的碰撞点移动速度小于 材料声速才能形成射流,因此炸药爆速要小于材料 声速。 双金属爆炸焊接取两种材料较小声速作为对 vc的限制,声速限计算公式为 vc ,max＝ minc01,c02 。3 4焊接上限焊接上限是用界面材料发生塑性 流动所沉积的最大能量来衡量的,当复板与基板碰 撞动能过大时,造成复合界面处材料塑性变形的沉 积能量过高,当冲击载荷卸载以后,界面材料仍然处 于热软化或者熔化状态,会导致复合界面过熔而发 生开裂,根据碰撞界面材料传热理论,对复板与基板 的冲击动力学行为、能量沉积和传热过程进行计算, 据此推导出焊接上限计算公式为 vp,max＝ f vc 1 ＋ ρ1h1 ρ2h2 4 min1,h2c01 h2c02 h1 。4 式中h1和 h2为基板和复板厚度;f 是与材料有关 的实验系数,对于大部分金属材料取 0. 039。 基于以上爆炸焊接窗口理论,首先对磨损失效 轧辊的爆炸焊接窗口进行计算,轧辊基体材料为 42CrMo,复合外管材料为 3Cr13,在确定这两种金属 材料的爆炸焊接窗口之前,需要通过实验测试材料 性能参数,包括材料强度、硬度、密度、材料声速等, 见表 3。 表 3 42CrMo 与 3Cr13 材料性能 Tab. 3 Material properties of 42CrMo and 3Cr13 参数42CrMo3Cr13 密度 ρ/ kgm －3 7 8507 750 布氏硬度177152 屈服强度 σb/ MPa762540 材料声速 c/ ms －1 5 1965 315 表面系数 Kc0. 60. 6 强度系数 KV1010 厚度 H/ mm1024 由于磨损失效的轧辊表面车削后,仍然残留一 定厚度的堆焊材料 1Cr13Ni4Mo,轧辊表面硬度分布 不均,如果按照轧辊基体材料硬度计算下限来设计 爆炸焊接参数,则会出现在初次实验中多块未复合 区的现象。 要对轧辊的车削表面进行多区域和多点 测试,正如表 1 所测量的轧辊表面硬度,最大布氏硬 度为 315,最小布氏硬度为 270。 那么,确定轧辊 42CrMo 和复合管 3Cr13 的爆炸焊接窗口就需要按 照轧辊表面的最大硬度来计算。 本文中,应用自主 研发的爆炸焊接工程分析软件 EWCAE 计算这两种 金属的爆炸焊接窗口曲线[9],见图 2。 图 2 中,vp为复板与基板在界面碰撞点处冲击 速度,vd为炸药爆轰速度,42CrMo 与 3Cr13 爆炸焊 接下限计算结果为 vp,min＝ 368 m/ s;按上限函数曲 线,爆炸焊接上限随着爆速增加而减小;爆炸焊接通 常采用粉状铵油炸药,炸药爆速选择必须大于流动 限并且小于声速限。 基于工程实际经验,壁厚 4 mm 的 3Cr13 作为复合圆管,在调配炸药爆速时可以偏 高一些。 为了避免和减小轧辊结构变形,尽可能地 减小炸药装药厚度,炸药爆速可以调制在 2 800 m/ s 左右,装药厚度为35 40 mm。根据图2爆炸焊接 窗口曲线可知,复板与基板的碰撞点速度应该选择 01 爆 破 器 材 第 47 卷第 6 期 万方数据 图 2 42CrMo-3Cr13 爆炸焊接窗口曲线 Fig. 2 Explosive welding window using 42CrMo-3Cr13 在靠近焊接下限,即复管与轧辊表面的碰撞点速度 vp在 400 450 m/ s 之间比较合理。 2. 2 复管二维飞行姿态计算 在确定了双金属材料的爆炸焊接窗口后,还要 设计复合管内壁与轧辊外圆表面的间距,即选择合 适的炸高,炸高大小需要根据复管与轧辊工作面的 碰撞点速度来确定,为此可以通过计算复管二维飞 行姿态来获得这个参数。 从双金属爆炸焊接理论可知,当炸药起爆后达 到稳定爆轰状态时,复管在滑移爆轰压力的碾压作 用下,处于爆轰波阵面的复管会发生弯折,复管以弯 折角 θ 高速碰撞基管,随着滑移爆轰过程不断地向 前推进,复管所呈现的飞行姿态见图 3,该二维模型 同样适用于圆管爆炸焊接计算。 图 3 滑移爆轰压力作用下复管二维飞行姿态 Fig. 3 Flight attitude of compound pipe under slipped detonation load 复管飞行姿态包括轴向与径向的位移、碰撞弯 折角 θ 和在不同时刻径向位移的碰撞点速度 vp。 计 算复管飞行姿态可以应用半解析法的列契特公式和 特征线法,这两种方法都能比较准确地计算复管飞 行姿态 [10]。 本文中,应用特征线法计算在滑移爆 轰载荷作用下的复管飞行姿态,根据数值计算结果, 可以得出复管在不同轴向位移和时刻下的爆轰压 力、碰撞点速度和径向位移等参量,基于这些参量和 焊接窗口计算结果,就能得出复管与轧辊基体爆炸 焊接应该选择的炸高范围。 特征线法求解复管二维飞行姿态通常使用二分 法求反函数,然后再利用插值方法校正每次的迭代 计算,利用每一步的迭代计算就可以得到复管径向 飞行速度、轴向位移及径向位移、径向位移与碰撞点 速度、轴向位移与碰撞点速度的数值关系。 特征线 法计算坐标系处于爆轰波头上,即图 3 的 A 点作为 移动坐标系原点,未起爆的炸药以与爆速相同的滑 移速度通过爆轰波阵面 OA,进入到爆轰产物区,曲 线 OC 呈现了复管在飞行过程中的位移变形,曲线 AH 为爆轰产物飞散边界面,这两条曲线与轴向直线 的倾角分别用 θ1＝ θ1x、θ2＝ θ2x 表示。 爆轰产物可以看做为定常无黏二维流体,并满 足等熵方程,等熵方程的压力、内能、声速和马赫数 都是关于密度的函数,这样就变成定常无黏平面超 声速流问题,完全能应用特征线法求解爆轰产物区 的运动,基于气体运动方程求解,同时做无量纲化处 理,得到下列方程组[11] dy dxⅠ,Ⅱ ＝ tanθ α; dθ ＝ dvρ; 1 Ma ＝ sinα; di ＝ dp ρ 。 5 式中v 为密度 ρ 的函数;θ 为质点速度与 x 轴的夹 角,以逆时针方向为正;vρ为普朗特-迈耶函数; Ma 为马赫数;上述无量纲化方程组都是以密度为基 本变量。 式5方程组的前两个式子为特征线方程 及其相容关系,第 3 个方程为等熵关系式,方程组的 下标 I 和 II 分别代表第一族与第二族特征线,流场 任意点都有这两族特征线通过,第一族特征线与流 场质点速度夹角为 α,第二族特征线与流场质点速 度夹角为 － α。 求解该方程组就可应用有限差分法 计算在滑移爆轰载荷作用下复管二维飞行姿态。 复管二维飞行姿态可以使用图形曲线和数值两 种形式描述。 其中 y-x 为复管二维飞行姿态的位移 变化曲线,见图 4; vp-y 为碰撞点速度与复管径向位 移曲线,见图 5。 图 4、图 5 的数值计算曲线分为前面加速段和 后面匀速段,在持续的炸药爆轰压力推动下,复管材 料加速运动,在径向位移小于30 mm曲线范围内称 为加速段,当炸药爆轰压力衰减到接近于0时,复管 处于匀速运动,径向位移超过 30 mm 之后,曲线几 乎接近于直线,称为匀速段。 112018 年 12 月 基于爆炸焊接技术对磨损失效轧辊的修复研究 王宇新,等 万方数据 图 4 y-x 复管位移的变化 Fig. 4 Displacement curve of compound pipe 图 5 vp-y 碰撞点速度与复管径向位移的关系 Fig. 5 Relationship between impact velocity and radius displacement of compound pipe 根据图 4、图 5 的 2 条曲线就可以确定合理的 碰撞点速度和炸高选取范围,由爆炸焊接理论和以 往的工程实际经验可知,碰撞点速度和炸高两个技 术参数范围选择在 vp-y 碰撞点速度与径向位移曲 线的加速段中后部区域比较合理。 截取该数值计算 曲线加速段区域,在该区域内复管径向飞行速度与 径向位移关系的计算数据如表 4 所示。 表 4 复管碰撞点速度与径向位移关系的计算结果 Tab. 4 Calculated impact velocity as a function of radial displacement for compound pipe 径向位移/ mm碰撞点速度 vp/ ms －1 1. 02257 1. 50300 2. 03338 2. 55367 3. 22397 4. 06427 5. 16457 6. 07476 7. 17496 8. 50515 根据 42CrMo-3Cr13 爆炸焊接窗口计算结果可 知,两种材料的爆炸焊接下限计算值为 368 m/ s,结 合复板飞行姿态特征线法的计算结果,可以得到复 管径向位移与飞行速度的关系,即在滑移爆轰压力 下复管径向速度变化,复管距离爆轰波头 O 点的飞 行速度计算值就是碰撞点速度 vp,从图 5 中的 vp-y 曲线和表 4 所列的计算数据可知,轧辊初次爆炸焊 接实验所设计的炸高1 mm复合管内壁与轧辊外圆 表面的间距明显偏小,应该选择在 3 5 mm 之间 比较合理。 3 轧辊修复爆炸焊接实验 3. 1 实验方案 从磨损失效轧辊初试实验、爆炸焊接窗口和复 管飞行姿态的计算结果来看,在爆炸焊接技术参数 设计和结构装配工艺上需要改进,对外径 294 mm、 长度 580 mm 的轧辊与长度 830 mm、壁厚 4 m、内径 308 mm 的 3Cr13 复合圆管在爆炸焊接实验之前进 行炸药调制和结构装配,炸药采用粉状铵油炸药,装 药密度 550 kg/ m3,装药厚度 40 mm,爆速经过实际 测量为 2 850 m/ s,在复合外管内壁上下两端环向圆 周与轧辊表面之间采用 3 5 mm 的炸高。 由于轧 辊中间存在通孔,为了减小轧辊基体的径向收缩变 形,在轧辊中间通孔内注满清水,或者增加芯棒、沙 子与水混合物等。 轧辊两端轴头不允许发生破坏和变形,在炸药 爆轰压力的作用下,这两个部位容易发生变形和损 坏,需要增加保护措施,可以使用钢制保护套将两端 轴头保护起来。 起爆方式采用顶端中心起爆,为了 降低起爆炸药爆轰波对顶端轴头的影响,可以填充 沙土或其他颗粒物质,并用圆盖板覆盖,基本的结构 装配见图 6。 按照上述装配工艺和技术参数进行轧辊爆炸焊 接修复实验,可以获得较好的复合质量和变形精度 要求,见图 7。 经过表观检查和尺寸测量,轧辊直径 符合技术要求,两端轴头保护完好,轧辊基体直径尺 寸缩减小于 1. 0 mm,对轧辊复合界面进行无损检 测,复合率达到 100％,完全可以满足轧辊修复的技 术要求。 3. 2 实验测试分析 爆炸焊接复合后的轧辊还要进行切削加工和表 面处理,为了提高复合轧辊工作面的硬度和耐磨性, 对复层材料表面采用中频淬火热处理,淬火温度保 持在 1 000 1 050 ℃之间。 同时,对堆焊轧辊和爆 炸焊接复合轧辊表面的布氏硬度进行测量,见表 5。 21 爆 破 器 材 第 47 卷第 6 期 万方数据 1 － 清水注满轧辊内腔;2 － 复管;3 － 沙土;4 － 电雷管; 5 － 铵油炸药;6 － 盖板;7 － 保护套;8 － 轧辊与复管间距; 9 － 轧辊基体;10 － 保护套。 图 6 轧辊爆炸焊接修复结构装配图 Fig. 6 Structure assembly drawing of explosion welding to repair roller a 爆炸复合后 b加工并热处理后 图 7 爆炸焊接修复的轧辊 Fig. 7 Repaired roller by explosive welding 表 5 堆焊轧辊与爆炸焊接修复的轧辊 工作面布氏硬度测量 Tab. 5 Hardness measurement on working surface of repaired rollers by hard-facing and by explosive welding 测点1＃2＃3＃4＃5＃6＃ 爆炸焊接轧辊510516520542505515 堆焊轧辊340320370393402326 从两种轧辊工作面的硬度测量结果可知,爆炸 焊接修复的轧辊工作面硬度高于堆焊轧辊工作面的 硬度,而且堆焊轧辊工作面不同测点的硬度值相差 比较大,这也说明了在堆焊过程中材料存在着不均 匀性。 接下来,对这两种轧辊复层材料和堆焊材料的 金相组织进行分析,分别取样制作金相试块,并拍摄 金相照片,见图 8。 从金相组织照片看,堆焊层金属材料晶粒粗大 并且不均匀,容易出现微裂纹,抗腐蚀能力差,爆炸 a 焊丝 H25Cr3Mo2MnV 堆焊层[12] b 爆炸焊接轧辊复管 图 8 堆焊材料与爆炸焊接的复管金相图 Fig. 8 Metallographic comparison between hard-facing material and compound pipe material 焊接复管金属材料组织晶粒细小而均匀。 由此可 见,爆炸焊接修复轧辊的复层材料性能要优于堆焊 修复轧辊的堆焊材料。 为了进一步检验爆炸焊接修复轧辊工作状态的 运转情况,将其投入到连轧生产线上连续试用30 d, 并与同一生产线采用堆焊修复的轧辊进行实测对 比,见图 9。 a 堆焊轧辊 b 爆炸焊接修复轧辊 图 9 堆焊轧辊与爆炸焊接修复轧辊性能对比 Fig. 9 Perance comparison between repaired rollers by hard-facing and by explosive welding 从两种轧辊在连轧生产线上连续运转测试情况 看,爆炸焊接修复的轧辊工作面保持完好,复层材料 没有剥落和开裂等现象,工作面也没有出现明显的 磨损与腐蚀问题。 而采用堆焊修复的轧辊表面出现 了微裂纹和明显的焊道条纹,而且堆焊材料层表面 存在轻微的磨损和液体腐蚀,出现这些问题的主要 原因还是与堆焊层材料本身存在金相组织缺陷和微 裂纹有关。 4 结论 爆炸焊接技术修复磨损失效轧辊也是爆炸加工 技术应用领域的拓展;与传统的热喷涂、堆焊、激光 熔覆等技术工艺相比,爆炸焊接修复的成本相对较 312018 年 12 月 基于爆炸焊接技术对磨损失效轧辊的修复研究 王宇新,等 万方数据 低,生产周期短,可以批量生产,而且轧辊修复的质 量高。 经过企业在连续轧制生产线上实际运转检 验,爆炸焊接修复的轧辊工作性能良好,与传统堆焊 技术修复的轧辊相比,稳定性、耐磨性和抗腐蚀性都 得到大幅度提高。 此外,在磨损失效轧辊修复的爆炸焊接实验中, 通过自主研发的爆炸焊接工程分析软件 EWCAE 进 行数值计算,根据计算数据和曲线可以制定合理的 爆炸焊接技术工艺参数,改变了过去单纯依赖实验 方式或经验公式计算的不足,也大大提高了爆炸复 合的质量和效率。 基于计算机辅助分析手段,对于 金属爆炸焊接新产品开发与应用也具有重要的促进 作用,这也是爆炸焊接生产企业应该加强的方面。 参 考 文 献 [1] 陈新倬, 门正兴,赵欣,等. 轧辊循环利用技术发展 [J]. 大型铸锻件, 2015,3220-22. CHEN X Z, MEN Z X, ZHAO X,et al. Development of roll recycling technology[J]. Heavy Casting and Forging, 2015,3220-22. [2] 陈长军, 张敏,张诗昌,等. 轧辊的失效及其激光修复 与强化技术[J]. 物理测试, 2009,2711-4. CHEN C J, ZHANG M, ZHANG S C,et al. Failure of roller and laser hardening and repairing technology[J]. Physics Examination and Testing, 2009, 2711-4. [3] 成中庚. MC5 冷轧工作辊局部堆焊修复焊条研制 [D]. 南京南京航空航天大学, 201415-35. CHENG Z G. Development of the electrode for part surfa- cing repair of MC5 cold working roll[D]. Nanjing Nan- jing University of Aeronautics and Astronautics, 2014 15-35. [4] 史长根. 3Cr13Mo-42CrMo 高耐磨耐蚀爆炸焊接复合 轧辊试验研究[J]. 爆破器材,2010,39528-30. SHI C G. Trial study of high wear-resisting and acid- resisting cladding rolling of 3Cr13Mo-42CrMo in explo- sivewelding[J]. Explosive Materials, 2010,39528- 30. [5] T Z 布拉齐恩斯基. 爆炸焊接成型与压制[M]. 李富 勤,吴柏青,译. 北京机械工业出版社,1988. T Z BULAJIC BYRNESS KI. Explosive welding ing and suppress[M]. LI F Q, WU B Q, translated. Bei- jing Machinery Industry Press, 1988. [6] 赵铮, 王金相,杭逸夫,等. 双金属复合板爆炸焊接窗 口研究[J]. 科学技术与工程, 2009, 95 1126- 1130. ZHAO Z, WANG J X, HANG Y F,et al. Research on explosive welding window of bimetal composite plate[J]. Science Technology and Engineering, 2009, 951126- 1130. [7] 李晓杰,杨文彬,奚进一,等. 双金属爆炸焊接下限 [J]. 爆破器材, 1999,28322-26. LI X J, YANG W B,XI J Y, et al. The lower limit of explosive welding parameter window for bimetal[J]. Ex- plosive Materials, 1999,28322-26. [8] 汪旭光. 爆破设计与施工[M]. 北京冶金工业出版 社,2015487-507. WANG X G. Blasting design and construction[M]. Bei- jing Metallurgical Industry Press, 2015 487-507. [9] 王宇新, 李晓杰,闫鸿浩,等. 爆炸焊接 CAE 软件开发 及工程应用[J]. 工程爆破, 2018,2411-7. WANG Y X, LI X J, YAN H H,et al. Research and de- velopment of CAE software for explosive welding[J]. En- gineering Blasting, 2018,2411-7. [10] 王宇新,杨文彬,李晓杰. 爆炸焊接二维复板飞行姿 态计算机仿真[J]. 爆破器材,1999, 2851-4. WANG Y X, YANG W B, LI X J. Two-dimensional simulation for attitude of flying plate in explosive welding [J]. Explosive Materials, 1999,2851-4. [11] 赵春风. 基于通用状态方程的爆炸焊接特征线法研 究[D]. 大连大连理工大学, 201016-24. ZHAO C F. Study of characteristic based on uni- versal equation of state for explosive welding [ D]. DalianDalian University of Technology, 201016-24. [12] 龚建勋. 时效硬化耐磨堆焊焊条的研制[D]. 湘潭 湘潭大学,200221-28. GONG J X. Development of age hardening wear resis- tance electrode for hardfacing[D]. Xiangtan Xiangtan University, 200221-28. 41 爆 破 器 材 第 47 卷第 6 期 万方数据