Investigation of the effect of thermal treatment after welding on the corrosion properties of the interconnecting joint wall of Cu / SS 304 sheets

Subject Areas :

Ali  Ebrahimi Akbarabadi ¹ (Majlesi Research Center, Khorasghan Branch Islamic Azad University, Isfahan, Iran)
Abbas  Saadat ² (Faculty of Engineering, Khorasghan Branch, Islamic Azad University, Khorasghan (Isfahan), Iran)
Mohammadreza  Khanzadeh ³ (Associate Professor, Faculty of Engineering, Mobarakeh Branch, Islamic Azad University, Isfahan, Iran)
hamid  bakhtiari ⁴ (Materials and Energy Research Center, Materials Department, Karaj, Iran.)

Received: 2023-01-21 Accepted : 2023-04-04 Published : 2024-02-15

Keywords: Severe Plastic Deformation, Vortex, Explosive Welding, explosive charge thickness,

Abstract :

In the present study, the effect of thermal treatment on the corrosion behavior and microstructure changes of two-layer stainless-304-Cu sheet steel sheets after the explosive welding process has been investigated. Explosive welding has been done in parallel with an explosive layer of 46 and 63 µm and a stop distance of 2-3 mm. After explosive welding, the heat treatment process was carried out at 350 and 450 ° C for 8 and 16 hours. Explosive welding with an explosive load and variable stop distance. From the results of the electrochemical impedance test, it can be seen that the n number in the heat treatment sample at 350 ° C and 8 hours is less than the heat treatment sample at 450 ° C and 8 hours, and as a result, the corrosion current in the heat treatment sample The temperature is 350 ° C and the time is 8 hours, which reduces the load transfer resistance. By comparing the heat treatment samples at 350 ° C and 8 hours and the heat treatment at 450 ° C and the time of 8 hours with varying aniline temperature, the annealing time is constant and the heat treatment sample at 450 ° C and time 8 The hour with more annealing temperature has a value of n (0.80), followed by heat treatment at 350 ° C and 8 hours (n = 0.66), due to annealing temperature and reduced energy storage In the chapter.

References:

- مراجع
[1] B. Crossland, "Explosive Welding of Metals and Its Applications", 1982.

[2] T. Z. Blazynski, "Explosive Welding, Forming and Compaction", 1983.

[3] M. Benak, M. Turna, M. Ozvold, P. Nesvadba, J. Lokaj, L. Caplovic, F. Kovac & V. Stoyka, "Study of Al-austenitic steel boundary formed by explosion welding", Roznov pod Radhostem Czech Republic, EU, vol. 18, 2010.

[4] م. ر. خانزاده قره شیران، ا. اکرامی، ح. عربی، "بررسی تأثیر فاصله توقف بر مورفولوژی و خواص مکانیکی فصل مشترک اتصال انفجاری صفحات سه لایه ضخیم AlMg5-Al-Steel"، فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، سال 9، شماره 3، صفحه 77-67، 1394.

[5] م. ر. خانزاده قره شیران، س. ع. ا. اکبری موسوی، ح. بختیاری، "تأثیر عملیات حرارتی بر روی ریزساختار، سختی و استحکام فصل مشترک جوش انفجاری فولاد زنگ نزن 321 به آلومینیوم 1230"، فرایندهای نوین در مهندسی مواد، سال 9، شماره 4، صفحه 41-27، 1394.

[6] م. ر. خانزاده قره شیران، ح. ناظمی، س. سالاری، "بررسی تأثیر فاصله توقف بر رفتار خوردگی اتصال انفجاری ورق‌های فولاد زنگ نزن 304- فولاد کربنی CK 45 در محیط دریایی"، فصلنامه علوم و مهندسي خوردگي، سال 10، شماره 9، صفحه 49-39، 1395.

[7] N. Kengkla & N.Tareelap, Proc Conf 1stMae Fah Luang University, 2012.

[8] U. Kamachi Mudali, B. M. Ananda Rao, K. Shanmugam, R. Natarajan & B. Raj, "Corrosion and microstructural aspects of dissimilar joints of titanium and type 304L stainless steel", Journal of Nuclear Materials, vol. 321, pp. 40-48, 2003.

[9] M. Acarer, "Electrical, corrosion, and mechanical properties of aluminum-copper joints produced by explosive welding", Journal of Materials Engineering and Performance, vol. 21, pp. 2375-2379, 2012.

[10] N. Kahramana & B. Gulenc, "Joining of titanium/stainless steel by explosive welding and effect on interface" Journal of Materials Processing Technology, vol. 169, pp. 127–133, 2005.

[11] N. Kahramana & B. Gulenc, "Corrosion and mechanical-microstructural aspects of dissimilar joints of Ti–6Al–4V and Al plate", International Journal of Impact Engineering, vol. 34, pp. 1423–1432, 2007.

[12] H. R. Zareie Rajani,S. A. A. Akbari Mousavi & F. Madani Sani, "Comparison of corrosion behavior between fusion cladded and explosive cladded Inconel 625/plain carbon steel bimetal plates", Materials and Design, vol. 43, pp. 467-474, 2013.

[13] E. E. Stansbury & R. A. Buchanan, "Fundamentals of electrochemical corrosion, asm international", 2000.

[14] A. Davoodi, Z. Esfahani & M. Sarvghad, "Microstructure and corrosion characterization of the interfacial regionin dissimilar friction stir welded AA5083 to AA7023", Corrosion Science, vol. 107, pp.133–144, 2016.

[15] E. Esquivel & L. E. Murr, "Observations of common micro structural issues associated with dynamic deformation phenomena: Twins, micro bands, grain size effects, shear bands, and dynamic recrystallization", Journal of Materials Science, vol. 39, pp.1153-1168, 2004.

[16] M. Meyers, J. C. Lasalvia & V. F. Nesternko, "Dynamic recrystallization in high strain rate deformation", Proceeding of third international conference on recrystallization and related phenomena, pp. 279-286, 1997.

[17] M. A. Meyers, Y. B. Xu, & Q. Xue, "Micro structural evolution in adiabatic shear localization in stainless steel", Acta Materialia, vol. 51, pp. 1307–1325, 2003.

[18] L. E. Murr, E. Ferreyra, S. Pap, J. M. Rivas, C. Kennedy, A. Ayapu, E. I. Garcia, J. C. Sanchez, W. Huang, & C. S. Niou, "Novel deformation processes and microstructures involving ballistic penetrator formation and hypervelocity impact and penetration phenomena", Materials Characterization, vol. 37, pp. 245-276, 1996.

[19] N. Kahraman, B. Gulence, & F. Findik, "Joining of titanium/stainless steel by explosive welding and effect on interface", Journal of Materials Processing Technology, vol. 169, pp. 127-133, 2005.

[20] D. Jaramillo & A. Szecket, "On the transition from a waveless to wavy interface in explosive welding", Materials science and engineering, 1987.

6- پی نوشت
[1] Amatol
[2] TNT
[3] Shock Waves
[4] Energy-dispersive spectroscopy-(EDS)
[5] Tamhankar
[6] Energy-dispersive spectroscopy-(EDS)

Full-Text:



فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، سال هفدهم –  شماره چهارم –  زمستان 1402 (شماره پیاپی 67)، ص­ص. 51-65
	فصلنامه علمی پژوهشی فرآیندهای نوین در مهندسی مواد ma.iaumajlesi.ac.ir

بررسی تأثیر عملیات حرارتی پس از جوشکاری بر خواص خوردگی فصل مشترک اتصال انفجاری ورق‌های Cu/SS 304

 

علی ابراهیمی اکبرآبادی1،

مقاله پژوهشی

 عباس سعادت2، محمدرضا خانزاده3*، حمید بختیاری4

1- کارشناسی ارشد، مرکز فناوری مجلسی، واحد خوراسگان، دانشگاه آزاد اسلامی، اصفهان، ایران.

2- استادیار، دانشکده فنی مهندسی، واحد اصفهان (خوراسگان)، دانشگاه آزاد اسلامی، اصفهان، ایران.

3- دانشیار، دانشکده فنی و مهندسی، واحد مبارکه، دانشگاه آزاد اسلامی، اصفهان، ایران.

4- دانشجو دکترا، پژوهشگاه مواد و انرژی، پژوهشکده سرامیک، کرج، ایران.

* [e-mail]

 

 

اطلاعات مقاله		چکیده
دریافت: 26/10/1401 پذیرش: 05/03/1402		در تحقیق حاضر به بررسی تأثیر عملیات حرارتی بر رفتار خوردگی و تغییرات ریزساختاری ورق­های دو لایه فولاد زنگ نزن 304- مس پس از فرآیند جوشکاری انفجاری پرداخته شده است. جوشکاری انفجاری به صورت موازی با بار انفجاری 46 و 63 میلی‌متر و فاصله توقف 3-2 میلی‌متر انجام شده است. پس از اعمال جوش انفجاری، فرایند عملیات حرارتی در دمای 350 و 450 درجه سانتی‌گراد و برای مدت‌زمان­های نگهداری 8 و 16 ساعت انجام شد. از نتایج آزمون امپدانس الکتروشیمیایی می‌توان دریافت که عدد n در نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت کمتر از نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت است و در نتیجه جریان خوردگی در نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت بیشتر است که باعث کاهش مقاومت انتقال بار می­شود. با مقایسه نمونه­های عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت و عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت با دمای آنیل متغیر، زمان آنیل ثابت است و نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت با بیشتر بودن دمای آنیل دارای عدد n (80/0) بیشتر و پس از آن نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت (66/0n=) است و علت آن افزایش دمای آنیل و کاهش انرژی ذخیره شده در فصل مشترک است.
کلید واژگان: جوشکاری انفجاری ضخامت بار انفجاری تغییر شکل پلاستیکی شدید گردابه

 

Investigation of the Effect of Thermal Treatment after Welding on the Corrosion Properties of the Interconnecting Joint Wall of Cu/SS 304 Sheets

 

Ali Ebrahimi Akbarabadi 1, Abbas Saadat2, Mohammad Reza Khanzadeh 3*, Hamid Bakhtiari4

 

1- PH.D. Student, Mech. Eng., Complex of Materials & Manufacturing Processes, Malek-Ashtar University of Technology, Tehran, Iran.

2- Assic. Prof., Mech. Eng., Complex of Materials & Manufacturing Processes, Malek-Ashtar University of Technology, Tehran, Iran.

3- Asoci. Prof., Elect. Eng., Complex of Electrical and Computer Engineering, Malek-Ashtar University of Technology, Tehran, Iran.

* [e-mail]

 

Abstract		Article Information
In the present study, the effect of thermal treatment on the corrosion behavior and microstructure changes of two-layer stainless-304-Cu sheet steel sheets after the explosive welding process has been investigated. Explosive welding has been done in parallel with an explosive layer of 46 and 63 µm and a stop distance of 2-3 mm. After explosive welding, the heat treatment process was carried out at 350 and 450 ° C for 8 and 16 hours. Explosive welding with an explosive load and variable stop distance. From the results of the electrochemical impedance test, it can be seen that the n number in the heat treatment sample at 350 ° C and 8 hours is less than the heat treatment sample at 450 ° C and 8 hours, and as a result, the corrosion current in the heat treatment sample The temperature is 350 ° C and the time is 8 hours, which reduces the load transfer resistance. By comparing the heat treatment samples at 350 ° C and 8 hours and the heat treatment at 450 ° C and the time of 8 hours with varying aniline temperature, the annealing time is constant and the heat treatment sample at 450 ° C and time 8 The hour with more annealing temperature has a value of n (0.80), followed by heat treatment at 350 ° C and 8 hours (n = 0.66), due to annealing temperature and reduced energy storage In the chapter.		Original Research Paper Doi:
		Keywords: Explosive Welding Explosive Charge Thickness Severe Plastic Deformation Vortex

 

 

1 – مقدمه

جوشکاری انفجاری روشی است که در آن از انرژی کنترل شده یک ماده منفجره استفاده می‌شود تا سطوح جوش شونده که نسبت به هم در فاصله توقف معینی قرار گرفته‌اند با سرعت بالایی به یکدیگر نزدیک شده و به هم برخورد کنند. در اثر برخورد دو سطح به یکدیگر، یک میدان خمیری موضعی در فصل مشترک اتصال ایجاد می‌شود که با اشتراک‌گذاری الکترون‌ها یک باند با پیوند متالورژیکی بین اجزا جوش شونده ایجاد می‌شود. در اثر فشار برخوردی بالا یک جت با سرعت بالا از دو سطح اتصال تشکیل می‌شود که موجب ایجاد سطوح اتصالی تمیز در فصل مشترک جوشکاری و حذف آلودگی‌های سطحی می‌شود. تشکیل این جت از شرایط اساسی ایجاد پیوند مناسب در جوشکاری انفجاری است [1-3]. این فرآیند جوشکاری با اهمیت غیر ذوبی بوده و از کاربردهای صنعتی آن می‌توان به اتصال دهی و روکش دهی فلزات همجنس و غیرجنس متنوع به صورت دو یا چند لایه اشاره نمود. به دلیل عدم حرارت دهی در طول این فرایند، جوش‌های انجام شده با این روش بسیاری از خصوصیات منفی قطعات اتصال یافته با فرایندهای جوشکاری ذوبی، نورد گرم یا آهنگری گرم شده را دارا نمی‌باشند [4-5]. تحقیقات بسیار محدودی در زمینه خوردگی اتصالات انفجاری انجام شده که به برخی از آنها اشاره می‌شود:

نتایج خانزاده و همکاران [6] در بررسی تأثیر فاصله توقف بر رفتار خوردگی اتصال انفجاری ورق‌های فولاد زنگ نزن- 304 فولاد کربنی CK 45 در محیط دریایی نشان داد که مناطق ذوب موضعی منجمد شده و افزایش انرژی جنبشی برخورد در نمونه با فاصله توقف بیشتر باعث افزایش سرعت خوردگی شده است. کتگکالا و تارلپ [7] تأثیر ترکیبات بین فلزی بر رفتار خوردگی اتصالات سه لایه انفجاری آلومینیوم /فولاد در صنایع نظامی را مورد بررسی قرار داده‌اند. نتایج آنها نشان داده است که تشکیل ترکیبات بین فلزی Al3Fe، Al5Fe2، در فصل مشترک اتصال باعث ایجاد حالت کاتدی نسبت به آلومینیوم و حالت آندی نسبت به فولاد شده است. در نتیجه حمله خوردگی ترجیحی در نزدیک مرز آلومینیوم و ترکیبات بین فلزی رخ داده است. مودالی و همکاران [8]، خوردگی اتصال انفجاری تیتانیم، فولاد زنگ نزن 304 را بررسی نموده‌اند. نتایج آنها نشان داده که استحکام خمشی اتصال در محیط اسید نیتریک در حد استاندارد بوده و حمله خوردگی بیشتر در فصل مشترک اتصال متمرکز بوده است. اکاریر [9] خوردگی اتصال انفجاری آلومینیوم به مس را بررسی نموده است. نتایج نشان داده که خوردگی گالوانیک در اتصال رخ داده و سمت آلومینیومی اتصال حالت آندی بیشتری بر اساس الکترونگاتیو بالا داشته و نسبت به سمت مسی بیشتر خورده شده است.

کهرمان و همکاران [10]، خوردگی اتصال انفجاری تیتانیم به فولاد زنگ نزن را بررسی نموده‌اند، نتایج آنها حاکی از آن است که در محیط خورنده با افزایش مقدار بار انفجاری، جرم صفحات اتصال یافته به دلیل تغییر شکل پلاستیکی شدیدتر و تشکیل لایه اکسیدی بر روی سطح افزایش یافته است. آنها همچنین [11]، خوردگی اتصال انفجاری صفحات Ti-6Al-4V و آلومینیوم را مورد بررسی قرار داده‌اند. نتایج آزمون خوردگی نشان‌دهنده نرخ کاهش وزن مواد در ابتدای آزمون‌های خوردگی بالا بوده و سپس کاهش یافته است. همچنین افزایش میزان تغییر شکل پلاستیک در اثر افزایش میزان بار انفجاری، باعث افزایش کاهش وزن نمونه‌ها در آزمون خوردگی شده است.

زارعی و همکاران [12]، مقایسه رفتار خوردگی اتصال ذوبی و انفجاری اینکونل 625 و فولاد ساده کربنی را بررسی نمودند. نتایج آنها نشان داده در جوشکاری ذوبی مقاومت به خوردگی اتصال غیریکنواخت‌تر بوده که علت آن ناهمگونی‌های شیمیایی ناشی از ریز جدایش و ایجاد فازهای مخرب ثانویه و تجمع آنها در اتصال ذوبی بوده که باعث جلوگیری از شکل‌گیری یک لایه پسیو پایدار شده است. 

در این پژوهش بررسي اثر عملیات حرارتی بر اتصال انفجاری مس و فولاد زنگ نزن 304 و تأثیر آن بر ساختار متالورژیکي و رفتار خوردگی ترکیبات بین فلزي فصل مشترک صورت گرفته است. بررسي عملیات حرارتی بر خواص خوردگی فصل مشترک اتصال انفجاري فولاد زنگ نزن 304 با استفاده از پلاریزاسیون پتانسیو داینامیک و طیف‌نگاری امپدانس الکتروشیمیایی مسئله نو و جدیدي مي­باشد.

 

2- مواد و روش­های آزمون

2-1 مواد اوليه

در این پژوهش مس به‌عنوان صفحه پرنده به ابعاد mm150× mm 150 با ضخامت mm2 و صفحه فولاد زنگ نزن 304 به‌عنوان صفحه پایه صفحه پایه فولادی به ابعاد mm150× mm 150 با ضخامت mm 4 در نظر گرفته شده است. ترکیب شیمیایی آلیاژهای مورد استفاده در جدول (1) نشان داده شده است [13].

 

 

جدول (1): ترکیب شیمیایی مس و فولاد زنگ نزن 304 (wt) [13].

Balance	Sn%	Pb%	P%	Zn%	Si%	Ni%	Mn%	Cr%	Ti%	عناصر
Cu	92/0	0123/0	0892/0	119/0	-	-	-	-	-	مس
Fe	02/0	-	-	25/0	4/0	8	7/0	18	15/0	فولاد 304

 

 

2-2- فرايند جوشکاری انفجاری

در این مطالعه اتصال غیر همجنس بین مس و فولاد زنگ نزن 304 به روش جوشکاری انفجاری انجام گرفته است. شکل (1) نحوه تنظیم اولیه صفحات جهت انجام جوشکاری انفجاری را نشان داده است. ماده منفجره از نوع آماتول1 5/95 با ترکیب تری نیترو تولوئن2، 5 درصد و نیترات آمونیم 95 درصد با سرعت 2507 متر بر ثانیه و از چاشنی M8 استفاده شد. جهت استقرار ورق­های مورد نظر جهت انجام فرآیند جوشکاری انفجاری یک سکوی بتنی که با بستری از شن نرم به عنوان لایه بافر و واسط پوشیده شده در نظر گرفته شد. همچنین جهت ایجاد فاصله توقف­های طراحی شده در هر آزمون، بین ورق­های مس و فولاد زنگ نزن 304 از سیم­های مسی با قطرهای مناسب و به ارتفاع فاصله‌های توقف طراحی شده استفاده شد.

 

شکل (1): نحوی تنظیم اولیه صفحات جهت انجام جوشکاری انفجاری [13].

 

در جدول (2) پارامترهای جوشکاری انفجاری برای چهار قطعه مشخص شد. فاصله توقف 5/0 تا 1 برابر صفحه پرنده تعیین شده و ضخامت ماده منفجره نیز طوری انتخاب شده تا انرژی جنبشی برخورد کافی ایجاد شود. پس از اعمال جوش انفجاری، فرایند عملیات حرارتی در دمای 350 و 450 درجه سانتی‌گراد و مدت‌زمان­های نگهداری 8 و 16 ساعت انجام شد.

 

جدول (2): متغیرهای جوش‌های انجام شده [13].

شماره نمونه	ضخامت ماده منفجره (mm)	فاصله توقف (mm)
1	46	3
2	63	2

 

2-3- آزمون‌های بررسی ریزساختاری

به‌منظور آماده‌سازی نمونه‌ها برای متالوگرافی ابتدا سطح نمونه‌ها توسط کاغذ سنباده شماره 60 تا 2500 سنباده‌زنی شده است. پس از رفع خطوط و ناهمواری‌های سطحی به‌وسیله دستگاه و توسط نمد و با استفاده از محلول اکسید آلومینیوم پولیش زده شدند. پس از پولیش سطح نمونه‌ها با الکل شسته و خشک شدند و بعد توسط محلول نایتال 2% حکاکی شیمیایی شدند. ریزساختار فصل مشترک و ترکیبات بین فلزی توسط میکروسکوپ نوری مدل Olympus در بزرگنمایی‌های مختلف مورد بررسی و تحلیل قرار گرفته است و همچنین از میکروسکوپ الکترونی روبشی از نوع MIRA با قابلیت EDS ساخت کمپانی VEGA// برای بررسی بیشتر استفاده شد.

2-4- آزمون الکتروشیمیایی

به‌منظور بررسي رفتار خوردگي قطعات جوش انفجاری شده در محلول 5/3% NaCl از يک پيل الکتروشیمیایی سه الکترودي با ظرفيت mL 500 براي آزمایش‌های پلاريزاسيون و طیف‌نگاری امپدانس الکتروشيميايي (EIS) استفاده شد. از الکترود کالومل فوق اشباع (SCE) به عنوان الکترود مرجع و الکترود پلاتين به‌منظور الکترود کمکي استفاده شد. آزمایش‌های پلاريزاسيون پتانسيودايناميک با نرخ روبش mV/s 1 از پتانسيل ابتدايي mV 250- پایین‌تر از پتانسيل مدار باز تا پتانسيل نهايي mV 250 بالاتر از پتانسيل مدار باز جهت تعيين پتانسيل و جريان خوردگي انجام شد [14]. آزمايش طیف‌نگاری امپدانس الکتروشيميايي (EIS) در محدوده فرکانس KHz 100 تا mHz 10 و با دامنه mV 10 حول پتانسيل مدار باز انجام شد. از نرم‌افزار ZSimpWin 3.22  به‌منظور تحليل نتايج EIS استفاده شد. مدت‌زمان رسيدن به حالت پايدار 90 دقيقه می‌باشد [14].

 

3- نتایج و بحث

3-1- بررسي ريزساختار نمونه‌ها توسط ميكروسكوپ نوري

3-1-1- بررسی ریزساختار نمونه­های با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر

تصاویر موج‌های ایجاد شده در راستای طولی اتصال در شکل (2) نشان داده شده است. همان‌طور که در شکل (2-الف) مشاهده می‌شود فصل مشترک اتصال در این حالت به صورت موجی با دامنه کم و ضخامت 29/1 میکرومتر است، در حین فرآیند جوش انفجاری بر اثر شدت نیروی بسیار زیاد و زمان بسیار اندک، در فصل مشترک دو فلز یک لایه به وجود آمده که تحت تغییر فرم شدید قرار گرفته است. به علت ضخامت با انفجاری کم، تغییر شکل پلاستیکی ناشی از برخورد و در نتیجه فصل مشترک اتصال قبل از انجام عملیات حرارتی به صورت موجی کوتاه است (مقایسه قسمت (الف) شکل (2) با دیگر قسمت‌های آن).

تصاویر حاصل از میکروسکوپ نوری در شکل (2-ب) و (2-ج) نشان‌دهنده شکل‌گیری و رشد ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک مس و فولاد با افزایش زمان عملیات حرارتی از 8 به 16 ساعت و دمای 350 درجه سانتی‌گراد می‌باشد. میانگین لایه نفوذی ایجاد شده پس از عملیات حرارتی در دمای C˚350 و زمان 8 ساعت برابر با 77 میکرومتر می‌باشد که با افزایش زمان عملیات حرارتی تا 16 ساعت این لایه نفوذی افزایش پیدا کرده و میانگین آن به 89 میکرومتر رسیده است. تصاویر حاصل از میکروسکوپ نوری در شکل (2-د) و (2-و) نشان‌دهنده شکل‌گیری و رشد ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک مس و فولاد با افزایش زمان عملیات حرارتی از 8 به 16 ساعت و دمای 450 درجه سانتی‌گراد می‌باشد. میانگین لایه نفوذی ایجاد شده پس از عملیات حرارتی در دمای C˚450 و زمان 8 ساعت برابر با 101 میکرومتر می‌باشد که با افزایش زمان عملیات حرارتی تا 16 ساعت این لایه نفوذی افزایش پیدا کرده و میانگین آن به 122 میکرومتر رسیده است. افزایش زمان و دمای عملیات حرارتی منجر به فعال شدن مکانیزم نفوذ و تشکیل ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک اتصال می‌شود، با توجه به تشکیل ترکیبات بین فلزی هنگام جوشکاری انفجاری مطابق شکل (2- الف) این ترکیبات باعث سهولت بیشتر نفوذ اتم‌های مس و آهن هنگام عملیات حرارتی شده است.

 

 

 

شکل (2): تصاویر متالوگرافی نوری فصل مشترک اتصال نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر: الف) نمونه بدون عملیات حرارتی، ب) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت، ج) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت، د) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت و و) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت.

 

 

3-1-2- بررسي ریزساختار نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر

ریزساختار نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر در شکل (3) مشاهده می‌شود، در این شکل تصاویر میکروسکوپ نوری اتصال مس به فولاد قبل و بعد از عملیات حرارتی نشان داده شده است. در هنگام اتصال لایه مذاب منجمد شده موضعی به وجود آمده که با انجام عملیات حرارتی ضخامت لایه نفوذی افزایش یافته است.

 

 

با افزایش دما و زمان عملیات حرارتی ضخامت لایه نفوذی افزایش یافته است. فصل مشترک دارای هندسه موجی بلند با اندازه 02/5 میکرومتر بوده و عملیات حرارتی تأثیری بر روی هندسه موجی نداشته است و بیشترین اندازه آن بعد از عملیات حرارتی در شکل (3- د) به 43/4 میکرومتر رسیده است. در مقایسه با دیگر هندسه‌های فصل مشترک همچون صاف و مذاب پیوسته، فصل مشترک موجی برای اتصالات جوشکاری انفجاری به دلیل سطح فصل مشترک بیشتر و استحکام بالاتر ترجیح داده می‌شود [15].

 

 

 

 

شکل (3): تصاویر متالوگرافی نوری فصل مشترک اتصال نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر: الف) نمونه بدون عملیات حرارتی، ب) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت، ج) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت، د) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت و و) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت.

 

 

هرچند که جوشکاری انفجاری فرآیندی با طبیعت حالت جامد می‌باشد، اما مناطق ذوب موضعی نیز نزدیک فصل مشترک دیده می‌شود مطابق با شکل (3-الف) این مناطق از محو شدن شدید انرژی ضربه در کنار اصطکاک شدید بین لایه جت و سطوح تماسی سرچشمه می‌گیرد [15]. بعد از عملیات حرارتی مطابق شکل‌های (3-ج) هیچ منطقه ذوب موضعی در نزدیک فصل مشترک مشاهده نمی‌گردد. با رخ دادن یک سری تغییرات شامل بازیابی، تبلور مجدد و رشد در طرف فولاد به‌تدریج دانه‌ها شروع به درشت شدن نزدیک فصل مشترک در دمای C˚ 450 می‌کند که در مدت‌زمان 16 ساعت واضح‌تر می‌باشد. این تفاوت در اندازه را می‌توان به متعادل شدن کرنش تهییج شده ریزساختارهای تولید شده به وسیله امواج شوکی3 در طی جوشکاری دانست. آکارر و همکارانش تفاوت اندازه دانه‌ها در دما و زمان یکسان را به تغییر شکل پلاستیک شدید در منطقه اتصال جوشکاری انفجاری نسبت داده­اند [16]. همچنین با توجه به اختلاف چگالی زیاد مابین مس و فولاد یک لایه نازک مذاب مطابق شکل (3-الف) ایجاد شده که باعث ایجاد ترکیبات مختلف در فصل مشترک گردیده است، علت آن ایجاد حرارت موضعی و تنش برشی با نرخ بالا در فصل مشترک اتصال می‌باشد. نمونه‌های عملیات حرارتی شده به ترتیب در شکل‌های (3-ب) و (3-ج) مشاهده می‌شوند. در اثر عملیات حرارتی در دمای C˚ 350 و زمان 8 و 16 ساعت میانگین ضخامت لایه نفوذی به ترتیب به 85 و 99 میکرومتر رسیده است که در مقایسه با نمونه بدون عملیات حرارتی این ضخامت افزایش یافته است. تصاویر حاصل از میکروسکوپ نوری در شکل (3-د) و (3-و) نشان‌دهنده شکل‌گیری و رشد ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک مس و فولاد با افزایش زمان عملیات حرارتی از 8 به 16 ساعت و دمای 450 درجه سانتی‌گراد می‌باشد. میانگین لایه نفوذی ایجاد شده پس از عملیات حرارتی در دمای C˚450 و زمان 8 ساعت برابر با 111 میکرومتر می‌باشد که با افزایش زمان عملیات حرارتی تا 16 ساعت این لایه نفوذی افزایش پیدا کرده و میانگین آن به 129 میکرومتر رسیده است.

 

افزایش دما و زمان عملیات حرارتی منجر به فعال شدن مکانیزم نفوذ و تشکیل ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک اتصال شده است. با توجه به اینکه در هنگام جوشکاری مطابق شکل (3-الف) ترکیبات بین فلزی تشکیل شده است لذا این امر باعث سهولت بیشتری در نفوذ اتم‌های مس و آهن هنگام عملیات حرارتی نمونه گردیده است. مطالعات ساماردزیچ و همکارانش نیز نشان داد که در اتصال انفجاری مس به فولاد با افزایش دما و زمان عملیات حرارتی عرض منطقه ترکیبات بین فلزی گسترش می‌یابد [17]. با مقایسه دو نمونه می­توان دریافت که با افزایش دما و زمان عملیات حرارتی، ضخامت لایه ذوب موضعی بـه‌ تدریج افزایش می­یابد (شکل 2 و 3). در مقایسه دو نمونه انجام شده قبل از عملیات حرارتی نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر دارای فصل مشترکی موجی-بلند بوده (02/5 میکرومتر) درحالی‌که نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر دارای فصل مشترکی موجی-کوتاه (29/1 میکرومتر) است. بعد از عملیات حرارتی نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر دارای ضخامت ذوب موضعی بیشتری نسبت به نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر است.

 

3-2- بررسي ريزساختار نمونه‌ها توسط ميكروسكوپ الكتروني روبشي

3-2-1- بررسي ریزساختار نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر

همان‌طور که در تصاویر میکروسکوپ نوری، الکترونی روبشی و همچنین در شکل (4-الف) برای نمونه قبل از عملیات حرارتی مشخص می‌باشد. در اثر عملیات حرارتی در دمای C˚350 بیشترین اندازه موج‌ها به 01/60 میکرون در دمای C˚450 به 90/120 میکرومتر رسیده است که در مقایسه با بیشترین اندازه موج قبل از عملیات حرارتی (81/50 میکرومتر) افزایش داشته است. دلیل این امر تأثیر عملیات حرارتی و نفوذ عناصر آلیاژی بوده که در اثر آن ترکیبات بین فلزی نیز گسترش یافته است. در شکل (5) نیز آنالیز عنصری4 ترکیبات موجود در فصل مشترک نشان داده شده است. نتایج این آنالیزها که در شکل (5) مشاهده می‌شود، نمایانگر ایجاد ترکیبی در مناطق موضعی از آلیاژ بوده است. برای ترکیبات غیر همجنس بر اساس انعکاس جت از صفحه با چگالی کمتر، فشار به‌طور عمده روی صفحه با چگالی بالاتر اعمال شده و در نتیجه گردابه تشکیل شده در عقب موج بیشتر حاوی مواد صفحه واسط و گردابه تشکیل شده در جلوی امواج بیشتر حاوی مواد صفحه پایه است. همچنین نتایج نشان می‌دهد که آنالیز این ترکیبات در مجاورت امواج مختلف با تغییر پارامترهای جوشکاری تغییر نموده و غیر همگن شده که در شکل (4-الف) مشاهده شده است. مطابق شکل‌های (4) و (5) از نمونه آنالیز توزیع انرژی پرتوایکس گرفته شد، بر اساس درصد اتمی عناصر مشخص شده نسبت به تغییراتی که در درصد عناصر مس و فولاد مشاهده می‌گردد مشخص می‌باشد که در نمونه‌های قبل و بعد از عملیات حرارتی با افزایش زمان و دما شرایط برای نفوذ عناصر فراهم شده و ترکیبات بین فلزی ایجاد شده است [18].

 

 

شکل (4): تصاویر متالوگرافی نوری فصل مشترک اتصال نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر

الف) نمونه بدون عملیات حرارتی ب) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت ج) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت د) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت و) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت.

 

شکل (5): آنالیز EDS از مناطق ذوب موضعی مشخص شده در شکل 4، نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر.

 

 

 

 

 

پس از انجام عملیات حرارتی لایه نفوذی نشان داد که درصد اتمی مس به دلیل ضریب نفوذ بالاتر و همچنین ضریب هدایت حرارتی بالاتر نسبت به آهن افزایش یافته است. در فصل مشترک نمونه عملیات حرارتی شده به مدت 8 ساعت و دمای C˚ 350، در نقطه A در شکل (4- ب) درصد اتمی مس و آهن به ترتیب 83/65 و 31/25 به‌دست‌آمده است. در فصل مشترک نمونه عملیات حرارتی شده به مدت 8 ساعت و دمای C˚ 450 در نقطه B در شکل (4-ج) درصد اتمی نیکل، مس و آهن به ترتیب 80/2، 49/75 و 17/53 به‌دست‌آمده و در نقطه C در شکل (4-د) درصد اتمی مس و آهن به ترتیب 74/40 و 85/15 می‌باشد. با افزایش دما و به دلیل هدایت حرارتی کمتر فولاد زنگ نزن آستنیتی 304 درصد عناصر نیکل و آهن کاهش یافته و میزان بالایی از عنصر مس موجود در قسمت مسی اتصال به درون فصل مشترک نفوذ کرده است.

 

3-2-2- بررسي ریزساختار نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر

شکل (6) ریزساختار فصل مشترک و لایه بین فلزی نمونه دو را نشان داده است. بیشترین ضخامت لایه ترکیبات بین فلزی همان‌گونه که در تصاویر میکروسکوپ الکترونی روبشی نمایش داده شده 90/50 میکرومتر قبل از عملیات حرارتی می‌باشد. آنالیز EDS در شکل (7) آمده است. فصل مشترک اتصال مس به فولاد به دلیل اختلاف چگالی دو آلیاژ موجی گردابه­ای نامتقارن است. در اثر برخورد صفحه پرنده، انرژی جنبشی مصرفی به انرژی پتانسیل تبدیل شده و منجر به تغییر شکل سطوح برخوردی شده است. اگر مقدار تغییر شکل پلاستیک کافی نباشد، موج‌های کوتاه ایجاد شده و منطقه ذوب موضعی پدیدار نمی‌شود. با افزایش انرژی جنبشی برخوردی تغییر شکل شدید در زیر و تاج موج ایجاد شده و در نتیجه فشارهای برخوردی بالا، گردابه­ها در فصل مشترک اتصال ایجاد شده و این گردابه­ها ممکن است در برخی مناطق فصل مشترک ایجاد مناطق ذوب موضعی نماید. بر اساس گفته تامهانکار و همکارانش5 حرارت داخلی ایجاد شده بر اساس فشار بالای ناشی از امواج شوکی انفجار و تغییر شکل پلاستیکی شدید و ایجاد گرمای بی‌دررو در اثر گیر افتادن گردابه در جلوی جبهه برخی امواج در اثر استحاله انرژی جنبشی به انرژی حرارتی در طول برخورد و یا حرارت آدیاباتیک ناشی از گازهای محبوس مابین صفحات ایجاد شده است [13]. این مناطق موضعی با فلز سرد اطراف احاطه شده و تحت سرعت سرد شدن بالایی در حد  k/s107-105 قرار دارند. این مناطق کوچک در مجاورت گردابه امواج شکل (6) مشاهده شده‌اند. ازآنجایی‌که به دلیل تفاوت در چگالی و سرعت اشاعه موج در دو فلز، شکل امواج دارای تقارن کامل نیستند و همچنین ضریب هدایت حرارتی فولاد کمتر از ضریب هدایت حرارتی مس است، در هنگام سرد شدن، این ترکیبات در یک سمت امواج متمرکز و به جهت انتقال حرارت بیشتر در سمت مس مشاهده شده‌اند. آنالیز توزیع انرژی پرتو ایکس6 نیز برای نمونه از داخل منطقه نشان داده شده، صورت پذیرفت. نتایج این آنالیزها که در شکل (7) مشاهده می‌شود، نمایانگر ایجاد ترکیبی در مناطق موضعی از آلیاژ، بوده است. برای ترکیبات غیر همجنس بر اساس انعکاس جت از صفحه با چگالی کمتر، فشار به‌طور عمده روی صفحه با چگالی بالاتر اعمال شده و در نتیجه گردابه تشکیل شده در عقب موج بیشتر حاوی مواد صفحه واسط و گردابه تشکیل شده در جلوی امواج بیشتر حاوی مواد صفحه پایه است. تصاویر حاصل از میکروسکوپ الکترونی نشان‌دهنده‌ی شکل‌گیری و رشد ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک مس/فولاد با افزایش دما و زمان عملیات حرارتی می‌باشد. افزایش دما و زمان عملیات منجر به فعال شدن مکانیزم نفوذ و تشکیل ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک اتصال می‌شود. درصورتی‌که ترکیبات بین فلزی هنگام جوشکاری انفجاری تشکیل شده باشد باعث سهولت بیشتر نفوذ اتم‌های مس و آهن هنگام عملیات حرارتی نمونه‌ها می‌شود [13]. بر اساس آنالیز عنصری نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر دارای تغییرات در ترکیب شیمیایی (%Cu) بیشتری نسبت به نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر است.

 

 

شکل (6): تصاویر متالوگرافی نوری فصل مشترک اتصال نمونه‌های با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر

الف) نمونه بدون عملیات حرارتی ب) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت ج) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت د) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 8 ساعت و) نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و به مدت 16 ساعت.

 

 

شکل (7): آنالیز EDS از مناطق ذوب موضعی مشخص شده (شکل 6)، نمونه ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر.

 

3-3- نتایج پلاریزاسیون پتانسیودینامیک

شکل (8) منحنی‌های پلاریزاسیون نمونه­های جوشکاری انفجاری شده را نشان می‌دهد.

 

شکل (8): منحنی‌های پلاریزاسیون پتانسیودینامیک نمونه‌های حاصل از جوش انفجاری.

پارامترهای الکتروشیمیایی استخراج شده از این منحنی‌ها از قبیل پتانسیل خوردگی ()، دانسیته جریان خوردگی () (سرعت خوردگی)، شیب‌های تافل آندی و کاتدی که با استفاده از روش اکستراپولاسیون تافل حاصل شدند، در جدول (3) گزارش شده است.

 

 

جدول (3): پارامترهای الکتروشیمیایی حاصل شده از منحنی‌های پلاریزاسیون پتانسیودینامیک به‌دست‌آمده از جوش انفجاری در محلول 3.5% NaCl در دمای محیط.

 

 

به‌طورکلی، موازی بودن شاخه‌های تافل کاتدی در شکل (8) نشان می‌دهد که تصاعد هیدروژن تحت کنترل اکتیواسیون بوده و مکانیزم احیای یون‌های  بر روی سطح نمونه­ها چندان تحت تأثیر عملیات اتصال قرار نمی‌گیرد. شاخه­های آندی در شکل (8) متفاوت بوده و متأثر از پارامترهای مختلف عملیات حرارتی است. نتایج جدول (3) نشان داده که با افزایش دما و زمان آنیل، پتانسیل خوردگی تقریباً ثابت مانده و چگالی جریان خوردگی از 47/3 به 56/0 میکروآمپر بر سانتی­متر مربع کاهش یافته است و علت آن کاهش انرژی فصل مشترک ناشی از آزاد شدن انرژی ذخیره شده که باعث کاهش خوردگی می­شود. در نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر تغییرات ترکیب شیمیایی چندانی در فصل مشترک دیده نشد اما در نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر با افزایش زمان عملیات حرارتی، میزان مس موجود در فصل مشترک افزایش می­یابد و در نتیجه اثر خوردگی ناشی از پیل گالوانیک کاهش می­یابد.

 

3-4- بررسی نتایج طیف‌نگاری امپدانس الکتروشیمیایی

طیف‌نگاری امپدانس الکتروشیمیایی (EIS) به‌منظور بررسی لایه سطحی ایجاد شده توسط نمونه‌ها در محیط خورنده به کار گرفته شد. نمودارهای نایکوئیست مربوط به نمونه­های جوشکاری انفجاری شده در شکل (9) نشان داده شده است. داده‌های EIS با استفاده از مدار معادل ارائه شده در شکل (10) که به‌طور مطلوبی با نتایج تجربی تطابق داشت حاصل شده و در جدول (4) مشاهده می‌شوند.

 

 

 

شکل (9): منحنی‌های نایکوئیست نمونه‌های حاصل از جوش انفجاری.

 

شکل (10): دیاگرام مدار معادل الکتریکی استفاده شده برای مدل‌سازی رفتار فصل مشترک فلز/محلول.

 

جدول (4): داده‌های EIS حاصل شده از جوش انفجاری در محلول 3.5% NaCl در دمای محیط.

فاصله توقف (mm)	ضخامت ماده منفجره (mm)	دما (Cº)	زمان (hr)	icorr (µA.m-2)	(mV)	()	()	شماره نمونه
3	46	350	8	47/3	718-	52	227	1
3	46	350	16	34/1	738-	48	75	2
3	46	450	8	86/0	754-	72	151	3
3	46	450	16	56/0	805-	52	195	4

 

 

از شکل (9) نمایان است که حلقه‌های امپدانس به‌دست‌آمده در منحنی نایکوئیست نسبت به یک نیم دایره کامل دارای اندکی له شدگی می‌باشند که این پدیده به عنوان اثر پایین‌افتادگی شناخته می‌شود. به‌طورکلی، انحراف از نیم دایره کامل به پراکندگی فرکانس و نیز ناهمگنی‌های سطح و مقاومت انتقال جرم نسبت داده می‌شود. این اختلاف توسط رفتار غیر ایده‌آل لایه دوگانه به عنوان یک خازن توصیف می‌شود؛ بنابراین، نیاز به بکارگیری یک عنصر فاز ثابت (CPE) به‌جای رفتار خازنی غیر ایده‌آل لایه دوگانه، به علت توزیع زمان‌های آسایش ناشی از غیریکنواختی‌های موجود در سطوح میکرو یا نانو همچون خشنی، لایه متخلخل، ناخالصی‌ها، جذب بازدارنده، نفوذ و غیره به‌منظور حصول همخوانی دقیق‌تر نتایج ضروری است. امپدانس یک عنصر فاز ثابت توسط رابطه زیر بیان می‌شود:

 

شماره نمونه					زمان (hr)	دما (Cº)	ضخامت ماده منفجره (mm)	فاصله توقف (mm)
1	66/0	48/82	7/711	22/8	8	350	46	3
2	81/0	57/29	1677	8/10	16	350	46	3
3	80/0	43/42	2036	7/8	8	450	46	3
4	82/0	73/31	5913	22/10	16	450	46	3
1	66/0	48/82	7/711	22/8	8	350	46	3

 

که در این رابطه  فاکتور نسبیتی (ادمیتانس) و n ضریب غیریکنواختی سطح (اختلاف فاز) می‌باشند و هر چه عدد n بزرگ‌تر باشد، به معنی پیوستگی و یکنواختی بیشتر در فصل مشترک جوش است. در این صورت جریان خوردگی کمتر است؛ زیرا جریان خوردگی متناسب با سطح تماس محلول با فلز است. هر چه عیوب و ناپیوستگی‌ها بیشتر باشد، سطح تماس مؤثر محلول و فلز بیشتر شده و در نتیجه جریان خـوردگی افزایش می‌یـابد. CPE بـه ازای مقادیر ، 1 و 1- به ترتیب رفتار مقاومتی خالص، ظرفیتی خالص و القایی خالص نشان می‌دهد [19]. در این تحقیق، قطر منحنی‌های نایکوئیست (شکل 9) که به عنوان مقاومت پلاریزاسیون () در نظر گرفته می‌شود، به عبارت دیگر، تنها حلقه‌های ظرفیتی موجود، مربوط به مقاومت انتقال بار بین فلز و لایه هلمهولتز خارجی (OHP) می‌باشند. این مشاهدات نشان می‌دهد که خوردگی فلز توسط یک فرایند انتقال بار کنترل می‌گردد. لایه دوگانه الکتریکی را می‌توان با کمک یک مدار معادل و ارائه مدلی مناسب از فصل مشترک فلز/محلول به‌خوبی توصیف نمود. مدار معادل الکتریکی متناظر برای نمونه­ها در محلول در شکل (a -11) با ارائه یک مدل شماتیکی از توزیع‌هـای پتـانسیل در فصل مشتـرک فلـز/محلـول (شکل b -11) و مقاومت‌های مربوط به لایه دوگانه (شکل c -11) مشاهده می‌شود.

 

در حضور بازدارنده‌ها، مقاومت پلاریزاسیون () شامل مقاومت انتقال بار ()، مقاومت لایه بازدارنده بر روی سطح فلز ()، تمامی ذرات انباشته شده (مولکول‌های بازدارنده، محصولات خوردگی و ...) در فصل مشترک فلز / محلول () و مقاومت لایه نفوذی () می‌باشد () [19].

 

 

 

 

(1)

شکل (11): توزیع‌های پتانسیل در فصل مشترک فلز/محلول (a)، مقاومت‌های مربوط به لایه دوگانه (b) و مدار معادل الکتریکی پیشنهادی برای محلول بدون بازدارنده [19].

 

 

ظرفیت لایه دوگانه از طریق رابطه زیر محاسبه می­شود:

 

(2)

که در این رابطه،  ماکزیمم مقدار مؤلفه موهومی امپدانس می‌باشد. با توجه به جدول (4) عدد n در نمونه 1 کمتر از نمونه 3 است و در نتیجه جریان خوردگی در نمونه 1 بیشتر است که باعث کاهش مقاومت انتقال بار می­شود. با مقایسه نمونه­های 1 و 3 با دمای آنیل متغیر، زمان آنیل ثابت است و نمونه 3 با بیشتر بودن دمای آنیل دارای عدد n (80/0) بیشتر و پس از آن نمونه 1 (66/0n=) است و علت آن افزایش دمای آنیل و کاهش انرژی ذخیره شده در فصل مشترک است. بر اساس نتایج حاصل از درصد اتمی لایه‌های ذوب موضعی (شکل 5 و 7) و نتایج حاصل از آزمون­های الکتروشیمیایی (جدول 3 و 4) می­توان دریافت که با افزایش دما و زمان فرآیند عملیات حرارتی، مقاومت به خوردگی به دلیل کاهش تغییر ناگهانی غلظت در لایه ذوب موضعی و همچنین کاهش ضخامت این لایه، پتانسیل خوردگی ناشی از پیل گالوانیک به‌تدریج کاهش می­یابد. در نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر تغییرات ترکیب شیمیایی چندانی در فصل مشترک دیده نشد اما در نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر با افزایش زمان عملیات حرارتی، میزان مس موجود در فصل مشترک افزایش می­یابد و در نتیجه اثر خوردگی ناشی از پیل گالوانیک کاهش می­یابد. اتصال انتقالی (As-clad) آلیاژ آلومینیوم AA5083 و فولاد با لایه واسط آلومینیوم خالص به روش جوشکاری انفجاری در کارخانه کشتی‌سازی تایلند مورد بررسی قرار گرفته است [7]. نتایج نشان داده که ترکیبات بین فلزی FeAl3 و Fe2Al5  در مجاورت گردابه امواج فصل مشترک تشکیل شده‌اند که در این تحقیق ترکیبات بین فلزی مشابهی ایجاد شد. در بررسی صورت پذیرفته بر روی اتصال ورق فولاد کم کربن به فولاد آستنیتی 304 آنیل شده با استفاده از جوشکاری انفجاری تحت نسبت بارهای انفجاری مختلف مشاهده گردیده است که بهترین و مناسب‌ترین زمان عملیات حرارتی، دمای 250 درجه سانتی‌گراد برای مدت 4 ساعت پیشنهاد شده است، زیرا در این زمان نسبت به زمان­های کمتر، کاهش انرژی ذخیره شده بیشتری در بر خواهد داشت کـه در نتیجه باعث افزایش مقاومت به خوردگی می­شود [20] که با نتایج حاصل از این تحقیق مطابقت دارد.

4- نتیجه‌گیری

بر اساس نتایج حاصل از میکروسکوپ نوری، ضخامت لایه ذوب موضعی با افزایش دما و زمان فرآیند عملیات حرارتی به‌تدریج افزایش می­یابد و درصد اتمی مس به‌تدریج کاهش یافته اما درصد اتمی آهن و کروم افزایش یافت.

1- تصاویر حاصل از میکروسکوپ الکترونی نشان‌دهنده‌ی شکل‌گیری و رشد ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک مس/فولاد با افزایش دما و زمان عملیات حرارتی می‌باشد. افزایش دما و زمان عملیات منجر به فعال شدن مکانیزم نفوذ و تشکیل ترکیبات بین فلزی در فصل مشترک اتصال می‌شود. درصورتی‌که ترکیبات بین فلزی هنگام جوشکاری انفجاری تشکیل شده باشد باعث سهولت بیشتر نفوذ اتم‌های مس- آهن هنگام عملیات حرارتی نمونه‌ها می‌شود.

2- با افزایش دما و زمان فرآیند عملیات حرارتی، مقاومت به خوردگی به دلیل کاهش تغییر ناگهانی غلظت در لایه ذوب موضعی و همچنین کاهش ضخامت این لایه، پتانسیل خوردگی ناشی از پیل گالوانیک به‌تدریج کاهش می­یابد.

3- از نتایج آزمون امپدانس الکتروشیمیایی می‌توان دریافت که عدد n در نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت کمتر از نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت است و در نتیجه جریان خوردگی در نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت بیشتر است که باعث کاهش مقاومت انتقال بار می­شود. با مقایسه نمونه­های عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت و عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت با دمای آنیل متغیر، زمان آنیل ثابت است و نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 450 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت با بیشتر بودن دمای آنیل دارای عدد n (80/0) بیشتر و پس از آن نمونه عملیات حرارتی شده در دمای 350 درجه سانتی‌گراد و زمان 8 ساعت (66/0n=) است و علت آن افزایش دمای آنیل و کاهش انرژی ذخیره شده در فصل مشترک است. در نمونه با ضخامت بار انفجاری 46 و فاصله توقف 3 میلی‌متر تغییرات ترکیب شیمیایی چندانی در فصل مشترک دیده نشد اما در نمونه با ضخامت بار انفجاری 63 و فاصله توقف 2 میلی‌متر با افزایش زمان عملیات حرارتی، میزان مس موجود در فصل مشترک افزایش می­یابد و در نتیجه اثر خوردگی ناشی از پیل گالوانیک کاهش می­یابد.

 

5- مراجع

[1] B. Crossland, "Explosive Welding of Metals and Its Applications", 1982.

 

[2] T. Z. Blazynski, "Explosive Welding, Forming and Compaction", 1983.

 

[3] M. Benak, M. Turna, M. Ozvold, P. Nesvadba, J. Lokaj, L. Caplovic, F. Kovac & V. Stoyka, "Study of Al-austenitic steel boundary formed by explosion welding", Roznov pod Radhostem Czech Republic, EU, vol. 18, 2010.

 

[4] م. ر. خانزاده قره شیران، ا. اکرامی، ح. عربی، "بررسی تأثیر فاصله توقف بر مورفولوژی و خواص مکانیکی فصل مشترک اتصال انفجاری صفحات سه لایه ضخیم AlMg5-Al-Steel"، فرآیندهای نوین در مهندسی مواد، سال 9، شماره 3، صفحه 77-67، 1394.

 

[5] م. ر. خانزاده قره شیران، س. ع. ا. اکبری موسوی، ح. بختیاری، "تأثیر عملیات حرارتی بر روی ریزساختار، سختی و استحکام فصل مشترک جوش انفجاری فولاد زنگ نزن 321 به آلومینیوم 1230"، فرایندهای نوین در مهندسی مواد، سال 9، شماره 4، صفحه 41-27، 1394.

 

[6] م. ر. خانزاده قره شیران، ح. ناظمی، س. سالاری، "بررسی تأثیر فاصله توقف بر رفتار خوردگی اتصال انفجاری ورق‌های فولاد زنگ نزن 304- فولاد کربنی CK 45 در محیط دریایی"، فصلنامه علوم و مهندسي خوردگي، سال 10، شماره 9، صفحه 49-39، 1395.

 

[7] N. Kengkla & N.Tareelap, Proc Conf 1stMae Fah Luang University, 2012.

 

[8] U. Kamachi Mudali, B. M. Ananda Rao, K. Shanmugam, R. Natarajan & B. Raj, "Corrosion and microstructural aspects of dissimilar joints of titanium and type 304L stainless steel", Journal of Nuclear Materials, vol. 321, pp. 40-48, 2003.

 

[9] M. Acarer, "Electrical, corrosion, and mechanical properties of aluminum-copper joints produced by explosive welding", Journal of Materials Engineering and Performance, vol. 21, pp. 2375-2379, 2012.

 

[10] N. Kahramana & B. Gulenc, "Joining of titanium/stainless steel by explosive welding and effect on interface" Journal of Materials Processing Technology, vol. 169, pp. 127–133, 2005.

 

[11] N. Kahramana & B. Gulenc, "Corrosion and mechanical-microstructural aspects of dissimilar joints of Ti–6Al–4V and Al plate", International Journal of Impact Engineering, vol. 34, pp. 1423–1432, 2007.

 

[12] H. R. Zareie Rajani,S. A. A. Akbari Mousavi & F. Madani Sani, "Comparison of corrosion behavior between fusion cladded and explosive cladded Inconel 625/plain carbon steel bimetal plates", Materials and Design, vol. 43, pp. 467-474, 2013.

 

[13] E. E. Stansbury & R. A. Buchanan, "Fundamentals of electrochemical corrosion, asm international", 2000.

 

[14] A. Davoodi, Z. Esfahani & M. Sarvghad, "Microstructure and corrosion characterization of the interfacial regionin dissimilar friction stir welded AA5083 to AA7023", Corrosion Science, vol. 107, pp.133–144, 2016.

 

[15] E. Esquivel & L. E. Murr, "Observations of common micro structural issues associated with dynamic deformation phenomena: Twins, micro bands, grain size effects, shear bands, and dynamic recrystallization", Journal of Materials Science, vol. 39, pp.1153-1168, 2004.

 

[16] M. Meyers, J. C. Lasalvia & V. F. Nesternko, "Dynamic recrystallization in high strain rate deformation", Proceeding of third international conference on recrystallization and related phenomena, pp. 279-286, 1997.

 

[17] M. A. Meyers, Y. B. Xu, & Q. Xue, "Micro structural evolution in adiabatic shear localization in stainless steel", Acta Materialia, vol. 51, pp. 1307–1325, 2003.

 

[18] L. E. Murr, E. Ferreyra, S. Pap, J. M. Rivas, C. Kennedy, A. Ayapu, E. I. Garcia, J. C. Sanchez, W. Huang, & C. S. Niou, "Novel deformation processes and microstructures involving ballistic penetrator formation and hypervelocity impact and penetration phenomena", Materials Characterization, vol. 37, pp. 245-276, 1996.

 

[19] N. Kahraman, B. Gulence, & F. Findik, "Joining of titanium/stainless steel by explosive welding and effect on interface", Journal of Materials Processing Technology, vol. 169, pp. 127-133, 2005.

 

[20] D. Jaramillo & A. Szecket, "On the transition from a waveless to wavy interface in explosive welding", Materials science and engineering, 1987.

 

6- پی نوشت

[1] Amatol

[2] TNT

[3] Shock Waves

[4] Energy-dispersive spectroscopy-(EDS)

[5] Tamhankar

[6] Energy-dispersive spectroscopy-(EDS)

 

 

برای ارجاع به این مقاله از عبارت ذیل استفاده نمایید:

Please cite this article using:

Ali Ebrahimi Akbarabadi, Abbas Saadat, Mohammad Reza Khanzadeh, Hamid Bakhtiari, Investigation of the Effect of Thermal Treatment after Welding on the Corrosion Properties of the Interconnecting Joint Wall of Cu/SS 304 Sheets, New Process in Material Engineering, 2024, 17(4), 51-65.

 

 

 

---