鐘建偉，盛國(guó)福，余國(guó)嚴(yán)，謝志剛，高明月，馮 亮

(中廣核鈾業(yè)發(fā)展有限公司，廣東 陽江 529500)

壓水堆燃料組件新型燃料組件設(shè)計(jì)中，其中一個(gè)重要新設(shè)計(jì)變化是骨架，導(dǎo)向管部件采用了導(dǎo)向管外管與導(dǎo)向管內(nèi)管相焊接的方式進(jìn)行連接，有別于AFA 3G燃料組件骨架，其采用抗彎曲性能優(yōu)良的MONOBLOCTM導(dǎo)向管。MONOBLOCTM導(dǎo)向管有約200 mm長(zhǎng)的內(nèi)徑變徑的緩沖段，壁厚從導(dǎo)向管上部的0.5 mm增加到下部的1.18 mm，與靠近下管座的端部格架焊舌片相連接。骨架由11層格架、24根導(dǎo)向管部件、1根儀表管、1個(gè)下管座組成，導(dǎo)向管部件由導(dǎo)向管外管、導(dǎo)向管內(nèi)管與端塞焊接而成，長(zhǎng)約3900 mm，靠近下管座為長(zhǎng)約630 mm的導(dǎo)向管內(nèi)外管組成的管中管段，格架與導(dǎo)向管通過壓力電阻焊的方式將格架焊舌片與導(dǎo)向管點(diǎn)焊連接在一起。壓力電阻點(diǎn)焊是將工件壓緊在兩電極之間，并通以電流，利用電流流經(jīng)工件接觸面及臨近區(qū)域產(chǎn)生的電阻熱將其加熱到融化或塑性狀態(tài)，使之形成金屬結(jié)合的一種方法[1]，壓力電阻焊中對(duì)焊接性能影響較大的三個(gè)參數(shù)為焊接電流、焊接時(shí)間和焊接壓力[2]。劉波等[3]等針對(duì)AFA3G燃料組件，首次對(duì)格架與MONOBLOCTM導(dǎo)向管之間的壓力電阻點(diǎn)焊進(jìn)行研究，獲得適合的焊接工藝參數(shù)規(guī)范范圍。孫海濤等[4]針對(duì)三層超厚高強(qiáng)鋼板電阻點(diǎn)焊進(jìn)行研究，認(rèn)為適當(dāng)增大電極壓力和焊接電流，可以提高焊接質(zhì)量。王攀等[5]采用正交試驗(yàn)法，對(duì)電阻點(diǎn)焊焊接參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化研究，認(rèn)為電極壓力、焊接電流和焊接時(shí)間這3個(gè)參數(shù)對(duì)點(diǎn)焊接頭焊接質(zhì)量都有影響，且焊接電流影響程度最明顯，其次為焊接時(shí)間，電極壓力影響程度最小。

針對(duì)新型骨架用鋯合金導(dǎo)向管外管與內(nèi)管焊接代替緩沖段的新設(shè)計(jì)，相應(yīng)的焊接工藝研究未見報(bào)道。本文針對(duì)薄壁鋯合金Zr4管材，研究了焊接電流和焊接壓力對(duì)其組織與性能的影響，優(yōu)化導(dǎo)向管外管單管段與焊舌片、導(dǎo)向管內(nèi)外管雙管段與焊舌片第一次和第二次的壓力電阻點(diǎn)焊工藝，使其獲得較高的剪切力和熔核金相尺寸，為后續(xù)燃料組件骨架壓力電阻焊接工藝研究提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)方法

焊接質(zhì)量好壞的評(píng)判因素有多種，如焊點(diǎn)加熱快慢、熔核大小、熔核噴濺以及抗拉伸載荷等[6]，新型燃料組件骨架點(diǎn)焊的技術(shù)要求見表1。

表1 骨架點(diǎn)焊技術(shù)要求

焊接設(shè)備為國(guó)產(chǎn)的骨架點(diǎn)焊機(jī)，由STAUNLI RX160六軸工業(yè)機(jī)器人、焊槍、HARMS+WENDE中頻直流逆變焊接電源系統(tǒng)、可移動(dòng)式擴(kuò)張芯軸控制系統(tǒng)、大理石組裝平臺(tái)及焊接夾具等部分組成。為獲得更好的點(diǎn)焊效果，機(jī)器人點(diǎn)焊電極采用柱狀弧面電極，減小電極與工件的接觸面積，增大電流密度和改善電極壓強(qiáng)分布[7]。

導(dǎo)向管外管和內(nèi)管試樣短管以及0.425 mm厚焊舌片材料均為國(guó)產(chǎn)Zr4鋯合金，導(dǎo)向管外管外徑φ12.45 mm，內(nèi)徑φ11.35 mm，導(dǎo)向管內(nèi)管外徑為φ11.05 mm，內(nèi)徑φ10.09 mm，導(dǎo)向管內(nèi)外管間存在單邊0.15 mm的間隙。

焊舌片與導(dǎo)向管外管單管進(jìn)行焊接，稱之為單管段焊接，焊接示意和實(shí)物圖見圖1。骨架導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊時(shí)，如圖2所示。

圖1 導(dǎo)向管外管單管與焊舌片焊接實(shí)物圖Fig.1 The welding drawing of outer guide tube with welding tongue piece

采用線切割制備金相試樣，經(jīng)熱鑲嵌后依次用400#、800#、1200#金相砂紙拋光，用硝酸、鹽酸配比的腐蝕液觀察金相組織；采用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)焊接接頭進(jìn)行壓縮剪切試驗(yàn)；采用高壓釜對(duì)試樣進(jìn)行水腐蝕，按ASTM G2技術(shù)條件，在溫度360 ℃、壓力18.7 MPa的水中，經(jīng)72+8h腐蝕后與標(biāo)準(zhǔn)試樣進(jìn)行比對(duì)，并對(duì)隨爐腐蝕標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行稱重測(cè)量。

圖2 骨架內(nèi)外管與焊舌片焊接示意圖Fig.2 The welding drawing of outer and inner guide tube with welding tongue piece for skeleton

2 結(jié)果與分析

2.1 焊接電流和電極壓力對(duì)焊點(diǎn)性能的影響

結(jié)合工藝預(yù)實(shí)驗(yàn)，將焊接時(shí)間設(shè)計(jì)為固定參數(shù)值20 ms，焊接壓力為180、200和220 N，焊接電流為1.75、1.85、1.95、2.05和2.15 kA，焊接參數(shù)組合見表2。

表3為導(dǎo)向管外管單管與焊舌片焊接的剪切力、金相熔核尺寸和腐蝕結(jié)果。由表3可知，當(dāng)焊接電流1.75 kA時(shí)，焊點(diǎn)熔核尺寸小于0.6 mm；焊接電流1.85 kA時(shí)，熔核尺寸在0.60～0.70 mm之間；焊接電流在1.95 kA時(shí)，熔核尺寸在0.70～0.87 mm之間。

表2 導(dǎo)向管外管單管與焊舌片焊接工藝參數(shù)

表3 不同焊接參數(shù)下單管焊接結(jié)果

表4為導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊的焊接工藝參數(shù)。為消除焊接時(shí)導(dǎo)向管內(nèi)外管之間的間隙，適當(dāng)增大了焊接壓力；同時(shí)導(dǎo)向管內(nèi)外管的壁厚之和為1.03 mm，較導(dǎo)向管外管單管壁厚0.55 mm增大了0.48 mm，工件厚度增加，焊接電流也適當(dāng)增大。參照先前的一些預(yù)試驗(yàn)結(jié)果，導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第一次焊接時(shí)，焊接時(shí)間設(shè)定為固定參數(shù)值20 ms，焊接壓力為260～300 N，焊接電流為2.80～3.00 kA。導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第二次焊接，經(jīng)歷了第一次焊接后，導(dǎo)向管外管與內(nèi)管間隙增大，間隙帶來焊接電流分流增大，相應(yīng)焊接電流隨之增加，第二次焊接時(shí)焊接電流選擇范圍在3.00～3.20 kA之間。

表5和表6為導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第一次和第二次焊接時(shí)中間能量和最小能量的剪切值、金相和腐蝕結(jié)果。由表可知，薄壁導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊時(shí)，隨著焊接能量的增大，剪切力和熔核尺寸也相應(yīng)增大，內(nèi)外管的結(jié)合面均已形成熔核。

表4 導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片點(diǎn)焊焊接工藝參數(shù)

表5 雙管第一次焊接點(diǎn)焊結(jié)果

表6 雙管第二次焊接點(diǎn)焊結(jié)果

在焊接電極壓力180 N及焊接時(shí)間20 ms條件下，不同焊接電流對(duì)導(dǎo)向管外管與焊舌片單管焊點(diǎn)剪切力和熔核尺寸的影響如圖3所示。由圖3可知，焊接電流從1.75 kA增大至2.15 kA時(shí)，焊點(diǎn)熔核尺寸平均值從0.589 mm增大至1.273 mm，焊點(diǎn)的剪切力也顯著增大。在相同焊接電極壓力及焊接時(shí)間條件下，焊接電流對(duì)熔核尺寸、剪切力的影響，導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊與單管段一致。這是由于點(diǎn)焊時(shí)焊接熱量由Q=I2Rt決定[7]，壓力電阻焊中析出熱量與焊接電流的平方成正比，其對(duì)產(chǎn)熱的影響比電阻和時(shí)間兩者都大，故焊接壓力對(duì)接觸電阻的影響不如焊接電流對(duì)熔核形成的影響大。焊接電流對(duì)焊點(diǎn)的熔核尺寸、剪切強(qiáng)度的影響最敏感，當(dāng)焊接壓力不變的情況下，減小焊接電流則會(huì)導(dǎo)致骨架導(dǎo)向管內(nèi)外管結(jié)合面的熔核不能形成。超過一定焊接電流閾值，隨著焊接電流的增大，熔核尺寸快速增大；若進(jìn)一步增大焊接電流，則容易導(dǎo)致飛濺，此時(shí)焊接金屬的缺失，導(dǎo)致剪切強(qiáng)度反而下降，并導(dǎo)致熔核區(qū)域壓痕過深，焊透率過大。

導(dǎo)向管外管的內(nèi)徑較小，焊槍電極無法伸入管內(nèi)，用銅擴(kuò)脹芯軸填充后，利用擴(kuò)張銅芯軸實(shí)現(xiàn)薄壁管材單面點(diǎn)焊，芯軸為焊接電流提供通道，并其脹開力為焊接階段提供所需的焊接壓力和鍛壓壓力，電極由工件的同一側(cè)向焊接區(qū)饋電，確保熔核壓實(shí)，防止產(chǎn)生裂紋、縮孔和工件燒穿等缺陷。在焊接電流2.15 kA及焊接時(shí)間20 ms條件下，不同焊接壓力對(duì)導(dǎo)向管外管與焊舌片單管焊點(diǎn)剪切力和熔核尺寸的影響如圖4所示。由圖4可知，在相同的焊接電流和焊接時(shí)間下，隨著焊接電極壓力的增加，焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度和熔核尺寸均呈下降的趨勢(shì)。這是由于增大了電極壓力，焊舌片與導(dǎo)向管外管粗糙表面的凸點(diǎn)被壓潰，接觸凸點(diǎn)隨之減小，因焊接電流通過時(shí)在接觸凸點(diǎn)時(shí)形成電流線的收攏，縮小電流通道而增加接觸電阻的情況，隨著壓潰的接觸表面凸點(diǎn)減小而降低了接觸電阻，盡管接觸電阻只在通電開始極短時(shí)間內(nèi)存在，隨后就會(huì)迅速減小以致消失，但在極短的通電焊接時(shí)間內(nèi)，電極與擴(kuò)張芯軸間的總電阻將減小，從而導(dǎo)致焊接產(chǎn)熱量減小。

圖3 焊接電流對(duì)焊點(diǎn)性能的影響Fig.3 Effects of welding current on properties of welding spot

圖4 電極壓力對(duì)焊點(diǎn)性能的影響Fig.4 Effects of electrode force on properties of welding spot

導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊時(shí)，焊接壓力對(duì)焊點(diǎn)性能的影響與單管段一致。導(dǎo)向管內(nèi)管在芯軸的支撐下內(nèi)徑保持不變，第二次焊接時(shí)對(duì)中性變得更差，內(nèi)外管之間間歇的增大，將消耗一部分電極壓力，使實(shí)際的焊接壓力降低，且間隙的不均勻?qū)⑹购附訅毫Σ▌?dòng)。為消除內(nèi)外管裝配間隙，將變形的導(dǎo)向管外管壓回并緊密貼合內(nèi)管表面，需大幅增大焊接電極壓力，以壓實(shí)熔核提高形核穩(wěn)定性。但焊接壓力不宜過大，過大的焊接壓力將導(dǎo)致電阻減小、析出熱量少、熔核尺寸縮小，且導(dǎo)致工件表面壓痕過深[8]，電極壓力過大也會(huì)影響伺服電機(jī)、焊槍電極臂等壽命[2]。在增大電極壓力的同時(shí)，相應(yīng)地增大焊接電流，以彌補(bǔ)電阻減小的影響。

綜上所述，在薄壁管材兩層或三層壓力電阻焊中，焊接電流對(duì)焊點(diǎn)的影響大于焊接壓力，綜合考慮焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度、金相熔核尺寸和耐腐蝕性，新型燃料組件管中管骨架單管段焊接時(shí)，焊接參數(shù)范圍為焊接壓力180～220 N，焊接電流1.95～2.15 kA，導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊，第一次焊接時(shí)的焊接工藝參數(shù)范圍為焊接電流2.90～3.10 kA，焊接壓力260～300 N，焊接時(shí)間20 ms；第二次焊接時(shí)的焊接工藝參數(shù)范圍為焊接電流3.00～3.20 kA，焊接壓力460～500 N，焊接時(shí)間20 ms，在上述工藝參數(shù)范圍內(nèi)，焊點(diǎn)的剪切力、熔核尺寸和腐蝕均滿足要求。

2.2 顯微組織觀察與分析

圖5為導(dǎo)向管外管單管與焊舌片點(diǎn)焊時(shí)大能量(2.15 kA、180 N)、小能量(1.85 kA、180 N)和中間能量(2.05 kA、220 N)的金相顯微組織。由圖5(a)可以看出，熔核略微偏向焊舌片一側(cè)，這是因?yàn)?.425 mm焊舌片與0.550 mm厚管材點(diǎn)焊時(shí)，管材的導(dǎo)熱性比焊舌片好，雖然導(dǎo)向管內(nèi)管側(cè)采用了導(dǎo)熱性較差的銅合金擴(kuò)脹芯軸，以減少管側(cè)的熱損失，但熔核仍向?qū)嵝圆畹暮干嗥粋?cè)稍微偏移。當(dāng)增大工件產(chǎn)熱，采用強(qiáng)條件(大電流和短時(shí)間)時(shí)，可改善熔核偏移的情況，見圖5(c)，這是由于通電時(shí)間短，使工件間接觸電阻產(chǎn)熱的影響增大，電極散熱的影響降低，有利于克服核心偏移。

圖6為導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊第一次焊接的金相顯微組織。從圖可知，薄壁管材與焊舌片三層點(diǎn)焊中，導(dǎo)向管內(nèi)管與外管結(jié)合處已形成熔核，當(dāng)焊接電流增大時(shí)，內(nèi)外管結(jié)合面處的熔核尺寸平均值從0.968 mm增加至1.336 mm；外管與焊舌片的熔核尺寸平均值從1.615 mm增大至1.921 mm。導(dǎo)向管內(nèi)外管的結(jié)合處存在0.15 mm間隙，焊接電極壓力施加在焊舌片表面上，較大的電極壓力迫使外管發(fā)生微變形，內(nèi)管在擴(kuò)張芯軸支撐下保持不變，內(nèi)外管貼合間隙減小，但內(nèi)外管表面的接觸電阻遠(yuǎn)小于焊舌片與導(dǎo)向管外管的接觸電阻。焊接開始通電時(shí)，焊舌片與導(dǎo)向管外管處產(chǎn)熱最大，導(dǎo)向管內(nèi)外管貼合處產(chǎn)熱次之；隨著通電時(shí)間增加，接觸電阻消失，但由于焊舌片與導(dǎo)向管外管處散熱比導(dǎo)向管內(nèi)外管貼合處更差，在焊舌片與導(dǎo)向管外管接觸面一個(gè)小范圍內(nèi)溫升最快，最先達(dá)到焊接溫度區(qū)從而形成熔核；當(dāng)焊接電流足夠大時(shí)，焊接區(qū)域擴(kuò)大到導(dǎo)向管內(nèi)外管貼合面附近，導(dǎo)向管內(nèi)外管貼合面處亦有熔核形成。

(a1、a2)焊接電流1.85 kA，焊接壓力180 N，焊接時(shí)間20 ms；(b1、b2)焊接電流2.05 kA，焊接壓力200 N，焊接時(shí)間20 ms；(c1、c2)焊接電流2.15 kA，焊接壓力180 N，焊接時(shí)間20 ms圖5 導(dǎo)向管外管單管與焊舌片焊接試樣金相顯微組織(a1,a2) welding current with 1.85 kA, welding pressure with180 N, welding time with 20 ms; (b1,b2) welding current with 2.05 kA, welding pressure with 200 N, welding time with 20 ms; (c1,c2) welding current with 2.15 kA, welding pressure with 180 N, welding time with 20 msFig.5 Microstructure of the welding sample of outer guide tube with welding tongue piece

(a1,a2)焊接電流2.80 kA，焊接壓力300 N，焊接時(shí)間20 ms；(b1,b2)焊接電流2.90 kA，焊接壓力280 N，焊接時(shí)間20 ms；(c1,c2)焊接電流3.00 kA，焊接壓力260 N，焊接時(shí)間20 ms圖6 導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第一次焊接試樣金相顯微組織(a1,a2) welding current with 2.80 kA, welding pressure with 300 N, welding time with 20 ms; (b1,b2)welding current with 2.90 kA, welding pressure with 280 N, welding time with 20 ms; (c1,c2) welding current with 3.00 kA, welding pressure with 260 N, welding time with 20 msFig.6 Microstructure of the first welding sample of outer and inner guide tube with welding tongue piece

(a1,a2)焊接電流2.60 kA，焊接壓力260 N，焊接時(shí)間20 ms；(b1,b2)焊接電流2.70 kA，焊接壓力260 N，焊接時(shí)間20 ms圖7 減小焊接電流試樣的金相顯微組織(a1,a2) welding current with 2.60 kA, welding pressure with 260 N, welding time with 20 ms; (b1, b2) welding current with 2.70 kA, welding pressure with 260 N, welding time with 20 msFig.7 Microstructure of sample with decreasing welding current

(a1,a2)焊接電流3.00 kA，焊接壓力500 N，焊接時(shí)間20 ms；(b1,b2)焊接電流3.10 kA，焊接壓力480 N，焊接時(shí)間20 ms；(c1,c2)焊接電流3.20 kA，焊接壓力460 N，焊接時(shí)間20 ms圖8 導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第二次焊接試樣金相顯微組織 (a1,a2) welding current with 3.00 kA, welding pressure with 500 N, welding time with 20 ms; (b1,(b2) welding current with 3.10 kA, welding pressure with 480 N, welding time with 20 ms; (c1,c2) welding current with 3.20 kA, welding pressure with 460 N, welding time with 20 msFig.8 Microstructure of the second welding sample of outer and inner guide tube with welding tongue piece

圖7為焊接壓力260 N不變的情況下，焊接電流為2.60 kA和2.70 kA的金相顯微組織。由圖可知，薄壁導(dǎo)向管內(nèi)外管的結(jié)合處出現(xiàn)了無熔核的現(xiàn)象，這是熔核優(yōu)先在散熱最差的焊舌片與導(dǎo)向管外管接觸面區(qū)域形成，由于焊接產(chǎn)熱的減小，導(dǎo)向管內(nèi)外管結(jié)合面的微小間隙帶來的散熱提升和焊接電流的分流，導(dǎo)向管內(nèi)外管接觸面溫度無法達(dá)到焊接溫度區(qū)間。

圖8為導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片三層點(diǎn)焊第二次焊接的金相顯微組織。由圖中可看出，雙管的內(nèi)管與外管的結(jié)合處形成熔核同第一次焊接的金相結(jié)果類似。導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片第二次焊接時(shí)，導(dǎo)向管內(nèi)外管的間隙由第一次的單邊0.15 mm增大至0.3～0.4 mm，因此需要更大的電極壓力來消除內(nèi)外管間隙。與第一次焊接的電極壓力相比，增大了200 N，同時(shí)相應(yīng)增大焊接電流，對(duì)熔核直徑變化不敏感的適中電流范圍增大至3.00～3.20 kA。后續(xù)燃料組件骨架采用“管中管”設(shè)計(jì)時(shí)，建議進(jìn)一步消除導(dǎo)向管內(nèi)外管的間隙，間隙減小至0.10 mm較為合適；另外，適當(dāng)降低焊接壓力，避免裝配間隙需要靠壓力來消除，消耗一部分電極壓力，使實(shí)際的焊接壓力降低，也可減小壓痕并提高焊槍設(shè)備的使用壽命。

3 結(jié)論

1)新型燃料組件骨架，導(dǎo)向管外管與焊舌片單管點(diǎn)焊，較佳焊接工藝參數(shù)范圍為焊接電流1.95～2.15 kA、焊接壓力180～220 N和焊接時(shí)間20 ms；

2)導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片點(diǎn)焊，第一次焊接時(shí)的焊接工藝參數(shù)范圍為焊接電流2.90～3.10 kA、焊接壓力260～300 N和焊接時(shí)間20 ms；第二次焊接時(shí)的焊接工藝參數(shù)范圍為焊接電流3.00～3.20 kA、焊接壓力460～500 N和焊接時(shí)間20 ms；

3)在薄壁管材兩層或三層壓力電阻焊中，焊接電流對(duì)焊點(diǎn)的影響大于焊接壓力；焊接壓力增加可增大形核的穩(wěn)定性，其對(duì)熔核尺寸的影響較?。辉龃蠛附与娏骱秃附訅毫?，導(dǎo)向管內(nèi)外管與焊舌片焊接時(shí)，導(dǎo)向管內(nèi)管與外管的結(jié)合面處第一次焊接和第二次焊接均可形成熔核；

4)后續(xù)新型燃料組件骨架管中管設(shè)計(jì)時(shí)，建議減小導(dǎo)向管內(nèi)外管的間隙，同時(shí)保證裝配，選擇間隙值為0.10 mm較為合適。