核電廠定位銷局部干法水下TIG焊接工藝

孫清潔，張清華，趙永慶，郭佳威，李天佑，班華康，侯少軍

(1.哈爾濱工業大學,先進焊接與連接國家重點實驗室,哈爾濱,150001；2.哈爾濱工業大學(威海),特種焊接技術省重點實驗室,威海,264209)

0 序言

在核電廠運行過程中，不可避免的會涉及到核電站內部設備的更換及維修，為了減少核輻射的影響，這些過程往往在水中進行.這就對水下焊接技術提出了迫切需求[1].當前水下焊接的主要研究方向是水下藥芯焊絲氣焊接和水下激光焊接，但是前者焊接煙塵大，水下可見度低，焊接質量差，不適合核電領域的焊接[2].而后者設備昂貴，體積較大，對工件裝配精度要求高.鎢極氬弧焊具有焊縫成形美觀、焊接過程穩定、焊接質量好等優點[3].適用于核電廠水下設備的更換及維修.然而，對于水下作業的TIG焊接加工，水下環境會導致焊接起弧困難并降低焊接過程中的電弧穩定性，因此局部干燥空腔的形成是局部干法水下TIG焊接的關鍵因素，持續有效的排水以及營造焊接區域的局部干燥空腔尤為重要.

沈相星等人[4]開發了一款具備預熱功能的水下局部干法焊接專用排水罩，能夠在顯著降低焊接接頭硬度的同時提高韌性.Wang等人[5]研制的雙氣體結構排水罩可以克服水下焊接過程中焊接區域保護和除渣的困難.Fu等人[6]通過自主設計的雙層氣體保護噴嘴得到的水下焊接接頭，其抗拉強度和沖擊韌性接近陸上焊接接頭.Liao等人[7]將局部干法雙脈沖MIG焊接技術成功應用于304不銹鋼板的堆焊，發現雙脈沖電流對熔池具有良好的攪拌效果，可以改善熔池中元素分布的均勻性，焊縫微觀組織分布更加均勻.Guo等人[8]利用自主設計的排水裝置進行水下激光焊接，研究了不同工藝參數下對接接頭的力學性能的影響，水下焊接接頭的工藝參數范圍與陸上焊接接頭性能相當.Han等人[9]利用自主設計的排水裝置進行局部干法MIG焊接時，發現保護氣體壓力和排水氣體壓力的變化均對焊接加工過程產生較大影響，氣體壓力較大時焊接電弧出現斷弧的情況；氣體壓力較小時，電弧燃燒的穩定性被水破壞，影響焊縫的成型性.為了保證水下TIG焊槍的可靠性和靈活性.該文設計了一款氣罩式水下TIG焊槍，并對其焊接工藝進行研究，以應用于核電水下定位銷的更換及修復.

Z2CN19-10控氮不銹鋼屬于超低碳奧氏體不銹鋼，并含有一定量的氮元素，其特點是含碳量非常低，因而具有良好的抗晶間腐蝕性能.奧氏體不銹鋼的強度雖然受到超低碳含量的制約，但是也可以利用氮元素的固溶強化作用來提高.并且，控氮奧氏體不銹鋼不但具有超低碳不銹鋼固有的良好抗晶間腐蝕性能，而且具有較高的強度和耐中子輻照脆化性能，因而被廣泛應用在核電堆內構件、主管道和水注箱等重要設備制造過程中[10].該文中采用自主研發的水下TIG焊接專用焊槍對控氮不銹鋼進行水下焊接試驗，研究其進氣方式和焊接電流焊接速度對焊縫成形、微觀組織以及力學性能的影響.

1 試驗方法

水下局部干法TIG焊接系統由水下TIG焊炬、焊接電源和高速攝像系統組成.試驗用水下焊槍是自主設計制作的氣罩式TIG焊槍.具有內、外兩個噴嘴.通過內、外兩層保護氣的雙聯保護，使電弧可以在水下穩定燃燒.焊接過程采用電源型號為奧地利Fronius公司生產的TransTig 2200焊機，電弧形態高速攝像采用日本奧林巴斯公司的i-SPEED 3相機，拍攝速度為2 000 幀/s.該焊槍結構及加工過程如圖1所示，焊槍由驅動電機、導電體、聯軸器、編碼器、同軸攝像頭、導電轉動體、銅底座、導流罩、鎢極夾、陶瓷噴嘴、鎢極等部分組成.

圖1 水下TIG焊系統結構及焊接過程示意圖Fig.1 Schematic of underwater TIG torch and welding process

設計內、外兩個噴嘴，內層保護氣從進氣口流入后，從內噴嘴底部圍繞鎢極流出；外層保護氣從進氣口流入后，充滿焊炬內的空腔.內層保護氣主要起排開鎢極下方水膜、維持電弧穩定燃燒的作用.外層保護氣在排開焊槍下方水流的同時阻止水流進入焊炬內部.電弧通過內、外兩層保護氣的雙聯保護，可以在水下穩定燃燒.在此基礎上，由偏心電機帶動的鎢極繞固定直徑的圓形路徑運動.僅需將焊炬找正焊接位置，就可完成整個焊接過程，使焊接過程簡化.試驗材料為核級材料Z2CN19-10控氮不銹鋼，成分如表1所示.

表1 Z2CN19-10的化學成分(質量分數，%)Table 1 Chemical composition of Z2CN19-10

整個焊接試驗均在試驗水箱中進行，水深為50 mm.如圖2所示為力學性能檢測的實物圖.焊縫性能測試采用100 kN萬能拉伸試驗機夾持自制夾具進行焊接試樣的擠出試驗，移動速率為3 mm/min，分析不同參數下焊接試樣焊縫的力學性能.同時為了分析驗證水下、陸上焊接接頭各個區域的硬度值差異，采用HVS1000型顯微硬度計對焊接接頭進行橫向顯微硬度測試，每兩個硬度取值點間隔距離為0.2 mm.載荷為4.903 N，加載時間為10 s.

圖2 力學性能檢測實物圖Fig.2 Schematic diagram of performance detection

2 結果與討論

2.1 通氣方式對焊接過程穩定性的影響

不同進氣方式下的排水效果如圖3所示，對比了圖3(a)中內外均通氬氣和圖3(b)中內層通氬氣外層通高壓空氣的兩種不同通氣方式下的焊縫成形性、排水效果.對比了排水過程、焊縫成形以及焊接過程中的電弧形態，發現雖然兩種進氣方式均能排開焊接區域的水，但是圖3(b)中內層通氬氣外層通高壓空氣會將空氣卷入焊接區域.這不但影響電弧穩定性，而且造成了嚴重的鎢極燒損和焊縫氧化，不同進氣方式下的電弧形態圖4所示.此外，空氣環境下難以起弧，原因是此時空氣環境包含的O2，N2，CO2和H2等雙原子分子和多原子分子，電離前將發生分解反應形成原子，分解反應吸熱，需要更大的電離能.因此，局部干法水下TIG焊槍選擇內外均通氬氣.

圖3 不同進氣方式下的排水效果Fig.3 Drainage effect under different gas air intake modes.(a) both argon;(b) argon inside,high pressure air outside

圖4 不同進氣方式下的電弧形態Fig.4 Arc morphology under different gas intake modes.(a) both argon;(b) argon inside,high pressure air outside

2.2 焊接工藝參數對焊縫質量的影響

2.2.1 焊接電流對焊縫成形的影響

保持焊接速度2 mm/s不變，研究焊接電流對焊縫質量的影響.不同焊接電流下的焊縫成形及橫截面如圖5所示.電流過大時焊縫表面成形變差，焊道也變得彎曲.原因是焊接電流太大會使水膜來不及被排干凈就直接汽化分解，減弱保護效果.這是水下焊接環境特殊的冷卻條件造成的.不同焊接電流下的熔寬熔深如圖6所示，隨著焊接電流增大，焊縫熔深、熔寬均增加，但熔深的增長速率明顯比熔寬小.原因是焊接電流較小時，熔池厚度方向散熱速度遠大于水平方向，熔池很難向下流動，因此熔深增加幅度較小.

圖5 不同焊接電流下的焊縫成形及橫截面Fig.5 Weld forming and cross sections under different welding currents.(a) 30 A;(b) 50 A;(c) 70 A;(d)90 A;(e) 110 A

圖6 不同焊接電流下的熔寬熔深Fig.6 Melting widths and penetrations at different welding currents

2.2.2 焊接速度對焊縫成形的影響

保持焊接電流70 A不變，研究不同焊接速度對焊縫質量的影響,不同焊接速度下的焊縫成形及橫截面如圖7所示.從焊縫成形角度分析，焊接速度過小或過大均不能實現良好的焊接效果，焊接速度過慢會導致水膜來不及排干就蒸氣氣化，降低保護效果；焊接速度過快導致焊接熱輸入減少，加劇了水下熔池凝固過快的現象.不同焊接速度下的熔寬熔深如圖8所示，隨著焊接速度的增大，焊縫熔深熔寬均隨之減小，與陸上焊接得到的規律相似.但是由于水的冷卻作用較強，焊縫的熔寬和熔深均無法達到陸上焊接效果.結合上述成形性的分析可知，水下焊接相較于陸上焊接工藝窗口更小.

圖7 不同焊接速度下的焊縫成形及橫截面Fig.7 Weld forming and cross sections under different welding speeds.(a) 1.5 mm/s;(b) 2 mm/s;(c) 2.5 mm/s;(d) 3 mm/s;(e) 3.5 mm/s

圖8 不同焊接速度下的熔寬熔深Fig.8 Melting width and penetration at different welding speeds

2.3 陸上水下焊縫質量對比

水下局部干法焊接與陸上焊接的差別是水下環境，對比不同焊接環境下的焊縫成形、微觀組織以及力學性能可以驗證焊槍的水下焊接適應性.水下與陸上焊縫成形對比如圖9所示，陸上焊接時熔深比水下焊接時大，熔寬比水下小.原因是，與陸上焊接相比水下焊接增加了焊接環境中水的影響因素，在水下TIG焊接過程中，電弧周圍的水加熱沸騰需要消耗部分電弧熱量，作用在工件上的熱輸入減少；加之水冷卻速度快，在焊接過程中焊縫在厚度方向上的散熱速率高于水平方向，熱量難以向熔池下方傳輸，熔化的金屬向兩側鋪展，從而水下焊接得到的熔深比陸上的小，熔寬比陸上大.

圖9 水下與陸上焊縫成形對比Fig.9 Weld seams comparison between underwater and onshore.(a) onshore;(b) underwater

在距焊縫中心5 mm處采集陸上和水下焊接過程中的熱循環曲線，如圖10所示.

圖10 水下與陸上熱循環曲線對比Fig.10 Thermal cycles comparison between underwater and onshore

陸上焊接時由峰值溫度424 ℃冷卻到100 ℃整個過程持續了大概44.9 s，受到水下環境的影響，水下焊接的峰值溫度約為陸上的一半，冷卻過程持續了約7.7 s，冷卻時間縮短了83%.根據元素成分計算此不銹鋼的凝固模式為F-A凝固模式，凝固時先析出相為鐵素體，當溫度降至固相線后發生固態相變，大部分的鐵素體轉變為奧氏體，其中未轉變的鐵素體殘留在奧氏體邊界，保留到室溫.綜上所述，焊縫微觀組織為奧氏體(γ-austenite)和未轉變的鐵素體(δ-ferrite).水下焊接接頭和陸上焊接接頭的熔合線、焊縫中心和焊縫下部的顯微組織如圖11所示，焊縫中心處主要分布著奧氏體等軸晶與殘留在奧氏體邊界的未完全轉變的鐵素體.并且，水下焊接組織較細，而陸上焊接組織較粗如圖11(b)所示.原因是水下環境的快速冷卻作用，提高了焊縫中心組織的形核率，導致晶粒細化；陸上TIG焊接的熔合線附近分布著較多短而細的碎密鐵素體枝晶，枝晶向焊縫中心生長，逐漸連貫密集，并且部分枝晶產生了二次枝晶，陸上焊接接頭熔合線顯微組織如圖11(a)所示，陸上焊縫下部顯微組織如圖11(c)所示.在水下局部干法TIG焊接過程中，因為熔池冷卻速度的進一步提高，所以焊縫中的鐵素體來不及向奧氏體轉變，導致焊縫中的鐵素體含量增加.

圖11 水下與陸上顯微組織對比Fig.11 Microstructure comparison between underwater and onshore.(a) fusion line;(b) weld center;(c) the lower part of the weld

熔合線附近的樹枝狀鐵素體出現的更多，并開始出現板條狀鐵素體，枝晶向焊縫中心生長，先后出現了柱狀樹枝晶和細小的等軸晶晶粒，水下焊接接頭熔合線顯微組織如圖11(a)所示，水下焊縫下部顯微組織如圖11(c)所示.雖然水下TIG焊縫析出的奧氏體含量較低，一定程度上降低了焊縫強度，但是在水介質中，液態金屬冷卻速度快，晶粒得到細化，強度反而有所提高，總體表現為水下焊縫強度較高，水下陸上力學性能對比如表2所示.

表2 水下陸上力學性能對比Table 2 Mechanical properties comparison between underwater and onshore

水下焊接接頭和陸上焊接接頭不同區域的顯微硬度分布如圖12所示.陸上焊接接頭和水下焊接接頭的焊縫區顯微硬度均比母材高，熱影響區的顯微硬度最低.由于水下焊接接頭的晶粒細小，根據霍爾佩奇公式可知，晶粒尺寸越小，材料的顯微硬度值就越大.因此水下焊接接頭顯微硬度的平均值為171.7HV，高于陸上焊接接頭的平均值168.4HV.上述分析證明了該焊槍的排水效果好、焊接過程穩定，焊接質量與陸上焊縫相當.

圖12 水下陸上顯微硬度對比Fig.12 Microhardness comparison between underwater and onshore

3 結論

(1)對于焊槍保護氣進氣方式而言，相比內層通氬氣外層通高壓空氣的進氣方式，當內層與外層均通氬氣時，水下焊接保護效果良好且焊接過程穩定.熔寬隨工藝參數的變化速率高于熔深，說明焊縫在深度方向上的散熱速率高于水平方向.

(2)與陸上焊接相比，水的快速冷卻作用會使焊縫中奧氏體析出相減小，晶粒明顯細化.顯微硬度與力學性能的結果證明，將此焊槍應用于水下焊接，可以獲得和陸上焊接力學性能相媲美的焊縫.