張剛，徐梓龍，王開飛，朱明，石玗

(蘭州理工大學(xué),省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,蘭州,730050)

0 序言

發(fā)展核電是優(yōu)化能源結(jié)構(gòu)、減少環(huán)境污染和保證能源安全的國家戰(zhàn)略需要.為保障核能安全可靠、可持續(xù)發(fā)展，制定了乏燃料后處理循環(huán)再利用策略.乏燃料后處理首先將核燃料組件在溶解器內(nèi)進(jìn)行剪切、硝酸溶解等處理，而溶解器焊縫腐蝕、裂紋破損是造成核泄漏及產(chǎn)生壓力不平衡引發(fā)爆炸等的關(guān)鍵因素[1-2].因此在役溶解器焊縫質(zhì)量檢測及裂紋等缺陷的快速焊接修復(fù)對保證乏燃料后處理安全進(jìn)行、防止核泄漏至關(guān)重要，也是目前乏燃料泄露應(yīng)急處置的迫切技術(shù)需求.

當(dāng)前乏燃料溶解器主要用5～ 6 mm 厚奧氏體不銹鋼焊接制造而成，要實(shí)現(xiàn)其焊縫腐蝕微裂紋、貫穿裂紋等缺陷的一次性可靠修復(fù)，核心是必須保證溶解器缺陷位置的單面焊雙面成形[3].國內(nèi)外眾多學(xué)者對此進(jìn)行了相關(guān)研究，并取得了一些可喜可賀的成果.活性鎢極氬弧焊(active tungsten inert gas welding,A-TIG)作為不銹鋼常用的深熔焊方法之一，能夠?qū)崿F(xiàn)熔深6～ 10 mm 的單面焊雙面成形[4-5].近些年，發(fā)展應(yīng)用K-TIG 焊工藝實(shí)現(xiàn)了4 mm厚304 不銹鋼的深熔焊接[6-7].利用激光電弧復(fù)合焊也實(shí)現(xiàn)了6 mm SUS301L-MT 奧氏體不銹鋼和8 mm 高強(qiáng)鋁合金的全熔透焊接[8-9].齊鉑金等人[10]研發(fā)了超高頻脈沖TIG 焊接電源，實(shí)現(xiàn)了5 mm 0Cr18Ni9Ti 奧氏體不銹鋼的全熔透焊接，并研究了超高頻脈沖電弧對熔池的熱、力作用，揭示了深熔焊機(jī)制[11-12].

盡管上述新型焊接方法能夠?qū)崿F(xiàn)4～ 6 mm 厚不銹鋼的單面焊雙面成形，但在核輻射和溶解器安裝空間狹小的特殊現(xiàn)場施工條件下，此類焊接工藝表現(xiàn)出一些局限性，如人工涂覆活性劑、K-TIG 焊槍尺寸偏大，激光-MAG 復(fù)合槍頭與設(shè)備結(jié)構(gòu)尺寸較大等，在一定程度上限制了其在特殊環(huán)境和空間內(nèi)的正常安全使用.針對以上問題，文中提出直流疊加脈沖型TIG 焊接工藝，嘗試實(shí)現(xiàn)5 mm 厚304不銹鋼的單面焊雙面成形，分析疊加直流的高頻脈沖TIG 焊電弧-熔池特性的變化，探討直流疊加脈沖型TIG 焊實(shí)現(xiàn)深熔焊的物理機(jī)制，為實(shí)現(xiàn)該方法在乏燃料溶解器現(xiàn)場焊接修復(fù)應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ).

1 試驗(yàn)方法

采用規(guī)格200 mm × 150 mm × 10 mm 的304不銹鋼板為試驗(yàn)基材.焊前對基材表面進(jìn)行打磨去除表面氧化膜、丙酮清洗處理.試驗(yàn)建立了如圖1所示的焊接控制系統(tǒng)，其主要包括：Miller Dynasty 350 焊機(jī)、Panasonic PANA-TIG TSP 300 焊機(jī)、I-speed 3 高速攝像機(jī)、DIAS 紅外熱成像儀，小車行走控制機(jī)構(gòu).高速攝像機(jī)鏡頭配備中心波長660 nm、帶寬±5 nm 的窄帶濾光片組成的復(fù)合濾光系統(tǒng)，并將其中心線對中鎢極尖端進(jìn)行電弧形態(tài)圖像采集.高速攝像機(jī)采樣率為1 000 Hz.利用兩臺(tái)紅外熱成像儀分別對熔池液態(tài)金屬表面溫度和工件背面溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測.紅外測溫儀與工件表面約成45°夾角放置，采樣率為60 Hz.鎢極直徑為3.2 mm，其尖端離工件表面高度為4 mm，保護(hù)氣體為99.99%的氬氣，流量為10 L/min，焊接速度為2 mm/s.在焊接試驗(yàn)過程中TIG TSP300 電源輸出直流電流波形，Miller Dynasty 350 電源輸出脈沖電流波形.先采用TSP300 電源高頻起弧，3 s 后將Miller Dynasty 脈沖電流波形疊加至直流波形上實(shí)現(xiàn)直流疊加脈沖型TIG 電弧起弧.等疊加型電弧穩(wěn)定燃燒后，利用高速攝像機(jī)和紅外熱成像儀同步采集電弧-熔池動(dòng)態(tài)視頻圖像.

圖1 焊接試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Diagram of welding experiment system

為研究直流疊加脈沖型TIG 焊接熔深增加原因，首先設(shè)計(jì)系列試驗(yàn)研究了相同等效電流不同脈沖電流頻率的電弧行為、熔池溫度及熔深的變化規(guī)律；其次分析了與脈沖TIG 焊相同等效電流下的直流疊加脈沖型TIG 焊的電弧、熔池溫度分布及熔深的變化.最后基于焊接物理理論討論了直流疊加高頻脈沖條件下焊縫熔深增加的物理機(jī)制.試驗(yàn)中采用的焊接參數(shù)如表1 和表2 所示.

表1 脈沖TIG 焊接參數(shù)Table 1 Pulsed TIG welding parameters

表2 直流疊加脈沖型TIG 焊接參數(shù)Table 2 Direct current added pulsed TIG welding parameters

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 脈沖電流頻率對TIG 焊電弧行為的影響

在試驗(yàn)過程中，利用I-SPEED3 高速攝像機(jī)實(shí)時(shí)采集了直流150 A 焊接試驗(yàn)的電弧形態(tài)圖像，如圖2a 所示.為了獲取電弧徑向特征尺寸，采用高速攝像機(jī)圖像視頻采集軟件系統(tǒng)自帶的圖像處理工具對圖像進(jìn)行增強(qiáng)處理，結(jié)果如圖2b 所示.從增強(qiáng)圖像中可以明顯區(qū)分出電弧輻射與等離子體邊界.為確保提取圖像特征數(shù)據(jù)的有效和可對比性，攝像機(jī)參數(shù)始終保持一致，并將鎢極直徑作為測量標(biāo)尺，獲得不同脈沖電流頻率的電弧直徑尺寸數(shù)據(jù).

圖2 直流TIG 焊電弧形態(tài)圖像Fig.2 TIG arc shape image with direct current.(a) raw image;(b) enhanced image and dimensional calibration and measurement

采用表1 焊接參數(shù)開展了6 組平板堆焊工藝試驗(yàn)，并從實(shí)時(shí)采集的6 組連續(xù)電弧視頻圖像中選取了同一焊接時(shí)刻的不同脈沖峰值電流的電弧形態(tài)圖像，如圖3 所示.利用圖2 測量方法統(tǒng)計(jì)了不同脈沖電流頻率的電弧徑向最大直徑尺寸.分析圖3 發(fā)現(xiàn)，當(dāng)脈沖電流頻率為零即直流焊接時(shí)，電弧直徑為5.657 mm；當(dāng)脈沖頻率從1 Hz 增加至1 kHz 時(shí)，脈沖峰值段電弧直徑從8.171 mm 減小至7.371 mm，呈現(xiàn)出電弧收縮趨勢，但均高于直流電弧直徑.觀察圖4 電流和電壓波形也可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)脈沖電流頻率處于中低頻階段時(shí)，方波脈沖電流、電壓周期性變化規(guī)律比較明顯.在一個(gè)脈沖周期內(nèi)，當(dāng)基值電流轉(zhuǎn)換至峰值電流時(shí)，依據(jù)電弧最小電壓原理，峰值電弧直徑勢必增大，以此維持電弧能量平衡.然而在此階段內(nèi)脈沖電流頻率的增加在一定程度上對電弧具有電磁壓縮作用；這種作用一方面增加了電弧的電流密度，使熔池液態(tài)金屬表面溫度升高；另一方面使電弧等離子流力和熔池內(nèi)部電磁力增大，熔池內(nèi)部液態(tài)金屬流動(dòng)加劇，且不銹鋼熔池液態(tài)金屬流動(dòng)方向是由邊緣流向中心，因此進(jìn)一步將熔池表面高溫液態(tài)金屬通過劇烈流動(dòng)帶到熔池底部，熔化母材金屬，增加焊縫熔深.由焊縫截面圖5 可以驗(yàn)證這一推論.

當(dāng)脈沖電流頻率繼續(xù)增加至5 kHz 時(shí)，結(jié)合圖3、圖4 和圖5 分析發(fā)現(xiàn)，相比于直流和中低頻脈沖峰值電弧，此高頻段內(nèi)的電弧被進(jìn)一步壓縮，最小直徑達(dá)到4.4 mm；脈沖電流波形不再是周期性變化的規(guī)則方波，峰基值電流變化趨近于150 A，近似于直流，但因峰基值電流的快速切換使電弧來不及完成周期性的擴(kuò)張收縮，始終處于電磁收縮狀態(tài)，進(jìn)而更有利于進(jìn)一步提高電弧電流密度和熔池能量密度，熔化更多的熔池底部基材金屬，增加焊縫熔深.縱觀現(xiàn)有相關(guān)研究結(jié)果[12-14]表明，高頻階段內(nèi)(小于10 kHz)脈沖頻率達(dá)到5 kHz 后，進(jìn)一步增加脈沖電流頻率，熔深增加非常小，基本保持不變；只有采用超高頻脈沖電流才會(huì)進(jìn)一步增加熔深.考慮文中研究目標(biāo)和實(shí)際應(yīng)用背景，在上述研究基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究直流疊加脈沖電流的焊接物理過程.

圖3 不同脈沖頻率的電弧形態(tài)Fig.3 Arc shape with different pulse frequency

圖5 脈沖頻率與焊縫熔深的關(guān)系Fig.5 Correlation of weld penetration with pulse frequency

2.2 直流疊加脈沖型TIG 電弧-熔池特征行為分析

采用表2 焊接參數(shù)進(jìn)行了6 組平板堆焊工藝試驗(yàn)，采集了如圖6 所示的電流疊加型電弧形態(tài)圖像.對比圖3 和圖6 發(fā)現(xiàn)，直流疊加型脈沖電弧形態(tài)變化與無疊加直流的脈沖電弧形態(tài)變化趨勢基本一致.隨著脈沖電流頻率的增加，疊加型電弧徑向收縮更加明顯，電弧覆蓋熔池半徑不斷縮小.圖7統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，在脈沖電流頻率5 kHz 內(nèi)，直流疊加脈沖型電弧直徑整體上小于無直流疊加的脈沖電弧直徑，特別是在2 kHz 以下，疊加型電弧磁壓縮作用更明顯，5 kHz 時(shí)達(dá)到3.95 mm.觀察實(shí)際焊接電弧動(dòng)態(tài)變化過程也發(fā)現(xiàn)，直流疊加脈沖型電弧挺度、穩(wěn)定性更高.分析認(rèn)為在相同等效電流作用下，疊加型電弧中直流分量有效增加了電弧的熱慣性和電磁力，減弱了峰基值交替時(shí)電弧熱場、力場及磁場的急劇變化，使電弧變得更穩(wěn)定、徑向壓縮更顯著.

圖6 不同頻率下的直流疊加脈沖型電弧形態(tài)Fig.6 Direct current added arc shape with different pulse frequency

圖7 脈沖頻率與電弧直徑的變化Fig.7 Variation of arc diameter with pulse frequency

直流疊加脈沖電流后不僅改變了脈沖電弧的形態(tài)、溫度場、磁場和力場的分布，更重要的是改變了熔池液態(tài)金屬的熱-力耦合行為.首先，直流的疊加增加了脈沖電弧的電弧等離子流力，增加了熔池表面的電弧壓力，提高了電弧的穿透能力.其次直流電磁場的作用使疊加型電弧徑向電磁收縮力增加，進(jìn)一步壓縮脈沖電弧，使得電弧電流和能量密度升高，熔池表面液態(tài)金屬溫度升高.由圖8 可見，疊加直流的熔池表面溫度明顯高于無疊加的.在有效電流值相同時(shí)，增加脈沖頻率，疊加電弧徑向半徑進(jìn)一步縮小，電流和能量密度繼續(xù)增大.在3～ 5 kHz頻率段內(nèi)，熔池表面溫度急劇上升，接近2 250 ℃.熔池表面液態(tài)金屬過熱是增加熔深的一個(gè)先決條件，而如何將熔池表面過熱金屬能量傳遞到熔池底部熔化母材是增加熔深的關(guān)鍵.熔池傳熱主要通過熱傳導(dǎo)和對流換熱實(shí)現(xiàn)，因此在母材有效電流輸入相同的情況下，傳熱主要采用對流換熱實(shí)現(xiàn).上述分析表明，疊加型電弧電流和能量密度的增加，使熔池電磁攪拌作用增強(qiáng)，液態(tài)金屬對流速度增加，將熔池表面高溫液態(tài)金屬快速流動(dòng)到熔池底部，進(jìn)一步熔化母材金屬.另外熔池底部散熱邊界與表面散熱邊界的不同，推遲或延長熔池底部液態(tài)金屬凝固時(shí)刻又是增加熔深的另一要素.

圖8 熔池表面平均溫度變化Fig.8 Average temperature of weld pool surface

分析無疊加直流的脈沖電流作用下的電弧行為可知，脈沖基值電弧僅維持電弧穩(wěn)定燃燒，基值階段熔池對流換熱比較緩慢，熔池?zé)彷斎霚p小，因此在7 A 基值電流作用時(shí)熔池底部將發(fā)生凝固，阻礙熔池底部金屬的熔化.由于采用了直流疊加脈沖電弧的特殊熱源，一方面直流增加了基值電流階段內(nèi)的熔池?zé)彷斎?；另一方面，直流疊加使高頻脈沖電弧對熔池持續(xù)壓縮作用急劇加大，減弱了熔池振蕩帶來的能量損耗，熔池的熱慣性效應(yīng)更加明顯，在短時(shí)間內(nèi)熔池?zé)崃糠e聚，增加熔池底部母材金屬的熔化，增加熔深.圖9 焊縫截面顯示，疊加直流后形成了指狀熔深，熔深明顯增加.

圖9 焊縫截面Fig.9 Cross-section of weld bead

為驗(yàn)證上述理論分析和推斷的合理性和準(zhǔn)確性，在直流疊加脈沖型電弧焊接試驗(yàn)中，對同步采集的熔池背面溫度變化也進(jìn)行了深入分析，如圖10所示.從圖10a 和10b 可以看出，熔池背面溫度場分布不均勻，靠近熔池前端溫度較高，熔池前端和尾部溫度具有一定的梯度差.直流疊加脈沖電弧作用下的熔池前端和尾部溫度相差較小，較小溫度梯度可減小熔池底部液態(tài)金屬熱量對流時(shí)的熱損失，因此能夠在一定程度上推遲熔池底部液態(tài)金屬的凝固，有利于對流熱量熔化更多的底部母材金屬、增加熔深.圖10c 結(jié)果顯示，直流疊加脈沖型TIG電弧作用的熔池背面最高溫度明顯高于無直流疊加的脈沖電弧作用的熔池背面最高溫度，且在相同等效電流、相同脈沖頻率的情況下，疊加型脈沖電弧與無直流疊加的脈沖電弧熔池背部溫度相差約150 ℃.在2～ 5 kHz 范圍內(nèi)，疊加型電弧作用的熔池背部最高溫度變化較小約50 ℃，而無疊加的電弧作用下相差約120 ℃，熔池背面溫度變化越大導(dǎo)致的焊縫熱積累越嚴(yán)重，使焊接過程越不穩(wěn)定.因此，在相同等效電流、相同脈沖頻率下直流疊加脈沖型電弧不僅增加了焊縫熔深，而且減小了焊縫的熱積累，穩(wěn)定了焊接過程，提高了焊縫成形質(zhì)量.

圖10 熔池背部最高溫度分布Fig.10 Max temperature of back-side weld pool.(a)back-side temperature distribution of weld pool of the 6th experiment;(b) back-side temperature distribution of weld pool of the 12th experiment;(c) back-side max temperature curve of weld pool with different frequency

2.3 直流疊加脈沖型TIG 焊熔深增加機(jī)理分析

統(tǒng)計(jì)了采用表2 焊接參數(shù)的直流疊加脈沖型TIG 電弧平板堆焊的焊縫熔深變化，如圖11 所示.

圖11 不同頻率下的焊縫熔深Fig.11 Weld penetration with different frequency

觀察圖11 可見，直流疊加至脈沖電弧后，焊縫熔深明顯增加，而且在脈沖峰值電流較小時(shí)，可實(shí)現(xiàn)大熔深焊接，降低了對設(shè)備性能的要求.通過上述電弧-熔池特征行為的分析表明，直流疊加脈沖型電弧熔深增加的原因主要有以下3 個(gè)方面：增加了電弧電流和能量密度；提高了熔池表面液態(tài)金屬溫度使之處于更高溫度；增加了熔池電磁攪拌力，使熔池流動(dòng)加劇，對流換熱充分，同時(shí)加強(qiáng)了熔池的熱慣性作用.

利用文中建立的試驗(yàn)系統(tǒng)及第一節(jié)所述的部分試驗(yàn)設(shè)置參數(shù)和峰值電流300 A，基值電流150 A，占空比50%，脈沖頻率5 kHz，直流83 A，焊接速度150 mm/min，氬氣流量為10 L/min 的工藝參數(shù)，在規(guī)格型號500 mm × 150 mm × 16 mm 的304 不銹鋼板(Y 形坡口鈍邊5 mm，對接間隙2 mm)上嘗試進(jìn)行了一次性可靠打底單面焊雙面成形的試驗(yàn).獲得的焊縫正反面形貌及截面如圖12 所示.試驗(yàn)結(jié)果表明，直流疊加脈沖型TIG 電弧能夠很好的實(shí)現(xiàn)5 mm 鈍邊坡口的一次性單面焊雙面成形；打底焊縫背面成形良好，全熔透狀態(tài)連續(xù)均勻一致性好.小坡口大鈍邊疊加型脈沖電弧焊接試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步表明，該方法能夠可靠地實(shí)現(xiàn)無背襯板條件下的深熔打底焊熔池背面的全熔透自由成形；為實(shí)現(xiàn)乏燃料溶解器臨界事件和常規(guī)巡檢現(xiàn)場焊接修復(fù)奠定了方法理論基礎(chǔ).

圖12 直流疊加脈沖型TIG 焊縫成形Fig.12 Weld bead formation of pulse TIG added DC.(a) weld bead shape;(b) cross-section of weld bead

3 結(jié)論

(1) 高頻脈沖電流焊接使電弧產(chǎn)生電磁收縮效應(yīng)，且隨著脈沖頻率從1 kHz 增加到5 kHz，電弧被壓縮程度明顯增強(qiáng)，電弧半徑越來越小.

(2) 直流疊加脈沖型TIG 電弧不僅增加了脈沖電弧電流密度和能量密度，而且提高了熔池表面的液態(tài)金屬溫度，增加了熔池電磁攪拌力，使熔池流動(dòng)加劇，對流換熱充分，同時(shí)加強(qiáng)了熔池的熱慣性作用.

(3) 直流疊加高頻脈沖型TIG 焊能夠?qū)崿F(xiàn)5 mm厚不銹鋼板對接的一次性可靠單面焊雙面成形.