CF3燃料組件下管座釬焊工藝及缺陷控制

李 莎，袁 野，鐘多軍

中核建中核燃料元件有限公司，四川 宜賓 644000

0 前言

核燃料組件“骨架”的功能是確保燃料組件的剛度和強度，承受整個燃料組件的質(zhì)量。下管座是“骨架”結(jié)構(gòu)的重要構(gòu)成部分，同時還控制著各燃料組件冷卻劑的流量分配。我國具有自主知識產(chǎn)權(quán)的“華龍一號”CF3型燃料組件采用了創(chuàng)新設(shè)計的釬焊式下管座，利用流道自身的幾何形狀進行異物過濾，減小了異物磨蝕引起的燃料破損[1]，但也大大增加了下管座結(jié)構(gòu)的精密度和復(fù)雜度，無法采用普通機加或熔化焊工藝，只能采用真空釬焊技術(shù)制造。

真空釬焊工藝可一次成形大量焊縫，尤其適用于復(fù)雜結(jié)構(gòu)如板翅結(jié)構(gòu)換熱器[2]、蜂窩結(jié)構(gòu)天線[3]等的制造。CF3下管座采用十字交叉網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，包括下管座結(jié)構(gòu)件、上筋條、下筋條、葉片、導(dǎo)向管座、儀表管座等100多個零部件，共有2 000余條釬焊縫，如圖1所示。其中，葉片和筋條的十字交叉焊縫以及筋條和下管座結(jié)構(gòu)件的T形焊縫可一次釬焊成形。但由于導(dǎo)向管座無法預(yù)置，導(dǎo)向管座和葉片筋條曲面交叉焊縫必須在第一次釬焊后開孔安裝再進行二次釬焊。且由于每種焊縫結(jié)構(gòu)、接合面積、釬料流動路徑不同，釬著率要求在99%以上，難度極高，需要采取適當(dāng)?shù)难a焊工藝，因此至少需采用三次循環(huán)工藝。目前，大多數(shù)真空釬焊工藝研究只針對一次循環(huán)工藝，針對BNi-2釬焊料的研究認為補焊會降低釬縫強度，不宜超過1次[4]。為此，本文針對CF3下管座使用的304L不銹鋼母材和BNi-7釬焊料，通過試驗驗證多次釬焊循環(huán)工藝是否會對母材和釬縫造成不利影響，并對多次循環(huán)補焊后的外觀缺陷進行控制和改進，進一步提高釬著率和成品率。

圖1 CF3下管座釬焊縫示意Fig.1 Schematic of brazed joints of CF3 bottom nozzle

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

試樣母材采用固溶態(tài)國產(chǎn)核級超低碳304L奧氏體不銹鋼。釬料選擇Ni-Cr-P系的BNi-7，熔點低（890 ℃）、釬料流動性好、熔蝕傾向低[5]，且不含高中子吸收截面的B元素，適用于核燃料組件制造。母材和釬料的化學(xué)成分如表1所示。

表1 304L不銹鋼及BNi-7釬焊料化學(xué)成分（質(zhì)量分數(shù)，%）Table 1 Chemical composition of 304Lstainless steel and BNi-7 filler metal（wt.%）

1.2 釬焊工藝

鎳基釬料釬焊不銹鋼時，推薦釬焊最佳間隙值為0 ～0.08 mm[5]，但對于釬焊式下管座這樣復(fù)雜的結(jié)構(gòu)，間隙太小裝配會極其困難。研究發(fā)現(xiàn)，對于BNi-7釬料，即使釬縫間隙僅為0.01 mm時，仍有磷化物存在[6]。BNi-7釬縫間隙在0.05 ～0.15 mm時，接頭的拉伸強度變化不大，即BNi-7釬料釬縫接頭性能對間隙有較好的寬容度[7]。因此，在保證釬縫性能的前提下，為降低裝配難度，減小裝配應(yīng)力，釬縫間隙初步選定為0.10 ～0.12 mm。

釬焊溫度一般高于釬料液相線溫度60 ～120℃，越靠近上限釬料流動性越好[5]。但奧氏體不銹鋼在超過1 100℃加熱時可能會引起母材晶粒明顯長大，同時增加母材熔蝕性，導(dǎo)致接頭耐腐蝕性降低[6]。故選擇釬焊溫度為1 015℃，可兼顧同時進行固溶處理，提高釬料的填隙性能并增加耐蝕性。

保溫時間主要取決于母材和釬料的相互作用特性，同時也和焊接厚度、間隙大小等有關(guān)，并應(yīng)兼顧到母材的熱處理要求[8]，防止母材晶粒長大。前期試驗表明，在釬焊溫度為1 015℃、保溫時間為40 ～55 min時，均可保證釬縫接頭的充分擴散。

奧氏體不銹鋼冷卻速度過快容易產(chǎn)生熱應(yīng)力，但在通過敏化區(qū)時又不宜過慢，否則會導(dǎo)致耐腐蝕性降低[10]，故選擇充氦快冷以大于650℃/h快速降溫至430℃通過敏化區(qū)，然后隨爐冷卻至140℃出爐，最終確定整體釬焊循環(huán)的工藝曲線如圖2所示。

圖2 釬焊式下管座釬焊工藝曲線Fig.2 Brazing process curve for CF3 bottom nozzle

1.3 釬焊循環(huán)試驗

分別制備經(jīng)歷兩次、三次、四次釬焊循環(huán)的母材拉伸試樣、沖擊試樣、釬縫剪切強度試樣和金相試樣如圖3所示。母材拉伸試樣從下管座結(jié)構(gòu)件方鋼原材取樣，按GB/T228.1—2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》制備，使用Instron 5967萬能試驗機進行室溫拉伸和350℃高溫拉伸試驗，應(yīng)變速率0.0 025/s（屈服前）、0.05/s（屈服后）。母材沖擊試樣按照GB/T229—2007《金屬材料夏比沖擊試驗方法》制備，使用JB-S300沖擊試驗機進行室溫沖擊試驗，沖擊速度5.2 m/s。釬縫剪切強度試樣參考GB/T11363—2008《釬焊接頭強度試驗方法》制備，使用Instron 3369萬能試驗機對釬縫試樣進行剪切試驗，拉伸速率2.5 mm/min。金相試樣采用產(chǎn)品筋條與葉片的十字交叉焊縫制備，截取成20 mm×20 mm的樣品，制樣、拋光后用10 V電壓在10%草酸溶液中電解浸蝕約5 s，使用蔡司Axio Observer.7m金相顯微鏡觀察微觀金相組織并測量晶間滲入深度，使用FEI Q45掃描電鏡及牛津X-Max 50能譜儀分析組織成分。

圖3 試樣結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure diagram of specimens

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 母材釬焊后的力學(xué)性能

母材經(jīng)歷不同釬焊循環(huán)次數(shù)后的室溫和高溫力學(xué)性能以及室溫沖擊試驗結(jié)果如圖4所示。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，母材的室溫和高溫抗拉強度、延伸率和室溫沖擊吸收能均無明顯變化，而屈服強度在兩次循環(huán)后降低隨后保持穩(wěn)定。釬焊溫度1015℃正好處于奧氏體不銹鋼母材固溶熱處理溫度區(qū)間，多次釬焊循環(huán)等同于多次固溶熱處理循環(huán)，增加固溶時間可以促進碳化物的溶解，也可能會導(dǎo)致晶粒長大，降低材料強度[10]。但從試驗結(jié)果看，四次釬焊循環(huán)后，母材力學(xué)性能稍有下降但仍明顯高于設(shè)計許可值，未受到無明顯不利影響。具體原因未做詳細研究，推測可能是晶粒沒有發(fā)生明顯長大。

圖4 釬焊循環(huán)前后母材力學(xué)性能變化Fig.4 Changes in mechanical properties of base material before and after brazing cycles

2.2 釬焊縫的剪切性能

從下管座結(jié)構(gòu)分析，釬縫主要承受剪切力，故采用拉伸試驗進行抗剪強度驗證。試驗結(jié)果如圖5所示，釬縫剪切強度隨著循環(huán)次數(shù)增加而增大，這與不同循環(huán)次數(shù)的釬縫金相組織的變化有關(guān)，具體原因會在下文對金相組織的分析中進行討論。

圖5 釬焊循環(huán)前后拉伸剪切性能變化Fig.5 Changes in tensile shear properties before and after brazing cycles

2.3 釬焊接頭金相組織分析

取兩次釬焊循環(huán)后的金相試樣進行能譜分析，釬縫中跨越母材和釬縫的一段截面各元素的線分布情況如圖6所示。釬縫接頭中心區(qū)域不同形貌組織微區(qū)成分分析結(jié)果如表2所示。

圖6 釬縫截面EDS線掃描結(jié)果Fig.6 EDS line scan results of brazed joint section

表2 釬縫接頭區(qū)域不同位置元素成分（質(zhì)量分數(shù)，%）Table 2 Chemical composition at different positions in brazed joint（wt.%）

典型釬縫金相組織如圖7所示，可分為擴散區(qū)、等溫凝固區(qū)、中心區(qū)三個區(qū)域。擴散區(qū)緊鄰母材，寬度約20 μm。由圖6可知，擴散區(qū)從母材到釬縫中心Fe含量逐漸降低，Ni含量逐漸升高。在釬焊過程中，液態(tài)釬料和母材會同時發(fā)生液相-固相擴散，擴散方向主要由濃度差驅(qū)動[11]，304L不銹鋼母材中Fe、Cr的含量較高，因此會從母材往釬縫中擴散。而BNi-7釬料中Ni和P的含量遠高于母材，會發(fā)生向母材的擴散。由于晶界位置的原子呈不規(guī)則排布，形成許多缺陷和空位，P原子相對較小，沿著母材晶界擴散的速率要遠大于晶粒內(nèi)部，導(dǎo)致母材邊緣晶界處易形成晶間滲入。P會以共晶化合物的形式析出，破壞母材晶粒間的結(jié)合強度，影響接頭性能，因此，測量晶間滲入深度可以一定程度上反映出釬縫中P向母材的擴散程度，典型晶間滲入組織如圖8所示。

圖7 典型釬縫接頭中心部分金相組織Fig.7 Metallographic microstructure of central zone of brazed joint

圖8 典型擴散區(qū)晶間滲入組織（C-DIC）Fig.8 Typical microstructure of the intergranular infiltration in diffusion zone（C-DIC）

等溫凝固區(qū)呈鋸齒狀從擴散區(qū)向釬縫中心生長，主要為Fe、Cr、Ni形成的固溶體組織（如圖6位置d）。隨著母材與釬料界面處Fe、Cr含量的降低和Ni、P含量的升高，母材表面成分被改變，熔點降低，部分母材熔化進入液態(tài)釬料，導(dǎo)致釬料熔點升高，靠近母材界面處的釬料最先進行等溫凝固。此時在母材界面處，Ni（Fe，Cr）固溶體非均勻形核，并朝向中心位置長大[11]。保溫結(jié)束后的冷卻過程，殘存的液態(tài)釬料漸漸偏離共晶成分并被推擠至釬縫中心[12]，等溫凝固向非等溫凝固轉(zhuǎn)變，固溶體生長速率明顯減慢，最終完全停止，故而形成了鋸齒形的等溫凝固區(qū)形貌。

在釬縫中心區(qū)，P在Fe、Ni中具有極小的溶解度，擴散作用較弱，大部分過飽和的P會殘留在釬縫中心，冷卻過程中結(jié)晶形成由兩種成分和形貌均不同的化合物組成的離異共晶組織[12]。棕色魚骨狀化合物相P、Cr含量較高（圖6位置b），藍色板狀化合物相P含量相對較低而Ni含量較高（圖6位置a）。

不同循環(huán)次數(shù)的釬縫中心金相組織如圖9所示。可以看到二次循環(huán)后釬縫內(nèi)雖然仍有大量化合物相（白色）存在，但韌性鎳基固溶體（黑色）彌散分布在化合物周圍和中間形成網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，形成韌性橋打破了化合物的連續(xù)性[13]，故釬縫仍有足夠的剪切強度。隨著循環(huán)次數(shù)增加，脆性化合物相所占比例明顯減少，韌性鎳基固溶體明顯增加，故釬縫剪切強度有所增加，這印證了2.2節(jié)中釬縫剪切強度隨循環(huán)次數(shù)增加而增大的試驗結(jié)果。此外，隨著循環(huán)次數(shù)增加，雖然釬縫擴散區(qū)明顯增寬，但測量試樣晶間滲入深度仍保持在5 ～10 μm，且均無熔蝕缺陷。所以，四次釬焊循環(huán)雖增加了釬縫向母材擴散的趨勢，但不會增加過度熔蝕和晶間滲入的風(fēng)險，這也正是采用BNi-7釬焊料的優(yōu)勢之一[5]。

圖9 不同循環(huán)次數(shù)釬縫金相組織Fig.9 Metallographic microstructure of the brazed joints at different circle times

2.4 釬焊循環(huán)工藝選擇

如上文所述，采用四次釬焊循環(huán)不會對母材力學(xué)性能、釬縫剪切強度、釬縫晶間滲入深度和熔蝕缺陷造成明顯不利影響。為驗證循環(huán)次數(shù)對實際產(chǎn)品釬縫質(zhì)量的影響，分別進行二次、三次和四次循環(huán)的CF3下管座實體釬焊試驗，并通過目視全檢釬縫外觀缺陷，結(jié)果如表3所示。

表3 實體CF3下管座釬縫缺陷統(tǒng)計Table 3 Statistics of brazing defects of a physical CF3 bottom nozzle

由表3可知，第三次循環(huán)補焊可明顯減少外觀缺陷并提高釬著率，而第四次循環(huán)只能再減少少量缺陷，從提高生產(chǎn)效率和降低能耗角度考慮，采用三次釬焊循環(huán)更適合。不過現(xiàn)有工藝仍無法滿足釬著率99%的產(chǎn)品要求，需分析原因進一步改善。

3 缺陷控制

3.1 現(xiàn)有問題

根據(jù)上述CF3組件下管座實體釬焊試驗結(jié)果，經(jīng)過三次釬焊循環(huán)后，仍存在管座局部流道堵塞、未釬到、未釬滿缺陷的情況，釬著率較低，影響產(chǎn)品成品率。典型缺陷照片如圖10所示。

圖10 典型缺陷照片F(xiàn)ig.10 Typical brazing defect photos

分析缺陷產(chǎn)生原因：

（1）原下管座設(shè)計邊緣葉片凸起最高處與下管座結(jié)構(gòu)件距離過近，產(chǎn)生毛細作用。一旦涂料量較多，多余的釬料在毛細力作用下流動到縫隙位置形成液橋，凝固后形成堵塞。

（2）葉片在下管座結(jié)構(gòu)件葉片槽中的位置無法逐一精確固定，葉片偏離導(dǎo)致單側(cè)釬縫間隙可能增大至0.2 mm以上或是形成不等間隙釬縫，難以形成毛細作用，使得釬料流失導(dǎo)致缺陷。

（3）由于葉片與下管座結(jié)構(gòu)件、筋條間的交叉焊縫為兩片葉片對扣后與筋條釬焊而成。釬焊過程中，兩片葉片對扣中間形成密閉空腔，在高溫下氣體膨脹溢出，在釬縫中形成排氣通道，導(dǎo)致孔洞和未釬滿缺陷。

（4）導(dǎo)向管座孔和儀表管座孔經(jīng)機械加工后產(chǎn)生的孔口毛刺，采用鉗工手動去除難度大，生產(chǎn)效率低，且有可能造成損傷、變形或缺口，使焊縫間隙不穩(wěn)定，增加導(dǎo)向管座處未焊到、未釬滿等幾率。

因此，要解決產(chǎn)品缺陷，必須從機加、裝配工藝以及結(jié)構(gòu)設(shè)計進行改進，在保證釬焊式下管座結(jié)構(gòu)和功能設(shè)計的基礎(chǔ)上，減少焊縫缺陷，提高成品率。

3.2 下管座結(jié)構(gòu)件結(jié)構(gòu)改進

針對四周流道堵塞情況，對下管座結(jié)構(gòu)件位置增加球形凹槽以及外側(cè)四方倒角，增大葉片與結(jié)構(gòu)件之間的間隙，并為后續(xù)保留一個留存釬焊料的平臺，避免釬焊料流入后造成流道堵塞。改進后的管座釬焊后無四周流道堵塞現(xiàn)象發(fā)生，如圖11所示。

圖11 下管座結(jié)構(gòu)改進示意Fig.11 Schematic of the structural improvement of the bottom nozzle

3.3 導(dǎo)向管座孔、儀表管座孔加工工藝改進

為改進導(dǎo)向管座孔和儀表管座孔的加工工藝，增加線切割切導(dǎo)向管座孔及儀表管座孔預(yù)孔工序，減少后續(xù)精加工毛刺。并在導(dǎo)向管座孔及儀表管座孔精加工工序中，優(yōu)化加工參數(shù)（高速銑削，右旋刀具加工至最終尺寸后采用左旋刀具去除毛刺），保證加工后無毛刺存在。采用改進后的加工工藝進行釬焊試驗，管座孔處釬縫不再出現(xiàn)未釬到和孔洞等缺陷，如圖12所示。

圖12 導(dǎo)向管座孔和儀表管座孔機械加工工藝改進對比Fig.12 Comparison of improvements in machining process of guide tube seat hole and instrument tube seat hole

3.4 配合間隙調(diào)整

原工藝設(shè)計釬縫間隙為0.10 ～0.12 mm，在結(jié)構(gòu)件葉片槽處由于裝配偏差易導(dǎo)致單邊間隙超差，焊后出現(xiàn)局部未釬到和未釬滿缺陷。通過對零部件加工時公差配合間隙進行改進，將葉片槽處釬縫間隙控制在0.05 ～0.075 mm。并增加結(jié)構(gòu)件外方加工余量，在結(jié)構(gòu)件葉片槽中形成釬料儲存空間，減少釬料流失。調(diào)整后下管座結(jié)構(gòu)件與筋條及葉片焊縫，以及葉片與筋條十字交叉焊縫釬著率可達100%。

3.5 雙葉片結(jié)構(gòu)改進

從下管座試制情況看，雙葉片位置極易出現(xiàn)缺陷且多次補焊也不能改善。分析缺陷原因，改進雙葉片結(jié)構(gòu)，將原對扣的雙葉片改成中間間隔1.5 mm的對扣結(jié)構(gòu)，在結(jié)構(gòu)上留出排氣通道，如圖13所示。經(jīng)釬焊試驗驗證，改進后的雙葉片結(jié)構(gòu)可有效避免該位置出現(xiàn)未釬滿、未釬到、氣孔等缺陷。

圖13 雙葉片結(jié)構(gòu)改進示意Fig.13 Schematic of the improvement of the double-leaves structure

3.6 結(jié)果驗證

對改進后的下管座實體進行二次、三次循環(huán)釬焊驗證試驗，目視全檢外觀缺陷數(shù)量，如表4所示。采取缺陷控制措施后，二次釬焊循環(huán)即能減少大部分外觀缺陷，將釬著率提升至99.2%，三次釬焊循環(huán)補焊可完全消除未釬到、未釬滿和氣孔，釬著率可達99.9%。尚有少量流道堵塞缺陷主要是局部釬料涂敷過多導(dǎo)致，因采用手工涂料難以完全避免。

表4 改進后實體CF3下管座釬縫缺陷統(tǒng)計Table 4 Statistics of brazing defects of a improved physical CF3 bottom nozzle

4 結(jié)論

（1）在CF3型壓水堆燃料組件下管座制造中，采用四次釬焊循環(huán)工藝不會對母材的力學(xué)性能、釬縫的力學(xué)性能和微觀組織造成明顯不利影響，并可減少釬縫中的化合物相，從而提高釬縫的剪切性能。但與第三次釬焊循環(huán)相比，第四次釬焊循環(huán)并不會明顯提高釬著率，為提高生產(chǎn)效率和降低能耗，宜采用二次釬焊循環(huán)組裝+可選第三次釬焊混合補焊的工藝。

（2）通過改進零件結(jié)構(gòu)設(shè)計保證釬料流動通道，采用線切割預(yù)孔和高速銑削精加工方式減少加工毛刺，將釬縫配合間隙控制在0.05 ～0.075 mm，對密閉雙葉片結(jié)構(gòu)設(shè)置排氣通道等一系列控制措施，可解決CF3下管座釬焊后局部流道堵塞、未釬到、未釬滿等缺陷。

（3）通過缺陷控制措施，將兩次釬焊循環(huán)后釬著率提高到99%以上，最終成品率從20%提高至90%以上，并已成功應(yīng)用至CF3-A型燃料組件制造和入堆考驗。