0. 引言

隨著陸上風(fēng)電資源逐漸飽和，越來越多的國家將海上風(fēng)電資源的開發(fā)與利用作為風(fēng)電發(fā)展的重要目標(biāo)[1-2]。相比于陸上風(fēng)電，海上風(fēng)電具有更持續(xù)穩(wěn)定的風(fēng)資源和更高的能源密度，且不受土地面積限制，是一種極具潛力的清潔能源發(fā)電方式[3-4]。風(fēng)電塔筒是支撐風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的主要結(jié)構(gòu)部件，為了滿足穩(wěn)定性和耐久性的要求，常采用高強(qiáng)度鋼板如Q355C低合金高強(qiáng)鋼板[5]、Q420級(jí)別高強(qiáng)鋼板等通過焊接工藝進(jìn)行制造。海上風(fēng)電塔筒的服役環(huán)境更加惡劣，傳統(tǒng)的Q355和Q420等高強(qiáng)鋼板已難以滿足一些極端條件下塔架設(shè)計(jì)承載極限的技術(shù)要求。Q500M系列鋼板屬于低合金高強(qiáng)度鋼板，具有良好的焊接性能，其中E級(jí)鋼板的沖擊韌性優(yōu)于D級(jí)和C級(jí)，在更低溫度下能保持較好性能，更適用于對(duì)鋼材性能要求苛刻的環(huán)境。Q500ME鋼板是一種熱機(jī)械軋制高強(qiáng)鋼板，抗拉強(qiáng)度在610~770MPa，屈服強(qiáng)度不低于500MPa，相較于Q420高強(qiáng)鋼板具有更優(yōu)的綜合力學(xué)性能和更低的成本，是海上風(fēng)電塔筒的優(yōu)選材料之一。

國內(nèi)海上風(fēng)電塔筒的焊接工藝以埋弧焊、焊條電弧焊和CO2氣體保護(hù)焊為主，其中埋弧焊的現(xiàn)場生產(chǎn)效率較高，更符合實(shí)際生產(chǎn)需求。風(fēng)電塔筒所用高強(qiáng)鋼板的厚度變化范圍較大（通常在17.5~54.0mm），會(huì)顯著影響焊接效果，而目前關(guān)于海上風(fēng)電塔筒用不同厚度Q500M系列鋼板埋弧焊接研究較少。作者以厚度分別為20，40mm的Q500ME鋼板為母材，利用KGF-70FD埋弧焊絲搭配KGF-102G焊劑進(jìn)行埋弧焊接試驗(yàn)，研究了不同鋼板厚度下接頭的組織及力學(xué)性能，以期為海上風(fēng)電塔筒的生產(chǎn)和應(yīng)用提供技術(shù)支持和保障。

1. 試樣制備與試驗(yàn)方法

母材為山鋼集團(tuán)生產(chǎn)的Q500ME鋼板，厚度分別為20，40mm，碳當(dāng)量為0.47，抗拉強(qiáng)度為648MPa，屈服強(qiáng)度為521MPa，斷后伸長率為18%，－40℃沖擊吸收功為（111.6±7.1）J，滿足GB/T 1591—2018《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》的要求；焊接材料為KGF-70FD埋弧焊絲與KGF-102G焊劑的組合，由蘇州騏驥焊材公司提供，焊絲直徑為4.0mm。母材與KGF-70FD埋弧焊絲的化學(xué)成分見表1，KGF-102G焊劑通常由SiO2、CaF2和Al2O3等氧化物組成。按照GB/T 5293—2018《埋弧焊用非合金鋼及細(xì)晶粒鋼實(shí)心焊絲、藥芯焊絲和焊劑》對(duì)焊絲熔敷金屬的力學(xué)性能進(jìn)行檢驗(yàn)，測得抗拉強(qiáng)度為696MPa，屈服強(qiáng)度為629MPa，斷后伸長率為23%，－40℃沖擊吸收功為（127.3±5.7）J。

為了確定合理的預(yù)熱溫度，按照GB/T 32260.2—2015《金屬材料焊縫的破壞性試驗(yàn) 焊件的冷裂紋試驗(yàn) 弧焊方法 第2部分：自拘束試驗(yàn)》，采用前述的焊接材料，對(duì)2種厚度鋼板進(jìn)行室溫（20℃）不預(yù)熱以及80℃預(yù)熱的斜Y型坡口焊接裂紋試驗(yàn)，采用埋弧焊工藝，焊接電流為550A，電弧電壓為31V，焊接速度為420mm·min−1。焊接完成后目視檢查，所有接頭焊縫均未出現(xiàn)明顯的表面裂紋和根部裂紋，表面裂紋率和剖面裂紋率均為0。故選擇室溫不預(yù)熱條件進(jìn)行后續(xù)焊接試驗(yàn)。

焊接前對(duì)試樣表面可能存在的氧化皮、銹蝕、油脂、水等雜質(zhì)進(jìn)行清理，采用ZD5-1000E型埋弧焊機(jī)在室溫不預(yù)熱條件下進(jìn)行埋弧焊接試驗(yàn)，待焊試樣尺寸分別為600mm×400mm×t（t為鋼板厚度），焊接坡口形式及焊道排布如圖1所示，焊接工藝參數(shù)如表2所示。

圖 1不同厚度鋼板的焊接坡口形式及焊道排布

Figure 1.Welding groove forms and weld bead arrangements of steel plate with different thicknesses

焊接完成后，對(duì)接頭進(jìn)行磁粉檢測和射線檢測，確保接頭中不存在裂紋、氣孔、未熔合等缺陷。以焊縫為中心在檢測合格的接頭上取樣，經(jīng)過打磨、拋光及腐蝕后，采用BX51M-OLYMPUS型光學(xué)顯微鏡觀察顯微組織。以焊縫為中心垂直于焊接方向切取如圖2所示的全厚度拉伸試樣和尺寸為150mm×10mm×t的全厚度彎曲試樣，去掉焊縫余高。按照GB/T 228.1—2021《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》、GB/T 2651—2023《金屬材料焊縫破壞性試驗(yàn) 橫向拉伸試驗(yàn)》以及GB/T 2653—2008《焊接接頭彎曲試驗(yàn)方法》，采用SY-YQ-01/SY-YQ-126型微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸和橫向側(cè)彎試驗(yàn)，拉伸速度為24mm·min−1，采用圓形壓頭使試樣彎曲，壓頭直徑為40mm。

圖 2拉伸試樣的形狀與尺寸

Figure 2.Shape and size of tensile specimen

在接頭上距上表面2mm處垂直于焊接方向截取夏比V型沖擊試樣，缺口分別位于焊縫中心及熱影響區(qū)（距熔合線2mm處），按照GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗(yàn)方法》，采用SY-YQ-127型金屬擺錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行低溫沖擊試驗(yàn)并測試沖擊吸收功，試驗(yàn)溫度為－40℃，測3個(gè)平行試樣取平均值。沖擊試驗(yàn)完成后，將試樣斷口依次用Alconox清洗劑和無水乙醇進(jìn)行超聲清洗，烘干，采用德國ZEISS EVO 18型掃描電子顯微鏡觀察沖擊斷口形貌。

2. 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

2種接頭均由焊縫、熱影響區(qū)和母材組成，其中熱影響區(qū)包括過熱區(qū)、正火區(qū)和不完全正火區(qū)。由圖3可知：2種接頭焊縫的組織均主要由先共析鐵素體（PF）、針狀鐵素體（AF）和粒狀貝氏體（GB）組成，過熱區(qū)和正火區(qū)均為貝氏體，不完全正火區(qū)為粒狀貝氏體、鐵素體（F）和珠光體（P）；40mm鋼板厚度下焊縫中還存在無碳化物貝氏體（CFB）組織，該貝氏體從奧氏體晶界先共析鐵素體的側(cè)面以板條狀向晶內(nèi)生長，而20mm鋼板厚度下焊縫中幾乎不存在無碳化物貝氏體；20mm鋼板厚度下焊縫中的晶粒相較于40mm鋼板厚度下更細(xì)小，分布更均勻。當(dāng)鋼板厚度為40mm時(shí)，熱量散失較慢，為無碳化物貝氏體的生長和晶粒長大提供了形成溫度和時(shí)間。

圖 3不同鋼板厚度下接頭焊縫、過熱區(qū)、正火區(qū)和不完全正火區(qū)的顯微組織

Figure 3.Microstructure of weld (a–b), overheated zone (c–d), normalized zone (e–f) and incomplete normalized zone (g–h) of joint with different steel plate thicknesses

2.2 力學(xué)性能

當(dāng)接頭拉伸試樣的厚度為20mm時(shí)，測得的抗拉強(qiáng)度為666MPa，厚度為40mm時(shí)為692MPa，均高于母材，40mm厚度下的抗拉強(qiáng)度相對(duì)略高。圖4中虛線為經(jīng)過FeCl3溶液腐蝕后確定的熔合線位置?？梢?0mm厚度下拉伸試樣在焊縫處斷裂，但大多數(shù)拉伸試樣在母材處斷裂，且靠近熔合線。20，40mm厚度下接頭強(qiáng)度與母材強(qiáng)度的比值[6]分別為1.02，1.07，接頭為高組配接頭，母材相對(duì)薄弱，拉伸斷裂位置通常出現(xiàn)在母材處。當(dāng)40mm厚度下接頭在焊縫處斷裂可能與焊接殘余應(yīng)力有關(guān)：鋼板厚度的增加會(huì)導(dǎo)致焊接過程中產(chǎn)生的熱量和熱變形難以迅速散失，使接頭產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力[7]，拉伸時(shí)在局部應(yīng)力集中的作用下，焊縫也會(huì)成為裂紋源。經(jīng)過180°彎曲后不同鋼板厚度下接頭均未發(fā)生開裂，具有良好的彎曲性能。

圖 4不同鋼板厚度下接頭試樣拉伸斷裂和橫向側(cè)彎后的宏觀形貌

Figure 4.Macromorphology of joint samples with different steel plate thicknesses after tensile fracture (a–b) and lateral flexion (c–d)

由表3可知，焊縫中心的沖擊吸收功在鋼板厚度為40mm時(shí)達(dá)到93.0J，高于厚度為20mm時(shí)的75.7J，而熱影響區(qū)的沖擊吸收功在厚度為20mm時(shí)達(dá)到291.8J，高于厚度為40mm時(shí)的265.2J。相較于40mm厚鋼板，20mm厚鋼板接頭的散熱更快，焊縫晶粒相對(duì)細(xì)小且分布均勻，晶界數(shù)量更多，抵抗位錯(cuò)移動(dòng)和塑性變形的能力增強(qiáng)，當(dāng)受到?jīng)_擊作用時(shí)，晶界能夠有效阻止裂紋擴(kuò)展，從而提高韌性[8-9]；理論上20mm鋼板厚度下接頭的沖擊韌性應(yīng)整體優(yōu)于40mm鋼板厚度下，但焊縫中心處的試驗(yàn)結(jié)果卻與此相反，這可能與40mm鋼板厚度下焊縫中還存在無碳化物貝氏體組織有關(guān)。無碳化物貝氏體中存在高密度位錯(cuò)和殘余奧氏體，不存在硬而脆的碳化物；高密度位錯(cuò)會(huì)通過運(yùn)動(dòng)耗散沖擊能量，殘余奧氏體能夠通過相變來吸收能量并提高韌性，二者協(xié)同作用提高了接頭的沖擊吸收能力[10]。

2.3 沖擊斷口形貌

由圖5可知，不同接頭試樣的沖擊斷口中均存在韌性斷裂區(qū)域（DFZ）和解理斷裂區(qū)域（CFZ），斷裂形式均為混合斷裂。解理斷裂區(qū)域相對(duì)平坦，伴有明顯的解理面與河流花樣，并且可觀察到撕裂棱；韌性斷裂區(qū)域出現(xiàn)斷裂韌帶，斷裂方式均為微孔聚集斷裂。不同厚度鋼板焊接接頭焊縫中心韌性斷裂區(qū)的韌窩形態(tài)不同：焊縫中心沖擊斷口的韌性斷裂區(qū)域在鋼板厚度為20mm時(shí)主要由深度相對(duì)較淺的剪切韌窩組成，基本呈拋物線狀，開口朝向缺口根部，在鋼板厚度為40mm時(shí)主要存在等軸韌窩。熱影響區(qū)沖擊斷口的韌性斷裂區(qū)域在不同鋼板厚度條件下均出現(xiàn)明顯的撕裂傾向，撕裂方向與所受沖擊載荷的作用方向一致，韌窩被拉長，且尺寸普遍較大。

圖 5不同鋼板厚度下接頭不同區(qū)域的沖擊斷口形貌

Figure 5.Impact fracture morphology in different zones of joints with different steel plate thicknesses: (a, c) weld center and (b, d) heat affected zone

3. 結(jié)論

（1）在20℃不預(yù)熱條件下，埋弧焊接不同厚度Q500ME鋼板接頭焊縫的組織均主要為先共析鐵素體+針狀鐵素體+粒狀貝氏體，當(dāng)鋼板厚度為40mm時(shí)焊縫中還存在無碳化物貝氏體。

（2）接頭全厚度（20，40mm）拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度分別達(dá)666，692MPa，均高于母材，并且經(jīng)過180°彎曲后接頭試樣均未發(fā)生開裂，具有良好的彎曲性能。與20mm鋼板厚度條件下相比，40mm鋼板厚度條件下焊縫中心的－40℃沖擊吸收功更大，熱影響區(qū)的沖擊吸收功更小。

（3）不同鋼板厚度條件下，接頭焊縫和熱影響區(qū)的沖擊斷口均為韌性斷裂與解理斷裂共存的混合斷裂。焊縫中心的韌性斷裂區(qū)域在鋼板厚度為20mm條件下存在較淺的剪切韌窩，在厚度為40mm時(shí)存在等軸韌窩；熱影響區(qū)的韌性斷裂區(qū)域存在較為明顯的撕裂傾向。

文章來源——材料與測試網(wǎng)