0.   引言

隨著陸上風(fēng)電資源逐漸飽和，越來(lái)越多的國(guó)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(guò)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610~770 MPa，屈服強(qiáng)度不低于500 MPa，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(guó)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(chǎng)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17.5~54.0 mm），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20，40 mm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20，40 mm，碳當(dāng)量為0.47，抗拉強(qiáng)度為648 MPa，屈服強(qiáng)度為521 MPa，斷后伸長(zhǎng)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4.0 mm。母材與KGF-70FD埋弧焊絲的化學(xué)成分見(jiàn)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(cè)得抗拉強(qiáng)度為696 MPa，屈服強(qiáng)度為629 MPa，斷后伸長(zhǎng)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550 A，電弧電壓為31 V，焊接速度為420 mm·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600 mm×400 mm×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(cè)和射線檢測(cè)，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(cè)合格的接頭上取樣，經(jīng)過(guò)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150 mm×10 mm×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(wàn)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24 mm·min−1，采用圓形壓頭使試樣彎曲，壓頭直徑為40 mm。 

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2 mm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2 mm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(cè)試沖擊吸收功，試驗(yàn)溫度為－40 ℃，測(cè)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(wú)水乙醇進(jìn)行超聲清洗，烘干，采用德國(guó)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(guò)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(guò)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）；40 mm鋼板厚度下焊縫中還存在無(wú)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(zhǎng)，而20 mm鋼板厚度下焊縫中幾乎不存在無(wú)碳化物貝氏體；20 mm鋼板厚度下焊縫中的晶粒相較于40 mm鋼板厚度下更細(xì)小，分布更均勻。當(dāng)鋼板厚度為40 mm時(shí)，熱量散失較慢，為無(wú)碳化物貝氏體的生長(zhǎng)和晶粒長(zhǎng)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(guò)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20 mm時(shí)，測(cè)得的抗拉強(qiáng)度為666 MPa，厚度為40 mm時(shí)為692 MPa，均高于母材，40 mm厚度下的抗拉強(qiáng)度相對(duì)略高。圖4中虛線為經(jīng)過(guò)FeCl3溶液腐蝕后確定的熔合線位置?？梢?jiàn)40 mm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。20，40 mm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)40 mm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(guò)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(guò)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40 mm時(shí)達(dá)到93.0 J，高于厚度為20 mm時(shí)的75.7 J，而熱影響區(qū)的沖擊吸收功在厚度為20 mm時(shí)達(dá)到291.8 J，高于厚度為40 mm時(shí)的265.2 J。相較于40 mm厚鋼板，20 mm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20 mm鋼板厚度下接頭的沖擊韌性應(yīng)整體優(yōu)于40 mm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40 mm鋼板厚度下焊縫中還存在無(wú)碳化物貝氏體組織有關(guān)。無(wú)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(guò)運(yùn)動(dòng)耗散沖擊能量，殘余奧氏體能夠通過(guò)相變來(lái)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20 mm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40 mm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(zhǎng)，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40 mm時(shí)焊縫中還存在無(wú)碳化物貝氏體。 

（2）接頭全厚度（20，40 mm）拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度分別達(dá)666，692 MPa，均高于母材，并且經(jīng)過(guò)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20 mm鋼板厚度條件下相比，40 mm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20 mm條件下存在較淺的剪切韌窩，在厚度為40 mm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。

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