輸變電鐵塔用耐候鋼閃光焊接

王凌旭，孫博，陳旻，聶瑀良，陳樂，王尉軍，梁宇

（1.貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，貴陽(yáng) 550002；2.貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司貴陽(yáng)供電局，貴陽(yáng) 550000；3.貴州大學(xué)，貴陽(yáng) 550003）

0 前言

國(guó)家經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展對(duì)穩(wěn)定的電力供應(yīng)具有很高要求，輸電鐵塔是保證跨區(qū)域電力轉(zhuǎn)移的重要承重結(jié)構(gòu)，對(duì)電力安全生產(chǎn)運(yùn)行十分重要。國(guó)內(nèi)的高壓輸電線路目前主要采用Q235，Q345 等鍍鋅型材通過螺栓或焊接的方式完成輸電鐵塔的搭建。但鍍鋅成本與環(huán)境污染問題一直未得到有效抑制，并且當(dāng)鍍鋅鐵塔在重工業(yè)污染環(huán)境中服役時(shí)，熱鍍鋅層的電化學(xué)腐蝕依然會(huì)降低鐵塔服役的安全可靠性。在20 世紀(jì)60—70 年代，發(fā)達(dá)國(guó)家已經(jīng)展開了耐候鋼在輸電鐵塔上的應(yīng)用研究，耐候鋼耐蝕機(jī)理的主要觀點(diǎn)是一方面合金元素其活化陰極的作用，導(dǎo)致陽(yáng)極鈍化；同時(shí)銹層內(nèi)元素聚集，加速表面結(jié)構(gòu)致密的非晶態(tài)結(jié)構(gòu)形成，從而實(shí)現(xiàn)耐候鋼的耐蝕性能[1?2]。雖然耐候鋼耐蝕性能均優(yōu)于普通碳鋼，相關(guān)研究也指出耐候鋼鐵塔在各類焊接，螺栓連接等基礎(chǔ)連接等節(jié)點(diǎn)處的腐蝕較為明顯[3]。中國(guó)電力科學(xué)研究院于2009 年在廈門 220 kV 梧侶—內(nèi)官線路的耐候鋼鐵塔試點(diǎn)應(yīng)用，即便在局部采用噴鋅防腐在3～4 年服役后依然出現(xiàn)底部銹液流掛等現(xiàn)象[4?5]。因此耐候鋼在鐵塔中的應(yīng)用更應(yīng)該注意這種焊接或螺栓連接等導(dǎo)致電偶腐蝕的關(guān)鍵區(qū)域。

焊接是鐵塔架設(shè)中常用的建造方式[6]，構(gòu)件焊接所產(chǎn)生的熱量會(huì)使得焊縫附近的微觀組織結(jié)構(gòu)發(fā)生轉(zhuǎn)變，當(dāng)工件基體材料與焊接材料的成分存在差異時(shí)，就會(huì)在基體與焊縫之間產(chǎn)生電位差，從而形成電偶腐蝕[7-8]。這種局部腐蝕還會(huì)因?yàn)楹缚p具有殘余應(yīng)力而加速腐蝕的進(jìn)行，從而導(dǎo)致材料構(gòu)件的性能下降。而閃光焊接并沒有引入其他焊料[9]，焊接接頭與基體的材料一致，由于存在溫度場(chǎng)，可以減緩焊縫到基體的溫度梯度和組織梯度，同時(shí)又與耐候鋼優(yōu)質(zhì)的耐腐蝕性能結(jié)合，使得該組件在理論上具有極優(yōu)的性能[10]。因此，該研究主要針對(duì)耐候鋼采用閃光焊接下所形成的焊接試樣在焊縫區(qū)域與基體母材區(qū)域的微觀組織及其焊接力學(xué)性能的變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用市售直徑35 mm 的Q355NH 耐候鋼熱鍛棒，其主要成分為0.102C-0.272Si-0.942Mn-0.420Cr-0.334Cu-0.199Ni（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）。采用線切割加工焊接試驗(yàn)用試樣，采用UN-25 焊接進(jìn)行閃光焊接，焊接功率25 kVA，初級(jí)電流64 A，次級(jí)電壓2.4～2.55 V，采用多次短路預(yù)熱形成溫度場(chǎng)后，頂鍛應(yīng)力80～120 MPa 進(jìn)行頂鍛完成焊接如圖1 所示。隨后對(duì)焊接部位敲擊并磨去焊疤，部分焊接試樣采用860 ℃保溫1 h 爐冷來(lái)測(cè)試熱處理后的組織性能。其中閃光焊接試樣標(biāo)記為FBW（Flash butt welding），基體試樣標(biāo)記為BM（Base metal）。試樣采用線切割分別加工成組織觀察與板狀性能測(cè)試試樣。微觀組織觀察試樣經(jīng)磨制，拋光，～3%硝酸酒精溶液腐蝕，采用HVS-1000 顯微硬度計(jì)進(jìn)行硬度測(cè)試，在Leica 光學(xué)顯微鏡下金相光學(xué)金相觀察，在ZEISS SUPRA40 型場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡上完成顯微組織觀察。采用Versascan掃描探針設(shè)備（Princeton,USA），熱處理前后的焊接試樣進(jìn)行SKP（Scanning kelvin probe）測(cè)試。掃描范圍以焊縫為中心140 mm×20 mm，包括焊縫區(qū)、熱影響區(qū)和母材區(qū)，步長(zhǎng)100 μm，掃描時(shí)控制相對(duì)濕度為90%，參比電極為Cu/CuSO4電極。在MTS LANDMARK 20 t 萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，拉伸速率為2 mm/min。

圖1 Q355NH 閃光焊接試樣

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 焊后微觀組織與拉伸性能

焊后試樣焊縫及熱影響區(qū)微觀組織分布如圖2中光學(xué)與SEM 所示，焊縫的形成主要是在頂端變形作用下，通過結(jié)合面的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形成[11]，在空冷后形成了貝氏體組織，如圖2(a)所示。由于焊接熱量主要源于端面的電阻熱，焊縫區(qū)域在充分奧氏體化后冷卻得到了島狀貝氏體組織，滲碳體均勻分布在鐵素體基體上。靠近焊縫區(qū)域金相組織如圖2(b)所示，該區(qū)域溫度相對(duì)較低碳擴(kuò)散不充分，保持原珠光體+鐵素體組織碳濃度成分不均勻的特點(diǎn)，獲得了鐵素體與貝氏體的混合組織。遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域由于溫度的降低未能充分奧氏體化，部分保留原珠光體組織的形貌如圖2(c)所示，直到離開熱影響區(qū)組織保持原基體珠光體+鐵素體的形態(tài)如圖2(e)所示，可顯著觀察到珠光體的片層結(jié)構(gòu)。從整個(gè)焊接的組織來(lái)看，采用閃光焊接的耐候鋼試樣，由于未采用其他焊料，焊縫到基體成分保持相對(duì)一致，主要是因?yàn)楹缚p到基體位置溫度場(chǎng)的變化而經(jīng)歷了充分奧氏體均勻，奧氏體化不均勻，奧氏體化不充分等溫度區(qū)間，冷卻相變后其組織呈現(xiàn)連續(xù)變化的特點(diǎn)。焊縫區(qū)域未見明顯的氣孔，裂紋等缺陷，這對(duì)保證其力學(xué)性能的均勻性具有顯著的優(yōu)勢(shì)。

圖2 閃光焊接試樣焊縫到基體

圖3 為焊接試樣與基體拉伸性能。拉伸性能應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3(a)所示，焊接試樣的強(qiáng)度相對(duì)于原材料，強(qiáng)度指標(biāo)有所增加，但拉伸塑性的降低較為明顯，并且從拉伸試樣的DIC 分析可觀察到其拉伸變形過程，拉伸變形初期，應(yīng)變主要集中在焊縫及熱影響區(qū)以外的基體區(qū)域如圖3(b)、圖3(c)所示，主要應(yīng)變區(qū)呈沿焊縫區(qū)的對(duì)稱分布，這說明焊縫及熱影響區(qū)抵抗變形的能力強(qiáng)于基體。隨拉伸應(yīng)變的增加，應(yīng)變集中遠(yuǎn)離中心焊縫的基體位置越來(lái)越明顯，如圖3(d)、圖3(e)所示，最終在基體區(qū)域發(fā)生斷裂。整個(gè)變形過程焊縫熱影響區(qū)與基體相比始終呈現(xiàn)低的應(yīng)變量，且整個(gè)焊接區(qū)變形較為均勻。從DIC 圖像中可以判斷，顯著的應(yīng)變均遠(yuǎn)離焊縫，焊縫區(qū)域不存在顯著應(yīng)力集中特征，因此在拉伸變形過程中，正是焊縫區(qū)域不存在氣孔、裂紋等缺陷，因此不會(huì)因?yàn)榇嬖谌毕荻斐删植康膽?yīng)力集中，而導(dǎo)致在焊縫及熱影響區(qū)的集中變形或斷裂。焊接試樣的抗拉強(qiáng)度與母材性能對(duì)比見表1，說明該焊接模式下的試樣不存在焊接缺陷，主要是因?yàn)榭绽錀l件下焊縫貝氏體組織的形成以及頂鍛變形與冷卻過程中的殘余應(yīng)力有效提高了焊縫及熱影響區(qū)的變形抗力導(dǎo)致了拉伸塑性的降低。

表1 耐候鋼焊接試樣的室溫拉伸性能表

圖3 焊接試樣與基體拉伸性能

在前期的Q355NH 耐候鋼相變特點(diǎn)研究中，已經(jīng)報(bào)道Q355NH 在奧氏體化后經(jīng)不同冷卻條件后其拉伸性能相差較少[12]，奧氏體化后采用較慢的爐冷冷卻速率依然能保證其性能指標(biāo)。閃光焊接過程雖然焊接過程未采用其他焊料而導(dǎo)致焊縫與基體之間存在成分差異，但焊縫形成是在奧氏體轉(zhuǎn)變溫度以上，經(jīng)冷卻相變后獲得了與基體珠光體+鐵素體組織性能具有差異的貝氏體組織，顯然組織差異也會(huì)帶來(lái)力學(xué)性能以及腐蝕電位的差異，因此有必要通過熱處理對(duì)焊縫及熱影響區(qū)進(jìn)行組織調(diào)控，以獲得均勻的組織，進(jìn)一步消除組織差異所帶來(lái)的腐蝕電位差。

2.2 熱處理對(duì)焊縫組織均勻性的影響

對(duì)Q355NH 焊接試樣加熱到相變點(diǎn)以上860 ℃進(jìn)行退火處理，圖4 為焊接試樣焊縫到基體退火后的微觀組織，焊縫區(qū)域中珠光體組織以非等軸狀鑲嵌在鐵素體中，這可能是原焊縫處為板條貝氏體，相變過程依然存在組織遺傳所導(dǎo)致[13]，形貌如圖4(a)所示，該非等軸狀珠光體組織SEM 形貌如圖4(c)所示，具有明顯的珠光體片層結(jié)構(gòu)。在靠近焊縫的熱影響區(qū)中也存在這種珠光體組織，隨著逐漸遠(yuǎn)離焊縫珠光體開始等軸化如圖4(b)所示，其珠光體團(tuán)SEM 如圖4(e)所示。當(dāng)離開熱影響區(qū)后得到與原母材組織相近的珠光體組織如圖4(c)所示，其中黑色區(qū)域?yàn)榻咏容S的珠光體團(tuán)如圖4(f)所示。因此退火后焊縫與熱影響區(qū)均獲得了鐵素體+珠光體組織。

圖4 熱處理后的焊縫與基體組織

經(jīng)過退火后焊接試樣的微區(qū)性能也發(fā)生了顯著變化，圖5 為閃光焊接后進(jìn)行熱處理前后焊縫到基體的顯微硬度分布，熱處理前呈現(xiàn)焊縫硬度高，進(jìn)入熱影響區(qū)到基體呈下降趨勢(shì)，而熱處理后其焊縫硬度出現(xiàn)明顯下降，閃光焊接試樣經(jīng)退火后其焊縫到基體的顯微硬度分布特點(diǎn)呈現(xiàn)較好的一致性（曲線FBW 為閃光焊接試樣，F(xiàn)BW-860 為860 ℃退火試樣）。

圖5 焊縫到基體熱處理前后顯微硬度分布

如圖6 所示，拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線反映出退火過程促進(jìn)了焊縫及熱影響區(qū)組織的均勻性，測(cè)試結(jié)果表明，焊接試樣經(jīng)退火后與退火前的焊接試樣相比，強(qiáng)度指標(biāo)有所降低，但斷后伸長(zhǎng)率顯著提高，拉伸性能與基體基本保持一致，應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖6(a)所示。拉伸變形過程DIC 圖像表明，經(jīng)退火處理后，拉伸初期的主要應(yīng)變依然發(fā)生在與焊接區(qū)對(duì)稱的基體中，焊縫依然具有較高的抵抗變形的能力如圖6(b)，6(c)所示，但焊縫明顯已發(fā)生應(yīng)變，且焊接區(qū)變形的區(qū)域?qū)挾让黠@高于熱處理前試樣，如圖3(b)所示，隨著變形的增加，焊縫兩側(cè)應(yīng)變持續(xù)提高，與熱處理前試樣相比圖3(c)，中間焊縫區(qū)域應(yīng)變量相對(duì)較小，如圖6(c)所示，但該區(qū)域面積已明顯低于熱處理前，這說明經(jīng)過熱處理后組織均勻性提高，拉伸過程焊縫與熱影響區(qū)域組織均勻變形能力相對(duì)熱處理前均顯著提高。隨后開始變形集中，如圖6(d)所示，直到在非焊接區(qū)域發(fā)生斷裂，如圖6(e)所示。研究充分說明采用閃光焊進(jìn)行Q355NH 型材焊接，焊后經(jīng)熱處理后，焊縫的貝氏體組織可轉(zhuǎn)變?yōu)榕c基體一致的珠光體+鐵素體組織，獲得與基體組織相近的力學(xué)性能，拉伸變形過程焊接區(qū)與基體均具有較好的均勻變形能力。

圖6 焊接試樣與基體熱處理后拉伸性能

3 討論

閃光焊接是一種通過焊接端面電流短路，如圖7所示。圖7(a)中通電后兩端面不平整區(qū)，其接觸局部的過梁處形成高密度的電流，該電流密度會(huì)導(dǎo)致局部接觸區(qū)出現(xiàn)快速氣化，從而產(chǎn)生熱量，并以傳導(dǎo)的方式在焊接構(gòu)件上形成端面溫度高，離開端面后溫度下降的溫度場(chǎng)，如圖7(b)所示。在該溫度場(chǎng)條件下，型材壓縮變形抗力的變化趨勢(shì)如圖中曲線變化，即端面高溫區(qū)變形抗力低，并隨溫度的降低變形抗力呈增加趨勢(shì)。隨后兩端面相對(duì)移動(dòng)進(jìn)行頂鍛變形，高溫區(qū)在頂端應(yīng)力作用下發(fā)生塑性變形，兩端面上的金屬通過動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的方式形成新的晶粒而完成焊接。

圖7 閃光焊接示意圖

焊接作為鐵塔架設(shè)過程中的重要工藝，傳統(tǒng)電弧熔焊的一方面引入了焊料，得到新的元素成分，另一方面熔焊的鑄態(tài)組織與基體組織具有較大的差異，并且這種組織差異無(wú)法通過熱處理進(jìn)行消除的，這些都會(huì)導(dǎo)致鐵塔桁架結(jié)構(gòu)中出現(xiàn)因組織成分差異所帶來(lái)的電位差造成電化學(xué)腐蝕。由于閃光焊接機(jī)制主要源于端面上的動(dòng)態(tài)再結(jié)晶，是一種固態(tài)條件下的焊接成形，無(wú)需其他焊料的引入，能保證焊縫在成分上與基體的一致性。圖8 為焊縫及熱影響區(qū)的晶粒取向分布，經(jīng)閃光焊接后焊縫區(qū)域片層的晶體取向較為顯著，如圖8(a)所示，這與前述焊縫區(qū)形成的貝氏體組織SEM 具有較好的對(duì)應(yīng)性，這反映出在焊接時(shí)溫度在奧氏體相區(qū)，在隨后冷卻過程中發(fā)生貝氏體相變，形成了片層狀下貝氏體組織，并且該相變過程導(dǎo)致焊縫處較高的殘留應(yīng)力，如圖8(a)小圖中的KAM 值。在經(jīng)過860 ℃退火后，焊縫區(qū)域通過奧氏體化，形成了細(xì)小的等軸晶如圖8(b)所示，焊縫組織在經(jīng)過熱處理后獲得了與基體相近的晶粒形貌，焊縫殘留應(yīng)力顯著下降如圖8(b)小圖KAM 值，獲得了相對(duì)平衡的組織結(jié)構(gòu)，結(jié)合圖4 中的微觀組織充分說明了閃光焊接是可以通過熱處理來(lái)對(duì)焊縫組織進(jìn)行調(diào)控，形成與基體組織相近的晶粒與微觀組織形貌，這也說明了為什么焊縫在熱處理后其強(qiáng)度與塑性指標(biāo)基本與原基體一致。

圖8 焊縫晶體取向與晶粒分布

采用Kelvin 探針[14]，對(duì)閃光焊接試樣熱處理前后電勢(shì)差異進(jìn)行了對(duì)比分析，其結(jié)果如圖9 所示。閃光焊接試樣的表面電勢(shì)自焊縫向熱影響區(qū)出現(xiàn)了明顯的由高至低的梯度變化，表明焊縫以及熱影響區(qū)與基體之間存在一定的電子逸出功差異，潛在電偶腐蝕傾向。但當(dāng)焊接件經(jīng)過退火熱處理后，焊縫區(qū)與基體間的表面電勢(shì)差縮小，這將減弱了焊縫區(qū)與基體間的電偶腐蝕驅(qū)動(dòng)力，使其耐蝕性能得到提高。同時(shí)，圖9(a)中因焊縫區(qū)組織不均勻所導(dǎo)致的局部電位低點(diǎn)（Positionx=60，110 等處），也在退火熱處理的作用下使組織均勻性獲得提升，進(jìn)而降低了材料的局部腐蝕傾向。所以，相較其他電弧焊方法，焊接過程焊條的成分與基體之間的差異形成了腐蝕電位差所導(dǎo)致的局部腐蝕[15]，閃光焊接由于較好的組織成分均勻性，具有更小的電偶腐蝕傾向，在無(wú)涂裝保護(hù)的耐候鋼鐵塔中可作為有效的焊接技術(shù)進(jìn)行應(yīng)用。

圖9 焊縫及周邊區(qū)域Kelvin 電勢(shì)分布圖

對(duì)于耐候鋼焊接構(gòu)件服役，在無(wú)涂裝保護(hù)條件下是需要避免焊縫與基體成分、組織不均勻區(qū)而導(dǎo)致的電偶腐蝕，閃光焊接焊縫主要是在固態(tài)下通過頂鍛變形過程動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所形成，避免了其他成分焊料的引入，保證焊縫在成分上與基體的一致性。并且所獲得的焊縫原始組織為再結(jié)晶形成的等軸晶粒，避免了常規(guī)熔焊形成鑄態(tài)組織所帶來(lái)的晶粒尺寸不均勻，因此通過退火熱處理后能獲得與基體相近的微觀組織與力學(xué)性能。閃光焊接由于較好的組織成分均勻性，具有更小的電偶腐蝕傾向，在無(wú)涂裝保護(hù)的耐候鋼鐵塔中可作為有效的焊接技術(shù)進(jìn)行應(yīng)用。

4 結(jié)論

（1）Q355NH 耐候鋼經(jīng)閃光焊接后，從焊縫，熱影響區(qū)到基體獲得了均勻的貝氏體及珠光體組織，未見其氣孔虛焊等缺陷，與母材拉伸性能Rm=450 MPa，Rp0.2=334 MPa，A=19%相比，焊接 件指標(biāo)Rm=502 MPa，Rp0.2=258 MPa，A=9.95%，DIC 與SEM 表明焊縫的主要是形成貝氏體組織的焊縫強(qiáng)度增加導(dǎo)致整體塑性下降。

（2）閃光焊接通過再結(jié)晶形成焊縫，焊縫為成分均勻的等軸再結(jié)晶晶粒，可以通過退火熱處理，在焊縫得到和基體同樣的等軸晶粒以及珠光體+鐵素體組織。因此Q355NH 采用閃光焊接可獲得焊縫與基體在成分、組織的均勻一致性，由此焊接件獲得優(yōu)良的力學(xué)性能，降低焊縫與基體腐蝕電位差距而降低焊接件的電偶腐蝕傾向，針對(duì)無(wú)涂裝耐候鋼應(yīng)用是一種優(yōu)良的焊接技術(shù)方案。