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.貴州電網有限責任公司電力科學研究院，貴陽 550002；2.貴州電網有限責任公司貴陽供電局，貴陽 550000；3.貴州大學，貴陽 550003）

0 前言

國家經濟的快速發展對穩定的電力供應具有很高要求，輸電鐵塔是保證跨區域電力轉移的重要承重結構，對電力安全生產運行十分重要。國內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。但鍍鋅成本與環境污染問題一直未得到有效抑制，并且當鍍鋅鐵塔在重工業污染環境中服役時，熱鍍鋅層的電化學腐蝕依然會降低鐵塔服役的安全可靠性。在20 世紀60—70 年代，發達國家已經展開了耐候鋼在輸電鐵塔上的應用研究，耐候鋼耐蝕機理的主要觀點是一方面合金元素其活化陰極的作用，導致陽極鈍化；同時銹層內元素聚集，加速表面結構致密的非晶態結構形成，從而實現耐候鋼的耐蝕性能[1?2]。雖然耐候鋼耐蝕性能均優于普通碳鋼，相關研究也指出耐候鋼鐵塔在各類焊接，螺栓連接等基礎連接等節點處的腐蝕較為明顯[3]。中國電力科學研究院于2009 年在廈門 220 kV 梧侶—內官線路的耐候鋼鐵塔試點應用，即便在局部采用噴鋅防腐在3～4 年服役后依然出現底部銹液流掛等現象[4?5]。因此耐候鋼在鐵塔中的應用更應該注意這種焊接或螺栓連接等導致電偶腐蝕的關鍵區域。

焊接是鐵塔架設中常用的建造方式[6]，構件焊接所產生的熱量會使得焊縫附近的微觀組織結構發生轉變，當工件基體材料與焊接材料的成分存在差異時，就會在基體與焊縫之間產生電位差，從而形成電偶腐蝕[7-8]。這種局部腐蝕還會因為焊縫具有殘余應力而加速腐蝕的進行，從而導致材料構件的性能下降。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，可以減緩焊縫到基體的溫度梯度和組織梯度，同時又與耐候鋼優質的耐腐蝕性能結合，使得該組件在理論上具有極優的性能[10]。因此，該研究主要針對耐候鋼采用閃光焊接下所形成的焊接試樣在焊縫區域與基體母材區域的微觀組織及其焊接力學性能的變化規律。

1 試驗方法

試驗采用市售直徑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（質量分數，%）。采用線切割加工焊接試驗用試樣，采用UN-25 焊接進行閃光焊接，焊接功率25 kVA，初級電流64 A，次級電壓2.4～2.55 V，采用多次短路預熱形成溫度場后，頂鍛應力80～120 MPa 進行頂鍛完成焊接如圖1 所示。隨后對焊接部位敲擊并磨去焊疤，部分焊接試樣采用860 ℃保溫1 h 爐冷來測試熱處理后的組織性能。其中閃光焊接試樣標記為FBW（Flash butt welding），基體試樣標記為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試試樣。微觀組織觀察試樣經磨制，拋光，～3%硝酸酒精溶液腐蝕，采用HVS-1000 顯微硬度計進行硬度測試，在Leica 光學顯微鏡下金相光學金相觀察，在ZEISS SUPRA40 型場發射掃描電子顯微鏡上完成顯微組織觀察。采用Versascan掃描探針設備（Princeton,USA），熱處理前后的焊接試樣進行SKP（Scanning kelvin probe）測試。掃描范圍以焊縫為中心140 mm×20 mm，包括焊縫區、熱影響區和母材區，步長100 μm，掃描時控制相對濕度為90%，參比電極為Cu/CuSO4電極。在MTS LANDMARK 20 t 萬能試驗機上進行室溫拉伸試驗，拉伸速率為2 mm/min。

圖1 Q355NH 閃光焊接試樣

2 試驗結果與分析

2.1 焊后微觀組織與拉伸性能

焊后試樣焊縫及熱影響區微觀組織分布如圖2中光學與SEM 所示，焊縫的形成主要是在頂端變形作用下，通過結合面的動態再結晶形成[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。靠近焊縫區域金相組織如圖2(b)所示，該區域溫度相對較低碳擴散不充分，保持原珠光體+鐵素體組織碳濃度成分不均勻的特點，獲得了鐵素體與貝氏體的混合組織。遠離焊縫的區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，直到離開熱影響區組織保持原基體珠光體+鐵素體的形態如圖2(e)所示，可顯著觀察到珠光體的片層結構。從整個焊接的組織來看，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一致，主要是因為焊縫到基體位置溫度場的變化而經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間，冷卻相變后其組織呈現連續變化的特點。焊縫區域未見明顯的氣孔，裂紋等缺陷，這對保證其力學性能的均勻性具有顯著的優勢。

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。拉伸性能應力應變曲線如圖3(a)所示，焊接試樣的強度相對于原材料，強度指標有所增加，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，應變主要集中在焊縫及熱影響區以外的基體區域如圖3(b)、圖3(c)所示，主要應變區呈沿焊縫區的對稱分布，這說明焊縫及熱影響區抵抗變形的能力強于基體。隨拉伸應變的增加，應變集中遠離中心焊縫的基體位置越來越明顯，如圖3(d)、圖3(e)所示，最終在基體區域發生斷裂。整個變形過程焊縫熱影響區與基體相比始終呈現低的應變量，且整個焊接區變形較為均勻。從DIC 圖像中可以判斷，顯著的應變均遠離焊縫，焊縫區域不存在顯著應力集中特征，因此在拉伸變形過程中，正是焊縫區域不存在氣孔、裂紋等缺陷，因此不會因為存在缺陷而造成局部的應力集中，而導致在焊縫及熱影響區的集中變形或斷裂。焊接試樣的抗拉強度與母材性能對比見表1，說明該焊接模式下的試樣不存在焊接缺陷，主要是因為空冷條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力有效提高了焊縫及熱影響區的變形抗力導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 耐候鋼相變特點研究中，已經報道Q355NH 在奧氏體化后經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。閃光焊接過程雖然焊接過程未采用其他焊料而導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變溫度以上，經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，顯然組織差異也會帶來力學性能以及腐蝕電位的差異，因此有必要通過熱處理對焊縫及熱影響區進行組織調控，以獲得均勻的組織，進一步消除組織差異所帶來的腐蝕電位差。

2.2 熱處理對焊縫組織均勻性的影響

對Q355NH 焊接試樣加熱到相變點以上860 ℃進行退火處理，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構。在靠近焊縫的熱影響區中也存在這種珠光體組織，隨著逐漸遠離焊縫珠光體開始等軸化如圖4(b)所示，其珠光體團SEM 如圖4(e)所示。當離開熱影響區后得到與原母材組織相近的珠光體組織如圖4(c)所示，其中黑色區域為接近等軸的珠光體團如圖4(f)所示。因此退火后焊縫與熱影響區均獲得了鐵素體+珠光體組織。

圖4 熱處理后的焊縫與基體組織

經過退火后焊接試樣的微區性能也發生了顯著變化，圖5 為閃光焊接后進行熱處理前后焊縫到基體的顯微硬度分布，熱處理前呈現焊縫硬度高，進入熱影響區到基體呈下降趨勢，而熱處理后其焊縫硬度出現明顯下降，閃光焊接試樣經退火后其焊縫到基體的顯微硬度分布特點呈現較好的一致性（曲線FBW 為閃光焊接試樣，FBW-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，拉伸應力應變曲線反映出退火過程促進了焊縫及熱影響區組織的均勻性，測試結果表明，焊接試樣經退火后與退火前的焊接試樣相比，強度指標有所降低，但斷后伸長率顯著提高，拉伸性能與基體基本保持一致，應力應變曲線如圖6(a)所示。拉伸變形過程DIC 圖像表明，經退火處理后，拉伸初期的主要應變依然發生在與焊接區對稱的基體中，焊縫依然具有較高的抵抗變形的能力如圖6(b)，6(c)所示，但焊縫明顯已發生應變，且焊接區變形的區域寬度明顯高于熱處理前試樣，如圖3(b)所示，隨著變形的增加，焊縫兩側應變持續提高，與熱處理前試樣相比圖3(c)，中間焊縫區域應變量相對較小，如圖6(c)所示，但該區域面積已明顯低于熱處理前，這說明經過熱處理后組織均勻性提高，拉伸過程焊縫與熱影響區域組織均勻變形能力相對熱處理前均顯著提高。隨后開始變形集中，如圖6(d)所示，直到在非焊接區域發生斷裂，如圖6(e)所示。研究充分說明采用閃光焊進行Q355NH 型材焊接，焊后經熱處理后，焊縫的貝氏體組織可轉變為與基體一致的珠光體+鐵素體組織，獲得與基體組織相近的力學性能，拉伸變形過程焊接區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，其接觸局部的過梁處形成高密度的電流，該電流密度會導致局部接觸區出現快速氣化，從而產生熱量，并以傳導的方式在焊接構件上形成端面溫度高，離開端面后溫度下降的溫度場，如圖7(b)所示。在該溫度場條件下，型材壓縮變形抗力的變化趨勢如圖中曲線變化，即端面高溫區變形抗力低，并隨溫度的降低變形抗力呈增加趨勢。隨后兩端面相對移動進行頂鍛變形，高溫區在頂端應力作用下發生塑性變形，兩端面上的金屬通過動態再結晶的方式形成新的晶粒而完成焊接。

圖7 閃光焊接示意圖

焊接作為鐵塔架設過程中的重要工藝，傳統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組織與基體組織具有較大的差異，并且這種組織差異無法通過熱處理進行消除的，這些都會導致鐵塔桁架結構中出現因組織成分差異所帶來的電位差造成電化學腐蝕。由于閃光焊接機制主要源于端面上的動態再結晶，是一種固態條件下的焊接成形，無需其他焊料的引入，能保證焊縫在成分上與基體的一致性。圖8 為焊縫及熱影響區的晶粒取向分布，經閃光焊接后焊縫區域片層的晶體取向較為顯著，如圖8(a)所示，這與前述焊縫區形成的貝氏體組織SEM 具有較好的對應性，這反映出在焊接時溫度在奧氏體相區，在隨后冷卻過程中發生貝氏體相變，形成了片層狀下貝氏體組織，并且該相變過程導致焊縫處較高的殘留應力，如圖8(a)小圖中的KAM 值。在經過860 ℃退火后，焊縫區域通過奧氏體化，形成了細小的等軸晶如圖8(b)所示，焊縫組織在經過熱處理后獲得了與基體相近的晶粒形貌，焊縫殘留應力顯著下降如圖8(b)小圖KAM 值，獲得了相對平衡的組織結構，結合圖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對焊縫組織進行調控，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度與塑性指標基本與原基體一致。

圖8 焊縫晶體取向與晶粒分布

采用Kelvin 探針[14]，對閃光焊接試樣熱處理前后電勢差異進行了對比分析，其結果如圖9 所示。閃光焊接試樣的表面電勢自焊縫向熱影響區出現了明顯的由高至低的梯度變化，表明焊縫以及熱影響區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。但當焊接件經過退火熱處理后，焊縫區與基體間的表面電勢差縮小，這將減弱了焊縫區與基體間的電偶腐蝕驅動力，使其耐蝕性能得到提高。同時，圖9(a)中因焊縫區組織不均勻所導致的局部電位低點（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，在無涂裝保護的耐候鋼鐵塔中可作為有效的焊接技術進行應用。

圖9 焊縫及周邊區域Kelvin 電勢分布圖

對于耐候鋼焊接構件服役，在無涂裝保護條件下是需要避免焊縫與基體成分、組織不均勻區而導致的電偶腐蝕，閃光焊接焊縫主要是在固態下通過頂鍛變形過程動態再結晶所形成，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晶形成的等軸晶粒，避免了常規熔焊形成鑄態組織所帶來的晶粒尺寸不均勻，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，在無涂裝保護的耐候鋼鐵塔中可作為有效的焊接技術進行應用。

4 結論

（1）Q355NH 耐候鋼經閃光焊接后，從焊縫，熱影響區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度增加導致整體塑性下降。

（2）閃光焊接通過再結晶形成焊縫，焊縫為成分均勻的等軸再結晶晶粒，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，由此焊接件獲得優良的力學性能，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，針對無涂裝耐候鋼應用是一種優良的焊接技術方案。