熱處理對(duì)海洋風(fēng)電150mm厚板焊接熱影響區(qū)微觀硬度和斷裂韌性的影響

低碳微合金鋼焊縫熱影響區(qū)具有復(fù)雜的微觀結(jié)構(gòu)，研究了ABS EH36 Z35海洋用150mm厚鋼板焊接接頭經(jīng)正火和焊后熱處理(PWHT)后的顯微硬度和顯微組織，本文介紹了焊后熱處理對(duì)試驗(yàn)焊接接頭微觀組織粗化的熱影響區(qū)局部顯微硬度降低和低溫脆性斷裂能力提高的積極作用。

在1980年代早期以來，風(fēng)能發(fā)電經(jīng)歷了前所未有的發(fā)展，在過去20年里，增加超過1500%，到2015年1月底，[1]全球風(fēng)力發(fā)電安裝總裝機(jī)容量達(dá)到432GW，海岸風(fēng)能工業(yè)在歐洲北部正在快速發(fā)展中，從2003年到2013年的十年間，海上風(fēng)力渦輪機(jī)的單機(jī)最大設(shè)計(jì)容量從3兆瓦提高到7兆瓦(見圖1)。

圖1 根據(jù)產(chǎn)生的額定功率(MW)，對(duì)增加海上風(fēng)力發(fā)電高度和功率發(fā)展和短期預(yù)測

在2018年,如西門子[2]制造商和三菱重工[3]Vestas3啟動(dòng)或宣布第一個(gè)海上風(fēng)能渦輪機(jī)的最大輸出功率高達(dá)10兆瓦，根據(jù)公布數(shù)據(jù)，風(fēng)力發(fā)電設(shè)備制造商具有研發(fā)20兆瓦的風(fēng)能電站的能力。

風(fēng)力發(fā)電機(jī)能力的顯著提高不僅是通過對(duì)發(fā)電機(jī)組的創(chuàng)新實(shí)現(xiàn)的，而且還通過增強(qiáng)海上風(fēng)能塔結(jié)構(gòu)的物理尺寸實(shí)現(xiàn)，特別是下部結(jié)構(gòu)和過渡部件。所選擇的支撐結(jié)構(gòu)類型需要考慮現(xiàn)場條件，例如海水深度、海底條件和投資預(yù)算。用于海洋風(fēng)能電塔設(shè)計(jì)的主要標(biāo)準(zhǔn)要求和材料通常來自特殊規(guī)范，國際上如美國船級(jí)社(ABS)、挪威Veritas-Germanischer勞埃德(DNV-GL)、法國船級(jí)社(BV)、意大利船級(jí)社Navale (RINA)和勞埃德船級(jí)社(LR)，他們都是國際船級(jí)社協(xié)會(huì)(IACS)成員。

目前單體風(fēng)能塔最為常見，歐盟近年來超過50%的風(fēng)能塔都是這種結(jié)構(gòu)。風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的發(fā)電能力越強(qiáng)，單體的塔身支撐結(jié)構(gòu)就越高，例如，安裝2~3兆瓦風(fēng)力發(fā)電塔的平均塔高50~70米之間(見圖2)，發(fā)電能力為8~10兆瓦風(fēng)塔的平均高度為100~120米，甚至可達(dá)220米高度，這個(gè)高度包括了水下部分，需要根據(jù)地質(zhì)土壤條件來決定。此外，為了降低海上風(fēng)能(EUR/MWh)發(fā)電的成本，風(fēng)能塔結(jié)構(gòu)的使用壽命也是需要延長的。

圖2 風(fēng)力發(fā)電2-3 MW、8-10 MW海上支撐結(jié)構(gòu)的主體部分示意圖（從下至上為基礎(chǔ)、亞結(jié)構(gòu)、過渡段和塔身）

隨著海洋結(jié)構(gòu)用鋼的重量和使用壽命的增加，增加了需要焊接厚度大于60mm鋼板的使用量(見圖2)，同時(shí)具有更為嚴(yán)格的低溫韌性要求和疲勞特性要求，對(duì)鋼板材料和焊接熱影響區(qū)(HAZ)以及焊縫金屬都提出了苛刻的要求。

眾所周知，厚板需要先進(jìn)可靠的焊接技術(shù)，焊接接頭必須穩(wěn)定可靠，實(shí)踐表明，熱影響區(qū)金屬最易發(fā)生脆性斷裂，低溫韌性值較低。焊接過程中熱影響區(qū)處在奧氏體溫度以上，其宏觀組織、微觀和納米組織都發(fā)生了不利的結(jié)構(gòu)變化，[4]因此，在要求的性能中，厚板焊接接頭的抗破壞性能是放在第一位的。

在現(xiàn)代海上風(fēng)力發(fā)電塔制造中，性能為R_eH≥355MPa和R_m≥490MPa的低碳微合金鋼厚板被廣泛應(yīng)用。[5]，表1為ABS* 1材料與焊接規(guī)范(2018)對(duì)海洋用鋼AH36、DH36、EH36三種主要機(jī)械性能的要求等級(jí)，鋼板厚度小于等于150mm。為使厚度大于60mm的正火鋼鋼板達(dá)到規(guī)定的強(qiáng)度性能，碳當(dāng)量(CEQ)不應(yīng)小于0.44%，這反過來又使焊接后可能形成具有高顯微硬度的貝氏體—馬氏體組織的臨界體積，從而使焊接接頭[6]具有形成裂紋的潛在傾向，能夠促進(jìn)裂紋迅速擴(kuò)展。

表1 材料和焊接的ABS標(biāo)準(zhǔn)(2018)對(duì)海洋使用厚鋼板AH36、DH36和EH36等級(jí)的機(jī)械性能的要求

雖然ABS EH36鋼的焊接熱影響區(qū)符合要求，其硬度不超過350HV，[7]但是對(duì)于重要的焊接結(jié)構(gòu)其熱影響區(qū)的硬度不得超過300HV，目的是增加斷裂阻力。為了降低焊接接頭臨界截面的顯微硬度，可以采用附加焊后熱處理(PWHT)來提高焊接接頭的斷裂韌性。以前研究[8]用60mm厚度的低碳微合金化鋼板的焊接接頭的顯微硬度，按照不同熱機(jī)控制過程(TMCP)處理和采用附加焊后熱處理PWHT，顯示了PWHT對(duì)降低熱影響區(qū)顯微硬度(大約25%減少硬度)有益的作用，鋼板基體強(qiáng)度沒有惡化(HV下降約5%)。然而,由于需要鋼重型厚板超過60mm，屈服強(qiáng)度R_eH≥355 MPa的海洋用鋼穩(wěn)步增加，有必要進(jìn)一步研究厚壁焊接接頭的可靠性和更詳細(xì)的分析影響的PWHT顯微硬度和CTOD試驗(yàn)參數(shù)。

這項(xiàng)工作的目的是探討影響焊后熱處理的顯微硬度、斷裂阻力的變化和熱影響區(qū)可能的微觀結(jié)構(gòu)狀態(tài)，鋼種為低碳微合金化鋼，屈服強(qiáng)度≥355 MPa，鋼板最大厚度為150mm。

開展研究的方法

Novolipetsk鋼廠轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)的連鑄板坯，鋼中含≤0.15%C，≤1.6%Mn，≤0.5%Si，≤0.002%S，≤0.008%P，≤0.004%N，使用Al + Nb + V微合金元素與Ni + Cu元素合金化，碳當(dāng)量≤0.46%。板坯在Mill Quarto 4200 NLMK DanSteel鋼廠[9]最終軋制成為厚度為150mm鋼板，軋后有連續(xù)正火爐處理，保溫溫度為(Ac3+10~15℃)。

縱向焊縫多道次埋弧焊(SAW)在半自動(dòng)模式下進(jìn)行，標(biāo)稱熱輸入為50±2 kJ/cm，符合《ABS材料與焊接規(guī)范(2018)》的要求。焊接是在預(yù)熱到不超過80℃的溫度后進(jìn)行的。最大通道口溫度不超過170℃。采用ESAB公司生產(chǎn)的4mm厚12系列焊絲和10系列焊劑。焊接后至少72小時(shí)后取樣，取樣進(jìn)行機(jī)械性能測試和PWHT測試，PWHT對(duì)試樣尺寸要求為(厚度T- 寬度W- 長度L) 150 x 600 x 600 mm，試樣中間具有一個(gè)焊縫接頭，熱處理是在溫控爐中進(jìn)行的，PWHT參數(shù)見表2。

表2  150毫米厚ABS EH36厚鋼板的焊后熱處理(PWHT)參數(shù)

使用卡爾蔡司(Carl Zeiss)顯微鏡對(duì)微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行了觀察檢測，試樣取自焊接接頭1/4厚度，如圖3所示。根據(jù)ISO 6892-1標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)橫向圓棒試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，圓棒試件軸線位于厚板中心與表面的中間位置，或者是厚板的中心位置。厚度方向的強(qiáng)度和延性測試(Z向測試)試樣按照EN 10164標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。根據(jù)ISO 148-1標(biāo)準(zhǔn)對(duì)夏比試樣進(jìn)行了沖擊試驗(yàn)，試樣的長軸平行于最終軋制方向，從1/4 t和1/2 t的板厚(t)面截取試樣，在垂直于軋制方向和厚度方向的焊接接頭表面進(jìn)行了焊接接頭顯微硬度的測量，測量范圍覆蓋了包括焊縫、HAZ和母材在內(nèi)的截面(圖3)。硬度值按比例HV05表示，X和Y坐標(biāo)下的測量步長為1 mm。

圖3 用于微觀組織、顯微硬度分布和裂紋尖端張開位移(CTOD)測試研究的ABS EH36鋼焊接接頭示意圖：1 -母材；2 -焊縫；3 - CTOD刻痕線；4 - HAZ的范圍；5 -顯微硬度和顯微組織評(píng)估的位置；6 –晶粒粗化熱影響區(qū)(GCHAZ)的邊界。

對(duì)軋制鋼材1/4厚度的母材正火后進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)，得到屈服強(qiáng)度(最小值—最大值/平均值.)：367~385/379MPa；抗拉強(qiáng)度：535~552/540MPa；延伸率：24~30/25%；屈強(qiáng)比：0.69~0.72/0.70；厚度方向極限抗拉強(qiáng)度(UTS) (Z向試驗(yàn))：530~551/545MPa；斷面收縮率ψz：48~71/64%。縱向沖擊韌性試驗(yàn)在-20℃、-40℃和-60℃的平均值分別為153~175、107~142和58~137J。母材PWHT后抗拉強(qiáng)度水平降低了10~15MPa，實(shí)測延伸率平均增加4%，-40℃下的平均沖擊值增加了20-40J。參考文獻(xiàn)10對(duì)母材的力學(xué)性能進(jìn)行了較為詳細(xì)的研究。

通過裂紋尖端張開位移(CTOD)試驗(yàn)，確定了晶粒粗化熱影響區(qū)(GCHAZ)發(fā)生脆性斷裂的趨勢，其技術(shù)方法見ISO 15653和ISO 12135描述，試驗(yàn)采用全尺寸厚度試樣，切口位于粗化的HAZ區(qū)，切口處存在預(yù)加疲勞裂紋。試驗(yàn)溫度為-10℃，試驗(yàn)開始于脆性斷裂的形成，結(jié)束于試樣的完全塑性斷裂破壞。該測試的目的是確定裂縫開始發(fā)展的條件—CTOD值越高，在裂縫開始擴(kuò)展之前，受損構(gòu)件所能承受的載荷就越高。

研究結(jié)果與討論

傳統(tǒng)上，焊接接頭的熱影響區(qū)分為4個(gè)部分:[11,12] (1)焊接過程中金屬溫度升高到1100~1200℃（GCHAZ）以上時(shí)候，晶粒長大區(qū)域；(2)完全再結(jié)晶區(qū)域(1100~1200℃—Ac3)，稱為細(xì)晶熱影響區(qū)(FGHAZ)；(3)局部再結(jié)晶區(qū)(Ac3—Ac1)，稱為臨界熱影響區(qū)(ICHAZ)；(4)在焊接過程中溫度不高于Ac1的回火區(qū)域，稱為亞臨界熱影響區(qū)(SCHAZ)。GCHAZ的區(qū)域是最關(guān)鍵的，這也體現(xiàn)在對(duì)這個(gè)區(qū)域的研究中。

組織調(diào)查

圖4是焊接接頭截面的總體截面圖，包括了焊縫、HAZ和母材。在圖3所示區(qū)域，我們研究了1/4厚度下焊接接頭的微觀結(jié)構(gòu)。焊接點(diǎn)截面的高度對(duì)應(yīng)埋弧焊過程道次，熱影響區(qū)HAZ具有較高腐蝕電位(腐蝕過程中顏色變深)長度不規(guī)則，在距融合線2.0-2.5 mm范圍內(nèi)變化。

圖4  鋼種ABS EH36厚板150mm焊縫1/4厚度處微觀組織的概貌：1母材；2熱影響區(qū)；3焊接金屬

焊縫和熔合線的微觀組織如圖5a所示。焊縫結(jié)構(gòu)是粒狀貝氏體和針狀貝氏體的分散混合，這是由焊接參數(shù)和焊絲化學(xué)成分的選擇造成的。因?yàn)榇?/span>尺寸奧氏體晶粒的形成，γ→α相變過程表現(xiàn)為較高的相變阻力，相變直接從熔合線發(fā)生，即非擴(kuò)散機(jī)制，注意到，原始奧氏體大晶粒體積中存在馬氏體相變。[13]粗晶區(qū)可分為兩個(gè)形態(tài)組織部分：第一部分緊靠融合線，具有馬氏體結(jié)構(gòu)；第二部分是貝氏體形態(tài)的結(jié)構(gòu)特征，距離熔合線約200 - 900μm，具有充分條件出現(xiàn)的貝氏體組織，主要是板條形態(tài)(圖5 b)，然后被粒狀貝氏體替代。這可能是由于焊接過程中的溫度升高導(dǎo)致的，在此溫度下，大多數(shù)有效阻擋晶粒生長的碳化物和氮化物顆粒沒有溶解，板條和粒狀貝氏體的比例無法確定，因?yàn)樵诰嗳酆暇�相同距離的不同微觀區(qū)域都存在貝氏體形態(tài)的兩種變體。

圖5  ABS EH36厚板150 mm焊縫1/4厚度處微觀組織：a)熔合線(FL)；b)FL+1毫米；c)FL+2毫米；d)母材金屬，x500（圖a紅線區(qū)域是熔合線）

大約離開熔合線1500~2000μm，細(xì)晶鐵素體結(jié)構(gòu)形成；這表明鋼材被加熱略高于Ac3臨界點(diǎn)，即α→γ完全相變完成，這是典型的正火區(qū)域，從圖5c中可以看出，在離融合線約2mm處，HAZ的微觀結(jié)構(gòu)大致從正火區(qū)域(圖5c左側(cè))過渡到部分再結(jié)晶區(qū)(圖5c右側(cè))。在高倍顯微照片的左側(cè)有一個(gè)明顯的區(qū)域，已經(jīng)發(fā)生了完全的再結(jié)晶，在圖片的右側(cè)可以看到，是部分再結(jié)晶的，這導(dǎo)致了鐵素體基體的晶粒結(jié)構(gòu)不同。此外，隨著距離熔合線距離的增加，出現(xiàn)鐵素體-珠光體混合物(圖5d)結(jié)構(gòu)。根據(jù)表2中的參數(shù)對(duì)焊接接頭進(jìn)行PWHT后HAZ的微觀結(jié)構(gòu)狀態(tài)進(jìn)行分析，在微觀層面上并沒有發(fā)現(xiàn)金屬結(jié)構(gòu)有明顯的變化。

顯微硬度的調(diào)查

圖6為焊接初始狀態(tài)下測試焊縫顯微硬度水平的測量結(jié)果，如圖3所示研究焊縫的一部分。焊接接頭在PWHT前的顯微硬度水平的特征是硬度值范圍很廣：從母材區(qū)的160HV0.5到熔合線上某些部分的320HV0.5。

圖6  ABS EH36厚板150毫米焊縫的顯微硬度(橫坐標(biāo)是焊縫的寬度方向，縱坐標(biāo)是焊縫的高度方向)

從技術(shù)角度看，在工業(yè)試樣中，GCHAZ第一部分的顯微硬度僅僅是馬氏體組織，由于其寬度極小，難以測量。因此，與馬氏體組織相對(duì)應(yīng)的300 HV0.5以上的顯微硬度值在研究試樣的測試中很少被記錄到，盡管它們確實(shí)存在。焊接接頭其余部分的顯微硬度不是很關(guān)鍵。以貝氏體組織為特征的焊縫金屬(圖5a)的顯微硬度水平在250-300 HV0.5范圍內(nèi)，離開熔合線1毫米的距離，球狀和板條貝氏體混合體為主導(dǎo)(圖5 b)，最大硬度不超過240 HV0.5水平，在靠近靠近焊縫母材附近硬度最大值不超過200 HV0.5水平。需要注意的是，在預(yù)期的完全再結(jié)晶區(qū)域沒有明顯的軟化，例如，這是焊接大直徑管道的特點(diǎn)。[6,11]基體金屬硬度等級(jí)為170-180 HV0.5。

經(jīng)過PWHT后，焊接接頭的硬度水平(見圖7)顯著降低，其特征是顯微硬度值范圍值更窄：從157到240 HV0.5。焊縫硬度降至200~230 HV0.5，即下降約 20%。奧氏體粗晶區(qū)也具有最大硬度的特征；但是，在PWHT處理后硬度值不超過240 HV0.5，其顯微硬度值顯著降低了25-30%(見圖7)。其他三個(gè)區(qū)域的顯微硬度也顯著降低，實(shí)際上與基體金屬的硬度沒有區(qū)別。

圖7 附加PWHT后ABS EH36厚板150毫米焊縫的顯微硬度(橫坐標(biāo)是焊縫的寬度方向，縱坐標(biāo)是焊縫的高度方向)

焊縫的抗裂性(CTOD試驗(yàn))

根據(jù)國際船級(jí)社協(xié)會(huì)IACS的規(guī)定；焊接接頭應(yīng)該顯示的平均值δ_CTOD，測試GCHAZ時(shí)，測試的三個(gè)試樣不少于0.20毫米，最小值不小于0.18毫米。圖8所示的曲線描述了臨界開孔前裂紋發(fā)展的條件(圖中右邊紅線所示信號(hào)的損失)以及試驗(yàn)結(jié)束后試樣的斷裂類型。PWHT前后焊接接頭試件的斷裂試驗(yàn)結(jié)果表明，在粗晶區(qū)開槽時(shí)，焊接接頭均出現(xiàn)脆性變形(圖8c、8d)。然而，焊縫具有不同的裂紋張開度和抗斷裂能力(圖8a和8b)。PWHT之前，試樣加載最大負(fù)載的平均值，加載前試樣脆性斷裂F_mCTOD=600~700 kN，δ_CTOD值=0.22~-0.32毫米。經(jīng)過PWHT之后和組織結(jié)構(gòu)在粗晶區(qū)松弛(從圖7的顯微硬度測量可以看出)后，F_mCTOD上升到850-900 kN，其平均值上升到0.55-0.65 mm。

圖8  PWHT前(a, c)、后(b, d) 150 mm厚ABS EH36厚板焊接接頭裂紋張開及斷口形貌特征圖

結(jié)論

研究了最低屈服強(qiáng)度為355MPa、厚度為150mm的正火處理低碳微合金鋼等級(jí)ABS EH36焊接焊后熱處理前后的顯微硬度、組織狀態(tài)和斷裂傾向。研究結(jié)果如下:

1. 焊后熱處理，在GCHAZ增加脆性斷裂裂紋傳播的阻力：δ_CTOD數(shù)值增加兩倍到0.55 - 0.65mm的平均值。

2. 焊接接頭在PWHT前的顯微硬度值范圍很廣：從160到320 HV0.5。GCHAZ區(qū)硬度值超過315 HV0.5。PWHT后顯著降低了焊接金屬和HAZ的顯微硬度，對(duì)母材硬度的影響極小。GCHAZ的HV0.5降低了~25%，基體母材金屬的HV0.5降低不超過7%。

3.在微觀層面上，所研究的焊接接頭在PWHT前后的組織沒有差異。

這項(xiàng)研究的結(jié)果被用于成功用于NLMK DanSteel鋼鐵廠生產(chǎn)高品質(zhì)厚板，包括高強(qiáng)度等級(jí)AH36、DH36和EH36在150毫米厚度鋼板，根據(jù)國際船級(jí)社ABS、DNV-GL、BV和RIVA要求，另外的高強(qiáng)度海洋用鋼標(biāo)準(zhǔn)DNVGL-OS-B101等級(jí)VL-A420、VL-D420和VL-E420厚板最大為150毫米，用于制造的固定、海上浮式和移動(dòng)式結(jié)構(gòu)和設(shè)備上。

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作者

1. Eugene Goli-Oglu：technology manager, NLMK DanSteel, Frederiksvaerk, Denmark ego@nlmk.com

2. Zibrandt Greisen：quality manager, NLMK DanSteel, Frederiksvaerk, Denmark zib@nlmk.com

唐杰民2019年11月10日翻譯自美國《鋼鐵技術(shù)》11月期刊的文章，唐工水平有限，翻譯不準(zhǔn)確和不妥之處請(qǐng)大家給予指正。