管线钢氢致附加应力与氢致门槛应力的相关性

维普资讯 http://www.cqvip.com 第３８卷　２００２年第８期　金属学跋　ＡＣＴＡ　ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡ　ＳＩＮＩＣＡ　Ｖｏ１．３８　Ｎｏ．８　８月　８４４—８４８页　Ａｕｇ．２００２　ＰＰ．８４４——８４８　管线钢氢致附加应力与氢致门槛应力的相关性　张涛　姚远　褚武扬　乔利杰　（解放军后勤工程学院供油工程系，重庆４０００１６）　摘　要（北京科技大学材料物理系，北京１０００８３）　Ｘ８０钢在空气中拉伸至塑性变形大于１％后卸载，充氢至饱和再空拉，其屈服应力小于卸载前的流变应力，其差值即　氢引起的附加应力．它协助外应力促进塑性变形，引起应力集中，进而导致低应力下的脆断（即氢脆），或在低的恒定外应力下就发　生氢致滞后断裂．实验表明，氢致附加应力　ｄ随氢浓度（　升高而线性升高，即　ｄ＝一１４．１＋３．８９Ｃｏ；动态充氢慢应变速　率拉伸时断裂应力随氢浓度升高而线性下降，即　性下降，即　ＨＩ　＝６６９—１２４　Ｉｎ　Ｃｏ．　（Ｈ）＝６７５—６．１Ｃｏ；恒载荷下氢致滞后断裂门槛应力随氢浓度对数升高而线　关键词Ｘ８０管线钢，氢致附加应力，氢致开裂门槛应力　中图法分类号ＴＧ１１１．９１，ＴＧ１４２　文献标识码　Ａ　文章编号０４１２－１９６１（２００２）０８—０８４４～０５　ＲＥＬ　ＩｏＮＳＨＩＰ　ＢＥＴＷＥＥＮ　ＨＹＤＲｏＧＥＮ—ＩＮＤＵＣＥＤ　ＡＤＤＩＴＩＶＥ　ＳＴＲＥＳＳ　ＡＮＤ　ＴＨＲＥＳＨｏＬＤ　ＣＲＡＣＫＩＮＧ　ＳＴＲＥＳＳ　ＦｏＲ　Ａ　ＰＩＰＥＬＩＮＥ　ＳＴＥＥＬ　ＺＨＡＮＧ　ＴａＯ　Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｏｉｌ　Ｓｕｐｐｌｙ，Ｌｏｇｉｓｔｉｃｓ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｔｈｅ　ＰＬＡ，Ｃｈｏｎｇｑｉｎｇ　４０００１６　Ｏ　ａｎ，ｃ．日　ｕｙａｎｇ，ｐＩＡ０　Ｌｆｆｉｅ　Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ　Ｐｈｙｓｉｃｓ，Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ　Ｂｅｉｊｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　１０００８３　Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｅｎｔ：ＣＨＵ　Ｗｕｙａｎｇ　ｐｒ＠ｓｓｏｒ　Ｒｔ：（０１０）６２３３２３４５｝Ｆａｘ：（Ｏｌｏ）６２３３２３４５　Ｅ—ｍａｉｈ　２ｑｉａｏ＠ｕｓｔｂ．ｅｄｕ．ｃｎ　Ｓｕｐｐｏｒｔｅｄ　ｂｙ　Ｎａｔｉｏｎａｌ　Ｎａｔｕｒａｌ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｃｈｉｎａ　Ｎｏ　０５００７１０１ｏ）ａｎｄ　Ｎａｔｉｏｎａｌ　Ｋｅｙ　ＢａＳｉｃ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　ａｎｄ　Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ　Ｐｒｏｑｒａｍｍｅ　ｏｆ　Ｃｈｉｎａ　ｆ　Ｎｏ．Ｇ　ｌ９９９０６５０）　Ｍａｎｕｓｃｒｉｐｔ　ｒｅｃｅｉｖｅｄ　２００１　１２—１７，ｉｎ　ｒｅｖｉｓｅｄ　ｆｏｒｍ　２００２　０３—２５　ＡＢＳＴＲＡＣＴ　１１ｅｎｓｉｌｅ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｏｆ　Ｘ　８０　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｓｔｅｅｌ　ｗａｓ　ｓｔｒａｉｎｅｄ　ｔｏ　ｏｖｅｒ　１％ｐｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｉｎ　ａｉｒ．Ｔｈｅ　ｓｔｒａｉｎｅｄ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｗａｓ　ｃｈａｒｇｅｄ　ｗｉｔｈ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ，ａｎｄ　ｔｈｅ　ｃｈａｒｇｅｄ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｗａｓ　ｓｔｒａｉｎｅｄ　ｉｎ　ａｉｒ．Ｔｈｅ　ｆｌｏｗ　ｓｔｒｅｓｓ　ａｎｄ　ｙｉｅｌｄ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｃｈａｒｇｅｄ　ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ　ａｒｅ　ｄｉｆｉｅｒｅｎｔ　ｆｒｏｍ　ｔｈｅ　ｕｎｃｈａｒｇｅｄ．Ｔｈｅ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ　ｉｓ　ｔｈｅ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ａｄｄｉｔｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ．ｗｈｉｃｈ　ｃａｎ　ｈｅｌｐ　ｔｈｅ　ｅｘｔｅｒｎａｌ　ｓｔｒｅｓｓ　ｔｏ　ｅｎｈａｎｃｅ　ｔｈｅ　ｐｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ．Ｔｈｅ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ａｄｄｉｔｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ，　ａｄ，ｉｎｃｒｅａｓｅｓ　ｌｉｎｅａｒｌｙ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ，　．ｅ，ｏ－ａｄ＝一１４．１＋３．８９Ｃ『０．Ｏｎ　ｔｈｅ　ｏｔｈｅｒ　ｈａｎｄ，ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｄｙｎａｍｉｃａｌｌｙ　ｃｈａｒｇｉｎｇ　ｗｉｔｈ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｄｅｃｒｅａｓｅｓ　ｌｉｎｅａｒｌｙ　ｗｉｔｈ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ｉｎ　ｓｌｏｗ　ｓｔａｉｎ　ｒａｔｅ　ｔｅｓｔｓ，ｉ．ｅ，　（Ｈ）＝６７５—６．１Ｃ０．Ｔｈｅ　ｔｈｒｅｓｈｏｌｄ　ｓｔｒｅｓｓ　ｄｅｃｒｅａｓｅｓ　ｌｉｎｅａｒｌｙ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｌｏｇａｒｉｔｈｍ　ｏｆ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎ—　ｔｒａｔｉｏｎ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｓａｍｐｌｅｓ　ｉｎ　ｃｏｎｓｔａｎｔ　ｌｏａｄ　ｔｅｓｔｓ，ｉ．ｅ，ｏ－Ｈ　Ｔｒ＝６６９—１２４　ｉｎ　Ｃｏ．　ＫＥＹ　ＷｏＲＤＳ　Ｘ８０　ｐｉｐｅｌｉｎｅ　ｓｔｅｅ１．ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ａｄｄｉｔｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ．ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｉｎｄｕｃｅｄ　ｔｈｒｅｓｈｏｌｄ　ｓｔｒｅｓｓ　石油或天然气中往往含有少量Ｈ２Ｓ，而Ｈ２Ｓ在管线　后开裂．因此，管线钢Ｈ２Ｓ应力腐蚀的本质是一种氢致　开裂，它和氢降低原子键合力以及促进材料局部塑性变形　有关＿ｌ】．　一钢表面能分解成氢，它扩散进入管线钢后会产生氢鼓泡或　氢致裂纹＿ｌ】．在恒定工作应力作用下，也可能产生氢致滞　系列透射电镜原位观察表明，氢促进位错的发射、　增殖和运动，即氢促进局部塑性变形１２－４１．对大块试样，　国家自然科学基金０５００７１０１０以及国家基础研究规划项目　Ｇ１９９９０６５０资助　利用网格法＿５　Ｊ、激光散斑法ｌ６Ｊ以及激光云纹干涉法ｌ　Ｊ　可测量充氢前后加载前端应变量的变化，结果表明，氢使　塑性区及其中每一点的塑性变形量增大．另外，用光学显　微镜原位观察可见，预先已抛光的恒位移试样在氢致裂纹　收到初稿日期：２００１—１２　１７，收到修改稿日期：２００２－０３－２５　作者简介：张　涛，男，１９６２年生，副教授　维普资讯 http://www.cqvip.com ８期　张涛等：管线钢氢致附加应力与氢致门槛应力的相关性８４５　形核前，缺口（或裂纹）前端就会出现滑移带＿７Ｊ＿这些均　表明氢促进局部塑性变形．很多人力图用光滑拉伸试样来　研究氢对屈服强度的影响，但所得结果并不一致，甚至获　得相反的结论ｌ　．但是，用它来研究氢对室温蠕变或应力　弛豫的影响却获得成功，所有研究者均认为氢促进室温蠕　变，即促进了局部塑性变形ｌ　，　Ｊ．　透射电镜原位拉伸表明，当位错发射和运动停止后如　增加外载荷，则位错又能开始发射和运动［１０，１１　Ｊ．与此类　曲线（即氢渗透曲线），由此可求出氢扩散系数Ｊ［）以及进　入试样的可扩散的氢浓度　．小块试样在Ｈ２ＳＯ４溶　．　液中长时间充氢后放入带有刻度、充满硅油的广口玻璃管　中，根据室温放出的饱和氢体积就可求出氢浓度　２实验结果　２．１　不同充氢电流条件下的可扩散氢浓度　Ｘ８０钢在不同充氢电流ｉ下，用氢渗透法ｆ　）和排　似，当恒位移（或恒载荷）试样通入Ｈ２，则已停止的位错　发射和运动又重新开始．对比可知，氢的作用和增加外应　力相当．本文的第一个目的就是通过实验研究以确定固溶　氢是否可产生一个附加拉应力，从而协助外应力促进局部　塑性变形．　油集气法（ｃ　）获得的氢浓度见表１．氢浓度ｃ『０随ｉ的　变化见图１．由图可知，试样中可扩散氢浓度Ｃ『０与充氢　电流ｉ的方根呈线性关系，即　Ｃｏ＝一１．３＋３．２６、／　表１　不同充氢电流下的氢浓度　（１）　原位观察表明，当氢促进的局部塑性变形发展到临界　条件，就会引起氢致裂纹的形核和扩展ｌ　，　．如果存在一　个宏观的氢致附加拉应力，则可把两者联系在一起．氢致附　加拉应力叠加在外应力上从而促进局部塑性变形．另外，　由于附加拉应力的存在，在低的外应力下就会引起氢致裂　纹的形核、扩展，从而可获得低的滞后断裂门槛应力．显　然，氢致附加应力应当随氢浓度升高而升高，而滞后断裂门　槛应力或慢拉伸时的断裂应力则随氢浓度升高而下降．本　Ｔａｂｌｅ　１　Ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　ａｔ　ｖａｒｉｏｕｓ　ｃｈａｒｇｉｎｇ　ｃｕｒｒｅｎｔ　ｄｅｎｓｉｔｉｅｓ　Ｓａｍｐｌｅ　ｉ　Ｄ　Ｃｏ　ｃ　Ｎｏ．　ｍＡ／ｃｍ　１０一。ｃｍ　ｓ　１０一　％　１０—　％　（ｍａｓｓ　ｆｒａｃｔｉｏｎ）（ｍａｓｓ　ｆｒａｃｔｉｏｎ）　文的第二个目的就是研究它们之间的内在联系．　１实验过程　Ｘ８０管线钢的化学成分（质量分数，　％）为：　Ｃ　０．０３５，Ｍｎ　１．７４，Ｓｉ　０．３０５，Ｃｕ　０．２４５，Ｎｉ　０、ｌｌ１，Ｐ　０．０１，　Ｓ　０．００５，该管线纲的屈服强度和抗拉强度分别为５６０和　６７５　ＭＰａ、试样从成品管上切出．光滑拉伸试样截面为　１．５　ｍｍ×３　ｍｍ，标距长度为４０　ｍｍ．氢渗透实验采用　直径为１８　ｍｍ，厚为１　ｍｍ的圆片试样．　一组光滑拉伸试样加不同的恒载荷后，置入　０．５　ｍｏｌ／Ｌ　Ｈ２ＳＯ４＋０、２５　ｇ／Ｌ　Ａｓ２Ｏ３溶液进行动态　充氢，电流密度ｉ分别为２，４，６，１０，１５和２０　ｍＡ／ｃｍ　、　记录每一试样的滞后断裂时间　同ｉ值下的氢致断裂门槛应力　由　一ｔｆ曲线可获得不　［１２　Ｊ、一组试样在动态　图１　氢浓度随充氢电流的变化　’　充氢条件下进行慢应变速率（　＝５×１０　ｓ）拉伸，测出　不同氢含量下的断裂应力　（Ｈ）以及延伸率　（Ｈ），从而　Ｆｉｇ．１　Ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ（Ｃｏ）ＶＳ　ｃｕｒｒｅｎｔ　ｄｅｎｓｉｔｙ（ｉ）　可获得氢致强度损失　（Ｈ）＝［１一Ｇｒ　（Ｈ）／ａ　］×１００％，　其中　和　（Ｈ）分别是未充氢和充氢试样的断裂应　力．一组试样在空气中慢拉伸（　＝５×１０　ｓ１至塑性　变形大于ｌ％后卸载，用不同电流分别充氢至饱和，再在　空气中慢拉伸至屈服，则同一试样卸载前的流变应力　２．２　氢致附加应力　不同试样充氢前后在空气中慢拉伸（　＝５×１０　ｓ）　的应力　应变曲线见图２．虚线是充氢前的曲线，实线是　在Ａ点卸载后充氢４８　ｈ（不同试样用不同的ｉ）擦干后，　再空拉至Ｂ点屈服．　Ａ，Ｂ两点应力差就是相应氢浓度　下的氢致附加拉应力．用６个试样测出的不同氢浓度下的　氢致附加应力见表２．也用一个试样逐次增大充氢电流　和充氢后再加载时的屈服应力　：。之差　ｄ＝Ｃｒｆ一　：。　就是固溶氢引起的附加应力．如Ｃｒｆ＞Ｏ＇ｙ　，则氢引起附加　拉应力，反之则为压应力．　圆片试样双面镀钯后将充氢面的钯层磨去．充氢端的　来测量氢致附加应力（见图３）．从图可见，试样空拉至　溶液为０．５　ｍｏｌ／Ｌ　Ｈ２ＳＯ４＋０．２５　ｇ／Ｌ　Ａｓ２Ｏ３，阳极端溶　液为０．２　ｍｏｌ／Ｌ　ＮａＯＨ．测量阳极电流ｉ随时间的变化　点，卸载后用ｉ＝６　ｍＡ／ｃｍ　充氢４８　ｈ，空拉至ｂ点后卸　载（在Ｂ点屈服）；然后用ｉ＝１０　ｍＡ／ｃｍ　充氢４８　ｈ，空　拉至Ｃ点卸载（在ｃ点屈服）；再用ｉ＝１５　ｍＡ／ｃｍ　充　维普资讯 http://www.cqvip.com ８４６　金属学报　３８卷　ｃ口　凸－　图３　同一试样充氢前以及依次充氢后的应力一应变衄线　Ｆｉｇ．３　Ｓｔｒｅｓｓ（Ｇｒ）＂ｓ　ｓｔｒａｉｎ（Ｅ）ｃｕｒｖｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓａｍｅ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｂｅｆｏｒｅ（ｄｏｔｔｅｄ　ｌｉｎｅｓ）ａｎｄ　ａｆｔｅｒ（ｓｏｌｉｄ　ｌｉｎｅｓ）ｃｈａｒｇｉｎｇ　ｗｉｔｈ　ｄｉｉｅｒｅｎｔ　ｉｆ　ｖａｌｕｅｓ　ｃ口　凸－　亩　图２　６种试样充氢（用不同ｉ）前后的应力一应变衄线　Ｆｉｇ．２　Ｓｔｒｅｓｓ（Ｇｒ）＂ｓ　ｓｔｒａｉｎ（Ｅ）ｃｕｒｖｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ　ｂｅ—　ｆｏｒｅ（ｄｏｔｔｅｄ　ｌｉｎｅｓ）ａｎｄ　ａｆｔｅｒ　ｃｈａｒｇｉｎｇ（ｓｏｌｉｄ　ｌｉｎｅｓ）　ｗｉｔｈ　ｖａｒｉｏｕｓ　ｉ　ｖａｌｕｅｓ　表２　不同氢浓度引起的氢致附加拉应力　Ｔａｂｌｅ　２　Ｖａｒｉａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ａｄｄｉｔｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｗｉｔｈ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ　图４氢致附加应力随氢浓度的变化　Ｆｉｇ．４　Ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ａｄｄｉｔｉｖｅ　ｓｔｒｅｓｓ（Ｇｒａｄ）＂ｓ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ（Ｃｏ）（ｍａｓｓ　ｆｒａｃｔｉｏｎ）　能测出氢致附加应力的临界氢浓度．当ｃｏ＜Ｃｃ　（如充氢　电流ｉ＝２　ｍＡ／ｃｍ　，ｃｏ＝２．５２×１０－４％）时，则测不出　氢致附加应力．　２．３　氢致开裂门槛应力　当充氢电流分别为２，４，６，１０，１５和２０　ｍＡ／ｃｍ　时，Ｘ８０管线钢恒载荷滞后断裂实验结果见图５．不发生　氢致滞后断裂的截止时间为１００　ｈ．由图５可求出Ｘ８０　管线钢在不同充氢电流下的门槛应力０｜Ｈ　。，其结果见表　３．从表可见，　可得　氢４８　ｈ，空拉至ｄ点卸载（在Ｊ［）点屈服）；最后用　ｉ＝２０　ｍＡ／ｃｍ　充氢４８　ｈ，空拉至Ｅ点屈服．　Ａ和　Ｂ，Ａ和Ｃ，Ａ和Ｊ［）以及Ａ和Ｅ之间的应力差分别对　。随氢浓度　的升高而下降．归一化　应ｉ＝６，１０，１５，２０　ｍＡ／ｃｍ　充氢时的氢致附加应力，结　果亦见表２．由此可知，单试样法和多试样法的结果基本　一门槛应力０｜Ｈ　。／　随ｃ　和ｌｎ　的变化见图６．由此　（３）　（４）　致．表２表明，随氢浓度升高，氢致附加拉应力线性升　ＨＩｃ＝６６９—１２４　Ｉｎ　ｃｏ　ＨＩｃ＝５７７—１８．１　Ｃｏ　高，亦见图４．直线方程为　ｄ＝一１４．１＋３．８９ｃｏ　把直线外延至　ｄ＝０，可得　（２　两条直线的相关系数分别为一０．９９７和一０．９８８．显然，第　一＝３．６×１０　％，即为　个方程（式（３））的线性关系更好．　维普资讯 http://www.cqvip.com ８期　张涛等：管线钢氢致附加应力与氢致门槛应力的相关性　表４　动态充氢慢拉伸结果　８４７　Ｔａｂｌｅ　４　Ｓｌｏｗ　ｓｔｒａｉｎ　ｒａｔｅ　ｔｅｓｔｓ　ｄｕｒｉｎｇ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｃｈａｒｇｉｎｇ　ａｔ　ｖａｒｉｏｕｓ　ｉ　ｖａｌｕｅｓ　图５　不同氢浓度试样在不同恒应力下的断裂时间　时断裂应力０｜Ｆ（Ｈ）明显下降．进一步降低应变速率，则　０｜Ｆ（Ｈ）进一步下降．动态充氢慢拉伸的断裂应力随氢浓度　升高线性下降，氢致强度损失则随氢浓度升高而线性升高　Ｆｉｇ．５　Ｃｏｎｓｔａｎｔ　ｓｔｒｅｓｓ（　）＂ｓ　ｔｉｍｅ　ｔｏ　ｆｒａｃｔｕｒｅ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｓｐｅｃ—　ｉｍｅｎｓ　ｗｉｔｈ　ｖａｒｉｏｕｓ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ　（见图７）．这两条直线方程分别为　（Ｈ）＝０．９Ｃ０　表３　不同充氢电流下氢致断裂的门槛应力　Ｔａｂｌｅ　３　Ｔｈｒｅｓｈｏｌｄ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ—ｉｎｄｕｃｅｄ　ｃｒａｃｋｉｎｇ　ａｔ　ｄｉｆｅｒｅｎｔ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ　０｜Ｆ（Ｈ）＝６７５—６．１Ｃｏ　图７动态充氢慢拉伸时断裂应力　Ｆ（Ｈ）和强度损失　（Ｈ）随　氢浓度的变化　Ｆｉｇ．７　Ｆ（Ｈ）ａｎｄ　Ｉｏ（Ｈ）＂ｓ　ｈｙｄｒｏｇｅｎ　ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ　Ｃｏ　ｉｎ　ｓｌｏｗ　ｓｔｒａｉｎ　ｒａｔｅ　ｔｅｓｔｓ　３讨论　ｎ　Ｃ０　由于存在氢致附加拉应力　ｄ，它能和外应力　叠　加，因此可促进局部塑性变形，进而可促进氢致裂纹的形　图６　归一化氢致滞后断裂门槛应力随Ｉｎ　Ｃｏ或Ｃｏ的变化　Ｆｉｇ．６　Ｎｏｒｍａｌｉｚｅｄ　ｔｈｒｅｓｈｏｌｄ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ＨＩＣ（　Ｈｌｃ）＂ｓ　Ｉｎ　Ｃｏ　核和扩展．当合应力　ｄ＋　等于位错发射、运动的阻力　时就会产生局部塑性变形．当氢促进的局部塑性变形发展　２．４　慢拉伸时的氢致断裂应力　到临界条件，局部地区（如位错塞积群前端）的应力集中　＋　ｄ（　为与塞积位错有关的应力集中系数）愈来愈　光滑拉伸试样在动态充氢条件下进行慢应变速率拉　伸（　＝５×１０　ｓ），测得其断裂应力０｜Ｆ（Ｈ）和延伸　率　（Ｈ），如表４所示．氢致塑性损失（氢脆）非常明显，　但由于拉伸至断裂的时间（即充氢时间）仅为０．５～１．０　ｈ，　故强度损失　（Ｈ）并不十分明显（见表４）．如预先充氢　４８　ｈ，空拉测出氢致附加应力后再动态拉伸至断裂，　这　大，当它等于被氢降低了的原子键合力吼ｈ（Ｈ）时，原子　键就会断开，从而裂纹形核　扩展，直到断裂．一般认为，　含氢试样的键合力随氢浓度而线性下降＿ｌ　，即　ｔｈ（Ｈ）：　ｔｈ—ｒｉＣｏ　维普资讯 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８４８　金属学报　３８卷　当Ｃ￣Ｃｒ－ｋＣｒ　ｄ＝ｃｒｔｈ（Ｈ）时，就会引起氢致断裂，这时相　应的外应力　就是动态充氢试样的断裂应力　（Ｈ），即　由恒载荷实验结果（可获得ｎ）也町以解释慢拉伸　ｎ　（Ｈ）＋　ｄ＝Ｏ＇ｔｈ—　．代入式（２）可得　结果（即式（８））．　＝０．２３ａ　ｔ　／１７９，代入式（８）可得　（Ｈ）＝４７８　ＭＰａ．表４的实验表明，慢拉伸时实际的断　裂应力均大于这个值．由以上分析可以看出，氢致附加应　（Ｈ）＝（Ｏ＇ｔｈ＋１４．１）／ｎ一（　／ｎ＋３．８９／ａ）Ｃｏ　＝ａ—ｂｃｏ　（８）　力在氢致断裂应力估箅中占的份量极小，甚至可以忽略．但　是它在促进塑性变形过程中起到了关键作用．氢致局部塑　性变形发展到临界条件，引起局部应力集中（如在位错塞　式（８）和实验方程式（６）形式上一致．　在动态充氢慢拉伸过程中，总的时间只有０．５—１．０　ｈ，　而且载荷不断上升，因而可忽略通过应力诱导扩散使氢局　部富集的问题．但在恒载荷实验中，由于时间很长且载荷　积群顶端）．这一局部应力集中远比氢致附加应力要大，　当它等于被氢降低了的原子键合力的时候就会引起裂纹　的形核及扩展．　４结论　恒定，这时必然要考虑应力诱导氢富集．当时间足够长后，　稳态氢浓度［１２，１３】　＝（１）固溶氢能产生一个附加应力ｏ　ｄ，它随氢浓度ｃＴｎ　而线性升高，即ｏ　ｄ＝一１４．１＋３．８９Ｃｏ．这个氢致附加　应力能协助外应力促进局部塑性变形．　Ｃｏｅｘｐ（ｃｒｈ—ＶＨ／ＲＴ）　（２）氢致滞后断裂门槛应力ｏ　随氢浓度对数升高　式中，　为氢的偏摩尔体积．对光滑拉伸试样，在弹性条　而线性下降，即ｏ　＝６６９—１２４　ｉｎ　Ｃｏ．　件下，ｏｈ＝　／３．但在动态充氢时，由于氢致附加应力的　存在，即使外应力。很小，仍能发生塑性变形．在恒应力　下，随着氢致塑性变形的发展，局部地区（如位错塞积群前　（３）慢拉伸时氢致断裂应力随氢浓度升高而线性下　降，即ｏ　（Ｈ）＝６７５—６．１Ｃ０．　参考文献　［１］Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ，Ｑｉａｏ　Ｌ　Ｊ，Ｃｈｅｎ　Ｑ　Ｚ，Ｇａｏ　Ｋ　Ｗ．Ｆｒａｃｔｕｒｅ　ａｎｏ　Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ　Ｆｒａｃｔｕｒｅ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｓｃｉｅｎｃｅ　Ｐｒｅｓｓ，２０００：　１２Ｏ　端）的应力集中变为ＯＬＯ＂，ｃ　＝Ｃｏｅｘｐ（ａｃｒＶＨ／３ＲＴ）．随　着外加恒应力升高，Ｃ　急剧升高，当它等于临界值　ｈ　后，局部地区的原子键合力大幅度下降，从而导致裂纹形　核、扩展，这时的外应力就是氢致开裂门褴应力０－　…即　（褚武扬，乔利杰、陈奇志，高免玮．断裂与环境断裂．北京：　科学出版社，２０００：１２０）　Ｃｔｈ＝Ｃｏｅｘｐ（ａｃｒ　ＶＨ／３ＲＴ）．由此可得　ｏ　。＝Ａ—Ｂ　ｉｎ　Ｃｏ　（１０ａ）　【２　Ｒｏｂｅｒｔ２］ｓｏｎ　Ｉ　Ｍ，Ｂｉｒｎｂｕｍ　Ｈ　Ｋ．Ａｃｔａ　Ｍｅｔａｌｌ，１９８８；３６：　２１９３，２２８９　［３］Ｒｏｚｅｎａｋ　Ｐ，Ｒｏｂｅｒｔｓｏｎ　Ｉ　Ｍ，Ｂｉｍｂａｕｍ　Ｈ　Ｋ．Ａｃｔａ　Ｍｅｔａｌ　ＩＭａｔｅｒ，１９９０；３８：２０３１　Ａ＝Ｂ　ｉｎ　Ｃｔｈ　Ｂ＝３ＲＴ／ａ—ＶＨ　（１０ｂ）　［４］Ｌｕ　Ｈ，Ｌｉ　Ｍ　Ｄ，Ｚｈａｎｇ　Ｔ　Ｚ，Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ．Ｓｃｉ　Ｃｈｉｎ，１９９７；４０Ｅ：　５３０　式（１０ａ，ｂ）形式上和实验方程式（３）相同．由方　程式（３）的实验数据可知，　Ｂ＝１２４＝３ＲＴ／ａＶＨ，　Ａ＝６６９＝１２４　ｉｎ　Ｃｔｈ，代入　＝２　ｘ　１０　ｍ０／ｔｏｏｌ　Ｌｘ１，　Ｒ＝８．３１　Ｎｍ／（ｏｏｌ・ｔＫ），Ｔ＝３００　Ｋ，可求出ａ＝３０．２，　Ｃｔｈ＝２２０ｘ　１０　％．目前无法严格计算原子键合力０ｔｈ．　［５］Ｓｕｎ　Ｓ，Ｓｈｉｏｚａｗａ　Ｋ，Ｇｕ　Ｊ，Ｃｈｅｎ　Ｎ　Ｊ．Ｍｅｔａｌｌ　Ｍａｔｅｒ　Ｔｒａｎｓ，　１９９５・２６Ａ　７３１　［６】Ｗｅｉ　Ｘ　Ｊ，Ｚｈｏｕ　Ｘ　Ｙ，Ｋｅ　Ｗ　Ｂ２６９　（魏学军，周向阳，何　伟．金属学报，　１９９３；２９：Ｂ２６９）　［７］Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ，Ｈｓｉａｏ　Ｃ　Ｍ，Ｔｉｅｎ　Ｚ　Ｚ．Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ，１９８０；３６：　４７５　分析表明，Ｏ＇ｔｈ＝（０．０４３—０．１８）Ｅ＿ｌＪ’Ｅ为弹性模量．　对钨，用第一原理计算获得ｏ－ｔｈ＝０．０７Ｅ＿ｌＪ．　对ｎ—Ｆｅ，　Ｅ＝２．１　ｘ　１０　ＭＰａ，故可认为ｏｔｈ＝１．４７　ｘ　１０　ＭＰａ．　［８１　Ａｂｒａｈａｍ　Ｄ　Ｐ，Ａｌｔｓｔｅｔｔｅｒ　Ｃ　Ｊ．Ｍｅｔａｌｌ　Ｍａｔｅｒ　Ｔｒａｎｓ，１９９５：　２６Ａ：２８４９　对ｎ—Ｆｅ，用离子逸出功方法测出其一个原子分数（％）为　１７９ｘ　１０－４％，氢使ｏｔｈ下降了２３％Ｉ　引．　氢致开裂时　［９］Ｂｉｍｂａｕｍ　Ｈ　Ｋ，Ｓｏｆｒｏｎｉｓ　Ｐ．Ｍａｔｅｒ　Ｓｃｉ　Ｅｎｇ，１９９４；１７６Ａ：　１９１　［１０］Ｃｈｅｎ　Ｊ　Ｚ，Ｇａｏ　Ｋ　Ｗ，Ｚｈａｎｇ　Ｙ，Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ．Ｆａｔｉｇｕｅ　Ｆｒａｃ￣　Ｅｎｇ　Ｍａｔｅｒ　Ｓｔｒｕｃｔ，１９９８；２１：１４１５　的最大氢浓度为　ｈ＝２２０　ｘ　１０一％，故ｏ－ｔｈ（Ｈ）＝　Ｏｔｈ（１—０．２３　Ｘ　１．１３）＝１．０９　Ｘ　１０　ＭＰａ．从表３可　见，发生氢致滞后断裂的最小外应力ｏ－　＝３３７．５　ＭＰａ，　这时最小的应力集中为ｎ　＋ｏｒ　ｄ＝１．１　Ｘ　１０　ＭＰａ，它　［１１］Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ，Ｇａｏ　Ｋ　Ｗ，Ｗａｎｇ　Ｙ　Ｂ，Ｈｓｉａｏ　Ｃ　Ｍ．Ｓｃｉ　Ｃｈｉｎ，　１９９５：３８Ａ：１５Ｏ１　［１２］Ｌｉ　Ｈ　Ｌ，Ｇａｏ　Ｋ　Ｗ，Ｑｉａｏ　Ｌ　Ｊ，Ｗａｎｇ　Ｙ　Ｂ，Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ．Ｃｏｒ．　ｒｏｓｉｏｎ，２００１；５７：２９５　显然大于被氢降低了的原子键合力ｏｔＨ（Ｈ）．由此可知，　恒载荷条件下一旦氢富集到达临界值　ｈ，氢促进局部塑　性引起的应力集中就会等于被氢降低了的原子键合力，原　子键断裂，从而引起氢致开裂．　［１３］ｓｕ　Ｙ　Ｊ，Ｗａｎｇ　Ｙ　Ｂ，Ｃｈｕ　Ｗ　Ｙ．Ｓｃｉ　Ｃｈｉｎ，１９９７；４０Ｅ：６６１　［１４］Ｏｒｉａｎｉ　Ｒ　Ａ，Ｊｏｓｅｐｈｉｃ　Ｐ　Ｈ　Ａｃｔａ　Ｍｅｔａｌｌ，１９７７；２５：９７９　【１５］Ｃｈｅｎ　Ｌ，Ｌｉｕ　Ｓ　Ｗ，Ｌｉ　Ｙ　Ｇ．Ａｃｔａ　Ｍａｓｓ＝￣Ｓｐｅｃｔｒａ　Ｓｉｎ，１９８８；　９：３２　（陈　廉，刘纣望，李裕光质谱学报，　１９８８；９：３２）