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管线钢氢致附加应力与氢致门槛应力的相关性

时间:2023-03-25 来源:智榕旅游
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 http://www.cqvip.com 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) 

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