摘要: 利用U 形彎曲試驗、 動態充氫恒載荷試驗和氫滲透試驗研究了3 種1000 MPa 級別超高強鋼的氫致延遲開裂性能。U 形彎曲試驗和動態充氫恒載荷試驗結果表明, 3 種試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼。氫滲透試驗結果表明, 3種試驗鋼的氫表觀擴散系數由低到高依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼。3 種1000 MPa 級別超高強鋼的延遲開裂機理為: 隨著鋼的強度提高,鋼中氫陷阱濃度越高, 鋼的氫表觀擴散系數下降, 同時配合環境中氫濃度的變化, 鋼中氫濃度勢必提高, 一旦氫濃度達到延遲開裂臨界氫濃度C0, 試驗鋼即會出現氫致延遲開裂現象。超高強鋼延遲開裂的兩個重要影響因素為鋼中氫陷阱濃度和環境中氫濃度。
關鍵詞: 超高強鋼; 延遲開裂; 氫滲透; 門檻應力; 氫濃度
隨著汽車工業的快速發展, 特別是新能源汽車的快速崛起, 車身輕量化日益重要, 對車用鋼材的強度要求也越來越高, 抗拉強度在1000 MPa 以上的超高強鋼已經普遍使用, 抗拉強度在1500 MPa 以上的熱成形鋼也已經完全商用。但隨著鋼材強度的提高, 超高強鋼容易出現延遲開裂現象, 成為其廣泛應用的最大障礙[1-3]。然而, 目前學術界對鋼的延遲開裂機理一直存有爭議, 無一套行之有效且大家公認的延遲開裂評價方法[4-7]。因此, 本文對超高強鋼的延遲開裂機理開展研究, 并探索一套對延遲開裂定量評價的新方法, 對掃除超高強度鋼發展的最大障礙, 推動超高強度鋼的廣泛應用具有重要意義。
本文利用U形彎曲試驗、 動態充氫恒載荷試驗和氫滲透試驗研究了3 種1000 MPa 級別超高強鋼的氫致延遲開裂性能, 并對試驗鋼顯微組織進行觀察,分析試驗鋼的U 形彎曲試驗、 動態充氫恒載荷試驗和氫滲透試驗結果的內在關系, 探討1000 MPa 級別超高強鋼氫致延遲開裂的機理, 同時探索一套對延遲開裂定量評價的新方法, 為超高強鋼氫致延遲開裂的研究和應用提供一定的參考依據。
1、試驗材料與方法
3 種1000 MPa 級別超高強鋼分別為: A 鋼、 B鋼和C 鋼(其中, A 鋼的屈服強度約為1021 MPa,B 鋼的屈服強度約為993 MPa, C 鋼的屈服強度約為1046 MPa), 其具體化學成分如表1 所示。
表1 試驗鋼的化學成分(%, 質量分數)
Table 1 Chemical compositions of test steels(%, mass fraction)
對3 種1000 MPa 級別超高強鋼沿軋制方向側面進行取樣并制備金相試樣, 浸蝕劑為體積分數為3%~4%的硝酸乙醇溶液, 采用ZEISS EVO MA 10掃描電鏡(Scanning Electron Microscope, SEM) 觀察試驗鋼的微觀組織。
按照GB/T 228.1—2021[8]對3 種試驗鋼進行拉伸試驗, 采用平板試樣, 標距段長度為20 mm, 標距段原始截面積為5 mm×2 mm。
2、試驗結果與分析
2.1 顯微組織
圖1 為3 種1000 MPa 級別超高強鋼的微觀組織, 3 種試驗鋼的組織為馬氏體M+極少量鐵素體F, 馬氏體M 的組織為板條狀區域, 鐵素體F 的組織為多邊形凹陷區域。此外, 從圖1 中還可以發現,A 鋼的板條較細, 板條方向雜亂; B 鋼和C 鋼的板條組織細而長, 但方向性明顯, 出現很多平行的類似羽毛狀區域。進一步仔細觀察可以看出, A 鋼的回火組織即碳化物析出較其他兩種試驗鋼多且更明顯。
圖1 試驗鋼的顯微組織(a) A 鋼 (b) B 鋼 (c) C 鋼
Fig.1 Microstructures of test steels(a) A steel (b) B steel (c) C steel
2.2 延遲開裂試驗結果與分析
2.2.1 U 形彎曲試驗
采用0.1 mol·L-1 的HCl 水溶液作為腐蝕介質模擬試驗環境, 試驗溫度為室溫。試樣尺寸為2 mm×20 mm×160 mm, 要求試樣表面用800#砂紙打磨。將3 種試驗鋼的試樣彎曲為90°, 彎曲曲率半徑為10 mm, 并保證試樣頂部表面的初始拉應力達到屈服點以上, 試樣成形后利用螺栓固定, 每種試驗鋼5 個平行試樣為1 組。第1 天每小時觀察一次, 之后每12 小時觀察一次。
3 種試驗鋼U 形彎曲試驗試樣在0.1 mol·L-1 HCl 水溶液中浸泡1920 h, 試驗結果如表2 所示。3種試驗鋼試樣浸泡1000 h 時, 均未發生斷裂, 表明這3 種試驗鋼板均具有良好的耐延遲開裂性能; 繼續浸泡至1656 h (69 d) 時, B 鋼發生斷裂; 直至浸泡至1920 h (80 d) 時, A 鋼和C 鋼仍未發生斷裂。由此可見, 3 種試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼≈C 鋼。
表2 試驗鋼U 形彎曲試驗結果
Table 2 U-shaped bending test results of test steels
2.2.2 動態充氫恒載荷試驗
動態電化學充氫恒載荷試驗采用光滑拉伸平板試樣, 標距段長度為20 mm, 標距段的原始截面積為5 mm×2 mm。動態充氫溶液用為0.5 mol·L-1 H2SO4+0.22 g·L-1 硫脲混合溶液, 其中硫脲作為毒化劑。充氫電源采用 CS2350 電化學工作站作為直流穩壓穩流電源, 試樣作為陰極, 鉑電極作為陽極。充氫電流密度分別選擇0.5、 1.0 和2.0 mA·cm-2。在選定拉伸載荷的情況下, 對試樣進行不同電流密度下的充氫試驗, 可得到試樣在確定電流密度條件下的斷裂時間 tF 隨載荷σ 變化的關系曲線。當滿足規定的條件(試樣斷裂時間) 時, 即可得到不同的充氫條件(充氫電流密度) 下試驗鋼的應力門檻值σHIC。由于試樣斷裂時間一般較長, 尤其是在低應力情況下, 所以試驗時間較長時, 需要人為規定一個截止時間。GB/T 15970.6—2007[9]建議低合金超高強度鋼的截止時間為100 h, 為了試驗數據更為可靠, 本文試驗的截止時間取200 h。
將外加載荷歸一化門檻應力值σ/Rm (Rm 為抗拉強度) 作為縱坐標, 對應的斷裂時間tF 作為橫坐標, 按照Boltzmann 公式進行非線性擬合, 獲得Boltzmann 曲線。由此求出門檻應力值σHIC。 σy 為在規定時間內能夠發生氫致延遲斷裂的最小外加載荷,σn 為在規定時間內不發生滯后斷裂的最大載荷, 則σHIC=(σy+σn)/2, 且(σy-σn)≤0.1(σy+σn)[1]。由此可以計算出試驗鋼在不同的充氫電流密度下對應的門檻應力值σHIC, 并檢驗所獲得的門檻應力值是否滿足(σy-σn)≤0.1(σy+σn) 的要求。
由于需要建立的是應力與充氫條件的臨界組合,因此, 需要采用HD-6 擴散氫測定儀確定試樣在不同充氫條件下的氫含量。根據文獻[1], 氫在本文中的低合金高強度馬氏體試驗鋼中絕大多數以可擴散氫的形式存在, 所以可以直接將測得的氫濃度作為可擴散氫。在本文動態充氫恒載荷試驗中臨界氫濃度測試方法如下: 對動態充氫恒載荷試驗結束后(到達截止時間未斷裂或是在非常接近于截止時間時斷裂) 的試樣截取其中間標距部分, 清洗干凈后采用HD-6 擴散氫測定儀測量氫含量, 此時測得的可擴散氫濃度即等于臨界氫濃度。通過測試和計算可以得到3 種試驗鋼在不同充氫電流密度條件下門檻應力值及氫濃度的關系, 如表3 所示。
表3 不同充氫電流密度下試驗鋼門檻應力值及臨界氫濃度的關系
Table 3 Relationship between threshold stress values and critical hydrogen concentration of test steels under different hydrogen charging current densities
由表3 可知, 隨著充氫電流密度i 的增加, 試驗鋼門檻應力值σHIC 逐漸下降, 而試樣中的臨界氫濃度C0 增加。一般情況下認為試驗鋼在相同試驗條件下的外加載荷歸一化門檻應力值σ/Rm 和門檻應力值σHIC 越高, 其氫致延遲開裂敏感性越低, 越不容易出現氫致延遲開裂現象。從表3 中可以看出, A鋼的外加載荷歸一化門檻應力值σ/Rm 和門檻應力值σHIC 最高, 其氫致延遲開裂敏感性最低。此外,試驗鋼在相同試驗條件下臨界氫濃度C0 越低, 表明其氫致延遲開裂敏感性越低, 越不容易出現氫致延遲開裂現象。從表3 中還可以看到, C 鋼的臨界氫濃度C0 最低, 其氫致延遲開裂敏感性最低。由此可見, 上述3 個指標出現相互矛盾的結果, 因此, 需要新的指標來解釋上述結果。
文獻[1] 和文獻[3] 證明, 試驗鋼的氫致延遲開裂門檻應力值σHIC 與臨界氫濃度對數lnC0 呈線性關系, 兩者之間的關系滿足σHIC=a+blnC0, 其中a、 b 為常數。結合表3, 通過對試驗鋼的氫致延遲開裂門檻應力值σHIC 與臨界氫濃度對數lnC0 進行線性擬合, 可以得到A 鋼的σHIC=526.8-117.6lnC0,B 鋼的σHIC=200.4-131.9lnC0, C 鋼的σHIC=44.2-86.5lnC0。其中, 上述試驗鋼的氫致延遲開裂門檻應力值σHIC 與臨界氫濃度對數lnC0 的線性關系式中的斜率b 可以用來表示試驗鋼氫致延遲開裂敏感性的高低, 斜率b 越大, 表示試驗鋼受臨界氫濃度C0的影響越大, 表明試驗鋼氫致延遲開裂敏感性越高。由此可見, 3 種試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼, 這與U 形彎曲試驗結果基本一致。
2.2.3 氫滲透試驗
試驗鋼氫滲透試驗采用圓片試樣, 直徑為Φ25 mm, 厚度為2 mm。在進行氫滲透試驗前, 首先對試樣進行研磨、 拋光, 最后進行單側鍍鎳, 電鍍液的成分是每1000 mL 水溶液中含250 g NiSO4·7H2O+45 g NiCl2·6H2O+40g H3BO4, 鍍鎳電流密度為10 mA·cm-2, 鍍鎳時間為60 s, 溫度為20 ℃左右。氫滲透試驗通過CS2350 電化學工作站進行, 充氫溶液為0.2 mol·L-1NaOH+0.22 g·L-1 硫脲溶液,充氫電流密度為0.4 mA·cm-2。在陽極電流-時間曲線上找到Ia (陽極電流)/Imax (穩態陽極電流)=0.63 所對應的時間 t0.63, 然后計算氫表觀擴散系數D, 即D=L2/6t0.63, 其中, L 為試樣厚度, cm。利用 CS2350 電化學工作站氫滲透試驗得到了3 種試驗鋼的氫滲透曲線, 通過計算得到了3 種試驗鋼的氫表觀擴散系數D, 如表4 所示。
表4 氫滲透試驗中試驗鋼的氫表觀擴散系數(x10-7cm2·s-1)
Table 4 Hydrogen apparent diffusion coefficients for test steels in hydrogenpermeation test (x10-7cm2·s-1)
由表4 中的數據可知, 氫在A、 B 和C 這3 種試驗鋼中的表觀擴散系數D 很相近, 特別是A 鋼與B 鋼的氫表觀擴散系數尤其相近, 約在(4.0~6.0)×10-7cm2·s-1 范圍之間, C 鋼的氫表觀擴散系數為11.57×10-7cm2·s-1, 較其他兩種試驗鋼略大。總體來說, B 鋼的氫表觀擴散系數最低, C 鋼的氫表觀擴散系數最高, 這與動態電化學充氫恒載荷試驗中測得的試樣中的臨界氫濃度C0 結果一致, 試驗鋼的氫表觀擴散系數越高, 留在鋼中的氫濃度越低。C 鋼的氫表觀擴散系數最高, 測得C 鋼的臨界氫濃度C0 最低, B 鋼的氫表觀擴散系數最低, 測得B 鋼的臨界氫濃度C0 最高。
影響試驗鋼氫表觀擴散系數的因素諸多, 總體來說受到氫濃度、 氫陷阱濃度、 材料組織結構、 材料強度、 外加應力、 表面狀態、 試樣厚度和氫的同位素等因素的影響[1,10-13]。就本文中的試驗鋼來說,氫濃度、 外加應力、 表面狀態、 試樣厚度和氫的同位素等因素基本一致, 組織結構和強度也基本相同,3 種試驗鋼的顯微組織均為馬氏體M+極少量鐵素體F, 3 種試驗鋼的強度級別均為1000 MPa 級別。由此可見, 3 種試驗鋼在本文試驗中氫表觀擴散系數的差異主要是由氫陷阱濃度的不同引起。試驗鋼中存在的氫陷阱主要為溶質原子、 位錯、 晶界及亞晶界等, 它們能夠捕獲氫, 使其處于陷阱之中, 這樣氫在試驗鋼的擴散就會受到限制, 因此, 試驗鋼中氫陷阱濃度越高, 試驗鋼的氫表觀擴散系數就越低。
通過以上3 個試驗結果可以得出, 本文3 種1000 MPa 級別的試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼。目前鋼的主要強化手段有固溶強化、 第二相粒子強化(析出強化)、細晶強化、 相變強化和形變強化。在鋼的強化過程中, 這5 種強化手段一般會復合使用。在這5 種強化手段中除第二相粒子強化外, 其他強化手段均是通過提高鋼中溶質原子、 位錯、 晶界及亞晶界等的密度, 進而提高鋼的強度。因此, 隨著鋼強度的提高, 鋼中溶質原子、 位錯、 晶界及亞晶界等密度勢必提高, 同時氫陷阱(主要為溶質原子、 位錯、 晶界及亞晶界等) 的濃度勢必提高。鋼中的氫陷阱濃度提高, 氫在鋼中的擴散就會受到限制, 鋼中氫濃度勢必提高, 一旦氫濃度達到延遲開裂臨界氫濃度C0, 試驗鋼即會出現氫致延遲開裂現象。這樣就可以解釋鋼材的強度較低時幾乎不會出現延遲開裂現象, 但當鋼的強度超過一定值(目前認為鋼的抗拉強度達到1200 MPa) 時便容易出現延遲開裂現象。這是因為: 隨著鋼的強度提高, 鋼中氫陷阱濃度也越高, 鋼的氫表觀擴散系數下降, 再配合環境中氫濃度的變化, 鋼中的氫濃度勢必提高, 一旦氫濃度達到延遲開裂臨界氫濃度C0, 試驗鋼即會出現氫致延遲開裂現象。這里需要注意的是, 在鋼的使用環境中氫濃度的變化也是一個重要的因素。在大氣環境中氫濃度遠低于試驗室加速試驗方法中腐蝕介質中的氫濃度(這種情況下氫濃度基本是過飽和狀態), 這會導致不同的現象試驗表現[14]。因此, 在動態充氫恒載荷試驗中利用鋼的門檻應力值σHIC 來判斷試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性高低有一定的局限性, 因為在動態充氫恒載荷試驗中腐蝕介質中氫濃度處于過飽和狀態, 完全不同于實際應用環境中的氫濃度。所以利用鋼的氫致延遲開裂門檻應力值σHIC 與臨界氫濃度對數lnC0 線性關系式中的斜率b來評價試驗鋼氫的致延遲開裂敏感性的高低反而更為合理。
本文3 種試驗鋼的氫表觀擴散系數(通過氫滲透試驗測得) 由低到高依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼,其臨界氫濃度C0 (通過動態充氫恒載荷試驗測得)由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼, 其氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼(通過U 形彎曲和動態充氫恒載荷試驗驗證)。通過以上論述可知, 本文所涉及的1000 MPa 級別超高強鋼延遲開裂的機理為: 隨著鋼的強度提高, 鋼中氫陷阱的濃度也越高, 鋼的氫表觀擴散系數下降, 再配合環境中氫濃度的變化, 鋼中的氫濃度勢必提高,一旦氫濃度達到延遲開裂臨界氫濃度C0, 試驗鋼即會出現氫致延遲開裂現象。超高強鋼延遲開裂的兩個重要的影響因素為: 鋼中氫陷阱濃度和環境中氫濃度。這里需要明確的是, 一般情況下鋼中的氫陷阱濃度難以直接定量測定, 但可以通過定量測定鋼的氫表觀擴散系數來間接定量表征鋼中的氫陷阱濃度。
3、結論
(1) U 形彎曲試驗結果表明, 3 種試驗鋼的氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼≈C 鋼。
(2) 動態充氫恒載荷試驗結果表明, 鋼的氫致延遲開裂門檻應力值σHIC 與臨界氫濃度對數lnC0 線性關系式中的斜率b 可以用來評價試驗鋼氫致延遲開裂敏感性的高低, 斜率b 越大, 表示試驗鋼受臨界氫濃度C0 的影響越大, 表明試驗鋼氫致延遲開裂敏感性越高。3 種試驗鋼氫致延遲開裂敏感性由高到低依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼, 這與U 形彎曲試驗結果基本一致。
(3) 氫滲透試驗結果表明, 3 種試驗鋼的氫表觀擴散系數由低到高依次為: B 鋼>A 鋼>C 鋼。
(4) 本文所涉及的1000 MPa 級別超高強鋼的延遲開裂機理為: 隨著鋼的強度提高, 鋼中氫陷阱濃度也越高, 鋼的氫表觀擴散系數下降, 再配合環境中氫濃度的變化, 鋼中氫濃度勢必提高, 一旦氫濃度達到延遲開裂臨界氫濃度C0, 試驗鋼即會出現氫致延遲開裂現象。影響超高強鋼延遲開裂的兩個重要因素為鋼中氫陷阱濃度和環境中氫濃度。
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