γ-Fe中氢扩散行为的第一性原理研究

不锈钢中氢脆问题一直是研究者们关注热点,然而至今为止,对于钢中合金元素及空位与H原子之间的作用机理依然不清晰.采用第一性原理方法研究了H原子在不同体系下γ-Fe(Fe8H、Fe7Cr/MoH、Fe7H)的扩散激活能、扩散系数以及扩散过渡态,对比了H原子在不同体系γ-Fe中的扩散难易程度,并从电子结构层次解释其相互作用.研究结果表明,空位的存在会改变H原子在γ-Fe中的扩散路径.在含空位的晶胞中H原子稳定存在于空位附近的近四面体间隙中,并沿空位附近的四面体间隙或八面体到四面体间隙路径扩散.γ-Fe中空位对H原子的影响是局域性的,一方面是捕获H原子的陷阱;另一方面降低了H原子的扩散激活能,促进H原子的扩散.而Cr/Mo的掺杂会降低空位对H原子的束缚,也会抑制H原子的扩散.

奥氏体不锈钢中应变诱导α′-马氏体作为氢扩散通道的研究

研究了304和316L奥氏体不锈钢(ASS)的组织演变和氢脆行为。用热脱附光谱仪测定了304和316L ASS的氢脱附速率和氢含量。结果表明,与固溶处理的304 ASS相比,冷轧样品中产生了应变诱导α′-马氏体,氢含量增加,氢脆敏感性增加;然而,316L ASS冷轧后产生极少量α′-马氏体,氢含量较少,氢脆敏感性很低。4个样品在充氢前的断裂均为韧性断裂,冷轧316L ASS在充氢后的断裂为准解理和解理断裂,而冷轧304 ASS在充氢后的断裂为晶间断裂。确定了应变诱导α′-马氏体在氢扩散和氢脆机制中的作用。

制氢反应器焊缝区域氢扩散的有限元分析

基于Abaqus有限元软件建立了制氢反应器的焊缝区域氢扩散模型,考虑焊接温度场的影响,采用双椭球热源模型,进行了焊接温度-氢扩散耦合模型的仿真计算,得到了氢扩散随焊接温度的变化规律。结果表明:氢扩散随焊接温度呈正相关变化趋势,焊接的温度积累效应对氢扩散影响较大。沿焊接方向,焊缝中心上节点的氢浓度有峰值变化,峰值氢浓度降低了51%,同时靠近引弧侧的节点氢浓度存在二次升高的现象;垂直于焊缝中心的节点,氢浓度存在“升高—下降—升高至稳定”的现象,越靠近焊缝中心,变化程度越明显。

Yb掺杂CaZrO_(3)质子导体中氢扩散系数的确定

为研究Yb掺杂CaZrO_(3)体系质子导体的物化性能,以分析纯CaCO_(3),ZrO_(2)及Yb_(2)O_(3)为原料,经固相反应法在1873 K温度下烧结10h制备得到了Yb掺杂CaZrO_(3)质子导体电解质。利用电化学工作站分别测试了5%H_(2)O-95%N_(2)和5%D_(2)O(重水)-95%N_(2)气氛中电解质的阻抗,并获得了电阻弛豫曲线。采用自行设计的数学算法和计算机程序确定了不同温度下氢在电解质试样中的化学扩散系数。计算结果表明,在1073~1373K温度下,CaZr_(0.85)Yb_(0.15)O_(3)-α电解质中氢的化学扩散系数为1.24×10^(-6)~2.23×10^(-6)cm^(2)/s;而CaZr_(0.8)Yb_(0.2)O_(3-α)中氢的化学扩散系数为1.47×10^(-6)~6.67×10^(-6)cm^(2)/s。氢化学扩散系数与温度的关系式分别为D_(H)=1.60×10^(-5)e^(-22499/RT)和D_(H)=1.22×10^(-3)e^(-59509/RT),而对应的扩散激活能分别为0.62和0.23 eV。

X80钢补焊残余应力影响下的氢扩散模拟

通过有限元软件ABAQUS建立了X80钢三维补焊模型,综合考虑焊接残余应力和组织不均匀性的影响,采用顺序间接耦合方法,对平板补焊的温度场、应力场和氢扩散进行耦合计算。研究了在不同补焊热输入条件下的补焊残余应力变化规律。结果表明:补焊后最大残余应力出现在补焊焊缝区域,横向残余应力S11应力峰值增加55%,纵向残余应力S22超过材料屈服强度。不同补焊热输入对S11影响较大。无残余应力影响时氢扩散呈现梯度分布,有应力影响时,氢在残余应力集中区域浓度较大,残余应力促进了氢的扩散和聚集。

高强海工钢EH36中氢扩散行为研究

通过显微组织表征明确了高强海工钢EH36厚板心部和表面组织的差异,进而通过氢渗透测试、内耗、氢脆敏感性指数测定等实验研究了EH36厚板心部和表面位置的氢扩散行为。结果表明,EH36厚板的表面和心部组织分别为贝氏体组织和铁素体+珠光体组织。心部组织的氢陷阱数量较少,组织溶氢能力较弱,氢扩散系数较高,氢扩散穿透时间较短。钢中间隙氢原子的扩散导致了充氢后实验钢的内耗峰在低温区出现了H-Snoek峰,同时氢的存在使得SKK峰发生偏移。相比于心部位置,由于实验钢表面的组织中所含界面较多,导致其内耗谱在高温区出现较弱的晶界峰。实验钢心部粗大的铁素体+珠光体组织导致其氢脆敏感性指数较高,抗氢脆失效能力较弱。此外,钢中氢原子的大量存在会显著弱化柯氏气团对可动位错的钉扎作用,降低实验钢的屈服点延伸率。

铁素体/珠光体组织对管线钢中氢扩散行为的影响

长距离管道输送是氢气输送的重要发展方向之一。氢在管线钢的扩散和局部聚集导致材料力学性能下降,在外界作用下引发脆性失效。因此,氢在管线钢材中的扩散和富集是评价管线钢相容性与判断管道升级可行性的重要参考依据。以三种不同等级的管线钢(X52,X65,X70)共22种材料为研究对象,结合图像处理技术与基于材料内铁素体/珠光体组织结构的连续介质数值计算,推算长期服役后结构内部氢的扩散和富集。考虑到铁素体和珠光体组织中的氢扩散速率与晶界的扩散阻碍作用,通过对比量化不同铁素体/珠光体的结构分布和组织取向下氢质量浓度和扩散通量的差异,分析铁素体/珠光体组织对管线钢中氢的扩散和富集作用,为长距离输氢管道材料选用提供技术参考。

湿H_(2)S环境中Q345R(HIC)的氢扩散规律及性能

目的模拟湿H_(2)S环境,采用氢渗透技术对Q345R(HIC)、SA516 Gr70N+316L复合钢板及316L在湿H_(2)S环境下的氢扩散规律及性能进行了研究。方法采用电化学渗氢技术、拉伸、冲击试验和断口分析等方法,比较了不同pH值环境条件下材料中的原子氢浓度、有效扩散系数、强度、韧性和断口形貌等。结果随着溶液pH值的降低,Q345R(HIC)中原子氢浓度(C_(0))、氢有效扩散系数(D_(eff))等均升高,pH值=3时,材料中的C_(0)可达17 mol/m^(3),D_(eff)可达2.22×10^(-10)m^(2)/s。大量原子氢的渗入,使材料产生位错钉扎效果,发生了氢致硬化现象,材料内部出现了氢损伤白点特征,316L未发生氢损伤。结论316L复合层可有效避免扩散氢对基材SA516 Gr70N或Q345R的损伤,对于Q345R(HIC),随着溶液pH值的降低,材料中渗入的原子氢越多,材料性能损伤越大。

B2相FeAl合金的电化学氢扩散行为

以铁粉和铝粉为原料,应用粉末冶金方法制备了B2相FeAl合金,采用电化学方法研究了B2相FeAl合金的电化学氢扩散行为。结果表明:制备所得B2相FeAl合金中的孔洞少而小,组织中出现类似于珠光体的黑白相间条状亚结构的偏析区域,且偏析区域的铝含量高于未偏析区域的;不同阴极充氢电流密度下的稳态氢扩散电流密度均略小于极限氢扩散电流密度;在B2相FeAl合金中氢的扩散通量、有效扩散系数、溶解度均随着阴极充氢电流密度的增加而增大;在阴极充氢电流的作用下,充氢端一侧合金表面的氢脱附反应速率常数远大于吸附反应速率常数,只有极少数的氢能够吸附到合金表面并渗入到合金中,说明在室温水汽环境下B2相FeAl合金氢脆的发生较为缓慢。

焊接残余应力对氢扩散影响的有限元模拟

利用ABAQUS有限元软件开发的氢扩散耦合计算程序,对焊态和焊后热处理状态下残余应力对氢扩散的影响进行了数值模拟,并与无应力状态下的氢扩散进行了比较．结果表明,存在焊接残余应力梯度时,氢向高应力区富集,在热影响区附近,有一个氢浓度低谷,这是氢向高应力区长程扩散所致,经过焊后热处理,应力松弛效果明显,残余应力大幅下降,对氢扩散的影响也大大降低,氢的最高浓度降低了近40％．因此,焊后热处理可以有效降低材料在氢环境下开裂的敏感性．

硫化氢环境下氢扩散的影响因素

采用典型的电化学渗氢装置,对材料的化学成分、焊接和环境中CO2和NH4+的质量浓度、溶液的pH值对硫化氢应力腐蚀开裂中氢扩散行为的影响进行了研究.结果表明:金属中夹杂物数量、焊缝金属中空位和焊接缺陷使得氢扩散系数增加;在硫化氢环境中,氢扩散稳态电流随pH值的增加而降低,随着NH4+的质量浓度的增加而增加,且增加幅度随着pH值的增加而加大;CO2的质量浓度对氢稳态扩散电流的影响是随着pH值的变化而起着不同的作用,在低pH值条件下氢稳态扩散电流随着CO2的质量浓度增加而增加,在较高的pH值中氢稳态扩散电流随着CO2的质量浓度增加而减小.

16MnR钢焊接接头氢扩散三维有限元模拟

利用电化学渗透法测定氢在16MnR钢焊接接头处的焊缝金属、热影响区金属以及母材中的扩散系数。基于有限元软件ABAQUS,开发焊接接头在氢环境下的三维氢扩散耦合有限元计算程序,考虑焊接残余应力、不同组织对氢扩散的影响,得到氢浓度随时间的分布规律。计算结果表明,在焊缝和热影响区,由于氢聚集的浓度和焊接残余应力较大,这很容易使材料在应力作用下发生与氢有关的开裂。

焊接残余应力下氢扩散的数值模拟

利用有限元软件ABAQUS,开发了一个焊接残余应力作用下氢扩散的耦合有限元计算程序,对湿硫化氢环境下16MnR钢液化石油气球罐焊接接头焊态残余应力诱导氢扩散的分布规律进行数值模拟,并与无应力状态下的氢扩散进行了比较,为掌握焊接接头氢致开裂的判据打下基础。结果表明,在焊接残余应力作用下,氢向高应力区富集,经过一段时间后,达到稳定。在热影响区附近,形成一个氢浓度低谷,两侧分别形成浓度梯度界面和应力梯度界面,能够诱导氢向高应力区长程扩散。

焊接接头氢扩散数值模拟(I)

采用ABAQUS有限元分析软件对氢在不均质焊接接头的扩散进行了模拟计算 ,结果表明 ,对 2 0MnNiMo钢焊接接头 ,随时间延续 ,焊缝金属中的氢浓度逐渐降低 ,而熔合区以外区域氢的浓度经历了一个峰值变化过程。由于焊接接头不同部位氢的扩散系数和溶解度不同 ,一定时间以后热影响区中的氢浓度超过焊缝金属和母材 ;预热使焊缝金属中的氢浓度快速降低 ,并缩短热影响区出现峰值浓度的时间 ;后热可加速氢从焊接接头的逸出 ,降低热影响区氢浓度峰值并缩短其出现时间。

应力/应变场对插销试验焊接接头氢扩散的影响

采用ABAQUS有限元分析软件及有关焊接接头中氢扩散与集聚的计算模拟技术计算分析了不同外加载荷条件下插销试件的应力、应变场及其对氢扩散与聚集过程的影响。计算结果表明 ,静载拉伸条件下插销缺口前沿有明显的应力应变集中 ,随着外加载荷的增加 ,缺口尖端应力逐渐增大 ,但应力集中系数逐渐减小 ;在相同初始氢条件下 ,随着外加载荷的增加 ,缺口前沿应力应变集中部位氢的峰值浓度逐渐提高 ,氢浓度达到峰值的时间也逐渐增长。分析认为 ,插销缺口附近产生的应力应变集中是导致氢在该区域产生聚集的重要原因。

焊接冷裂敏感性的有效扩散氢及氢扩散因子

研究了低合金高强钢焊接区冷至100℃时的残余扩散氢H_(R100),它对冷裂纹敏感性的影响,比熔敷金属中的初始含氢量H_O更为重要。当无后热时,残余扩散氢H_(R100)与有效扩散氢Hc相等,有后热时,有效扩散氢Hc为后热结束时的残余扩散氢H_(RP)的含量。本文还提出了有效扩散氢H_C及氢扩散因子D_F的计算公式,并编制了计算机程序。此项研究对探明焊接冷裂纹机理及工程应用都具有最要的意义。

湿H_2S环境下低合金钢焊接接头氢扩散数值模拟

利用电化学渗透法测定了氢在16MnR低合金钢焊接接头处的焊缝金属、热影响区金属以及母材中的扩散系数。利用有限元软件ABAQUS,对16MnR钢焊接接头氢扩散进行数值模拟,考虑焊接残余应力、不同组织对氢扩散的影响,得到焊接接头扩散氢的浓度随时间的分布。结果表明,在焊缝和热影响区,氢的扩散系数和焊接残余应力较大,使氢在焊缝和热影响区聚集,降低材料的力学性能,使得焊接接头部位成为最薄弱环节,在湿H2S环境下很容易发生与氢有关的损伤和破坏。

合金凝固组织对氢扩散和 MH 电极性能的影响

用电位阶跃法和恒流充放电法研究了贮氢合金凝固组织中氢的扩散行为和合金氢化物电极放电的速度特性。研究表明，合金ＭｌＮｉ３．４５（ＣｏＭｎＴｉ）１．５５各凝固组织中氢的扩散系数Ｄｈ和其氢化物的电极性能均明显不同。随合金凝固时冷却速度增大，晶胞体积和氢扩散系数减小。雾化快凝合金粉末随颗粒尺寸由２００目变化至３６０目（冷却速度增大）时，其Ｄｈ由３．０６×１０－７（ｃｍ２·ｓ－１）减小至７．４７×１０－９（ｃｍ２·ｓ－１）；定向凝固组织随凝固速率Ｒ＝４８μｍ／ｓ增大时，Ｒ＝２２０μｍ／ｓ时，其Ｄｈ则由７．０３×１０－９（ｃｍ２·ｓ－１）增大至１．３１×１０－８（ｃｍ２·ｓ－１）。合金电极的高倍率放电效率主要取决于氢在合金中的扩散速度和电极表面的电催化活性。

焊接冷裂敏感性硬化因子与氢扩散因子的探讨

本文研究了低合金高强钢化学成分(P_(cm),C_(eq))及冷却时间t_3Z5^-对焊接热影响区(HAZ)最大硬度HV_(max)的影响。根据大量的试验数据建立了高强钢焊接硬化因子及其HAZ硬度计算公式。本文还提出了焊接区有效扩散氢[H_e] 及氢扩散因子D_F的计算公式,并建立了计算程序。经实测验证,上述计算公式是可信的。上述两项对研究焊接冷裂纹机理及工程应用均具有重要的意义。

Co_3Ti金属间化合物的环境氢脆及氢扩散

研究了硼对Co3Ti环境脆性的影响，证明硼对Co3Ti合金无抑制环境氢脆的作用．用一种新方法测定了Co3Ti中氢的扩散系数，证明加硼或不加硼Co3Ti合金中氢的扩散系数相同，表明硼不降低氢的沿晶扩散，加硼Co3Ti合金仍然对水汽诱发的环境氢脆敏感是由于硼不偏聚在Co3Ti晶界，不能有效抑制氢的沿晶扩散所致．