馬氏體不銹鋼的微觀組織各向異性對微區(qū)應(yīng)力和氫分布的影響

鐘振前,田志凌，楊 春，2

(1 鋼鐵研究總院 分析測試所，北京 100081；2 清華大學(xué) 材料學(xué)院，北京 100083)

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馬氏體不銹鋼的微觀組織各向異性對微區(qū)應(yīng)力和氫分布的影響

鐘振前1,田志凌1，楊 春1，2

(1 鋼鐵研究總院 分析測試所，北京 100081；2 清華大學(xué) 材料學(xué)院，北京 100083)

利用電子背散射衍射(EBSD)實(shí)驗(yàn)分析了馬氏體組織的微區(qū)彈性剛度分布，并在此基礎(chǔ)上建立應(yīng)力-氫交互作用的耦合有限元模型，研究馬氏體組織的各向異性對微區(qū)應(yīng)力和氫分布的影響。結(jié)果表明: 相鄰Block板條束之間的取向差互成60°，在同一受力方向上不同Block板條束具有不同的彈性剛度，從而引發(fā)組織間的微區(qū)應(yīng)力和氫呈不均勻分布，Block板條束是表征微區(qū)應(yīng)力的組織單元。Block板條束彈性剛度梯度和組織尺寸決定了組織間的應(yīng)力集中，而應(yīng)力集中又影響了氫的分布。彈性剛度梯度高和板條束尺寸大的Block組織單元應(yīng)力集中較為嚴(yán)重，并富集高濃度的氫，最終引發(fā)氫致開裂。上述模擬結(jié)果與氫脆斷口的微觀斷裂形貌和氫脆裂紋的EBSD分析結(jié)果相符。

各向異性；氫擴(kuò)散；彈性剛度；氫脆；FEM；EBSD

氫致延遲斷裂是高強(qiáng)結(jié)構(gòu)鋼斷裂失效的常見形式之一，應(yīng)力、氫、材料三者的交互作用是氫致延遲斷裂發(fā)生的主要原因。其中應(yīng)力扮演了極其重要的角色，這是因?yàn)閼?yīng)力可以極大地提高氫在材料中的擴(kuò)散能力，并使部分氫脫離氫陷阱的束縛[1]，驅(qū)動(dòng)氫向應(yīng)力集中處擴(kuò)散和聚集[2]，最終萌生氫致延遲裂紋。

目前，應(yīng)力對氫的擴(kuò)散[3,4]和聚集[5,6]作用的研究更多集中在宏觀尺度上，例如在加載應(yīng)力條件下用電化學(xué)滲透方法研究氫的擴(kuò)散行為，或通過預(yù)制缺口拉伸試樣的方式計(jì)算缺口處的應(yīng)力集中系數(shù)和氫的聚集濃度[7]。少量微觀尺度上的氫擴(kuò)散研究主要集中在氫與位錯(cuò)[8]或缺陷[9,10]的相互作用，以及氫對局部[11,12]塑性變形的影響等方面上，但對應(yīng)力作用下氫在馬氏體微觀組織間的分布和富集的研究鮮有報(bào)道，而開展此項(xiàng)研究工作對探求氫脆微觀機(jī)理和預(yù)防氫脆斷裂事故的發(fā)生具有重要意義。

由于材料微觀組織結(jié)構(gòu)的各向異性，氫的微區(qū)分布是不均勻的，氫的局部濃度與多晶體材料中的微區(qū)應(yīng)變相關(guān)，而微區(qū)應(yīng)變由晶體彈性剛度[13,14]的各向異性決定。本工作用彈性剛度計(jì)算微區(qū)應(yīng)變的方法，與氫的Fick擴(kuò)散定律結(jié)合起來，分析應(yīng)力作用下氫在馬氏體微觀組織間的微區(qū)分布。該研究方法可概括為3個(gè)步驟：(1)通過電子背散射衍射(Electron Back Scatter Diffraction,EBSD)測定材料的微區(qū)彈性剛度[15,16]分布；(2)利用軟件Abaqus開發(fā)微觀組織的數(shù)值模型計(jì)算微區(qū)應(yīng)力；(3)根據(jù)應(yīng)力對氫擴(kuò)散的驅(qū)動(dòng)作用，分析氫的局部聚集行為。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 慢拉伸實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料選用0Cr16Ni5Mo，其化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)為：C 0.04，Si 0.39，Mn 0.78，P 0.027，S 0.012，Cr 15.81，Ni 5.25，Mo 1.05。經(jīng)淬火(980℃×2h)+高溫回火(500℃×4 h)調(diào)質(zhì)熱處理。

慢拉伸實(shí)驗(yàn)分別在快速滲氫溶液和大氣中進(jìn)行。制取兩根板狀拉伸試樣(厚度2mm，寬度4mm，標(biāo)距為30mm)，表面粗糙度為Ra=3.2μm。將其中一根試樣的中間部分浸入到快速滲氫液(0.5mol/L H2SO4+少量 As2O3)中，兩端夾持區(qū)固定在WDML-1型微機(jī)控制慢應(yīng)變速率力學(xué)試驗(yàn)機(jī)上。在200mA/cm2的電流下預(yù)充氫4h后，以0.003mm/min的速率進(jìn)行慢拉伸實(shí)驗(yàn)(充氫不停止)。另取一根同規(guī)格的試樣在大氣中以同樣的加載速率進(jìn)行慢拉伸實(shí)驗(yàn)。將拉斷后的兩試樣置于SEM下(JSM-6400)觀察并比較斷口的微觀形貌。

1.2 EBSD實(shí)驗(yàn)及微區(qū)彈性剛度分析

2 有限元分析

2.1 力學(xué)模型

根據(jù)微觀組織(見圖1(a))形態(tài)和尺寸建立材料微區(qū)結(jié)構(gòu)的有限元模型，模擬結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，以1.5μm為單元尺寸進(jìn)行網(wǎng)格劃分，共得到4519個(gè)單元(如圖1(c)所示)。

圖1 馬氏體組織微區(qū)結(jié)構(gòu)模型及邊界條件(a)板條馬氏體微觀組織結(jié)構(gòu)；(b)在微觀組織結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上建立模型；(c)網(wǎng)格劃分Fig.1 Martensite microstructure model and boundary conditions(a) microstructure of lathmartensite;(b)numerical model based on microstructure;(c)mesh of model

2.2 氫濃度模型

由于高強(qiáng)結(jié)構(gòu)鋼中位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)對氫運(yùn)輸?shù)呢暙I(xiàn)很小[18]，因此忽略結(jié)構(gòu)缺陷對氫的陷阱作用[7]，假定氫的擴(kuò)散富集只由應(yīng)力驅(qū)動(dòng)控制，應(yīng)力對氫的擴(kuò)散驅(qū)動(dòng)遵循下列公式：

(1)

(2)

根據(jù)傳質(zhì)理論：

(3)

將公式(1)，(2)代入(3)，得出應(yīng)力與氫濃度的關(guān)系公式：

(4)

力學(xué)計(jì)算完成后，將單位類型轉(zhuǎn)換DCAX4，將應(yīng)力代入公式(4)即可得出氫濃度。

2.3 材料參數(shù)及邊界條件設(shè)定

各節(jié)點(diǎn)的初始?xì)錆舛菴0設(shè)置為1×10-6，上邊界氫濃度C設(shè)置為4×10-6，如圖1(b)所示。材料密度取7850kg/m3，泊松比取0.3。在模型的橫向方向上加載均勻分布的應(yīng)力，如圖1(b)中σ，并輸入各板條束的彈性剛度，其值由EBSD實(shí)驗(yàn)得出，如圖2(a)所示。

3 結(jié)果與分析

3.1 馬氏體組織取向分析及彈性剛度分布

圖2(a)是材料的彈性剛度分布圖，可見Packet由許多平行的Block板條束組成，選取3個(gè)不同形狀和尺寸的Packet板條束，如圖2(a)中Packet 1，Packet 2，Packet 3，在各Packet內(nèi)部分別垂直于Block板條束作一條路徑，如圖中箭頭所示路徑，分析路徑上不同組織單元的取向差、彈性剛度、Taylor因子的變化趨勢。

圖2 馬氏體組織的晶體取向、彈性剛度和Taylor因子 (a)彈性剛度分布圖及3個(gè)Packet板條束的內(nèi)部路徑；(b)3個(gè)Packet內(nèi)部路徑的點(diǎn)對點(diǎn)取向差變化；(c)3個(gè)Packet內(nèi)的彈性剛度分布曲線；(d)3個(gè)Packet內(nèi)的Taylor factor的分布Fig.2 Crystal orientation，elastic stiffness and Taylor factor for martensite(a) the elastic stiffness distribution along 3 Paths respectively in the 3 Packets;(b) point to point misorientation distribution along 3 paths in the 3 Packets;(c)elastic stiffness distribution in the 3 Packets;(d)Taylor factor distribution in the 3 Packets

圖2(b)中取向差分布曲線表明，3條不同路徑上的取向差的變化規(guī)律較為一致，相鄰Block板條束的取向差均為60°，同一Block板條束內(nèi)的不同Lath板條取向差均基本在5°以內(nèi)。

盡管3個(gè)路徑上相鄰Block板條束的取向差均為60°，但彈性模量和Taylor因子的大小沒有明顯的分布規(guī)律，如圖2(c)，(d)所示，有些相鄰板條束的彈性模量和Taylor因子相差很大(Packet 1，3內(nèi)部的Block板條束)，有些相差很小(Packet 2內(nèi)部的Block板條束)。這是因?yàn)閺椥詣偠群蚑aylor因子是矢量，其大小主要與晶體取向和受力方向有關(guān)，而取向差是標(biāo)量，其大小與受力方向無關(guān)，只由相鄰板條束的取向關(guān)系決定。這在一定程度上表明，取向差只能表示晶界類型，并不能用來表征微區(qū)應(yīng)變量。

Taylor因子可以用來表示多晶體材料中各晶體取向的胞元在某一受力方向上的變形能力，反映各胞元之間的形變約束關(guān)系和晶體滑移的優(yōu)先性。彈性剛度和Taylor因子的變化曲線相近似，以及Taylor因子和彈性剛度之間的計(jì)算關(guān)系[21]表明，微區(qū)彈性剛度可以用來表征某一受力方向上的晶體滑移性能和微區(qū)應(yīng)變。

3.2 彈性剛度和板條束的大小對氫濃度的影響

將EBSD得到的彈性剛度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)輸入模型中，進(jìn)行應(yīng)力和氫濃度的模擬計(jì)算。圖3(a)為沒有外加應(yīng)力時(shí)，氫從上邊界向內(nèi)擴(kuò)散200s后的濃度分布圖。氫濃度在X方向上呈均勻分布，在Y方向上呈梯度分布，以邊界濃度最高，向內(nèi)依次逐漸降低；因此，無應(yīng)力作用時(shí)，氫的濃度變化只與濃度梯度和擴(kuò)散時(shí)間有關(guān)，而與板條束的彈性剛度無關(guān)。圖3(b)為外加均布載荷80MPa下的應(yīng)力云圖，如σL為各Block板條束上的局部應(yīng)力，σ0為邊界均布應(yīng)力，定義應(yīng)力集中系數(shù)α=σL/σ0，根據(jù)應(yīng)力云圖可以計(jì)算各Block板條束的應(yīng)力集中系數(shù)。圖3(c)為同樣加載條件下氫濃度的分布圖。對照圖3(b)，(c)可見，氫的濃度分布與應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，應(yīng)力集中系數(shù)高的區(qū)域其氫濃度也較高。

在應(yīng)力云圖和氫分布圖的不同Block板條束上采集計(jì)算數(shù)據(jù)，分析彈性剛度梯度(相鄰Block的彈性剛度之差)和板條束長度尺寸對氫濃度和應(yīng)力集中系數(shù)的影響，如圖4(a)，(b)所示，可見隨著這些參數(shù)的增大，應(yīng)力集中系數(shù)和氫濃度總體也在增加。

圖3 應(yīng)力及氫濃度分布 (a) 無應(yīng)力作用時(shí)氫的濃度分布；(b)加載80MPa時(shí)應(yīng)力在組織間的分布；(c)加載80MPa時(shí)氫濃度的分布Fig.3 Distribution of stress and hydrogen concentration(a) hydrogen diffusion by hydrogen concentration gradient with no stress driving；(b) stress distribution under uniformed load of 80MPa on the boundary；(c) hydrogen concentration distribution under uniformed load of 80MPa

3.3 應(yīng)力集中系數(shù)對氫濃度的影響

圖5(a)為從應(yīng)力云圖上截取的部分區(qū)域，該區(qū)域?qū)?yīng)的氫濃度分布如圖5(b)所示；在兩張放大圖上設(shè)定分析路徑。在邊界應(yīng)力σ0分別為5,20,50,80,100MPa時(shí)，分析路徑上各位置的應(yīng)力和氫濃度。圖5(c)可見增大邊界應(yīng)力σ0時(shí)，各位置的局部應(yīng)力σL也隨之線性增大。圖5(d)中分析了距離上邊界分別為3，6，9，14，16，20.6μm等位置(在圖中用Distance 3,Distance 6……表示)的氫濃度，可見各位置的氫濃度隨應(yīng)力的增大線性增加或減少，其中應(yīng)力集中系數(shù)α>1位置的氫濃度隨應(yīng)力的增大而線性增加，斜率k為正；而α<1位置的氫濃度隨應(yīng)力的增大反而線性減少，斜率k為負(fù)。圖5(e)對圖5(d)中各直線的斜率k與相應(yīng)的應(yīng)力集中系數(shù)α用一元二次方程進(jìn)行擬和，得到經(jīng)驗(yàn)式：

(5)

可見，應(yīng)力驅(qū)動(dòng)對氫擴(kuò)散的影響可分為3種情況：(1)當(dāng)α=1.0時(shí)，斜率為0，隨外加應(yīng)力的增大，局部氫濃度不發(fā)生改變；(2)當(dāng)α>1.0時(shí)，斜率為正，隨應(yīng)力的增大，氫濃度隨之增大；(3)當(dāng)α<1.0，斜率為負(fù)，隨應(yīng)力的增大，氫濃度反而降低。

因此，局部氫濃度的大小由各區(qū)域的應(yīng)力集中系數(shù)和應(yīng)力水平?jīng)Q定。

圖4 彈性剛度梯度(a)和Block尺寸(b)對應(yīng)力集中系數(shù)和氫濃度的影響Fig.4 Effects of elastic stiffness gradient (a) and Block length (b) on the stress concentration and hydrogen concentration

圖5 氫濃度與應(yīng)力集中系數(shù)的關(guān)系(a)在應(yīng)力分布圖上設(shè)定分析路徑Path 4；(b)在氫分布圖上設(shè)定與應(yīng)力相同的分析路徑；(c)不同外加應(yīng)力下的局部應(yīng)力的變化；(d)局部應(yīng)力對局部氫濃度的影響；(e)應(yīng)力集中系數(shù)與斜率(氫濃度與應(yīng)力的線線關(guān)系)的擬合關(guān)系曲線Fig.5 Relationship between hydrogen concentration and stress concentration(a)Path 4 was set in stress distribution map;(b)Path 4 was set in hydrogen distribution map as same as that in fig.(a);(c) the change curve of local stress under different applied load;(d)the effect of local stress change on local hydrogen concentration;(e) the fitted curve of stress concentration and slope of hydrogen concentration related to stress

3.4 氫脆斷口形貌及解理裂紋的EBSD實(shí)驗(yàn)分析

在快速滲氫溶液和大氣中進(jìn)行的慢拉伸力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表1所示，快速滲氫溶液中的試樣斷后伸長率為0，斷裂強(qiáng)度僅為677MPa，低于大氣中的材料屈服強(qiáng)度850MPa，說明材料尚未發(fā)生宏觀塑性變形就已斷裂，斷口微觀形貌如圖6(a)所示，為穿晶準(zhǔn)解理的脆性斷裂形態(tài)[22]，同一Block板條束內(nèi)的板條斷裂形態(tài)相同，氫脆斷口以Block板條束為結(jié)構(gòu)單元發(fā)生穿晶斷裂。大氣環(huán)境下的無氫正常拉伸試樣斷口有塑性頸縮，斷后伸長率達(dá)到14%，抗拉強(qiáng)度為1034MPa，試樣在屈服極限以上發(fā)生塑性斷裂，微觀斷口如圖6(b)所示，為韌窩斷裂形態(tài)。對比上述兩種斷口形態(tài)可知，是氫引發(fā)了滲氫溶液中試樣斷裂的脆性轉(zhuǎn)變。

遠(yuǎn)離斷口的剖面金相上可觀察到3條微裂紋， 裂紋兩側(cè)沒有明顯塑性變形，呈現(xiàn)氫脆裂紋的脆性開裂特征。對裂紋附近的組織進(jìn)行EBSD分析。如圖7(a)所示，可見裂紋主要在彈性剛度差異大的板條處萌生，垂直于裂紋作兩個(gè)分析路徑Path 5, Path 6，彈性剛度的變化曲線如圖7(b)所示，裂紋附近的彈性剛度相差較大，在120GPa左右。依據(jù)EBSD實(shí)驗(yàn)得到的微區(qū)彈性剛度數(shù)據(jù)對該區(qū)域進(jìn)行微區(qū)應(yīng)力和氫濃度的模擬計(jì)算分析，結(jié)果如圖7(c),(d)所示，最大應(yīng)力和最大氫濃度出現(xiàn)的位置與裂紋的產(chǎn)生區(qū)域相符，說明裂紋從氫的聚集區(qū)萌生，并擴(kuò)展形成脆性裂紋。

表1 力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖6 慢拉伸斷口分析(a)氫損傷環(huán)境下的脆性準(zhǔn)解理斷口；(b)大氣下的韌窩斷口Fig.6 Fracture surface analysisof specimen get by slow tensile test (a) the quasi-cleavage fracture morphology under hydrogen damage environment；(b) the dimple fracture morphology under atmosphere

圖7 氫脆裂紋區(qū)域的EBSD及數(shù)值模擬計(jì)算分析(a)氫脆裂紋附近的彈性剛度分布；(b)沿Path 5, 6的彈性剛度變化曲線；(c)施加橫向載荷時(shí)的微區(qū)應(yīng)力分布；(d)施加橫向載荷時(shí)的氫濃度分布Fig.7 EBSD analysis on crack region and numerical simulation calculation(a)the elastic stiffness distribution for the HB crack region；(b)the change curve of elastic stiffness along Path 5 and Path 6；(c)the stress distribution applied by the load of TD direction；(d)the hydrogen concentration distribution by the load of TD direction

4 討論

4.1 馬氏體組織單元對氫局部富集的影響

板條馬氏體結(jié)構(gòu)鋼依據(jù)其尺寸和顯微組織形態(tài)，由大到小可劃分[23-25]為原奧氏體晶粒、Packet板條束、Block板條束和Lath板條。同一Block板條束內(nèi)的各Lath板條由于取向基本一致，其彈性剛度相差較小，不會(huì)形成明顯的應(yīng)力集中和氫的局部富集。相鄰Block板條束的晶體取向不同，板條束間會(huì)形成彈性剛度梯度。彈性剛度梯度和組織尺寸越大，Block板條束的應(yīng)力集中越嚴(yán)重，氫的局部富集濃度越高。

由于Block板條束的晶體取向和性能的各向異性，材料在微觀下變形不均勻，微區(qū)應(yīng)力分布主要受Block板條束之間的相互作用的影響，原奧氏體晶界和Packet晶界并不是微區(qū)應(yīng)力集中的特殊位置。氫的擴(kuò)散由應(yīng)力主導(dǎo)時(shí)，氫會(huì)脫離這些晶界氫陷阱，向內(nèi)部Block板條束應(yīng)力集中處富集，引發(fā)穿晶開裂。這也是許多高溫回火的馬氏體組織結(jié)構(gòu)鋼在進(jìn)行應(yīng)力控制下的氫脆實(shí)驗(yàn)時(shí)，通常并不是以沿晶方式斷裂，而是以穿晶準(zhǔn)解理方式斷裂的原因。但如果氫的擴(kuò)散不完全由應(yīng)力控制，或者原奧氏體或Packet晶界的碳化物或雜質(zhì)偏析較為嚴(yán)重，氫在晶界陷阱處的優(yōu)先富集會(huì)最終引發(fā)沿晶開裂。

4.2 應(yīng)力集中系數(shù)對氫擴(kuò)散的影響

上述實(shí)驗(yàn)與模擬計(jì)算分析表明，馬氏體微觀組織的彈性剛度呈各向異性，外加應(yīng)力作用時(shí)，應(yīng)變及氫濃度在不同彈性剛度的組織單元上呈不均勻分布，形成局部應(yīng)力集中及氫的局部富集。氫的富集程度由應(yīng)力集中系數(shù)和應(yīng)力大小決定。

彈性剛度梯度大且組織粗大的Block板條束，容易形成較大的應(yīng)力集中。氫沿應(yīng)力梯度方向擴(kuò)散，向應(yīng)力集中區(qū)富集。氫的局部富集程度主要由應(yīng)力集中系數(shù)和應(yīng)力水平?jīng)Q定：應(yīng)力集中系數(shù)大于1時(shí)，氫濃度隨應(yīng)力的增大而增大；應(yīng)力集中系數(shù)小于1時(shí)(即局部應(yīng)力低于平均應(yīng)力)，氫濃度隨應(yīng)力的增大而減少。

應(yīng)力對氫擴(kuò)散的驅(qū)動(dòng)現(xiàn)象可用相關(guān)文獻(xiàn)在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上得到的氫擴(kuò)散經(jīng)驗(yàn)式[26]進(jìn)行解釋：

(6)

對應(yīng)力集中系數(shù)大于1的區(qū)域，dσ/dx為正，氫擴(kuò)散方向與應(yīng)力梯度方向相同，外加應(yīng)力越大，氫溶入的擴(kuò)散系數(shù)也越大，氫濃度隨應(yīng)力的增大而增大；對應(yīng)力集中系數(shù)小于1的區(qū)域，dσ/dx為負(fù)，氫擴(kuò)散方向與應(yīng)力梯度方向相反，外加應(yīng)力越大，氫逸出的擴(kuò)散系數(shù)也越大，氫濃度隨應(yīng)力的增大反而降低。此現(xiàn)象與本研究的數(shù)值結(jié)果相符。

5 結(jié)論

(1)由于板條馬氏體中Block板條束的彈性剛度各向異性，有外力作用時(shí)，應(yīng)力及氫濃度在微觀組織下呈不均勻分布。

(2)可以利用彈性剛度的各向異性計(jì)算馬氏體組織的微區(qū)應(yīng)力，Block板條束是表征微區(qū)應(yīng)力的組織單元。

(3)在應(yīng)力驅(qū)動(dòng)氫擴(kuò)散的條件下，氫逐漸向高應(yīng)力處擴(kuò)散，使高應(yīng)力區(qū)的Block板條束的氫濃度逐漸增加，低應(yīng)力區(qū)的Block板條束的氫濃度逐漸降低。

(4)馬氏體組織的局部氫濃度主要取決于應(yīng)力集中系數(shù)和應(yīng)力水平，其中應(yīng)力集中系數(shù)決定了氫濃度增大或減少的變化趨勢。

(5)彈性剛度梯度大以及組織粗大的Block板條束組織單元應(yīng)力集中較為嚴(yán)重，聚集較高含量的氫，易萌生氫脆裂紋。

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Microstructure Anisotropy Effect on Stress and Hydrogen Distribution in Micro Area for Martensitic Stainless Steel

ZHONG Zhen-qian1,TIAN Zhi-ling1,YANG Chun1，2

(1 Division of Analysis and Testing,Central Iron and Steel Research Institute,Beijing 100081,China；2 School of Materials and Engineering,Tsinghua University，Beijing 100083,China)

Elastic stiffness distribution of martensite microstructure was analyzed by using Electron Back Scatter Diffraction(EBSD) experiment, based on which the coupled finite element model of stress-hydrogen interaction was established to study the influence of martensitic microstructure anisotropy on the micro local stress and hydrogen distribution. The results show that misorientation between adjacent Block Laths is 60°, and different Block Laths have different elastic stiffness in the same loading direction, which resulted in the heterogeneous distribution of micro stress and hydrogen, and micro stress can be characterized by microstructure element of Block Lath.Elastic stiffness gradient and Block size play a significant role in stress concentration among microstructures, and while stress concentration can affect hydrogen distribution. High elastic stiffness gradient and large size of Block Lath cause high stress concentration, accumulate high concentration of hydrogen, which initiate crack of hydrogen embrittlement in the end. The above results are consistent with micro fracture morphology and EBSD experiment on crack region.

anisotropy;hydrogen diffusion;elastic stiffness;hydrogen embrittlement;FEM;EBSD

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.10.012

TG111.5

A

1001-4381(2016)10-0080-08

中國應(yīng)急分析平臺(tái)(2060503)

2014-12-10;

2015-12-28

鐘振前(1979-)，男，博士，高級工徎師，主要從事材料失效分析研究，聯(lián)系地址：北京市海淀區(qū)高粱橋斜街13號(hào)鋼鐵研究總院(100081)，E-mail:13521142587@139.com