近年来，国内外学者针对双相不锈钢微观组织结构与氢脆敏感性的关系开展了较多研究。奥氏体和铁素体相比例、晶粒度均会影响22Cr双相不锈钢的氢扩散和氢富集行为，氢容易在奥氏体和铁素体相界面积累，甚至可能形成氢鼓泡口；应力能够加速氢的扩散和富集写，变形过程中双相不锈钢的氢致马氏体转变也会影响材料的氢致开裂敏感性。但关于双相不锈钢在阴极保护和应力协同影响下的氢脆行为，目前研究相对较少，特别是对于二者协同影响下的临界门槛，还未形成统一认识。研究认为，海洋用钢施加的阴保电位为- 700~一850mV时，氢致断裂敏感性最低。但在实际应用中，为了整体控制水下结构设施的腐蚀,双相不锈钢的阴保电位往往较负，需要根据实际服役过程中的阴保电位和载荷进行氢脆风险评估，以保证其服役安全。
因此，本工作通过给定电位下的慢应变速率试验和四点弯曲试验，氢含量测试等研究了22Cr 双相不锈钢氢致开裂与阴保电位、应力和氢含量的关系，以期为该材料的服役安全评估提供理论依据。
1、试验
试验材料为双相不锈钢UNS S31803(国内牌号00Cr22Ni5Mo3N,以下简称22Cr)，其化学成分见表1。22Cr双相不锈钢基体组织由奥氏体和铁索体组成，如图1所示。浅色相为奥氏体相(γ相),深色相为铁素体相(a相)。可以通过显微组织中衬度差异判断奥氏体和铁素体的相比例。试验用22Cr双相不锈钢含43. 3%(体积分数,下同)奥氏体和56.7%铁素体。
采用线切劌技术将试验材料加工成10 mmX10 mmX3 mm的试样(用于电化学试验),试样工作面平行于不锈钢板轧制方向。采用电化学方法测试试样的动电位极化曲线,测试仪器为CHI660D电化学工作站。首先测量试样的开路电位(OCP),待开路电位的波动小于士0.005 V时,进行动电位极.化曲线测量。极化曲线测试范围为0.03~-1.22 V(相对于SCE,下同),扫描速率为0.000 5 V/s,测.试温度为(3士1) C和(20士1) C。试验环境为模拟海水溶液,成分参考南海海域冬季海水[1],离子含量见表2。
使用CORTEST慢应变速率应力腐蚀拉伸试验机进行慢应变速率试验(SSRT)。试样为棒状，尺寸如图2所示。为保证试样绝缘性良好,试验前将标距段以外的部分用704硅胶密封,保证仅有标距部分暴露于溶液中,同时为了减小误差,需使用游标卡尺测量标距段的长度和直径并记录。
在SSRT的自制电解池中,采用三电极系统,试样为工作电极(WE),铂电极为辅助电极(CE),SCE为参比电极(RE);设有气体引人和排出的管口及连接温度测量和控制的接口，然后用CHI660D电化学工作站施加阴保电位。试验选用恒定的应变速率4X10-*/s.温度为(20土1) C,分别在空气和模拟海水溶液中进行测试,同时,模拟海水溶液中的试样分别处于自腐蚀电位(开路电位E。)条件和施加不同阴保电位(-1 050 mV和一1 150 mV)条件。
为了进一步研究应力载荷与阴保电位的耦合作用对22Cr双相不锈钢氢脆敏感性的影响,采用四点弯曲法进行22Cr双相不锈钢的氢致应力开裂试验，依据标准GB/T14452-1993《金属弯曲性能试验方法》和JB/T 7716- 1995《焊接接头四点弯曲疲劳试验方法》,试样加工(沿轧制方向)尺寸为90 mmX8mmX6mm。采用PS-1恒电位仪对加载试样施加恒电位,电化学装置采用标准三电极体系，试验过程中需保证试样与阳极的距离相等,施加电位(阴保电位)为-1150 mV。依据标准GB/T 15970. 2-2000《金属和合金的腐蚀应力腐蚀试验第二部分弯梁试样的制备和应用》，加载应力分别为70%σo.2.80% 0.2.85% 0n.2.90% 0.2、95% 0o.2、98%o.2,试验溶液为模拟海水溶液,试验时间为1440 h,温度为(3土1)C。试验结束后，使用ZessisLEO1450扫描电子显微镜观察试样表面形貌。在一850mV和一1150mV阴保电位下对加载应力为98%.z的多组四点弯曲试样进行不同时长的试验,试验结束后在最大应力处取样,尺寸为中3 mmX5mm,根据标准GB/T223.82-2007,使用惰气脉冲红外法测试残余氢<被氢陷阱捕获的无法自由扩散的氢)含量。
2、结果与讨论
2.1、双相不锈钢在模拟海水中的极化曲线：
试样在未除氧环境中的自腐蚀电位为- 330 mV ,在除氧环境中的为一560 mV,两者相差较大。在未除氧环境中,阴极极化曲线存在两个明显的拐点,a点电位约为一450 mV,表明阴极反应由氧活化控制向氧扩散控制转变,随着阴极极化程度的增加，析氢反应速率逐渐加快,b点之后阴极反应逐渐变为氢去极化控制。在除氧溶液中,试样在阴极极化时仅发生析氢反应,不存在由吸氧反应向析氢反应过渡的阶段,可以认为两条阴极极化曲线的交点为试样在模拟海水溶液中发生显著析氢反应的电位。可以看出,该电位位于术除氧曲线的第二个拐点附近，即两种阴极反应的过渡区,约为-990mV。
2.2、双相不锈钢在不同阴保电位和应力加载条件下的氢脆敏感性：
22Cr双相不锈钢在空气中的屈服强度(σ2)为627.8MPa,该值作为四点弯曲法加载应力的参考值。与在空气中的试样相比,在白腐蚀电位下试样的断后伸长率无明显变化,施加阴保电位后试样弹性阶段无明显变化，塑性阶段断后伸长率大幅降低,且电位越负,断后伸长率越小。由图5可见:在空气中和白腐蚀电位条件下,试样断口有明显的韧窝,没有明显的脆性断裂现象;随着阴保电位的负移,断口表面出现河流状花样,为准解理的脆性断裂特征。由图6可见:在一1050 mV和一1 150 mV阴保电位下,试样断口侧面观察到二次裂纹,随着电位负移,二次裂纹深度和长度增加。
2.3、氢含量对双相不锈钢氢致开裂敏感性的影响
在一850 mV阴保电位条件下，试样中的氢含量始终处于较低水平(<5 mg/L)，尚未发生显著析氢反应。在一1 150 mV阴保电位下，试样中的氢含量提高，显示较高的氢脆敏感性。在浸泡384 h后,氢含量超过10.0 mg/L，浸泡576 h后，氢含量为10.6 mg/L，试样表面尚未观察到明显裂纹。这一阶段氢含量增加较为缓慢，说明大部分氢陷阱已经被填满，氢可能在某些位置富集,形成氢压；浸泡720 h后,氢含量为12. 6 mg/L，试样表面观察到明显裂纹，此时氢压已经超过原子键合力，引起开裂。因而，在该应力加载条件下，当氢含量为10.6 ~12.6 mg/L时,可能会诱发氢致裂纹。
3、结论
（1）深水水下设施常用22Cr双相不锈钢的氢脆敏感性随阴保电位负移而增大，当阴保电位负于-1050mV时，具有较高的氢脆敏感性。
（2）在3C模拟海水中，当阴保电位为-1150 mV，拉应力超过95% σu.2 时，22Cr双相不锈钢可能会出现氢致裂纹。
（3）在3 C模拟海水中，当阴保电位为-1150 mV，载荷为98% on.:条件下，22Cr双相不锈钢诱发氢致裂纹的氢含量为10. 6~12.6 mg/L。