一种以实践为导向的测试方法，用于评估多道次焊接高强度结构钢中的氢助冷裂纹风险

《Welding in the World》：Practice-oriented test method for assessing hydrogen-assisted cold cracking risk in multi-pass welded high-strength structural steels

　　摘要
本研究探讨了高强度和超高强度钢材焊接中的氢辅助冷裂纹（HACC）现象，该现象是由易裂微结构、焊接残余应力以及扩散氢的共同作用引发的。HACC会损害结构完整性，尤其是在未正确采取标准预防措施的情况下。现有的评估扩散氢浓度和裂纹敏感性的测试方法差异较大，且往往无法反映实际焊接条件。本研究旨在开发一种实用的、面向行业的测试方法，能够在同一样品中同时测量氢浓度并评估其机械性能。通过使用气体金属弧焊（GMAW）工艺，在模拟实际制造条件的参数下制备样品，并通过控制保护气体中的水分含量来调节焊缝金属中的氢含量。随后对样品进行氢浓度分析，并通过拉伸试验评估其机械性能的退化情况。研究选用了S690QL和S960QL高强度钢材以及相应的填充材料来验证所提出方法的适用性，并将结果与DIN ISO 3690标准样品进行比较，以评估该方法识别HACC风险的可靠性。这种方法为焊接高强度钢材中的氢相关失效提供了更为真实和可推广的评估手段。

1 引言
减少排放和促进可持续生产的需求给钢铁行业带来了新的挑战。高强度钢材在桥梁和起重机建造等应用中得到越来越广泛的使用，它们在保持优异机械性能的同时显著减轻了结构重量，从而有助于实现更高效的设计，节省资源和能源。然而，高强度也要求采用谨慎的焊接工艺。焊接质量不佳可能导致焊缝区域出现缺陷，进而削弱结构强度并降低整个部件的安全性。
焊接高强度钢材的主要风险之一是氢辅助冷裂纹（HACC）。这种裂纹发生在三个关键因素共同作用时：首先，焊缝或热影响区的微结构由于延展性降低而容易开裂；其次，焊接过程中必须承受较高的机械应力；第三，钢材中必须存在一定量的可扩散氢。氢主要在焊接过程中进入金属，通常来自焊接材料中的水分或环境中的氢。一旦进入金属，氢会扩散并局部降低延展性和韧性等机械性能，使材料变得更脆，更容易形成裂纹。HACC的另一个主要问题是其延迟性，裂纹往往不会在焊接后立即出现，而是在数小时甚至数天后才显现。这种延迟性使得早期检测变得困难，并增加了关键结构发生未被察觉的损伤的风险。延迟现象的发生是因为氢原子在金属中移动缓慢，并在裂纹形成前逐渐在应力集中区域积累[1,2,3,4,17]。在多道焊接过程中，热历史显著影响氢的分布和扩散。重复加热之前的焊道会促进氢的逸出，导致焊缝厚度上的分布不均匀。Schaupp等人证明，焊道数量、热输入和层间温度强烈影响氢浓度及其空间分布[24]。
焊接裂纹敏感性的评估主要依据DIN En ISO 17642（第1至3部分）[5,6,7]标准，这些标准规定了包括自约束应力和外加载应力在内的多种测试方法。弧焊金属中可扩散氢浓度的测定遵循DIN En ISO 3690[8]标准。图1展示了用于量化扩散氢浓度和利用TEKKEN测试评估裂纹敏感性的实验装置。

2 材料与实验过程
2.1 材料
实验研究中使用了高强度细晶粒结构钢S690QL和S960QL作为基材。这两种钢材都属于QL质量等级，兼具高强度和良好的韧性，适用于要求苛刻的应用。这类钢材常用于大型设备和重型机械（如起重机）的制造，典型板厚可达20毫米。为了反映实际工况，根据可用性选择了10毫米、11毫米和20毫米厚的板材进行测试。这两种材料的微观结构均为低碳回火马氏体，这对它们的机械性能至关重要。
基材和填充材料的化学成分列于表1中，基材的机械性能列于表2中。
2.2 实验装置
2.2.1 焊接设备
为了减少材料消耗，本研究使用替代样品代替实际部件或结构板进行焊接。采用气体金属弧焊（GMAW）工艺，所有焊接均在实际工业条件下进行。选定的焊接参数和冷却时间基于高强度细晶粒结构钢焊接中的标准值。无论基材或板材厚度如何，所有焊道的焊接参数（根部、填充层和盖层）均保持不变。活性保护气体M21（82%氩气，18%二氧化碳）被用作保护气体。填充材料的选择依据DIN En ISO 16834[10]标准。S690QL钢材使用G 69 4 M21 Mn3Ni1CrMo填充材料，S960QL钢材使用G 89 6 M21 Mn4Ni2CrMo填充材料。表3列出了纯焊缝金属的机械性能。
2.2.2 实验过程
2.2.1 焊接设备
在实验中，使用替代样品代替实际部件或结构板进行焊接。采用气体金属弧焊（GMAW）工艺，所有焊接均在实际工业相关条件下进行。焊接参数和冷却时间均符合高强度细晶粒结构钢焊接的标准值。为了保持一致的测试条件，不同厚度的板材均采用相同的焊接参数。
2.2.2.2 材料
实验中使用了直径为1.2毫米的实心焊丝电极。活性保护气体M21-ArC-18按照DIN En ISO 14175[9]标准使用。填充材料的选择基于DIN En ISO 16834[10]标准。S690QL钢材使用G 69 4 M21 Mn3Ni1CrMo填充材料，S960QL钢材使用G 89 6 M21 Mn4Ni2CrMo填充材料。
2.2.3 实验程序
2.2.3 HACC的模拟
为了研究氢对焊接性能的影响，需要能够精确调节焊缝中的氢浓度，以便重现焊接过程中引入的实际或非期望的氢浓度。为此，开发了一种通过主动加湿保护气体来增加焊缝金属中可扩散氢含量的方法。图3展示了用于此过程的实验装置。该装置通过将部分保护气体通过水处理，向气体流中添加水蒸气，同时提供另一股干燥的保护气体（M21），从而精确调节总水分含量。两种气体流量可独立控制，灵活调整焊缝中的氢浓度。焊接过程中使用WITT-GASETECHNIK GmbH & Co KG公司的MFA H2O湿度分析仪监测保护气体中的湿度水平。焊接期间保护气体的总流量设定为14升/分钟。流量必须设置为19升/分钟，因为分析仪会持续抽取5升/分钟的气体来测量保护气体中的湿度水平。这种方法能够提供可重复的湿度数据，并允许控制氢气输入到焊接金属中。因此，可以实现对焊接金属材料中氢辅助降解的可靠且可重复的测试条件。

2.2.2 替代样品
为了同时研究可扩散氢浓度和冷裂纹敏感性，使用相同的焊接样品开发了一种新的替代样品，以统一DIN EN ISO 3690和DIN En ISO 3690-1中描述的两种测试方法[5,6,7,8]。这种新设计的样品需要能够适应氢气测量、硬度测试、金相检查和恒定载荷测试。因此，替代样品被设计为一个模块化系统，由针对每种测试类型定制的独立部分组成。与DIN En ISO 3690中定义的样品类似（见图1a），该样品包括起始板和结束板，以消除容易产生缺陷的焊接起始和结束区域。每个部分的尺寸基于DIN 50125 [14]中规定的E型平面拉伸试样的几何形状。图4a显示了单个部分的几何形状，图4b显示了替代样品的组装配置。

图4
此图像的替代文本可能是使用AI生成的。
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a 单个部分的几何形状；
b 替代样品的部分配置

所选的部分几何形状适用于所有测试（氢气测量、金相学、硬度测试、恒定载荷测试）。这种配置可以检测焊接长度上氢分布的潜在差异。替代样品被焊接成整块板，在焊接过程后分成单独的部分。在这项工作中，重点放在氢气测量和机械性能的确定上。

2.3 准备无氢扩散的测量样品
为了防止冷却过程中氢气的扩散，样品必须在焊接后立即冷却到0°C以下。该程序遵循DIN En ISO 3690的指南。图5展示了这种冷却过程与本研究中使用的样品取出和处理的比较。

图5
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（绿色）根据DIN En ISO 3690的样品处理；
（蓝色）替代样品的处理[8]

处理的主要区别在于分离各个部分以及去除起始板和结束板。由于DIN ISO 3690的标准样品只涉及单层沉积焊缝，因此可以使用锤子轻松分离各部分。而对于替代样品来说，由于应用了完整的V形槽焊缝，分离要困难得多。因此，需要使用带锯进行切割。结果，这个过程比使用锤子简单去除要花费更长的时间。在切割过程中，必须确保部分温度不超过0°C。如有必要，可以在切割过程中使用液氮进行冷却。切割一个部分后，将各个部分和剩余的替代样品重新储存在液氮中。

2.4 氢气测量
焊接并分离各个部分后，根据DIN En ISO 3690进行了可扩散氢浓度的测量。一般来说，材料中的氢浓度可以分为两类：可扩散氢和残余氢。可扩散氢在室温下可以自由穿过材料。相比之下，残余氢被困在所谓的氢陷阱中。这部分被认为对氢辅助冷裂纹不敏感，因为它在低温下保持不动，不会导致脆化[8, 15]。

为了测量可扩散氢浓度，使用了Bruker公司的Galileo G8分析仪。样品被放置在一个直径为30毫米的石英管中，并在红外炉中通过辐射加热到最高400°C。这会导致氢从材料中扩散出来。气体通过氮气（N2 5.0）输送到一个校准好的质谱仪中，该质谱仪可以确定氢浓度。该设备的测量精度达到0.001 ppm[8]。在测量氢气的过程中，使用热电偶监测了试样的表面温度。由于无法直接测定试样的核心温度，因此进行了初步研究以验证氢的完全扩散。根据这些研究，定义了总共1小时20分钟的测量时间，包括加热到400°C的10分钟、在400°C下保持1小时，以及最终冷却10分钟以使试样降温。

可扩散氢的测量通常根据DIN En ISO 3690在具有标准化样品几何形状的沉积焊缝上进行。氢浓度通常以HD（毫升/100克焊接金属）表示。HD值指的是沉积的焊接金属的质量。因此，使用焊接前后试样的质量差来计算可扩散氢浓度。或者，也可以使用整个熔化的焊接面积来计算HF。如图6a所示。在这种情况下，必须准备金相截面以确定每个区域的相对比例。根据DIN En ISO 3690，通常使用固定因子（ppm = 0.9 × ml/100克）进行转换[8]。

图6
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a 单个焊缝的截面，显示了沉积焊接金属（AD）和混合焊接金属（AF）的区域；
b 替代样品中V形槽焊缝的沉积焊接金属[8]

对于替代样品，测量了带有和不带有焊接金属的部分的质量。这是通过测量焊接前后的质量差来完成的。由于接头准备和多道焊接的过程，替代样品中的沉积焊接金属质量明显高于DIN En ISO 3690标准样品。DIN En ISO 3690标准样品中的沉积焊接金属质量约为3.5克，而10毫米替代样品的质量为7.8 ± 0.5克，20毫米替代样品的质量为19.0 ± 0.5克。

2.5 确定机械性能
为了评估氢辅助脆化和焊接的机械性能，对替代样品的部分进行了常规拉伸测试和恒定载荷测试（CLT）。目的是检测由于气体中的水分浓度引入的任何机械性能退化。CLT按照[16]中描述的程序进行。使用了Zwick ZD 250通用测试机，该测试机能够施加最大250 kN的力。在恒定载荷测试期间，施加了相当于较弱材料（无论是焊接金属还是基材）屈服强度80%的恒定载荷，持续48小时。这段时间后，样品被卸载并进行了准静态拉伸测试，以识别由于氢脆化可能导致的任何性能损失。图7显示了安装在拉伸测试机中的部分以及恒定载荷测试和准静态拉伸测试期间的力变化过程。

图7
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安装在ZD250中的部分，用于恒定载荷测试（CLT）和准静态拉伸测试，包括CLT期间的力变化过程

在拉伸测试之前，样品没有进行机械加工，以避免氢气的扩散。初始截面由10毫米的部分宽度和对应于板材厚度（10毫米、11毫米或20毫米）的高度定义。应变使用初始标距为40毫米的伸长计进行测量。

3 结果
3.1 DIN EN ISO 3690样品的可扩散氢浓度量化
在研究的第一个阶段，根据DIN En ISO 3690使用标准化的沉积焊缝样品应用了确定可扩散氢浓度的测试方法[8]。目的是量化加湿保护气体对焊接金属中氢吸收的影响，当使用不同的实心焊丝电极时。这些参考值作为后来与替代样品获得的值进行比较的基础。实心焊丝电极Mn3Ni1CrMo和Mn4Ni2CrMo（见第2.1章）被焊接在S235基材上。为了最小化基材对氢测量的影响，根据标准在低氢气氛下在650°C下进行了预退火，然后进行了表面研磨。对于测量，使用了样品集B。焊接参数对应于表4中列出的填充层条件。通过控制水分浓度来改变保护气体中的氢浓度，最大水分浓度达到8500 ppm，气体流速为19升/分钟。图8a显示了保护气体湿度随气体流速的增加而增加的情况。图8b展示了与加湿保护气体水分浓度相关的测量值，而表5列出了两种填充材料的HD值（以ppm和ml/100克表示）。

图8
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a 保护气体湿度随气体流速的增加；
b 根据保护气体水分浓度测量的可扩散氢浓度

表5 两种填充材料的HD值
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报告的“保护气体水分浓度[ppmV]”值代表总保护气体流量的水分浓度。25 ppmV的值对应于完全干燥的气体。根据EN ISO 14175，M21保护气体的最大水分浓度规定为80 ppmV。在本研究中使用的干燥气体条件（25 ppmV）没有超过这一限制[9]。这些值作为后续评估新替代样品几何形状的参考数据，在更现实的焊接条件下确定氢浓度。测量结果显示，使用未经处理的保护气体生产的焊接中的可扩散氢浓度非常低。对于Mn3Ni1CrMo，测得的值为1.0 ml/100克，而Mn4Ni2CrMo的值为1.1 ml/100克，表明这两个结果都在同一范围内。这些水平被认为是非关键的，并确认了这两种填充材料在标准焊接条件下的适用性[11, 12]。

随着保护气体中水分浓度的增加，焊接金属中的可扩散氢浓度显著上升。在最大水分浓度下，Mn3Ni1CrMo的值为9.5 ml/100克（8.6 ppm），Mn4Ni2CrMo的值为10.2 ml/100克（9.2 ppm）。尽管Mn4Ni2CrMo的值略高，但考虑到测量的分散性，这两个结果可以认为在同一范围内。值得注意的是，Mn4Ni2CrMo消耗品中的钛含量比Mn3Ni1CrMo高（见表1）。根据文献，合金元素如钛、钒和铌可以通过作为潜在的氢陷阱并影响氢的扩散来影响焊接金属中的氢吸收[20, 21]。因此，使用Mn4Ni2CrMo焊接的样品倾向于显示出略高的可扩散氢浓度。

3.2 替代样品的可扩散氢浓度量化
为了在实际条件下评估替代样品中的氢浓度，使用两种基材（S960QL和S690QL）在两种板材厚度（10/11毫米和20毫米）上进行了焊接，使用了三种不同的保护气体水分浓度水平。这些水平定义如下：
级别1：0升/分钟加湿保护气体（25 ppmV）（未加湿）
级别2：10升/分钟（5700 ppmV）（中度加湿）
级别3：19升/分钟（8500 ppmV）（最大加湿）

这些条件被选为反映一系列氢输入水平，并为与之前使用标准样品进行的参考测量提供一致的基础。氢测量在与标准样品相同的条件下进行。在图9和表6中，展示了替代样品的测量氢扩散值（HD），这些样品涵盖了不同的材料和厚度，并且在不同湿度浓度水平下进行了测试。图9的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像显示了替代样品的氢扩散浓度与保护气体湿度浓度之间的关系。表6列出了基材和不同厚度的HD值。对替代样品测试结果的分析清楚地表明，氢扩散浓度（HD）受到保护气体湿度浓度、基材类型以及几何条件（特别是板材厚度）的显著影响。在所有测试样品中，随着保护气体中湿度的增加，氢扩散浓度也随之增加。例如，在厚度为10毫米的S690QL材料中，当保护气体干燥（25 ppmV）时，HD值为1.2 ppm（1.3 ml/100 g），而在最大湿度（8500 ppmV）时，HD值上升至7.6 ppm（8.4 ml/100 g）。对于S960QL材料，在相同条件下，当厚度为11毫米时，氢扩散浓度从1.6 ppm（1.8 ml/100 g）增加到11.7 ppm（12.9 ml/100 g）。较厚的板材需要更高的预热和层间温度，并且需要更多的焊接次数，这意味着在焊接过程中会有更多的热量输入。这导致焊接区域有更多的热量，从而使更多的氢得以逸出。特别是在早期焊接过程中引入的氢有足够的时间逸出。这一效应在测量值中得到了明显体现：对于S690QL材料，当板材厚度从10毫米增加到20毫米时，在8500 ppmV的湿度下，氢扩散浓度从7.6 ppm（8.4 ml/100 g）降低到6.9 ppm（7.7 ml/100 g）。对于S960QL材料，同样的厚度增加使氢扩散浓度从11.7 ppm（12.9 ml/100 g）降低到7.7 ppm（8.6 ml/100 g）。这些结果与Schaupp等人的研究结果一致，他们发现多道次焊接中焊接次数的增加促进了氢的逸出。先前沉积的焊道的反复加热增强了氢的扩散，而整个过程时间的延长使得更多的氢得以逸出，从而导致氢扩散浓度降低[24]。这种差异在S960QL材料中尤为明显。材料之间的差异也很明显：在相同的板材厚度和保护气体湿度条件下，S960QL材料的氢扩散浓度始终高于S690QL材料。与DIN En ISO 3690标准样品相比，替代样品也表现出类似的趋势。使用Mn4Ni2CrMo填充材料焊接的样品测得的氢扩散浓度略高，这可以归因于该填充材料中较高的钛含量。正如文献中所报道的，像钛这样的合金元素可以作为氢的陷阱，影响焊缝金属中的氢扩散[20, 21]。标准化DIN En ISO 3690标准样品与实际替代样品之间的氢扩散浓度（HD）存在轻微差异，这些差异主要是由于不同的焊接几何形状和焊接条件造成的。标准样品采用单道次焊接，而替代样品则采用多道次对接焊接，具有更长的焊接时间和严格控制的层间温度。例如，使用Mn4Ni2CrMo填充材料的标准样品在最大湿度（8500 ppmV）下的HD值为10.2 ml/100 g，而S960QL替代样品在同一条件下的HD值为8.6 ml/100 g。对于使用Mn3Ni1CrMo填充材料的S690QL样品，标准样品在最大湿度下的HD值为9.5 ml/100 g，替代样品为7.7 ml/100 g。在干燥保护气体条件下（25 ppmV），差异较小：Mn4Ni2CrMo标准样品的HD值为1.1 ml/100 g，而S960QL替代样品为1.5 ml/100 g；Mn3Ni1CrMo标准样品的HD值为1.0 ml/100 g，替代样品为0.7 ml/100 g。替代样品中较低的HD值可以通过多道次焊接过程中产生的更多热量来解释。更长的焊接时间和维持层间温度的需求导致更多的热量输入到组件中，从而使更多的氢得以逸出。

3.3 评估氢引起的机械性能退化
为了评估材料性能的退化，对使用湿润保护气体焊接的替代样品段进行了拉伸试验和恒定载荷试验（第3.2节）。目的是确定氢扩散浓度与机械性能之间的相关性。作为参考，还对基材样品进行了纵向和横向方向的拉伸试验。这些结果为比较使用干燥保护气体焊接的替代样品的氢扩散含量及其机械行为提供了基准。

3.3.1 拉伸试验
对应用导向的替代样品进行了拉伸试验，以评估其机械性能。目的是系统地评估通过保护气体引入的氢对机械性能的退化影响。图10显示了在S690QL（10毫米）和S960QL（11毫米）材料替代样品上进行的拉伸试验的应力-应变图。表7总结了保护气体湿度浓度对S690QL（10毫米）和S960QL（11毫米）替代样品的机械性能和断裂位置的影响。

图10的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像显示了S690QL（10毫米）和S960QL（11毫米）材料替代样品的拉伸试验应力-应变图。

表7显示了保护气体湿度浓度对S690QL（10毫米）和S960QL（11毫米）材料替代样品的机械性能和断裂位置的影响。

较薄的样品在失效行为上表现出材料依赖性的差异。对于10毫米厚的S690QL材料，在所有气体湿度水平下，断裂始终发生在基材中。断裂时的伸长率（A40）保持在14.5%到15.8%之间，没有观察到氢扩散浓度对机械性能的显著影响。相比之下，11毫米厚的S960QL样品在氢扩散浓度增加时表现出明显的延展性下降。应变从25 ppmV时的7.0%下降到8500 ppmV时的0.5%。此外，随着氢扩散浓度的增加，断裂位置从基材转移到了焊缝金属，表明高强度的S960QL材料对氢脆化更为敏感。

图11显示了在S690QL（20毫米）和S960QL（20毫米）材料替代样品上进行的拉伸试验的应力-应变图。表8总结了保护气体湿度浓度对S690QL（10毫米）和S960QL（11毫米）材料替代样品的机械性能和断裂位置的影响。

随着厚度的增加，氢的影响变得更加明显。在20毫米厚的S690QL样品中，断裂始终发生在焊缝金属中。断裂时的伸长率从25 ppmV时的8.3%显著下降到8500 ppmV时的4.1%。较厚截面的更高热量增加了氢的扩散时间，使得更多的氢扩散到焊缝的敏感区域。这一趋势在S960QL材料中更为明显。20毫米样品的断裂伸长率从10.9%下降到0.5%。再次，断裂位置明显转移到了焊缝金属中，证实了S960QL材料在这些条件下对氢脆化的高度敏感性。

对于这两种材料，通过保护气体湿度引入的氢扩散导致局部但显著的延展性损失，尤其是在焊缝金属中。这种效应随着板材厚度的增加而变得更加明显。虽然薄截面（10-11毫米）的敏感性有限或依赖于材料本身，但较厚截面（20毫米）由于氢的停留时间更长和热量输入更多，表现出明显的退化。

3.3.2 恒定载荷试验
在这项研究中，对使用高强度钢材S690QL和S960QL焊接的接头进行了恒定载荷试验（CLT），以评估其在富氢保护气体影响下的失效行为。试验在每对材料中最弱材料的最低屈服强度（Rp0.2）的80%下进行（见表2和表3），以模拟接近实际服役条件的情况。表9显示了不同保护气体湿度条件下的恒定载荷试验（CLT）结果。结果表明，无论湿度水平如何，S690QL材料在48小时的整个试验期间都能承受所施加的载荷。后续的拉伸试验确认，这些样品的机械性能与未暴露于氢的参考样品相同（见图10和图11）。图12展示了在焊接后立即进行拉伸试验的替代样品与直接进行拉伸试验的样品之间的比较结果。比较对象是使用8500 ppmV保护气体焊接的样品，这些样品在拉伸试验中表现出最明显的机械性能退化。应力-应变曲线显示，在给定条件下，屈服强度、抗拉强度或应变没有显著变化。

图12的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像显示了S690QL（20毫米，8500 ppmV）在48小时CLT前后的应力-应变曲线。

相比之下，S960QL材料对氢相关失效更为敏感。这在较薄的11毫米样品和较高的保护气体湿度水平下尤为明显。在达到目标载荷（80%屈服强度）之前，样品就发生了早期失效。在大多数情况下，断裂在加载时或加载后不久立即发生。图13展示了这些S960QL样品的应力-应变行为和失效特征。文献中报道，在拉伸试验中，拉伸速率会影响金属材料的机械性能测量结果。较高的拉伸速率通常会导致屈服强度和抗拉强度的增加，而较低的速率则可能导致强度和伸长率略有下降[22, 23]。在本研究中，拉伸样品的加载速率为10毫米/分钟，而恒定载荷试验样品的加载速率为3毫米/分钟。这种加载速度的差异不会导致显著的氢扩散，但它确实导致了恒定载荷样品比拉伸试验中更早的失效。

图13的替代文本可能是使用人工智能生成的。全尺寸图像显示了S960QL（11毫米和20毫米，5700 ppmV和8500 ppmV）在CLT下的应力-应变曲线。

恒定载荷试验方法的一个重要方面是其评估方式。样品要么在48小时内承受住载荷而通过测试，要么在较早发生断裂时失败。这种方法清晰且实用，但它没有提供关于材料中损伤如何以及何时开始形成的信息。一个仍需研究的重要问题是，在48小时CLT期间材料中的氢浓度是如何变化的。为了进一步研究，需要对含有较低氢扩散浓度的样品进行CLT。这可以通过使用低湿度保护气体焊接样品来实现。这样的测试将有助于更好地理解较低氢浓度如何影响持续加载下氢相关损伤的起始和进展。

为了获得更多见解，可以尝试使用慢速拉伸速率试验（SSRT）。在SSRT中，样品以非常低的拉伸速率被拉伸，同时连续记录应力和应变。这种加载条件允许氢在材料内有足够的时间扩散，类似于CLT，并能够检测到氢诱导损伤何时以及如何开始，即使在施加高载荷之前。由于在SSRT过程中也会发生氢的逸出，因此仍需要研究在不同老化和加载持续时间下氢扩散浓度的变化。SSRT方法已被Hopf [19]成功应用于研究氢诱导的钢材降解现象。4 结论 本研究旨在开发并评估一种简化的、面向应用的测试方法，用于测定扩散氢含量以及评估在实际焊接条件下的氢辅助冷裂纹（HACC）敏感性。所提出的替代样品几何结构允许在同一多道焊缝的截面上进行氢含量测量、拉伸试验和恒载荷试验，从而能够直接关联扩散氢浓度与机械性能之间的关系。根据DIN En ISO 3690标准进行的参考研究证实了保护气体中的水分对扩散氢吸收的显著影响：当湿度水平升高至8500 ppmV时，沉积焊缝中的扩散氢浓度显著增加，超过了10 ml/100 g的焊缝金属量。这些测量结果为评估替代样品概念提供了可靠的基准。S690QL和S960QL多道焊缝的测试结果表明，扩散氢浓度不仅受保护气体中水分浓度的影响，还受到焊接条件（如板厚、热输入和热循环）的影响。在相同湿度条件下，较厚的板材通常表现出较低的扩散氢浓度，这可能是由于多道焊接过程中更高的热输入和更长的扩散时间促进了部分氢的逸出。在11毫米厚的S960QL焊缝中，扩散氢浓度略高于标准DIN En ISO 3690样品中的浓度。DIN En ISO 3690样品主要反映了填充层的焊接参数。按照DIN En ISO 3690标准对根部和封顶层焊缝进行额外测量可以提供更多见解。需要进一步的研究，包括考虑更多保护气体湿度水平，以全面了解其对扩散氢吸收的影响。机械测试显示，材料对扩散氢的响应具有明显差异：高强度钢S690QL即使在较高的扩散氢浓度下，其机械性能也只有轻微变化；而超高强度钢S960QL的延展性随着扩散氢浓度的增加而显著降低，断裂伸长率下降，断裂位置向焊缝金属内部移动，表明出现了氢辅助脆化现象。随着板厚的增加，扩散氢的影响变得更加明显，这突显了扩散氢浓度、应力状态和微观结构敏感性之间的相互作用。需要通过补充的微观结构分析来更好地理解这些机制。恒载荷试验进一步揭示了在持续载荷作用下与氢相关的失效现象：S690QL试样在所有测试湿度条件下都能承受80%的屈服强度，持续时间为48小时；而S960QL在较高扩散氢浓度下则出现了早期失效。恒载荷试验提供了一个实用的合格/不合格判定标准，但无法揭示加载过程中氢诱导损伤的起始或发展过程。总体而言，替代样品方法适用于在实际焊接条件下对扩散氢及其引起的降解进行实用且可重复的评估。通过将扩散氢定量分析与机械测试结合在同一焊缝几何结构中进行，该方法比标准化的沉积焊缝测试提供了更面向应用的评估方式。这种方法有助于更好地理解氢在高强度和超高强度钢中的作用，并为评估工业焊接中的HACC风险提供了基础。未来的研究应包括低应变率测试、详细的断裂表面分析和微观结构表征，以更深入地了解与氢相关的损伤以及加载过程中扩散氢重新分布的影响。