研究概述

高強(qiáng)度鋼因其優(yōu)異的力學(xué)性能被廣泛應(yīng)用于海洋工程、橋梁建設(shè)和能源基礎(chǔ)設(shè)施等領(lǐng)域。然而，當(dāng)其暴露于海水等腐蝕性環(huán)境中并承受循環(huán)載荷時(shí)，極易發(fā)生腐蝕疲勞失效。腐蝕疲勞不僅會(huì)顯著降低材料的疲勞耐久性，還可能導(dǎo)致不可預(yù)測(cè)的災(zāi)難性破壞，嚴(yán)重威脅工程結(jié)構(gòu)的安全。因此，深入研究高強(qiáng)度鋼在腐蝕條件下的疲勞行為，對(duì)于優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和拓展其工程應(yīng)用具有重要意義。

針對(duì)現(xiàn)有研究多局限于單因素條件、缺乏對(duì)腐蝕與疲勞非線性耦合機(jī)制的統(tǒng)一描述、以及數(shù)值模擬中損傷演化方程未能系統(tǒng)性整合等問(wèn)題，江蘇海洋大學(xué)薛松領(lǐng)在npj Materials Degradation期刊（2025年第9卷）發(fā)表了題為"Fatigue failure analysis of high-strength steel in seawater corrosion environment"的研究論文。該研究通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試、機(jī)理分析和數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，系統(tǒng)地探討了應(yīng)力比、加載頻率和環(huán)境溫度對(duì)高強(qiáng)度鋼腐蝕疲勞壽命的影響，建立了腐蝕損傷與疲勞損傷的耦合模型，并利用Abaqus的UMAT和UMESHMOTION子程序?qū)崿F(xiàn)了耦合過(guò)程的數(shù)值模擬。

實(shí)驗(yàn)方法與核心發(fā)現(xiàn)

1. 實(shí)驗(yàn)材料與方法

研究采用高強(qiáng)度低合金鋼作為實(shí)驗(yàn)材料，其主要化學(xué)成分（除Fe外）包括：0.0091% Cu、0.030% V、0.15% C、1.00% Mn、0.0014% S、0.37% Mo、0.036% Al、1.45% Ni、0.20% Si、0.99% Cr和0.0058% P。材料的彈性模量為214 GPa，屈服強(qiáng)度為789 MPa，抗拉強(qiáng)度為945 MPa，極限應(yīng)變?yōu)?/span>16.92%。試樣尺寸如圖1所示，標(biāo)距段寬度為8 mm，長(zhǎng)度為50 mm，過(guò)渡圓弧半徑為R15 mm。

圖1 試樣尺寸與模型 (mm)

腐蝕疲勞實(shí)驗(yàn)在自主設(shè)計(jì)的腐蝕腔體中進(jìn)行，以連云港沿海地區(qū)海水作為腐蝕介質(zhì)，并施加正弦波形循環(huán)載荷。為保持介質(zhì)的腐蝕效能，每50000次循環(huán)更換一次海水。同時(shí)采用數(shù)字圖像相關(guān)（DIC）系統(tǒng)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)試樣，實(shí)現(xiàn)應(yīng)力分布和裂紋擴(kuò)展動(dòng)態(tài)過(guò)程的精確追蹤。實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示，由疲勞試驗(yàn)機(jī)、腐蝕箱和DIC采集系統(tǒng)組成。

圖2 腐蝕疲勞試驗(yàn)裝置

2. 應(yīng)力比對(duì)疲勞壽命的影響

為全面分析高強(qiáng)度鋼在不同應(yīng)力比條件下的腐蝕疲勞特性，研究者在加載頻率0.5 Hz下對(duì)6種不同應(yīng)力比（R = 0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5）進(jìn)行了系統(tǒng)測(cè)試，共完成了150個(gè)試樣的實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明：隨著應(yīng)力比R的增加，材料的疲勞壽命呈現(xiàn)顯著下降趨勢(shì)。在相同應(yīng)力水平下，當(dāng)R從0增加到0.5時(shí)，疲勞壽命明顯縮短。這一現(xiàn)象表明，較高的應(yīng)力比對(duì)材料的疲勞性能有負(fù)面影響。其原因在于：R的升高導(dǎo)致加載過(guò)程中材料所承受的最小應(yīng)力（即拉伸應(yīng)力的下限）增大，這促進(jìn)了裂紋的萌生并加速了裂紋的擴(kuò)展；此外，在高R條件下，局部塑性變形的累積更為明顯，進(jìn)一步加劇了疲勞壽命的降低。

圖3 0.5 Hz加載頻率下不同應(yīng)力比R的S-N曲線

3. 加載頻率對(duì)疲勞壽命的影響

為探究加載頻率對(duì)腐蝕疲勞性能的影響，研究者在恒定應(yīng)力比R = 0.3條件下，測(cè)試了0.1 Hz、0.5 Hz、1 Hz、10 Hz和30 Hz五種加載頻率下的疲勞壽命。結(jié)果如圖4所示，隨著加載頻率的增加，同一應(yīng)力水平下的疲勞壽命顯著提高。在低頻加載條件下（如0.1 Hz），材料有更多時(shí)間發(fā)生腐蝕反應(yīng)，導(dǎo)致腐蝕-疲勞耦合效應(yīng)更為顯著。相比之下，在30 Hz頻率下，應(yīng)力幅值為50 MPa時(shí)高強(qiáng)度鋼的疲勞壽命達(dá)到10?次循環(huán)，表明此條件下腐蝕對(duì)疲勞壽命的影響可忽略不計(jì)。當(dāng)加載頻率超過(guò)10 Hz時(shí)，腐蝕-疲勞耦合效應(yīng)的影響基本可以不予考慮。

圖4 不同加載頻率下的S-N曲線（R = 0.3）

4. 溫度對(duì)疲勞壽命的影響

為評(píng)估海水腐蝕環(huán)境中溫度的影響，研究者在腐蝕腔內(nèi)安裝了加熱器，在0.5 Hz加載頻率和R = 0.3應(yīng)力比條件下，開(kāi)展了10°C至80°C范圍內(nèi)的溫度控制實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明：隨著溫度升高，疲勞壽命顯著降低。具體而言，當(dāng)溫度從10°C升高到75°C時(shí)，相同應(yīng)力水平下的疲勞壽命迅速下降。這一現(xiàn)象主要?dú)w因于高溫環(huán)境下腐蝕反應(yīng)加速以及氧化層退化速率加快，進(jìn)而加劇了裂紋的萌生和擴(kuò)展過(guò)程。值得注意的是，當(dāng)溫度超過(guò)70°C后，S-N曲線的下降顯著變陡，凸顯了腐蝕疲勞行為對(duì)溫度的非線性依賴。有趣的是，當(dāng)溫度超過(guò)75°C后，觀察到疲勞壽命的部分恢復(fù)，這一異?，F(xiàn)象可能與75°C左右出現(xiàn)的腐蝕速率峰值有關(guān)，表明腐蝕與疲勞機(jī)制之間的相互作用發(fā)生了改變。

圖5 不同溫度下的S-N曲線（f = 0.5 Hz，R = 0.3）

5. 斷口特征分析

實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，將試樣進(jìn)行線切割并使用掃描電子顯微鏡（SEM）分析裂紋萌生與擴(kuò)展機(jī)制。斷口分析表明，各試樣的斷口表面特征具有一致性。圖6顯示了高強(qiáng)度鋼在腐蝕疲勞下的完整斷裂過(guò)程：初始階段，試樣表面隨機(jī)出現(xiàn)腐蝕坑，這些腐蝕坑雖表現(xiàn)出明顯的應(yīng)力集中，但尚未觀察到裂紋萌生；隨著腐蝕疲勞試驗(yàn)的進(jìn)行，腐蝕坑逐漸擴(kuò)大并部分重疊，導(dǎo)致材料累積損傷，最終形成裂紋；裂紋萌生后，裂紋處的應(yīng)力集中相較于材料其他區(qū)域顯著增強(qiáng)；在后續(xù)加載循環(huán)中，裂紋持續(xù)擴(kuò)展直至最終斷裂。

圖6 高強(qiáng)度鋼腐蝕疲勞斷裂全過(guò)程（3號(hào)試樣，從左到右分別為加載40萬(wàn)次、90萬(wàn)次、150萬(wàn)次、200萬(wàn)次）

圖7展示了斷口表面的微觀特征。SEM圖像顯示，高強(qiáng)度鋼的斷裂模式表現(xiàn)為穿晶斷裂與沿晶斷裂的混合特征，這主要?dú)w因于腐蝕引起的局部應(yīng)力集中以及晶粒結(jié)構(gòu)的內(nèi)在異質(zhì)性。在裂紋附近，晶粒取向各異，位錯(cuò)活動(dòng)和應(yīng)力集中在裂紋最為明顯。EBSD圖像進(jìn)一步揭示了裂紋附近晶粒取向的變化，裂紋萌生位點(diǎn)常伴有腐蝕產(chǎn)物的堆積和局部腐蝕痕跡。從宏觀角度看，斷口表面呈現(xiàn)出腐蝕產(chǎn)物沉積、疲勞條紋有序排列以及晶界分離跡象等多種特征，這些特征在SEM圖像中相互交織，共同構(gòu)成了復(fù)雜多面的斷裂形貌。

圖7 高強(qiáng)度鋼腐蝕疲勞下的斷口表面特征

6. 數(shù)值模擬與損傷演化

基于有限元數(shù)值分析結(jié)果，研究者獲得了開(kāi)裂前腐蝕損傷的分布模式（圖8）。盡管單個(gè)節(jié)點(diǎn)的腐蝕程度存在差異，但整體上呈現(xiàn)出統(tǒng)計(jì)規(guī)律性。由圖8(a)-(e)可見(jiàn)，試樣表面的腐蝕程度顯著高于側(cè)壁，這主要?dú)w因于前者暴露面積更大。值得注意的是，腐蝕缺陷并非以孤立的單個(gè)蝕坑形式出現(xiàn)，而是以相互連接、重疊的簇狀形式存在，形成復(fù)雜的腐蝕區(qū)域。這與傳統(tǒng)研究中將腐蝕缺陷簡(jiǎn)化為孤立蝕坑的處理方式有所不同。

圖8 基于5個(gè)隨機(jī)腐蝕模型的腐蝕損傷分布模式

為準(zhǔn)確模擬斷裂過(guò)程，研究者在UMAT子程序中引入了狀態(tài)變量控制方法。當(dāng)單元的損傷程度D超過(guò)0.9時(shí)，認(rèn)為該單元失效并從模型中移除，以模擬材料的斷裂和失效。需要注意的是，將臨界損傷閾值設(shè)置得更高（如D > 1）會(huì)導(dǎo)致不收斂問(wèn)題，無(wú)法獲得有意義的計(jì)算結(jié)果。圖9顯示了5個(gè)隨機(jī)腐蝕模型（a-e）的斷裂過(guò)程。盡管各模型的失效形貌和斷裂位置存在差異，但都遵循相似的腐蝕-疲勞耦合演化過(guò)程：腐蝕首先在試樣表面誘導(dǎo)缺陷形成，隨后在這些缺陷處發(fā)生裂紋萌生和逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)致斷裂。

圖9 5個(gè)腐蝕-疲勞模型的斷裂行為（圖8中的a-e）

圖10展示了腐蝕與疲勞損傷隨時(shí)間的累積貢獻(xiàn)。在腐蝕-疲勞過(guò)程的初始階段，腐蝕對(duì)材料造成的損傷顯著大于疲勞。具體而言，在加載壽命的前20%內(nèi)，5個(gè)模型的腐蝕誘導(dǎo)損傷分別為0.1、0.09、0.07、0.12和0.16，而同時(shí)期的疲勞損傷分別為0.02、0.04、0.01、0.06和0.1。隨著腐蝕-疲勞加載的持續(xù)進(jìn)行，腐蝕誘導(dǎo)損傷的速率逐漸減慢，而疲勞損傷的累積效應(yīng)則不斷增強(qiáng)。腐蝕損傷累積曲線與疲勞損傷累積曲線的交點(diǎn)標(biāo)志著從腐蝕坑向裂紋轉(zhuǎn)變的過(guò)渡點(diǎn)。在整個(gè)腐蝕-疲勞過(guò)程中，腐蝕雖然只占總損傷的相對(duì)較小部分，但疲勞損傷只有在加載循環(huán)超過(guò)疲勞壽命的一半后才成為主導(dǎo)因素。在高強(qiáng)度鋼的耦合腐蝕-疲勞過(guò)程中，裂紋萌生壽命占總壽命的50%以上，而裂紋擴(kuò)展壽命相對(duì)較短。

圖10 腐蝕和疲勞損傷隨時(shí)間的累積貢獻(xiàn)

7. 有限元模型與網(wǎng)格分析

在Abaqus軟件中建立了與實(shí)驗(yàn)試樣尺寸相同的有限元模型。基礎(chǔ)材料參數(shù)基于非腐蝕條件下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果確定，包括：彈性模量E = 210 GPa、泊松比v = 0.3、屈服強(qiáng)度σ? = 760 MPa，以及與材料本構(gòu)行為相關(guān)的系列參數(shù)。考慮海水環(huán)境的高腐蝕水平，腐蝕等級(jí)設(shè)置為L6，選取I?? = 0.25 m2/A作為表征腐蝕速率的關(guān)鍵參數(shù)。此外，通過(guò)設(shè)置ΔH = 20 kJ/mol來(lái)表征腐蝕反應(yīng)的熱效應(yīng)。

網(wǎng)格參數(shù)分析（圖11）表明，隨著網(wǎng)格尺寸的減小，有限元模型中的應(yīng)力奇異現(xiàn)象逐漸減弱。當(dāng)網(wǎng)格尺寸從8 mm減小到約2 mm時(shí)，應(yīng)力值變化顯著；而當(dāng)網(wǎng)格尺寸進(jìn)一步減小到1 mm和0.5 mm時(shí)，應(yīng)力變化較小并趨于穩(wěn)定。具體而言，2 mm網(wǎng)格尺寸下最大應(yīng)力為948 MPa，1 mm網(wǎng)格下為951 MPa，0.5 mm網(wǎng)格下為946 MPa。綜合考慮計(jì)算精度與資源效率，研究選取2 mm作為初始網(wǎng)格配置。無(wú)論網(wǎng)格尺寸如何，模型的肩部區(qū)域均觀察到顯著的應(yīng)力集中現(xiàn)象，且在最終斷裂位置尤為明顯。

圖11 網(wǎng)格參數(shù)分析與有限元模型

結(jié)論與工程啟示

該研究通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試、理論建模與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，系統(tǒng)地揭示了高強(qiáng)度鋼在海水腐蝕環(huán)境中的腐蝕疲勞行為及其損傷演化機(jī)制。主要結(jié)論包括：

（1）應(yīng)力比、加載頻率和環(huán)境溫度對(duì)腐蝕疲勞壽命具有顯著影響：較高的應(yīng)力比和溫度會(huì)顯著降低疲勞壽命，而較高的加載頻率可緩解腐蝕效應(yīng)。當(dāng)加載頻率超過(guò)10 Hz時(shí)，腐蝕-疲勞耦合效應(yīng)的影響可基本忽略。

（2）腐蝕對(duì)疲勞壽命的影響主要體現(xiàn)在加速裂紋萌生階段：雖然腐蝕對(duì)整體損傷累積的貢獻(xiàn)相對(duì)較小，但它顯著加速了裂紋萌生過(guò)程，裂紋萌生階段占總疲勞壽命的50%以上，而裂紋擴(kuò)展階段則不足50%。這一發(fā)現(xiàn)凸顯了Paris定律在預(yù)測(cè)裂紋擴(kuò)展行為方面的局限性。

（3）數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較好的一致性：基于UMAT和UMESHMOTION子程序開(kāi)發(fā)的腐蝕-疲勞耦合損傷模型能夠有效再現(xiàn)實(shí)驗(yàn)觀測(cè)的腐蝕損傷分布、裂紋萌生位置和斷裂過(guò)程。理論預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的平均誤差為11.26%，最大誤差為20.68%，最小誤差為3.96%。誤差來(lái)源主要包括：理論計(jì)算中的腐蝕環(huán)境與實(shí)際實(shí)驗(yàn)環(huán)境的差異、材料性能的內(nèi)在變異性以及經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷木窒扌浴?/span>

（4）該研究為海洋工程結(jié)構(gòu)中腐蝕疲勞壽命的預(yù)測(cè)和防護(hù)策略提供了科學(xué)依據(jù)。所建立的耦合損傷模型不僅推進(jìn)了對(duì)高強(qiáng)度鋼在海洋環(huán)境下腐蝕-疲勞失效機(jī)理的理解，也為工程結(jié)構(gòu)的服務(wù)壽命預(yù)測(cè)和安全評(píng)估提供了重要的理論工具和數(shù)值方法。未來(lái)的研究可進(jìn)一步考慮各向異性硬化的影響，并結(jié)合更多環(huán)境因素（如氯離子濃度、溶解氧含量等）以提高模型的普適性和預(yù)測(cè)精度。