馬穎涵，張 振,2，郭孟雨，趙 偉,2，張才毅，胡正飛，高 珊

(1.南京工程學(xué)院材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京 211167；2.江蘇省先進(jìn)結(jié)構(gòu)材料與應(yīng)用技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 211167；3.寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900；4.同濟(jì)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201804)

0 引 言

隨著人類社會(huì)的快速進(jìn)步與發(fā)展，石油、天然氣等不可再生資源的需求量與日俱增，但陸地資源是有限的，人們終將面對(duì)陸地資源枯竭的問題，因此蘊(yùn)藏豐富資源且尚未被開發(fā)的海洋吸引了人們的關(guān)注。截至2015年,海洋石油的開采量已占石油總產(chǎn)量的39%[1]。海洋勘探設(shè)備在海洋資源的開采中起到了重要的作用，因此海洋工程用鋼應(yīng)具有優(yōu)異的綜合性能。目前，屈服強(qiáng)度達(dá)到690 MPa的海洋工程用超高強(qiáng)鋼逐漸投入使用[2-3]，這也為海洋資源向深海和極地的開發(fā)提供了條件。

在復(fù)雜的海洋環(huán)境中，海洋工程用鋼在腐蝕環(huán)境和疲勞載荷共同作用下會(huì)產(chǎn)生裂紋擴(kuò)展損傷，從而對(duì)設(shè)備的安全服役產(chǎn)生不利影響。因此，研究海洋工程用鋼的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展行為十分重要。目前，關(guān)于海洋工程用材料的腐蝕疲勞行為已有一些研究。張振等[4]和王琪等[5]研究發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)690鋼在模擬海水中的靜態(tài)腐蝕形貌整體上呈現(xiàn)均勻腐蝕特征，而在空氣中的疲勞裂紋以條帶機(jī)制擴(kuò)展，斷裂方式為穿晶斷裂。MA等[6-7]研究發(fā)現(xiàn)：E690鋼在模擬海水中具有一定的應(yīng)力腐蝕開裂(SCC)敏感性，且在高陰極電位下具有較高的氫脆敏感性；在大角度晶界和馬氏體-奧氏體(M-A)與相鄰鐵素體之間的微電偶效應(yīng)下，原奧氏體晶界處容易產(chǎn)生晶間微裂紋。ZHAO等[8-9]研究發(fā)現(xiàn)，在模擬海水中，E690鋼腐蝕疲勞裂紋的萌生和擴(kuò)展機(jī)制隨峰值應(yīng)力水平的升高而改變，只有在峰值應(yīng)力接近或高于屈服點(diǎn)時(shí)，環(huán)境中的氫才會(huì)顯著影響材料的疲勞壽命。王恒等[10]研究發(fā)現(xiàn)，隨著應(yīng)力比增大，E690高強(qiáng)鋼的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率增大，裂紋擴(kuò)展門檻值降低。

目前，國內(nèi)外有關(guān)F690超高強(qiáng)鋼在腐蝕環(huán)境中的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展行為的研究報(bào)道較少，尤其是應(yīng)力比、頻率、應(yīng)力幅對(duì)F690超高強(qiáng)鋼腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展行為影響的研究報(bào)道更少。因此，作者以通過船級(jí)社認(rèn)證的最高等級(jí)國產(chǎn)高強(qiáng)韌船板F690鋼為研究對(duì)象，采用直流電壓降方法測該鋼在模擬海水中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率，研究應(yīng)力比和加載頻率對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展行為的影響，并觀察疲勞斷口形貌；采用基于能量釋放率Paris法則的擴(kuò)展有限元方法對(duì)腐蝕疲勞過程進(jìn)行模擬，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為國內(nèi)某鋼廠已實(shí)現(xiàn)量產(chǎn)的F690厚鋼板，其熱處理工藝：895 ℃×170 min水淬+650 ℃×240 min回火處理，出爐后水冷至室溫。F690鋼的顯微組織如圖1所示，組織為板條貝氏體?；瘜W(xué)成分和力學(xué)性能分別如表1和表2所示。腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展試樣為緊湊拉伸(CT)試樣，按照ASTM E647-12，在試驗(yàn)鋼上加工出如圖2所示的CT試樣，CT試樣的寬度W為25.4 mm，厚度B為12 mm。為了保證裂紋盡量沿垂直于加載的方向擴(kuò)展，同時(shí)避免產(chǎn)生裂紋分支，在試樣兩側(cè)面開深度Bent為5%B的側(cè)槽，有效厚度Beff定義為(B·Bent)1/2。

圖1 F690鋼的原始顯微組織Fig.1 Original microstructure of F690 steel

表1 F690鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 1 Chemical composition of F690 steel (mass fraction) %

表2 F690鋼的力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of F690 steel

圖2 緊湊拉伸試樣的形狀與尺寸Fig.2 Shape and dimension of compact tension specimen

按照GB/T 6398-2000，采用直流電壓降(DCPD)方法[11-12]在電液伺服應(yīng)力腐蝕試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，腐蝕環(huán)境為模擬海水環(huán)境(質(zhì)量分?jǐn)?shù)3.5%NaCl溶液)，溫度為室溫(20 ℃)，加載波形為正弦波，采用恒定最大應(yīng)力強(qiáng)度因子Kmax控制總應(yīng)力來施加載荷；預(yù)制疲勞裂紋通過最大加載載荷(Kmax=25 MPa·m1/2)來實(shí)現(xiàn)，預(yù)制疲勞裂紋長度為0.5 mm，裂紋擴(kuò)展長度a的起始值為11 mm；試驗(yàn)過程中的應(yīng)力比R為0.1,0.2,0.3，加載頻率f為0.15,0.30,0.60 Hz，Kmax為15,20,25 MPa·m1/2，試驗(yàn)步驟如表3所示，序號(hào)0指初始預(yù)制疲勞裂紋，然后依次進(jìn)行9組不同頻率和應(yīng)力比的裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)。隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，加載載荷逐漸降低，以保證裂紋尖端所受應(yīng)力不變。通過試驗(yàn)儀器直接在線監(jiān)測和記錄裂紋擴(kuò)展長度，并在試驗(yàn)結(jié)束后采用ZEISS MERLIN型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察裂紋萌生與擴(kuò)展形貌。

表3 F690鋼腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)步驟及參數(shù)Table 3 Corrosion fatigue crack growth experiment steps and parameters of F690 steel

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率

由圖3可以看出：裂紋在形成階段的擴(kuò)展速率較為緩慢，當(dāng)裂紋形成一段時(shí)間后其擴(kuò)展速率達(dá)到穩(wěn)定。將裂紋擴(kuò)展長度-時(shí)間(t)曲線波動(dòng)范圍較大的部分舍去后，根據(jù)疲勞裂紋擴(kuò)展速率da/dt，再由頻率與時(shí)間的關(guān)系(f=1/t)，即可得到裂紋擴(kuò)展速率da/dN。由表4可以看出，隨著應(yīng)力比或頻率的增加，腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率降低。因此，可以通過改變應(yīng)力比和頻率來減小F690鋼在海水中的疲勞裂紋擴(kuò)展速率，從而提高其使用壽命[13]。在腐蝕環(huán)境中裂紋擴(kuò)展速率受腐蝕介質(zhì)的影響較大,頻率越低，裂紋尖端與腐蝕介質(zhì)接觸的時(shí)間越長，腐蝕作用越明顯，因此裂紋擴(kuò)展速率越大。

圖3 F690鋼在模擬海水中的裂紋擴(kuò)展長度-時(shí)間曲線Fig.3 Crack growth length-time curve of F690 steel in simulated seawater

表4 不同試驗(yàn)條件下F690鋼在模擬海水中的裂紋擴(kuò)展速率Table 4 Crack growth rate of F690 steel in simulated seawater under different test conditions mm·周次-1

由應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔK的計(jì)算公式[14]:

(0.886+4.64α-13.32α2+14.72α3-5.6α4)

(1)

(2)

式中：ΔP為施加載荷的范圍，kN。

不同試驗(yàn)參數(shù)下F690鋼在模擬海水中的裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍的散點(diǎn)關(guān)系如圖4圖6所示。由圖4圖6可以看出，應(yīng)力比越大、頻率越高，da/dN曲線越向低ΔK方向移動(dòng)，這是由于應(yīng)力比和頻率可以顯著影響腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值。應(yīng)力比越大、頻率越高，由近門檻值區(qū)進(jìn)入裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)域的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍越小。

裂紋擴(kuò)展速率與應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍的關(guān)系可用Paris公式進(jìn)行描述，其表達(dá)式為

(3)

式中：C和m均為材料常數(shù)，受溫度、介質(zhì)、應(yīng)力比、加載頻率等因素的影響。

對(duì)式(3)兩邊取對(duì)數(shù)，得：

(4)

基于式(4)對(duì)腐蝕疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到材料常數(shù)C和m如表5所示。由表5可以看出：在較低加載頻率(0.15 Hz)下，隨著應(yīng)力比增大，m增大，C減?。辉谳^高頻率(0.30,0.60 Hz)下，二者隨應(yīng)力比的變化規(guī)律并不顯著。

圖4 在f=0.15 Hz，Kmax=25 MPa·m1/2和不同應(yīng)力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點(diǎn)關(guān)系Fig.4 da/dN-ΔK scatter relation of F690 steel in similated seawater under f=0.15 Hz，Kmax=25 MPa·m1/2 and different stress ratios

圖5 在f=0.30 Hz，Kmax=20 MPa·m1/2和不同應(yīng)力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點(diǎn)關(guān)系Fig.5 da/dN-ΔK scatter relation of F690 steel in similated seawater under f=0.30 Hz，Kmax=20 MPa·m1/2 and different stress ratios

圖6 在f=0.60 Hz，Kmax=15 MPa·m1/2和不同應(yīng)力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點(diǎn)關(guān)系Fig.6 da/dN-ΔK scatter relation of F690 steel in similated seawater under f=0.60 Hz，Kmax=15 MPa·m1/2 and different stress ratios

表5 擬合得到不同試驗(yàn)條件下的材料常數(shù)Table 5 Material constants under different test conditions obtained by fitting

2.2 腐蝕疲勞斷口形貌

圖7為F690鋼腐蝕疲勞斷口整體形貌，圖中箭頭表示裂紋擴(kuò)展方向。由圖7可以看出，斷口表面存在較多的腐蝕產(chǎn)物，且由于裂紋擴(kuò)展初期的斷口表面接觸腐蝕介質(zhì)的時(shí)間更長，因此該區(qū)域的腐蝕產(chǎn)物更多[14]。圖7中的位置a,b,c對(duì)應(yīng)f=0.15 Hz，Kmax=25 MPa·m1/2的裂紋擴(kuò)展區(qū)，位置d,e,f對(duì)應(yīng)f=0.30 Hz，Kmax=20 MPa·m1/2的裂紋擴(kuò)展區(qū)，位置g,h,i對(duì)應(yīng)f=0.60 Hz，Kmax=15 MPa·m1/2的裂紋擴(kuò)展區(qū)。由圖8可以看出：斷口性質(zhì)為穿晶型斷口，表面存在疲勞輝紋和二次裂紋。在較低加載頻率(0.15 Hz)下，疲勞輝紋和二次裂紋并不顯著，推測是由疲勞輝紋和二次裂紋被大量腐蝕產(chǎn)物覆蓋所致。當(dāng)加載頻率為0.30 Hz時(shí)，二次裂紋清晰可見，且其長度和寬度均較大。但當(dāng)加載頻率進(jìn)一步增加至0.60 Hz時(shí)，二次裂紋寬度明顯變小，這是由于頻率增大加快了裂紋尖端的應(yīng)變速率和閉合速率，從而抑制了二次裂紋的萌生與擴(kuò)展。

圖7 F690鋼腐蝕疲勞斷口整體形貌Fig.7 Overall morphology of corrosion fatigue fracture of F690 steel

圖8 F690鋼腐蝕疲勞斷口中不同位置(如圖7所示)的微觀形貌Fig.8 Micromorphology of different positions (shown in Fig.7) on corrosion fatigue fracture of F690 steel: (a) position a; (b) position b;(c) position c; (d) position d; (e) position e; (f) position f; (g) position g; (h) position h and (i) position i

3 有限元模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 模擬參數(shù)設(shè)置

擴(kuò)展有限元法采用不連續(xù)的加強(qiáng)形函數(shù)來解決間斷問題，使裂紋擴(kuò)展的模擬問題更加簡單，模擬精度較相同網(wǎng)格下的常規(guī)有限元法更精確，計(jì)算效率顯著提高。采用擴(kuò)展有限元法對(duì)F690鋼的腐蝕疲勞試驗(yàn)步驟1、2、3進(jìn)行模擬。疲勞裂紋的起裂和擴(kuò)展遵循Paris公式，該定律將相對(duì)斷裂能釋放速率G與疲勞裂紋擴(kuò)展速率相關(guān)聯(lián)。在低周期疲勞分析中，疲勞裂紋擴(kuò)展起始準(zhǔn)則用單元在其最大值和最小值之間加載時(shí)的相對(duì)斷裂能量釋放率ΔG來表示。疲勞裂紋擴(kuò)展起始準(zhǔn)則定義[15]為

f=N/(c1ΔGc2)≥1.0

(5)

式中：c1和c2為材料常數(shù)；N為疲勞循環(huán)次數(shù)。

當(dāng)單元加載過程中的最大斷裂能量釋放率超過門檻值，且滿足以上判斷準(zhǔn)則時(shí)，裂紋尖端單元開始發(fā)生斷裂失效，此時(shí)裂紋擴(kuò)展速率可由下式表示：

da/dN=c3ΔGc4

(6)

式中：c3和c4均為材料常數(shù)。

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合得到的材料常數(shù)以及其他試驗(yàn)參數(shù)如表6所示，其中GIC是I型裂紋的臨界能量釋放率。

表6 有限元模擬用材料參數(shù)Table 6 Material parameters for finite element simulation

3.2 有限元模型的建立

在CT試樣兩端圓孔內(nèi)施加約束和循環(huán)載荷[16]，采用ABAQUS軟件建立CT試樣的幾何模型并對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，單元類型采用C3D8R軸對(duì)稱，網(wǎng)格精度為0.2 mm，如圖9所示。采用恒應(yīng)力強(qiáng)度因子加載，應(yīng)力比分別為0.1，0.2，0.3，根據(jù)試驗(yàn)導(dǎo)出的載荷與時(shí)間數(shù)據(jù)，采用三角波載荷來近似模擬正弦波載荷，如圖10所示，可知模擬載荷與試驗(yàn)載荷相吻合。

圖9 CT試樣有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.9 Mesh generation of finite element model of CT sample

3.3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證

由圖11可知，隨著加載時(shí)間延長，預(yù)制裂紋尖端達(dá)到起裂條件后開始擴(kuò)展，擴(kuò)展裂紋類型為I型裂紋，裂紋尖端應(yīng)力最大，且由中心向周圍逐漸降低，由應(yīng)力分布趨勢得到的塑性區(qū)形狀與理論計(jì)算的大致相同[17]。

圖10 試驗(yàn)與模擬載荷的對(duì)比Fig.10 Comparison of loading between test (a) and simulation (b)

根據(jù)不同加載時(shí)間下發(fā)生失效開裂網(wǎng)格單元的長度計(jì)算得到裂紋擴(kuò)展長度，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，由圖12可以看出，采用有限元模擬得到腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展長度與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對(duì)誤差小于0.6%，說明采用基于能量釋放率Paris法則的擴(kuò)展有限元方法可以有效模擬和預(yù)測F690高強(qiáng)鋼在海洋環(huán)境中的疲勞裂紋擴(kuò)展行為。

圖12 F690鋼腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展長度模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig.12 Comparison of simulated corrosion fatigue crack growth length of F690 steel and test results

4 結(jié) 論

(1) 在模擬海水中，加載應(yīng)力比和頻率的增加降低了F690鋼腐蝕疲勞裂紋門檻值，腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率隨著應(yīng)力比或頻率的增大而減小。腐蝕疲勞斷裂形式為穿晶斷裂，斷口表面存在疲勞輝紋和二次裂紋，且隨著頻率增加，二次裂紋寬度變小，說明二次裂紋的萌生擴(kuò)展受到抑制。

(2) 采用有限元模擬得到F690鋼在模擬海水中的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展長度與試驗(yàn)結(jié)果相吻合，相對(duì)誤差小于0.6%，說明采用基于能量釋放率Paris法則的擴(kuò)展有限元方法能有效模擬和預(yù)測F690鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展行為。