陳超核，楊躍富，李 平，焦甲龍

（華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣州 510641）

0 引 言

海洋腐蝕不僅會(huì)帶來極大的經(jīng)濟(jì)損失，而且也嚴(yán)重威脅著海洋結(jié)構(gòu)的服役安全。即使在建造中對海洋結(jié)構(gòu)物做了一定的防腐處理，但隨著服役年限的增加，海洋結(jié)構(gòu)物仍然會(huì)表現(xiàn)出不同程度的腐蝕損傷。此外，服役中的各類海洋結(jié)構(gòu)物，在受到“腐蝕損傷”的同時(shí)，還將遭受因環(huán)境載荷/疲勞載荷而產(chǎn)生的“疲勞損傷”，即發(fā)生所謂的“腐蝕疲勞”現(xiàn)象[3]。腐蝕疲勞是海洋結(jié)構(gòu)在服役過程中面臨的主要挑戰(zhàn)，也是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞及失效的最主要因素。因此，全面和準(zhǔn)確評估海洋結(jié)構(gòu)物的腐蝕及腐蝕疲勞一直是海洋工程領(lǐng)域的重要課題。

本文按照圖1所示的邏輯框架，從海洋結(jié)構(gòu)物的腐蝕損傷研究、腐蝕疲勞理論研究及試驗(yàn)研究三個(gè)方面出發(fā)，對國內(nèi)外的相關(guān)研究現(xiàn)狀進(jìn)行梳理和分析，并在此基礎(chǔ)上指出現(xiàn)有研究還存在的不足和仍需要進(jìn)行深入研究的方向。

圖1 海洋結(jié)構(gòu)物腐蝕損傷及腐蝕疲勞研究框架圖Fig.1 Study framework of corrosion damage and corrosion fatigue for marine structures

1 海洋結(jié)構(gòu)物材料的腐蝕損傷研究

海水作為一種成分復(fù)雜的天然電解質(zhì)，其溫度、鹽度、溶解氧濃度、酸堿度等都是影響材料蝕損的重要因素，并且各因素間具有很強(qiáng)的相關(guān)性[1]。此外，海流速度、浪花飛濺、陽光照射等環(huán)境條件也是材料蝕損的重要影響因素[1]。不同海域的海洋環(huán)境具有不同的腐蝕性[4-6]，而同一海域的海洋環(huán)境在深度方向上又可分為5個(gè)帶區(qū)，且不同帶區(qū)的海洋環(huán)境也具有不同的腐蝕性[2]。

1.1 結(jié)構(gòu)材料的“外腐蝕損傷”研究現(xiàn)狀

外腐蝕損傷是指由腐蝕環(huán)境對結(jié)構(gòu)材料外表造成的損傷。根據(jù)腐蝕形貌，可以分為均勻腐蝕和局部腐蝕兩大類，前者主要表現(xiàn)為板厚腐蝕損耗，后者多表現(xiàn)為蝕坑的出現(xiàn)。

1.1.1 材料均勻腐蝕均勻腐蝕假定材料腐蝕面各處具有相同的腐蝕率，用平均板厚腐蝕損耗或平均腐蝕速率表征。

黃桂橋[4]對碳鋼材料開展了長周期的實(shí)海掛片腐蝕研究，某碳鋼在青島、舟山、廈門、湛江、榆林全浸區(qū)的板厚腐蝕損耗模型如圖2所示。近年來，研究人員相繼開展了碳鋼在大氣區(qū)、飛濺區(qū)及潮差區(qū)的實(shí)海域試驗(yàn)[2，7-8]。圖3 為AH36、Q345、Q235 三種鋼在西沙飛濺區(qū)的板厚腐蝕損耗模型，圖4 則展示了AH36鋼在西沙不同腐蝕帶區(qū)的板厚腐蝕損耗情況?？梢钥闯?，海洋結(jié)構(gòu)物材料的均勻腐蝕行為具有很強(qiáng)的“材料-環(huán)境”依賴性。在同一腐蝕帶區(qū)或海域內(nèi)，不同鋼種表現(xiàn)出不同的腐蝕速率。而同一鋼種在不同腐蝕帶區(qū)或不同海域內(nèi)表現(xiàn)出的腐蝕速率也有差別。

圖2 碳鋼在不同海域的腐蝕[4]Fig.2 Corrosion of carbon steel in different sea areas[4]

圖3 三種鋼在西沙飛濺區(qū)的腐蝕[7]Fig.3 Corrosion of three steels in Xisha splash zone[7]

圖4 AH36鋼在西沙不同帶區(qū)的腐蝕[8]Fig.4 Corrosion of AH36 steel in different zones of Xisha[8]

實(shí)驗(yàn)室中的腐蝕試驗(yàn)也是進(jìn)行材料腐蝕研究的重要手段。文獻(xiàn)[9-11，61]在相應(yīng)的加速腐蝕環(huán)境中開展了幾種海洋結(jié)構(gòu)常用鋼在鹽霧、干濕交替、全浸等不同腐蝕條件下的室內(nèi)腐蝕試驗(yàn)，其中用于開展鹽霧腐蝕試驗(yàn)的裝置如圖5所示。楊碩[22]設(shè)計(jì)了一個(gè)能開展材料試件在載荷（軸向拉/壓載荷）與腐蝕環(huán)境（3.5%NaCl 溶液）耦合下腐蝕速率檢測的三電極體系裝置，如圖6 所示。通過該裝置可以獲得材料在不同載荷作用下腐蝕速率的變化情況，用以評估應(yīng)力/載荷對材料腐蝕速率的影響。然而，室內(nèi)腐蝕試驗(yàn)也還存在一些不足之處。例如，室內(nèi)模擬腐蝕環(huán)境往往過于單一或僅僅是幾個(gè)單一因素的簡單組合，與實(shí)際海洋環(huán)境相比還有較大差距。此外，室內(nèi)模擬出高倍率的加速腐蝕試驗(yàn)還比較困難，故圖6所示的三電極體系中只有縮小工作電極的面積才能獲得滿意的測試結(jié)果。

圖5 鹽霧腐蝕試驗(yàn)裝置[61]Fig.5 Test equipment for salt spray corrosion[61]

圖6 載荷-環(huán)境耦合腐蝕試驗(yàn)裝置[22]Fig.6 Test equipment for load-environment coupling[22]

近年來，基于多物理場的腐蝕仿真分析也得到了發(fā)展和應(yīng)用，通過數(shù)值仿真方法可以實(shí)現(xiàn)材料在載荷-環(huán)境迭代耦合下腐蝕情況的研究。文獻(xiàn)[23-24]采用多物理場仿真軟件Comsol對碳鋼材料在全浸條件下的腐蝕速率進(jìn)行了仿真分析。然而，數(shù)值仿真方法在材料的宏觀腐蝕研究方面還面臨如下困難：（1）腐蝕環(huán)境影響因素眾多而且具有時(shí)變性，而仿真分析的邊界條件（極化曲線）對各腐蝕環(huán)境因素高度敏感，導(dǎo)致仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在誤差；（2）在材料腐蝕仿真過程中主要考慮材料的電化學(xué)腐蝕（基于電化學(xué)腐蝕動(dòng)力學(xué)原理），而諸如物理化學(xué)腐蝕、微生物腐蝕等其他腐蝕動(dòng)力因子則難以考慮。

此外，通過對在役海洋結(jié)構(gòu)進(jìn)行腐蝕檢測也是獲取腐蝕數(shù)據(jù)的一個(gè)重要手段。Paik 等[12-13]依據(jù)109條時(shí)役散貨船的23類12446個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)的實(shí)測數(shù)據(jù)，擬合得到一階線性模型（Paik）：

式中，d(t)為在t時(shí)刻板厚的平均腐蝕量，t為腐蝕時(shí)間，C1為待定系數(shù)，τc為防腐系統(tǒng)的壽命。

Garbatov 等[14]以油船和散貨船結(jié)構(gòu)的腐蝕實(shí)測數(shù)據(jù)為依據(jù)提出了一個(gè)指數(shù)形式的腐蝕模型（Exponential）：

式中，dp∞為腐蝕極限厚度，τt為過渡時(shí)間。

秦圣平等[15]基于Weibull函數(shù)提出了適用于結(jié)構(gòu)時(shí)變可靠性分析的腐蝕模型（Weibull）：

式中，μ、β為待定系數(shù)，可通過最小二乘法擬合獲得。

文獻(xiàn)[16]對上述三個(gè)模型的相關(guān)系數(shù)和卡方擬合度進(jìn)行了分析，指出Weibull 模型具有較好的擬合效果，Exponential模型次之，Paik模型最差。但是，在應(yīng)用中還需要對Weibull模型進(jìn)行完善和修正。這是因?yàn)榘搴窀g極限值是Weibull模型的一個(gè)重要參數(shù)，而在諸多文獻(xiàn)中該值的選取都具有很大的主觀性；服役中的海洋結(jié)構(gòu)通常貫穿多個(gè)海洋腐蝕帶區(qū)，需要依據(jù)各帶區(qū)的腐蝕特性對Weibull 模型進(jìn)行修正。

1.1.2 材料局部腐蝕

隨機(jī)區(qū)域內(nèi)的局部材料損失（腐蝕）是點(diǎn)蝕引起的局部損傷模式。點(diǎn)蝕具有隨機(jī)性強(qiáng)、危害性高的特點(diǎn)，蝕坑的存在改變了材料受載后的應(yīng)力分布，并容易導(dǎo)致應(yīng)力集中、裂紋成核及萌生。

文獻(xiàn)[5]的試驗(yàn)結(jié)果表明，A3鋼在榆林、廈門、青島站全浸區(qū)暴露8年后其平均蝕坑深度/最大蝕坑深度分別為1.40/4.12 mm、1.25/3.08 mm、1.14/2.25 mm。文獻(xiàn)[6]對A3、16Mn、09CuPTiRe 和10CrCuSiV鋼在榆林站全浸區(qū)暴露16年后的局部腐蝕數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。結(jié)果表明，16Mn和10CrCuSiV 鋼的局部腐蝕最為嚴(yán)重，并發(fā)生了腐蝕穿孔現(xiàn)象，且局部腐蝕速度是均勻腐蝕速度的幾倍至十幾倍。

在材料局部腐蝕（點(diǎn)蝕）模型方面，當(dāng)前開展的研究較少，尚無成熟的點(diǎn)蝕模型。Paik 等[12]認(rèn)為Paik模型的擬合數(shù)據(jù)已包含了點(diǎn)蝕數(shù)據(jù)，因此Paik模型可用來描述材料的點(diǎn)蝕。Melchers[17]研究了低碳鋼在全浸區(qū)的蝕坑深度，基于“概率現(xiàn)象學(xué)模型”提出了最大坑深概率模型，并采用雙概率模型來描述最大坑深。

黃小光等[18]從能量轉(zhuǎn)換的角度出發(fā)，分析了金屬材料的點(diǎn)蝕演化模型和形貌，并獲得了點(diǎn)蝕體積與腐蝕時(shí)間之間的關(guān)系式：

式中：V(t)為在t時(shí)刻材料的點(diǎn)蝕體積，t為腐蝕時(shí)間，M為材料的摩爾質(zhì)量，IP0為點(diǎn)蝕坑腐蝕電流系數(shù)，n為釋放電子數(shù)，F(xiàn)為法拉第常數(shù)，ρ為材料密度，ΔH為單位體積活化能變化量，R為氣體常數(shù)，T為絕對溫度。

王燕舞等[19]基于Weibull 函數(shù)給出了一個(gè)描述最大點(diǎn)蝕深度與腐蝕時(shí)間關(guān)系的模型：

式中：d(t)為t時(shí)刻的最大點(diǎn)蝕深度，dm為點(diǎn)蝕深度的上限值，α、m分別為尺度參數(shù)和形狀參數(shù)。但是該模型的外插精度還有待提高。

此外，文獻(xiàn)[20]以a 類圓錐型蝕坑為研究對象，建立了一個(gè)考慮蝕坑深徑比的時(shí)變點(diǎn)蝕模型。但由于蝕坑形態(tài)參數(shù)難以測量，該模型的具體函數(shù)形式、參數(shù)等還需要更多的實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行修改和完善?？傊壳瓣P(guān)于局部腐蝕（以點(diǎn)蝕為代表）的研究還不成熟，所形成的點(diǎn)蝕模型多以蝕坑深度或體積作為單一指標(biāo)，并未考慮蝕坑形狀因素的影響。

1.2 結(jié)構(gòu)材料的“內(nèi)腐蝕損傷”研究現(xiàn)狀

材料的內(nèi)腐蝕損傷是指由腐蝕引起的材料力學(xué)性能退化,它會(huì)顯著降低結(jié)構(gòu)的承載能力及抗疲勞性能。掌握蝕損材料的力學(xué)性能是對在役海洋結(jié)構(gòu)進(jìn)行安全評估和剩余壽命預(yù)報(bào)的重要前提。

馮大帥[9]對中性鹽霧腐蝕后的Q345B鋼試件開展了力學(xué)性能測試工作，研究了屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度的退化情況，結(jié)果如圖7 所示。劉陶然[21]以不同濃度的酸、堿溶液作為腐蝕介質(zhì)，對Q235 鋼試件進(jìn)行了類似的試驗(yàn)研究。結(jié)果表明，隨著腐蝕程度的增加，試件的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、延伸率等性能指標(biāo)都呈下降趨勢。Wang 等[25]的研究表明蝕坑會(huì)使得延性裂紋的萌生時(shí)間提前至軟化階段，從而導(dǎo)致試件的極限延伸率急劇下降。Sheng 等[26]的研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)蝕坑的存在嚴(yán)重地改變了材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線，且材料的延性也大大降低，發(fā)生脆性斷裂。其他關(guān)于蝕損材料力學(xué)性能退化的研究可以參見文獻(xiàn)[27-30]。

圖7 中性鹽霧加速腐蝕環(huán)境下Q345B鋼相關(guān)指標(biāo)變化圖[9]Fig.7 Mechanical properties of corroded Q345B steel in neutral salt spray environment[9]

從本質(zhì)上看，蝕損材料除了表面形貌改變以外，表層一定厚度范圍內(nèi)的相組成分也會(huì)發(fā)生改變，自外向內(nèi)一般會(huì)形成腐蝕產(chǎn)物堆積層（CPL）、擴(kuò)散腐蝕層（DCL）、未腐蝕基體三種不同形態(tài)，如圖8所示。在擴(kuò)散腐蝕層中材料呈半腐蝕狀態(tài)，且從材料表面往內(nèi)隨腐蝕程度減弱其強(qiáng)度逐漸增加，這樣平緩變化的損傷區(qū)域會(huì)將表面的腐蝕缺陷（微蝕坑、微裂紋等）牢固地連接在未腐蝕的材料基體上。由于這一層“特殊材料”的存在，在一定程度上削減了材料原有的力學(xué)性能。

圖8 腐蝕后材料截面示意圖Fig.8 Section sketch of corroded material

2 海洋結(jié)構(gòu)物腐蝕疲勞的理論方法研究

工程結(jié)構(gòu)在疲勞載荷和腐蝕環(huán)境聯(lián)合作用下因開裂或斷裂而失效的現(xiàn)象，稱為“腐蝕疲勞”[3,31]。在腐蝕疲勞過程中，“腐蝕損傷”與“疲勞損傷”的作用是相互促進(jìn)而不是簡單疊加[3，31]。海洋結(jié)構(gòu)物的腐蝕疲勞問題是金屬材料腐蝕疲勞問題的典型代表。本章從金屬材料的腐蝕疲勞機(jī)理及其壽命預(yù)測理論方法這兩個(gè)方面，對與海洋結(jié)構(gòu)物有關(guān)的腐蝕疲勞理論研究進(jìn)展進(jìn)行簡要綜述。

2.1 腐蝕疲勞機(jī)理研究現(xiàn)狀

從腐蝕疲勞的進(jìn)程來看，可從點(diǎn)蝕形成及裂紋萌生、裂紋擴(kuò)展兩個(gè)階段對其機(jī)理進(jìn)行研究。

2.1.1 點(diǎn)蝕形成及裂紋萌生機(jī)理

隨著疲勞損傷累積金屬表面會(huì)產(chǎn)生滑移帶并導(dǎo)致表面電化學(xué)性不均勻，在腐蝕環(huán)境中電化學(xué)不均勻部位會(huì)發(fā)生溶解形成點(diǎn)蝕坑。蝕坑形態(tài)不斷演化，達(dá)到某臨界狀態(tài)時(shí)蝕坑即轉(zhuǎn)化為裂紋[32]。

對于大多數(shù)金屬材料來說，點(diǎn)蝕形成是誘導(dǎo)裂紋萌生的最主要因素。迄今，關(guān)于點(diǎn)蝕向裂紋轉(zhuǎn)變的判斷準(zhǔn)則主要有以下兩種：

（1）Kondo[33]基于點(diǎn)蝕演化與腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展之間的競爭機(jī)制提出了應(yīng)力強(qiáng)度因子準(zhǔn)則：

式中：ΔK為點(diǎn)蝕坑根部的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍，隨著點(diǎn)蝕坑的演化不斷增加；ΔKth為材料的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展門檻值，通常為常數(shù)。

（2）黃小光等[32]基于點(diǎn)蝕演化過程中的能量原理提出了能量準(zhǔn)則：

式中，Δφ為點(diǎn)蝕演化過程中的熱力學(xué)勢能變化量，ΔU為點(diǎn)蝕坑演化至臨界尺寸所需的能量。

關(guān)于腐蝕疲勞裂紋萌生機(jī)理的解釋目前存在著多種觀點(diǎn)[34-35]：（1）蝕坑應(yīng)力集中理論，該理論適用于大多數(shù)金屬材料，但不適用于點(diǎn)蝕不敏感的易鈍化金屬材料；（2）滑移帶優(yōu)先溶解理論，該理論可作為點(diǎn)蝕不敏感材料裂紋萌生機(jī)理的合理解釋；（3）保護(hù)膜破裂理論，該理論具有一定的通用性；（4）吸附理論，該理論適用于富氫環(huán)境中腐蝕疲勞機(jī)理的研究。

2.1.2 腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展機(jī)理

腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展機(jī)理，主要包括氧化膜破裂-陽極溶解、氫致開裂以及二者的混合機(jī)制[36-37]。文獻(xiàn)[38]給出了幾種可能促進(jìn)腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展的原因：（1）裂尖新鮮的金屬表面反復(fù)形成；（2）裂尖的純化膜反復(fù)破裂；（3）腐蝕產(chǎn)物的吸附影響裂紋塑性區(qū)，從而增加裂紋擴(kuò)展速率；（4）裂尖金屬的陽極溶解；（5）腐蝕產(chǎn)物的向外轉(zhuǎn)移和向裂尖的輸送；（6）裂尖腐蝕產(chǎn)物堆積帶來的影響。文獻(xiàn)[39]的研究表明：陽極溶解和氫脆對海洋結(jié)構(gòu)鋼的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展均有貢獻(xiàn)，但二者的貢獻(xiàn)率視具體的材料和腐蝕環(huán)境而定。總之，腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展機(jī)理具有強(qiáng)烈的“材料-環(huán)境”組合依賴性，目前尚無一種普適性機(jī)理可以解釋金屬材料的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展行為。

2.2 腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法研究現(xiàn)狀

對金屬材料或結(jié)構(gòu)的腐蝕疲勞壽命進(jìn)行分析和預(yù)測涉及到力學(xué)、電化學(xué)等跨學(xué)科理論基礎(chǔ)?，F(xiàn)有的腐蝕疲勞壽命預(yù)測理論模型和方法主要基于斷裂力學(xué)理論和損傷力學(xué)理論進(jìn)行演化和推導(dǎo)。然而，目前的理論模型和方法中還存在著大量的簡化和假設(shè)。隨著大數(shù)據(jù)技術(shù)的應(yīng)用和推廣，基于數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的壽命預(yù)測方法迎來了發(fā)展，該方法基于有限的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行反演，無需涉及腐蝕疲勞機(jī)理。

2.2.1 基于斷裂力學(xué)的腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法

腐蝕疲勞裂紋的萌生壽命主要基于腐蝕動(dòng)力學(xué)理論的蝕坑生長模型進(jìn)行研究。此外，蝕坑向裂紋的轉(zhuǎn)化主要采用應(yīng)力強(qiáng)度因子準(zhǔn)則進(jìn)行判定，并把蝕坑向裂紋轉(zhuǎn)化之前的壽命假定為裂紋的萌生壽命，從而將斷裂力學(xué)理論與腐蝕動(dòng)力學(xué)理論進(jìn)行結(jié)合。

Harlow 等[40]將腐蝕疲勞分為以下三個(gè)階段（見表1）：蝕坑形成至表面裂紋萌生、表面裂紋擴(kuò)展至貫穿裂紋、貫穿裂紋擴(kuò)展至失效。假設(shè)蝕坑以恒定速率生長且始終保持半球形，基于腐蝕動(dòng)力學(xué)理論得到第一階段的壽命值tth：

表1 基于斷裂力學(xué)的各腐蝕疲勞壽命預(yù)測模型總結(jié)Tab.1 Summary of the corrosion fatigue life prediction models based on the fracture mechanics

式中，蝕坑向裂紋轉(zhuǎn)化的臨界深度尺寸ath可由關(guān)系式ath∝ΔKth獲得。后兩個(gè)階段的壽命則基于廣義Paris公式進(jìn)行預(yù)測，見表1。

Sriraman 等[41]在Harlow 等的研究基礎(chǔ)上考慮了疲勞載荷/應(yīng)力對第一階段壽命的影響，在計(jì)算中引入應(yīng)力影響系數(shù)C：

該方法提高了裂紋萌生壽命的預(yù)測精度，但系數(shù)C的取值與應(yīng)力幅密切相關(guān)且依賴于試驗(yàn)確定。

Li 等[42]把碳鋼材料的腐蝕疲勞總壽命N定義為點(diǎn)蝕裂紋成核壽命Ni、小裂紋擴(kuò)展壽命Ns和長裂紋擴(kuò)展壽命Nl的總和：

式中，各階段壽命的預(yù)測模型見表1。

Mao 等[43]定義了蝕坑的形狀參數(shù)λ=c/a，其中，a為蝕坑的垂直半軸長度（蝕坑深度），c為蝕坑水平半軸長度。在Sriraman等的研究基礎(chǔ)上，建立了新的裂紋萌生壽命預(yù)測模型：

上述研究中以臨界蝕坑深度ath出現(xiàn)的時(shí)間tth為劃分，把腐蝕疲勞總壽命分為裂紋萌生和裂紋擴(kuò)展兩部分。Goswami 等[44]將腐蝕疲勞總壽命劃分為蝕坑萌生、蝕坑生長、蝕坑向裂紋轉(zhuǎn)變、小裂紋擴(kuò)展、小裂紋向長裂紋轉(zhuǎn)變、長裂紋擴(kuò)展和斷裂等七個(gè)階段，見圖9。

圖9 腐蝕疲勞總壽命階段劃分[44]Fig.9 Division of corrosion fatigue life[44]

根據(jù)上述劃分，Shi等[45]基于單點(diǎn)腐蝕損傷假設(shè)，結(jié)合斷裂力學(xué)與概率統(tǒng)計(jì)方法，提出了由蝕坑萌生、蝕坑生長、小裂紋和長裂紋擴(kuò)展這四部分組成的壽命預(yù)測模型，見表1。Wang 等[46]將裂紋萌生壽命分為蝕坑萌生壽命和裂紋從蝕坑萌生的壽命兩部分，并給出了相應(yīng)的預(yù)測模型，見表1。該模型進(jìn)一步提高了裂紋萌生壽命的預(yù)測精度，但模型的變量增多且通用性不強(qiáng)。

通過以上各預(yù)測模型可以看出，應(yīng)力強(qiáng)度因子門檻值ΔKth是一個(gè)非常關(guān)鍵的參數(shù)，它是劃分裂紋萌生壽命和擴(kuò)展壽命節(jié)點(diǎn)的重要依據(jù)。但是，在腐蝕環(huán)境下ΔKth具有強(qiáng)烈的“材料-環(huán)境-載荷”依賴性，其取值只能通過試驗(yàn)來確定。此外，在使用廣義Paris公式進(jìn)行腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展壽命分析時(shí)，腐蝕環(huán)境對裂紋擴(kuò)展速率的影響只能通過模型參數(shù)C和m來加以修正。然而，如何量化腐蝕環(huán)境對疲勞損傷的加速性以及二者間的協(xié)同關(guān)系仍然是尚未解決的難題。

2.2.2 基于損傷力學(xué)的腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法

應(yīng)用斷裂力學(xué)還難以對腐蝕與疲勞之間的協(xié)同關(guān)系進(jìn)行量化描述，而基于損傷力學(xué)的腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法則能在一定程度上量化腐蝕與疲勞之間的關(guān)系。

Zhang 等[47]從材料疲勞極限的角度出發(fā)，考慮腐蝕對材料性能劣化的影響，建立了材料疲勞極限與表面粗糙度和腐蝕時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)系，提出了考慮腐蝕影響的多軸疲勞損傷演化模型：

式中，疲勞極限σf=f(Ra,t,MC)依據(jù)材料的腐蝕時(shí)間t、表面粗糙Ra和相應(yīng)的模型參數(shù)MC確定。

妙遠(yuǎn)洋等[48]用孔隙率來表征材料的腐蝕損傷程度，建立了孔隙率P-楊氏模量E-損傷變量D之間的關(guān)系式（見式（13）），并將其引入材料本構(gòu)方程中，從而在疲勞損傷演化模型中計(jì)入材料腐蝕損傷的耦合影響。

張昉等[49]依據(jù)光滑鋼筋的材料性能試驗(yàn)和疲勞試驗(yàn)對單軸彈性損傷演化模型（見式（14））的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定，然后開展了蝕坑鋼筋在不同蝕坑形狀、不同應(yīng)力比下的疲勞試驗(yàn)，并基于參數(shù)標(biāo)定后的模型對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了數(shù)值模擬驗(yàn)證。

式中，D為彈性損傷變量，N為載荷循環(huán)次數(shù)，σa和σm分別為應(yīng)力幅和平均應(yīng)力，α、β、M0、b均為材料參數(shù)。

類似地，Cui 等[50]基于腐蝕動(dòng)力學(xué)方程確定了蝕坑的演化模型，并采用簡化的單軸彈性及塑性損傷演化模型（見式（15））研究了蝕坑鋼筋考慮彈塑性影響的高周疲勞損傷。

式中，De為彈性損傷變量，Dp為塑性損傷變量，N為載荷循環(huán)次數(shù)，ε0為最大彈性應(yīng)變，Δε為累積塑性應(yīng)變。

腐蝕環(huán)境下材料各項(xiàng)力學(xué)性能都會(huì)出現(xiàn)一定程度的退化。恰當(dāng)?shù)膿p傷變量可以把腐蝕與疲勞進(jìn)行有機(jī)結(jié)合，通過損傷變量的演化來表征腐蝕環(huán)境與疲勞載荷之間的耦合作用。然而，當(dāng)前的損傷演化模型計(jì)算量大，且包含較多材料參數(shù)需要根據(jù)試驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定，導(dǎo)致該理論方法在實(shí)際應(yīng)用中（尤其是針對在役海洋結(jié)構(gòu)物的壽命預(yù)測）難以推廣。

2.2.3 基于數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法

腐蝕疲勞壽命的因素眾多且相互影響，多維影響因素與疲勞壽命之間的非線性關(guān)系難以用上述方法描述?；跀?shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)（機(jī)器學(xué)習(xí)）的預(yù)測方法不依賴于腐蝕疲勞的具體作用機(jī)理，通過大量數(shù)據(jù)整合就可以生成相應(yīng)的預(yù)測模型，為腐蝕疲勞壽命預(yù)測帶來了新的思路和方法。

Cavanaugh 等[51]以腐蝕溶液的pH 值、溫度、Cl-濃度以及材料朝向、腐蝕時(shí)間作為人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型（ANN）的輸入條件對鋁合金材料的最大蝕坑深度和直徑進(jìn)行了預(yù)測。Co 等[52]采用隨機(jī)森林（RF）和邏輯回歸（LR）兩種方法，分別以材料的宏觀和微觀腐蝕參數(shù)作為輸入變量，預(yù)測了腐蝕參數(shù)與裂紋萌生的相關(guān)度。Pidaparti[53]以腐蝕環(huán)境的電化學(xué)參數(shù)、材料蝕損及剩余強(qiáng)度、初始及失效裂紋尺寸、疲勞載荷條件等為變量，基于小波圖像處理、元胞自動(dòng)機(jī)、人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)等模型預(yù)測了結(jié)構(gòu)的腐蝕疲勞壽命、損傷度及完整性。Yang 等[54]基于全連接神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型（FCNN）和長短期記憶網(wǎng)絡(luò)模型（LSTM）提出了一種適用于多軸疲勞壽命預(yù)測的新方法（其預(yù)測方法的流程見圖10），該模型解決了傳統(tǒng)預(yù)測模型受限于特定材料和載荷條件的問題，并且獲得良好的預(yù)測效果。

圖10 多軸疲勞壽命預(yù)測新方法[54]Fig.10 Lifetime prediction method for multi-axial fatigue[54]

盡管上述預(yù)測模型已具有較強(qiáng)的數(shù)據(jù)泛化能力和預(yù)測功能，但只有構(gòu)建基于“物理融合-數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)”的預(yù)測模型才能把樣本數(shù)據(jù)與腐蝕疲勞的力學(xué)物理規(guī)律進(jìn)行結(jié)合，從而對腐蝕疲勞壽命做出更準(zhǔn)確的預(yù)測。文獻(xiàn)[55-58]在這方面已做了一些研究工作，由于現(xiàn)階段的研究還比較有限，其在腐蝕疲勞領(lǐng)域的應(yīng)用效果暫時(shí)還無法做出客觀評價(jià)。但該方法作為一種新興的壽命預(yù)測方法，具有廣闊的發(fā)展和應(yīng)用前景。

3 海洋結(jié)構(gòu)物腐蝕疲勞的試驗(yàn)研究

開展腐蝕疲勞試驗(yàn)可為理論方法模型的驗(yàn)證提供必要的數(shù)據(jù)支撐。根據(jù)疲勞載荷與腐蝕環(huán)境的耦合程度，當(dāng)前的腐蝕疲勞試驗(yàn)可分為兩種：載荷環(huán)境交互試驗(yàn)和載荷環(huán)境耦合試驗(yàn)。本章主要對與海洋結(jié)構(gòu)物及其材料有關(guān)的腐蝕疲勞試驗(yàn)研究現(xiàn)狀進(jìn)行綜述。

3.1 疲勞載荷-腐蝕環(huán)境交互試驗(yàn)研究現(xiàn)狀

疲勞載荷-腐蝕環(huán)境交互試驗(yàn)是根據(jù)一定的循環(huán)周期，對結(jié)構(gòu)或材料開展腐蝕與疲勞的交互/循環(huán)試驗(yàn)，也稱為“預(yù)腐蝕疲勞試驗(yàn)”。

張譽(yù)等[59]對經(jīng)受不同“浸泡-晾置”次數(shù)的Q345 角鋼開展了“疲勞-腐蝕”交互試驗(yàn)。結(jié)果表明，“浸泡-晾置”次數(shù)越多，角鋼的腐蝕越明顯，同時(shí)其疲勞性能退化也越多。郭宏超等[60]對Q690高強(qiáng)鋼試件進(jìn)行為期60d、100d 的腐蝕后再對其進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，研究了不同腐蝕程度對Q690 高強(qiáng)鋼疲勞性能的影響。以上研究中的試驗(yàn)對象都是“材料試件”級別，僅適用于探究腐蝕對材料疲勞性能及破壞機(jī)制的影響，但尚不足以反映諸如海洋結(jié)構(gòu)物這類大型結(jié)構(gòu)件在腐蝕環(huán)境下的疲勞性能。為此，張釗[61]以海洋工程結(jié)構(gòu)中常用的T 型管節(jié)點(diǎn)為對象，首先在鹽霧箱內(nèi)對其進(jìn)行不同周期的鹽霧腐蝕，然后在室溫大氣環(huán)境下對其開展了疲勞試驗(yàn)（見圖11）。其他關(guān)于載荷-腐蝕交互試驗(yàn)的研究可見文獻(xiàn)[9，62-63]。

圖11 T型管節(jié)點(diǎn)預(yù)腐蝕疲勞試驗(yàn)[61]Fig.11 Pre-corrosion fatigue test of T tube joint[61]

雖然該方法將“腐蝕環(huán)境”與“疲勞載荷”進(jìn)行了人為分離，但也有以下優(yōu)勢：（1）“腐蝕”與“疲勞”分開進(jìn)行，降低了對試驗(yàn)設(shè)備及技術(shù)的要求；（2）腐蝕環(huán)境下鋼結(jié)構(gòu)疲勞裂紋的觀察和檢測非常困難。將“腐蝕”與“疲勞”分開后，疲勞階段不在腐蝕環(huán)境下進(jìn)行，大大降低了裂紋的檢測難度；（3）實(shí)施起來相對經(jīng)濟(jì)、方便、可行，且通過安全系數(shù)的設(shè)定在一定程度上也具有實(shí)用性。

3.2 疲勞載荷-腐蝕環(huán)境耦合試驗(yàn)研究現(xiàn)狀

疲勞載荷-腐蝕環(huán)境耦合試驗(yàn)是指在試驗(yàn)過程中結(jié)構(gòu)或材料試件受到疲勞載荷與環(huán)境腐蝕的共同作用。目前較為常用的方法是在結(jié)構(gòu)或材料試件的外部增加“環(huán)境盒/箱”，在“環(huán)境盒/箱”中模擬諸如鹽霧、海水等不同類型的腐蝕環(huán)境，從而在試驗(yàn)中實(shí)現(xiàn)腐蝕環(huán)境與疲勞載荷的耦合，典型的“環(huán)境小盒”腐蝕疲勞試驗(yàn)裝置示意圖如圖12 所示。此類腐蝕疲勞試驗(yàn)的對象多為“材料試件”（如標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣、三點(diǎn)彎曲試樣等），疲勞壽命和裂紋的監(jiān)/檢測方法也比較成熟，研究內(nèi)容多集中于腐蝕環(huán)境參數(shù)（酸堿度、鹽度、溫濕度等）、疲勞載荷加載方式（載荷比、頻率、波形等）對試件疲勞壽命、裂紋擴(kuò)展速率及破壞機(jī)理的影響方面。

圖12 典型的“環(huán)境小盒”腐蝕疲勞試驗(yàn)裝置示意圖Fig.12 Typical corrosion fatigue test equipment with the small environment box

劉冬等[64]采用外加“環(huán)境小盒”的形式開展了三點(diǎn)彎曲試樣在人工海水與疲勞載荷耦合作用下的腐蝕疲勞試驗(yàn)，研究了不同疲勞加載方式（應(yīng)力比、頻率）及不同腐蝕環(huán)境條件（溫度、流速）對試件疲勞裂紋擴(kuò)展的影響。楊曉陽等[65]用Q420B鋼制作了帶貫穿裂紋的CT（緊湊拉伸）試樣，并與腐蝕箱、框架式疲勞加載裝置組合成“鹽霧環(huán)境-疲勞載荷”耦合試驗(yàn)系統(tǒng)（見圖13），研究了噴霧方式、pH 值、應(yīng)力比對CT 試樣裂紋擴(kuò)展速率的影響。張紅飛等[66]開展了7050厚板鋁合金材料在3.5%NaCl溶液和油箱積水兩種環(huán)境下的腐蝕疲勞實(shí)驗(yàn)，分析了不同應(yīng)力集中系數(shù)、不同腐蝕環(huán)境對疲勞性能的影響。王黎明[67]用AH32鋼制作拉伸試件，設(shè)計(jì)了如圖12（a）所示的腐蝕疲勞試驗(yàn)裝置，對拉伸試件分別進(jìn)行了預(yù)腐蝕疲勞試驗(yàn)和腐蝕疲勞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)腐蝕疲勞的破壞效果遠(yuǎn)大于預(yù)腐蝕疲勞。王恒[68]針對E690 鋼制成的MT（中心拉伸）試樣，分別在空氣中和3.5%NaCl 溶液中對其進(jìn)行了不同應(yīng)力比下的裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[69]利用戶外濕熱海洋大氣環(huán)境作為腐蝕環(huán)境，搭配疲勞試驗(yàn)機(jī)組建了海洋大氣環(huán)境-拉/壓/彎載荷耦合試驗(yàn)平臺(tái)（見圖14）。雖然該試驗(yàn)平臺(tái)主要用于開展材料試件層面的腐蝕疲勞試驗(yàn)，但也為腐蝕疲勞試驗(yàn)領(lǐng)域提供了應(yīng)用范例和思路。文獻(xiàn)[70-71]也報(bào)道了關(guān)于海洋結(jié)構(gòu)物材料及其標(biāo)準(zhǔn)試件的腐蝕疲勞試驗(yàn)研究。

圖13 “鹽霧環(huán)境-疲勞載荷”耦合試驗(yàn)系統(tǒng)[65]Fig.13 Coupling test system of salt spray environment and fatigue load[65]

圖14 海洋大氣環(huán)境-拉/壓/彎載荷耦合試驗(yàn)平臺(tái)[69]Fig.14 Coupling test platform of oceanic atmospheric environment and tensile/compression/bending load[69]

上述研究中的“疲勞載荷-腐蝕環(huán)境耦合試驗(yàn)”都是在材料或小型標(biāo)準(zhǔn)試件尺度開展。然而，開展全尺度或大尺度結(jié)構(gòu)件層面的腐蝕疲勞試驗(yàn)?zāi)壳斑€鮮有報(bào)道。為此，陳超核等[72]開發(fā)了一個(gè)適用于開展海洋工程結(jié)構(gòu)大尺度模型腐蝕疲勞試驗(yàn)的系統(tǒng)（見圖15）。該試驗(yàn)系統(tǒng)可提供濕度、溫度、光照、鹽霧、流速、海水含氧量以及酸堿度等環(huán)境條件。配合疲勞載荷加載單元實(shí)現(xiàn)海洋腐蝕環(huán)境與疲勞載荷的實(shí)時(shí)耦合。該試驗(yàn)系統(tǒng)突破了長期以來僅僅依靠“環(huán)境小盒”開展“材料試件”腐蝕疲勞試驗(yàn)的限制。但是，在試驗(yàn)中仍然面臨著以下困難：（1）鋼結(jié)構(gòu)件在濃霧環(huán)境、海水環(huán)境等惡劣試驗(yàn)環(huán)境下應(yīng)力應(yīng)變、疲勞裂紋萌生及擴(kuò)展的監(jiān)測/檢測非常困難；（2）大尺度結(jié)構(gòu)件的重量及腐蝕陽極區(qū)面積較大，其腐蝕速率/損傷的在位測量難度較大；（3）尚無有效方法用于評價(jià)腐蝕損傷當(dāng)量與疲勞損傷當(dāng)量之間的協(xié)調(diào)性以及與實(shí)海情況進(jìn)行對標(biāo)。

圖15 大尺度模型腐蝕疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖和實(shí)物圖[72]Fig.15 Sketch and picture of corrosion fatigue test system for large scale model[72]

4 總結(jié)與展望

當(dāng)前，關(guān)于腐蝕損傷的研究已由“外腐蝕損傷”向“內(nèi)腐蝕損傷”拓展，且已形成了基于多帶區(qū)實(shí)海腐蝕試驗(yàn)、多因素室內(nèi)加速腐蝕試驗(yàn)以及腐蝕數(shù)值仿真分析的研究方法。此外，一些腐蝕疲勞壽命預(yù)測的理論模型及方法相繼被提出和應(yīng)用，基于材料試件的載荷-環(huán)境耦合/交互試驗(yàn)方法也得到了廣泛應(yīng)用。但現(xiàn)有各腐蝕模型大多是以時(shí)間為單一變量的模型，還未形成計(jì)入環(huán)境要素的多變量腐蝕模型，各腐蝕研究方法還存在不足。關(guān)于腐蝕疲勞壽命預(yù)測的理論模型還存在著大量的假設(shè)和簡化，模型參數(shù)也較為復(fù)雜、不便推廣應(yīng)用，且無法量化腐蝕環(huán)境對疲勞損傷的加速性及二者間的協(xié)同關(guān)系。此外，當(dāng)前基于機(jī)器學(xué)習(xí)的腐蝕疲勞壽命預(yù)測方法還未能從本質(zhì)上解決腐蝕與疲勞二者間的科學(xué)問題。在腐蝕疲勞試驗(yàn)方面，將試驗(yàn)對象從“材料試件”提升至“結(jié)構(gòu)件”的研究還非常少。

總之，上述研究的發(fā)展方向及建議可包括以下方面：

（1）進(jìn)一步發(fā)展面向復(fù)雜海洋環(huán)境和基于載荷-環(huán)境耦合的材料腐蝕損傷試驗(yàn)和數(shù)值仿真方法，提出更加合理和完善的多指標(biāo)體系腐蝕損傷模型。提高室內(nèi)腐蝕環(huán)境的模擬性和加速性，突破大型結(jié)構(gòu)件腐蝕速率在位測量的難題。

（2）在結(jié)構(gòu)腐蝕疲勞壽命預(yù)測及評估方法中引入材料蝕損及劣化的動(dòng)態(tài)因子，建立相應(yīng)的動(dòng)態(tài)評估機(jī)制（例如構(gòu)建基于裂紋擴(kuò)展失效評估圖的動(dòng)態(tài)評估方法）。量化腐蝕與疲勞二者間的協(xié)同/耦合關(guān)系，建立更加符合實(shí)際情況和易于推廣使用的預(yù)測及評估方法。

（3）將力學(xué)基本物理規(guī)律引入機(jī)器學(xué)習(xí)，進(jìn)一步構(gòu)建基于“物理融合-數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)”的腐蝕疲勞壽命預(yù)測模型及方法；

（4）發(fā)展針對大尺度結(jié)構(gòu)件的“載荷-環(huán)境耦合試驗(yàn)”，研究惡劣試驗(yàn)環(huán)境下鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變、疲勞裂紋萌生及擴(kuò)展的表征和測試方法。