F690超高強鋼的腐蝕疲勞裂紋擴展行為及其有限元模擬

馬穎涵，張 振,2，郭孟雨，趙 偉,2，張才毅，胡正飛，高 珊

(1.南京工程學院材料科學與工程學院，南京 211167；2.江蘇省先進結構材料與應用技術重點實驗室，南京 211167；3.寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900；4.同濟大學材料科學與工程學院，上海 201804)

0 引 言

隨著人類社會的快速進步與發(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，人們終將面對陸地資源枯竭的問題，因此蘊藏豐富資源且尚未被開發(fā)的海洋吸引了人們的關注。截至2015年,海洋石油的開采量已占石油總產量的39%[1]。海洋勘探設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具有優(yōu)異的綜合性能。目前，屈服強度達到690 MPa的海洋工程用超高強鋼逐漸投入使用[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產生裂紋擴展損傷，從而對設備的安全服役產生不利影響。因此，研究海洋工程用鋼的腐蝕疲勞裂紋擴展行為十分重要。目前，關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制擴展，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下，原奧氏體晶界處容易產生晶間微裂紋。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展機制隨峰值應力水平的升高而改變，只有在峰值應力接近或高于屈服點時，環(huán)境中的氫才會顯著影響材料的疲勞壽命。王恒等[10]研究發(fā)現(xiàn)，隨著應力比增大，E690高強鋼的腐蝕疲勞裂紋擴展速率增大，裂紋擴展門檻值降低。

目前，國內外有關F690超高強鋼在腐蝕環(huán)境中的腐蝕疲勞裂紋擴展行為的研究報道較少，尤其是應力比、頻率、應力幅對F690超高強鋼腐蝕疲勞裂紋擴展行為影響的研究報道更少。因此，作者以通過船級社認證的最高等級國產高強韌船板F690鋼為研究對象，采用直流電壓降方法測該鋼在模擬海水中的疲勞裂紋擴展速率，研究應力比和加載頻率對疲勞裂紋擴展行為的影響，并觀察疲勞斷口形貌；采用基于能量釋放率Paris法則的擴展有限元方法對腐蝕疲勞過程進行模擬，并與試驗結果進行對比。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為國內某鋼廠已實現(xiàn)量產的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。化學成分和力學性能分別如表1和表2所示。腐蝕疲勞裂紋擴展試樣為緊湊拉伸(CT)試樣，按照ASTM E647-12，在試驗鋼上加工出如圖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展，同時避免產生裂紋分支，在試樣兩側面開深度Bent為5%B的側槽，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鋼的化學成分(質量分數(shù))Table 1 Chemical composition of F690 steel (mass fraction) %

表2 F690鋼的力學性能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]在電液伺服應力腐蝕試驗機上進行腐蝕疲勞裂紋擴展試驗，腐蝕環(huán)境為模擬海水環(huán)境(質量分數(shù)3.5%NaCl溶液)，溫度為室溫(20 ℃)，加載波形為正弦波，采用恒定最大應力強度因子Kmax控制總應力來施加載荷；預制疲勞裂紋通過最大加載載荷(Kmax=25 MPa·m1/2)來實現(xiàn)，預制疲勞裂紋長度為0.5 mm，裂紋擴展長度a的起始值為11 mm；試驗過程中的應力比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，試驗步驟如表3所示，序號0指初始預制疲勞裂紋，然后依次進行9組不同頻率和應力比的裂紋擴展試驗。隨著試驗的進行，加載載荷逐漸降低，以保證裂紋尖端所受應力不變。通過試驗儀器直接在線監(jiān)測和記錄裂紋擴展長度，并在試驗結束后采用ZEISS MERLIN型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察裂紋萌生與擴展形貌。

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

2 試驗結果與討論

2.1 腐蝕疲勞裂紋擴展速率

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

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

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

由應力強度因子范圍ΔK的計算公式[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。

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

裂紋擴展速率與應力強度因子范圍的關系可用Paris公式進行描述，其表達式為

(3)

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

對式(3)兩邊取對數(shù)，得：

(4)

基于式(4)對腐蝕疲勞試驗數(shù)據(jù)進行擬合，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，隨著應力比增大，m增大，C減小；在較高頻率(0.30,0.60 Hz)下，二者隨應力比的變化規(guī)律并不顯著。

圖4 在f=0.15 Hz，Kmax=25 MPa·m1/2和不同應力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點關系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和不同應力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點關系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和不同應力比下F690鋼在模擬海水中的da/dN-ΔK散點關系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展方向。由圖7可以看出，斷口表面存在較多的腐蝕產物，且由于裂紋擴展初期的斷口表面接觸腐蝕介質的時間更長，因此該區(qū)域的腐蝕產物更多[14]。圖7中的位置a,b,c對應f=0.15 Hz，Kmax=25 MPa·m1/2的裂紋擴展區(qū)，位置d,e,f對應f=0.30 Hz，Kmax=20 MPa·m1/2的裂紋擴展區(qū)，位置g,h,i對應f=0.60 Hz，Kmax=15 MPa·m1/2的裂紋擴展區(qū)。由圖8可以看出：斷口性質為穿晶型斷口，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物覆蓋所致。當加載頻率為0.30 Hz時，二次裂紋清晰可見，且其長度和寬度均較大。但當加載頻率進一步增加至0.60 Hz時，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變速率和閉合速率，從而抑制了二次裂紋的萌生與擴展。

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 有限元模擬與試驗驗證

3.1 模擬參數(shù)設置

擴展有限元法采用不連續(xù)的加強形函數(shù)來解決間斷問題，使裂紋擴展的模擬問題更加簡單，模擬精度較相同網格下的常規(guī)有限元法更精確，計算效率顯著提高。采用擴展有限元法對F690鋼的腐蝕疲勞試驗步驟1、2、3進行模擬。疲勞裂紋的起裂和擴展遵循Paris公式，該定律將相對斷裂能釋放速率G與疲勞裂紋擴展速率相關聯(lián)。在低周期疲勞分析中，疲勞裂紋擴展起始準則用單元在其最大值和最小值之間加載時的相對斷裂能量釋放率ΔG來表示。疲勞裂紋擴展起始準則定義[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，且滿足以上判斷準則時，裂紋尖端單元開始發(fā)生斷裂失效，此時裂紋擴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)。

基于試驗數(shù)據(jù)，擬合得到的材料常數(shù)以及其他試驗參數(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其進行網格劃分，單元類型采用C3D8R軸對稱，網格精度為0.2 mm，如圖9所示。采用恒應力強度因子加載，應力比分別為0.1，0.2，0.3，根據(jù)試驗導出的載荷與時間數(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載荷相吻合。

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

3.3 模擬結果與試驗驗證

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

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

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

圖12 F690鋼腐蝕疲勞裂紋擴展長度模擬結果與試驗結果的對比Fig.12 Comparison of simulated corrosion fatigue crack growth length of F690 steel and test results

4 結 論

(1) 在模擬海水中，加載應力比和頻率的增加降低了F690鋼腐蝕疲勞裂紋門檻值，腐蝕疲勞裂紋擴展速率隨著應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展長度與試驗結果相吻合，相對誤差小于0.6%，說明采用基于能量釋放率Paris法則的擴展有限元方法能有效模擬和預測F690鋼的疲勞裂紋擴展行為。