彈性應力下304L 不銹鋼點蝕行為的 有限元模擬研究

李嘉棟，林冰，張世貴，王瑩瑩，朱元強，聶臻，唐鋆磊

（1.西南石油大學 化學化工學院，成都 610500；2.中國航發航空科技股份有限公司， 成都 610500；3.中國石油集團科學技術研究院有限公司，北京 100083）

304L 不銹鋼因具有良好的耐蝕性、延展性、可制造性，使其成為許多行業的理想合金選擇[1]。304L不銹鋼的耐均勻腐蝕能力良好，應力條件下均勻腐蝕的影響也較小，但在應力條件下不銹鋼耐局部腐蝕的能力較差，容易產生點蝕[2]。然而，在工業實際中304L不銹鋼大多都是在彈性拉應力下服役的，而且彈性拉應力下304L 不銹鋼點蝕行為的研究相對較少[3]。所以，探索彈性拉應力對304L 不銹鋼點蝕行為的影響，具有很大的研究意義。例如，T. Suter 等[4]研究了彈性拉應力對304L 不銹鋼在NaCl 溶液中點蝕行為的影響。Shimpei Tokuda 等[5]研究了彈性拉應力對304L不銹鋼在MgCl2溶液中點蝕形成的影響。

ANSYS 是一種可以進行靜態、動態結構分析且具有多種類型綜合分析能力的多功能有限元計算機程序[6]。而且，有限元方法的思想是將有限個節點相互聯系而形成的單元來代替復雜的對象，然后通過網格劃分的方式對單元形狀中復雜的內部結構問題加以綜合求解[7-8]。ANSYS 應用廣泛，可以進行應力狀態下材料腐蝕失效行為的研究分析[9]，也可以進行二維或三維模型的建立與應用，比如：點蝕發展的模型以及點蝕至SCC 發展過程的模型[10-11]。所以，利用有限元方法對彈性拉應力下304L 不銹鋼點蝕行為進行模擬研究具有可行性。例如，Shu Guo 等[12]采用有限元模擬研究了彈性拉應力對304L 不銹鋼點蝕底部應力集中效果的影響。Haitao Wang 等[13]同樣采用有限元方法，模擬研究了彈性拉應力作用下304L 不銹鋼點蝕底部應力集中對點蝕生長的影響。此外，304L不銹鋼在管道方面也有廣泛的應用[14-15]，管道在復雜環境中發生局部腐蝕的同時也會受到多種外力的共同作用，從而使管道的安全性能下降[16]。因此，有限元的分析方法也常用于研究管道的應力分布和判斷最大等效應力是否會使管道失效。

大多數學者所做的研究主要集中在腐蝕環境中應力對不銹鋼點蝕行為的影響，但對應力條件下不銹鋼點蝕坑內應力分布對點蝕生長行為影響的研究卻相對較少。在眾多研究應力條件下不銹鋼點蝕行為的方法中，有限元分析具有表征點蝕坑內應力微觀特征的獨特能力。而且與其他方法相比，有限元模擬的可視化界面可以清晰地顯示應力條件下，不銹鋼點蝕坑的應力分布情況，為研究不銹鋼點蝕在彈性應力下的生長機理提供了有效的分析方法。本文通過ANSYS有限元軟件建立了具有點蝕缺陷的304L 不銹鋼薄板和管道模型。采用四點彎曲的應力加載方式，研究了彈性拉應力下304L 不銹鋼薄板模型上點蝕坑的幾何形狀，對最大等效應力變化規律的影響以及彈性拉應力變化對點蝕坑形貌的影響。另外，采用軸向拉伸的應力加載方式，研究了彈性拉應力下304L 不銹鋼管道模型上，點蝕坑類型和尺寸變化對應力分布和最大等效應力的影響。

1 實驗方法

1.1 材料與腐蝕實驗

實驗室采用304L 不銹鋼作為腐蝕實驗的樣品，樣品的成分組成和力學性能如表1 和表2 所示。樣品采用激光切割獲得，尺寸為300 mm×50 mm×1.4 mm。腐蝕實驗包括彈性拉應力條件下的浸泡實驗和電化學實驗，其中電化學實驗采用動電位極化測試，腐蝕溶液為3.5%NaCl 溶液，實驗溫度為20 ℃，彈性拉應力采用四點彎曲的應力加載方式。腐蝕實驗后對樣品表面的局部腐蝕形貌進行觀察，用于總結在彈性拉應力作用下304L 不銹鋼表面產生不同形狀的點蝕坑。基于實驗結果，對304L 不銹鋼產生的點蝕坑進行理想化建模并進行有限元模擬研究。

表1 304L 不銹鋼化學成分 Tab.1 Chemical composition of 304L stainless steel wt.%

表2 304L 鋼的基本力學性能要求（20 ℃）[3,17] Tab.2 Basic mechanical property requirements of 304L steel (20 ℃)[3,17]

圖1 展示了腐蝕實驗應力加載方式的示意圖。撓 度在文中是指304L 不銹鋼長板在受到四點彎曲應力載荷時，304L 不銹鋼長板正中間位置處上升凸起的位移量。通過控制撓度（0、0.7、2.0、2.7、3.4 mm）加載不同的拉應力（0、34、96、130、163 MPa）。最大應力分布于兩個內支點之間，該區域應力處處相同、均勻分布。從內支點到外支點，試樣所受應力呈線性下降。兩內支點間的最大彈性應力見公式（1）[17]，彈性應力與屈服應力之間的關系見公式（2）。

式中：A 為內外支點間的距離，mm；E 為材料的彈性模量，MPa；t 為試樣厚度，mm；y 為試樣最大撓度，mm；H 為兩外支點間的距離，mm；Y 為屈服程度，%；σ0.2為材料屈服極限，MPa。

通過計算可得，內支點區域內的應力分別為0 MPa（0%σ0.2）、34 MPa（16.64%σ0.2）、96 MPa（46.84%σ0.2）、130 MPa（63.24%σ0.2）、163 MPa（79.64%σ0.2），均在彈性應變范圍內。

圖1 四點彎曲應力實驗示意圖 Fig.1 Schematic diagram of four point bending stress experiment

1.2 點蝕坑的幾何模型

點蝕坑的形成過程極其復雜，形貌多樣且不規則，而304L 不銹鋼的初始點蝕坑尺寸大小通常在數微米到數百微米范圍內[18]。本文通過浸泡實驗獲得了304L 不銹鋼在無外加應力時點蝕萌發階段的幾種典型形貌，如圖2 所示，分別類似半球體、圓錐體和圓柱體。對于304L 不銹鋼，在亞穩態點蝕坑的發展階段，點蝕坑擴展生長形成半球體點蝕坑，許多文獻理想化為半球形模型[19]，也有文獻發現為圓錐體形狀的，如果發生次生蝕孔，還可能在外觀上呈現圓柱體[20]。現場獲得的很多宏觀腐蝕形貌也表明，它們很可能是起源于上述3 種典型的點蝕坑初期形貌，如圖3 所示。

圖2 實驗中獲得的幾種典型點蝕萌發階段的形貌 Fig.2 Morphology of several typical pitting germination stages obtained in the experiment: a) hemisphere pitting, b) cone pitting, c) cylinder pitting

圖3 可能起源于幾種典型點蝕形狀的宏觀腐蝕形貌 Fig.3 Macroscopic corrosion morphology may be originated from several typical pitting shapes: a) originated from hemisphere or cone (Halfaya Oilfield tubing), b) originated from cylinder (Northwest Oilfield gathering pipeline)

因此，本文將實驗中觀察到的304L 不銹鋼點蝕坑的幾何形狀理想化為半球體、圓錐體、圓柱體，用于有限元建模，其三維模型如圖4 所示。304L 不銹鋼薄板的點蝕坑模型尺寸根據點蝕生長的早期階段進行設計，穩態點蝕由亞穩態點蝕發展而來，根據1.1 節中所述四點彎曲腐蝕實驗中304L 不銹鋼薄板 上產生的三種類型的點蝕尺寸和文獻中的結果[21]，設計了微米級點蝕坑模型，各模型尺寸如表3 所示。不銹鋼管道通常應用于實際腐蝕環境中，考慮到腐蝕時間的擴展屬性，在不銹鋼管上設計了生長到毫米級的半球體和圓錐體點蝕坑模型，各模型尺寸如表4 所示。

圖4 不同形狀點蝕坑的理想化三維模型 Fig.4 Idealized 3D model of pitting pits with different shapes: a) hemisphere, b) cone, c) cylinder

表3 四點彎曲腐蝕實驗中304L 不銹鋼薄板的理想化點蝕坑模型參數 Tab.3 Parameters of idealized pitting pit model for 304L stainless steel sheet in four point bending corrosion test

表4 304L 不銹鋼管道的理想化點蝕坑尺寸參數 Tab.4 Idealized pitting size parameters of 304L stainless steel pipeline

1.3 薄板和管道的幾何模型及相關參數

四點彎曲腐蝕實驗中使用的304L 不銹鋼試樣尺寸參數如表5 所示，用于薄板模型建模。管道模型的尺寸參數來源于某LNG 接收站的BOG 增壓機入口管線[22]。由于管道的分析只選取腐蝕管道的某一小段，所以根據圣維南原理[23]，為了消除邊界效應，設計管道的長度為管道外徑的2～4 倍，本文取1000 mm，如表6 所示。建立的304L 不銹鋼薄板與管道有限元模型如圖5 所示。

表6 BOG 增壓機入口管線管道尺寸參數 Tab.6 Size parameters of inlet pipeline of BOG booster mm

圖5 304L 不銹鋼有限元模型 Fig.5 Finite element model of 304L stainless steel: a) thin plate model, b) pipeline model

1.4 應力加載模型

304L 不銹鋼薄板應力加載模型的參數與實驗一致。管道及管件由于設計誤差或者安裝誤差，可能產生軸向應力，根據GB 50253—2014《輸油管道工程設計規范》，管道結構所用的許用拉應力不應超過其最低屈服強度的60%。因此，本文對304L 不銹鋼薄板和管道施加的彈性拉應力的數值參數如表7 所示，三維加載模型如圖6 所示。

表7 對304L 不銹鋼薄板和管道施加彈性拉應力的數值參數 Tab.7 Numerical parameters of elastic tensile stress on 304L stainless steel sheet and pipe MPa

圖6 304L 不銹鋼薄板四點彎曲應力加載模型和管道應力加載模型 Fig.6 Four point bending stress loading model (a) and pipe stress loading model (b) of 304L stainless steel sheet

2 結果與討論

2.1 304L 不銹鋼薄板模型上的點蝕坑模型分析

304L 不銹鋼薄板模型上半球體、圓錐體、圓柱體點蝕坑的應力分布如圖7—9 所示。表8 列出了不同彈性拉應力和點蝕坑幾何形狀條件下模擬計算得出的最大等效應力。304L 不銹鋼薄板模型上半球體點蝕坑的應力分布如圖7 所示。在不同彈性拉應力作用下，由于應力集中而產生的最大等效應力主要出現在半球體點蝕坑的底部和垂直于拉伸應力方向的肩部，這與應力腐蝕開裂中半球體點蝕坑模型的應力分析結果一致[24]。圖7 中半球體點蝕坑內應力分布變化結合表8 中相應的最大等效應力，結果表明，隨著彈性拉應力的增加，應力集中程度逐漸增大，導致半球體點蝕坑內的最大等效應力逐漸增加。當不銹鋼薄板模型外加34 MPa（圖7a）或96 MPa（圖7b）的彈性拉應力時，半球體點蝕坑內的最大等效應力仍處于彈性應力范圍內，應力對點蝕坑的形狀變化沒有直接影響。但當不銹鋼薄板模型外加130 MPa（圖7c）或163 MPa（圖7d）的彈性拉應力時，半球體點蝕坑內 的最大等效應力則超過了304L 不銹鋼的屈服強度而處于塑性應力范圍內，進而促進點蝕坑向應力集中方向擴展變形[13]。

圖7 不同彈性拉應力下304L 不銹鋼薄板模型上半球體點蝕坑應力云圖 Fig.7 Stress nephogram of hemispherical pitting pits on a 304L stainless steel sheet model under different elastic tensile stresses

圖8 不同彈性拉應力下304L 不銹鋼薄板模型上圓錐體點蝕坑應力云圖 Fig.8 Stress nephogram of cone pitting pits on a 304L stainless steel sheet model under different elastic tensile stresses

304L 不銹鋼薄板模型上圓錐體點蝕坑的應力分布如圖8 所示，圓錐體點蝕坑在彈性拉應力作用下，由于應力集中而產生的最大等效應力主要出現在圓錐體點蝕坑底部的尖端區域，這與半球體點蝕坑顯著不同。但相似的是垂直于拉伸應力方向的肩部區域應力集中程度較大。圖8 中圓錐體點蝕坑應力分布變化結合表8 中相應的最大等效應力，結果表明，隨著彈性拉應力的增加，不銹鋼薄板模型上的圓錐體點蝕坑內底部尖端處的應力集中程度逐漸增大，導致最大等效應力逐漸增加。當不銹鋼薄板模型外加34 MPa（圖8a）的彈性拉應力時，圓錐體點蝕坑內的最大等效應力處于彈性應力范圍之內。但當不銹鋼薄板模型外加96 MPa（圖8b）、130 MPa（圖8c）或163 MPa（圖8d）的彈性拉應力時，圓錐體點蝕坑內的最大等效應力則超過了304L 不銹鋼的屈服強度而達到塑性應力范圍內，圓錐體點蝕坑會在最大等效應力的影響下趨向于向底部尖端區域擴展變形，促使圓錐體點蝕坑朝著點蝕坑底部尖端處向下擴展延伸。

304L 不銹鋼薄板模型上圓柱體點蝕坑的應力分布如圖9 所示，在彈性拉應力作用下，由于應力集中而產生的最大等效應力主要出現在圓柱體點蝕坑底部邊緣區域，垂直于拉伸應力方向的區域應力也相對更大，但最大應力區域處于10 點鐘到2 點鐘方向之間。圖9 中圓柱體應力分布變化結合表8 中相應的最大等效應力，結果表明，隨著彈性拉應力的增加，不銹鋼薄板上圓柱體點蝕坑內的底部邊緣區域的應力集中程度逐漸增大，導致最大等效應力逐漸增加。當 不銹鋼薄板模型外加34 MPa（圖9a）的彈性拉應力時，圓柱體點蝕坑內的最大等效應力低于屈服應力。但當不銹鋼薄板模型外加96 MPa（圖9b）、130 MPa（圖9c）和163 MPa（圖9d）的彈性拉應力時，圓柱體點蝕坑內的最大等效應力則超過了304L 不銹鋼的屈服強度而達到塑性應力范圍內，圓柱體點蝕坑會在塑性應力的影響下趨向于向底部邊緣區域擴展變形，促使圓柱體點蝕坑朝著底部邊緣區域逐漸擴展，坑內體積逐漸增大。

圖9 不同彈性拉應力下304L 不銹鋼薄板模型上圓柱體點蝕坑應力云圖 Fig.9 Stress nephogram of cylinder pitting pits on a 304L stainless steel sheet model under different elastic tensile stresses

表8 不同彈性應力作用下304L 不銹鋼薄板模型上點蝕坑內的最大等效應力 Tab.8 Maximum equivalent stress in pitting pit of 304L stainless steel sheet model under different elastic stresses MPa

以上分析結果均表明，304L 不銹鋼薄板模型上各種點蝕坑都會成為彈性拉應力作用下應力集中的主要區域，這也是高氯環境中不銹鋼應力腐蝕的特征之一[25-26]。基于點蝕坑幾何形狀對應力分布的影響，應力集中情況會隨著點蝕坑形狀的不同而不同，但其分布區域主要處于垂直于外加應力的方向，其中圓柱體模型的應力集中區域范圍的相對分散程度最大，半球體次之，錐體點蝕坑的應力集中區域范圍相對集中。而且，隨著彈性拉應力的增加，所有形狀點蝕坑內的應力集中程度都增大，最大等效應力隨之增加[12]。

304L 不銹鋼薄板上半球體、圓錐體、圓柱體點蝕坑模型內最大等效應力與薄板上施加的彈性應力關系如圖10 所示。從圖10 中可知，所有形狀點蝕坑內的最大等效應力均隨彈性拉應力的增加而增加，最大等效應力和所施加的彈性應力正相關。當不銹鋼薄板模型外加34 MPa 的拉應力時，半球體、圓錐體、圓柱體點蝕坑內的最大等效應力均處于彈性應力范圍內。當不銹鋼薄板的外加拉應力增加到96 MPa 時，半球體點蝕坑模型中的最大應力仍在彈性應力范圍內，而圓錐體和圓柱體點蝕坑模型內的最大等效應力都增大至塑性應力范圍內。但當進一步增加不銹鋼薄板模型的外加彈性拉應力至130 MPa 時，三種類型點蝕坑的最大等效應力都超過了屈服強度。當外加拉應力達到163 MPa 時，半球體和圓柱體點蝕模型的最大拉應力分別為328.430 MPa 和466.200 MPa，而圓錐體點蝕坑內的最大等效應力為544.610 MPa，超過了304L 不銹鋼的抗拉強度，可能會導致圓錐體尖端產 生斷裂裂紋。通過對彈性應力和最大等效應力進行擬合可以發現，圓錐體點蝕坑內的最大等效應力的增長幅度和曲線斜率明顯高于具有半球體和圓柱體的點蝕坑。這是由于圓錐體點蝕坑的應力集中于底部尖端區域，應力的集中程度相較于半球體和圓柱體的點蝕坑更高，更容易產生高的最大等效應力。相比較而言，半球體模型的應力集中程度最低，隨彈性拉應力增加而增加的幅度也最小，即該類型的點蝕擴展可能受力學條件的影響相對較小。圓柱體點蝕坑模型的應力集中程度處于半球體和圓錐體點蝕坑模型之間。

圖10 不同彈性拉應力下304L 不銹鋼薄板模型上點蝕坑內的最大等效應力變化 Fig.10 Maximum equivalent stress variation in pitting pits of 304L stainless steel sheet model under different elastic tensile stresses

圖11 是通過掃描電鏡觀察獲得的不同彈性拉應力作用下304L 不銹鋼在3.5%NaCl 溶液中動電位極化后的表面點蝕形貌。從圖11a 中可以看到，當沒有施加彈性拉應力時，304L 不銹鋼薄板上產生的點蝕坑表面形狀較為規則并趨近于圓形，即半球體點蝕坑模型。當施加34 MPa（圖11b）和96 MPa（圖11c）的彈性拉應力時，304L 不銹鋼薄板上產生的點蝕坑幾何形狀開始變得不規則。但當施加的彈性拉應力達到130 MPa（圖11d）和163 MPa（圖11e 所示）時，304L 不銹鋼薄板上產生的點蝕坑越來越多地呈現長條形狀，且延伸擴展方向與拉伸應力方向接近垂直。

以上結果表明，在彈性拉應力條件下，點蝕坑在應力集中的影響下容易向應力集中部位擴展，這主要是因為彈性應力能夠增加不銹鋼陽極溶解的速率[5,27]。力學因素可以改變金屬陽極過程的反應活化能，首先是應力集中區域原子序列發生形變，晶格缺陷增多使得原子活化能提高；二是應力集中區域，表面鈍化膜可能會發生不同程度的損壞，這使得鈍化膜破裂位置優先腐蝕溶解[28]。因此，點蝕坑容易在最大等效應力區域優先擴展，導致點蝕坑幾何形狀趨于不規則[13]。當點蝕坑內的最大等效應力超過屈服強度而處于塑性應力范圍內時，會促使點蝕坑沿著應力集中方向顯著發生塑性變形擴展[29]。所以，四點彎曲應力腐蝕實驗中獲得的結果與力學模擬結果可以很好地相互支持。

2.2 304L 不銹鋼管道模型上的點蝕坑模型分析

根據304L 不銹鋼薄板模型的研究結果，在三種典型的點蝕坑模型中選擇應力集中程度相對分散較低的半球體點蝕坑和應力集中程度相對集中較大的圓錐體點蝕坑進行有限元分析。

圖12 顯示了有限元計算的半球體和圓錐體點蝕坑的形狀以及不同圓錐體尺寸對304L 不銹鋼管道上點蝕坑應力分布云圖的影響。表9 列出了不同應力和尺寸條件下304L 不銹鋼管道模型上半球體和圓錐體點蝕坑的最大等效應力。不銹鋼管道模型在未施加軸向拉應力時具有垂直于軸向的周向應力，如圖12a、c、e、g 所示，這是由于管道外表面有一定的彎曲程度，導致外表面受到微小的圍繞管道的周向拉伸應力。不銹鋼管道外表面的半球體和圓錐體點蝕模型，受到該微小的周向拉應力時，也會導致蝕坑內出現應力集中。在周向拉伸應力的作用下，半球體點蝕坑內的最大等效應力位于蝕坑底部和垂直于周向拉伸應力方向的肩部區域，圓錐體點蝕坑內的應力集中區域與半球形點蝕坑類似，但位于圓錐體點蝕坑內的底部 尖端區域的最大等效應力顯著大于半球形點蝕坑。但當對不銹鋼管道模型施加平行于管長度方向的軸向彈性拉應力時，半球體點蝕坑內的最大等效應力位于底部和垂直于拉伸應力方向的肩部區域，圓錐體點蝕坑內垂直于軸向拉伸應力的肩部區域的應力集中程度較大，最大等效應力仍位于圓錐體點蝕坑內的底部尖端區域。半球體和圓錐體點蝕坑內產生的最大等效應力是微小周向拉伸應力作用下所產生的最大等效應力的5 倍以上，如表9 所示。因此，相較于管道表面的周向拉伸應力，施加的軸向彈性拉應力對點蝕坑內應力集中的影響程度更大。當兩種應力同時存在時，軸向彈性拉應力對點蝕坑內的應力分布起主要影 響作用，周向拉應力所產生的應力集中效應則比較微小，甚至可以忽略。

圖12 應力、形狀和尺寸對304L 不銹鋼管道上點蝕坑應力分布云圖的影響 Fig.12 Effects of stress, shape and size on the stress distribution nephogram of pitting pits on 304L stainless steel pipeline: (a) and (b) are hemispherical pitting pits with a radius of 1 mm; (c) and (d) are pits with a radius of 1 mm and a height of 1 mm; (e) and (f) are pits with a radius of 2 mm and a height of 2 mm; (g) and (h) are pits with a radius of 4 mm and a height of 4 mm

表9 不同彈性應力條件下304L 不銹鋼管道上半球體和圓錐體點蝕坑的最大等效應力 Tab.9 Maximum equivalent stress of hemispherical and cone pitting pits on the 304L stainless steel pipe under different elastic stresses MPa

尺寸相似的半球形點蝕模型（圖12a、b）和圓錐形點蝕模型（圖12c、d）中，應力分布變化和最大等效應力（表9）的結果表明，相較于半球體點蝕坑，304L 不銹鋼管道模型上的圓錐體點蝕坑由于底部尖端的應力集中程度較高，有更高的最大等效應力，這與薄板模型中獲得的結果一致。所以，選擇304L 不銹鋼管道模型上的圓錐體點蝕坑，進一步研究點蝕坑尺寸變化對點蝕坑內最大等效應力的影響。

不銹鋼管道模型在外加軸向彈性拉應力（圖12d、f、h）和無外加應力（圖12c、e、g）的條件下，圓錐體點蝕坑尺寸變化對應力分布的影響結合表9 中相應的最大等效應力的結果表明：在外加軸向彈性拉應力和無外加應力的條件下，隨著圓錐體點蝕坑尺寸的增加，點蝕坑內垂直于拉伸應力方向的肩部區域的應力集中程度較大，且應力集中區域的面積也逐漸增大，但點蝕坑尖端區域的最大等效應力卻逐漸減小。原因是隨著圓錐體點蝕坑尺寸的增加，點蝕坑坑口寬度和坑內表面積增大，應力在點蝕坑內的分布區域變大，應力集中程度減弱。此外，在軸向彈性拉應力作用下，圓錐體點蝕坑內的最大等效應力處于塑性應力范圍內，304L 不銹鋼管道模型上圓錐體點蝕坑容易在塑性應力的影響下擴展變形，促使形狀發生轉變。但隨著圓錐體點蝕坑尺寸的增加，最大等效應力減小，導致點蝕坑擴展變形的程度逐漸下降。

3 結論

1）隨著彈性拉應力的增加，304L 不銹鋼薄板模型上半球體、圓柱體、圓錐體點蝕坑內的最大等效應力逐漸增大。其中，圓錐體點蝕坑內的最大等效應力位于底部尖端區域，應力集中程度相較于半球體和圓柱體的點蝕坑較高。所以，圓錐體點蝕坑容易產生更高的最大等效應力，并且最大等效應力的增長趨勢也最大。

2）當304L 不銹鋼薄板上加載的彈性拉應力達到130 MPa 后，所有點蝕坑模型的局部最大等效應力都超過了304L 不銹鋼材料的屈服強度，點蝕坑的形貌將趨向于發生變形，且形變擴展方向與最大等效應力方向一致。在不同彈性拉應力作用下，半球體點蝕坑的最大等效應力均出現在底部和垂直于拉伸應力方向的肩部，這會使半球體點蝕坑肩部容易擴展變形，逐漸延伸變長呈現長條形狀，腐蝕實驗結果與半球體點蝕的有限元模擬結果提供了相互支持。

3）彈性拉應力條件下，304L 不銹鋼管道模型上圓錐體點蝕的應力集中程度比半球體更高。對于圓錐體點蝕，其坑尺寸以毫米級增加時，將使得應力集中程度減弱，最大等效應力逐漸變小，應力對蝕坑變形生長的影響變小。