海洋結構物腐蝕損傷及腐蝕疲勞評估方法研究綜述

陳超核，楊躍富，李 平，焦甲龍

（華南理工大學土木與交通學院，廣州 510641）

0 引 言

海洋腐蝕不僅會帶來極大的經濟損失，而且也嚴重威脅著海洋結構的服役安全。即使在建造中對海洋結構物做了一定的防腐處理，但隨著服役年限的增加，海洋結構物仍然會表現出不同程度的腐蝕損傷。此外，服役中的各類海洋結構物，在受到“腐蝕損傷”的同時，還將遭受因環境載荷/疲勞載荷而產生的“疲勞損傷”，即發生所謂的“腐蝕疲勞”現象[3]。腐蝕疲勞是海洋結構在服役過程中面臨的主要挑戰，也是導致結構破壞及失效的最主要因素。因此，全面和準確評估海洋結構物的腐蝕及腐蝕疲勞一直是海洋工程領域的重要課題。

本文按照圖1所示的邏輯框架，從海洋結構物的腐蝕損傷研究、腐蝕疲勞理論研究及試驗研究三個方面出發，對國內外的相關研究現狀進行梳理和分析，并在此基礎上指出現有研究還存在的不足和仍需要進行深入研究的方向。

圖1 海洋結構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 海洋結構物材料的腐蝕損傷研究

海水作為一種成分復雜的天然電解質，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的相關性[1]。此外，海流速度、浪花飛濺、陽光照射等環境條件也是材料蝕損的重要影響因素[1]。不同海域的海洋環境具有不同的腐蝕性[4-6]，而同一海域的海洋環境在深度方向上又可分為5個帶區，且不同帶區的海洋環境也具有不同的腐蝕性[2]。

1.1 結構材料的“外腐蝕損傷”研究現狀

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

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海掛片腐蝕研究，某碳鋼在青島、舟山、廈門、湛江、榆林全浸區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、飛濺區及潮差區的實海域試驗[2，7-8]。圖3 為AH36、Q345、Q235 三種鋼在西沙飛濺區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的板厚腐蝕損耗情況。可以看出，海洋結構物材料的均勻腐蝕行為具有很強的“材料-環境”依賴性。在同一腐蝕帶區或海域內，不同鋼種表現出不同的腐蝕速率。而同一鋼種在不同腐蝕帶區或不同海域內表現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鋼在西沙不同帶區的腐蝕[8]Fig.4 Corrosion of AH36 steel in different zones of Xisha[8]

實驗室中的腐蝕試驗也是進行材料腐蝕研究的重要手段。文獻[9-11，61]在相應的加速腐蝕環境中開展了幾種海洋結構常用鋼在鹽霧、干濕交替、全浸等不同腐蝕條件下的室內腐蝕試驗，其中用于開展鹽霧腐蝕試驗的裝置如圖5所示。楊碩[22]設計了一個能開展材料試件在載荷（軸向拉/壓載荷）與腐蝕環境（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，用以評估應力/載荷對材料腐蝕速率的影響。然而，室內腐蝕試驗也還存在一些不足之處。例如，室內模擬腐蝕環境往往過于單一或僅僅是幾個單一因素的簡單組合，與實際海洋環境相比還有較大差距。此外，室內模擬出高倍率的加速腐蝕試驗還比較困難，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果。

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

圖6 載荷-環境耦合腐蝕試驗裝置[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展和應用，通過數值仿真方法可以實現材料在載荷-環境迭代耦合下腐蝕情況的研究。文獻[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行了仿真分析。然而，數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）腐蝕環境影響因素眾多而且具有時變性，而仿真分析的邊界條件（極化曲線）對各腐蝕環境因素高度敏感，導致仿真結果與試驗結果存在誤差；（2）在材料腐蝕仿真過程中主要考慮材料的電化學腐蝕（基于電化學腐蝕動力學原理），而諸如物理化學腐蝕、微生物腐蝕等其他腐蝕動力因子則難以考慮。

此外，通過對在役海洋結構進行腐蝕檢測也是獲取腐蝕數據的一個重要手段。Paik 等[12-13]依據109條時役散貨船的23類12446個數據點的實測數據，擬合得到一階線性模型（Paik）：

式中，d(t)為在t時刻板厚的平均腐蝕量，t為腐蝕時間，C1為待定系數，τc為防腐系統的壽命。

Garbatov 等[14]以油船和散貨船結構的腐蝕實測數據為依據提出了一個指數形式的腐蝕模型（Exponential）：

式中，dp∞為腐蝕極限厚度，τt為過渡時間。

秦圣平等[15]基于Weibull函數提出了適用于結構時變可靠性分析的腐蝕模型（Weibull）：

式中，μ、β為待定系數，可通過最小二乘法擬合獲得。

文獻[16]對上述三個模型的相關系數和卡方擬合度進行了分析，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，在應用中還需要對Weibull模型進行完善和修正。這是因為板厚腐蝕極限值是Weibull模型的一個重要參數，而在諸多文獻中該值的選取都具有很大的主觀性；服役中的海洋結構通常貫穿多個海洋腐蝕帶區，需要依據各帶區的腐蝕特性對Weibull 模型進行修正。

1.1.2 材料局部腐蝕

隨機區域內的局部材料損失（腐蝕）是點蝕引起的局部損傷模式。點蝕具有隨機性強、危害性高的特點，蝕坑的存在改變了材料受載后的應力分布，并容易導致應力集中、裂紋成核及萌生。

文獻[5]的試驗結果表明，A3鋼在榆林、廈門、青島站全浸區暴露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[6]對A3、16Mn、09CuPTiRe 和10CrCuSiV鋼在榆林站全浸區暴露16年后的局部腐蝕數據進行統計。結果表明，16Mn和10CrCuSiV 鋼的局部腐蝕最為嚴重，并發生了腐蝕穿孔現象，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（點蝕）模型方面，當前開展的研究較少，尚無成熟的點蝕模型。Paik 等[12]認為Paik模型的擬合數據已包含了點蝕數據，因此Paik模型可用來描述材料的點蝕。Melchers[17]研究了低碳鋼在全浸區的蝕坑深度，基于“概率現象學模型”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]從能量轉換的角度出發，分析了金屬材料的點蝕演化模型和形貌，并獲得了點蝕體積與腐蝕時間之間的關系式：

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

王燕舞等[19]基于Weibull 函數給出了一個描述最大點蝕深度與腐蝕時間關系的模型：

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

此外，文獻[20]以a 類圓錐型蝕坑為研究對象，建立了一個考慮蝕坑深徑比的時變點蝕模型。但由于蝕坑形態參數難以測量，該模型的具體函數形式、參數等還需要更多的實測數據進行修改和完善?？傊?，目前關于局部腐蝕（以點蝕為代表）的研究還不成熟，所形成的點蝕模型多以蝕坑深度或體積作為單一指標，并未考慮蝕坑形狀因素的影響。

1.2 結構材料的“內腐蝕損傷”研究現狀

材料的內腐蝕損傷是指由腐蝕引起的材料力學性能退化,它會顯著降低結構的承載能力及抗疲勞性能。掌握蝕損材料的力學性能是對在役海洋結構進行安全評估和剩余壽命預報的重要前提。

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

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

從本質上看，蝕損材料除了表面形貌改變以外，表層一定厚度范圍內的相組成分也會發生改變，自外向內一般會形成腐蝕產物堆積層（CPL）、擴散腐蝕層（DCL）、未腐蝕基體三種不同形態，如圖8所示。在擴散腐蝕層中材料呈半腐蝕狀態，且從材料表面往內隨腐蝕程度減弱其強度逐漸增加，這樣平緩變化的損傷區域會將表面的腐蝕缺陷（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 海洋結構物腐蝕疲勞的理論方法研究

工程結構在疲勞載荷和腐蝕環境聯合作用下因開裂或斷裂而失效的現象，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”的作用是相互促進而不是簡單疊加[3，31]。海洋結構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理及其壽命預測理論方法這兩個方面，對與海洋結構物有關的腐蝕疲勞理論研究進展進行簡要綜述。

2.1 腐蝕疲勞機理研究現狀

從腐蝕疲勞的進程來看，可從點蝕形成及裂紋萌生、裂紋擴展兩個階段對其機理進行研究。

2.1.1 點蝕形成及裂紋萌生機理

隨著疲勞損傷累積金屬表面會產生滑移帶并導致表面電化學性不均勻，在腐蝕環境中電化學不均勻部位會發生溶解形成點蝕坑。蝕坑形態不斷演化，達到某臨界狀態時蝕坑即轉化為裂紋[32]。

對于大多數金屬材料來說，點蝕形成是誘導裂紋萌生的最主要因素。迄今，關于點蝕向裂紋轉變的判斷準則主要有以下兩種：

（1）Kondo[33]基于點蝕演化與腐蝕疲勞裂紋擴展之間的競爭機制提出了應力強度因子準則：

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

（2）黃小光等[32]基于點蝕演化過程中的能量原理提出了能量準則：

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

關于腐蝕疲勞裂紋萌生機理的解釋目前存在著多種觀點[34-35]：（1）蝕坑應力集中理論，該理論適用于大多數金屬材料，但不適用于點蝕不敏感的易鈍化金屬材料；（2）滑移帶優先溶解理論，該理論可作為點蝕不敏感材料裂紋萌生機理的合理解釋；（3）保護膜破裂理論，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境中腐蝕疲勞機理的研究。

2.1.2 腐蝕疲勞裂紋擴展機理

腐蝕疲勞裂紋擴展機理，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制[36-37]。文獻[38]給出了幾種可能促進腐蝕疲勞裂紋擴展的原因：（1）裂尖新鮮的金屬表面反復形成；（2）裂尖的純化膜反復破裂；（3）腐蝕產物的吸附影響裂紋塑性區，從而增加裂紋擴展速率；（4）裂尖金屬的陽極溶解；（5）腐蝕產物的向外轉移和向裂尖的輸送；（6）裂尖腐蝕產物堆積帶來的影響。文獻[39]的研究表明：陽極溶解和氫脆對海洋結構鋼的腐蝕疲勞裂紋擴展均有貢獻，但二者的貢獻率視具體的材料和腐蝕環境而定?？傊?，腐蝕疲勞裂紋擴展機理具有強烈的“材料-環境”組合依賴性，目前尚無一種普適性機理可以解釋金屬材料的腐蝕疲勞裂紋擴展行為。

2.2 腐蝕疲勞壽命預測方法研究現狀

對金屬材料或結構的腐蝕疲勞壽命進行分析和預測涉及到力學、電化學等跨學科理論基礎?，F有的腐蝕疲勞壽命預測理論模型和方法主要基于斷裂力學理論和損傷力學理論進行演化和推導。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。隨著大數據技術的應用和推廣，基于數據驅動的壽命預測方法迎來了發展，該方法基于有限的試驗數據進行反演，無需涉及腐蝕疲勞機理。

2.2.1 基于斷裂力學的腐蝕疲勞壽命預測方法

腐蝕疲勞裂紋的萌生壽命主要基于腐蝕動力學理論的蝕坑生長模型進行研究。此外，蝕坑向裂紋的轉化主要采用應力強度因子準則進行判定，并把蝕坑向裂紋轉化之前的壽命假定為裂紋的萌生壽命，從而將斷裂力學理論與腐蝕動力學理論進行結合。

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

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

式中，蝕坑向裂紋轉化的臨界深度尺寸ath可由關系式ath∝ΔKth獲得。后兩個階段的壽命則基于廣義Paris公式進行預測，見表1。

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

該方法提高了裂紋萌生壽命的預測精度，但系數C的取值與應力幅密切相關且依賴于試驗確定。

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

式中，各階段壽命的預測模型見表1。

Mao 等[43]定義了蝕坑的形狀參數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等的研究基礎上，建立了新的裂紋萌生壽命預測模型：

上述研究中以臨界蝕坑深度ath出現的時間tth為劃分，把腐蝕疲勞總壽命分為裂紋萌生和裂紋擴展兩部分。Goswami 等[44]將腐蝕疲勞總壽命劃分為蝕坑萌生、蝕坑生長、蝕坑向裂紋轉變、小裂紋擴展、小裂紋向長裂紋轉變、長裂紋擴展和斷裂等七個階段，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]

根據上述劃分，Shi等[45]基于單點腐蝕損傷假設，結合斷裂力學與概率統計方法，提出了由蝕坑萌生、蝕坑生長、小裂紋和長裂紋擴展這四部分組成的壽命預測模型，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，并給出了相應的預測模型，見表1。該模型進一步提高了裂紋萌生壽命的預測精度，但模型的變量增多且通用性不強。

通過以上各預測模型可以看出，應力強度因子門檻值ΔKth是一個非常關鍵的參數，它是劃分裂紋萌生壽命和擴展壽命節點的重要依據。但是，在腐蝕環境下ΔKth具有強烈的“材料-環境-載荷”依賴性，其取值只能通過試驗來確定。此外，在使用廣義Paris公式進行腐蝕疲勞裂紋擴展壽命分析時，腐蝕環境對裂紋擴展速率的影響只能通過模型參數C和m來加以修正。然而，如何量化腐蝕環境對疲勞損傷的加速性以及二者間的協同關系仍然是尚未解決的難題。

2.2.2 基于損傷力學的腐蝕疲勞壽命預測方法

應用斷裂力學還難以對腐蝕與疲勞之間的協同關系進行量化描述，而基于損傷力學的腐蝕疲勞壽命預測方法則能在一定程度上量化腐蝕與疲勞之間的關系。

Zhang 等[47]從材料疲勞極限的角度出發，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間之間的函數關系，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)依據材料的腐蝕時間t、表面粗糙Ra和相應的模型參數MC確定。

妙遠洋等[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之間的關系式（見式（13）），并將其引入材料本構方程中，從而在疲勞損傷演化模型中計入材料腐蝕損傷的耦合影響。

張昉等[49]依據光滑鋼筋的材料性能試驗和疲勞試驗對單軸彈性損傷演化模型（見式（14））的相關參數進行標定，然后開展了蝕坑鋼筋在不同蝕坑形狀、不同應力比下的疲勞試驗，并基于參數標定后的模型對試驗結果進行了數值模擬驗證。

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

類似地，Cui 等[50]基于腐蝕動力學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為載荷循環次數，ε0為最大彈性應變，Δε為累積塑性應變。

腐蝕環境下材料各項力學性能都會出現一定程度的退化。恰當的損傷變量可以把腐蝕與疲勞進行有機結合，通過損傷變量的演化來表征腐蝕環境與疲勞載荷之間的耦合作用。然而，當前的損傷演化模型計算量大，且包含較多材料參數需要根據試驗進行標定，導致該理論方法在實際應用中（尤其是針對在役海洋結構物的壽命預測）難以推廣。

2.2.3 基于數據驅動的腐蝕疲勞壽命預測方法

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系難以用上述方法描述?；跀祿寗樱C器學習）的預測方法不依賴于腐蝕疲勞的具體作用機理，通過大量數據整合就可以生成相應的預測模型，為腐蝕疲勞壽命預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、腐蝕時間作為人工神經網絡模型（ANN）的輸入條件對鋁合金材料的最大蝕坑深度和直徑進行了預測。Co 等[52]采用隨機森林（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作為輸入變量，預測了腐蝕參數與裂紋萌生的相關度。Pidaparti[53]以腐蝕環境的電化學參數、材料蝕損及剩余強度、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、元胞自動機、人工神經網絡等模型預測了結構的腐蝕疲勞壽命、損傷度及完整性。Yang 等[54]基于全連接神經網絡模型（FCNN）和長短期記憶網絡模型（LSTM）提出了一種適用于多軸疲勞壽命預測的新方法（其預測方法的流程見圖10），該模型解決了傳統預測模型受限于特定材料和載荷條件的問題，并且獲得良好的預測效果。

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

盡管上述預測模型已具有較強的數據泛化能力和預測功能，但只有構建基于“物理融合-數據驅動”的預測模型才能把樣本數據與腐蝕疲勞的力學物理規律進行結合，從而對腐蝕疲勞壽命做出更準確的預測。文獻[55-58]在這方面已做了一些研究工作，由于現階段的研究還比較有限，其在腐蝕疲勞領域的應用效果暫時還無法做出客觀評價。但該方法作為一種新興的壽命預測方法，具有廣闊的發展和應用前景。

3 海洋結構物腐蝕疲勞的試驗研究

開展腐蝕疲勞試驗可為理論方法模型的驗證提供必要的數據支撐。根據疲勞載荷與腐蝕環境的耦合程度，當前的腐蝕疲勞試驗可分為兩種：載荷環境交互試驗和載荷環境耦合試驗。本章主要對與海洋結構物及其材料有關的腐蝕疲勞試驗研究現狀進行綜述。

3.1 疲勞載荷-腐蝕環境交互試驗研究現狀

疲勞載荷-腐蝕環境交互試驗是根據一定的循環周期，對結構或材料開展腐蝕與疲勞的交互/循環試驗，也稱為“預腐蝕疲勞試驗”。

張譽等[59]對經受不同“浸泡-晾置”次數的Q345 角鋼開展了“疲勞-腐蝕”交互試驗。結果表明，“浸泡-晾置”次數越多，角鋼的腐蝕越明顯，同時其疲勞性能退化也越多。郭宏超等[60]對Q690高強鋼試件進行為期60d、100d 的腐蝕后再對其進行疲勞試驗，研究了不同腐蝕程度對Q690 高強鋼疲勞性能的影響。以上研究中的試驗對象都是“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制的影響，但尚不足以反映諸如海洋結構物這類大型結構件在腐蝕環境下的疲勞性能。為此，張釗[61]以海洋工程結構中常用的T 型管節點為對象，首先在鹽霧箱內對其進行不同周期的鹽霧腐蝕，然后在室溫大氣環境下對其開展了疲勞試驗（見圖11）。其他關于載荷-腐蝕交互試驗的研究可見文獻[9，62-63]。

圖11 T型管節點預腐蝕疲勞試驗[61]Fig.11 Pre-corrosion fatigue test of T tube joint[61]

雖然該方法將“腐蝕環境”與“疲勞載荷”進行了人為分離，但也有以下優勢：（1）“腐蝕”與“疲勞”分開進行，降低了對試驗設備及技術的要求；（2）腐蝕環境下鋼結構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境下進行，大大降低了裂紋的檢測難度；（3）實施起來相對經濟、方便、可行，且通過安全系數的設定在一定程度上也具有實用性。

3.2 疲勞載荷-腐蝕環境耦合試驗研究現狀

疲勞載荷-腐蝕環境耦合試驗是指在試驗過程中結構或材料試件受到疲勞載荷與環境腐蝕的共同作用。目前較為常用的方法是在結構或材料試件的外部增加“環境盒/箱”，在“環境盒/箱”中模擬諸如鹽霧、海水等不同類型的腐蝕環境，從而在試驗中實現腐蝕環境與疲勞載荷的耦合，典型的“環境小盒”腐蝕疲勞試驗裝置示意圖如圖12 所示。此類腐蝕疲勞試驗的對象多為“材料試件”（如標準拉伸試樣、三點彎曲試樣等），疲勞壽命和裂紋的監/檢測方法也比較成熟，研究內容多集中于腐蝕環境參數（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、裂紋擴展速率及破壞機理的影響方面。

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

劉冬等[64]采用外加“環境小盒”的形式開展了三點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，研究了不同疲勞加載方式（應力比、頻率）及不同腐蝕環境條件（溫度、流速）對試件疲勞裂紋擴展的影響。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“鹽霧環境-疲勞載荷”耦合試驗系統（見圖13），研究了噴霧方式、pH 值、應力比對CT 試樣裂紋擴展速率的影響。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境下的腐蝕疲勞實驗，分析了不同應力集中系數、不同腐蝕環境對疲勞性能的影響。王黎明[67]用AH32鋼制作拉伸試件，設計了如圖12（a）所示的腐蝕疲勞試驗裝置，對拉伸試件分別進行了預腐蝕疲勞試驗和腐蝕疲勞試驗，發現腐蝕疲勞的破壞效果遠大于預腐蝕疲勞。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 溶液中對其進行了不同應力比下的裂紋擴展試驗研究。文獻[69]利用戶外濕熱海洋大氣環境作為腐蝕環境，搭配疲勞試驗機組建了海洋大氣環境-拉/壓/彎載荷耦合試驗平臺（見圖14）。雖然該試驗平臺主要用于開展材料試件層面的腐蝕疲勞試驗，但也為腐蝕疲勞試驗領域提供了應用范例和思路。文獻[70-71]也報道了關于海洋結構物材料及其標準試件的腐蝕疲勞試驗研究。

圖13 “鹽霧環境-疲勞載荷”耦合試驗系統[65]Fig.13 Coupling test system of salt spray environment and fatigue load[65]

圖14 海洋大氣環境-拉/壓/彎載荷耦合試驗平臺[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-腐蝕環境耦合試驗”都是在材料或小型標準試件尺度開展。然而，開展全尺度或大尺度結構件層面的腐蝕疲勞試驗目前還鮮有報道。為此，陳超核等[72]開發了一個適用于開展海洋工程結構大尺度模型腐蝕疲勞試驗的系統（見圖15）。該試驗系統可提供濕度、溫度、光照、鹽霧、流速、海水含氧量以及酸堿度等環境條件。配合疲勞載荷加載單元實現海洋腐蝕環境與疲勞載荷的實時耦合。該試驗系統突破了長期以來僅僅依靠“環境小盒”開展“材料試件”腐蝕疲勞試驗的限制。但是，在試驗中仍然面臨著以下困難：（1）鋼結構件在濃霧環境、海水環境等惡劣試驗環境下應力應變、疲勞裂紋萌生及擴展的監測/檢測非常困難；（2）大尺度結構件的重量及腐蝕陽極區面積較大，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腐蝕損傷當量與疲勞損傷當量之間的協調性以及與實海情況進行對標。

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

4 總結與展望

當前，關于腐蝕損傷的研究已由“外腐蝕損傷”向“內腐蝕損傷”拓展，且已形成了基于多帶區實海腐蝕試驗、多因素室內加速腐蝕試驗以及腐蝕數值仿真分析的研究方法。此外，一些腐蝕疲勞壽命預測的理論模型及方法相繼被提出和應用，基于材料試件的載荷-環境耦合/交互試驗方法也得到了廣泛應用。但現有各腐蝕模型大多是以時間為單一變量的模型，還未形成計入環境要素的多變量腐蝕模型，各腐蝕研究方法還存在不足。關于腐蝕疲勞壽命預測的理論模型還存在著大量的假設和簡化，模型參數也較為復雜、不便推廣應用，且無法量化腐蝕環境對疲勞損傷的加速性及二者間的協同關系。此外，當前基于機器學習的腐蝕疲勞壽命預測方法還未能從本質上解決腐蝕與疲勞二者間的科學問題。在腐蝕疲勞試驗方面，將試驗對象從“材料試件”提升至“結構件”的研究還非常少。

總之，上述研究的發展方向及建議可包括以下方面：

（1）進一步發展面向復雜海洋環境和基于載荷-環境耦合的材料腐蝕損傷試驗和數值仿真方法，提出更加合理和完善的多指標體系腐蝕損傷模型。提高室內腐蝕環境的模擬性和加速性，突破大型結構件腐蝕速率在位測量的難題。

（2）在結構腐蝕疲勞壽命預測及評估方法中引入材料蝕損及劣化的動態因子，建立相應的動態評估機制（例如構建基于裂紋擴展失效評估圖的動態評估方法）。量化腐蝕與疲勞二者間的協同/耦合關系，建立更加符合實際情況和易于推廣使用的預測及評估方法。

（3）將力學基本物理規律引入機器學習，進一步構建基于“物理融合-數據驅動”的腐蝕疲勞壽命預測模型及方法；

（4）發展針對大尺度結構件的“載荷-環境耦合試驗”，研究惡劣試驗環境下鋼結構應力應變、疲勞裂紋萌生及擴展的表征和測試方法。