本文是一篇工程硕士论文，本文的主要目的是获得921A高强钢在短时间内得到失效机理的腐蚀疲劳加速试验方案，以舰船用921A钢为主要研究对象，开展舰船用钢921A腐蚀疲劳加速腐蚀环境特性研究、不同加速腐蚀环境下腐蚀疲劳试验研究和加速腐蚀环境耦合作用下的腐蚀疲劳加速试验研究。
第1章 绪论
1.1 研究背景与意义
随着工业化进程的不断加快，交通运输工具的多样化发展，人们对陆地油气资源的依赖愈发加深，现有的开采量已越来越难以满足人们的生活需求。为了能够摆脱这一发展性困境，深入贯彻可持续发展战略，蕴含丰富矿产油气资源的海洋[1-2]成为了各国的聚焦点。当前，周边国家对海洋资源的主张和开发越发强烈，冲突不断加剧，出于国家海洋安全的迫切需求，党的十八大明确提出了海洋强国重大战略目标，把开发海洋、利用海洋作为发展的方向。据统计，由于我国大陆海岸线绵长，内海和边海的水域面积约470多万平方公里[3]，因此为了能够有力的管控海洋，保护商船贸易的航行安全，加强海军建设是当前的重中之重，而海军舰船则是确保海洋权益得到切实维护的力推器，是国家综合实力强大的体现。
舰船结构属于船舶研发和制造过程中的重要组成部分，在海洋航行中，舰船结构受波浪、海流、风暴等随机载荷[4-7]冲击引发的疲劳损伤，同时受海水环境中高温高湿等复杂因素下的腐蚀损伤，这种腐蚀疲劳耦合作用下的破坏作用远大于两者的简单叠加[8-10]，因此对其材料的选用有着极为严苛的条件。船体材料一般选用高强钢为主，921A作为我国自主研发的高强钢[11-13]，相比普通钢材，其拥有比强度高、韧性高、耐腐蚀性能强等优势[14]，由于舰船的服役环境特别恶劣，这些优势对于船舶而言至关重要，因此成为了我国重要的舰船结构钢。
海洋环境复杂无常，随着高强钢在船舶与海洋工程领域的普遍应用，使得舰船装备经常需要面对疲劳问题[14-17]。在船舶工业的发展过程中，疲劳导致的失效事故屡见不鲜。二战期间，在美国货船运输业发生的上千次破坏事故中，研究发现完全失去运输能力的货船均是由疲劳破坏[18]引起的。1999年，法国沿海重油船“Erika”号受风暴袭击导致的大量原油泄漏事故，污染了法国近400公里的海岸海域，而疲劳依旧是造成问题的根源[19]。2009年，我国海军某部在100余艘舰船甲板等部位发现了不同损伤程度的腐蚀疲劳问题[20]。据各种金属构件断裂事故的统计，因疲劳断裂而引发的灾难事故占总数的80%左右[21]，因腐蚀疲劳断裂而引发的灾难事故占总数的30%[22-25]，由于腐蚀疲劳在海洋工程领域具有相当大的普遍性和危害性，腐蚀疲劳是船舶安全运行的关键。除载荷以外，腐蚀环境也对腐蚀疲劳失效具有相当大的影响。
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1.2 国内外研究现状
1.2.1 理论研究现状
1.2.1.1 疲劳理论研究现状
产业革命的完成，让人类步入了机器时代，带动了社会生活中各个领域的飞速化发展，由于金属疲劳事故的频繁发生，金属的疲劳现象逐渐成为工程和技术人员重点关注的领域。1842年，法国的凡尔赛铁路事故是首次带有文字具体记录的疲劳事故，经苏格兰专家Rankine调查发现了疲劳断裂的特点[31-33]，提出应力集中在结构服役中会增加机械结构破坏可能性。针对金属材料中的疲劳问题，19世纪50到60年代，A.Wöhler在德国柏林试验室，对疲劳行为进行了系统整体的研究，应变-寿命S-N曲线[34]的概念由此问世。1854年，Braitwaite[35]在英国工程师学术交流大会上，首次用“疲劳”这个词描述金属疲劳断裂现象。1930年，Goodman基于前人研究提出了Goodman疲劳极限图[36]。1945年，Miner[37]提出了线性累积疲劳损伤判别依据，这一理论也被称为Palmgren-Miner理论。时间到了20世纪20年代，“固体的断裂与流动现象”由英国人Griffith[38]揭示，断裂力学开始诞生。
该理论的引入有力推动了疲劳理论的发展，探究疲劳裂纹扩展寿命的先行者帕里斯，于1963年提出了极具代表性的Paris[39]公式，首次将裂纹扩展寿命与应力强度因子范围建立了明确的联系，从而成为了疲劳裂纹扩展理论的重要根据。福曼在1967年推出了弥补前人不足的Forman公式[40]，用于修正应力比参数对da/dN−∆K造成的误差。McEvily[41]于1999年提出帕里斯公式未充分考虑门槛值附近裂纹扩展的不足，并推出了改进后的McEvily公式，有效解释了多种疲劳异常现象。2001年，Terai[42]等在疲劳裂纹扩展的基础上提出了船舶结构构件的疲劳设计方法。在线弹性范围内，可以用应力强度因子来描述应力-应变场的全部特征。2003年，崔维成和黄小平[43]等人开展大量疲劳试验研究，共同在McEvily公式基础上进行改进，创造性的提出一个能够预报疲劳试验中所有现象的模型，该模型不仅采用虚拟应力来替代屈服应力，同时还引入了载荷次序参数β。基于线弹性断裂力学的理论，Teradal[44]在2005年首次提出了焊接残余应力随着裂纹扩展过程变化的重分布方程。Newman[45]于2012年灵活性的应用小裂纹扩展理论和等效初始缺陷方法，精准预报了Ti-6Al-4V型钛合金疲劳情况下的寿命极限，同时对其进行了裂纹长短不同情况下的实践科学研究。
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第2章 舰船用921A钢腐蚀疲劳试验方案
2.1 引言
海洋舰船在当今世界发展中具有举足轻重的地位，是国家军事力量的坚实支柱和海上战略布局的稳固基石。无论是执行军事防御任务，还是进行海洋资源的勘探与开发，或是进行国际海洋争端的调解，海洋舰船均发挥着至关重要的作用。921A钢作为一种专用的舰船结构高强钢，为舰船结构的安全服役提供了稳定的支持。由于恶劣的海洋环境给舰船结构带来严重的失效风险，为了快速的获取舰船结构钢的失效规律，因此，研究舰船钢腐蚀疲劳的加速腐蚀环境特性、单频不同加速腐蚀环境、加速腐蚀环境耦合作用下腐蚀疲劳裂纹扩展规律是尤为必要的。
本章基于快速获得舰船用921A钢失效机理要求，首先，设计加速腐蚀环境特性的试验方案；其次，为提出腐蚀疲劳加速试验方案，制定921A钢海水与不同加速腐蚀环境单频作用下的腐蚀疲劳试验方案以及加速腐蚀环境耦合作用下的加速腐蚀疲劳试验方案；最后，为获取921A钢不同环境下的失效机理，制定921A钢的电镜扫描试验方案，以上试验方案的设计为后续试验开展奠定基础。
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2.2 加速腐蚀环境特性试验
2.2.1 试验方案
针对腐蚀疲劳加速腐蚀环境的特性研究，首先开展加速腐蚀环境的配制方案研究，以自然海水为基础，配制几种不同浓度的加速腐蚀环境对比。其次，采用电化学手段，对不同加速腐蚀环境进行测试，基于获取的极化曲线、阻抗谱图和腐蚀形貌图，确定不同加速腐蚀环境的加速倍率和腐蚀速率快慢。
2.2.2 试验试样
本文研究的试验材料为舰船用921A高强钢，常用于舰船结构，其化学成分由仪器精确测量，如表2.1所示。921A钢的力学性能结果是由中国船舶702研究所提供，如表2.2所示。电化学试样规格为10mm×10mm×5mm，将铜导线点焊连接工作试样表面后，用环氧树脂密封冷镶并干燥，用砂纸将试样打磨至2000#，制备成1cm2工作面积的电极，如图2.1所示。
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第3章 加速腐蚀环境特性研究 ......................... 19
3.1 引言 .................................... 19
3.2 研究思路 ................................... 19
3.3 加速腐蚀环境配制方案研究 ....................... 20
第4章 不同加速腐蚀环境下腐蚀疲劳试验研究 ...................... 33
4.1 引言 .................................... 33
4.2 不同加速腐蚀环境下腐蚀疲劳试验工况 ...................... 33
4.3 空气与自然海水腐蚀疲劳试验结果与分析 ................................ 34
第5章 加速腐蚀环境耦合作用下腐蚀疲劳加速试验研究 ................ 49
5.1 引言 .............................. 49
5.2 加速腐蚀环境耦合作用下腐蚀疲劳试验工况 ............................ 49
5.3 试验工况 1 下腐蚀疲劳加速试验结果与分析 .......................... 50
第5章 加速腐蚀环境耦合作用下腐蚀疲劳加速试验研究
5.2 加速腐蚀环境耦合作用下腐蚀疲劳试验工况
以舰船用921A钢为研究对象，本章开展不同试验工况下921A钢加速腐蚀环境耦合作用的腐蚀疲劳加速试验研究。基于上章研究结果可知，试验前期加速腐蚀环境的裂纹扩展速率高于自然海水，应选择加速倍率较低的加速腐蚀环境1和加速腐蚀环境2应用于腐蚀疲劳前期；由于加速腐蚀环境4和加速腐蚀环境6与自然海水后期的裂纹扩展速率一致，因此在特定的频率下适用于腐蚀疲劳后期。本节试验腐蚀环境为加速腐蚀环境1+加速腐蚀环境4、加速腐蚀环境2+加速腐蚀环境6，最大载荷为10000 N，应力比R=0.1，正弦波形式加载，具体的试验工况如表5.1所示。为保证试验的严谨性，每种试验工况下均取3个平行试样进行测试。
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第6章 结论与展望
6.1 结论
本文的主要目的是获得921A高强钢在短时间内得到失效机理的腐蚀疲劳加速试验方案，以舰船用921A钢为主要研究对象，开展舰船用钢921A腐蚀疲劳加速腐蚀环境特性研究、不同加速腐蚀环境下腐蚀疲劳试验研究和加速腐蚀环境耦合作用下的腐蚀疲劳加速试验研究，得出主要结论如下：
（1）开展了腐蚀疲劳的加速腐蚀环境特性研究，结果表明，自然海水的腐蚀电流密度为2.33×10-5A/cm2，加速腐蚀环境1、2、3的腐蚀电流密度分别为1.41×10-4A/cm2、2.37×10-3A/cm2、2×10-2A/cm2，三组加速环境下的腐蚀速率分别是自然海水的6倍、102倍和858倍，在不同加速腐蚀环境下的腐蚀疲劳试验研究中，加速腐蚀环境Ⅰ和加速腐蚀环境Ⅱ均适合与低频率搭配，加速腐蚀环境Ⅲ可与高频率搭配开展试验。在加速腐蚀环境耦合的腐蚀疲劳加速试验中，加速腐蚀环境Ⅰ适用于试验的前期环境，加速腐蚀环境Ⅱ和加速腐蚀环境Ⅲ可适用于试验的后期环境；从阻抗谱图可以得出，为了保证加速腐蚀环境的持续效果，自然海水应每隔20h进行更换，加速腐蚀环境Ⅰ、加速腐蚀环境Ⅱ、加速腐蚀环境Ⅲ应每隔2h进行更换。
（2）开展921A钢真实环境下腐蚀疲劳裂纹扩展试验研究。结果表明，空气环境中的921A钢寿命次数相较于海水环境下缩短了53.5%。随着应力强度因子范围的增大两种条件下的裂纹扩展速率均增加，但海水环境下的裂纹扩展速率约为空气环境中的2.43倍，具有明显的加速作用；
（3）对921A钢开展了单频作用和不同加速腐蚀环境下腐蚀疲劳寿命结果分析。结果表明，加速腐蚀环境3(0.5Hz)、加速腐蚀环境3(1Hz)、加速腐蚀环境4(1Hz)、加速腐蚀环境5(1Hz)、加速腐蚀环境6(2Hz)的腐蚀疲劳失效次数相较于自然海水分别降低了47.1%、16.2%、29.1%、29.6%、45.6%，存在这种现象主要分为几点：其一加速腐蚀环境腐蚀性的强弱和去除附着腐蚀物作用的有无；其二加载频率越小，加速腐蚀环境与试样裂纹尖端及新鲜金属面的接触时间越久，裂纹尖端及新鲜金属面受到的腐蚀作用越大。除加速腐蚀环境3(1Hz)以外，其他工况下的寿命误差均超过了规定的误差标准，无法满足腐蚀疲劳试验寿命误差的要求；
参考文献（略）