全球对油气资源需求增加，世界各国陆续在海上建造了大量的船舶、海洋平台及油气管道等海洋结构物。海洋环境下特殊的湿度、盐度、酸碱度以及海生物联合作用，结构极易发生腐蚀。海洋环境中腐蚀类型主要有均匀腐蚀、点蚀、缝隙腐蚀、冲击腐蚀、空泡腐蚀等^[1]，其中最常见的是均匀腐蚀和点蚀。在海洋工程钢结构的设计中^[2]，主要考虑由均匀腐蚀引发的构件板厚减少和力学性能下降，而对构件点蚀造成的影响考虑较少。Nakai等^[3]对带附连翼板肋骨的钢质海工试件进行了拉压试验，研究发现相比于均匀腐蚀，点蚀引起的钢材力学性能退化更为严重。研究表明：点蚀损伤程度的加深将导致结构发生重大事故的概率大幅增加^[4]，点蚀将导致结构强度、延性和冲击强度等力学性能的退化^[5]，点蚀附近区域的应力集中还可能引发该处疲劳裂纹的产生和扩展，形成局部构件的脆性破坏，甚至最终导致结构整体失效^[6]。1988年7月，由于点蚀损伤严重，英国北海阿尔法平台上高压凝析油发生泄漏，并引起天然气生产平台爆炸，造成165人死亡^[4]。因此，对点蚀引发的海工高强钢材力学性能衰退的研究具有较为重要的意义。

Szklarska^[7]将点蚀定义为因钢材表面钝化膜被破坏而导致的局部金属溶解。点蚀成因和发展机理较为复杂^[8]，其特征参数较多且各参数之间相互关联，很难由单参数的研究汇总得到多参数对点蚀损伤的影响。目前对点蚀影响的研究中试验方法最为有效，也更近似于真实情况。在试验中，各国研究者采用了不同的点蚀制备方法，Melchers^{[2, 9]}采用了实际海洋环境挂片的方法，通过试验结果建立了点蚀时变模型，但模型仅适用于无腐蚀防护系统钢材在海洋全浸区的均匀腐蚀情况。Paik等^[10-11]对点蚀钢板的极限强度进行了试验和有限元分析，发现点蚀截面损失比点蚀深度对钢材力学性能的影响更为严重，海工结构的极限强度应由扣除点蚀损伤截面后的最小横截面积决定。Nakai等^[3]通过机械钻孔的方式制备点蚀试验试件，对带有点蚀损伤的散货船典型构件的力学性能进行了研究。

目前，在海洋工程领域对点蚀损伤的研究较少，其主要研究结果多针对于陆上结构。孙晓燕等^[12]采用电化学加速腐蚀和人工环境模拟方法制备了腐蚀钢筋样本，并对钢筋性能退化进行了试验研究。张伟平等^[13]通过不同途径制备了腐蚀钢筋试件，进行了腐蚀钢筋的应力-应变关系研究。然而，由于海工结构钢所处海洋腐蚀环境的特殊性和复杂性，点蚀因素对海工结构钢的影响以及导致其力学性能的衰退和损伤规律与陆上结构有较大差异，因此仍然需要对海工结构钢的点蚀影响进行深入的研究和分析。

本文针对NV-D36海工高强度结构钢材，实施电化学加速腐蚀试验，得到不同损伤程度点蚀试件，并对其进行单轴拉伸试验。分析带有点蚀损伤钢材试件宏观破坏现象以及力学性能。并结合数值方法对试件带有点蚀损伤钢材试件应力分布规律进行分析。

1 点蚀和拉伸试验概况 1.1 试验室点蚀制备原理

真实海洋环境下，钢材腐蚀是一种较缓慢的电化学过程。在试验环境中，可采用加速腐蚀来模拟真实腐蚀情况。惰性电极和钢材分别连接电源正负极，置入电解质溶液。对钢材通恒强度电流，钢材作为阳极将发生氧化反应进而溶解。根据法拉第电解定律，得到溶解物质质量和通过电量的定量关系:

$ m = KQ $

(1)

式中:m为金属腐蚀质量，K为电化学当量，Q为电量。调整电流强度与时间比例，即可在较短的时间内得到试验所需求的腐蚀程度。

1.2 点蚀损伤程度评价指标

评价钢材腐蚀率主要采用两种指标。一种是忽略局部腐蚀，以腐蚀前后质量减少量来评价腐蚀程度，称为质量损失率；另一种以腐蚀处最小截面积的减少量衡量腐蚀程度，称为截面积损失率η_s：

$ {\eta _s} = \frac{s}{{{s_0}}} \times 100\% $

(2)

式中S₀和S为腐蚀前后试件的最小截面积。

海工结构构件的最小截面不易测量，因此多采用质量损失率来评价其腐蚀程度。然而质量损失率仅适用于均匀腐蚀的情况，无法对点蚀等不均匀腐蚀情况进行评价。对于点蚀情况，为了考虑点蚀深度和直径的影响，本文除了采用截面损失率η_s，还采用点蚀深度共同作为腐蚀损伤程度的评价指标。

1.3 试验过程 1.3.1 试件设计

试件钢材采用海工高强度钢NV-D36，钢厂提供了该钢材的基本力学性能参数，其中，屈服强度为430 MPa，极限强度为553 MPa，延伸率约为26%。因海洋工程多为板材，试验试件设计为板件。试件由夹持段、过渡段及试验段三部分构成。试件厚度为6 mm，夹持段长度为55 mm，宽度为18 mm；过渡圆弧半径为15 mm；试验段长度为21 mm，宽度为9 mm；试件具体尺寸如图 1所示。

在图 1所示试件表面进行点蚀制备，得到不同程度点蚀损伤的钢材试验试件。本次试验设计为单点腐蚀，点蚀位置位于试件表面中心处。其中10个试件点蚀直径为5 mm，点蚀深度由0.77 mm至1.48 mm逐渐增加；其他8个试件点蚀深度为3 mm，点蚀直径由3 mm至9 mm逐渐增加。

1.3.2 点蚀试验

点蚀试验设备由PS-603D恒流源、塑料水箱、NV-D36钢材试件、铜管、导线及质量分数为5% NaCl溶液等组成。本文采用全浸入的方式进行电化学加速腐蚀试验，将密封好的钢材试件放入电化学加速腐蚀试验系统中进行加速腐蚀，电化学加速腐蚀试验系统如图 2所示。

采用上述腐蚀方法及设备对钢材试件实施不同程度点蚀制备，钢材试件点蚀制备结果如图 3所示。特别地，在所有试件进行拉伸试验之前，专门制备了3个1号试件对其拉伸力学性能进行对比分析，得到的试件的各项力学性能均差异较小。因此，每类试验试件制备了一件。图 3中左起1~10号点蚀直径为5 mm，点蚀深度逐渐增加；11~18号点蚀深度为3 mm，点蚀直径逐渐增加。

1.3.3 拉伸试验

拉伸试验加载设备采用MTS电液伺服万能试验机。试验机准确度等级为Class 0.5；数据采集使用MTS Test Suite tws数据采集系统，采集频率为30 Hz。采集拉伸试验下试件拉伸载荷、对应变形及试验段应力、应变等数据，进而计算得到不同点蚀损伤条件下的钢材屈服强度、极限强度和延伸率等。拉伸试验过程满足《金属材料拉伸试验(GB/T 228.1-2010)》规范^[14]要求。

2 试验结果分析 2.1 试验现象

对具有不同程度点蚀损伤的NV-D36钢材试件进行拉伸试验。其中，完好试件的断裂应变接近30%，截面收缩率较高，钢材延性较好。图 4(a)、(b)和(c)为带有点蚀损伤钢材试件拉伸过程，与完好试件相同，均经历了拉伸-颈缩-断裂的过程。因试件在点蚀处截面积较小，颈缩与断裂均发生在点蚀处，断口呈纤维状，且试件在断裂时无明显声音，点蚀损伤试件仍为延性断裂。随着点蚀深度和截面损失率的增加，钢材断裂应变逐渐降低，断口处形状从明显的锯齿形趋于平整断面。由于点蚀深度增加和截面减小等因素试件侧面发生沿点蚀深度方向的弯曲。

2.2 载荷-位移曲线

通过单轴拉伸试验，得到钢材试件的轴向拉伸载荷-位移曲线，如图 5所示。图 5(a)对比了不同点蚀深度钢材试件的载荷-位移关系曲线。试件点蚀直径均为5 mm，点蚀深度由0.77 mm (12.8%T)逐渐增至1.48 mm (24.7%T)，其中，T为试件厚度。由载荷-位移曲线可知，随着点蚀深度增加，钢材极限变形减小，钢材的后期变形能力下降。极限载荷也明显下降，最大下降比例为7.9%。图 5(b)为不同截面损失率对应的钢材试件载荷-位移曲线。19个试件点蚀处截面依次减小，截面损失率由7.8%逐渐增至41.5%。随着钢材截面损失率的增加，试件极限载荷和极限位移均出现较为明显的下降。

2.3 极限强度及延伸率退化规律 2.3.1 点蚀对极限强度的影响

由表 1可知，带有点蚀损伤钢材试件的名义极限强度均发生了不同程度的下降，最大下降比例为40.7%。其中，因P₂试件点蚀处底部存在微小的局部凸起导致P₂试件的剩余截面积大于P₁试件的剩余截面积，所以P₂试件的名义拉伸极限大于P₁试件的名义极限强度。P₉、P₁₄和P₁₆等试件也是如此，但对名义极限强度的变化趋势影响较小。图 6为名义极限强度随点蚀深度及截面损失率变化关系，名义极限强度与点蚀深度及截面损失率均呈线性关系。随着点蚀深度及截面损失率的增加，名义极限强度发生退化。其中名义极限强度随点蚀深度变化数据分布较分散，拟合效果稍差，但名义极限强度随截面损失率退化的规律较明显。通过曲线拟合，得到名义极限强度随截面损失率变化公式:

$ \tilde \sigma = 1.024{\rm{ }} - 0.010{\rm{ }}4{\eta _s} $

(3)

2.3.2 点蚀对延伸率的影响

由表 2可知，随着点蚀损伤程度加深，延伸率完好时22%下降至9.5%，最大下降比例可达56.7%。由图 5可知延伸率与点蚀深度和截面损失率均呈负相关关系，其中延伸率随截面损失的增加具有较明显的退化趋势。通过数学拟合，延伸率随截面损失率退化关系为

$ \tilde \delta = 0.399 + 0.611{\rm{exp}}( - 0.063{\eta _s}) $

(4)

3 点蚀对钢材应力分布的影响

从图 7中可以看出，完好试件及点蚀深度较浅试件存在明显的屈服平台，随着点蚀深度及截面损失率的增加，钢材应力应变关系曲线的屈服平台消失。

为研究应力-应变关系中屈服平台消失的原因，进一步对试件拉伸试验进行数值模拟分析。试件模型的基本力学参数取自完好试件的试验结果：弹性模量为1.9×10⁵ MPa，屈服强度为419 MPa，极限强度为560 MPa。其中，在ABAQUS软件中输入的钢材本构关系是真实应力应变关系。钢材的试验应力应变关系和真实应力应变关系的具体转化过程公式如下：

试验应变:

$ {\varepsilon _{{\rm{test}}}} = \frac{{\Delta l}}{{{l_0}}} $

(5)

试验应力:

$ {\sigma _{{\rm{test}}}} = \frac{F}{{{A_0}}} $

(6)

真实应变:

$ {\varepsilon _{{\rm{true}}}} = \int\limits_{{l_0}}^l {\frac{{{\rm{d}}l}}{l} = {\rm{ln}}\left( {\frac{l}{{{l_0}}}} \right) = {\rm{ln}}(1 + {\varepsilon _{{\rm{test}}}})} $

(7)

真实应力:

$ {\sigma _{{\rm{true}}}} = \frac{F}{A} = \frac{F}{{{A_0}\frac{{{l_0}}}{l}}} = {\rm{ }}{\sigma _{{\rm{test}}}}(1 + {\varepsilon _{{\rm{test}}}}) $

(8)

式中:Δl为试件长度的变化量，l₀为试件的初始长度，l为试件的当前长度，F为拉伸载荷，A₀为试件的初始截面积，A为试件变形后的截面积。真实应力-应变曲线的强化段为一段平滑的应力-应变曲线，需在数值分析中考虑材料非线性。因此，在ABAQUS/Standard中对试验试件进行了非线性静力分析。

图 8为带有点蚀损伤试件应力分布的分析路径，试件中心路径(Middle)为过完好试件中心的轴向路径，点蚀边缘路径(Edge)为沿点蚀边缘处的轴向路径，试件边缘路径(Side)为沿试验段边缘的轴向路径。a、b和c三点在Side路径上，分别位于轴向76、77和78 mm处。对不同点蚀深度钢材试件进行拉伸数值模拟，拉伸载荷为190 MPa，远小于钢材的屈服强度。

由于试验试件为变截面，在拉伸载荷作用下，试验段应力大于夹持段应力。拉伸载荷为190 MPa时，完好试件轴向应力分布如图 9(a)试件中心路径所示，试件最大应力为376 MPa。从图 9(a)中可以看出，由于点蚀损伤的出现，点蚀周围存在明显的应力集中，点蚀损伤处的应力集中导致试件最大应力上升至421 MPa，已远超过屈服应力。

随着点蚀深度的加深，点蚀周围应力集中现象越明显，图 9(b)为不同程度点蚀损伤情况下，Edge路径的应力分布，拉伸载荷为190 MPa，点蚀深度分别为0.77、1.59和1.96 mm，对应的最大应力分别为421、438和450 MPa，均已超过屈服应力。图 9(c)为不同拉伸载荷作用下，点蚀深度为0.77 mm时的Edge路径的应力分布，点蚀周围的应力随着拉伸载荷的增加而增加，点蚀损伤处较其他区域提前进入屈服阶段。当点蚀周围处应力达到屈服应力时，而距点蚀较远处应力远未达到屈服应力，载荷继续增加时，应力集中程度继续加深，点蚀周围应力继续上升，应力值将不会出现震荡，宏观上则表现为屈服平台消失。

进一步，由图 9(d)可知，随着点蚀深度的增加，试件边缘处Side路径上的应力呈上升趋势。Side路径上a、b和c三点处的应力均随点蚀深度的增加而增加，且距离点蚀越近的点，其应力上升速度越快。由此可知，随着点蚀深度的增加，点蚀周围应力集中影响区在向外扩展，且应力值的上升速度与距点蚀的距离成反比。

4 结论

1) 随着点蚀深度和截面损失率的增加，钢材拉伸性性能出现了不同程度的损伤退化。随着损伤程度的加深，钢材应力应变关系曲线中的屈服平台逐渐消失，名义极限强度随截面损失率呈直线关系退化，延伸率随截面损失率近似按指数关系退化。

2) 对点蚀周围区域的应力分布进行了深入分析，确定了造成钢材力学性能衰退的主要因素是点蚀损伤引起的局部应力集中。基于点蚀附近区域应力集中程度的不同，钢材力学性能的退化程度具有一定差异。