旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型及其應(yīng)用

劉德俊,田干,*,金國(guó)鋒,楊正偉,任碧云,魏花麗

(1.火箭軍工程大學(xué) 導(dǎo)彈工程學(xué)院,西安 710025; 2.西安航天復(fù)合材料研究所,西安 710025)

火箭推進(jìn)劑貯箱采用高強(qiáng)度鋁合金材料,海底管道、陸地長(zhǎng)輸管道及壓力容器采用不銹鋼或低合金鋼等材料。在推進(jìn)劑、海水等輸送介質(zhì)或盛裝介質(zhì)腐蝕作用下,這些金屬材料表面極易發(fā)生點(diǎn)蝕。由點(diǎn)蝕導(dǎo)致的應(yīng)力集中會(huì)引起裂紋的萌生、擴(kuò)展等斷裂失效問(wèn)題,從而降低設(shè)備的使用壽命,因此,關(guān)于蝕坑及其表征模型強(qiáng)度問(wèn)題的研究一直廣受學(xué)者關(guān)注[1-7]。

為了準(zhǔn)確表征蝕坑產(chǎn)生的影響,1954年,Eubanks[8]采用半球描述點(diǎn)蝕坑,實(shí)現(xiàn)了蝕坑應(yīng)力集中的近似分析。但是半球模型無(wú)法體現(xiàn)蝕坑形狀比對(duì)應(yīng)力集中的影響,為此,1978年,Fujita和Sadavasu[9]將半球形模型發(fā)展為半橢球模型,為研究蝕坑的影響提供了更為有效的方法。在此基礎(chǔ)上,Cerit[10]通過(guò)對(duì)半橢球蝕坑應(yīng)力分布的有限元分析,發(fā)現(xiàn)隨著蝕坑形狀比的改變,最大應(yīng)力出現(xiàn)在蝕坑底部或坑口下側(cè)位置,擬合出蝕坑與應(yīng)力集中系數(shù)之間的經(jīng)驗(yàn)公式,并將該成果應(yīng)用于壓力容器的強(qiáng)度分析[11-12],為含蝕坑狀態(tài)下的壓力容器安全分析提供了有效途徑。類似地,Hou和Song[13]則基于半橢球形蝕坑模型研究了受拉伸載荷下的蝕坑應(yīng)力分布。結(jié)果發(fā)現(xiàn)應(yīng)力集中系數(shù)與蝕坑形狀比線性相關(guān),但與蝕坑相對(duì)深度成非線性關(guān)系。2016年,Li[14]采用半橢球形模型探究了主、次蝕坑的寬度、深度和距離等因素對(duì)金屬結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn)蝕坑的萌生會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力集中系數(shù)發(fā)生乘數(shù)效應(yīng),使結(jié)構(gòu)的剩余強(qiáng)度大幅度地降低;2019年,Liu等[15]討論了蝕坑與材料內(nèi)部孔洞對(duì)應(yīng)力集中的影響,提出了可表征蝕坑形狀參數(shù)、缺陷距離比等因素的應(yīng)力集中系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式,豐富了蝕坑模型的研究范圍。

但是在工程實(shí)際中,蝕坑的幾何形狀十分復(fù)雜,半橢球模型與真實(shí)的蝕坑具有非常大的差別。文獻(xiàn)[16-18]也認(rèn)為半橢球形蝕坑演化出的半橢圓裂紋會(huì)極大地高估蝕坑引起的應(yīng)力奇異性,從而會(huì)高估結(jié)構(gòu)的剩余強(qiáng)度,造成不必要的資源浪費(fèi)。為此,Turnbull等[19]在試驗(yàn)觀察的基礎(chǔ)上提出了更能反映蝕坑真實(shí)形貌的U形蝕坑模型,其應(yīng)力集中現(xiàn)象比半橢球蝕坑更為突出。在此基礎(chǔ)上,張川和姚衛(wèi)星[20]利用U形蝕坑模型研究了危險(xiǎn)蝕坑的應(yīng)力狀態(tài),并給定了危險(xiǎn)蝕坑的判別準(zhǔn)則。文獻(xiàn)[21]認(rèn)為具有尖深邊緣且能反映蝕坑底部形貌的蝕坑模型能夠準(zhǔn)確地表征蝕坑造成的應(yīng)力集中問(wèn)題,但是并未建立相應(yīng)的模型。因此,本文為了準(zhǔn)確地表征點(diǎn)蝕坑形貌,描述點(diǎn)蝕產(chǎn)生的應(yīng)力集中效應(yīng),基于蝕坑張開(kāi)角的重新定義,提出了旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型,有效地反映出不同形狀比的蝕坑形貌。同時(shí),與半橢球形蝕坑模型進(jìn)行了有限元對(duì)比分析,得到了不同形狀比下的蝕坑應(yīng)力分布規(guī)律。最后,采用掃描電鏡(scanning electron microscope,SEM)觀察拉伸破壞試驗(yàn)件的蝕坑截面,驗(yàn)證了模型的正確性。

1 旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型建立

腐蝕環(huán)境下,結(jié)構(gòu)表面蝕坑形貌不盡相同。面積、深度、長(zhǎng)度等形狀特征突出的蝕坑不但影響結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度,還能導(dǎo)致裂紋萌生致使材料斷裂破壞。如圖1所示,暴露于腐蝕介質(zhì)中的結(jié)構(gòu)蝕坑形貌,通過(guò)觀察呈現(xiàn)2種典型情形[20]:圖1(a)為淺平蝕坑,特點(diǎn)是坑底狹長(zhǎng),材料表面銜接處應(yīng)力相對(duì)集中;圖1(b)為尖深蝕坑,特點(diǎn)是坑底狹窄,應(yīng)力集中區(qū)域多聚集在坑底,且比淺平蝕坑更具破壞性。

圖1 典型蝕坑圖Fig.1 Typical corrosion pit patterns

在蝕坑形貌觀察中,坑底的輪廓可近似簡(jiǎn)化為光滑過(guò)渡。因此,坑底附近區(qū)域截面可通過(guò)控制曲率半徑r的大小來(lái)確定蝕坑坑底尖銳的程度?；谏鲜黾僭O(shè),提出了描述尖深蝕坑及淺平蝕坑的旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型。

1.1 尖深蝕坑截面

對(duì)于尖深蝕坑,坑底曲率半徑r較小且小于蝕坑深度,因此,在蝕坑輪廓線底部做以r為半徑的曲率圓。該圓作為旋轉(zhuǎn)拋物-錐形模型的基礎(chǔ)起到確定坑底位置的作用。

如圖2所示,蝕坑截面輪廓線為GDICH。以坑底I為原點(diǎn),x、y軸如圖2所示,作以O(shè)為圓心、r為坑底曲率半徑的曲率圓,由于旋轉(zhuǎn)拋物體母線的系數(shù)與曲率半徑相關(guān),因此過(guò)I點(diǎn)做拋物線L,圖2中m為蝕坑半長(zhǎng),h為蝕坑深度。

圖2 尖深蝕坑示意圖Fig.2 Sharp-deep corrosion pit

設(shè)拋物線L方程為

式中:p為旋轉(zhuǎn)物體母線系數(shù)。

因?yàn)镮為拋物線頂點(diǎn),則

過(guò)曲率圓分別作平行于y軸且與圓分別相切于點(diǎn)A、B的直線AE和BF,與拋物線L交于點(diǎn)D(r,r/2)和C(r,r/2),定義∠EOF為蝕坑張開(kāi)角,分別將G、D和C、H線形連接,從而形成尖深蝕坑輪廓線。

根據(jù)直線解析式及GD、CH坐標(biāo)得到解析式:

由相應(yīng)幾何關(guān)系得到尖深蝕坑張開(kāi)角θ與坑底曲率半徑和蝕坑深度關(guān)系:

1.2 淺平蝕坑截面

對(duì)于淺平蝕坑,由于坑底曲率半徑r較大且常大于坑深h,如圖3所示,因此,淺平蝕坑輪廓線的構(gòu)造與尖深蝕坑輪廓線構(gòu)造方法有所不同。

圖3 淺平蝕坑示意圖Fig.3 Shallow-flat corrosion pit

如圖3所示,蝕坑截面輪廓為GDICH。參照1.1節(jié),I為原點(diǎn),作以O(shè)為圓心,r為半徑的曲率圓,根據(jù)式(1)和式(2)做過(guò)點(diǎn)I的拋物線L。AE和BF是平行于y軸與圓相切的2條切線,A、B為切點(diǎn),E、F是與拋物線L的交點(diǎn);延長(zhǎng)蝕坑上邊GH與曲率圓相交于M、N,即MN為曲率圓的割線。過(guò)G、F作垂線與拋物線L交于D、C,從而形成淺平蝕坑輪廓線。進(jìn)而得到GD、CH兩個(gè)垂線方程為

定義圓周角∠EOF(鈍角)為蝕坑張開(kāi)角θ,由幾何關(guān)系得到淺平蝕坑張開(kāi)角θ與坑底曲率半徑和蝕坑深度的關(guān)系:

通過(guò)對(duì)尖深蝕坑與淺平蝕坑建模分析,能夠得到張開(kāi)角是關(guān)于蝕坑深度及蝕坑底部曲率半徑的函數(shù)。當(dāng)r＜h時(shí),蝕坑為尖深蝕坑,此時(shí)張開(kāi)角在(0,90°)內(nèi);當(dāng)r≥h時(shí),蝕坑為淺平蝕坑,此時(shí)張開(kāi)角范圍為[90°,180°)。為簡(jiǎn)化蝕坑模型表達(dá),定義形狀比λ=m/h,坑底平整度γ=r/h,得到拋物線-線型蝕坑模型如下:

1)尖深蝕坑,θ∈(0,90°),r＜h

2)淺平蝕坑,θ∈[90°,180°),r≥h

1.3 蝕坑截面比較

半橢球形蝕坑是根據(jù)蝕坑近似長(zhǎng)度及深度簡(jiǎn)化成橢圓長(zhǎng)短徑而得到的,該蝕坑模型雖然比較簡(jiǎn)便,但是其關(guān)于應(yīng)力集中敏感性仍有待商榷。因此,該部分將通過(guò)改變形狀比λ=m/h、坑底平整度γ=r/h,將不同蝕坑張開(kāi)角下的旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑與等深等長(zhǎng)的半橢球蝕坑截面進(jìn)行比較,其中h為0.5mm。如圖4～圖6所示,當(dāng)蝕坑長(zhǎng)度和深度一定,半橢球蝕坑對(duì)蝕坑形態(tài)的變化不敏感,而旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑則能通過(guò)坑底曲率半徑的改變調(diào)節(jié)坑底的尖銳或平整程度,即隨著曲率半徑的增大,蝕坑可由尖深坑過(guò)渡到淺平坑。

圖4 λ=0.8的蝕坑形貌比較Fig.4 Comparison of corrosion pit morphology under λ=0.8

圖5 λ=1.0的蝕坑形貌比較Fig.5 Comparison of corrosion pit morphology under λ=1.0

圖6 λ=1.2的蝕坑形貌比較Fig.6 Comparison of corrosion pit morphology under λ=1.2

對(duì)于θ＜90°的尖深蝕坑,半橢球形蝕坑所圍成的截面面積大于旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑的截面面積,因此后者更能反映應(yīng)力集中的現(xiàn)象;而對(duì)于θ＞90°的淺平蝕坑,旋轉(zhuǎn)拋物-錐形模型截面面積更大,所多出的面積主要集中在蝕坑側(cè)面邊緣處,因此旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑從形貌上更能符合該類蝕坑的“淺、平”的特點(diǎn)。綜上,與常規(guī)的半橢球蝕坑相比,旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑能夠在蝕坑深度、長(zhǎng)度一定的條件下針對(duì)蝕坑尖銳平整程度較為準(zhǔn)確的反映蝕坑形貌。

2 三維蝕坑數(shù)值分析

2.1 有限元模型建立

分別將相同λ的旋轉(zhuǎn)拋物-錐形及半橢球形蝕坑建立在長(zhǎng)為10mm、寬為10mm、高為5mm的長(zhǎng)方體平板上,材料為鋁合金,彈性模量為70GPa,泊松比0.28,屈服應(yīng)力290MPa。如圖7所示,平板一端固定,另一端施加100MPa的均勻壓力,進(jìn)而得到不同λ的蝕坑周邊應(yīng)力大小及分布情況;網(wǎng)格劃分中,蝕坑周?chē)捎?0節(jié)點(diǎn)的Solid187四面體單元,蝕坑其余部分通過(guò)20節(jié)點(diǎn)Solid186六面體單元?jiǎng)澐?采用局部控制的方式對(duì)蝕坑周邊進(jìn)行局部加密。

圖7 模型加載條件與蝕坑網(wǎng)格模型Fig.7 Boundary condition and mesh model

為證實(shí)數(shù)值建模的準(zhǔn)確性,文獻(xiàn)[13]已對(duì)有限元法在不同蝕坑應(yīng)力分析中得到了數(shù)值上的應(yīng)用,并將蝕坑數(shù)值應(yīng)力求解與理論求解進(jìn)行了比對(duì)。因?yàn)閺椥粤W(xué)中帶圓孔平板的理論應(yīng)力分布已知,所以由圓孔中心處向外不同位置處的Mises應(yīng)力能夠被估計(jì)。

表1比較的是平板上半徑b為0.4mm的孔,在拉伸荷載S為100MPa的作用下,沿與拉伸方向夾角δ為90°的孔邊應(yīng)力數(shù)值結(jié)果與理論解析解進(jìn)行比較,帶孔平板如圖8所示,可以看出在相同位置,數(shù)值求解結(jié)果與理論Mises應(yīng)力值的主要誤差低于6%,符合精度要求。由此可說(shuō)明含蝕坑平板在拉伸載荷下的數(shù)值分析結(jié)果具有一定的準(zhǔn)確性。

表1 理論與數(shù)值Mises應(yīng)力比較Table1 Comparison of theoretical and numerical Mises stress

圖8 帶孔平板示意圖Fig.8 Schematic diagram of plate with hole

2.2 結(jié)果分析與討論

為探究旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑適用性以及蝕坑應(yīng)力變化規(guī)律,因此設(shè)定蝕坑深度h為0.5mm,λ分別為0.8、1.0與1.2,分析不同γ下的蝕坑應(yīng)力分布。此外,建立長(zhǎng)短徑分別為m、h的半橢球蝕坑模型作為數(shù)值結(jié)果對(duì)比,進(jìn)而得到不同蝕坑模型應(yīng)力數(shù)值分析結(jié)果。

圖9為λ=0.8時(shí)的蝕坑局部應(yīng)力分布。當(dāng)γ從0.4增長(zhǎng)到1.0,蝕坑張開(kāi)角θ隨之增大,即蝕坑從尖深型到淺平型轉(zhuǎn)變過(guò)程中,蝕坑局部應(yīng)力集中帶從蝕坑坑底轉(zhuǎn)移至坑口附近。θ較小時(shí)(見(jiàn)圖9(a)),應(yīng)力集中帶在坑肩以下,且?guī)捿^窄呈長(zhǎng)條狀分布,應(yīng)力最大值靠近坑底;隨著θ增大,應(yīng)力集中帶分散為兩部分分別位于坑肩處,而坑底呈現(xiàn)出應(yīng)力分布均勻無(wú)集中的結(jié)果(見(jiàn)圖9(b)、(c))。應(yīng)力數(shù)值上,隨著θ增大,Mises應(yīng)力最大值σmax從236MPa降低為213MPa,但是θ=43.60°時(shí),σmax為215MPa與淺平蝕坑應(yīng)力數(shù)值相近,說(shuō)明蝕坑應(yīng)力集中帶接近時(shí),蝕坑局部應(yīng)力大小對(duì)γ的改變不再敏感。對(duì)半橢球形蝕坑,應(yīng)力集中帶帶寬較寬且貫穿坑底、坑肩;應(yīng)力最大值位于坑肩處,數(shù)值為202MPa(見(jiàn)圖9(d))。由此可知,對(duì)于給定m、h的半橢球形蝕坑,無(wú)法準(zhǔn)確反映不同類型蝕坑的應(yīng)力集中帶,其應(yīng)力數(shù)值結(jié)果沒(méi)有旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑保守。

圖9 λ=0.8下的蝕坑局部應(yīng)力分布Fig.9 Local stress contribution of corrosion pits under λ=0.8

圖10為λ=1.0時(shí)的蝕坑局部應(yīng)力分布。當(dāng)蝕坑為尖深型時(shí)(見(jiàn)圖10(a)),應(yīng)力集中帶較寬,聚集在坑肩下方的位置且呈軸對(duì)稱分布;當(dāng)蝕坑轉(zhuǎn)變?yōu)闇\平蝕坑時(shí)(見(jiàn)圖10(b)、(c)),應(yīng)力集中帶分成3部分,一部分在坑底,另兩部分對(duì)稱分布在坑肩兩側(cè);而且γ越大,坑底應(yīng)力分布帶越向坑兩側(cè)蔓延。應(yīng)力數(shù)值上,當(dāng)θ＜90°時(shí),σmax為203MPa,當(dāng)θ≥90°時(shí),由于淺平蝕坑應(yīng)力帶分布相近,σmax為190MPa左右。由此看出,隨著λ增大,蝕坑局部應(yīng)力逐漸降低。對(duì)于半橢球蝕坑(見(jiàn)圖10(d)),應(yīng)力集中帶仍貫穿坑底與坑口,應(yīng)力數(shù)值仍舊低于旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑的大小。

圖11為λ=1.2時(shí)的蝕坑局部應(yīng)力分布。無(wú)論是尖深或是淺平蝕坑,其應(yīng)力分布帶與λ=1.0時(shí)所對(duì)應(yīng)的蝕坑應(yīng)力分布大致相同,不同的是應(yīng)力分布帶帶寬在θ＞90°時(shí)更寬更靠近蝕坑兩側(cè);蝕坑σmax數(shù)值小,表明λ＞1時(shí)所引起的應(yīng)力集中程度低。對(duì)于半橢球蝕坑(見(jiàn)圖11(d)),應(yīng)力分布與圖10相同,σmax數(shù)值基本相同。

圖10 λ=1.0下的蝕坑局部應(yīng)力分布Fig.10 Local stress contribution of corrosion pits under λ=1.0

圖11 λ=1.2下的蝕坑局部應(yīng)力分布Fig.11 Local stress contribution of corrosion pits under λ=1.2

綜合圖9～圖11,對(duì)于半橢球形蝕坑,其應(yīng)力分布帶都是垂直于拉伸載荷方向且呈左右對(duì)稱分布。當(dāng)λ＜1時(shí),σmax位置在坑肩,而λ≥1時(shí),應(yīng)力分布帶貫穿坑底至坑口,而且應(yīng)力大小相近,因此無(wú)法判斷由蝕坑導(dǎo)致的破壞區(qū)域的具體位置,無(wú)法衡量坑底、坑肩及坑口的應(yīng)力集中敏感性,所以半橢球形蝕坑模型在結(jié)構(gòu)安全強(qiáng)度評(píng)估上具有一定缺陷。對(duì)于旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型,λ一定時(shí),隨著γ及θ的改變,蝕坑的應(yīng)力集中分布位置會(huì)隨之變化。當(dāng)λ＜1.0時(shí),θ較小時(shí),應(yīng)力集中帶在坑肩下方且?guī)捿^窄呈長(zhǎng)條狀分布,σmax出現(xiàn)在坑底附近;隨著θ增大,應(yīng)力集中帶則分散在蝕坑兩側(cè)。當(dāng)λ≥1且θ≤90°,應(yīng)力集中帶在坑肩下方且沿中心軸對(duì)稱;當(dāng)θ＞90°,應(yīng)力集中帶分為3部分,一部分在坑底附近,其余對(duì)稱分布在蝕坑兩側(cè),而且隨著θ的增大,應(yīng)力集中帶帶寬增大,并沿中心軸兩側(cè)蔓延。應(yīng)力分布帶的存在說(shuō)明該處應(yīng)力集中水平相對(duì)其他位置更高,尖深蝕坑應(yīng)力集中帶的連片表明其受載狀態(tài)下應(yīng)力集中效應(yīng)顯著,呈現(xiàn)單一局部的特點(diǎn);而淺平蝕坑應(yīng)力集中帶的分散反映了應(yīng)力集中的多源性,具有整體性特征,導(dǎo)致裂紋萌生由于應(yīng)力強(qiáng)度間的競(jìng)爭(zhēng)關(guān)系而被削弱,因此尖深蝕坑會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生更為不利的影響。相對(duì)于半橢球形蝕坑所呈現(xiàn)的僅僅是貫穿坑底至坑口的應(yīng)力集中帶,旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑能夠?qū)Σ煌愋臀g坑引起的應(yīng)力集中更為準(zhǔn)確的判斷與評(píng)估。

圖12反映了在不同λ取值下,應(yīng)力沿旋轉(zhuǎn)拋物-錐形和半橢球形蝕坑截面曲線的數(shù)值分布。對(duì)旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑,在圖12(a)中,當(dāng)λ＜1.0時(shí),尖深蝕坑截面應(yīng)力數(shù)值(γ=0.4)從坑底到坑口呈現(xiàn)先上升再下降的趨勢(shì),其σmax在坑底附近,且坑底處整體應(yīng)力大小數(shù)值較高;而淺平蝕坑截面應(yīng)力數(shù)值分布則截然相反,σmax在坑口附近且坑底附近應(yīng)力大小較低。圖12(b)、(c)中,尖深蝕坑截面應(yīng)力數(shù)值(γ＜1)從坑底到坑口呈現(xiàn)先下降再上升然后再下降的趨勢(shì),σmax在坑底附近;淺平蝕坑截面應(yīng)力數(shù)值(γ≥1)由坑口附近先下降再上升,但是坑口與坑底附近的應(yīng)力數(shù)值相近,且隨著γ的增大,數(shù)值上越來(lái)越接近相等。而對(duì)半橢球形蝕坑,當(dāng)λ＜1時(shí),應(yīng)力數(shù)值由坑底到坑口逐漸增大,σmax在坑口處;當(dāng)λ≥1時(shí),應(yīng)力數(shù)值由坑底到坑口先增大再減小,σmax在坑口附近。尤為注意的是,2種類型蝕坑坑底處的應(yīng)力總是小于其附近應(yīng)力大小,而且應(yīng)力大小有波動(dòng)。此外,在蝕坑底部和坑口鄰近范圍內(nèi),應(yīng)力大小分別沿著蝕坑半長(zhǎng)方向單調(diào)遞減,從而導(dǎo)致應(yīng)力最大的位置并非在坑口或坑底,而是位于其附近位置。

圖12 應(yīng)力沿不同λ值的蝕坑截面曲線分布Fig.12 Stress along corrosion pit sections under various λ value

為衡量旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑的應(yīng)力集中效應(yīng),通過(guò)應(yīng)力集中系數(shù)K表征,定量表達(dá)式為

式中:σmax和σnorm分別為表示幾何形狀不連續(xù)區(qū)域的局部最大彈性應(yīng)力和遠(yuǎn)場(chǎng)名義應(yīng)力。

如表2所示,旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型相對(duì)半橢球蝕坑的應(yīng)力集中系數(shù)高,得到的結(jié)果更為保守,尤其對(duì)于尖深蝕坑的應(yīng)力計(jì)算,更能反映尖深蝕坑應(yīng)力集中的嚴(yán)重程度,有利于對(duì)點(diǎn)蝕結(jié)構(gòu)安全強(qiáng)度評(píng)價(jià)。

表2 旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑與半橢球形蝕坑應(yīng)力集中系數(shù)Table2 Stress concentration factors between rotating parabolic-conial corrosion pit and semi-ellipsoid corrosion pits

3 試驗(yàn)及驗(yàn)證

為進(jìn)一步探究蝕坑應(yīng)力集中帶在拉伸載荷下的分布情況,因此,對(duì)含蝕坑2195Al-Li合金試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn),并利用SEM對(duì)蝕坑拉伸斷面進(jìn)行觀測(cè)分析。

如圖13所 示,采 用 長(zhǎng) 為118mm、寬 為25mm、高為4.5mm的6個(gè)鋁合金拉伸試樣,并在其中5個(gè)試樣中間位置人工構(gòu)造不同λ、γ類型的蝕坑,同時(shí)蝕坑表面進(jìn)行了光滑處理。根據(jù)GB/T228.1—2021金屬拉伸試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)[22],在INSTRON8801拉伸機(jī)上以1mm/min速率對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn),之后取斷裂試樣,在Hitachi Su8010掃描電鏡上進(jìn)行斷面觀察。

圖13 拉伸試樣及蝕坑形貌SEM圖Fig.13 Tensile samples and corrosion pit morphology of SEM

圖14為不同λ、γ參數(shù)下的蝕坑斷面圖和對(duì)應(yīng)的有限元應(yīng)力云圖。從斷面SEM圖中可以看出,2195Al-Li合金以沿晶斷裂為主,且內(nèi)部伴有粗大析出相和細(xì)小孔洞,由于這些細(xì)觀缺陷及層狀晶粒分布較為均勻,因此,對(duì)不同類型蝕坑斷裂源分析及模型驗(yàn)證較為有利。圖14(a)、(b)為λ=0.8、γ=0.4時(shí)尖深程度較高的尖深蝕坑斷面和應(yīng)力云圖,可看出在蝕坑坑底鄰近區(qū)域由于應(yīng)力集中導(dǎo)致了斷裂產(chǎn)生并伴隨著沿晶開(kāi)裂的現(xiàn)象,蝕坑側(cè)邊緣其余位置未發(fā)生裂紋萌生,其鄰近形貌呈現(xiàn)穿晶斷裂的特征,說(shuō)明蝕坑應(yīng)力集中位置對(duì)材料的使用有較大影響。圖14(c)、(d)為λ=1.0、γ=0.6時(shí)尖深蝕坑斷面和應(yīng)力云圖,表明其應(yīng)力分布位置與圖14(b)近似。從斷面上看,起裂位置在蝕坑坑底附近,蝕坑側(cè)邊緣沒(méi)有出現(xiàn)與起裂位置相似的沿晶斷裂形貌,其現(xiàn)象與圖14(a)一致。但是坑底處留有棱錐狀晶粒殘留,說(shuō)明由于坑底應(yīng)力大小比鄰近區(qū)域應(yīng)力數(shù)值低,使得坑底處呈現(xiàn)最終瞬時(shí)拉斷的斷裂特征。圖14(e)、(f)為λ=1.2、γ=1.2時(shí)淺平蝕坑斷面和應(yīng)力云圖,不同于尖深蝕坑,其斷裂源在坑口附近區(qū)域,而位于斷裂源以下的蝕坑輪廓斷裂特征與尖深蝕坑邊緣的斷裂形貌基本一致,雖然部分位置毗連著晶間2次裂紋和材料內(nèi)部微觀孔洞等缺陷,但是蝕坑起裂位置仍然位于蝕坑應(yīng)力最大處。

圖14 蝕坑斷面圖與應(yīng)力云圖Fig.14 Cross section and stress contour of corrosion pits

根據(jù)不同蝕坑類型的應(yīng)力分布和斷裂形貌,可發(fā)現(xiàn)所提出的旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型能夠應(yīng)用于不同類型的蝕坑強(qiáng)度分析當(dāng)中,對(duì)起裂位置的判斷及適應(yīng)性上比半橢球形蝕坑模型更為優(yōu)異。

4 結(jié) 論

點(diǎn)蝕是腐蝕環(huán)境中金屬材料的常見(jiàn)缺陷形式之一。由點(diǎn)蝕引起的應(yīng)力集中對(duì)裂紋的萌生與擴(kuò)展具有重要影響。因此,準(zhǔn)確的蝕坑模型不僅是研究裂紋產(chǎn)生的基礎(chǔ),對(duì)結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度的評(píng)價(jià)也具有十分重要的意義。為彌補(bǔ)典型蝕坑模型的不足,重新定義了張開(kāi)角,提出了旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型?；谠撃Ｐ脱芯苛诵螤畋群臀g坑平整度對(duì)蝕坑應(yīng)力集中分布的影響,最后通過(guò)含蝕坑鋁合金試樣拉伸破壞試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的正確性。主要的結(jié)論如下:

1)無(wú)論是尖深型還是淺平型蝕坑,應(yīng)力集中的極大值點(diǎn)均位于接近坑口或坑底的區(qū)域,該區(qū)域也是裂紋萌生點(diǎn)。

2)與半橢球形蝕坑模型相比,旋轉(zhuǎn)拋物-錐形蝕坑模型能夠準(zhǔn)確地表征坑底、坑肩及坑口區(qū)域的應(yīng)力分布及相互之間應(yīng)力集中的轉(zhuǎn)換規(guī)律。

3)拉伸荷載下,尖深蝕坑應(yīng)力集中的特性大于淺平蝕坑,對(duì)材料損傷程度高。