腐蝕缺陷對(duì)921A鋼力學(xué)- 電化學(xué)性能的影響

劉德紅， 徐慶林， 王向軍

(1.武漢城市學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)部， 湖北 武漢 430083； 2.91404部隊(duì)， 河北 秦皇島 066003；3.海軍工程大學(xué) 電氣工程學(xué)院， 湖北 武漢 430033)

0 引言

不同金屬建造的各型艦船在海水中航行時(shí)，易發(fā)生電化學(xué)反應(yīng)造成船體的腐蝕。由于海水是天然的電解質(zhì)，船體腐蝕產(chǎn)生的腐蝕電流會(huì)在海水中形成腐蝕電場(chǎng)[1-4]。為了防止腐蝕的加劇，需要在船體表面噴涂致密的防腐涂層。隨著時(shí)間的推移，由于長(zhǎng)期受到水流、泥沙的沖刷，防腐涂層不可避免地會(huì)產(chǎn)生剮蹭甚至脫落等破損，涂層破損處就會(huì)比涂層完好處發(fā)生更嚴(yán)重的腐蝕而形成腐蝕缺陷。隨著船體腐蝕的進(jìn)一步加劇，腐蝕缺陷的尺寸也會(huì)發(fā)生改變，同時(shí)腐蝕缺陷尺寸的變化又會(huì)影響到腐蝕缺陷附近結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布，而船體結(jié)構(gòu)應(yīng)力的改變又會(huì)影響船體的腐蝕速率，從而形成了“缺陷尺寸→局部應(yīng)力→腐蝕速率→缺陷尺寸→局部應(yīng)力…”相互耦合的力學(xué)- 電化學(xué)循環(huán)效應(yīng)[5-6]。

Gutman[7]在《固體表面的力學(xué)化學(xué)》一書(shū)中對(duì)金屬在腐蝕介質(zhì)和應(yīng)力協(xié)同作用下的力學(xué)- 電化學(xué)行為進(jìn)行了系統(tǒng)闡述，引起學(xué)者的廣泛關(guān)注并開(kāi)展了大量的研究[8-12]。文獻(xiàn)[13]通過(guò)有限元法對(duì)海底腐蝕缺陷管線的剩余強(qiáng)度分析計(jì)算時(shí)，發(fā)現(xiàn)腐蝕缺陷深度的影響比腐蝕缺陷長(zhǎng)度的影響大；文獻(xiàn)[14]通過(guò)COMSOL Multiphysics仿真軟件建立的腐蝕電場(chǎng)力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型，得出船體結(jié)構(gòu)的變形導(dǎo)致了腐蝕缺陷處的應(yīng)力集中，力學(xué)化學(xué)效應(yīng)使得金屬腐蝕電位負(fù)移的結(jié)論。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)腐蝕缺陷處于彈性變形時(shí)，應(yīng)力腐蝕電偶產(chǎn)生的腐蝕電場(chǎng)模值較??；當(dāng)腐蝕缺陷進(jìn)入塑性變形時(shí)，應(yīng)力腐蝕電偶產(chǎn)生的腐蝕電場(chǎng)顯著增大。

目前基于力學(xué)- 電化學(xué)效應(yīng)的腐蝕缺陷的研究對(duì)象主要是管線鋼[15-18]，而針對(duì)艦船常用的高強(qiáng)度低合金鋼則研究較少。本文基于腐蝕缺陷的力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型，研究了船用921A鋼腐蝕缺陷尺寸(缺陷深度和缺陷寬度)在力學(xué)- 電化學(xué)耦合效應(yīng)下對(duì)應(yīng)力分布，腐蝕電位、腐蝕電流密度以及腐蝕電場(chǎng)的影響規(guī)律，為實(shí)現(xiàn)應(yīng)力與腐蝕介質(zhì)協(xié)同作用下船體剩余強(qiáng)度估算和艦船腐蝕防護(hù)提供理論指導(dǎo)[19-22]，同時(shí)為進(jìn)一步分析921A鋼-B10銅合金這一對(duì)異種金屬對(duì)耦合模型的影響并開(kāi)展試驗(yàn)驗(yàn)證打下堅(jiān)實(shí)理論基礎(chǔ)。

1 力學(xué)- 電化學(xué)耦合理論模型

表1所示為921A鋼的主要化學(xué)成分組成。由表1可以看出，船用921A鋼的主要成分為鐵，還包含少量的碳以及鎳、錳、鉻等微量金屬元素，由于含量極少，當(dāng)發(fā)生陽(yáng)極溶解反應(yīng)時(shí)這些雜質(zhì)元素的溶解對(duì)電極電位的影響可以忽略。為簡(jiǎn)化分析，對(duì)模型做如下假設(shè)：1)將船用921A鋼的陽(yáng)極反應(yīng)簡(jiǎn)化成鐵陽(yáng)極反應(yīng)；2)在金屬鐵的腐蝕反應(yīng)過(guò)程中，氧陰極還原反應(yīng)和鐵陽(yáng)極氧化反應(yīng)的過(guò)電位分別為1.255 V和0.177 V，過(guò)電位均大于0.12 V，因此可以將船體921A鋼在自腐蝕電位下的電極反應(yīng)由Butler-Volmer方程簡(jiǎn)化為T(mén)afel方程；3)在溶液中無(wú)其他金屬。

表1 921A鋼的化學(xué)成分

1.1 載荷和腐蝕介質(zhì)協(xié)同作用下的電化學(xué)實(shí)驗(yàn)

為獲取921A鋼的應(yīng)力應(yīng)變曲線及極化曲線，將921A鋼從軋制鋼中采用線切割的方式切取成如圖1所示的拉伸試樣。為了避免拉伸試樣表面銹蝕對(duì)拉伸力學(xué)性能的影響，實(shí)驗(yàn)前對(duì)試樣作如下處理：1)用SiC濕砂紙將試樣逐級(jí)打磨至1 000目，去除試樣表面的銹蝕；2)用丙酮脫脂，去除試樣表面的油漬；3)依次采用乙醇和蒸餾水對(duì)試樣表面進(jìn)行沖洗，去除試樣表面殘留的顆粒及試劑；4)將試樣置于干燥箱中烘干。電化學(xué)性能測(cè)試的試樣由拉伸試樣處理而成，其處理方法為：在拉伸試樣表面通過(guò)焊接方式引出一根導(dǎo)線作為信號(hào)端，導(dǎo)線焊接處用環(huán)氧樹(shù)脂進(jìn)行密封，避免焊接處的焊錫及導(dǎo)線對(duì)試樣電化學(xué)性能造成影響。在試樣中間段留出1 cm長(zhǎng)度的工作面，非工作面也用環(huán)氧樹(shù)脂進(jìn)行密封處理。密封后去除工作面表面的殘膠，確保工作面的光亮清潔。電化學(xué)測(cè)試試樣如圖2所示。

圖1 拉伸試樣實(shí)物圖

圖2 電化學(xué)測(cè)試試樣

力學(xué)- 電化學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖3所示。

圖3 力學(xué)- 電化學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

該平臺(tái)主要由機(jī)械載荷、減速機(jī)、壓力傳感檢測(cè)系統(tǒng)及電化學(xué)工作站等組成。工作機(jī)理如下：首先對(duì)載荷采用上海釧匣機(jī)械設(shè)備有限公司生產(chǎn)的FS63型1∶30的減速機(jī)進(jìn)行放大，放大的載荷通過(guò)機(jī)械傳動(dòng)裝置施加到試樣上。利用臨沂恒湖公司生產(chǎn)的V8016N_P型壓力傳感器檢測(cè)試樣上所施加的載荷值。該壓力傳感器測(cè)量范圍為±15 kN，配備有數(shù)字顯示器以便于精確顯示載荷值。當(dāng)載荷達(dá)到屈服強(qiáng)度后，通過(guò)位移量計(jì)算試樣產(chǎn)生的塑性應(yīng)變。

參照國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.1—2010對(duì)921A鋼進(jìn)行單軸拉伸性能測(cè)試。拉伸實(shí)驗(yàn)在最大靜載荷為 50 kN 的拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，測(cè)試標(biāo)距為50 mm，加載方式為控制位移法，加載速度為1 mm/min。取 3塊處理好的拉伸試樣重復(fù)進(jìn)行3次拉伸實(shí)驗(yàn)，然后將得到的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)取平均值后便得到921A鋼的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線如圖4所示。

由圖4可以看出，921A鋼的屈服強(qiáng)度約為708 MPa。當(dāng)發(fā)生腐蝕缺陷時(shí)，若缺陷中心應(yīng)力值小于屈服強(qiáng)度殼體會(huì)發(fā)生彈性變形，缺陷中心應(yīng)力值大于屈服強(qiáng)度則會(huì)發(fā)生塑性變形。

電化學(xué)實(shí)驗(yàn)采用模擬海水作為電解液。模擬海水由JENIKA深礁實(shí)驗(yàn)室用晶體珊瑚海鹽與蒸餾水配置而成，配重比例為1∶30。經(jīng)上海雷磁儀器有限公司DDBJ-351L電導(dǎo)率儀檢測(cè)，模擬海水電導(dǎo)率為4.0 S/m；經(jīng)上海雷磁PHSJ-3F型PH計(jì)檢測(cè)，溶液pH值為8.0～8.3。參比電極選擇武漢高仕睿聯(lián)科技有限公司生產(chǎn)的型號(hào)為PK1038固態(tài)Ag/AgCl電極，輔助電極為武漢高仕睿聯(lián)科技有限公司生產(chǎn)的鉑盤(pán)工作電極。電化學(xué)測(cè)試采用武漢科思特儀器股份有限公司生產(chǎn)的CS310型電化學(xué)工作站，測(cè)試參數(shù)配置如下：RE、CE及WE三電極體系；開(kāi)路電位測(cè)試的采樣頻率為1 Hz，測(cè)試時(shí)間為3 500 s；極化曲線測(cè)試的電位掃描范圍為-1.1～-0.1 V(相對(duì)Ag/AgCl參比電極)，掃描速率為1 mV/s。圖5所示為921A鋼在模擬海水中的極化曲線。

圖5 921A鋼在3.5%NaCl溶液中的極化曲線

通過(guò)極化曲線可以求解得到電極反應(yīng)的電化學(xué)參數(shù)，求解過(guò)程如下。首先由能斯特(Nernst)方程得到電極反應(yīng)的平衡電位：

(1)

式中：φb為電極平衡電位；φ0為標(biāo)準(zhǔn)電極電位；R為氣體常數(shù)，R=8.314 3 J·K·mol；T為絕對(duì)溫度，T=298.15 K；n為電極反應(yīng)中電子轉(zhuǎn)移數(shù)；F為法拉第常數(shù)，F(xiàn)=96 485 J/(mol·V)；αr和αo分別為還原態(tài)和氧化態(tài)系數(shù)。

由(1)式計(jì)算得到的電極平衡電位為氫標(biāo)電位，經(jīng)過(guò)換算得到相對(duì)于Ag/AgCl參比電極的平衡電位。

由塔菲爾(Tafel)公式，可得

(2)

式中：η為電極過(guò)電位，η=φc-φb，φc為電極腐蝕電位；α為電極反應(yīng)傳遞系數(shù)；j0為交換電流密度；j為極化電流密度。

在(2)式中，對(duì)數(shù)前面的系數(shù)即為塔菲爾斜率，即

(3)

實(shí)驗(yàn)測(cè)定極化曲線后，通過(guò)塔菲爾直線外推法，可得η～logj曲線。把極化曲線的線性部分外推，與平衡電位線的交點(diǎn)，即為交換電流密度logj0，由此可求得交換電流密度j0。

η～logj曲線線性部分的斜率即為塔菲爾斜率b。然后將塔菲爾斜率代入(3)式計(jì)算得到電極反應(yīng)傳遞系數(shù)α[23]。

通過(guò)上述擬合方法，代入數(shù)值后得到921A鋼相對(duì)于Ag/AgCl參比電極的腐蝕電化學(xué)部分參數(shù)如表2所示。

表2 921A鋼的腐蝕電化學(xué)參數(shù)(相對(duì)于Ag/AgCl參比電極)

1.2 力學(xué)- 電化學(xué)效應(yīng)下鐵陽(yáng)極腐蝕電位值

(4)

應(yīng)力作用下鐵陽(yáng)極反應(yīng)的平衡電位[24]如(5)式所示：

(5)

式中：Δp為應(yīng)力張量中水靜壓部分的絕對(duì)值；Vm為金屬的摩爾分子體積，對(duì)于碳鋼，Vm=7.13×10-6m3/mol；υ為方向因子，對(duì)于拉伸變形，其取值為0.4～0.5；α=1.67×1011cm-2；N0為金屬發(fā)生塑性變形前的初始位錯(cuò)密度，N0=1×109cm-2；εp為塑性應(yīng)變量。

1.3 力學(xué)- 電化學(xué)效應(yīng)下鐵陽(yáng)極和氧氣陰極反應(yīng)電流密度

鐵陽(yáng)極在應(yīng)力作用下氧化溶解的電流密度[25]

(6)

氧陰極在應(yīng)力作用下還原反應(yīng)電流密度的半經(jīng)驗(yàn)公式[26]為

(7)

1.4 力學(xué)- 電化學(xué)效應(yīng)下溶液中的電場(chǎng)分布

電極/溶液界面的電極電位和溶液中的電位分布滿(mǎn)足拉普拉斯方程

(8)

(9)

式中：Ex、Ey和Ez分別為溶液中電場(chǎng)的x軸、y軸和z軸 3個(gè)分量；|E|為電場(chǎng)模量。

2 力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型仿真分析

通過(guò)COMSOL Multiphysics仿真軟件建立基于腐蝕缺陷的力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型。采用固體力學(xué)模塊分析應(yīng)力分布，采用二次電流分布模塊分析金屬/溶液界面的腐蝕電位分布，陽(yáng)極、陰極和凈電流密度分布以及腐蝕電場(chǎng)分布。使用迭代式求解器中的FGMRES算法分別對(duì)兩個(gè)物理場(chǎng)進(jìn)行求解。921A鋼應(yīng)力仿真參數(shù)如圖6所示。將船體圓柱體結(jié)構(gòu)模型簡(jiǎn)化為平面模型，假設(shè)腐蝕缺陷為橢球型。921鋼長(zhǎng)度為縮比物理船模兩肋骨間的單跨長(zhǎng)度600 mm，殼體厚度為28 mm；921鋼x軸方向左端為固定約束，右端為拉伸方向，拉伸位移取值為1.8 mm。921鋼的內(nèi)壁在y軸方向的拉伸位移為0。將921A鋼按照自由三角形網(wǎng)格類(lèi)型進(jìn)行網(wǎng)格剖分，并對(duì)腐蝕缺陷進(jìn)行細(xì)分，腐蝕缺陷處最大和最小單元網(wǎng)格剖分尺寸分別為2 mm和0.18 mm，剖分后得到三角形網(wǎng)格單元總數(shù)為22 538個(gè)。船體結(jié)構(gòu)的彈塑性應(yīng)力仿真采用小塑性應(yīng)變模型并滿(mǎn)足von Mises屈服準(zhǔn)則。

圖6 力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型示意圖

通過(guò)分析服役的部分艦艇，對(duì)其殼體出現(xiàn)的腐蝕缺陷尺寸進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)缺陷寬度范圍為200～320 mm，缺陷深度范圍為6～12 mm出現(xiàn)的概率最大，因此根據(jù)上述實(shí)際情況確定腐蝕缺陷參數(shù)：1)深度分別為6 mm、8 mm、10 mm和12 mm(腐蝕缺陷寬度為200 mm，拉伸位移為1.8 mm)；2)腐蝕缺陷寬度分別為200 mm、240 mm、280 mm和320 mm(腐蝕缺陷深度為12 mm，拉伸位移為1.8 mm)。上述兩個(gè)參數(shù)的變化可以通過(guò)COMSOL軟件的參數(shù)掃描功能實(shí)現(xiàn)，即通過(guò)設(shè)置某個(gè)參數(shù)變化時(shí)(本文中是指將缺陷寬度范圍設(shè)置為200～320 mm，缺陷深度范圍設(shè)置為6～12 mm這一變化區(qū)間)所得到的一系列仿真結(jié)果。

2.1 腐蝕缺陷對(duì)腐蝕缺陷處應(yīng)力分布的影響

圖7所示為缺陷尺寸對(duì)腐蝕缺陷處應(yīng)力分布的影響。由圖7可以看出：應(yīng)力在腐蝕缺陷中心兩側(cè)呈對(duì)稱(chēng)分布，且應(yīng)力最大值出現(xiàn)在腐蝕缺陷中心，應(yīng)力最小值則分布在腐蝕缺陷的兩端點(diǎn)；當(dāng)缺陷深度分別為6 mm、8 mm、10 mm和12 mm時(shí)，腐蝕缺陷中心的應(yīng)力值分別為703 MPa、710 MPa、729 MPa和745 MPa；當(dāng)缺陷寬度分別為200 mm、240 mm、280 mm和320 mm時(shí)，腐蝕缺陷中心的應(yīng)力值分別為745 MPa、738 MPa、730 MPa和723 MPa，表明缺陷深度變化時(shí)，腐蝕缺陷中心應(yīng)力值逐漸超過(guò)921A鋼的屈服強(qiáng)度708 MPa，進(jìn)行了由彈性變形向塑性變形的過(guò)渡；當(dāng)缺陷寬度變化時(shí)，腐蝕缺陷中心應(yīng)力值一直大于921A鋼的屈服強(qiáng)度，始終處于塑性變形階段。

圖7 缺陷尺寸對(duì)腐蝕缺陷處應(yīng)力分布的影響

在本文研究的腐蝕缺陷深度和寬度范圍內(nèi)，腐蝕缺陷中心的應(yīng)力值均在921A鋼的屈服強(qiáng)度附近，缺陷尺寸對(duì)腐蝕缺陷處應(yīng)力分布沒(méi)有明顯的影響，非腐蝕缺陷處的應(yīng)力值隨著缺陷深度的增大而有所減小，而缺陷寬度對(duì)非腐蝕缺陷處的應(yīng)力值也沒(méi)有明顯的影響。

2.2 腐蝕缺陷對(duì)腐蝕電位的影響

2.2.1 腐蝕缺陷對(duì)溶液中電位分布的影響

圖8所示為缺陷深度和缺陷寬度對(duì)溶液中電位分布和921A鋼中應(yīng)力分布的影響。由圖8可見(jiàn)：缺陷深度和缺陷寬度變化時(shí)，腐蝕缺陷處均出現(xiàn)了不同程度的應(yīng)力集中，缺陷深度越大或者缺陷寬度越小，腐蝕缺陷處的應(yīng)力集中越明顯，腐蝕缺陷兩邊的應(yīng)力隨著缺陷深度的增大而有所減小，而缺陷寬度對(duì)腐蝕缺陷兩邊的應(yīng)力沒(méi)有明顯的影響；溶液中的電位差隨著缺陷深度的增大而增大，即缺陷深度越大，腐蝕缺陷處的力學(xué)- 電化學(xué)效應(yīng)也越明顯，而缺陷寬度變化時(shí)，腐蝕缺陷處的力學(xué)電化學(xué)效應(yīng)沒(méi)有明顯的改變。

2.2.2 腐蝕缺陷對(duì)金屬/溶液界面電位分布的影響

圖9所示為缺陷深度和缺陷寬度對(duì)金屬/溶液界面腐蝕電位分布的影響。由圖9可知：腐蝕缺陷處的金屬/溶液界面腐蝕電位隨著缺陷深度的增大而急劇負(fù)移，而腐蝕電位隨著缺陷寬度的減小而小幅負(fù)移，表明缺陷深度越大或者缺陷寬度越小，腐蝕缺陷處力學(xué)- 化學(xué)效應(yīng)也越明顯；當(dāng)缺陷深度分別為6 mm、8 mm、10 mm和 12 mm，缺陷寬度分別為200 mm、240 mm、280 mm和320 mm時(shí)，在此變化范圍內(nèi)，當(dāng)缺陷深度變化時(shí)，缺陷中心的腐蝕電位范圍為 -686～-697 mV；而缺陷寬度變化時(shí)，缺陷中心的腐蝕電位范圍為-694～-697 mV，缺陷深度變化時(shí)腐蝕電位的波動(dòng)范圍比缺陷寬度變化時(shí)大，因此缺陷深度對(duì)腐蝕電位的影響大于缺陷寬度，其原因是因?yàn)椋涸诒疚难芯康娜毕萆疃确秶鷥?nèi)，腐蝕缺陷中心進(jìn)行了由彈性變形向塑性變形的過(guò)渡，而在研究的缺陷寬度范圍內(nèi)，腐蝕缺陷中心一直處于塑性變形階段，這也是圖8(a)溶液中電位變化明顯而圖8(b)溶液中電位幾乎不變化的原因所在。

圖8 不同缺陷尺寸下溶液中的電位分布和船體鋼中的應(yīng)力分布

圖9 缺陷尺寸對(duì)金屬/溶液界面腐蝕電位分布的影響

2.3 腐蝕缺陷對(duì)電流密度的影響

圖10、圖11和圖12分別為缺陷尺寸對(duì)缺陷處的陽(yáng)極電流密度分布、陰極電流密度分布和凈電流密度分布的影響，從中可見(jiàn)：由于缺陷深度變化時(shí)，缺陷中心由彈性變形過(guò)渡到塑性變形，而缺陷寬度變化時(shí)，腐蝕缺陷中心一直處于塑性變形階段，因此缺陷深度對(duì)陽(yáng)極電流密度、陰極電流密度和凈電流密度的影響均大于缺陷寬度。腐蝕缺陷兩端點(diǎn)的凈電流密度為負(fù)，表明局部應(yīng)力腐蝕電偶是由腐蝕缺陷附近不均勻的應(yīng)力分布引起的。

圖10 不同缺陷尺寸下腐蝕缺陷處的陽(yáng)極電流密度分布

圖11 不同缺陷尺寸下腐蝕缺陷處的陰極電流密度分布

圖12 不同缺陷尺寸下腐蝕缺陷處的凈電流密度分布

2.4 腐蝕缺陷對(duì)腐蝕電場(chǎng)的影響

圖13所示為不同缺陷深度和缺陷寬度下溶液中腐蝕電場(chǎng)模量和船體鋼中的應(yīng)力分布。由圖13可知：腐蝕缺陷深度較小時(shí)，船體鋼中的應(yīng)力分布相對(duì)比較均勻，因此由應(yīng)力腐蝕電偶形成的腐蝕電場(chǎng)較小，而隨著缺陷深度的增大，缺陷處的應(yīng)力集中越來(lái)越明顯，導(dǎo)致溶液中的腐蝕電場(chǎng)也逐漸增大；腐蝕電場(chǎng)隨著缺陷寬度的增大略有減小，但是由于在研究的缺陷寬度范圍內(nèi)，腐蝕缺陷中心一直處于塑性變形階段，因此缺陷寬度對(duì)腐蝕電場(chǎng)的影響較小。

圖13 不同缺陷尺寸下溶液中的腐蝕電場(chǎng)模量分布和船體鋼中的應(yīng)力分布

圖14為缺陷深度和缺陷寬度對(duì)腐蝕缺陷處電場(chǎng)模量分布的影響。由圖14可知，缺陷尺寸對(duì)腐蝕缺陷區(qū)域的電場(chǎng)模量影響較大，而對(duì)非腐蝕缺陷區(qū)域的電場(chǎng)模量影響很小，腐蝕缺陷區(qū)域的電場(chǎng)模量隨著缺陷深度的增大而逐漸增大，隨著缺陷寬度的增大而逐漸減小。值得注意的是，腐蝕電場(chǎng)模量的最大值出現(xiàn)在腐蝕缺陷的兩個(gè)端點(diǎn)處，而不是出現(xiàn)在腐蝕缺陷中心，由于腐蝕缺陷處應(yīng)力分布的不均勻，腐蝕缺陷中心陽(yáng)極極化而腐蝕缺陷兩邊陰極極化形成應(yīng)力腐蝕電偶，其中腐蝕缺陷的兩個(gè)端點(diǎn)陰極極化最為明顯，兩端點(diǎn)的陰極極化程度大于腐蝕缺陷中心的陽(yáng)極極化程度，由圖12可以看出：兩端點(diǎn)的凈電流密度絕對(duì)值大于腐蝕缺陷中心的凈電流密度絕對(duì)值。

圖14 不同缺陷尺寸下腐蝕缺陷處的電場(chǎng)模量分布

3 結(jié)論

本文通過(guò)建立921A鋼在局部腐蝕情況下的力學(xué)- 電化學(xué)耦合模型，深入研究了腐蝕缺陷深度和腐蝕缺陷寬度對(duì)應(yīng)力分布、腐蝕電位、腐蝕電流密度以及腐蝕電場(chǎng)的影響。得到以下主要結(jié)論：

1) 缺陷深度越大或者缺陷寬度越小，腐蝕缺陷處的應(yīng)力集中越明顯，腐蝕缺陷兩邊的應(yīng)力隨著缺陷深度的增大而有所減小，而缺陷寬度對(duì)腐蝕缺陷兩邊的應(yīng)力沒(méi)有明顯的影響。

2) 溶液中的電位差隨著缺陷深度的增大而增大，腐蝕缺陷處的金屬/溶液界面的腐蝕電位隨著缺陷深度的增大而急劇負(fù)移，而腐蝕電位隨著缺陷寬度的減小小幅負(fù)移。

3) 缺陷深度對(duì)陽(yáng)極電流密度、陰極電流密度和凈電流密度的影響均大于缺陷寬度。缺陷兩端點(diǎn)的凈電流密度為負(fù)，說(shuō)明缺陷附近應(yīng)力分布的不均勻引起了局部的應(yīng)力腐蝕電偶。

4) 電場(chǎng)模量隨著缺陷深度的增大而逐漸增大，隨著缺陷寬度的增大而逐漸減小。