5.1.5腐蚀产物楔入

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由于普通结构用金属其氧化物的体积明显大于金属本身，所以不能忽略腐蚀产物在缝隙或正在扩 展裂纹中楔人可能引起的附加载荷。实际上，仅被认识到几种重要的情况通常出现在发生显著缝隙腐 蚀的地方。

查中的一个重要障碍是 观还

变压器标准规范范本5.2.2偏离正常运行条件

冷凝器泄漏、离子交换失效、化学清洗的残留物、冷却水失效（导致温度升高）、氧气进人等的几率都 需要客观地评估，在这方面工厂运行者存在的侥幸心理会严重阻碍寻求实际解决方案。宜仔细检查操 作记录来评价发生偏离的程度。 担心温度的瞬时升高或服役环境的变化，在于其可将系统状态移到能激活应力腐蚀破裂（SCC)的 区域，否则无需担心。因此，在评估裂纹的重要性时，宜检查相关材料在环境中的暴露史，并且评估有多 少数据可用于预测偏离之后恢复到正常温度或化学条件下裂纹扩展的可能性及扩展速率。通常这些数 据是有限的。

容液浓缩过程局部环境的发展（缝隙形成、隐

宜注意缝隙的存在，因为它会引起局部溶液化学变化并导致腐蚀。这些可能是裂纹的先兆，在评估 实验室数据或在模拟服役环境中进行测试时需要给予考虑。传热条件下由隐藏返出/发造成的浓缩 过程可能比离子迁移的情况严重。可通过运行温度及局部过热情况下的杂质溶解度来估计理论上的浓 度极限。溶质将浓缩直到沸点提高为止、在局部过热和系统压力下沸腾不再发生为止，或者若有预先干 须的话直到溶解度极限为止。在上述最后一种情况下，在蒸汽覆盖下，将形成一个薄的、非常浓缩的液 体层（从应力腐蚀的角度来看.这不一定能更好）

腐蚀监测是评价服役环境侵蚀性的重要手段，在水化学瞬变或污染造成的运行条件波动时尤其 如果能证实这些瞬变可能导致应力腐蚀裂纹萌生和扩展，那么可根据损伤性周期的次数而不是 暴露时间，来建立一个更好的基础用于预测。这也可用来根据第一瞬变开始时或当涂层等其他 系统失效时，确定初始损伤发生的基准

注：首先确保实际上的相关材料与设计阶段的规定相符。有很多因素会最终影响材料的服役表现。

在制造期间或表面加工/打磨时，会在材料中引入冷加工。在很多实验室测试中，通常将试样湿 良好的表面光洁度，典型情况是Ra数值小于1um，主要目的是保证数据的可重复性且避免表面

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加工的任何影响。在服役状态，材料常常受到过相当粗糙的打磨（或者供应的材料就带有冷加工残留）。 控制不良（粗滥）的机械加工能导致表面过热，相应地就可能存在显著的表面应力、变形层、硬度的增加， 如果合金是亚稳态或热过程诱导的亚稳态，还可能有显微组织变化（例如贝氏体和未回火马氏体）。高 位错密度和相关的短程扩散路径可以促进某些类型的应力腐蚀。因此，不注意这些细节就可能无法根 居实验室测试来可靠地预测服役中的破裂， 预测的不确定性在于一旦裂纹在此层（有残余应力和变形梯度）中萌生并扩展出冷加工区后，将在 多大程度上继续扩展。虽然观察到有些服役场合中裂纹不扩展的情况，但也有证据表明如果冷加工深 度足够大，那么裂纹会持续扩展。一个关键方面是残余应力梯度，如果其从表面向内急剧下降，那么裂 文即使萌生后也会由于应力与裂纹尺寸的组合不足以达到持续扩展所需的应力强度因子临界值 （见7.1)而停止扩展。如果应力梯度比较平缓，则可确保裂纹持续扩展。问题是冷加工程度和深度可 能不是直接原位表征出来的，而是来自材料加工过程的经验推断

假设射线检测评估已经确保焊接部位没有重要的物理缺陷，那么焊接段的裂纹扩展情况主要与残 余应力、硬度、局部显微组织和/或微观化学变化有关，尽管接头几何形状可能对力学驱动力和局部环境 化学有影响。 要关心实际情况可能会与焊接工艺评定情况有偏差，这涉及焊接件显微组织和微观化学变化及对 应力腐蚀破裂的影响，比如热输人太高和焊料不足可能导致在晶界或在析出粒子、拉长并聚集的夹杂物 和局部硬斑点处发生敏化。这些特性不易进行原位测量。原则上电化学动电位再活化法（EPR)可检测 致化，这取决于能否在部件上完成。可拆卸部件上可做金相检测，同样涡流和巴克豪森噪声能检测硬斑 点但二者都需要表面抛光.最适合于可拆卸部件

6.3.1时效（热老化）

辐照损伤可导致显著的硬化，可产生与上述时效（热老化)类似的效应。在经受中子辐照剂量高过 每个原子一个位移的奥氏体不锈钢中观察到的另一个效应是晶界成分发生显著变化，原因是晶格缺陷 王移到晶界（以及位错和自由表面)处而淹没。常见奥氏体不锈钢中发生的最显著结果是晶界处宽度约 为10nm极窄带中的铬浓度下降，这导致在氧化性的高温水中发生沿晶应力腐蚀破裂（ISCC）。有时称 之为辐照敏化，但是它并没有热致敏化那样的晶界碳化物

显微组织相对于主应力的取向能影响应力腐蚀破裂行为。例如在铝合金上所观察到的，在有拉

7Kis与裂纹扩展速率的预测

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有横向之间性能有显著差异的情况下，这是一个典

果并非关键，则在许多情况下通过进一步监测所检测到的裂纹获得最相关的裂纹扩展数据。这也有作为实验 室预测基准的价值。最常用的方法是表征材料的Ksc值并且判断裂纹是否超过该临界值的限制， 7.1KisCC 显然，如果检测到的裂纹被视为应力腐蚀裂纹，那么其已经超过了某临界值。然而该数值可能是线 弹性断裂力学（LEFM)并不适用的平整表面、腐蚀坑或浅缺陷处萌生裂纹的临界值（见图1）。在这些 情况下，最好认为KISCc是随后的裂纹持续扩展（或裂纹停止扩展）的临界值

图1应力腐蚀破裂的双参数处理法示意图

KIsCc概念很重要，其数值对环境条件、温度和载荷特性敏感。因此，一种条件下获得的数据不宜转 用于另一种条件。 KIsCc不宜视为材料的固有特性，因为其敏感地取决于环境和载荷条件，用于服役时宜考虑这些条 件。此外，暴露于环境的材料可能存在某些实验室短期测试反映不出的长期性变化。其定义表示低于 亥值时就没有持续的裂纹扩展，或裂纹扩展要停止，这就涉及裂纹尺寸测量方法的分辨率和实验者的 时心。 长裂纹的行为通常如图2所示，这里给出疲劳裂纹典型行为的比较

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b）应力腐蚀裂纹扩展

图2疲劳a)和应力腐蚀破裂b)的典型裂纹扩展行为示意图

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当存在明显的循环载荷分量时，K1sCc的概念变得不宜直接使用。图4给出示范。尽管图中有 Kisc门槛值，但不宜与静载荷门槛值混淆，因为其是循环加载参数的特例

当存在明显的循环载荷分量时，K1sCc的概念变得不宜直接使用。图4给出示范。尽管图中有 c门槛值，但不宜与静载荷门槛值混淆，因为其是循环加载参数的特例

图4腐蚀疲劳和应力腐蚀破裂的相互作用

对于偶然承受巨大热瞬变的碳钢和低合金钢锅炉壳体和类似的压力容器，有一种已知的应力腐

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破裂特殊形式，称为应变诱发腐蚀破裂，这最初是从德语术语中翻译而来的。这重裂纹扩展仅仅发生在 动态应变期间，在静态受载期间裂纹尖端通常钝化：然而它仅仅是应力腐蚀破裂的一种形式，而非疲劳

soc值情况下裂纹扩展速

在大量的案例中，可检测到相对较浅的裂纹，并且其以显著低于相关长裂纹的扩展速率发生扩展。 与天然气管道相关的图5通常用作表示这种裂纹扩展行为的示意图

标引序号说明： 裂纹扩展速率； X 时间； S 阶段（例如第一阶段、第二阶段等）； 1 不发生应力腐蚀破裂的条件； 2 裂纹萌生，应变速率降低导致破裂速率下降，少许裂纹连接； 3 裂纹继续萌生，连接增加； 4 大裂纹连接： 5 法拉第定律确定的裂纹扩展速率上限： 6 快速断裂

然而这不宜一概而论，因为短裂纹的扩展速率及其随裂纹尺寸而演变的公开发表数据很少。短裂 纹的扩展速率将取决于显微组织（其可能受表面制备的影响）、应力梯度和局部裂纹化学或电化学随裂 纹深度的变化

7.3高于Kc情况下的裂纹扩展

对于许多体系，高于Kscc时的裂纹扩展可能会很快。此时，裂纹容限理念可能仅在裂纹扩展被认 为是间歇性的情况下才是可行的，例如与系统化学中的偶然短期偏移相关联。然而，也有许多体系的第 二阶段裂纹扩展速率并不快（例如蒸汽涡轮盘钢），实验室裂纹扩展速率可用于确定检查间隔。 图6～图9给出在这方面几个体系的裂纹扩展数据示例（注意这些图中裂纹扩展速率单位的差 异。

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温度对蒸汽轮机转子钢中应力腐蚀裂纹扩展速

标引序号说明： —应力腐蚀裂纹扩展速率△a/△t（m/s）； X——应力强度因子K（MPa·ml/2）； 奥氏体不锈钢在130℃的42%MgCl2溶液中； 奥氏体不锈钢在105℃的22%NaCI溶液中。

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图9几种铝合金在3.5%NaCI溶液中的应力腐蚀破裂数据

基于最严苛的上限法具有安全性和保险性的优势，但可导致不允许用特定降级机理去做出系统在 有限时间内继续运行的判断，然而对应于平均行为不太严苛的假设可能指明系统实际上还有较大的安 全余量。这是一个复杂的问题，概率方法和风险分析是基本的互补性工具。 大于Kc时的裂纹扩展速率常用公式（1）表示：

式中： C 一常数； n 一常数； K。一动态断裂韧性。 针对具体应用已推导出相关的表达式，宜合理使用

式中： C 常数； 常数； K。—动态断裂韧性。 针对具体应用已推导出相关的表达式，宜合理使用

服役中裂纹的观察宜始终保守地假定裂纹正在扩展。然而确实有些情况下，裂纹萌生、扩展一段 后就停止了。当存在由于应力松弛、应力再分布或者应变速率降低引起的力学驱动力降低时，就可 这种行为。一条裂纹扩展到抗力更强的材料（例如源自冷加工表面的裂纹扩展到内部）时，裂纹尖

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处也可发生钝化而停止扩展。还有种情况是裂尖反应的传输控制动力学原因导致裂纹扩展逐渐减慢到 亭止。如果裂纹萌生是由于化学、温度或应力的瞬时偏离而引起，正常后裂纹就可能停止扩展，并且可 能仅在发生新的偏离之后重新开始扩展。 需要不断监测以确证裂纹停止扩展，但重要的是得出停止扩展的原因，然后预测其可能被重新激发 的条件。

F(t)一 在时间t之后失效部件的分数； to 初始分布（其中t二t。时，失效分数为零）； 7 一 特性寿命或尺度参数（理解为当F（t）=0.632时的时间）； β 一线性变换的形状参数。 形状参数决定了失效风险是否随时间而增加或减少，以及失效时间的可变性。例如它能反映破裂 率随时间的变化， 累积分布通常作为时间的函数表示为自然对数图，见公式（3）： lnln(1/[1F(t)])=βln(tto)βln(n) ·（3） 式中： F（t） 在时间t之后失效部件的分数； to 初始分布（其中t二t。时，失效分数为零）； 特性寿命或尺度参数[理解为当F（t)=0.632时的时间]； 线性变换的形状参数。 可从表达式中获得参数和β

因为裂纹扩展机制固有的复杂性，所以对裂纹止在扩展的设备分析需要专门技能、专业知识和经 验。该分析涉及裂纹增长规律的断裂评估和数值积分的使用。 步骤一：基于测量的检测值或基于反映了检测中不确定性的最大值，对初始裂纹尺寸进行断裂评 估。如果证明部件是可接受的，即它完好地位于图10所示的失效评估图（FAD)边界内，比如裂纹深度 与贯穿壁厚度相比较小，则宜考虑补救措施以防止裂纹的进一步扩展。补救措施可包括降低应力使 K

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的性质和驱动它发展的服役条件。确定材料和服役环境是否存在裂纹扩展规律。若存在裂纹扩展规 律海绵城市标准规范范本，则可以进行裂纹扩展分析。否则，在适用的情况下，宜进行破前漏（LBB)分析，以确定是否能得到可 接受的最大裂纹尺寸。 步骤三：基于预期的运行条件计算缺陷处的应力，包括任何动态应力分量。在这些计算中，宜考虑 所有相关的运行条件，包括正常和不正常运行、启动和停机。 步骤四：基于先前的裂纹尺寸、K值和裂纹扩展规律，确定裂纹尺寸的演变。如果正在评估的是表 面裂纹，则裂纹深度根据裂纹最深部分处的应力强度因子而增加，裂纹长度根据表面处的应力强度因子 而增加（这二者或许是不同的）。 步骤五：确定当前裂纹尺寸（ao，C。）扩展到与FAD或LBB判据相关的限定性裂纹尺寸所需的时 间。可接受该部件继续运行的前提是：包括适当的服役余量后达到限定性裂纹尺寸的时间大于所需的 运行周期；在适当的情况下通过验证过的技术，在运行中在线或在停机期间监测裂纹扩展；通过在线监 则和停机检查观测到的裂纹扩展速率低于剩余寿命预测中使用的裂纹扩展速率；要避免负载不正常或 环境恶化，或在分析中将其考虑在内。如果限定性裂纹尺寸的深度重新归类为贯穿壁厚度的裂纹，则应 当满足破前漏LBB判据可接受的条件。在下次检查时，建立实际裂纹扩展速率，并重新评估本节每个 过程的新缺陷条件。或者，就修理或更换部件或实施其他有效的缓解措施。图11的流程图给出了评估 处理的概要

9改进服役条件以减缓裂纹扩展

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图11结构完整性评估流程图（EAC即环境促进破裂

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9.3改变环境/更严格的环境控制

一个关键目标是控制电极电位，以使电位处于对环境促进破裂敏感性最小的区域中。这可以通过 空制氧化性物质的浓度或者施加电流来实现。由于应力腐蚀破裂的发生经常是由于偏离最佳运行条 牛，例如氨球的氧/水量，最有效的途径通常是严格控制水化学，以使超出规范水化学的程度和频率最小 化。还有些不太常见的情况是，材料与其环境之间长期的通用相容性问题在设计阶段没有受到怀疑，但 随着系统老化而显现。在为避免投资昂贵的新设备而延长设备使用寿命的趋势下，该问题日益突出。 除了控制氧化性物质之外，还可使用其他化学抑制手段，但明智地选择抑制剂以确保它对于已存在 的缺陷是有效的。

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