应力腐蚀下耐候钢形貌演化及损伤

林再志; 郑泽藩; 赵梓中; 郭琪

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2501145

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (7) :3011-3020 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2501145

建筑科学

应力腐蚀下耐候钢形貌演化及损伤

林再志 ¹ ,
郑泽藩 ² ,
赵梓中 ² ,
郭琪 ²^,^*

作者信息 +

Morphological Evolution and Damage of Weathering Steel under Stress-corrosion Conditions

LIN Zai-zhi ¹ ,
ZHENG Ze-fan ² ,
ZHAO Zi-zhong ² ,
GUO Qi ²^,^*

Author information +

文章历史 +

摘要

为准确评估耐候钢桥在服役环境中的真实腐蚀损伤状态,通过对Q355NHB和Q355B钢进行4种应力比和5种腐蚀天数下的加速腐蚀试验,采用显微观察、形貌扫描等方法,研究两种钢材在应力与腐蚀耦合作用下的腐蚀行貌演化规律,探究了表面粗糙度和质量损失率的演化规律。结果表明,应力在腐蚀初期对蚀坑的影响显著,随着腐蚀时间的增加,蚀坑逐渐融合为阶梯状,最大直径甚至超过2 000 μm。此外,应力比增大导致晶粒尺寸减小,相较于无应力状态,晶粒直径最大降幅高达31.92%。在此基础上,建立了钢材表面粗糙度和质量损失率分别与腐蚀时间和应力比的演化方程,发现应力状态下的表面粗糙度相较于无应力状态下高出30%,质量损失率高出6.63%,可见忽略应力对腐蚀的影响会显著低估钢材的损伤程度。

Abstract

In order to accurately assess the actual corrosion damage of weathering steel bridges under service conditions, accelerated corrosion tests were conducted on Q355NHB and Q355B steels under four stress ratios and five exposure durations. Microscopic observation and surface morphology scanning were employed to investigate the evolution of corrosion morphology, as well as the temporal and stress-dependent development of surface roughness and mass loss rate. The results show that the influence of stress is most pronounced during the early stages of corrosion, with pits progressively coalescing into stepped morphologies exceeding 2 000 μm in diameter as corrosion duration increased. An increase in stress ratio is found to induce grain refinement, with the maximum reduction in Feret diameter reaching 31.92% relative to the stress-free condition. Moreover, surface roughness and mass loss rate under stress conditions are elevated by 30% and 6.63%, respectively, compared to those observed in the absence of stress. It is concluded that omitting the effects of mechanical stress in corrosion assessments may lead to a substantial underestimation of actual material degradation in structural steels.

Graphical abstract

关键词

中性盐雾腐蚀 / 耐候钢 / 微观形貌 / 质量损失率 / 腐蚀性能

Key words

neutral salt spray corrosion / weathering steel / microstructural morphology / mass loss rate / corrosion performance

引用本文

引用格式 ▾

林再志, 郑泽藩, 赵梓中, 郭琪. 应力腐蚀下耐候钢形貌演化及损伤[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(7): 3011-3020 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2501145

LIN Zai-zhi, ZHENG Ze-fan, ZHAO Zi-zhong, GUO Qi. Morphological Evolution and Damage of Weathering Steel under Stress-corrosion Conditions[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(7): 3011-3020 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2501145

登录浏览全文

4963

注册一个新账户忘记密码

中国多座钢桥在服役过程中暴露出显著的锈蚀问题^[1],例如,南渡江桥钢桁架锈蚀和平潭海峡大桥施工栈桥腐蚀等^[2]。耐候钢具有良好的抗腐蚀特性,且可免涂装使用,有效避免了反复涂装带来的巨大维护费用和环境污染,降低了全寿命周期总成本,具有良好的建筑美学效果^[3],因此在桥梁中的应用呈上升趋势,如藏木雅鲁藏布江大桥、临猗黄河大桥、运宝黄河大桥等。免涂装耐候钢之所以能够在常规荷载下防腐蚀是因为其氧化后会在表面形成致密且附着性强的锈层,阻碍了氧气和腐蚀性离子的继续侵入,从而保护了锈层下的基体不再发生氧化反应。然而,其在服役过程中通常遭受腐蚀作用和长期应力的共同影响,可能导致锈层脱落或无法形成稳定的锈层,进而影响其抗腐蚀性能。

目前,钢材无应力状态下的锈蚀研究已较为充分,Guo等^[4]研究了Q420QHN和Q420QHNY钢在持续中性盐雾腐蚀下25 d的强度降低程度。Guo等^[5]开展了中性盐雾下Q355NHB钢加速腐蚀180 d内的力学性能劣化研究,建立了其锈蚀后的本构模型。Kong等^[6]对比了Q235和Q355钢的腐蚀速率,提出了质量损失率对其力学指标的影响。在腐蚀后的疲劳性能方面,曾浪等^[7]对Q345B钢开展了无应力状态下的盐雾加速腐蚀试验,发现随腐蚀时间延长,表面腐蚀坑数量和体积均出现一定增长;Zong等^[8]通过干湿循环腐蚀后的疲劳试验,发现腐蚀后耐候钢的疲劳寿命会产生大幅降低,且随着腐蚀时间的增长,寿命的降低速率出现增大的趋势;Zhang等^[9]发现耐候钢的锈层在疲劳荷载扰动下会发生开裂甚至脱落,进而进一步腐蚀钢材基体。

然而,在应力与腐蚀的耦合作用下,钢材的腐蚀速率会提升,钢材的劣化要明显比无应力状态下的腐蚀严重^[10-11]。钢桥长期处于应力与腐蚀作用同时作用的状态下,若使用无应力状态下的数据评估其力学性能偏于危险,将对实际工程带来安全隐患。有学者开始关注耐候钢的应力腐蚀问题,余玉洁等^[12]开展了干湿腐蚀45个循环内耐候钢Q370ENH的应力腐蚀试验,发现应力对耐候钢的屈服强度和极限强度有降低作用。翰耕等^[13]梳理了应力腐蚀下不锈钢晶体微观层面的破坏机理。

综上可以看出,当前研究主要集中在无应力状态下的腐蚀,关于腐蚀与应力耦合下的试验较少,仅有的试验主要为短时间内腐蚀,无法反应耐候钢锈层的形成与扰动过程。此外,锈层的宏微观形貌与腐蚀程度演化尚未形成定量的结论,对服役过程中耐候钢的评定造成了较大困扰。

现开展Q355NHB钢在4种应力比和5种腐蚀天数(长达100 d)下的应力腐蚀试验,同时采用Q355B钢作为对比组,探究两种钢材在应力腐蚀下的锈层演化机制,明确应力比和腐蚀时间对蚀坑深度和深径比的影响,建立质量损失率与应力比和腐蚀时间的定量关系,以期为耐候钢桥的服役性能和评估与安全设计提供理论依据。

1 试验

1.1 试件设计

采用厚度为3.80 mm的Q355NHB耐候钢,并采用Q355B低合金钢作为对比。为了开展后续的应力腐蚀试验,按照标准“金属材料-拉伸试验-第1部分:室温试验方法”^[14]制作试样,为了保障后续长期应力的施加,在试样的夹持端开螺栓孔,具体尺寸如图1所示。

1.2 长期应力施加

为了使试件长期处于指定应力状态下,设计了一种应力拉伸装置,如图2所示。该装置由两个留有试件孔和螺栓孔的加载块、两个传力螺栓、两个固定螺栓和八个螺母组成。操作时,首先将试件与加载块初步组装,安装底部固定螺栓并拧紧底部4个用于固定加载块的螺母。之后,使用万能试验机拉伸试件至指定荷载,插入并拧紧另一侧固定螺栓和螺母。最后,将施加预紧力后的试件和拉伸装置放入盐雾试验机开展应力与腐蚀耦合试验,其流程如图2所示。因实际钢材服役时一般处于弹性应力状态,所以对两种钢材的应力比φ,长期应力与屈服强度的比值,设置为0.4、0.6、0.8。考虑到应力损失,施加预紧力时额外施加10%的荷载^[15]。此外,将应变片粘贴于试验段,连接应变采集仪后监测试件安装、应力施加及安装完成后24 h内的实时应变,提取用于不同腐蚀时间的试件在稳定阶段的应力σ_s作为其长期服役的应力。

1.3 加速腐蚀试验

采用YWX/F-750盐雾试验箱对不同应力状态下的Q355NHB及Q355B试样进行中性盐雾腐蚀试验,如图3所示。根据标准《人造环境中的腐蚀试验——盐雾试验》(ISO 9227—2017)^[16],配制得到50 g/L,pH=7的氯化钠溶液。试件的摆放角度大约与垂直方向呈30°。确保80 cm²水平面积上盐雾的平均沉降率为15 mL/h。腐蚀试验的阶段设置为0、20、40、60、80、100 d。试验过程中每5 d对试件进行一次翻面,以确保试样两面腐蚀程度相同。为避免应力施加装置腐蚀,采用耐酸胶带对装置及试件夹持端进行包裹,使腐蚀仅发生在试件的试验段区域(图3)。Q355NHB试样编号为Q355NHB-t-φ,Q355B试样编号为Q355B-t-φ,其中t为腐蚀天数。在达到规定的腐蚀天数后,按照《腐蚀试验试样制备、清洗和评价的标准规程》(ASTM G1-03)^[17]对试样进行清洗。为统计质量损失率,分别在腐蚀前后对试件进行称重,精确到0.01 g。

1.4 微观观察

为了探究腐蚀对Q355NHB和Q355B钢微观结构的影响,对两种钢材不同应力比下的试件分别制作1种横断面样品和2种腐蚀表面样品。横截面的样品用于观察应力对腐蚀渗透深度的影响,2种腐蚀表面的样品分别用于观察应力腐蚀对晶粒尺寸的影响及微观蚀坑形貌扫描。蚀坑形貌扫描直接采用Keyence VK-X1000非接触式3D轮廓仪(Keyence Corporation, Japan)对除锈后试件试验段中心区域20 mm×20 mm范围进行测试。横断面样品用于观察晶粒尺寸,经切割取样、树脂镶嵌、打磨抛光、硝酸溶液蚀刻后,采用徕卡DM6000M光学显微镜(Leica Microsystems GmbH, Germany)在放大500倍下对样品进行观察,如图4所示。

2 微观形貌

2.1 蚀坑观察

如图5所示,展示了在中性盐雾环境下经过应力腐蚀的Q355NHB和Q355B钢所形成的蚀坑形态。这些蚀坑呈椭球形,其坑表面直径远大于深度,且两种钢材蚀坑的形貌演变规律大体相似。以Q355NHB钢为例,具体分析了蚀坑形貌的演变以及应力对蚀坑形貌发展的影响。

在腐蚀初期,应力对蚀坑的影响显著,钢材表面会形成微小且分散分布的腐蚀坑,直径在150~220 μm。随着腐蚀时间的推移,这些微小蚀坑逐渐融合形成更大的蚀坑,直径在1 500 μm左右。腐蚀后期,蚀坑继续融合并朝横向扩展,底部生成新的微小蚀坑,导致蚀坑深度进一步扩大,最终形成多级阶梯状蚀坑,直径大于2 000 μm。这种形状的蚀坑降低了钢材的有效截面面积,对静力性能造成潜在危险。由以上分析可知,随着腐蚀时间增长,应力腐蚀下钢材由多处点蚀逐渐转向均匀腐蚀。这与文献[9]中Q420qD钢在应力比为0.3的腐蚀下的蚀坑演化规律吻合。此外,外加应力使得锈层处于不稳定状态,导致锈层开裂和腐蚀介质侵蚀基体,从而加速了微小蚀坑的形成和融合。随着腐蚀时间的增加,锈层稳定性提高,保护能力增强,使得应力对蚀坑演化的影响逐渐降低,最终形成较大尺寸的阶梯状蚀坑。

2.2 金相分析

如表1所示为无应力状态下Q355NHB钢和Q355B钢在不同腐蚀时间下放大500倍的光镜图像。可以看出,Q355NHB钢的金相组织由大量的铁素体和少量的粒装珠光体组成,Q355B钢的金相组织有铁素体和片状珠光体组成。相比于Q355B钢,Q355NHB钢的晶粒相对细小。细小的晶粒更加致密且有利于稳定锈层的形成,使得Q355NHB的抗腐蚀性能好于Q355B。此外,随着腐蚀时间的增加,钢材表面的晶粒逐渐模糊,甚至在局部产生凹陷的蚀坑,腐蚀时间为60 d和100 d时,Q355B的晶间腐蚀更为严重。

如表2所示,以60 d为例,展示了不同应力比下两种钢材的金相。可以看出,随着应力比的增大,可直接观察到的晶粒尺寸逐渐减小,晶界逐渐模糊。Q355B钢在φ=0.6、0.8时,甚至产生了明显的晶间开裂。晶间腐蚀和晶间开裂降低了晶粒之间的咬合力,导致钢材力学性能的下降。

如图6所示,为腐蚀期60 d的两种钢材试样横截面的光学显微镜观察,可以观察到钢材在厚度方向的侵蚀,侵蚀的区域晶界模糊且颜色明显深于钢材基体。从图6中可以看出,在相同的腐蚀期内,随着施加应力的增加,两种钢材的被侵蚀的深度也逐渐增加。而且,Q355B钢被侵蚀的深度明显大于Q355NHB钢。例如,Q355B钢在φ=0.4、0.6和0.8时的侵蚀深度分别为41.88、57.08、101.51 μm,而Q355NHB钢在φ=0.4时仅在表面形成蚀坑,没有明显的厚度侵蚀,在φ=0.6、0.8时的侵蚀厚度也仅为25.84、48.53 μm,远小于Q355B钢的被侵蚀深度。

此外,采用图像处理工具ImageJ对两种钢材的腐蚀表面金相图的静力尺寸进行计算和统计,并采用Feret直径对晶粒的尺寸进行表征。Feret直径d是晶粒沿着任意方向测得的晶粒投影轮廓两边界平行切线间的距离。将Feret直径随腐蚀时间和应力比的变化绘图,如图7所示。可以看出,Q355NHB试样的Feret直径小于Q355B。随着腐蚀时间的增加,两种钢材试样的Feret直径逐渐减小。

腐蚀时间从0~100 d,Q355NHB的Feret直径分别减小了12.77%、23.35%、32.11%,Q355B分别减小了15.92%、33.79%、43.29%。除此之外,在相同的腐蚀期内,应力试样Feret直径的减小程度也高于无应力试样。例如,腐蚀期为60 d,Q355NHB应力试样的Feret直径相较于无应力试样减小了11.26%、23.47%、31.92%,Q355的应力试样相较于无应力试样减小了8.01%、10.54%、15.19%。

3 宏观特性

3.1 除锈后钢材形貌

为探究腐蚀时间对Q355NHB钢和Q355B钢宏观形貌的影响,以应力比φ为0和0.8为例,对比腐蚀阶段为20、40、60、80、100 d下的钢材除锈后的照片,如表3所示。当应力比为0,即无应力状态下腐蚀时,两种钢材在腐蚀时间为20 d时均无明显蚀坑。随着腐蚀阶段的增长,蚀坑逐渐明显,且伴随着蚀坑融合现象。应力比为0.8时, Q355B钢在腐蚀20 d时已出现非常显著的蚀坑而Q355NHB钢尚未出现。腐蚀时间大于40 d时,两种钢材均出现明显和大范围的蚀坑。在任一腐蚀阶段,Q355B钢出现的蚀坑及蚀坑融合现象较Q355NHB钢更为醒目,且出现更早。此外,两种钢材的蚀坑形貌和蚀坑融合较φ=0时更为凸显。

为探究应力比对两种钢材宏观形貌的影响,以腐蚀阶段80 d为例,对比应力比φ为0、0.4、0.6、0.8时钢材除锈后的照片,如表4所示。在腐蚀80 d时,应力比为0下两种钢材表面可以观察到整体侵蚀痕迹,并伴有少许蚀坑融合。随着应力比增大至0.4时,试样表面出现了多处蚀坑融合;随着应力比的增大,产生蚀坑融合区域的面积也逐渐增加。应力比为0.6时,试样表面融合蚀坑较多,零散蚀坑较少。应力比为0.8时,出现了较大范围的蚀坑融合,可见应力加快了蚀坑融合。

为了定量表征表面的侵蚀状况,采用三维形貌扫描获取两种钢材在不同腐蚀时间和应力比下的表面粗糙度Ra,如图8所示。可以看出,Q355NHB和Q355B钢的表面粗糙度均随腐蚀时间呈幂函数增长。腐蚀时间从20 d上升到100 d时,Ra的增长接近200%。不同应力比下,Q355B钢的粗糙度均大于Q355NHB钢。此外,对比了不同应力比下两种钢材的粗糙度变化趋势,如图9所示。可以看出,Ra随应力比φ的增加呈线性增长趋势,φ从0增长到0.8时,Ra增长高达30%,说明应力对腐蚀坑的影响显著,忽略应力的影响会严重低估钢材的被腐蚀程度。此外,将表面粗糙度Ra与腐蚀时间t和应力比φ的关系进行拟合,得到公式为

Q355NH:

(1)Ra=13.58+0.006t²^.⁰²+17.69φ,R²=0.97

Q355:

(2)Ra=17.07+0.30t¹^.¹⁹-20.99φ,R²=0.98

3.2 质量损失率

质量损失率用来表征腐蚀程度,其定义式为

(3)η=$\frac{{m}_{0}-{m}_{c}}{{m}_{0}}$

式(3)中:m₀为试件的初始质量;m_c为除锈后试件质量

如图10所示为不同应力比下Q355NH和Q355的质量损失率η随腐蚀时间的演化规律。可以看出,二者的η均随着t呈幂函数显著增大,Q355B钢的质量损失率基本上始终大于Q355NHB钢。以腐蚀100 d为例,在φ为0、0.4、0.6、0.8时,Q355B比Q355NHB质量损失分别高出3.1%、3.94%、4.59%、4.52%,说明Q355NHB较Q355钢更好的抗腐蚀能力。

此外,应力状态下的质量损失率始终高于无应力状态下,腐蚀60 d的Q355NHB在φ为0.4、0.6、0.8时,质量损失率比φ=0时分别高出1.34%、3.72%和6.63%,表明应力明显加剧了钢材的腐蚀程度。此外,文献[9]中Q420钢在应力比为0.3的质量损失率比无应力下高1.02%,与本文中发现类似。

质量损失率与应力比的关系如图11所示,可见η随φ也呈幂函数增长。也就是说,η随t和φ均呈幂函数关系,因此按此关系可回归出两种钢材质量损失率的演化方程,即

Q355NH:

(4)η=3.69+0.20t⁰^.⁹⁴+8.15φ¹^.⁷⁹,R²=0.98

Q355:

(5)η=-6.53+2.69t⁰^.⁵²+7.29φ¹^.³⁷,R²=0.98

可采用该公式预测应力腐蚀下两种钢材的质量损失率演化规律。

4 结论

开展了Q355NHB钢和Q355B钢在长期应力腐蚀下的加速腐蚀试验,明确了两种钢材在应力腐蚀下的宏微形貌观演化机制,确定了应力和腐蚀对两种钢材损伤的影响,具体结论如下。

(1)在相同腐蚀天数下,两种钢材的蚀坑形貌演变规律相似,从腐蚀初期的微小分散的蚀坑逐渐融合成直径超过2 000 μm的大蚀坑,应力在腐蚀初期对蚀坑的影响显著。

(2) Q355NHB钢的晶粒更加细小,有利于致密锈层的形成。在相同腐蚀时间,相较于无应力试样,应力腐蚀下钢材晶粒的Feret直径减小程度更加明显,最大降幅达31.92%。晶粒尺寸随应力比增大而降低,且晶界逐渐模糊,导致晶间腐蚀和晶间开裂,降低了晶粒之间的咬合力,导致了力学性能下降。

(3)发现表面粗糙度与腐蚀时间和应力比分别呈幂函数增长和线性增长关系,建立了粗糙度与二者的定量方程,粗糙度随应力比的增加最高可增大30%,为耐候钢桥基于无损检测的腐蚀程度评定提供理论依据。

(4)发现质量损失率分别与腐蚀时间和应力比的幂函数增长关系,建立了Q355NHB钢和Q355B钢应力腐蚀下的质量损失率预测模型,验证了Q355NHB钢较Q355B钢更好的耐蚀性,可为耐候钢桥的设计应力比提供建议。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	朱文, 周长泉, 李聪, 等. 大气腐蚀对白洋长江大桥钢结构影响研究[J]. 中外公路, 2021, 41(4): 101-105.

[2]	Zhu Wen, Zhou Changquan, Li Cong, et al. Study on influence of atmospheric corrosionon steel structure of Baiyang Yangtze River Bridge[J]. Journal of Chinese and Foreign Highway, 2021, 41(4): 101-105.

[3]	刘濮源. 海洋环境下钢管桩腐蚀后稳定承载力与抗倒塌性能研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2022.

[4]	Liu Puyuan. Study on the stable bearing capacity and collapse resistance of steel pipe piles after corrosion in marine environment[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2022.

[5]	Morcillo M, Díaz I, Cano H, et al. Atmospheric corrosion of weathering steels. Overview for engineers. Part I: Basic concepts[J]. Construction and Building Materials, 2019, 213: 723-737.

[6]	Guo X Y, Kang J F, Zhu J S, et al. Corrosion behavior and mechanical property degradation of weathering steel in marine atmosphere[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2019, 31(9): 04019181.

[7]	Guo Q, Wu Z Y, Xing Y, et al. Corrosion evolution and mechanical property deterioration of Q355NH weathering steel in long-term neutral salt spray environment[J]. Construction and Building Materials, 2024, 411: 134193.

[8]	Kong Z Y, Jin Y, Hossen G M S, et al. Experimental and theoretical study on mechanical properties of mild steel after corrosion[J]. Ocean Engineering, 2022, 246: 110652.

[9]	曾浪, 蔡灿, 廖飞龙, 等. 海洋井架腐蚀后力学强度及疲劳性能[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(35): 14911-14920.

[10]	Zeng Lang, Cai Can, Liao Feilong, et al. Mechanical strength and fatigue performanceof offshore derricks after corrosion[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(35): 14911-14920.

[11]	Zong L, Liu H, Wang J X, et al. Experimental and numerical investigation on mechanical and fatigue performance of corroded Q690D high-strength steel[J]. Thin-Walled Structures, 2024, 195: 111466.

[12]	Zhang Y, Zheng K F, Zhu J, et al. Research on corrosion and fatigue performance of weathering steel and high-performance steel for bridges[J]. Construction and Building Materials, 2021, 289: 123108.

[13]	张素梅, 陈广锐, 李爱东, 等. Q420qD钢材应力腐蚀特征试验研究[J]. 建筑科学与工程学报, 2022, 39(1): 55-64.

[14]	Zhang Sumei, Chen Guangrui, Li Aidong, et al. Experimental study on stress corrosion characteristics of steel Q420qD[J]. Journal of Building Science and Engineering, 2022, 39(1): 55-64.

[15]	张颖, 杨坤, 余柳丝, 等. 油井管接头螺纹腐蚀与防护研究进展[J]. 科学技术与工程, 2022, 22(7): 2563-2572.

[16]	Zhang Ying, Yang Kun, Yu Liusi, et al. Fatigue performance of offshore derricks after corrosion[J]. Science Technology and Engineering, 2022, 22(7): 2563-2572.

[17]	余玉洁, 罗永琪, 孙洪斌, 等. 海洋大气环境中Q370qENH耐候钢的应力腐蚀演化[J]. 建筑材料学报, 2023, 26(12): 1271-1278.

[18]	Yu Yujie, Luo Yongqi, Sun Hongbin, et al. Evolution of stress corrosion in Q370qENH weathering steel under marine atmospheric conditions[J]. Journal of Building Materials, 2023, 26(12): 1271-1278.

[19]	翰耕, 王佳. 腐蚀-荷载耦合作用下不锈钢结构性能研究进展[J]. 交通科学与工程, 2025, 41(1): 30-40.

[20]	Han Geng, Wang Jia. Research progress on theperformance of stainless steel structures under corrosion-load coupling effects[J]. Transportation Science and Engineering, 2025, 41(1): 30-40.

[21]	中华人民共和国国家标准化委员会. 金属材料拉伸试验第1部分: 室温试验方法: GB/T-228.1—2021[S]. 北京: 国家标准化管理委员会, 2021.

[22]	National Technical Committee on Steel of Standardization Administration of China. Metallic materials—tensile testing—Part 1: method of test at room temperature: GB/T 228.1—2021[S]. Beijing: Standards Press of China, 2021.

[23]	Chen J, Shao Y S, Guo L H, et al. Mechanical properties of corroded high strength low alloy steel plate[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2020, 172: 106160.

[24]	国际标准化组织. 人造环境中的腐蚀试验-盐雾试验: ISO 9227—2017[S]. 日内瓦: 国际标准化组织(ISO), 2017.

[25]	International Organization for Standardization. Corrosion tests in artificial atmospheres — Salt spray tests: ISO 9227: 2017[S]. Geneva: International Organization for Standardization, 2017.

[26]	美国材料与试验协会. 腐蚀试验试样制备、清洗和评价的标准规程: ASTM G1-03[S]. 费城： ASTM国际, 2003.

[27]	ASTM International. Standard Practice for Preparing,Cleaning, and Evaluating Corrosion Test Specimens: ASTM G1-03[S]. West Conshohocken: ASTM International, 2003.