分享：承力快卸鎖的局部腐蝕及防護(hù)的數(shù)值模擬

承力快卸鎖是航空工業(yè)中基礎(chǔ)的零部件。航空器運(yùn)行環(huán)境多變且復(fù)雜，在陸地、海洋、高寒、沙漠等環(huán)境中服役的飛機(jī)都面臨著腐蝕威脅，特別是沿海機(jī)場飛機(jī)經(jīng)常遭受鹽分、飛濺海水、浪花以及持續(xù)的干/濕交替環(huán)境的侵蝕。若飛機(jī)長期處于高濕和高鹽霧等惡劣的海洋大氣環(huán)境中，其中的承力快卸鎖極易產(chǎn)生腐蝕，從而直接影響飛機(jī)的飛行安全，顯著減低其服役期限，同時還會給機(jī)務(wù)維修工作帶來很大負(fù)擔(dān)。因此，做好承力快卸鎖的腐蝕防護(hù)工作對保障飛機(jī)結(jié)構(gòu)的可靠性和安全性具有重要意義。最有效的改善航空緊固件耐蝕性的方法是對緊固件材料進(jìn)行表面處理，使其表面覆蓋防護(hù)涂層。常用的防護(hù)涂層有電鍍鋅鎳[1]、鍍鉻[2]、鍍鋁[3]、涂鋁[4]等，且在涂層中加入潤滑材料，如二硫化鉬[5]、氟涂層或油脂等可以保證緊固件之間配合連接時具有良好的潤滑性。通常采用傳統(tǒng)方法如室外暴露試驗(yàn)[6]、鹽霧試驗(yàn)[7]和干濕循環(huán)浸泡試驗(yàn)[8]等對其防護(hù)性能進(jìn)行評價和優(yōu)選。然而，這些方法存在試驗(yàn)周期長、試驗(yàn)數(shù)據(jù)量大、成本高等問題。緊固件的大氣腐蝕過程實(shí)質(zhì)上是電化學(xué)過程，因此，電化學(xué)法也是研究該問題的常規(guī)手段[9-12]。然而，電化學(xué)法對試驗(yàn)環(huán)境和條件的要求較高，這增加了試驗(yàn)成本。 

近年來逐漸發(fā)展的腐蝕損傷數(shù)值模擬方法可以很好地解決這類問題，不但可快速評價緊固件的耐蝕性，還可為緊固件的腐蝕設(shè)計(jì)及防護(hù)方法選擇提供強(qiáng)有力的理論支持。一些學(xué)者在腐蝕機(jī)理研究中使用COMSOL軟件，通過數(shù)值模擬研究電偶的腐蝕速率以及pH[13-15]、溫度[16]和Na+[17-18]對腐蝕的影響。此外，ADLAKHA等[19]和DESHPANDE[20]分別研究了載荷對AE44（鎂合金）和低碳鋼接頭在1.6%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）氯化鈉溶液中腐蝕行為的影響，以及鎂合金相含量對腐蝕行為的影響。一些學(xué)者[21-23]利用COMSOL軟件研究了三維工程零件的腐蝕。WANG等[24-25]研究了X100鋼的腐蝕行為，發(fā)現(xiàn)彎曲截面的腐蝕比直線截面的腐蝕更嚴(yán)重。CHEN等[26]利用COMSOL軟件比較了兩種涂層的耐蝕性，結(jié)果表明Al+Zn涂層的耐蝕性優(yōu)于純Al涂層。大多數(shù)學(xué)者使用COMSOL軟件研究二維零件的定性問題或三維簡單結(jié)構(gòu)件的定性問題，少有學(xué)者將COMSOL軟件應(yīng)用于三維結(jié)構(gòu)件防護(hù)涂層的優(yōu)化選擇。GHIGGINI等[27]利用COMSOL模擬了鍍鋅BH210鋼板的鹽霧腐蝕情況，并對比了鹽霧試驗(yàn)結(jié)果，證實(shí)了COMSOL可用于模擬結(jié)構(gòu)件的腐蝕。CHEN等[28]利用COMSOL軟件模擬和預(yù)測了飛機(jī)結(jié)構(gòu)件的大氣腐蝕，驗(yàn)證了多電極耦合模擬的可行性。 

在緊固件表面覆蓋防護(hù)涂層后，其腐蝕機(jī)理由于防護(hù)涂層的不同也會發(fā)生變化，目前，用數(shù)值模擬方法對經(jīng)過防護(hù)處理的緊固件腐蝕行為研究及相關(guān)防護(hù)方法選擇的研究鮮有報(bào)道。由于海洋大氣中的濕度高，承力快卸鎖的某些結(jié)合處會產(chǎn)生局部積水，又由于不同材料的自腐蝕電位不同，積水處會形成電偶腐蝕。因此，為實(shí)現(xiàn)對承力快卸鎖耐蝕性的快速評價，在局部腐蝕的基礎(chǔ)上對緊固件表面防護(hù)涂層進(jìn)行快速優(yōu)選，降低時間和經(jīng)濟(jì)成本，筆者建立了不同腐蝕防護(hù)方式下的承力快卸鎖腐蝕模型，研究了腐蝕防護(hù)方式對承力快卸鎖腐蝕行為的影響。 

1.   建模

承力快卸鎖收口螺母、螺母支座及球面底座間存在間隙，其中的積水無法揮發(fā)，且組件間存在電位差形成了電偶腐蝕，筆者將對組件涂層優(yōu)選進(jìn)行研究。承力快卸鎖服役于沿海潮濕地區(qū)，長期經(jīng)歷雨水影響，而且由于氣候潮濕，承力快卸鎖服役環(huán)境經(jīng)歷了不同厚度液膜或體溶液交替變化的過程。為了簡化分析過程，僅建立不考慮擴(kuò)散控制的體溶液腐蝕模型，其相應(yīng)參數(shù)也在體溶液試驗(yàn)中獲得，即假設(shè)元件一直處于體溶液環(huán)境，模擬結(jié)果與實(shí)際情況會有一定的偏差。但筆者的主要目的是對比不同表面處理方式對組件腐蝕速率的影響，從而尋求防腐蝕效果最好的表面處理方案，所以簡化基本不影響最終比較結(jié)果。 

1.1   幾何模型及其簡化

由圖1可見：在承力快卸鎖的所有零件中，開槽螺栓的螺紋和收口螺母比較復(fù)雜。使用COMSOL軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，容易產(chǎn)生大量的尖端和薄域，使模型的收斂性變差。為了提高仿真模型的收斂性，更直觀觀察模型整體腐蝕的熱點(diǎn)區(qū)域，在保證整體結(jié)構(gòu)不變的前提下，將模型簡化：開槽螺栓和收口螺母的螺紋移除模型，如圖2所示，收口螺母、螺母支座和球面底座組合在一起的三組件模型簡化后如圖3所示。 

圖  1  軸承快卸鎖各部件的模型

Figure  1.  Model of the components of the bearing quick release latches: (a) slotted bolt; (b) nut with out-of-round hole; (c) spherical base; (d) nut support; (e) stopper ring

圖  2  承力快卸鎖的模型

Figure  2.  Model of the bearing quick release latches

圖  3  簡化后的三組件模型

Figure  3.  Simplified three-component model

1.2   模型控制方程及邊界條件

1.2.1   模型控制方程

仿真模型中，電解質(zhì)條件滿足能斯特-普朗克方程，如公式（1）所示。 

式中：Ni為物質(zhì)i的通量；Di為擴(kuò)散系數(shù)；ci為物質(zhì)i的濃度；zi為離子價；ui為物質(zhì)i的淌度；F為法拉第常數(shù)；?φi為物質(zhì)i在距離電極表面某一點(diǎn)的電位梯度；V為電解質(zhì)整體的流速。其中物質(zhì)的通量受到擴(kuò)散、對流、傳質(zhì)三種因素影響，在本次仿真模型中，不考慮對流，因此將u設(shè)為0。 

模型滿足物質(zhì)守恒方程，如公式（2）所示。 

式中：R代表物質(zhì)的總量。 

模型滿足電中性方程，如公式（3）所示 

1.2.2   邊界條件

模型中考慮的電化學(xué)反應(yīng)有陽極溶解反應(yīng)和陰 

極氧還原反應(yīng)，見式（4）和（5） 

陰極和陽極反應(yīng)的電極動力學(xué)都符合Tafel方程。為得到仿真需要的電化學(xué)參數(shù)，采用三電極體系進(jìn)行電化學(xué)試驗(yàn)。試驗(yàn)材料及相關(guān)表面處理工藝見表1。 

將試驗(yàn)材料加工成電化學(xué)試驗(yàn)用工作電極，工作面積為1 cm2，電極背面焊接一根銅導(dǎo)線以提供電接觸。電極非工作表面用酚醛樹脂和環(huán)氧樹脂密封。電化學(xué)工作站型號為VersaSTAT3。采用三電極體系，其中參比電極為飽和甘汞電極（SCE），對電極為鉑電極，工作電極為由不同涂層制成的金屬電極。試驗(yàn)溶液為3.5%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）NaCl溶液。采用動電位極化得到極化曲線。掃描速率為1 mV/s。所得相關(guān)電化學(xué)參數(shù)見圖4及表2。 

圖  4  幾種試樣的極化曲線

Figure  4.  Tafel curves of 17-4PH (a) 17-7PH (b) and Ti-6Al-4V (c)

1.3   網(wǎng)格設(shè)置

為了提高模型的收斂性，采用自由四面體網(wǎng)格劃分，系統(tǒng)默認(rèn)的平均單元質(zhì)量為0.658 2，對其進(jìn)行極細(xì)化處理，劃分網(wǎng)格后的模型如圖5所示。 

圖  5  三組件模型網(wǎng)格劃分圖

Figure  5.  Mesh subdivision of the three-component model

2.   數(shù)值模擬結(jié)果

2.1   電偶腐蝕

由圖4可見：17-4PH與Ti-6Al-4V、17-7PH與Ti-6Al-4V的自腐蝕電位相差較大，會形成電偶腐蝕。在二次電流的物理場分布中，陰極和陽極的選擇取決于金屬材料的自腐蝕電位。若自腐蝕電位過負(fù)，會作為陽極發(fā)生腐蝕。 

根據(jù)電化學(xué)試驗(yàn)結(jié)果，選擇自腐蝕電位較負(fù)的材料為陽極，其余材料為陰極進(jìn)行模擬。模型使用Tafel方程來預(yù)測二次電流分布，并對時間進(jìn)行瞬時初始化。時間步長為10 d，周期為1 000 d，研究了承力快卸鎖組件在海洋大氣中的腐蝕行為。零件的防腐蝕處理是：球面底座采用Ti-6Al-4V陽極氧化+MoS2涂層，收口螺母采用17-4PH熱處理，螺母支座采用17-7PH熱處理。模擬結(jié)果如圖6、7所示。根據(jù)材料的自腐蝕電位，選擇收口螺母為陽極，其余組件為陰極。 

圖  6  電偶腐蝕電流密度分布圖

Figure  6.  Current density distribution for galvanic corrosion

圖  7  電偶腐蝕深度圖

Figure  7.  Galvanic corrosion depth

由圖6可見：收口螺母的自腐蝕電位最負(fù)，在建模中作為陽極。陽極溶解的最大電流密度達(dá)到0.03 A/m2，而螺母支座氧還原反應(yīng)的最大電流密度達(dá)到0.04 A/m2。圖7顯示1 000 d后收口螺母的腐蝕深度達(dá)到1.11×10-4 m。 

2.2   涂層對腐蝕的影響

根據(jù)組件的不同表面處理方式隨機(jī)組合了12種結(jié)構(gòu)，如表3所示。 

在COMSOL軟件中建立相應(yīng)的數(shù)值模型，比較了不同結(jié)構(gòu)腐蝕1 000 d后的最大陽極電流密度及腐蝕深度，見表4。 

由表4，圖8及圖9可見：結(jié)構(gòu)11具有最好的耐蝕性，收口螺母作為陽極，最大陽極電流密度為3.31×10-5 A/m2，其腐蝕1 000 d后的腐蝕深度為-1.05×10-7 m。結(jié)構(gòu)2的耐蝕性最差，收口螺母作為陽極，最大陽極電流密度為9.93×10-2 A/m2。其腐蝕1 000 d后的腐蝕深度為-3.16×10-4 m。對比結(jié)構(gòu)11和結(jié)構(gòu)2可見，兩者的最大陽極電流密度相差3個數(shù)量級，腐蝕深度也相差3個數(shù)量級。 

圖  8  結(jié)構(gòu)11經(jīng)過1 000 d腐蝕后的電偶腐蝕電流密度及和腐蝕深度云圖

Figure  8.  Cloud map of galvanic corrosion current density (a) and corrosion depth (b) of structure No.11 after 1 000 days of corrosion

圖  9  結(jié)構(gòu)2經(jīng)過1 000 d腐蝕后的電偶腐蝕電流密度及和局部腐蝕深度云圖

Figure  9.  Cloud map of galvanic corrosion current density (a) and corrosion depth (b) of structure No.2 after 1 000 days of corrosion

結(jié)構(gòu)11的耐蝕性最好是由于該結(jié)構(gòu)中三個組件表面都進(jìn)行了較好的涂層防護(hù)處理，尤其收口螺母經(jīng)過鈍化+MoS2涂層防護(hù)，自腐蝕電位變正（624.954 mV），自腐蝕電流密度變小，防護(hù)效果明顯變好。結(jié)構(gòu)2耐蝕性最差是因?yàn)橹粚κ湛诼菽高M(jìn)行了簡單的熱處理，并未進(jìn)行涂層防護(hù)處理。在結(jié)構(gòu)腐蝕過程中，由于收口螺母的自腐蝕電位最負(fù)，作為陽極被腐蝕，形成“小陽極，大陰極”的電化學(xué)腐蝕體系，腐蝕電流增加大，腐蝕加速。而且收口螺母與其他部件存在較大的電位差，易形成電偶腐蝕。因此，在對承力快卸鎖進(jìn)行防護(hù)處理時，應(yīng)對收口螺母進(jìn)行涂層防護(hù)處理，盡可能提高收口螺母的自腐蝕電位，減小其與其他組件的電位差。 

2.3   鹽霧試驗(yàn)

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的合理性，對經(jīng)過表面處理的承力快卸鎖整體結(jié)構(gòu)以及獨(dú)立的組件在鹽霧試驗(yàn)箱中進(jìn)行為期15 d的間歇鹽霧試驗(yàn)，測試結(jié)構(gòu)件的耐腐蝕性和表面涂層的保護(hù)性。 

承力快卸鎖三組件的表面處理方法如下：球面底座為Ti-6Al-4V陽極氧化+涂MoS2，收口螺母為17-4PH鈍化+涂MoS2，螺母支座為17-7PH熱處理。將試樣固定在試驗(yàn)架上，中性鹽霧試驗(yàn)采用5%（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）NaCl溶液，試驗(yàn)溫度為35℃。采用間歇鹽霧的試驗(yàn)方法，每日鹽霧8 h后拍照記錄。 

由圖10可見：經(jīng)過15 d鹽霧試驗(yàn)后，螺母支座兩側(cè)壁內(nèi)側(cè)（此處拆卸時可能受到機(jī)械破壞）存在小點(diǎn)紅銹，整體幾乎無紅銹，試件表面雖有些許鹽漬，但整體很潔凈，可以認(rèn)為試件沒有受到腐蝕。收口螺母主要腐蝕區(qū)域有兩部分：內(nèi)圈螺紋和收口豎縫，但腐蝕區(qū)域面積小，分布少，且銹跡被鹽漬稀釋覆蓋，腐蝕不明顯；一側(cè)耳端下平面有微小紅銹（此處可能受重力懸掛和涂層狀態(tài)影響，另一側(cè)沒有），內(nèi)圈螺紋和收口豎縫平均3 d出紅銹；一側(cè)耳端下平面平均3.3 d出紅銹。 

圖  10  獨(dú)立的螺母支座及收口螺母經(jīng)過15 d鹽霧試驗(yàn)后的腐蝕情況

Figure  10.  Corrosion status of independent nut support (a) and closing nut (b) with out-of-round hole after 15 days of salt spray test

結(jié)構(gòu)經(jīng)過15 d鹽霧試驗(yàn)后，整體腐蝕嚴(yán)重，其中的螺母支座及收口螺母相對于獨(dú)立的螺母支座和收口螺母，腐蝕區(qū)域面積更大，分布更多，紅銹顏色也很深，而且很多區(qū)域存在被腐蝕產(chǎn)生銹液流過的痕跡，銹跡未被白色鹽漬稀釋和覆蓋。且組件銜接處也有腐蝕，或歸因于電偶腐蝕和縫隙腐蝕。組件銜接處出銹時間平均為6.4 d。內(nèi)圈螺紋和收口豎縫出銹時間平均為4.6 d。 

由圖11可見：受重力懸掛影響，螺母支座下端，內(nèi)外表面與側(cè)面均布滿銹跡，區(qū)域廣面積大，連成一片，紅銹色較深，但銹層不厚，這可能受其他腐蝕區(qū)域銹液流動影響。與獨(dú)立的螺母支座相比，腐蝕明顯加劇，這是由于組件間受到電位差的影響形成了電偶腐蝕，腐蝕加速。 

圖  11  整體結(jié)構(gòu)經(jīng)15 d鹽霧腐蝕后，其中的螺母支座及收口螺母的腐蝕情況

Figure  11.  Corrosion status of the nut support (a) and closing nut (b) in the overall structure after 15 days of salt spray corrosion

由圖11還可見：與獨(dú)立收口螺母相比，結(jié)構(gòu)中的收口螺母腐蝕明顯加劇，內(nèi)圈螺紋和收口豎縫銹跡分布面積更大，收口螺母靠近銜接處的部位，尤其是重力懸掛的下端，紅銹更重，顏色更深，面積大，連成一片。這是由于整個結(jié)構(gòu)由于各組件間電位差的影響形成了電偶腐蝕。 

綜上，整體結(jié)構(gòu)中獨(dú)立的組件耐蝕性更好，組合之后耐蝕性變差的原因是組件間發(fā)生了電偶腐蝕。 

3.   結(jié)論

通過三電極系統(tǒng)測量不同涂層下金屬的電化學(xué)參數(shù)，并將其導(dǎo)入二次電流分布物理場，得到12種組合。通過COMSOL軟件的輸出結(jié)果確定了不同涂層條件下的電偶腐蝕電流密度和腐蝕深度，并找到最佳和最差的組合方式，二者的保護(hù)效果相差三個數(shù)量級。這是因?yàn)槭湛诼菽傅淖愿g電位較負(fù)，在實(shí)際服役過程中易發(fā)生腐蝕。在對收口螺母進(jìn)行保護(hù)處理時，應(yīng)選擇防護(hù)效果最好的保護(hù)層鈍化+MoS2涂層，增加其自腐蝕電位，減少陰極和陽極的電位差，同時其他組件采用較好的防護(hù)涂層處理，使整個結(jié)構(gòu)不易發(fā)生腐蝕。鹽霧試驗(yàn)驗(yàn)證了三個組件間存在電偶腐蝕，且收口螺母容易發(fā)生腐蝕，應(yīng)對收口螺母進(jìn)行高質(zhì)量涂層防護(hù)處理。 

提出的數(shù)值模擬方法可用于研究飛機(jī)結(jié)構(gòu)部件承力快卸鎖局部腐蝕規(guī)律并對表面涂層進(jìn)行優(yōu)選，節(jié)省時間和經(jīng)濟(jì)成本。 

文章來源——材料與測試網(wǎng)