某型飛機結構件局部腐蝕仿真與試驗驗證

(海軍航空大學青島校區(qū)，青島 266041)

飛機在服役過程中面臨各種復雜、嚴酷的自然環(huán)境，腐蝕問題不容忽視，而在飛機設計選材過程中，當遇到金屬幾何構型改變、耦接金屬種類增多等問題時，設計人員往往無法根據經驗準確判斷。眾所周知，腐蝕試驗耗資大且耗時長，在有限的飛機設計時間內對飛機結構、材料和防護體系完成試驗驗證具有較大困難，所以需要一種能夠快速準確反映異形結構或異種金屬耦接對于腐蝕影響的手段來指導飛機設計的選材、防腐蝕設計等[1-3]。目前，隨著數值仿真技術的發(fā)展，腐蝕仿真因能在較短的時間內診斷復雜結構易發(fā)生腐蝕的部位、有效預測腐蝕深度、直觀揭示局部腐蝕機理，而被國內外腐蝕領域學者廣泛研究[4-15]。

本工作針對飛機某結構件，簡化設計了模擬試驗件，利用周期浸潤的方法進行了腐蝕加速試驗，構建了基于二次電流分布的Comsol仿真模型，結合電偶電流和耦合電位對仿真模型進行了驗證，對模擬件進行了有限元仿真并與試驗結果進行了對比。

1 試驗

1.1 試樣

典型結構模擬件對飛機某結構進行了簡化，由壁板、襯套和轉軸組成，如圖1所示，材料分別為Aermet100結構鋼、7050鋁合金和QA110-4-4銅合金，表面處理方式分別為鍍鎘鈦、硫酸陽極化和鈍化。由圖1(d)可見模擬件的左側為A面，右側為B面。

(a) 轉軸

(b) 襯套

(c) 壁板

(d) 模擬件實物圖圖1 試驗件的示意圖及實物圖Fig. 1 Schematic diagram (a, b, c) and picture of real products (d) of the test pieces

1.2 試驗方法

1.2.1 腐蝕試驗

將試驗件浸泡在pH為4～4.5，質量分數為5%的NaCl溶液中，溶液溫度通過恒溫水浴控制在(43±2) ℃，試驗一周期為8 h，共進行12個周期，每周期結束后利用雷磁PHS-3C pH計測量溶液的pH，若pH發(fā)生變化，則利用稀H2SO4調節(jié)溶液pH。

1.2.2 電化學試驗

采用線切割方法將三種模擬件切割成尺寸為10 mm×10 mm×3 mm的長方體試樣，除預留一個10 mm×10 mm的工作面外，其余面用環(huán)氧樹脂密封在PVC管中，待環(huán)氧樹脂完全固化后，無水乙醇和丙酮清洗、除油，吹干后置于干燥皿內待用。采用工作電極、飽和甘汞電極和鉑電極三電極體系，接入PARSTAT4000電化學工作站。采用動電位掃描法，掃描范圍為-500～500 mV，掃描速率為0.166 7 mV/s，并利用VersaStudio軟件對試驗數據進行采集，得到極化曲線。

將電偶對分別連接于電化學工作站的工作電極和接地電極進行電偶電流的測量，測量過程中用參比電極對耦合體系的耦合電位變化進行記錄，測量時間為4×3 600 s ，每10 s取一點記錄。

2 結果與討論

2.1 極化曲線

由圖2和表1可見： 7050鋁合金的自腐蝕電位最低，而QAl10-4-4銅合金的自腐蝕電位最高，Aermet100結構鋼和QAl10-4-4銅合金具有明顯的鈍化特征。

圖2 三種材料的動電位極化曲線Fig. 2 Dynamic potential polarization curves of three materials

2.2 腐蝕形貌

由圖3～6可見：經過2個周期腐蝕試驗后，試驗件A面鋁合金與銅合金交界處腐蝕產物堆積增加，B面交界處開始有少量腐蝕產物出現(xiàn)，轉軸外露部分表面未發(fā)現(xiàn)有腐蝕痕跡。經過7個周期腐蝕試驗后，模擬件的腐蝕依然主要發(fā)生在A面和B面壁板與襯套之間，且A面的腐蝕更加嚴重，轉軸和襯套表面未發(fā)現(xiàn)明顯腐蝕現(xiàn)象。

3 腐蝕仿真模型

3.1 仿真原理

(a) 第2周期

(b) 第7周期

(c) 第12周期圖3 模擬件經不同腐蝕試驗周期后的宏觀形貌Fig. 3 Macroscopic morphology of simulated samples after different corrosion test cycles

(a) A面

(b) B面圖4 模擬件經2個周期腐蝕試驗后的表面形貌Fig. 4 Surface morphology of simulated sample after two cycles of corrosion test

(a) A面

(b) B面圖5 模擬件經7個周期腐蝕試驗后的表面形貌Fig. 5 Surface morphology of simulated sample after 7 cycles of corrosion test

(a) A面

(b) B面圖6 模擬件經12個周期腐蝕試驗后的表面形貌Fig. 6 Surface morphology of simulated sample after 12 cycles of corrosion test

溶液狀態(tài)下，從電解質溶液中取一正方體微小單元，假設帶電粒子i從x，y，z三個方向通過，其總傳輸通量Ni(mol·m-2·s-1)滿足Nernst-Planck方程[5,12]，見式(1)。

Ni=-Di▽ci-ziFuici▽φl+ciU

(1)

式中：Di為第i種帶電粒子的擴散系數，m/s；ci為粒子濃度，mol/m3；zi為電荷數；F為法拉第常數，96 485 C/mol；ui為遷移率，mol·s/kg；φl為電解質溶液電勢，V；U為溶液流速，m/s。

假定粒子i沒有或參與的化學反應量小，對其在腐蝕介質中的濃度影響不大，即不存在濃度梯度，無擴散現(xiàn)象，同時假定腐蝕介質無強制對流[4,9,14]，由法拉第(Faraday)定律、歐姆定律可以簡化模型得到式(2)：

(2)

式(2)為典型的Laplace方程，描述了腐蝕電場中的電勢分布規(guī)律，式中的▽2為Laplace算子，x，y，z為微元在三維坐標系中的坐標。

3.2 邊界條件

仿真模型以三種材料的極化曲線(圖2)分別作為模型的邊界條件，耦合體系中，電位最高的QAl10-4-4銅合金為陰極，電位最低的7050鋁合金為陽極，分別利用其電化學動力學參數或整條陰極、陽極極化曲線作為邊界條件，對介于兩者之間的Aermet100結構鋼來說，其可能作陰極也可能作陽極，采用分段線性插值函數表示其整條極化曲線并作為邊界條件。

3.3 試片仿真模型的正確性驗證

3.3.1 試驗結果

7050/Aermet100、7050/QAl10-4-4、Aermet100/QAl10-4-4電偶對的電偶電流與耦合電位如圖7～9所示。

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流圖7 7050/QAl10-4-4電偶對的耦合電位與電偶電流(試驗值)Fig. 7 Coupling potential and galvanic current of 7050/QAl10-4-4 galvanic couple (test value)

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流圖8 7050/Aermet100電偶對的耦合電位與電偶電流(試驗值)Fig. 8 Coupling potential and galvanic current of 7050 and Aermet100 galvanic couple(test value)

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流圖9 Aermet100/QAl10-4-4電偶對的耦合電位與電偶電流(試驗值)Fig. 9 Coupling potential and galvanic current of QAl10-4-4 and Aermet100 galvanic couple(test value)

由圖7～9可見：7050/QAl10-4-4和Aermet100/QAl10-4-4電偶對在6000 s時的電偶電流基本趨于穩(wěn)定，7050/Aermet100電偶對更早出現(xiàn)電偶電流穩(wěn)定現(xiàn)象，隨著電偶電流穩(wěn)定，7050/QAl10-4-4、7050/Aermet100、Aermet100/QAl10-4-4電偶對的耦合電位分別在-0.86 V、-0.84 V、-0.79 V上下波動，取其穩(wěn)定后的電偶電流分別為62.712 8、45.176、40.874 1 μA。電偶電流Ig-t,E-t曲線在測量過程中會發(fā)生或大或小的波動，一方面是由于合金中電位較低的元素在表面容易發(fā)生溶解，導致材料表面狀態(tài)不斷變化，從而造成Ig和E波動；另一方面材料表面在溶液中形成的腐蝕膜被破壞，由于腐蝕膜層的保護性差，容易發(fā)生點蝕，同時腐蝕膜又再次形成或自修復，因此腐蝕膜反復經歷破壞和形成過程，這也是引起Ig和E波動的原因。

3.3.2 仿真結果與試驗結果的對比分析

仿真得到的7050/Aermet100、7050/QAl10-4-4、Aermet100/QAl10-4-4電偶對的耦合電位和電偶電流如圖10～12所示。

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流

對各個電偶對表面電流密度I進行派生值面積分Ig=??idA，獲得各電偶對之間的電偶電流Ig。圖13為電偶對的仿真模型結果與試驗結果對比。

(a) 耦合電位

(b) 電偶電流圖13 仿真結果與試驗結果對比Fig. 13 Comparison of simulation results and test results：(a) coupling potential; (b) galvanic current

可以看出：采用仿真計算得到的3個電偶對(7050/QAl10-4-4、7050/Aermet100、Aermet100/QAl10-4-4電偶) 的電偶電流都略小于實測值，這可能是由于合金中含有較多的第二相因子，第二相元素的含量、電位等不盡相同造成的，可以與基材形成新的多電偶對從而加速腐蝕。

3.4 模擬件仿真結果

由圖14可見：根據仿真模型結果，模擬件的耦合電位在-861 mV左右波動，模擬件的局部電流分布如圖15所示，其中上圖為局部電流的絕對值分布，下圖為陽極局部電流分布。從電流正負性可以看出，當7050鋁合金為陽極，Aermet100鋼和QAl10-4-4銅合金為陰極受到保護時，模擬件A面鋁合金與銅合金耦接處電流密度最大，優(yōu)先發(fā)生腐蝕，B面鋁合金與銅合金耦接處電流密度僅次于A面耦接處的，故隨后發(fā)生腐蝕，且腐蝕程度沒有A面大，這與試驗結果基本一致。

(a) A面

(b) B面圖14 模擬件的電位分布Fig. 14 Potential distribution of simulated sample

(a) 電流密度絕對值

(b) 陽極電流密度圖15 模擬件的電流密度分布Fig. 15 Current density distribution of simulated sample:(a) absolute value of current density; (b) anodic current density

4 結論

(1) 分別測量了7050Al鋁合金、QAl10-4-4銅合金和Aermet100結構鋼的極化曲線及其耦接后各電極表面電偶電流，構建了基于二次電流分布的Comsol有限元仿真模型，仿真計算了7050Al/Aermet100、7050Al/QAl10-4-4、Aermet100/QAl10-4-4電偶對表面電位及局部電流密度分布，對各電極表面進行局部電流密度面積分，得到了其仿真電偶電流，發(fā)現(xiàn)仿真計算的電偶電流及耦合電位都略小于試驗測得的數值，但差值較小，證明了模型的可行性。

(2) 腐蝕優(yōu)先發(fā)生于A面鋁合金與銅合金交界處，隨后B面鋁合金與銅合金交界處發(fā)生腐蝕，隨著時間延長，腐蝕加重，但A面鋁銅交界處腐蝕更加嚴重，轉軸和襯套表面未發(fā)現(xiàn)明顯腐蝕現(xiàn)象，這與仿真得到的結果基本一致。

(3) 該仿真模型選取飛機結構件局部作為研究對象，通過與試驗結果對照，驗證模型正確性，這對于飛機結構防腐結構設計選材具有較好的參照作用，改進后可適用于更為復雜的結構件乃至整機的腐蝕預測。