承力快卸鎖是航空工業中基礎的零部件。航空器運行環境多變且復雜，在陸地、海洋、高寒、沙漠等環境中服役的飛機都面臨著腐蝕威脅，特別是沿海機場飛機經常遭受鹽分、飛濺海水、浪花以及持續的干/濕交替環境的侵蝕。若飛機長期處于高濕和高鹽霧等惡劣的海洋大氣環境中，其中的承力快卸鎖極易產生腐蝕，從而直接影響飛機的飛行安全，顯著減低其服役期限，同時還會給機務維修工作帶來很大負擔。因此，做好承力快卸鎖的腐蝕防護工作對保障飛機結構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行表面處理，使其表面覆蓋防護涂層。常用的防護涂層有電鍍鋅鎳[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。通常采用傳統方法如室外暴露試驗[6]、鹽霧試驗[7]和干濕循環浸泡試驗[8]等對其防護性能進行評價和優選。然而，這些方法存在試驗周期長、試驗數據量大、成本高等問題。緊固件的大氣腐蝕過程實質上是電化學過程，因此，電化學法也是研究該問題的常規手段[9-12]。然而，電化學法對試驗環境和條件的要求較高，這增加了試驗成本。

近年來逐漸發展的腐蝕損傷數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計及防護方法選擇提供強有力的理論支持。一些學者在腐蝕機理研究中使用COMSOL軟件，通過數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%（質量分數）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，發現彎曲截面的腐蝕比直線截面的腐蝕更嚴重。CHEN等[26]利用COMSOL軟件比較了兩種涂層的耐蝕性，結果表明Al+Zn涂層的耐蝕性優于純Al涂層。大多數學者使用COMSOL軟件研究二維零件的定性問題或三維簡單結構件的定性問題，少有學者將COMSOL軟件應用于三維結構件防護涂層的優化選擇。GHIGGINI等[27]利用COMSOL模擬了鍍鋅BH210鋼板的鹽霧腐蝕情況，并對比了鹽霧試驗結果，證實了COMSOL可用于模擬結構件的腐蝕。CHEN等[28]利用COMSOL軟件模擬和預測了飛機結構件的大氣腐蝕，驗證了多電極耦合模擬的可行性。

在緊固件表面覆蓋防護涂層后，其腐蝕機理由于防護涂層的不同也會發生變化，目前，用數值模擬方法對經過防護處理的緊固件腐蝕行為研究及相關防護方法選擇的研究鮮有報道。由于海洋大氣中的濕度高，承力快卸鎖的某些結合處會產生局部積水，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，為實現對承力快卸鎖耐蝕性的快速評價，在局部腐蝕的基礎上對緊固件表面防護涂層進行快速優選，降低時間和經濟成本，筆者建立了不同腐蝕防護方式下的承力快卸鎖腐蝕模型，研究了腐蝕防護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，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選進行研究。承力快卸鎖服役于沿海潮濕地區，長期經歷雨水影響，而且由于氣候潮濕，承力快卸鎖服役環境經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，僅建立不考慮擴散控制的體溶液腐蝕模型，其相應參數也在體溶液試驗中獲得，即假設元件一直處于體溶液環境，模擬結果與實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雜。使用COMSOL軟件進行網格劃分時，容易產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區域，在保證整體結構不變的前提下，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，電解質條件滿足能斯特-普朗克方程，如公式（1）所示。

式中：Ni為物質i的通量；Di為擴散系數；ci為物質i的濃度；zi為離子價；ui為物質i的淌度；F為法拉第常數；?φi為物質i在距離電極表面某一點的電位梯度；V為電解質整體的流速。其中物質的通量受到擴散、對流、傳質三種因素影響，在本次仿真模型中，不考慮對流，因此將u設為0。

模型滿足物質守恒方程，如公式（2）所示。

式中：R代表物質的總量。

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反應有陽極溶解反應和陰

極氧還原反應，見式（4）和（5）

陰極和陽極反應的電極動力學都符合Tafel方程。為得到仿真需要的電化學參數，采用三電極體系進行電化學試驗。試驗材料及相關表面處理工藝見表1。

將試驗材料加工成電化學試驗用工作電極，工作面積為1 cm2，電極背面焊接一根銅導線以提供電接觸。電極非工作表面用酚醛樹脂和環氧樹脂密封。電化學工作站型號為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。試驗溶液為3.5%（質量分數）NaCl溶液。采用動電位極化得到極化曲線。掃描速率為1 mV/s。所得相關電化學參數見圖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 網格設置

為了提高模型的收斂性，采用自由四面體網格劃分，系統默認的平均單元質量為0.658 2，對其進行極細化處理，劃分網格后的模型如圖5所示。

圖 5三組件模型網格劃分圖

Figure 5.Mesh subdivision of the three-component model

2. 數值模擬結果

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，會作為陽極發生腐蝕。

根據電化學試驗結果，選擇自腐蝕電位較負的材料為陽極，其余材料為陰極進行模擬。模型使用Tafel方程來預測二次電流分布，并對時間進行瞬時初始化。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。模擬結果如圖6、7所示。根據材料的自腐蝕電位，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，在建模中作為陽極。陽極溶解的最大電流密度達到0.03 A/m2，而螺母支座氧還原反應的最大電流密度達到0.04 A/m2。圖7顯示1 000 d后收口螺母的腐蝕深度達到1.11×10-4m。

2.2 涂層對腐蝕的影響

根據組件的不同表面處理方式隨機組合了12種結構，如表3所示。

在COMSOL軟件中建立相應的數值模型，比較了不同結構腐蝕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：結構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3.31×10-5A/m2，其腐蝕1 000 d后的腐蝕深度為-1.05×10-7m。結構2的耐蝕性最差，收口螺母作為陽極，最大陽極電流密度為9.93×10-2A/m2。其腐蝕1 000 d后的腐蝕深度為-3.16×10-4m。對比結構11和結構2可見，兩者的最大陽極電流密度相差3個數量級，腐蝕深度也相差3個數量級。

圖 8結構11經過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結構2經過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

結構11的耐蝕性最好是由于該結構中三個組件表面都進行了較好的涂層防護處理，尤其收口螺母經過鈍化+MoS2涂層防護，自腐蝕電位變正（624.954 mV），自腐蝕電流密度變小，防護效果明顯變好。結構2耐蝕性最差是因為只對收口螺母進行了簡單的熱處理，并未進行涂層防護處理。在結構腐蝕過程中，由于收口螺母的自腐蝕電位最負，作為陽極被腐蝕，形成“小陽極，大陰極”的電化學腐蝕體系，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，在對承力快卸鎖進行防護處理時，應對收口螺母進行涂層防護處理，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

為了驗證模擬結果的合理性，對經過表面處理的承力快卸鎖整體結構以及獨立的組件在鹽霧試驗箱中進行為期15 d的間歇鹽霧試驗，測試結構件的耐腐蝕性和表面涂層的保護性。

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。將試樣固定在試驗架上，中性鹽霧試驗采用5%（質量分數）NaCl溶液，試驗溫度為35℃。采用間歇鹽霧的試驗方法，每日鹽霧8 h后拍照記錄。

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

圖 10獨立的螺母支座及收口螺母經過15 d鹽霧試驗后的腐蝕情況

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

結構經過15 d鹽霧試驗后，整體腐蝕嚴重，其中的螺母支座及收口螺母相對于獨立的螺母支座和收口螺母，腐蝕區域面積更大，分布更多，紅銹顏色也很深，而且很多區域存在被腐蝕產生銹液流過的痕跡，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，內外表面與側面均布滿銹跡，區域廣面積大，連成一片，紅銹色較深，但銹層不厚，這可能受其他腐蝕區域銹液流動影響。與獨立的螺母支座相比，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整體結構經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：與獨立收口螺母相比，結構中的收口螺母腐蝕明顯加劇，內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。這是由于整個結構由于各組件間電位差的影響形成了電偶腐蝕。

綜上，整體結構中獨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生了電偶腐蝕。

3. 結論

通過三電極系統測量不同涂層下金屬的電化學參數，并將其導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，二者的保護效果相差三個數量級。這是因為收口螺母的自腐蝕電位較負，在實際服役過程中易發生腐蝕。在對收口螺母進行保護處理時，應選擇防護效果最好的保護層鈍化+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涂層處理，使整個結構不易發生腐蝕。鹽霧試驗驗證了三個組件間存在電偶腐蝕，且收口螺母容易發生腐蝕，應對收口螺母進行高質量涂層防護處理。

提出的數值模擬方法可用于研究飛機結構部件承力快卸鎖局部腐蝕規律并對表面涂層進行優選，節省時間和經濟成本。

文章來源——材料與測試網