裴宏杰 付坤鵬 鄒 曄 劉成石 王貴成

(①江蘇大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；②無錫職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械技術(shù)學(xué)院，江蘇 無錫 214121)

7075高強(qiáng)度鋁合金作為航空航天以及船舶制造領(lǐng)域中的主要材料，經(jīng)常要暴露在大氣環(huán)境下，在這種特殊環(huán)境中金屬材料容易發(fā)生腐蝕[1]。因此，為了更好地防護(hù)腐蝕，許多學(xué)者對鋁合金的腐蝕機(jī)理及規(guī)律進(jìn)行了一系列的研究工作。

Song等人研究了氯化鈉溶液中7050-T7451鋁合金板件的腐蝕性能，隨后通過慢應(yīng)變速率測試SSRT以及動電位陽極極化方法對其腐蝕表面進(jìn)行測量，最后利用光學(xué)顯微鏡OM以及掃描電鏡SEM對鋁合金的腐蝕形貌進(jìn)行觀察[2]。Pidaparti等人構(gòu)建了基于元胞自動化方法的計算模型，隨后對航空鋁合金的多點點蝕的形成及擴(kuò)散進(jìn)行了仿真研究[3]。Zhou等人通過陰極極化、電化學(xué)阻抗頻譜EIS、掃描電鏡SEM以及X射線光電子能譜法XPS對7075-T6鋁合金在1 M硫酸鈉溶液中形成的薄電解液層的腐蝕特性進(jìn)行了研究[4]。Tao等人基于小波變換對鋁合金腐蝕表面圖像進(jìn)行了相應(yīng)的分析，并且對提取的圖像特征參數(shù)δ進(jìn)行了分析和探討[5]。Reda等人將7075鋁合金浸在3.5%氯化鈉溶液中7天，并且在試驗過程中通上電極，之后對其腐蝕特性進(jìn)行了探討[6]。Sabelkin等人分別在大氣和海水環(huán)境下，對7075-T6鋁合金表面腐蝕坑向裂紋轉(zhuǎn)化進(jìn)行了研究[7]。Meng等人研究了7075鋁合金在海水環(huán)境下的腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)散特性[8]。Yue等人分別在空氣和氮氣環(huán)境下對7075-T651鋁合金表面進(jìn)行了Nd-YAG激光處理，之后對鋁合金的抗壓腐蝕性能進(jìn)行了研究[9]。

以上研究所采用的鋁合金樣件的表面，都不是通過工業(yè)切削加工所獲得的，因而與實際加工的零件腐蝕情況會有所不同。目前工業(yè)上鋁合金的機(jī)械加工，主要是干切削和微量潤滑(minimum quantity lubricant，MQL)[10-12]切削加工。MQL加工是用壓縮氣體將霧化油滴噴射到加工區(qū)域，起到冷卻和潤滑的作用。相對于干切削，能很好的提高鋁合金工件加工后的表面質(zhì)量，同時提高刀具耐用度，應(yīng)用越來越廣泛。因此研究這兩種條件下切削加工的鋁合金表面的腐蝕情況，對工業(yè)應(yīng)用具有指導(dǎo)意義。

1 實驗設(shè)備及方案

1.1 實驗設(shè)備

車削實驗機(jī)床采用由德國Spinner 公司生產(chǎn)的超精密車削中心，潤滑裝置使用美國Accu-Lube公司生產(chǎn)的MQL噴霧系統(tǒng)，鹽霧腐蝕試驗使用精卓儀器生產(chǎn)的F-60C型鹽霧腐蝕試驗箱。腐蝕表面測量儀器使用由日本奧林巴斯公司生產(chǎn)的 DSX500型光學(xué)數(shù)碼顯微鏡。

工件選用直徑為30 mm的7075高強(qiáng)度鋁合金棒料。刀片選用山特維克公司生產(chǎn)的CCGX 09 T308-AL H10型切削刀片，切削刃長度L為9.671 9 mm，刀片厚度S為3.968 75 mm，圓角半徑RE為0.8 mm，內(nèi)切圓半徑為9.525 mm，后角ao為7°。

1.2 實驗安排

車削實驗采用單因素實驗，車削實驗參數(shù)選用切削液、切削速度v及進(jìn)給量f。實驗保持背吃刀量為0.06 mm。切削液流量及空氣流量等設(shè)為固定值。噴嘴位置及靶距根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)[13]分別選取為主后刀面及20 mm。詳細(xì)參數(shù)見表1。

表1 車削加工參數(shù)

切削條件切削參數(shù)切削液干車削,MQL(植物油2000)切削速度v/(m/min)200、300、400、500進(jìn)給量f/(mm/rev)0.01、0.02、0.03、0.04油量/(mL/h)12背吃刀量ap/mm0.06噴嘴位置主后刀面

對于實驗中鹽水pH值的測量通過0～14四色廣泛pH試紙進(jìn)行測量，使用氫氧化鈉溶液及鹽酸溶液進(jìn)行噴霧pH值的調(diào)整。根據(jù)GB/T10125-1997的標(biāo)準(zhǔn)，鹽霧腐蝕試驗箱的溫度設(shè)定為35±2 ℃，鹽霧的沉降速度設(shè)定為2 mL/80 cm2·h，氯化鈉的濃度為50±5 g/L。因為水中的二氧化碳對溶液pH值會產(chǎn)生一定影響，實驗之前先將溶液適當(dāng)加熱排出溶液中的二氧化碳。實驗過程中除了特殊情況需要對工件腐蝕情況進(jìn)行觀察外，盡量不要打開試驗箱。

鹽霧腐蝕實驗采用干濕交替的周期腐蝕，實驗進(jìn)行3個周期，每個周期72 h(噴霧48 h，干燥24 h),鹽霧試驗箱參數(shù)根據(jù)GB/T10125-1997中的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)置。

1.3 表面腐蝕損傷評價方法

腐蝕區(qū)域的形貌和分布是影響腐蝕損傷的重要因素。Du Quesnay將蝕坑的最大深度作為腐蝕損傷的一個評價標(biāo)準(zhǔn)[14]。但蝕坑的最大深處往往由于測量問題不容易獲取，所以本文使用腐蝕損傷平均深度D和腐蝕損傷度DOP作為評定腐蝕損傷的參數(shù)，腐蝕損傷平均深度是指對腐蝕過后形成的腐蝕坑進(jìn)行三維形貌測量，測得的蝕坑深度的平均值，公式如下：

(1)

式中：D為測量蝕坑的平均深度；Di為各個蝕坑的深度；n為測量蝕坑的個數(shù)。通過平均深度來大體上對于腐蝕沿深度方向的損傷程度進(jìn)行簡單的描述。

根據(jù)文獻(xiàn)[15]中的定義，腐蝕損傷度DOP為蝕坑總面積與原表面積之比的百分比，公式如下：

(2)

式中：DOP為腐蝕損傷度；S為原表面積；Si為各個蝕坑的表面積；n為蝕坑的個數(shù)。根據(jù)文獻(xiàn)[16]，為便于計算，可以用圓形或者橢圓形的蝕坑來表示蝕坑真實面積Si。當(dāng)蝕坑接近于圓形的時候，Si=πdi2/4，di為蝕坑最大直徑；當(dāng)蝕坑接近橢圓形時，Si=πdi1di2/4，di1和di2分別為蝕坑的長軸長及短軸長。本文通過借助相關(guān)軟件可以對圖片蝕坑面積閾值分割后進(jìn)行測量。

1.4 腐蝕后形貌的處理

為了方便每個周期結(jié)束后對于工件表面蝕坑面積及深度的測量，需要對工件進(jìn)行腐蝕產(chǎn)物的處理。按照國標(biāo)GB/T16545-1996中去除鋁及鋁合金表面腐蝕產(chǎn)物的化學(xué)及電解清洗方法，將工件放于濃硝酸(HNO3，ρ=1.42 g/Mol，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為71%)中浸泡5min，然后取出用大量的水清除工件表面的硝酸，再用丙酮清洗并干燥。實驗過程中要注意硝酸的使用安全。使用濃硝酸既因為其可以去除腐蝕產(chǎn)物，又因為鋁在濃硝酸中鈍化造成基體表面不會遭到反應(yīng)破壞。這種方法可以有效地去除新生成的腐蝕產(chǎn)物，對于后續(xù)實驗圖像的處理，腐蝕形貌的觀察都有好處。

2 實驗結(jié)果分析

2.1 腐蝕工件表面形貌

圖1為干車削(Dry)和MQL車削條件下所得，工件表面在不同周期的腐蝕形貌。72 h腐蝕后，可以觀察到表面基體失去金屬光澤，整個表面區(qū)域出現(xiàn)了少量黑色斑點，斑點形狀呈圓形，顏色為黑色，屬于點蝕(pitting corrosion)形式。鋁合金是易鈍化的金屬，在含有氯化物或氯離子的腐蝕介質(zhì)中，會發(fā)生點蝕[17-18]。隨著腐蝕時間的增加，腐蝕坑數(shù)量、深度以及腐蝕坑的表面積都在不斷加大。144 h后，點蝕蝕坑變深變大，數(shù)量顯著增長，區(qū)域內(nèi)分布比較均勻。216 h后，出現(xiàn)了局部區(qū)域剝落，MQL條件下，剝落情況更為嚴(yán)重。

表2 腐蝕表面參數(shù)統(tǒng)計

變量視場面積/μm2腐蝕面積/μm2蝕坑數(shù)量/個平均蝕坑面積/μm2蝕坑平均直徑/μm蝕坑平均深度/μm腐蝕損傷度/(%)Dry-72994447.8533711.78139924.102.770.01583.39Dry-144994447.8548330.17187025.852.870.01724.86Dry-216994447.8569014.68200534.423.310.04056.94MQL-72994447.8532518.44105530.803.130.02543.27MQL-144994447.8555490.19168332.973.240.02945.58MQL-216994447.8572893.03166743.713.730.04607.33

對圖1中的腐蝕表面形貌照片，在奧林巴斯圖像分析軟件下進(jìn)行腐蝕形貌參數(shù)統(tǒng)計，結(jié)果如表2所示。根據(jù)表2可知，隨著腐蝕時間的增長，腐蝕面積、蝕坑數(shù)量、蝕坑平均深度顯著增加。干切削條件下，相對于前一個周期，腐蝕損傷度分別增加43.36%和42.8%；MQL條件下，腐蝕損傷度分別增加70.64%和31.4%。72 h后，MQL條件下的腐蝕面積比干車削的小3.5%，但蝕坑數(shù)量卻少了24.59%，平均蝕坑面積比干車削大。在144 h和216 h后，MQL的腐蝕面積和腐蝕損傷度大于干車削，但蝕坑數(shù)量要比干車削的少，表明MQL條件下大面積、較大直徑的蝕坑較多，同時造成了腐蝕表面剝落。

圖2和圖3分別為干車削和MQL條件下，144 h后，不同面積的蝕坑對腐蝕總面積和蝕坑總數(shù)量的占比，橫坐標(biāo)為面積范圍。由圖2和圖3可知，隨著蝕坑面積的增大，數(shù)量逐漸減少，呈倒數(shù)曲線；而面積分布呈盆型曲線，中間低，兩頭高，說明面積小、數(shù)量多的蝕坑和數(shù)量少、面積大蝕坑是點蝕的主體。干車削條件下，小于等于20 μm2的蝕坑面積占比為28.67%，大于20 μm2數(shù)量占比為62.96%；MQL條件下，小于等于20 μm2的蝕坑面積占比為20.50%，大于20 μm2的蝕坑數(shù)量占比為57.25%。MQL條件下，大于20 μm2的各個蝕坑范圍內(nèi)，蝕坑面積占比都要比干車削條件下的高，尤其是大于100 μm2的蝕坑，數(shù)量占比和面積占比顯著增加。

2.2 腐蝕損傷度

如圖5所示，無論在干車削還是MQL加工條件下，隨著切削速度的增加，腐蝕損傷度整體上都呈現(xiàn)降低趨勢。在前兩個周期內(nèi)，由于鈍化膜的保護(hù)作用，工件表面的腐蝕情況較輕，當(dāng)進(jìn)入第三個周期時，鈍化膜的破壞導(dǎo)致工件的腐蝕損傷度增幅變大。同時，干車削加工工件的腐蝕損傷度相對于同周期MQL加工的工件要低，特別是在第二周期，結(jié)果更加明顯；相比于干車削，MQL加工腐蝕損傷度平均可增長21.69%，這說明切削液在一定程度上促進(jìn)了腐蝕。

圖5為切削速度為400m/min，背吃刀量為0.06 mm下進(jìn)給量的改變對于工件腐蝕損傷度的影響變化。在剛開始的第一周期，兩種加工方式下工件的腐蝕損傷度都比較小，隨著腐蝕時間的增加，腐蝕損傷度也隨之增大，并且干切削的腐蝕程度要小于MQL加工的。此外，進(jìn)給速度與腐蝕損傷度有著顯著的相關(guān)關(guān)系，不管是干切削的還是MQL加工的，腐蝕損傷度都會隨著進(jìn)給量的增大整體上呈現(xiàn)增大趨勢。同時，基于圖4與圖5的比較分析可以發(fā)現(xiàn)，進(jìn)給量對腐蝕損傷度的影響程度要大于切削速度。

2.3 腐蝕損傷平均深度

圖6為進(jìn)給量0.03 mm/r，背吃刀量0.06 mm條件下，腐蝕損傷平均深度隨切削速度的變化情況。從圖中可以看出，隨著切削速度的增加，腐蝕平均深度逐漸減小，腐蝕越來越嚴(yán)重。通過對比不同腐蝕周期下的腐蝕損傷平均深度可以看出，隨著周期的增長，腐蝕損傷平均深度逐漸增大，腐蝕情況加重，并且在相同腐蝕時間下，干車削加工的蝕坑平均深度值要普遍小于MQL加工的深度值，這表明了MQL加工方式不利于改善工件表面腐蝕。

圖7為切削速度v為400 m/min，背吃刀量ap為0.06 mm條件下，腐蝕損傷平均深度隨進(jìn)給量的變化情況，通過圖中可以看出同一周期下，隨著進(jìn)給量的增大，腐蝕損傷平均深度逐漸增大。不同腐蝕周期下，隨著周期的增加，腐蝕損傷平均深度也隨之增大，這與腐蝕損傷度隨進(jìn)給量的變化情況相一致。

3 結(jié)語

(1)干切削和MQL加工7075鋁合金的表面，鹽霧試驗初期和中期，點蝕是工件表面主要的腐蝕形式；后期，層狀剝落成為主要腐蝕形式。

(2)相比干車削加工的表面，MQL加工的表面被腐蝕程度更加嚴(yán)重。

(3)隨著腐蝕時間的增長，腐蝕坑數(shù)量、深度以及腐蝕坑的表面積增加。

(4)隨著切削速度的增大，腐蝕損傷度以及腐蝕損傷平均深度都會減?。煌瑫r，隨著進(jìn)給量的增大，腐蝕損傷度和蝕坑平均深度整體上呈現(xiàn)增大趨勢，并且進(jìn)給量對表面腐蝕的影響程度要大于切削速度。

(5)MQL加工中霧化的切削液可能在一定程度上促進(jìn)了工件表面腐蝕。

[1]Zhang Y H, Yang S C, Ji H Z. Microstructure evolution in cooling process of Al-Zn-Mg-Cu alloy and kinetics description [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2012, 22(9): 2087-2091.

[2]Song F X, Zhang X M, Liu S D, et al. Anisotropy of localized corrosion in 7050-T7451 Al alloy thick plate [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2013,23(9): 2483-2490.

[3]Ramana M Pidaparti, Fang L, Mathew J Palakal. Computational simulation of multi-pit corrosion process in materials [J]. Computational Materials Science,2008,41 (3) :255-265.

[4]Zhou H R, Li X G, Ma J, et al. Dependence of the corrosion behavior of aluminum alloy 7075 on the thin electrolyte layers [J]. Materials Science and Engineering B, 2009,162 (1):1-8.

[5]Lei T, Song S Z, Wang S Y, et al. Image analysis of periodic rain accelerated corrosion of aeronautical aluminium alloys [J]. Materials Science and Engineering A,2008,476 (1-2):210-216.

[6]Reda Y, Abdel-Karim R, Elmahallawi I. Improvements in mechanical and stress corrosion cracking properties in Al-alloy 7075 via retrogression and reaging [J]. Materials Science and Engineering A,2008,485 (1-2): 468-475.

[7]Sabelkin V, Perel V Y, Misak H E,et al. Investigation into crack initiation from corrosion pit in 7075-T6 under ambient laboratory and saltwater environments [J]. Engineering Fracture Mechanics,2014,134:111-123.

[8]Meng X Q, Lin Z Y, Wang F F. Investigation on corrosion fatigue crack growth rate in 7075 aluminum alloy [J]. Materials and Design,2013,51 (5) :683-687.

[9]Yue T M, Yan L J, Chan C P. Stress corrosion cracking behavior of Nd-YAG laser-treated aluminum alloy 7075 [J]. Applied Surface Science,2006,252 (14):5026-5034.

[10]Weinert K, Inasaki I, Sutherland J W, et al. Dry Machining and Minimum Quantity Lubrication [J]. Annals CIRP, 2004, 53(2):511-537.

[11]Uma Maheshwera Reddy Paturi, Yesu Ratnam Maddu, Ramalinga,et al.Measurement and Analysis of Surface Roughness in WS2 Solid Lubricant Assisted Minimum Quantity Lubrication (MQL) Turning of Inconel 718[J]. Procedia CIRP, 2016,40: 138-143.

[12]Arnaud Duchosal, Roger Serra, René Leroy et al.Numerical steady state prediction of spitting effect for different internal canalization geometries used in MQL machining strategy[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2015,20(1):149-161.

[13]鄭文杰.MQL車削區(qū)域流場特性及應(yīng)用基礎(chǔ)研究 [D].鎮(zhèn)江:江蘇大學(xué),2011.

[14]Duquesnay D L, Underhill P R, Britt H J. Fatigue crack growth from corrosion damage in 7075-T6511 aluminium alloy under aircraft loading [J]. International Journal of Fatigue, 2003, 25(3): 371-377.

[15]Paik J K, Jae M L, Ko M J. Ultimate shear strength of plate elements with pit corrosion wastage [J]. Thin-Walled Structures, 2004, 42(8): 1161-1176.

[16]張入仁.航空鋁合金銑削三維表面形貌及其耐腐蝕性研究[D].濟(jì)南:山東大學(xué),2012.

[17]Turnbull A, McCartney L N, Zhou S. Modeling of the evolution of stress corrosion cracks from corrosion pits [J]. Scripta Materialia,2006,54(4):575-578.

[18]Tsunami Y，Nishikata A, Tsuru T. Pitting corrosion mechanism of type 304 stainless steel under a droplet of chloride solution [J]. Corrosion Science,2007,49(3):1394-1407.