潤滑方式對7075鋁合金車削表面耐腐蝕的影響*

裴宏杰 付坤鵬 鄒 曄 劉成石 王貴成

(①江蘇大學機械工程學院，江蘇 鎮江 212013；②無錫職業技術學院機械技術學院，江蘇 無錫 214121)

7075高強度鋁合金作為航空航天以及船舶制造領域中的主要材料，經常要暴露在大氣環境下，在這種特殊環境中金屬材料容易發生腐蝕[1]。因此，為了更好地防護腐蝕，許多學者對鋁合金的腐蝕機理及規律進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，隨后通過慢應變速率測試SSRT以及動電位陽極極化方法對其腐蝕表面進行測量，最后利用光學顯微鏡OM以及掃描電鏡SEM對鋁合金的腐蝕形貌進行觀察[2]。Pidaparti等人構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散進行了仿真研究[3]。Zhou等人通過陰極極化、電化學阻抗頻譜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行了相應的分析，并且對提取的圖像特征參數δ進行了分析和探討[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行了探討[6]。Sabelkin等人分別在大氣和海水環境下，對7075-T6鋁合金表面腐蝕坑向裂紋轉化進行了研究[7]。Meng等人研究了7075鋁合金在海水環境下的腐蝕疲勞裂紋擴散特性[8]。Yue等人分別在空氣和氮氣環境下對7075-T651鋁合金表面進行了Nd-YAG激光處理，之后對鋁合金的抗壓腐蝕性能進行了研究[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。目前工業上鋁合金的機械加工，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量，同時提高刀具耐用度，應用越來越廣泛。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，對工業應用具有指導意義。

1 實驗設備及方案

1.1 實驗設備

車削實驗機床采用由德國Spinner 公司生產的超精密車削中心，潤滑裝置使用美國Accu-Lube公司生產的MQL噴霧系統，鹽霧腐蝕試驗使用精卓儀器生產的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的 DSX500型光學數碼顯微鏡。

工件選用直徑為30 mm的7075高強度鋁合金棒料。刀片選用山特維克公司生產的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，車削實驗參數選用切削液、切削速度v及進給量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為固定值。噴嘴位置及靶距根據相關文獻[13]分別選取為主后刀面及20 mm。詳細參數見表1。

表1 車削加工參數

切削條件切削參數切削液干車削,MQL(植物油2000)切削速度v/(m/min)200、300、400、500進給量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試紙進行測量，使用氫氧化鈉溶液及鹽酸溶液進行噴霧pH值的調整。根據GB/T10125-1997的標準，鹽霧腐蝕試驗箱的溫度設定為35±2 ℃，鹽霧的沉降速度設定為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值會產生一定影響，實驗之前先將溶液適當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),鹽霧試驗箱參數根據GB/T10125-1997中的標準進行設置。

1.3 表面腐蝕損傷評價方法

腐蝕區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準[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，腐蝕損傷平均深度是指對腐蝕過后形成的腐蝕坑進行三維形貌測量，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。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行簡單的描述。

根據文獻[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。根據文獻[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。當蝕坑接近于圓形的時候，Si=πdi2/4，di為蝕坑最大直徑；當蝕坑接近橢圓形時，Si=πdi1di2/4，di1和di2分別為蝕坑的長軸長及短軸長。本文通過借助相關軟件可以對圖片蝕坑面積閾值分割后進行測量。

1.4 腐蝕后形貌的處理

為了方便每個周期結束后對于工件表面蝕坑面積及深度的測量，需要對工件進行腐蝕產物的處理。按照國標GB/T16545-1996中去除鋁及鋁合金表面腐蝕產物的化學及電解清洗方法，將工件放于濃硝酸(HNO3，ρ=1.42 g/Mol，質量分數為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物，又因為鋁在濃硝酸中鈍化造成基體表面不會遭到反應破壞。這種方法可以有效地去除新生成的腐蝕產物，對于后續實驗圖像的處理，腐蝕形貌的觀察都有好處。

2 實驗結果分析

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，整個表面區域出現了少量黑色斑點，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中，會發生點蝕[17-18]。隨著腐蝕時間的增加，腐蝕坑數量、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，數量顯著增長，區域內分布比較均勻。216 h后，出現了局部區域剝落，MQL條件下，剝落情況更為嚴重。

表2 腐蝕表面參數統計

變量視場面積/μm2腐蝕面積/μm2蝕坑數量/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行腐蝕形貌參數統計，結果如表2所示。根據表2可知，隨著腐蝕時間的增長，腐蝕面積、蝕坑數量、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量的占比，橫坐標為面積范圍。由圖2和圖3可知，隨著蝕坑面積的增大，數量逐漸減少，呈倒數曲線；而面積分布呈盆型曲線，中間低，兩頭高，說明面積小、數量多的蝕坑和數量少、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的蝕坑數量占比為57.25%。MQL條件下，大于20 μm2的各個蝕坑范圍內，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降低趨勢。在前兩個周期內，由于鈍化膜的保護作用，工件表面的腐蝕情況較輕，當進入第三個周期時，鈍化膜的破壞導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了腐蝕。

圖5為切削速度為400m/min，背吃刀量為0.06 mm下進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，進給速度與腐蝕損傷度有著顯著的相關關系，不管是干切削的還是MQL加工的，腐蝕損傷度都會隨著進給量的增大整體上呈現增大趨勢。同時，基于圖4與圖5的比較分析可以發現，進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給量的變化情況，通過圖中可以看出同一周期下，隨著進給量的增大，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給量的變化情況相一致。

3 結語

(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重。

(3)隨著腐蝕時間的增長，腐蝕坑數量、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??；同時，隨著進給量的增大，腐蝕損傷度和蝕坑平均深度整體上呈現增大趨勢，并且進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車削區域流場特性及應用基礎研究 [D].鎮江:江蘇大學,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].濟南:山東大學,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.