局部腐蝕對多孔結構力學性能的影響

關鍵詞：腐蝕；二氯甲烷溶液；聚乳酸多孔結構；力學性能

0 引言

多孔結構具有優異的緩沖吸能、吸聲、隔熱、低密度和比剛度大等性能［1-2］，廣泛應用于航空航天、船舶、醫療器械等領域［3］。已有很多學者對多孔結構孔隙率、材料厚度、疲勞裂紋萌生和擴展［4］進行了大量的研究，并總結了其壓縮性能［5］、剪切性能［6］、拉伸性能［7］的變化規律。在多孔結構腐蝕損傷方面，孔蝕是普遍存在的一種腐蝕損傷形式，尤其在濕度大、易腐蝕的環境下，較長時間的使用導致表面磨損，有一定的剝落，易產生腐蝕現象［8］，不僅影響結構外觀，還會導致結構截面減小、材料力學性能發生變化，嚴重影響其使用效能。因此，研究多孔結構在化學因素作用下的孔蝕損傷有著非常重要的意義。

近些年，國內外許多研究者從不同的角度對腐蝕損傷進行分析研究。JIN等［9］提供一種使用二氯甲烷降低熔融沉積成型零件中聚乳酸（PolylacticAcid，PLA）零件表面粗糙度的方法；AO等［10］研究了不銹鋼纖維多孔材料在硫酸、鹽酸中的腐蝕類型、腐蝕行為和腐蝕機制，并討論了介質濃度、纖維絲徑、孔隙度對其腐蝕行為的影響；蔣穩等［11］探討了腐蝕液配方的改變對多孔陣列結構形貌的影響；ZHANG等［12］研究了多孔金屬流動分布器在腐蝕環境下性能的穩定性；妙遠洋等［13］根據點蝕基本原理，建立了一種點蝕損傷彈性模量計算模型，并通過拉伸試驗驗證了模型的準確性；馬劍軍等［14］基于腐蝕疲勞中力學-電化學交互作用過程的能量轉換，建立E690高強鋼的腐蝕疲勞裂紋擴展速率理論模型，并通過腐蝕疲勞裂紋擴展試驗驗證該理論模型的準確性；李嘉棟等［15］總結與討論了彈性應力、塑性應力以及殘余應力對不銹鋼點蝕及腐蝕開裂行為的影響規律；TOKUDA等［16］在MgCl2浸泡試驗中，研究了外加應力對敏化304不銹鋼點蝕的影響。

本文通過SolidWorks軟件構建正四邊形、正六邊形和內凹形3種不同孔隙率的模型，并使用3D打印機熔融沉積成型進行模型制備，采取液滴法引入二氯甲烷溶液作為腐蝕介質，對比試驗和Abaqus軟件仿真結果，分析了不同腐蝕周期和區域對平面多孔結構板力學性能的影響。

1 試驗研究

1.1 試驗設計

試驗采用正四邊形、正六邊形和內凹形3類平面多孔結構板，按照類別不同設計了9種孔隙率模型，制備了45個試件，研究不同腐蝕周期和區域對平面多孔結構板力學性能的影響。結構基本尺寸為120mm×74mm×10mm，局部腐蝕位置如圖1所示（白色標注為腐蝕位置）。圖1中前3列基本模型為孔隙率分別為72%、63%和54%的單胞元腐蝕，第4列為孔隙率54%的單胞元擴大區域腐蝕。

為方便試驗測試，對試件進行編號如表1所示。例如H-1-f-2由4項組成，表示孔隙率72%、單胞元腐蝕、2周期的正六邊形結構。

1.2 模型制備

采用SolidWorks軟件構建模型，表2所示為建立的9種模型的幾何參數。使用3D打印機進行模型制備，打印速度為30mm/s。3D打印用材為聚乳酸，密度為1.25g/cm3。

2 試驗測試

2.1 腐蝕試驗

腐蝕介質采用密度為1.325g/cm3的二氯甲烷溶液，采取液滴法［17］引入腐蝕介質。在試件預設腐蝕部位上方定量點滴，腐蝕溶液以24h時間間隔滴注在試件表面上。腐蝕溶液的容量與試件表面積的比率在20～200mL/cm2范圍內［18］，每次滴取1.5mL二氯甲烷溶液覆蓋在單胞元表面上，滴取3mL在擴大區域，如圖1所示。未腐蝕狀態設定為0周期，腐蝕溶液作用7天為一個周期，采用電子顯微鏡觀察腐蝕位置結構變化，如圖2所示（以孔隙率為54%的內凹形結構為例）。試驗過程中，采用滴管滴液，如圖3所示。考慮到腐蝕介質的環境要求，試件在密封狀態存放，如圖4所示。試驗過程產生的二氯甲烷廢液裝入密封容器，交由化學實驗室統一收集處理。

試件微觀變化如表3所示，除了進行單胞元腐蝕損傷外，選取孔隙率為54%的試件開展擴大區域腐蝕。結果表明，隨著周期增加，試件表面損傷逐漸明顯，到第3周期時，試件底部受腐蝕損傷的影響形成一個局部密實體，腐蝕損傷程度關系：孔隙率72%lt;孔隙率63%lt;孔隙率54%。

2.2 壓縮試驗

采用微機控制電子萬能試驗機完成準靜態壓縮試驗，壓縮試驗加載方式采用位移控制，加載速度為1mm/min，下壓位移為30mm，加載裝置如圖5所示（以孔隙率為54%的內凹形結構為例），試驗過程中采用高分辨照相機對試件的破壞過程進行記錄。

選取孔隙率為72%的單胞元腐蝕進行分析，正四邊形結構的變形情況如表4所示。0周期初始，失穩從底部第2層開始，第2輪失穩發生在底部第3層，整體失穩趨勢向左；第1周期第1輪失穩層與0周期相同，第2輪失穩發生在腐蝕位置所在層，隨著腐蝕周期加長，失穩趨勢向右，其原因是受到腐蝕位置的影響（腐蝕位置靠中心軸右側）。

分析不同腐蝕周期正六邊形結構破壞過程，如表5所示。結果表明，初始變形從斜對角線開始，隨著下壓位移的增加，逐漸呈現出“X”形破壞模式；0周期結構有輕微的失穩屈曲現象，第1周期至第3周期內未出現屈曲，說明腐蝕損傷位置的存在為結構提供了一定緩沖作用，消除了結構的失穩現象，隨著腐蝕周期的持續，緩沖作用逐漸明顯。

內凹形結構壓縮變形情況如表6所示，未腐蝕試件初始變形在中心層兩側，腐蝕試件的變形從腐蝕損傷位置開始。結果表明，0周期初始變形在上、下邊緣第2、第3層處，并向兩邊擴散，逐漸由兩端向內收縮；第1周期至第3周期初始變形從腐蝕損傷位置開始，隨下壓位移的增加，變形由中間向兩端延伸。

2.3 結果分析

為驗證腐蝕結果的可靠性，試驗選取孔隙率為72%的正六邊形結構進行了兩組重復試驗。如圖6所示，選取下壓位移為15mm的數據分析，結果表明，每個周期內的兩組試驗誤差在5%以內。

在正六邊形結構兩次重復試驗的基礎上，對其他類型結構進行腐蝕試驗測試，試驗載荷-位移關系曲線如圖7～圖10所示。準靜態載荷作用下，平面多孔結構板的載荷-位移曲線大致分為3個階段：彈性階段、屈服平臺階段以及密實階段。正四邊形結構腐蝕前后載荷-位移曲線如圖7所示。由圖7可知，加載初期載荷-位移曲線成線性增加，達到峰值載荷后，曲線急劇下降再緩慢增加，0周期產生的峰值力最大，第2周期產生的峰值力大于第1周期和第3周期。如圖7（a）所示，第1周期和第3周期的彈性階段曲線斜率比0周期小，第2周期曲線的斜率較大。這表明，第2周期時腐蝕損傷效果不穩定，導致試件剛度加強，第3周期時達到穩定狀態，試件剛度退化。

如圖8（a）、圖8（b）所示，正六邊形結構在彈性階段時，0周期的峰值力大于其他周期，第2周期的峰值力大于第1周期。當結構孔隙率由54%增加到63%時，對應0、1、2、3周期的承載能力分別下降了約39.5%、53.6%、37.4%、47.5%；當孔隙率由63%增加到72%時，對應0、1、2、3周期的承載能力分別下降了約58.5%、56.9%、53%、59.2%。結果表明，提高結構孔隙率，試件的承載能力降低，產生的原因為多孔結構板密實度越高，承載能力越大。

如圖9（a）所示，孔隙率為72%的內凹形結構，在0周期的峰值力比第1周期增加了約6.4%，比第2周期增加了約10.4%，比第3周期增加了約11.1%。隨后，峰值急劇減小為一個平臺力，到達平臺階段時0周期平臺力均高于其他周期，當位移達到27mm時，結構達到致密化階段。如圖9（b）所示，孔隙率為63%，彈性階段0周期所產生的峰值力比第1周期減少了約12.8%，比第2周期增加了約30.8%，比第3周期增加了約25.9%。如圖9（c）所示，孔隙率為54%時，結構密實，承載能力增強，易產生失穩現象。

孔隙率為54%的結構在試驗加載過程中，存在屈曲失穩現象，下壓位移達到10mm時趨于穩定。其中，正四邊形結構如圖10（a）所示，承載能力關系為0周期gt;第3周期gt;第2周期gt;第1周期，表明擴大區域腐蝕加強了試件表面的密實程度；與第1周期相比，隨著周期的持續，提高了正四邊形結構的承載能力。正六邊形結構如圖10（b）所示，在彈性階段，第1周期和第3周期曲線斜率重合，表明這兩個周期在彈性階段的變形能力相同。內凹形結構如圖10（c）所示，在彈性階段，承載能力關系為第3周期lt;第2周期lt;第1周期lt;0周期，腐蝕周期越長，承載能力越低，表明內凹形結構擴大區域腐蝕沒有產生密實現象，腐蝕缺陷的存在降低了結構的承載能力。

結構最大載荷數值如表7所示，孔隙率為72%時，0周期至第3周期承載能力分別降低了約22.6%、25.6%和2.2%；孔隙率為63%時，0周期至第3周期承載能力分別降低了約25.4%、24.4%和20.6%；孔隙率為54%時，單胞元腐蝕0周期至第3周期分別降低了約25.6%、12.9%、6.6%，此時擴大區域腐蝕0周期至第3周期承載能力分別降低了約16.4%、22.5%、21.7%。分析單胞元腐蝕與擴大區域腐蝕承載能力的差異，發現正四邊形結構在第1周期和第3周期內，前者的峰值力比后者分別減少了約5.7%和11.1%，在第2周期內前者的峰值力比后者增加了約9.7%；正六邊形結構在第1、2、3周期內前者的承載能力比后者分別增加了約25%、18.9%、12.4%；內凹形結構同樣分別增加了約18.1%、4.5%、19.2%。

結果表明，孔隙率為72%時，正六邊形結構單胞元腐蝕缺陷承載能力最弱，內凹形結構的承載能力最強；孔隙率為63%和54%時，正四邊形結構受腐蝕影響最大，正六邊形結構擴大區域腐蝕承載能力最弱，內凹形結構擴大區域腐蝕承載能力最強；在外界腐蝕條件作用下，平面多孔結構板為正六邊形的拓撲結構承載能力最弱。

3 有限元仿真

3.1 仿真模擬

運用Abaqus軟件對不同孔隙率及周期的多孔結構板腐蝕狀態和準靜態壓縮進行模擬［19-20］，引入文獻［21］的方法進行腐蝕仿真模擬。

腐蝕狀態是通過對相應腐蝕位置減小區域板厚、彈性模量和表面載荷實現的，表面載荷施加在單胞元及其擴大區域的外表面和內壁，材料對應的腐蝕性能如表8所示。

腐蝕仿真在部件模塊下，將實體轉換為殼部件，運用拆分面命令進入草圖分區，畫出腐蝕區域，采用偏移面命令選擇已拆分的腐蝕區域，偏移距離為腐蝕缺陷大小，刪除面命令將試件腐蝕區域表面刪除。在屬性模塊下，創建腐蝕作用區域和未腐蝕作用區域材料的屬性，并指派到具體的截面位置，屬性定義如圖11所示（以孔隙率為72%的正六邊形結構為例）。裝配后，將腐蝕位置的作用定義為表面載荷，邊界條件為底端固定端約束，試件內部約束為位移轉角，網格采用尺寸為1mm的六面體單元進行劃分。腐蝕計算完成后，將.odb格式文件導入新的工況進行壓縮試驗。

準靜態壓縮試驗，導入試件并創建壓板，壓板是直徑為150mm離散剛體，壓板屬性為慣性作用。將壓板與試件裝配如圖12所示，分析步設置為動力顯式，相互作用中添加通用接觸和剛體約束。上部剛性板采用1mm/min的豎直恒速，下部剛性板為固定端約束，壓縮過程中相互接觸采用一般接觸罰來模擬，切向行為的摩擦因數設為0.3，并選用硬接觸作為法向行為，壓板和試件網格采用尺寸為1mm的六面體單元進行劃分。

通過有限元后處理分析獲得不同平面多孔結構板的變形及應力分布，如表9所示。孔隙率為72%時，正四邊形結構在0周期最大變形發生在頂部壓頭與低端壓頭橫向作用最邊緣，并由兩邊向中間遞減；在第1周期，試件整體的變形趨勢主要集中在中間區域，腐蝕位置應力較小；在第2周期，試件變形比第1周期明顯減弱。相對于未腐蝕狀態下，腐蝕周期的存在使其變形較為明顯。

3.2 結果驗證

為方便觀察試驗與仿真結果，選取下壓位移為10mm的數據分析。對比分析部分試件載荷-位移曲線試驗與仿真結果，如圖13、圖14所示。結果顯示，曲線在達到塑性變形前后顯示出差異；0周期結構曲線最高；隨著腐蝕程度的加深曲線逐漸下降；同一類型結構曲線趨勢一致；腐蝕影響結構的承載能力；隨著腐蝕程度加深，結構的最大承載力降低。結構達到塑性階段后，變形趨勢基本相同，這說明腐蝕產生的影響不再發揮作用。整體曲線的有限元仿真結果比試驗結果偏大，結果存在誤差的主要原因有以下幾個方面：①未腐蝕狀態下，試件準靜態壓縮過程中有輕微的屈曲未考慮進仿真；②腐蝕試驗時，不同腐蝕周期模擬的腐蝕環境存在一定差異；③腐蝕區域板厚逐漸減小過程未考慮。

4 結論

以不同孔隙率的正四邊形、正六邊形和內凹形多孔結構板為研究對象，采取液滴法引入二氯甲烷溶液作為腐蝕介質，分析了不同腐蝕周期和區域對聚乳酸多孔結構力學性能的影響規律，通過試驗和有限元仿真得出結論如下：

1）內凹形結構受腐蝕周期的影響最小，正四邊形和正六邊形結構受腐蝕周期的影響有賴于孔隙率的大小。

2）孔隙率72%正六邊形結構單胞元腐蝕缺陷承載能力最弱，內凹形結構的承載能力最強；孔隙率54%正四邊形結構受單胞元腐蝕影響最大，內凹形結構影響最小，其中正六邊形結構單胞元擴大區域腐蝕承載能力相比單胞元腐蝕更弱，正四邊形結構單胞元擴大區域腐蝕承載能力相比單胞元腐蝕較強。

3）隨著孔隙率的增加，正四邊形結構承載能力受腐蝕周期的影響逐漸增加，正六邊形結構承載能力受腐蝕周期的影響逐漸減小。