织构化纹理对于45钢摩擦学性能的数值模拟及试验分析

第54卷.第3期.2021年3月7S
织构化纹理对于45钢摩擦学性能的
数值模拟及试验分析
宋文涛，陈文刚，谢永，刘德春
(西南林业大学机械与交通学院，云南昆明650224)
[摘要]为探究不同形式的微织构对于柴油发动机活塞裙部表面摩擦特性的影响，在考虑惯性效应的条件下，基于C F D方法，利用Navier-Stokes方程建立了织构化试样流场的二维仿真分析模型。

利用磨床在试样表面加工出规律单向条状纹理，采用激光打标机在45钢表面制备三角微织构凹坑，并在M M W-1A立式万能摩擦磨损试验机上对织构化45钢进行摩擦试验。

织构化流场的数值模拟试验结果表明：在织构化流场存在流体惯性效应，使得流场获得额外的承栽力；条状纹理与三角微织构凹坑之间的流场存在惯性效应的“叠加”效应，能够获得更高的承栽力。

摩擦试验结果表明：带有条状纹理的上试样能够有效降低摩擦过程初始阶段的摩擦系数，缩短摩擦副达到
穗定磨损状态的时间。

摩擦试验结果较好地证明了数值模拟试验的准确性。

[关键词]微织构；惯性效应；Navier-Stokes方程；数值模拟；减摩抗磨；45钢
[中图分类号]T H117 [文献标识码]A[文章编号]1001-1560(2021)03-0075-06
Numerical Simulation and Experimental Analysis of Tribological
Properties of 45 Steel with Surface Texture
SONG Wen-tao, CHEN Wen-gang, XIE Yong, UU De-chun
(College of Mechanical and Transportation, Southwest Forestry University, Kunming 650224, China)
Abstract ：In order to investigate the effect of different forms of microtexture on the friction characteristics of the piston skirt surface of diesel engines, a two-dimensional simulation analysis model for the textured sample flow field was established with using the Navier-Stokes equation based on the CFD method in the consideration of the inertia effect. A regular unidirectional strip texture was processed on the surface of the sample using a grinder, a laser marking machine was used to prepare the triangular microtexture pits on the surface of 45 steel, and the friction test of textured 45 was carried out on the MMW - 1A vertical universal friction and wear testing machine. The numerical simulation results of textured flow field showed that the fluid inertia effect existed in the textured flow field, so that the flow field obtained additional bearing capacity；the flow field between the strip texture and triangular microtexture pits had the inertia effect of “superposition” , producing a higher bearing force. The results of the friction experiments suggested that the upper specimen with strip texture could effectively reduce the friction coefficient in the initial wear stage and shorten the time for the friction pair to reach a stable wear state. Besides, the results of the friction experiments proved the good accuracy of the numerical simulation experiments.
Key w ords：microtexture；inertial effect；Navier-Stokes equation；numerical simulation；friction reduction and antiwear；45 steel
〇前言
活塞-缸套系统摩擦磨损情况对于汽车的动力及 寿命、燃油用量及效率具有重要影响。

桁磨纹理作为 微织构的一种,20世纪40年代被应用于发动机缸套表 面后[1]，一直沿用至今。

45°交叉的珩磨网纹具有均匀 分布的用于存储润滑油的“深谷”和用于承受法向载荷的“平台”，从而极大地降低了发动机拉缸等磨损故障 的发生[2]。

表面织构技术作为一种表面改性技术已被 应用于医学、计算机、汽车等诸多领域W。

早期对微织 构减摩抗磨机理的研究认为，在微织构辅助下形成的 附加流体动压效应可以增加油膜承载力以降低磨损。

微织构能够储油存屑，以防止产生三体磨损并实现二 次润滑。

随着近年来研究的深人，流体的惯性效应对
[收稿日期]2020-09-25
[基金项目]国家自然科学基金（51865053)资助
[通信作者]陈文刚，教授，研究方向为机械摩擦磨损机理及控制，E-mail:**********************
Vol.54 N o.3 Mar. 2021
于微织构减摩抗磨效果的影响得到众多学者的重视。

Arghir等⑷在采用Navier-Stokes方程针对不同单个微 织构平板流体润滑特性求解中发现，流体惯性效应会 产生附加压力作用从而提高承载能力；同时流体惯性 效应的强弱受织构深度和长度比值的影响，雷诺数也 会影响流体的惯性效应。

Dekarker等[5]采用压力项修 正的雷诺方程进行计算，分析也表明流体惯性效应影 响到微织构表面的承载能力，惯性效应对微织构零件 承载能力的提升取决于微织构凹坑内的流体回流区域 位置;润滑油膜的厚度和织构深度的比值影响惯性回 流的强弱程度。

Doibrica等[6]在微织构滑块轴承承载 能力研究中发现了惯性效应对滑块承载能力具有负面 作用。

张瑜等[7]基于空化与惯性效应耦合作用，分析 了非对称表面微织构滑块轴承的承载能力数值，采用 Schnerr-Sauer方法建立了流体润滑空化边界条件，求 解Navier-Stokes方程得到非对称表面微织构滑块的压 力分布和承载力。

通过是否考虑空化与惯性耦合效应 的分析结果对比，发现空化与惯性耦合效应对滑块承 载能力具有较显著的影响。

其中在惯性效应的研究中，提出观点认为织构本身的非对称性会影响惯性回 流的方向，进而影响因惯性效应而导致的对滑块承载 力的提升。

上述研究均表明织构本身的结构参数、润滑油膜 的厚度、雷诺数能对惯性效应产生影响，但是在众多的 研究中均假设织构几何模型的油膜厚度是不变且存在 的。

众所周知，在实际摩擦过程中，油膜厚度并不是恒 定的，大多数边界润滑情况下该值是跳动的，很多时候 油膜是断裂的。

另外，在运动过程中的上下表面也不 存在绝对的光滑。

本研究基于此两个方面，优化设计了流体几何模 型，利用Fluent软件，结合试件摩擦接触状态，通过数 值模拟的方法计算了边界润滑条件下，光滑表面以及 具有条状纹理的上表面对于织构内部惯性效应的影响，获得了表征惯性效应强弱的流线分布，以及沿运动 方向油膜内部压力变化曲线及压力云图，并对仿真结 果进行了实际验证。

其中条状纹理为机械磨床对上下 试样表面加工时所呈现出的类似于桁磨纹理形貌的规 律单向纹理。

1数值仿真
1.1前提假设
Fluent软件基于Narier-Stokes方程求解流体问题, 该方程组完整形式涉及众多的流场变量。

同时鉴于本研究的重点在于流体内部的速度以及压力变化，并不 涉及研究热传导所引发的其他方面作用。

为进一步优 化计算过程，做如下假设:①润滑油为不可压缩的牛顿 流体;②润滑油的温度恒定不变，且其密度以及黏度为 恒定值;③忽略流体重力的影响。

1.2理论方程
根据1.1的假设，同时结合Narier-Stokes[8]方程进 行简化，得到连续方程（1)和动量方程(2)、（3):
2^
d u d v…
—+ — = 0
d x d y
(d u d u d u\
d x d y d t)
d u l f d u d v、
+
I
d x[\_dx 3 \d x d y J_
(d v d v d v、
p\u一 + v一 + 一
V d x d y d t
l f d u d v^
^~ -v h r +
d v d u^
+
d y
d y d y 3 d y j d x
(i)
d y^[^d x d y)
(2)
d v j
d x d y J_
(3)式中p----润滑油的密度，kg/m3
/u----润滑油的动力黏度，kg/(m •s)
u,v----润滑油沿和y轴方向的速度分量，m/s
p—润滑油流场中的压强，Pa
1.3几何模型
图l a为未经优化的织构流场二维模型，该模型与 多数织构数值模拟研究中所涉及的二维模型相类似，其中A H为运动表面，A B G H为摩擦副之间的润滑油 膜,C D E F为三角微织构凹坑，其内部也充满润滑油，h 为油膜的厚度Y为织构的深度A为织构的宽度。

多 数研究采用这种模型的原因在于弹流体润滑使得摩擦 副上下表面被油膜隔开。

但是摩擦副之间的接触也存 在很多的情况，例如边界润滑条件下油膜厚度小，非均 勻分布。

这就导致很多情况下摩擦副上表面A H与摩 擦副下表面B C F G直接接触。

鉴于此，为使得数值模 拟的几何模型更加接近真实情况，将其设计成如图lb 所示的模型，其中A D面为运动表面，A B C D为三角微 织构凹坑区域d为织构深度，为织构宽度。

为进一 步探究边界润滑条件下非光滑运动上表面对织构内惯 性效应的影响，将摩擦接触的上表面设计为条状纹理，该纹理的设计参考后期磨床加工的下试样表面的纹理 形状。

如图l c所示，其中m为条状纹理的深度。

对图 l b和图l c所示的2种几何模型展开计算。

m
----------------------£--------------------------F-----------------------
B
D
g三三三三三三三E
w
E
(a)未经优化的织构流场
A
w
B
(b )光滑表面与三角微织构凹坑之间流场
W
s i f二：i I--1
■
(c)条状纹理表面与三角微织构凹坑之间流场
图1流场二维几何模型示意
1.4计算过程
本研究采用2019R2版Fluent软件进行计算，为尽 量降低网格尺寸对于最终计算结果的影响，采用四边 形网格进行网格独立性验证之后确定所使用的网格的 尺寸为0.001 09 mmxO.OOl 09 m m。

计算边界条件:上 壁面为运动壁面，速度为0.48 m/S(该速度值与后期试 验过程中的摩擦副上试样速度一致），下壁面静止;计 算模型采用Laminar层流模型;流体的密度与后期验证 试验所用到的基础油的密度保持一致，为801.3kg/m3;采用计算流体力学中被广泛使用的S I M P L E算法求解，该算法可用于求解不可压缩流场，属于压力修正算法。

为进一步提升计算结果的精确性，设置迭代收敛精度 为10'并将计算结果导人C F D-P〇s t软件进行分析以 获得织构化流场内油膜的压力和流线分布。

1.S结果
1.5.1 惯性效应的影响
惯性效应的强弱主要通过涡流的强度来反映。

图2a为光滑表面与织构之间流场流线，图2b为条状纹理 表面与三角微织构凹坑之间的流场流线。

图2a和图 2b 2种模型内部流场均出现了涡流，说明在该几何参 数以及运动速度下，光滑表面以及条状纹理表面与三 角微织构凹坑之间形成的流场均可出现流体的惯性效 应。

条状纹理表面与织构间的内部流场存在更多的涡 流，说明条状纹理有利于流体惯性效应的形成。

2种流 场的涡流在形状、数量、内部流速上均存在较大差别。

图2a中光滑表面与织构之间流场的涡流沿运动方向 呈现长扁状;涡流数量为1个;涡流最内部的流体速度 接近0。

图2b中条状纹理表面与织构内部流场涡流主 要呈现为“鸡蛋”的形状;尺度较小;涡流数量为9个且
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分布均匀；涡流内部的流速明显高于光滑表面织构间 流场中涡流内部流速；同时，沿运动方向，涡流的强度 不断增加。

对比图2a和图2b发现，加人桁磨纹理后，涡流的数量从1个变为9个说明涡流的数量受桁磨条 纹个数的影响；涡流不仅分布于条状纹理沟槽内部流 场，且各条状纹理间隔处也出现涡流。

流速/ ( m•。

）
(a)光滑表面与三角微织构凹坑流场
0 1.2 x 1〇-' 2.4 X10'1 3.6 x 10'1 4.8 x10'1
流速/ ( m•，）
(b)条状纹理与三角微织构凹坑流场
图2不同流场内部流线图
为进一步探究惯性效应对于不同织构化流场压力 的影响，分析流场的压力分布以及织构化流场上表面 的承载力变化见图3。

-5.752 x 104-2.315 x 10‘ 5.289 x 104 1.081 x 104
(b)条状纹理表面与三角微织构凹坑流场
图3不同流场内部压力云图
由图3可以看出在流场几何模型的上拐角处压力 梯度变化剧烈。

图3a中流场上表面最小压力发生的 地方对应于图2a中涡流的最左端，即涡流的速度起点;而压力最大的地方则对应于涡流的回流点；在起点 与回流点之间流场上表面承载力沿速度方向缓慢增大。

图4为不同流场上表面油膜承载力的变化曲线。

图2~图4表明惯性效应的存在使得光滑表面与织构 间形成的流场获得了额外的承载力。

图3b
所示的流
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1.5x 10、
1.0 x 10s 广
4^ 1.0 x10s
7S
场几何模型符合发生流体动压效应的几何条件，但是 该流场中惯性效应仍占主要。

这是因为图4b 所示压 力曲线出现了“周期性”变化周期性”变化的次数与 涡流的数量保持一致，同时其压力最值变化的位置与
2.5 x 10* (•
2.0 x 105 -图3a 中的类似。

产生这种“周期性”变化的同时，该流 场后面产生的正向压力峰值相比第一次正向压力峰值 均呈现递增状态，这表明惯性效应的作用效果可以“叠加”0
2.0 X 105 r
1.5 X 105 -
0.5 x 105
0.5 x 10J
0.2 0.4 0.6 0.8位置/mm
(a )光滑表面与三角微织构凹坑流场
0.2 0.4 0.6 0.8
位置/mm
(b )条状纹理与三角微织构凹坑流场
图4不同流场上表面油膜承载力变化曲线
数值模拟试验结果表明：该模拟试验条件下，在织 构化流场中存在流体惯性效应，使得该流场获得额外 的承载力：条状纹理与三角微织构凹坑之间的流场存 在惯性效应的“叠加”效应，能够获得更高的承载力。

试验
2
2.1试验试样
为进一步验证本次数值模拟试验结果的准确性，
利用M M W -1A 摩擦磨损试验机进行摩擦试验。

除了 进行数值模拟试验中涉及到的2种模型摩擦试验，还 增加其他3组对比摩擦试验。

每组对比试验试样组合 中的上试样不同，下试样相同。

试验中上下试样均为 45钢环，上试样如图5a 所示，内径42 m m ，外径50
m m ，厚度5 m m ;下试样如图5b 所7K ，内径38 m m ,外径
54 m m ，厚度10 m m 。

利用磨床在上下试样表面加工出 如图5c 和图5d 所示纹理。

采用激光刻蚀的方式在光
(C )条状纹理上试样
(d )条状纹理下试样(e )三角微凹坑织构下试样
(0复合织构下试样(g )复合织构下试样局部形貌
图5
试验试样结构示意图
0.02
0 60 1200.16180 240 300//min
360 420 480
0.02
60
120 180 240 300 360 420 480
"min
(b ) XG /GG 试验组
0.18 r 图6摩擦系数变化曲线
进而使得X S 试验组的摩擦学性能比G S 试验组更佳, 数值仿真的结果与该试验结果可较好地相互印证。

同时结合其余试验组的试验数据，发现上试样表 面为条状纹理的试样组合比上试样表面光滑的试样组
合在稳定磨损阶段具有更低的摩擦系数。

4组对比试 验中，X G 试验组摩擦系数最低，达到0.040。

摩擦系数 最高的试样组合为G F 试验组，达到0.100。

由图2~图
//m i n
(d ) XF /GF 试验组
4的数值仿真结果可知，条状纹理与其他表面所形成的 流场内部会发生惯性回流，涡流的数量等于油膜承载 力的峰值出现次数，且涡流的数量受条状纹理数量影 响，涡流之间还存在“叠加”效应，使得该区域流体获得 额外的承载力，导致上表面为条状纹理的试验组摩擦 系数相对降低。

上表面为光滑试样时，涡流的数量与 三角微织构凹坑的数量有关，相比条状纹理细密的结
0.14
0.16
滑以及具有条状纹理的下试样表面加工出底边为1
m m 、底边上高为1 m m 、深度为0.1 m m 左右的等腰三角
微凹坑，几何形状分布如5e 和图5f 所示，条状纹理与 三角微织构凹坑复合表面局部形貌如图5g 所示。

2.2试验步骤
试验所用设备为M M W - 1A 立式万能摩擦磨损试 验机，试验载荷200 N ，转速为100 r /min 。

润滑油采用 指数68的100号基础油，密度为801.3 kg /m 3。

每组上 下试样均利用超声清洗3次，每次清洗15 min ，然后固 定在摩擦磨损试验机上进行盘-盘接触摩擦，试验时间 为8 h 。

试验采用浸油润滑状态。

2.3试验结果与分析
为后文表述方便，将试验组进行编号，试验组上下 试样的类别与编号对应关系见表1。

第54卷.第3期• 2021年3月
表1
试验组编号表
上/下试条状纹理/三
光滑/三角微条状纹光滑/样形貌角微织构凹坑
织构凹坑
理/光滑光滑编号XS GS XG GG 上/下试条状纹理/光滑/条条状纹理/光滑/复样形貌条状纹理
状纹理复合织构
合织构编号
X X
G X
X F
GF
图6所示为摩擦系数变化曲线示意。

图6a 中GS 试验组在稳定磨损阶段摩擦系数为0.065,X S 试验组在 稳定磨损阶段摩擦系数为0.062,相比之下摩擦系数降 幅为4.6%。

由图4a 可知,G S 流场上表面油膜承载力最 大值为2.〇xl 〇5P a ，该值与X S 流场上表面油膜最大值相 近。

但是X S 流场上表面的压力峰值出现的次数远高于
G S 流场，这使得X S 流场上表面油膜承载力相对较大，
(a ) XS /GS 试验组
0.
0.0.0.0.0.0.
$
s o
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构，光滑试样与其他表面间形成的流场内部涡流数量 更少，使得上试样为光滑表面的试验组摩擦系数较髙。

在载荷200 N 、转速100 r /m i n 的工况下，带有条状 纹理的上试样能够有效降低初始磨损阶段的摩擦系 数，缩短摩擦副达到稳定磨损状态的时间。

由图6可 知，同一对比试验组中，上试样为条状纹理的试样组合 在初始磨损阶段的摩擦系数几乎全部低于上试样表面 光滑的试样组合。

试样组合为X X 和X G 表面初始摩 擦系数最低，为0.080左右。

从初始磨损阶段到稳定磨 损阶段用时最少的是X G 表面试样组合，为140 m i n 左 右，X X 试样组合用时同样低于200 min ;光滑试样组用 时最短的是G G 试样组合，为240 min 。

条状纹理的结 构在储油存屑方面具有天然优势，因此在初始磨损阶 段润滑状态更好，同时由于惯性效应以及动压效应的 存在，使条状纹理试样组在减摩抗磨方面优势明显。

3
结论
(1)
通过条状纹理和光滑表面两者与织构形成的
流场的数值模拟对比试验，发现2种织构化流场内均 发生了惯性效应，使得该流场获得额外的承载力；条状 纹理与织构之间的流场存在惯性效应的“叠加”效应， 能够获得更高的承载力。

(2)
进行了针对数值模拟研究的验证试验,上试样
表面为条状纹理的试样组合比上试样表面光滑的试样 组合在稳定磨损阶段具有更低的摩擦系数，证明了数 值模拟研究的准确性。

试验发现在载荷200 N 、转速
100 r /m i n 的工况下，带有条状纹理的上试样能够有效 降低初始磨损阶段的摩擦系数，缩短摩擦副达到稳定 磨损状态的时间。

[
参考文献]
[1 ] ILLIS E. Surface finish in relation to cylinder liners[J]. Wear,
1986,109( 1-4) ：351-366.
[2]
王静秋，王晓雷•表面织构创新设计的研究回顾及展望 [J].机械工程学报,2015,51(23) :84-95.
[3 ] ETSION I . State of the a rt in laser surface texturing [ J ].
Journal of Tribology, 2005, 127( 1) ：248.
[4 ] A R G H I R M , R O U C O U N, H E L E N E M, et a l . Theoretical
analysis of the incompressible laminar flow in a macro - roughness cell [ J ] . Journal of Tribology, 2003, 125 ( 2 )： 309-318.
[5 ] D E K A, V A N 0 R A J, R I X E N D J . Development of a tex­
ture averaged reynolds equation[J]. Tribology International,
2010, 43(11) ： 2 100-2 109.
[6 ]
D O B R I C A M B, FILLON M. About the validity of reynolds equation and inertia effects in textured sliders of i n f inite width [ J ]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engi­neers ， Part J : Journal of Engineering Tribology ， 2009 ， 223 (1) ： 69-78.
[7] 张瑜，陈国定，王琳，等•空化与惯性效应耦合作用
下的非对称表面微织构滑块承载力分析[J].西北工业 大学学报，2017, 35(6): 1 026-1 032.
[8]
约翰*D •安德森，姚朝晖，周强.计算流体力学入门 [M ]•北京:清华大学出版社，2〇10.[编校：宋媛]
(上接第69页）
[11] Alcdntara J, C H I C O B, S I M A N C A S J, et al.An attempt t o
classify the morphologies presented by different rust phases formed during the exposure of carbon steel to marine atmos- pheres[J]. Materials Characterization, 2016, 118： 65-78.
[12] F A N Y M , LIU W , LI S M , et a l . Evolution of rust layers
on carbon steel and weathering steel in high humidity and heat marine atmospheric corrosion [ J ]. Journal of Materials Science & Technology,2020,39(4) ： 190-199.
[13] 王振尧，于全成，陈军君，等.周期干湿浸条件下P 265G H
钢和Q 235钢的大气腐蚀行为[J].中国腐蚀与防护学报， 2014,34(1) ：53-58.
[14] 董杰，董俊华,韩恩厚，等.低碳钢带锈电极的腐蚀行
为[J].腐蚀科学与防护技术，2006, 18(6) :414-417.
[15] 刘建国，李言涛,侯保荣.D H 36钢在模拟海洋环境干湿
交替过程中的腐蚀行为[<1].材料保护，2012,45(9):29- 31.
[编校:宋姨](上接第74页）
[5 ] D U F, JIN Z, Z H A O T, et a l . Electrochemical chloride ex­
traction from corrosion - resistant steel bar - reinforced con­crete [J ]. International Journal of Electrochemical Science, 2018,13: 7 076.
[6 ] Al Z, S H E W , JIANG J . Passivation characteristics of alloy
corrosion-resistant steel crIOmol in simulating concrete pore solutions ： combination effects of p H and chloride [ J ]. Mate­rials, 2016, 9(9) ：749.
[7 ] S H A N H, X U J, W A N G Z, e t a l . Electrochemical chloride
removal in reinforced concrete structures： Improvement of effectiveness by simultaneous migration of silicate ion [ J ]. Construction and Building Materials, 2016, 127： 344.
[8 ] M O H A M E D N. Corrosion of carbon steel and corrosion - re­
sistant rebars in concrete structures under chloride ion attack [J].Journal of Materials Engineer and Performance, 2013, 22：787.
[编校：宋媛]。