全鋼子午線輪胎胎體膠耐疲勞性能與粘合強度的協調設計

蘇 芮，孫洪廣，李 偉，雍占福

（青島科技大學 高分子科學與工程學院，山東 青島 266042）

近年來，隨著汽車工業迅速發展，對輪胎的性能要求越來越高，有些高性能輪胎行駛里程超過40萬km，胎體需要承受約13 000萬次交變應力。在輪胎行駛過程中，胎體膠主要承受交變應力的作用，其耐疲勞性能顯得尤其重要[1-2]。對全鋼子午線輪胎來說，胎體膠與鋼絲簾線之間的粘合是決定輪胎性能的關鍵因素之一，爆胎、疲勞破壞和脫層等問題多是因為二者之間粘合失效，所以胎體膠與鋼絲簾線的粘合直接關系到輪胎的使用壽命[3]。

盛翔等[4-5]研究指出橡膠與鋼絲簾線的粘合十分重要。全鋼子午線輪胎胎體膠的粘合性能與耐疲勞性能關系密切，因此必須重視胎體膠的耐疲勞性能與粘合強度協調設計[6-7]。

本工作根據全鋼子午線輪胎胎體膠原粘合體系配合[硼?；?、六甲氧基甲基密胺（HMMM）和間苯二酚甲醛樹脂（RF樹脂）用量分別為0.5，3和1.5份]為基礎，采用正交試驗的方法，選取硼?；挕MMM和RF樹脂用量作為正交試驗的3個因子，選取耐疲勞性能和粘合強度作為評價指標，對胎體膠粘合體系進行優化分析，確定優化粘合體系。

1 實驗

1.1 主要原材料

天然橡膠（NR），3#煙膠片，泰國產品；炭黑N326，美國卡博特公司產品；防老劑4020、防老劑RD和不溶性硫黃（OT-20），圣奧化學科技有限公司產品；硼?；挘–o-B），山東陽谷福泰化工有限公司產品；HMMM，宜興國立助劑廠產品；RF樹脂（K-22），彤程化學（中國）有限公司產品。

1.2 主要設備和儀器

XSM-500型密煉機，上海科創橡塑機械設備有限公司產品；X（S）K-160型雙輥開煉機，上海橡塑機械有限公司產品；XLB-D400×400型平板硫化機，浙江湖州東方機械有限公司產品；GTAI7000M型電子拉力試驗機，中國臺灣高鐵檢測儀器有限公司產品。

1.3 試驗配方

NR 100，炭黑N326 55，氧化鋅 8，防老劑4020 1，防老劑RD 1，不溶性硫黃 5，促進劑NOBS 1.3，硼?；?、HMMM和RF樹脂變量。

1.4 試樣制備

膠料先在密煉機中混煉，初始混煉溫度為160 ℃，轉子轉速為60 r·min-1。將NR投入密煉機中塑煉3 min，轉矩平穩后加入氧化鋅、防老劑4020、防老劑RD、粘合體系和1/2炭黑混煉3 min，轉矩平穩后加入剩余炭黑混煉2 min，排膠（溫度為160 ℃）。

膠料在開煉機上返煉并加入促進劑NOBS和不溶性硫黃，然后打三角包、薄通，調大輥距下片?；鞜捘z停放24 h后硫化。

1.5 性能測試

1.5.1 疲勞性能

疲勞試驗機結構如圖1所示，裂紋擴展試樣如圖2所示，其尺寸為100 mm×50 mm×2 mm，中間工作區域尺寸為100 mm×20 mm×2 mm。用裁刀沿試樣長度中心線預裁15 mm長裂口，再在疲勞試驗機上測試不同條件下試樣的裂紋擴展速率dc/dN（c和N分別為裂口增長長度和疲勞次數），以6 mm·min-1的速率加載變形方波。

圖1 疲勞試驗機結構示意Fig.1 Structure diagram of fatigue test machine

圖2 裂紋擴展試樣尺寸示意Fig.2 Dimension schematic of crack growth specimen

1.5.2 粘合強度

粘合強度按照GB/T 16586—2014進行測試（采用0.17＋5×0.215＋10×0.235鋼絲簾線）。

2 正交試驗設計

正交試驗是解決多因子多水平問題的一種常用試驗方法，這種方法克服了單因子優化的局限性。正交試驗不但能減少試驗次數，而且能得到全面試驗的內在代表性規律[8-10]。

本研究選取硼酰化鈷、HMMM和RF樹脂用量為正交試驗因子，每個因子各取3個水平，因子與水平如表1所示。

表1 因子與水平 份Tab.1 Factors and levels phr

將原粘合體系中硼酰化鈷、HMMM和RF樹脂用量作為正交試驗的水平2，各因子水平1和3與水平2相比分別減小和增大，設計三因子三水平的正交試驗方案，如表2所示。

表2 正交試驗方案Tab.2 Orthogonal test schemes

3 有限元模型的建立

3.1 應變能密度的計算

根據裂紋擴展試樣尺寸建立無預制切口試樣的有限元模型，如圖3所示，其中黃色部位為夾持部分，綠色部位為工作部分，模型邊界條件為一端固定，另一端在X軸方向設置位移。

圖3 裂紋擴展試樣疲勞試驗有限元模型Fig.3 FEA model for fatigue test of crack growth specimen

采用橡膠材料常用的Yeoh，Neo Hooke和Mooney-Rivlin本構模型擬合和試驗測試的胎體膠的單軸拉伸應力-應變曲線對比如圖4所示。從圖4可以看出，Yeoh模型擬合出的曲線與試驗曲線最為接近，因此選取Yeoh模型作為胎體膠超彈性本構模型。

圖4 胎體膠本構模型擬合和試驗測試的單軸拉伸應力-應變曲線對比Fig.4 Uniaxial tensile stress-strain curves of constitutive model fitting and experiment testing of carcass compound

基于Abaqus非線性有限元分析軟件得到裂紋擴展試樣拉伸7 mm的應變能密度分布，如圖5所示。為消除邊緣效應，忽略試樣夾持部分附近的奇異值，由最大應變能密度計算得出試樣最大撕裂能（Tmax）[11-12]。

圖5 裂紋擴展試樣拉伸7 mm的應變能密度分布Fig.5 Distribution of strain energy density of crack growth specimen with streching of 7 mm

3.2 最大撕裂能的計算

本工作選用Lake-Lindley疲勞模型分析和計算胎體膠的裂紋擴展，Lake-Lindley疲勞模型的方程如下：

式中，B為與材料相關的常數，F為試樣裂紋擴展速率。

為了更直觀地表示，將式（1）兩邊取對數得到：

Tmax計算式[13]如下：

式中：L為試樣預制切口長度，取15 mm；λ為試樣伸長比；E0為試樣應變能密度，通過建立無預制切口試樣模型，在對應拉伸狀態下進行有限元分析計算獲得。

4 結果與討論

4.1 正交試驗結果

在雙對數坐標中以試樣最大撕裂能為橫坐標，裂紋擴展速率（dc/dN）為縱坐標作圖，去掉奇異值，線性擬合后得到一條直線，線性擬合直線的斜率為疲勞模型的參數F。該值越小，說明試樣形成裂紋后，在相同的條件下，裂紋增長的速率越慢，疲勞壽命越長[14-16]。

胎體膠耐疲勞性能（F）與粘合強度的正交試驗結果如表3所示。

表3 胎體膠耐疲勞性能與粘合強度的正交試驗結果Tab.3 Orthogonal test results of fatigue resistance and adhesion strength of carcass compounds

4.2 極差分析

為確定胎體膠粘合體系的優化組合，需對正交試驗結果進行極差分析。胎體膠耐疲勞性能和粘合強度的極差分析結果分別如表4和5所示，表中Ki代表各因子對應的試驗指標平均值，由Ki的大小可以得出各因子最優水平[17]；R代表試驗指標平均值的極差，反映出各因子水平變化時試驗指標的變動幅度，R越大說明該因子對試驗指標的影響越大，根據R的大小可判斷因子主次順序[18]。

表4 胎體膠耐疲勞性能的極差分析結果Tab.4 Range analysis results of fatigue resistance of carcass compounds

從表4可以看出，3個因子耐疲勞性能R由大到小順序為C，A，B，說明因子C對胎體膠耐疲勞性能的影響最大，因子A次之，因子B最小。胎體膠的F越小，其耐疲勞性能越好。

由表4還可以看出，各因子水平的優化組合為A1B1C2。當輪胎瞬時負荷不大，但使用壽命要求較長時，主要考慮胎體膠的耐疲勞性能，這時胎體膠粘合體系推薦使用此組合。

從表5可以看出，3個因子粘合強度的R由大到小順序為B，C，A，說明因子B對胎體膠粘合強度的影響最大，因子C次之，因子A最小。

表5 胎體膠粘合強度的極差分析結果Tab.5 Range analysis results of adhesion strength of carcass compounds N·mm-1

胎體膠的粘合強度越大越好。由表5還可以看出，各因子的優化組合為A3B1C2。若輪胎承受的瞬時負荷較大時，主要考慮胎體的粘合強度，這時胎體膠粘合體系推薦使用此組合。

4.3 優化組合

通過極差分析，得到了胎體膠耐疲勞性能和粘合強度的兩組優化因子水平組合，但由于兩組合中各水平并不一致，若輪胎性能要兼顧耐疲勞性能和粘合強度，就需考慮各因子水平對胎體膠耐疲勞性能和粘合強度影響的主次順序，進而得到粘合體系優化因子水平組合。

從表4和5中可以看出，因子C對胎體膠耐疲勞性能的影響最大，所對應的最優水平為2；因子B對胎體膠粘合強度的影響最大，所對應的最優水平為1。因此因子C和B水平分別取2和1。因子A對胎體膠耐疲勞性能和粘合強度的影響均不明顯，且耐疲勞性能和粘合強度對應的最優水平不同，分別為1和3。因子A的水平取1與取3相比胎體膠的F減小11.54%，粘合強度僅減小1.56%。因此因子A選擇水平1。

全鋼子午線輪胎胎體膠粘合體系中硼?；?、HMMM和RF樹脂用量優化組合為A1B1C2，此時硼?；?、HMMM和RF樹脂用量分別為0.3，2和1.5份。該優化組合粘合體系胎體膠的耐疲勞性能和粘合強度測試結果如表6所示。

表6 粘合體系優化前后胎體膠的耐疲勞性能與粘合強度對比Tab.6 Comparision of fatigue resistance and adhesion strength of carcass compounds before and after optimization of adhesive system

從表6可以看出，粘合體系優化后胎體膠的耐疲勞性能提高了50.63%，粘合強度增大了7.01%，實現了胎體膠耐疲勞性能與粘合強度的協調設計。

5 結論

（1）若輪胎使用工況較好，負荷變化不大，胎體膠的耐疲勞性能為主要考慮因素，胎體膠粘合體系的優化組合為A1B1C2，即硼?；?、HMMM和RF樹脂用量分別為0.3，2和1.5份。

（2）若輪胎使用工況較差，瞬時負荷較大，胎體膠的粘合強度為主要考慮因素，胎體膠粘合體系的優化組合為A3B1C2，即硼?；挕MMM和RF樹脂用量分別為0.7，2和1.5份。

（3）若胎體膠的耐疲勞性能與粘合強度需要綜合考慮、協調控制，胎體膠粘合體系的優化組合為A1B1C2，即硼酰化鈷、HMMM和RF樹脂用量分別為0.3，2和1.5份，該優化粘合體系胎體膠的耐疲勞性能與原粘合體系胎體膠相比提高了50.63%，粘合強度增大了7.01%，耐疲勞性能與粘合強度得到協調設計。