復雜花紋轎車子午線輪胎帶束層結構對輪胎高速溫度場的影響研究

史彩霞，孟照宏，蘇 明，王 君，羅寶玉，和 燕

（1.青島雙星輪胎工業有限公司，山東 青島 266400；2.北京橡膠工業研究設計院有限公司，北京 100143）

轎車子午線輪胎是由橡膠材料與骨架材料復合而成的車輛承載部件，對車輛的行駛安全、舒適性、燃油經濟性等都起著重要作用[1]。轎車子午線輪胎結構如圖1所示，其中帶束層作為主要受力部件，承受了輪胎60%～70%的負荷，并在輪胎受到外來沖擊時起到緩沖、減振作用[2]，因此其結構設計是輪胎結構設計的重點之一。

使用Abaqus軟件穩態傳輸命令分析光面輪胎和帶縱向主溝的簡化花紋輪胎溫度場，會造成輪胎模型左右兩側溫度差異很小，無法表現出簾布層轉向效應對溫度場的影響，也無法解釋滾動輪胎高速失效的非對稱性，以及花紋結構與簾布層轉向效應相互耦合減緩或加速材料失效的原因。

本工作以205/50ZR17 93W DSU02轎車子午線輪胎為研究對象，通過建立復雜花紋輪胎3D溫度場模型，表征輪胎帶束層結構參數變化對輪胎高速性能的影響，并闡述輪胎花紋結構與簾布層轉向效應耦合影響材料失效的機理，可為輪胎設計提供理論指導[14-15]。

1 輪胎有限元模型

1.1 材料模型

輪胎用橡膠材料屬于超-粘彈性且幾乎不可壓縮材料，其超彈特性常用Neo-Hookean，Yeoh，Mooney-Rivlin等本構模型表征，粘彈特性常用Prony級數、時溫等效方程（WLF方程）和松弛參數等表征。

采用美國英斯特朗公司的Instron 5966型高低溫材料拉伸試驗機對去除Mullins效應的橡膠材料進行拉伸測試，測試數據用Yeoh本構模型進行表征；采用德國Gabo公司的Eplexor?150N型動態熱力學分析（DMA）儀測試橡膠材料粘彈特性，測試數據用WLF方程進行表征；采用美國梅特勒-托力多公司的差示掃描量熱（DSC）儀測試橡膠材料熱擴散系數、熱導率和比熱容等，這些參數用六階多項式進行表征[16-19]。這3種試驗儀器如圖2所示。

拉伸試驗條件：測試溫度為40，60和80 ℃，拉伸應變范圍為0～30%，預測試拉伸循環不少于20次，測試速度為30 mm·min-1，正式測試時重新夾持試樣，將試樣拉斷。

DMA測試條件：溫度為－10～120 ℃，應變為10%±3%，測試頻率為0.01～100 Hz。

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DSC測試條件：溫度為30～120 ℃，升溫速率為10 ℃·min-1。

胎面膠Yeoh本構模型參數C10，C20，C30如表1所示，WLF方程移位因子如表2所示。

表2 胎面膠WLF方程移位因子Tab.2 Shift factors of WLF equation of tread compound

1.2 結構模型

基于輪胎有限元結構建模研究成果[15，20]，以205/50ZR17 93W DSU02轎車子午線輪胎為研究對象，復雜花紋輪胎有限元建模流程如圖3所示。

從圖3可以看出，復雜花紋輪胎有限元建模包含3步。（1）輪胎軸對稱3D基體結構建模。在Abaqus軟件中，基于輪胎輪廓和材料分布建立2D軸對稱無花紋網格模型，再將其通過*SYMMETRIC MODEL GENERATION命令周向等分180份建立3D基體模型。（2）3D復雜花紋模型構建。將在CATIA 3D建模軟件中建立的中等節距花紋模型進行3D網格劃分。（3）整胎模型構建。在Abaqus軟件中，將周向陣列生成的3D花紋網格模型與3D基體模型綁定，拼裝成完整的輪胎有限元結構模型。由此，復雜花紋輪胎模型包含節點316 428個、橡膠實體單元226 944個、加強筋單元69 120個。

2 輪胎有限元模型驗證及高速溫度場仿真方案設計

2.1 模型驗證

鑒于本實驗室未配置輪胎高速熱成像監測裝置，無法直接對輪胎溫度場預測模型進行驗證，因此，本工作從滾動生熱角度對輪胎有限元模型滾動阻力測試結果進行對比驗證，同時對接地印痕和滾動半徑進行對比驗證，測試條件如表3所示。

表3 輪胎有限元分析驗證條件Tab.3 Verification conditions of tire finite element analysis

輪胎接地印痕、滾動半徑和滾動阻力仿真驗證結果如圖4和5及表4所示。

從圖4和5及表4可以看出，輪胎接地印痕長短軸長度和包絡形狀、負荷滾動半徑和自由滾動半徑、滾動阻力的仿真結果與試驗結果相差不大，表明輪胎滾動狀態和內部滯后生熱仿真可以用于輪胎高速性能的預測。

表4 輪胎接地印痕參數和滾動阻力仿真驗證結果Tab.4 Simulation verification results of tire footprint parameters and rolling resistances

2.2 輪胎高速溫度場仿真方案設計

本工作采用單一變量法分別從帶束層簾線角度（各帶束層相同）、帶束層簾線經密度（各帶束層相同）和帶束層總寬度3個方面制定15個方案。

帶束層簾線角度分別為23°，25°，27°，29°，31°時，對應方案編號為1#—5#；帶束層簾線經密度分別為600，700，800，900，1 000 根·m-1時，對應方案編號為6#—10#；保持帶束層之間的寬度差級，調整帶束層總寬度分別為144，150，156，162，168 mm時，對應方案編號為11#—15#。其中，帶束層簾線角度為27°、帶束層簾線經密度為800 根·m-1、帶束層總寬度為162 mm、雙層胎體設計為現行輪胎方案。

3 結果與討論

3.1 帶束層結構參數對輪胎高速溫度場的影響

典型行駛速度下不同方案輪胎對應的易失效觀測點溫度預測結果如表5所示。不同方案輪胎帶束層左、右端點溫度變化如圖6所示，第2胎體簾布層左、右端點溫度變化如圖7所示，胎冠中心最高溫度變化如圖8所示，左、右胎圈處最高溫度變化如圖9所示。

從表5及圖6—9可以看出：在60～140 km·h-1的輪胎行駛速度區間內，行駛速度每提升20 km·h-1，輪胎各易失效觀測點溫度呈階梯式提升，提升幅度均在3 ℃以上，部分設計方案甚至達到8℃以上；行駛速度越高，輪胎內部生熱越大。

從表5和圖6可以看出，帶束層端點的溫度隨著帶束層簾線角度的增大而降低，隨著帶束層簾線經密度的增大而升高，隨著帶束層總寬度的增大呈現波浪形變化。在帶束層簾線角度大于27°、帶束層簾線經密度小于800 根·m-1、帶束層總寬度在150或162 mm時，帶束層端點的生熱相對較低，對輪胎高速行駛安全性能有利。

從表5和圖7可以看出，第2胎體簾布層端點的溫度隨著帶束層簾線角度的增大而升高，隨著帶束層總寬度的增大而降低。隨著輪胎行駛速度的增大，適當減小帶束層簾線角度、增大帶束層簾線經密度、增大帶束層總寬度對降低第2胎體簾布層端點部位疲勞失效有利。

從表5和圖8可以看出，胎冠中心最高溫度隨著帶束層簾線角度和帶束層簾線經密度的增大而降低，隨著帶束層總寬度的增大先降低后升高。選用較大的帶束層簾線角度和帶束層簾線經密度、帶束層總寬度在150～162 mm之間時，能夠降低胎冠中心的溫升。

從表5和圖9可以看出，胎圈處最高溫度隨著

帶束層帶束層簾線角度和帶束層總寬度的增大而降低，隨著帶束層簾線經密度的增大而增大。從輪胎高速溫度場預測結果可以看出，通過長時間、多次試制篩選出的現行輪胎方案處于預測的較優位置，驗證了本工作高速溫度場預測結果的準確性。

3.2 簾布層轉向效應對輪胎高速溫度場的影響

現行方案輪胎在140 km·h-1行駛速度下的溫度場分布云圖如圖10所示，調整花紋后在不同行駛速度下的側向力曲線如圖11所示。

從圖6，7和9可以看出，輪胎模型左右兩側各觀測點的溫度呈非對稱分布，且隨著輪胎行駛速度的提升，溫度差異逐漸加大，由此加速了溫度較高一側的材料失效。

從圖10和11可以看出：輪胎花紋對輪胎內部熱量的快速擴散起到非常重要的作用；光面輪胎和簡化花紋輪胎模型左右兩側的溫度差異表明由帶束層結構引起的簾布層轉向效應導致溫度分布具有明顯的非對稱性；合理的輪胎花紋結構能夠有效降低帶束層結構引起的側向力，弱化簾布層轉向效應對溫度分布的影響，提高簾布端點區域材料的耐疲勞性能。

現行方案輪胎調整花紋后在140 km·h-1行駛速度下的溫度場分布云圖如圖12所示。

從圖12與圖10（c）可以看出，將非對稱輪胎花紋結構左右調換后，左側胎肩溫度明顯上升，表明胎面花紋的結構布置需要考慮簾布轉向效應的影響，以避免兩者相互耦合加速橡膠材料的疲勞失效。

4 結論

對復雜花紋輪胎進行了3D溫度場建模仿真，探究了帶束層結構參數對高速溫度場的影響規律，從理論上分析了花紋結構與帶束層結構引起的簾布層轉向效應相互耦合后延緩或加速材料失效的機理，得到以下結論。

（1）輪胎行駛速度越高，內部生熱量越大；高速生熱與帶束層結構參數的相關性從大到小依次為帶束層簾線角度、帶束層總寬度和帶束層簾線經密度。

（2）在60～140 km·h-1的輪胎行駛速度區間內，行駛速度每提升20 km·h-1，輪胎各易失效觀測點的溫度呈階梯式上升，提升幅度均大于3 ℃，部分設計方案甚至達到8 ℃以上。

（3）自由滾動輪胎左右兩側的溫度分布呈非對稱性，且左右兩側相同觀測點的溫度差異隨著輪胎行駛速度的提高而逐漸增大，溫度較高一側的材料更易疲勞失效。

（4）輪胎花紋溝槽結構對輪胎內部熱量的快速擴散有非常重要的作用，合理的花紋結構能夠減緩輪胎高速失效，但胎面花紋結構布置需要考慮簾布轉向效應的影響，以避免兩者相互耦合加速橡膠材料疲勞破壞。