复杂花纹轿车子午线轮胎带束层结构对轮胎高速温度场的影响研究

史彩霞，孟照宏，苏 明，王 君，罗宝玉，和 燕

（1.青岛双星轮胎工业有限公司，山东 青岛 266400；2.北京橡胶工业研究设计院有限公司，北京 100143）

轿车子午线轮胎是由橡胶材料与骨架材料复合而成的车辆承载部件，对车辆的行驶安全、舒适性、燃油经济性等都起着重要作用[1]。轿车子午线轮胎结构如图1所示，其中带束层作为主要受力部件，承受了轮胎60%～70%的负荷，并在轮胎受到外来冲击时起到缓冲、减振作用[2]，因此其结构设计是轮胎结构设计的重点之一。

使用Abaqus软件稳态传输命令分析光面轮胎和带纵向主沟的简化花纹轮胎温度场，会造成轮胎模型左右两侧温度差异很小，无法表现出帘布层转向效应对温度场的影响，也无法解释滚动轮胎高速失效的非对称性，以及花纹结构与帘布层转向效应相互耦合减缓或加速材料失效的原因。

本工作以205/50ZR17 93W DSU02轿车子午线轮胎为研究对象，通过建立复杂花纹轮胎3D温度场模型，表征轮胎带束层结构参数变化对轮胎高速性能的影响，并阐述轮胎花纹结构与帘布层转向效应耦合影响材料失效的机理，可为轮胎设计提供理论指导[14-15]。

1 轮胎有限元模型

1.1 材料模型

轮胎用橡胶材料属于超-粘弹性且几乎不可压缩材料，其超弹特性常用Neo-Hookean，Yeoh，Mooney-Rivlin等本构模型表征，粘弹特性常用Prony级数、时温等效方程（WLF方程）和松弛参数等表征。

采用美国英斯特朗公司的Instron 5966型高低温材料拉伸试验机对去除Mullins效应的橡胶材料进行拉伸测试，测试数据用Yeoh本构模型进行表征；采用德国Gabo公司的Eplexor®150N型动态热力学分析（DMA）仪测试橡胶材料粘弹特性，测试数据用WLF方程进行表征；采用美国梅特勒-托力多公司的差示扫描量热（DSC）仪测试橡胶材料热扩散系数、热导率和比热容等，这些参数用六阶多项式进行表征[16-19]。这3种试验仪器如图2所示。

拉伸试验条件：测试温度为40，60和80 ℃，拉伸应变范围为0～30%，预测试拉伸循环不少于20次，测试速度为30 mm·min-1，正式测试时重新夹持试样，将试样拉断。

DMA测试条件：温度为－10～120 ℃，应变为10%±3%，测试频率为0.01～100 Hz。

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DSC测试条件：温度为30～120 ℃，升温速率为10 ℃·min-1。

胎面胶Yeoh本构模型参数C10，C20，C30如表1所示，WLF方程移位因子如表2所示。

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

1.2 结构模型

基于轮胎有限元结构建模研究成果[15，20]，以205/50ZR17 93W DSU02轿车子午线轮胎为研究对象，复杂花纹轮胎有限元建模流程如图3所示。

从图3可以看出，复杂花纹轮胎有限元建模包含3步。（1）轮胎轴对称3D基体结构建模。在Abaqus软件中，基于轮胎轮廓和材料分布建立2D轴对称无花纹网格模型，再将其通过*SYMMETRIC MODEL GENERATION命令周向等分180份建立3D基体模型。（2）3D复杂花纹模型构建。将在CATIA 3D建模软件中建立的中等节距花纹模型进行3D网格划分。（3）整胎模型构建。在Abaqus软件中，将周向阵列生成的3D花纹网格模型与3D基体模型绑定，拼装成完整的轮胎有限元结构模型。由此，复杂花纹轮胎模型包含节点316 428个、橡胶实体单元226 944个、加强筋单元69 120个。

2 轮胎有限元模型验证及高速温度场仿真方案设计

2.1 模型验证

鉴于本实验室未配置轮胎高速热成像监测装置，无法直接对轮胎温度场预测模型进行验证，因此，本工作从滚动生热角度对轮胎有限元模型滚动阻力测试结果进行对比验证，同时对接地印痕和滚动半径进行对比验证，测试条件如表3所示。

表3 轮胎有限元分析验证条件Tab.3 Verification conditions of tire finite element analysis

轮胎接地印痕、滚动半径和滚动阻力仿真验证结果如图4和5及表4所示。

从图4和5及表4可以看出，轮胎接地印痕长短轴长度和包络形状、负荷滚动半径和自由滚动半径、滚动阻力的仿真结果与试验结果相差不大，表明轮胎滚动状态和内部滞后生热仿真可以用于轮胎高速性能的预测。

表4 轮胎接地印痕参数和滚动阻力仿真验证结果Tab.4 Simulation verification results of tire footprint parameters and rolling resistances

2.2 轮胎高速温度场仿真方案设计

本工作采用单一变量法分别从带束层帘线角度（各带束层相同）、带束层帘线经密度（各带束层相同）和带束层总宽度3个方面制定15个方案。

带束层帘线角度分别为23°，25°，27°，29°，31°时，对应方案编号为1#—5#；带束层帘线经密度分别为600，700，800，900，1 000 根·m-1时，对应方案编号为6#—10#；保持带束层之间的宽度差级，调整带束层总宽度分别为144，150，156，162，168 mm时，对应方案编号为11#—15#。其中，带束层帘线角度为27°、带束层帘线经密度为800 根·m-1、带束层总宽度为162 mm、双层胎体设计为现行轮胎方案。

3 结果与讨论

3.1 带束层结构参数对轮胎高速温度场的影响

典型行驶速度下不同方案轮胎对应的易失效观测点温度预测结果如表5所示。不同方案轮胎带束层左、右端点温度变化如图6所示，第2胎体帘布层左、右端点温度变化如图7所示，胎冠中心最高温度变化如图8所示，左、右胎圈处最高温度变化如图9所示。

从表5及图6—9可以看出：在60～140 km·h-1的轮胎行驶速度区间内，行驶速度每提升20 km·h-1，轮胎各易失效观测点温度呈阶梯式提升，提升幅度均在3 ℃以上，部分设计方案甚至达到8℃以上；行驶速度越高，轮胎内部生热越大。

从表5和图6可以看出，带束层端点的温度随着带束层帘线角度的增大而降低，随着带束层帘线经密度的增大而升高，随着带束层总宽度的增大呈现波浪形变化。在带束层帘线角度大于27°、带束层帘线经密度小于800 根·m-1、带束层总宽度在150或162 mm时，带束层端点的生热相对较低，对轮胎高速行驶安全性能有利。

从表5和图7可以看出，第2胎体帘布层端点的温度随着带束层帘线角度的增大而升高，随着带束层总宽度的增大而降低。随着轮胎行驶速度的增大，适当减小带束层帘线角度、增大带束层帘线经密度、增大带束层总宽度对降低第2胎体帘布层端点部位疲劳失效有利。

从表5和图8可以看出，胎冠中心最高温度随着带束层帘线角度和带束层帘线经密度的增大而降低，随着带束层总宽度的增大先降低后升高。选用较大的带束层帘线角度和带束层帘线经密度、带束层总宽度在150～162 mm之间时，能够降低胎冠中心的温升。

从表5和图9可以看出，胎圈处最高温度随着

带束层带束层帘线角度和带束层总宽度的增大而降低，随着带束层帘线经密度的增大而增大。从轮胎高速温度场预测结果可以看出，通过长时间、多次试制筛选出的现行轮胎方案处于预测的较优位置，验证了本工作高速温度场预测结果的准确性。

3.2 帘布层转向效应对轮胎高速温度场的影响

现行方案轮胎在140 km·h-1行驶速度下的温度场分布云图如图10所示，调整花纹后在不同行驶速度下的侧向力曲线如图11所示。

从图6，7和9可以看出，轮胎模型左右两侧各观测点的温度呈非对称分布，且随着轮胎行驶速度的提升，温度差异逐渐加大，由此加速了温度较高一侧的材料失效。

从图10和11可以看出：轮胎花纹对轮胎内部热量的快速扩散起到非常重要的作用；光面轮胎和简化花纹轮胎模型左右两侧的温度差异表明由带束层结构引起的帘布层转向效应导致温度分布具有明显的非对称性；合理的轮胎花纹结构能够有效降低带束层结构引起的侧向力，弱化帘布层转向效应对温度分布的影响，提高帘布端点区域材料的耐疲劳性能。

现行方案轮胎调整花纹后在140 km·h-1行驶速度下的温度场分布云图如图12所示。

从图12与图10（c）可以看出，将非对称轮胎花纹结构左右调换后，左侧胎肩温度明显上升，表明胎面花纹的结构布置需要考虑帘布转向效应的影响，以避免两者相互耦合加速橡胶材料的疲劳失效。

4 结论

对复杂花纹轮胎进行了3D温度场建模仿真，探究了带束层结构参数对高速温度场的影响规律，从理论上分析了花纹结构与带束层结构引起的帘布层转向效应相互耦合后延缓或加速材料失效的机理，得到以下结论。

（1）轮胎行驶速度越高，内部生热量越大；高速生热与带束层结构参数的相关性从大到小依次为带束层帘线角度、带束层总宽度和带束层帘线经密度。

（2）在60～140 km·h-1的轮胎行驶速度区间内，行驶速度每提升20 km·h-1，轮胎各易失效观测点的温度呈阶梯式上升，提升幅度均大于3 ℃，部分设计方案甚至达到8 ℃以上。

（3）自由滚动轮胎左右两侧的温度分布呈非对称性，且左右两侧相同观测点的温度差异随着轮胎行驶速度的提高而逐渐增大，温度较高一侧的材料更易疲劳失效。

（4）轮胎花纹沟槽结构对轮胎内部热量的快速扩散有非常重要的作用，合理的花纹结构能够减缓轮胎高速失效，但胎面花纹结构布置需要考虑帘布转向效应的影响，以避免两者相互耦合加速橡胶材料疲劳破坏。