翟明榮，宋美芹，于成龍，莊 磊，甄 強(qiáng)，徐 超

（1.雙星集團(tuán)有限責(zé)任公司，山東 青島 266400；2.青島輪云設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，山東 青島 266400）

子午線輪胎的耐磨性能、滾動(dòng)阻力、操縱穩(wěn)定性和乘坐舒適性等都與其帶束層密切相關(guān)[1-2]。其中，輪胎的滾動(dòng)阻力是汽車的燃油經(jīng)濟(jì)性的重要參考因素之一，在配套輪胎的開發(fā)中，輪胎企業(yè)經(jīng)常需要按照主機(jī)廠的要求進(jìn)行各種降低輪胎的滾動(dòng)阻力的探索。因此，了解輪胎的滾動(dòng)阻力影響規(guī)律相當(dāng)重要[3]。

側(cè)偏特性是輪胎的動(dòng)態(tài)性能的重要組成部分，其中側(cè)向力、回正力矩和側(cè)偏角度是影響車輛操縱穩(wěn)定性的基本因素。輪胎滾動(dòng)中車輛方向盤處于正中位置時(shí)，由于帶束層簾布角度效應(yīng)（簡(jiǎn)稱角度效應(yīng)）的存在會(huì)產(chǎn)生固有殘余回正力矩；當(dāng)輪胎的側(cè)向力為零時(shí)，所對(duì)應(yīng)的側(cè)偏角度不為零，此時(shí)側(cè)偏角度所對(duì)應(yīng)的回正力矩稱為角度效應(yīng)的殘余回正力矩（PRAT）[4]。PRAT是評(píng)價(jià)車輛的行駛穩(wěn)定性、安全性及舒適性的重要指標(biāo)之一。角度效應(yīng)對(duì)汽車的操控性影響很大，但又不能像其他徑向力變量、側(cè)向力變量、錐度一樣可以從工藝上消除，只能從帶束層和胎體的設(shè)計(jì)上進(jìn)行控制[5]。

目前，帶束層結(jié)構(gòu)對(duì)輪胎性能的影響已得到一定的研究[6]，但帶束層結(jié)構(gòu)變化對(duì)輪胎的動(dòng)態(tài)性能影響的研究多以單一規(guī)格輪胎為主。王清逸[7]以225/50R17輪胎為例，提出帶束層結(jié)構(gòu)主要影響輪胎的側(cè)偏剛度，是影響整車的操縱穩(wěn)定性的主要因素。屈燦明等[2]研究了205/55R16輪胎的帶束層角度和骨架材料強(qiáng)度變化對(duì)轎車子午線輪胎滾動(dòng)阻力的影響。孫曉峰等[8]研究了205/55R16輪胎的結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)六分力中側(cè)偏剛度和回正剛度的影響。秦艷分等[9]探究了帶束層角度和三角膠高度對(duì)半鋼子午線輪胎側(cè)偏特性的影響。

本工作以名義斷面寬為185～265 mm、扁平率為55和65、輪輞直徑為381.0～431.8 mm（15～17英寸）的6個(gè)規(guī)格轎車子午線輪胎（以下簡(jiǎn)稱輪胎）為研究對(duì)象，在確保仿真精度的前提下，通過單一變量法探究帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎穩(wěn)態(tài)滾動(dòng)阻力（以下簡(jiǎn)稱滾動(dòng)阻力）及側(cè)偏特性的影響。

1 有限元仿真

1.1 有限元模型的建立

本工作采用的6種輪胎的基本信息如表1所示，具體結(jié)構(gòu)建模及材料建模參考前期相關(guān)文獻(xiàn)[10-14]，6種輪胎的有限元模型如圖1所示。

圖1 6種輪胎的有限元模型Fig.1 Finite element models of 6 types of tires

表1 6種輪胎的基本信息Tab.1 Basic informations of 6 types of tires

1.2 測(cè)試方法及仿真方案的設(shè)定

1.2.1測(cè)試方法

仿真與試驗(yàn)測(cè)試方法相同。滾動(dòng)阻力按照ISO 28580—2018在德國(guó)ZF公司生產(chǎn)的滾動(dòng)阻力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行測(cè)試。PRAT、側(cè)偏剛度和回正剛度按照GMW 15206—2007在美國(guó)史密斯實(shí)驗(yàn)室MTS Flat Trac SS實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行測(cè)試，其中PRAT的測(cè)試條件為：環(huán)境溫度 21 ℃，充氣壓力 228 kPa，負(fù)荷 70%標(biāo)準(zhǔn)負(fù)荷，行駛速度 3.6 km·h-1，側(cè)偏角度 －1°～1°；為了提高計(jì)算機(jī)計(jì)算效率，PRAT仿真中輪胎的速度設(shè)定為60 km·h-1。

1.2.2仿真方案的設(shè)定

為了更準(zhǔn)確反映帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎滾動(dòng)阻力、PRAT、側(cè)偏剛度等性能的影響，均采用單一變量法，在原始輪胎設(shè)計(jì)方案（簡(jiǎn)稱參考方案）的基礎(chǔ)上分別制定如下仿真方案。

根據(jù)既要考慮帶束層對(duì)胎體的箍緊作用，又要便于加工的原則，帶束層角度共設(shè)計(jì)5個(gè)方案，各方案帶束層角度依次為24°，27°，28°，29°和30°，其中24°為參考方案。

在考慮帶束層強(qiáng)度以及鋼絲簾線附著力和覆膠量的前提下，帶束層經(jīng)線密度共設(shè)計(jì)5個(gè)方案，其中帶束層經(jīng)線密度為100%的設(shè)計(jì)方案為參考方案，其他4個(gè)方案的經(jīng)線密度依次為參考方案的80%，90%，110%和120%。

為了便于觀察帶束層角度與經(jīng)線密度變化對(duì)輪胎動(dòng)態(tài)性能的影響，后續(xù)帶束層數(shù)據(jù)處理過程中均采用設(shè)計(jì)方案與參考方案差值處理的方法進(jìn)行分析。

2 結(jié)果與討論

2.1 輪胎的滾動(dòng)阻力分析

2.1.1仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的一致性對(duì)比

ISO 28580—2018中將輪胎的滾動(dòng)阻力定義為每單位行駛距離的能量損失（或能量消耗），等效于單位為N的力，計(jì)算公式如下：

式中：R為輪胎的滾動(dòng)阻力，N；U″為輪胎滾動(dòng)一周耗散的能量，N·m-1；re為輪胎的自由滾動(dòng)半徑，m。

輪胎的滾動(dòng)阻力仿真值與試驗(yàn)值的相關(guān)性如圖2所示。

圖2 輪胎的滾動(dòng)阻力仿真值與試驗(yàn)值的相關(guān)性Fig.2 Correlation between simulation values and test values of tire rolling resistance

從圖2可以看出，輪胎的滾動(dòng)阻力仿真值與試驗(yàn)值具有較高的相關(guān)性。

2.1.2帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎滾動(dòng)阻力的影響

輪胎的滾動(dòng)阻力隨帶束層角度的變化曲線如圖3所示。

圖3 輪胎的滾動(dòng)阻力隨帶束層角度的變化曲線Fig.3 Variation curves of tire rolling resistance with belt angles

從圖3可以看出：輪胎的滾動(dòng)阻力隨帶束層角度的增大呈下降趨勢(shì)；在輪胎的扁平率及輪輞的著合直徑相同的條件下，輪胎的斷面寬越大，隨著帶束層角度的增大，輪胎的滾動(dòng)阻力降低幅度增大；增大輪胎的外直徑有利于降低其滾動(dòng)阻力。

帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎滾動(dòng)阻力及滾動(dòng)半徑的影響如表2所示。

表2 帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎滾動(dòng)阻力及滾動(dòng)半徑的影響Tab.2 Influence of belt angles and warp densities on rolling resistances and rolling radius of tires

從表2可以看出：當(dāng)帶束層角度從24°增大到30°時(shí)，輪胎的滾動(dòng)阻力最大降低2.3 N；與帶束層經(jīng)線密度相比，帶束層角度變化對(duì)輪胎的滾動(dòng)阻力及滾動(dòng)半徑的影響更大，這是由于帶束層角度增大，簾線間的縱向拉力增大，導(dǎo)致帶束層受力后更加偏斜，對(duì)胎體的橫向約束作用增大，而對(duì)胎體的周向約束作用減小，輪胎的滾動(dòng)半徑增大，因此輪胎的滾動(dòng)阻力降低[15]。

以215/55R17輪胎為例，輪胎滾動(dòng)過程中的接地印痕如圖4所示。

圖4 215/55R17輪胎滾動(dòng)過程中的接地印痕Fig.4 Footprints of 215/55R17 tires during rolling process

從圖4可以看出，帶束層角度增大，輪胎的接地印痕面積增大，此時(shí)胎肩部位接地壓力及生熱降低，胎冠受力減弱，表明增大帶束層角度可以協(xié)調(diào)輪胎的形變，合理分布能量損失，降低輪胎的滾動(dòng)阻力。

2.2 輪胎的側(cè)偏特性分析

PRAT是影響車輛直線跑偏的關(guān)鍵因素，其正、負(fù)號(hào)分別代表輪胎左、右跑偏，采用輪胎正、反向滾動(dòng)時(shí)的PRAT平均值表征輪胎的跑偏情況[16]。

在小側(cè)偏角度的情況下，輪胎的側(cè)向力與側(cè)偏角度近似成比例，其比值稱為輪胎的側(cè)偏剛度，主要影響輪胎的側(cè)偏特性，是評(píng)估車輛及輪胎的側(cè)偏特性的重要參數(shù)之一[5，17]?；卣厥怯脕碓u(píng)估車輛的行駛穩(wěn)定性的重要參數(shù)。在小側(cè)偏角度范圍內(nèi)，側(cè)向力及回正力矩與側(cè)偏角度幾乎成線性關(guān)系，因此在計(jì)算時(shí)，取側(cè)偏角度為±0.5°的側(cè)向力平均值作為輪胎的側(cè)偏剛度，取側(cè)偏角度為±0.5°的回正力矩平均值作為輪胎的回正剛度[18]。

2.2.1仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的一致性對(duì)比

對(duì)6種輪胎建立側(cè)偏有限元模型，求得相應(yīng)模型在側(cè)偏工況下的PRAT、側(cè)偏剛度以及回正剛度3個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)。輪胎的側(cè)偏特性仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 輪胎的側(cè)偏特性仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Simulation results and test results of cornering characteristics of tires

從表3可以看出：輪胎的側(cè)偏剛度及回正剛度仿真與試驗(yàn)結(jié)果具有較高的一致性，誤差控制在±10%以內(nèi)；輪胎的PRAT仿真精度略低。這是由于PRAT測(cè)試關(guān)注的是輪胎的小側(cè)偏角度范圍內(nèi)的特性，相對(duì)于輪胎較大的垂直負(fù)荷，此時(shí)輪胎的側(cè)向力和回正力矩都很小，同時(shí)在輪胎的側(cè)偏特性測(cè)試時(shí)未考慮輪胎與地面接觸的力學(xué)響應(yīng)與溫度等因素的影響。

2.2.2帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎側(cè)偏特性的影響

帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎側(cè)偏特性的影響如表4所示，輪胎的側(cè)偏剛度隨帶束層角度的變化曲線如圖5所示。

圖5 輪胎側(cè)偏剛度隨帶束層角度的變化曲線Fig.5 Variation curves of cornering stiffnesses of tires with belt angles

表4 帶束層角度與經(jīng)線密度對(duì)輪胎側(cè)偏特性的影響Tab.4 Influence of belt angles and warp densities on cornering characteristics of tires

從表4和圖5可以看出：輪胎的PRAT及側(cè)偏剛度變化均隨帶束層角度的增大而減小，回正剛度變化隨帶束層角度的增大而增大；與帶束層經(jīng)線密度相比，帶束層角度變化對(duì)輪胎的側(cè)偏特性影響更大；當(dāng)帶束層角度從24°增大到30°，輪胎的PRAT最大變化為1.2 N·m，側(cè)偏剛度最大變化為337.8 N·（°）-1；隨著帶束層經(jīng)線密度的增大，輪胎的PRAT變化較小，側(cè)偏剛度增大，回正剛度減小。因此，帶束層角度減小，其周向箍緊作用加強(qiáng)，胎肩著地區(qū)域加大，輪胎的側(cè)向抓著力及側(cè)偏剛度也隨之增大，此結(jié)論與帶束層角度增大輪胎變軟的結(jié)論一致[19]。

3 結(jié)論

（1）與帶束層經(jīng)線密度相比，帶束層角度變化對(duì)輪胎的動(dòng)態(tài)性能影響更大。

（2）增大帶束層角度可以適當(dāng)降低輪胎的滾動(dòng)阻力，但帶束層角度與經(jīng)線密度變化對(duì)輪胎的滾動(dòng)阻力影響較小。

（3）帶束層角度變化對(duì)輪胎的側(cè)偏剛性和回正剛性影響較大。

（4）輪胎的動(dòng)態(tài)性能隨帶束層角度與經(jīng)線密度的變化與輪胎的規(guī)格相關(guān)。