冠帶條纏繞方式對輪胎性能的影響

李慧敏，劉寶濤，張凱凱，王龍慶

（青島森麒麟輪胎股份有限公司，山東 青島 266229）

常見的輪胎冠帶條纏繞方式有“2-2-2”和“2-1-2”兩種（見圖1）。

圖1 冠帶條纏繞方式

采用“2-1-2”冠帶條纏繞方式，輪胎肩部冠帶條纏繞圈數(shù)（以下簡稱肩部纏繞圈數(shù)）增加有利于提高輪胎肩部剛性，增大對帶束層的箍緊作用[1]，均衡輪胎內(nèi)部尤其是胎肩部位的剪應(yīng)力，有利于提升輪胎的高速及耐久性能，但是其對于輪胎力學(xué)性能的影響卻鮮少提及；同時受肩部花紋塊寬度及生產(chǎn)成本的約束，肩部纏繞圈數(shù)可調(diào)整范圍有限。

本工作旨在通過調(diào)整肩部纏繞圈數(shù)、螺距及張力，研究冠帶條纏繞方式對輪胎性能的影響，以根據(jù)實(shí)際需求進(jìn)行冠帶條纏繞方式的精細(xì)設(shè)計。

1 仿真分析

為避免盲目試驗(yàn)造成不必要的浪費(fèi)，先選取一種輪胎規(guī)格，對試驗(yàn)方案進(jìn)行一定程度的簡化，再進(jìn)行仿真分析，以指導(dǎo)具體試驗(yàn)方案的制定。

1.1 仿真方案的選取原則

仿真方案的選取原則為：（1）選取采用“2-1-2”纏繞方式的輪胎用于仿真分析；（2）選取負(fù)荷速度級別較大的輪胎用于仿真分析；（3）選取輪廓的斷面水平軸位置（H1/H2）較大的輪胎，其應(yīng)力應(yīng)變更容易集中于胎肩部位。滿足以上原則的輪胎的性能對于肩部纏繞圈數(shù)的變化更為敏感。

按以上原則選取275/60R20規(guī)格輪胎，設(shè)計了4個仿真分析方案，方案A，B，C，D（見圖2）的肩部纏繞圈數(shù)分別為1，2，3，4。

圖2 仿真方案示意

1.2 仿真結(jié)果

不同方案輪胎的仿真結(jié)果見表1，肩部應(yīng)力分布見圖3。

表1 不同方案輪胎的仿真結(jié)果

因仿真方案的變化量為肩部纏繞圈數(shù)，主要對帶束層進(jìn)行了不同程度的約束，故胎肩部位帶束層端點(diǎn)處的剪應(yīng)力最受關(guān)注。

從圖3可以看出：4個方案輪胎的肩部應(yīng)力分布差異不大，最大應(yīng)力位置統(tǒng)一；在僅充氣狀態(tài)下，方案A，B，C輪胎的最大應(yīng)力差異不大，方案D輪胎的最大應(yīng)力略?。辉诔錃饧迂?fù)荷狀態(tài)下，隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，4個方案輪胎的肩部最大應(yīng)力降低且降幅逐漸減小，方案C與方案D輪胎的最大應(yīng)力差異較小。

圖3 不同方案輪胎的肩部應(yīng)力分布

1.3 仿真分析結(jié)論

（1）肩部纏繞圈數(shù)從1增大到4，對輪胎外緣尺寸、接地印痕和接地壓力分布影響不大，整體趨勢為冠帶條肩部寬度增大，接地印痕趨于圓形，這與冠帶條的箍緊作用有關(guān)。

（2）隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，輪胎整體剛度及胎側(cè)剛度呈增大趨勢。其中肩部纏繞圈數(shù)由1增至2時輪胎剛度明顯增大，纏繞圈數(shù)繼續(xù)增加，剛度變化幅度減小。

（3）隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，帶束層層間剪切應(yīng)變和肩部應(yīng)力呈減小趨勢，肩部耐久性能提升，其中肩部纏繞圈數(shù)由1增至2時性能變化明顯，纏繞圈數(shù)繼續(xù)增加時性能變化減緩。

（4）隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，胎體反包端點(diǎn)應(yīng)變能密度減小，胎體端點(diǎn)耐久性能提升。肩部纏繞圈數(shù)由1增至4，應(yīng)變能密度減幅逐漸減小。

（5）隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，胎圈部位應(yīng)力呈降低趨勢，胎圈部位耐久性能提升。

（6）隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，在充氣狀態(tài)下，1#及2#帶束層靠近胎面中心位置的張力減小，預(yù)測在高速離心力下帶束層變形減小，輪胎高速性能提高，其中肩部纏繞圈數(shù)由1增至3時性能提升幅度較大，由3增至4時性能提升減緩。

2 正交試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方案

輪胎規(guī)格 205/55ZR16，花紋 LS388，負(fù)荷及速度級別 94W/XL，冠帶條纏繞方式 2-1-2，冠帶條簾線 1400dtex/2錦綸66簾線。

考慮冠帶條纏繞中的核心影響因素，選取4個因子：肩部纏繞圈數(shù)（因子A）、肩部纏繞螺距（因子B，單位為mm）、肩層張力（因子C，單位為N）、平鋪層張力（因子D，單位為N），肩層與平鋪層示意見圖4，每個因子設(shè)置3個水平（見表2）。

圖4 肩層與平鋪層示意

表2 正交試驗(yàn)因子及水平

2.2 正交試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 室內(nèi)安全試驗(yàn)

2.2.1.1 傾角高速試驗(yàn)

傾角高速試驗(yàn)條件：輪輞寬度 6.5J×16，充氣壓力 280 kPa，負(fù)荷 464.2 kg。

試驗(yàn)方法：充氣后輪胎輪輞組合體停放3 h以上，停放溫度控制在（25±3） ℃；停放完成后將輪胎輪輞組合體安裝到高速耐久試驗(yàn)機(jī)上，與試驗(yàn)轉(zhuǎn)鼓鼓面保持3°傾角，施加相應(yīng)負(fù)荷，在起始速度190 km·h-1下運(yùn)行10 min后，在240 km·h-1下運(yùn)行10 min，之后每運(yùn)行10 min速度提升10 km·h-1，直至輪胎損壞，試驗(yàn)結(jié)束。

傾角高速試驗(yàn)結(jié)果見表3，其中，K1為水平1均值，為水平2均值，為水平3均值，R為極差。

表3 傾角高速試驗(yàn)結(jié)果

9組試驗(yàn)輪胎損壞形式一致，均為胎側(cè)脫層，說明此規(guī)格輪胎結(jié)構(gòu)設(shè)計的短板主要在于胎側(cè)部位的設(shè)計。冠帶條在傾角高速試驗(yàn)中能起到分擔(dān)下胎側(cè)部位應(yīng)力的作用。如前所述，由仿真分析可知，隨著肩部纏繞圈數(shù)的增加，胎體反包端點(diǎn)應(yīng)變能密度逐漸減小，可以降低由反包端點(diǎn)處應(yīng)力集中造成的耐久性能損失，因此試驗(yàn)結(jié)果也會因冠帶條纏繞方式不同而產(chǎn)生一定的差異。

由表3可知：肩部纏繞圈數(shù)的影響最大，肩部纏繞圈數(shù)為2時傾角高速試驗(yàn)運(yùn)行時間最長；肩部纏繞螺距也有較大的影響，螺距為11 mm時，傾角高速試驗(yàn)運(yùn)行時間最長；肩部張力越大越利于傾角高速性能；平鋪層張力影響較小，且影響方向不明顯，平鋪層張力為25 N時傾角高速性能最好。

2.2.1.2 高速性能試驗(yàn)

高速性能試驗(yàn)條件：輪輞寬度 6.5J×16，充氣壓力 360 kPa，負(fù)荷 455.6 kg。

試驗(yàn)方法：第1階段，10 min內(nèi)速度由零提升至初始速度230 km·h-1；第2階段，在初始速度下運(yùn)行10 min，之后每個階段速度遞增10 km·h-1，第5和6階段運(yùn)行時間為20 min，其余各階段運(yùn)行時間為10 min，直至輪胎損壞，試驗(yàn)結(jié)束。

高速性能試驗(yàn)結(jié)果如表4所示。

表4 高速性能試驗(yàn)結(jié)果

由表4可知：肩部纏繞圈數(shù)越大越有利于高速性能的提升，肩部纏繞圈數(shù)為3時輪胎高速運(yùn)行時間最長，主要原因是在高速運(yùn)行過程中，冠帶條對輪胎起到束縛作用，可以抵抗高速運(yùn)轉(zhuǎn)帶來的離心力；肩部纏繞螺距為12 mm時高速運(yùn)行時間最長，但值得注意的是，肩部纏繞螺距為12 mm的3組試驗(yàn)中有兩組輪胎發(fā)生了爆破；肩層張力及平鋪層張力對高速性能試驗(yàn)結(jié)果的影響規(guī)律不明顯。

2.2.2 六分力側(cè)偏試驗(yàn)

六分力試驗(yàn)分側(cè)偏、縱滑、垂向剛度3個分試驗(yàn)，本工作只討論側(cè)偏試驗(yàn)的結(jié)果。

六分力側(cè)偏試驗(yàn)條件：負(fù)荷 536 kg，充氣壓力 250 kPa，試驗(yàn)速度 60 km·h-1。

試驗(yàn)方法：設(shè)置垂直負(fù)荷為測試負(fù)荷，輪胎為自由滾動狀態(tài)，側(cè)偏角輸入以線性掃掠形式進(jìn)行，暖胎后側(cè)偏角起始值為-2°，第1結(jié)束值為15°，第2結(jié)束值為-15°，最終結(jié)束值為2°，側(cè)偏角加載速率為2（°）·s-1。選取側(cè)偏剛度和峰值側(cè)向力兩個指標(biāo)進(jìn)行具體分析。

2.2.2.1 側(cè)偏剛度

側(cè)偏剛度是決定輪胎及車輛操縱穩(wěn)定性的重要參數(shù)，車輛的響應(yīng)特性很大程度上取決于輪胎的側(cè)偏剛度，側(cè)偏剛度過小則車輛容易表現(xiàn)出轉(zhuǎn)向不足、轉(zhuǎn)向不線性等問題[2]。

側(cè)偏剛度試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。

表5 側(cè)偏剛度試驗(yàn)結(jié)果

由表5可知：肩部纏繞圈數(shù)越小對于側(cè)偏剛度越有利，肩部纏繞圈數(shù)為1時側(cè)偏剛度最大，肩部纏繞圈數(shù)小，冠帶條對胎肩的束縛作用減小，接地面積增大，產(chǎn)生相同角度的側(cè)偏角形變需要的力更大，故側(cè)偏剛度大；肩部纏繞螺距、肩層張力和平鋪層張力對側(cè)偏剛度的影響很小，可以忽略。

2.2.2.2 峰值側(cè)向力

峰值側(cè)向力與垂直負(fù)荷的比值可以表征輪胎的最大側(cè)向靜摩擦因數(shù)；其與輪胎的側(cè)向附著極限有關(guān)，對輪胎操縱穩(wěn)定性也有較大的影響。

峰值側(cè)向力試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。

表6 峰值側(cè)向力試驗(yàn)結(jié)果

由表6可知：肩部纏繞圈數(shù)越小對于峰值側(cè)向力越有利，肩部纏繞圈數(shù)為1時峰值側(cè)向力最大；肩部纏繞螺距、肩層張力及平鋪層張力對峰值側(cè)向力的影響很小，可以忽略。

2.2.3 接地印痕試驗(yàn)

GB/T 22038—2008《汽車輪胎靜態(tài)接地壓力分布試驗(yàn)方法》印痕試驗(yàn)涉及十多個指標(biāo)[3]，本工作僅展示部分印痕參數(shù)（見圖5）的分析結(jié)果。

圖5 接地印痕參數(shù)

2.2.3.1 接地寬度

接地寬度試驗(yàn)結(jié)果如表7所示。

表7 接地寬度試驗(yàn)結(jié)果

由表7可知：肩部纏繞圈數(shù)為1時，冠帶條對輪胎的束縛作用較小，接地寬度最大；肩部纏繞螺距對接地寬度的影響方向不明確；4個因子對接地寬度的影響相對較小，在輪胎輪廓、帶束層寬度、充氣壓力一定時，接地寬度不會有太大的變化。

2.2.3.2 中間接地長度

中間接地長度試驗(yàn)結(jié)果如表8所示。

表8 中間接地長度試驗(yàn)結(jié)果

由表8可知：肩部纏繞圈數(shù)越大，中間接地長度越大，肩部纏繞圈數(shù)為3時冠帶條對肩部的束縛能力最大，在相同充氣壓力下，胎面更容易從中部接地；肩部纏繞螺距為10 mm時中間接地長度最大；肩層張力為20或25 N時中間接地長度較大；平鋪層張力為15 N時中間接地長度最大；從肩層與平鋪層的張力差異來看，趨向于小的平鋪層張力、大的肩層張力能夠得到更大的中間接地長度。

2.2.3.3 接地長度比值

通常通過接地長度比值對印痕的形狀進(jìn)行評估判定[4]。接地長度比值試驗(yàn)結(jié)果如表9所示。

表9 接地長度比值試驗(yàn)結(jié)果

由表9可知：肩部纏繞圈數(shù)為3時接地長度比值最大，接地印痕更趨向于橢圓形；肩部纏繞螺距為11 mm時接地長度比值最大；肩層張力為20或25 N時接地長度比值較大；平鋪層張力為15 N時接地長度比值最大；趨向于小的平鋪層張力、大的肩層張力能夠得到更大的接地長度比值，冠帶條對肩部束縛能力的增強(qiáng)可使輪胎接地印痕更趨向于 橢圓形。

2.2.3.4 接地面積

一般認(rèn)為接地面積大有利于抓著性能的提升。接地面積試驗(yàn)結(jié)果如表10所示。

表10 接地面積試驗(yàn)結(jié)果

由表10可知：肩部纏繞圈數(shù)為1時接地面積最大，這是因?yàn)楣趲l對輪胎的束縛減小，接地面積增大；肩部纏繞螺距為10 mm時接地面積最大；肩層張力及平鋪層張力對接地面積的影響很小。

3 結(jié)論

（1）仿真分析結(jié)果顯示，肩部纏繞圈數(shù)增加，有利于輪胎高速耐久性能的提升，但肩部纏繞圈數(shù)為1—2時性能提升效果明顯，肩部纏繞圈數(shù)繼續(xù)增大，提升效果明顯減緩。

（2）肩部纏繞圈數(shù)為1時，傾角高速試驗(yàn)和高速性能試驗(yàn)運(yùn)行時間明顯較短，纏繞圈數(shù)為2時傾角高速性能最好，纏繞圈數(shù)為3時高速性能最好。肩層和平鋪層張力及肩部纏繞螺距對室內(nèi)安全性能也有一定影響，但影響方向不明確且可能存在交互作用。

（3）肩部纏繞圈數(shù)對于側(cè)偏剛度及峰值側(cè)向力是主要影響因素，推測是其改變了冠帶條對胎肩的束縛作用，從而影響了接地狀態(tài)，進(jìn)而影響力學(xué)性能。肩部纏繞圈數(shù)越小，側(cè)偏剛度及峰值側(cè)向力越大，但肩部纏繞圈數(shù)為2時可保證六分力及室內(nèi)安全性能得到較好的均衡。

（4）冠帶條纏繞方式尤其是肩部纏繞圈數(shù)對接地印痕參數(shù)中的接地長度比值和接地面積影響較大；肩部纏繞圈數(shù)增加，接地面積減小，接地長度比值增大，接地印痕更趨向于橢圓形。