新型負(fù)泊松比非充氣輪胎設(shè)計(jì)及性能分析

趙 穎,宋 勝,李建重,楊洪濤

(西南大學(xué) 工程技術(shù)學(xué)院,重慶 400715)

輪胎是車輛不可或缺的部分,需具備耐用、舒適、低噪音、低滾阻和高安全性等性能[1]。要保證輪胎的安全性能,需提高輪胎接地性、穩(wěn)定性和承載性能[2]。傳統(tǒng)充氣輪胎存在易漏氣、易爆胎等缺陷,安全性低,因此采用彈性填充物或支撐體來(lái)取代胎壓作用的非充氣輪胎成為了輪胎發(fā)展的方向之一[3]。非充氣輪胎不僅克服了爆胎的弊端,還具有低滾阻、經(jīng)濟(jì)性好、易加工成型等優(yōu)點(diǎn)。目前主要通過(guò)對(duì)支撐體結(jié)構(gòu)的改進(jìn),使非充氣輪胎在一定舒適性條件下應(yīng)力水平降低,承載性和穩(wěn)定性提升[4]。而現(xiàn)有基于蜂窩式和輻條式支撐體的非充氣輪胎難以實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo),因此開(kāi)發(fā)出具有新型支撐體結(jié)構(gòu)的非充氣輪胎十分必要。

針對(duì)支撐體結(jié)構(gòu)的改進(jìn),文獻(xiàn)[4]提出了一種具有連續(xù)支撐結(jié)構(gòu)的免充氣輪胎,該支撐結(jié)構(gòu)可改善應(yīng)力分布,提高輪胎的縱橫向剛度和穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[5]以規(guī)格為2.50-14的C形孔洞支撐體免充氣輪胎為研究對(duì)象,設(shè)計(jì)優(yōu)化了支撐體結(jié)構(gòu)數(shù)量、孔洞圓弧半徑、硬質(zhì)彈性體寬度和硬質(zhì)彈性體厚度,提高了輪胎的承載性能。文獻(xiàn)[6]采用以板簧為支撐體,輮輪-橡膠為胎體的新型偽剛性免充氣輪胎為研究對(duì)象,建立偽剛體-柔體耦合模型,對(duì)徑向剛度進(jìn)行了優(yōu)化。文獻(xiàn)[7]以鳥(niǎo)巢結(jié)構(gòu)式免充氣輪胎為研究對(duì)象,提出了輪胎下沉量的計(jì)算模型和理論計(jì)算方法。文獻(xiàn)[8]指出蜂巢六邊形支撐結(jié)構(gòu)免充氣輪胎具有更高的彈性和更快的散熱性能,是目前應(yīng)用較為廣泛的非充氣輪胎。

現(xiàn)有非充氣輪胎仍然存在應(yīng)力水平高、剛度特性和徑向、側(cè)向力學(xué)性能差的問(wèn)題,而性能優(yōu)異的負(fù)泊松比材料為非充氣輪胎提供了新的研發(fā)思路。文獻(xiàn)[9]指出負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)材料因其“壓縮-收縮”特性而具備優(yōu)異的抗沖擊性能和吸能特性,可有效抵抗剪切應(yīng)力,大幅度吸收沖擊能量。文獻(xiàn)[10]研究了新型蜂窩結(jié)構(gòu)在吸能盒中的應(yīng)用,并對(duì)其結(jié)構(gòu)質(zhì)量、有效總吸能和峰值撞擊力進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化。文獻(xiàn)[11]提出了一種內(nèi)凹三角形負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)材料,該材料比內(nèi)凹六邊形負(fù)泊松比材料吸能更平穩(wěn),壓縮量也更大,并隨著沖擊速度的提高,表現(xiàn)出更強(qiáng)的能量吸收能力。文獻(xiàn)[12]總結(jié)了現(xiàn)有常見(jiàn)的負(fù)泊松比內(nèi)凹微結(jié)構(gòu),有內(nèi)凹六邊形蜂窩模型、內(nèi)凹三角形模型和星形模型等。

本文在現(xiàn)有非充氣輪胎與負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)材料的研究基礎(chǔ)上,綜合國(guó)內(nèi)外學(xué)者已有經(jīng)驗(yàn),提出一種新型負(fù)泊松比非充氣輪胎。該非充氣輪胎由胎面、支撐體結(jié)構(gòu)和輪轂3部分組成,支撐體結(jié)構(gòu)采用具有負(fù)泊松比特性的凹四邊形微結(jié)構(gòu),該微結(jié)構(gòu)具有“壓縮-收縮”的加載強(qiáng)化特性。采用ANSYS軟件對(duì)該新型結(jié)構(gòu)形式的非充氣輪胎進(jìn)行有限元仿真分析,分別研究不同支撐體結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)輪胎應(yīng)力、應(yīng)變分布、徑向和側(cè)向剛度的影響規(guī)律,最終得出一種綜合性能較好的非充氣輪胎,并采用近似等體積法,將其與六邊形蜂窩式非充氣輪胎在應(yīng)力水平和剛度性能方面進(jìn)行對(duì)比分析,驗(yàn)證該非充氣輪胎在應(yīng)力水平和剛度性能方面的優(yōu)越性。為進(jìn)一步驗(yàn)證所設(shè)計(jì)的新型負(fù)泊松比非充氣輪胎的性能優(yōu)越性,通過(guò)3D打印制造出同比例縮小的三維樣件,并與六邊形蜂窩輪胎進(jìn)行實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析。

1 新型負(fù)泊松比非充氣輪胎有限元模型

1.1 有限元模型建立

1.1.1 三維模型構(gòu)建

本文不考慮輪胎和輪輞的具體接觸關(guān)系,將地面和輪輞作為剛體處理,設(shè)置地面楊氏模量值為輪胎的103倍,忽略地面受壓所引起的變形,忽略輪胎胎面三維模型[13,14]。所建立的三維結(jié)構(gòu)模型分別如圖1(a)和圖1(b)所示,并建立適用于中小型車輛的規(guī)格為175/70 R15的非充氣輪胎及地面的三維模型,如圖2所示。在設(shè)計(jì)支撐體結(jié)構(gòu)時(shí),凹四邊形負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)中斜度較小的部分相較于同等半徑下的圓弧總長(zhǎng)度較小且形狀近似可忽略,同時(shí)為避免產(chǎn)生不必要的孔隙結(jié)構(gòu),將其簡(jiǎn)化為圓形分隔層,考慮等效理論,其厚度設(shè)定為微結(jié)構(gòu)元胞厚度的2倍。該支撐體結(jié)構(gòu)具有4層厚度相同的圓形分隔層,分別隔開(kāi)每層支撐條,支撐條為凹四邊形負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu),設(shè)定每層支撐條的厚度和對(duì)數(shù)均相同。

圖1 凹四邊形微結(jié)構(gòu)和支撐體結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 輪胎結(jié)構(gòu)模型示意圖

支撐體結(jié)構(gòu)包括單層支撐條對(duì)數(shù)、支撐條厚度、單對(duì)支撐條頂角角度等結(jié)構(gòu)參數(shù),如圖3所示。選擇如表1所示的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的支撐體,分析不同參數(shù)對(duì)輪胎應(yīng)力、應(yīng)變水平和剛度特性的影響。

圖3 單對(duì)支撐條結(jié)構(gòu)主要參數(shù)示意圖

表1 支撐體結(jié)構(gòu)參數(shù)表

1.1.2 材料和單元模型

輪胎有限元模型由輪輞、支撐體微結(jié)構(gòu)、胎面、路面4部分組成,如圖4所示。輪輞和路面做剛化處理,而支撐體微結(jié)構(gòu)選擇具有超彈性的聚氨酯材料,其本構(gòu)模型采用橡膠超彈性材料模型Moony-Rivlin模型,胎面選擇線彈性聚氨酯材料。支撐體結(jié)構(gòu)材料密度為1 240 kg/m3,材料常數(shù)C10為2.99×105Pa,材料常數(shù)C01為2.49×106Pa,不可壓縮參數(shù)D1為0.01 Pa-1,胎面材料密度為103kg/m3,楊氏模量為1.3×108Pa,泊松比為0.4。采用SOLID186單元,默認(rèn)生成六面體單元,單元大小為30 mm。

圖4 輪胎有限元模型示意圖

1.2 載荷和約束條件

分析輪胎承載和接地性能時(shí)均需固定地面,輪輞處施加位移30 mm,施加載荷方向豎直向下。進(jìn)行徑向剛度分析時(shí),約束條件與上述相同,只需施加不同位移使載荷條件等同于實(shí)際工作情況下輪輞處的受力6 kN。計(jì)算側(cè)向剛度時(shí)固定輪輞,對(duì)地面施加一定豎直向上的位移,模擬施加位移值后等效于靜態(tài)載荷下輪胎的實(shí)際工作情況。最后對(duì)輪胎整體施加橫向位移30 mm,模擬輪胎相對(duì)于地面的側(cè)向移動(dòng)。本文在輪胎與地面接觸分析中,均采用有摩擦的接觸對(duì)frictional,設(shè)定兩者之間的摩擦因數(shù)為0.4。frictional為ANSYS內(nèi)設(shè)置的一種有摩擦的接觸方式,2個(gè)接觸面可以法向分離和切向滑動(dòng)。

1.3 收斂性驗(yàn)證

為解決施加載荷過(guò)大或支撐體單層支撐條密度過(guò)大導(dǎo)致輪胎被壓潰或結(jié)構(gòu)之間互相干擾而不能收斂的問(wèn)題[15],首先對(duì)輪輞處施加位移,采用ANSYS軟件后處理模塊中的探針工具探測(cè)輪輞處受力。為獲得接近實(shí)際工作載荷的施加力,至少需要2次仿真分析,第1次在較大位移下查看輪輞處受力,第2次基于前次結(jié)果通過(guò)插值法適當(dāng)調(diào)整,以初步得到所需施加力值對(duì)應(yīng)的位移值,多次模擬后得到接近實(shí)際工作載荷大小的施加力。其次,為保證輪胎不被壓潰,仿真分析時(shí)輪胎單一方向上所施加的最大位移不超過(guò)30 mm,且支撐體單層的支撐條不能過(guò)多。最后,為獲取較好的計(jì)算收斂性,采用手動(dòng)設(shè)置分步數(shù),子步定義為103步,通過(guò)迭代求解器求解,采用Augmented Lagrange算法計(jì)算胎體與地面的接觸對(duì)。為避免網(wǎng)格不收斂導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不準(zhǔn)確,在模型參數(shù)完全一致的前提下建立多組網(wǎng)格單元大小不同的有限元模型進(jìn)行分析,同時(shí)考慮計(jì)算準(zhǔn)確性與耗時(shí),認(rèn)定結(jié)果波動(dòng)比小于5%時(shí)網(wǎng)格收斂[16],最終確定六面體單元大小為30 mm時(shí)設(shè)計(jì)合理。

1.4 有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所建立的有限元模型的可靠性和準(zhǔn)確性,采用3D打印技術(shù)制造出規(guī)格為175/70 R15輪胎的等比例縮小模型,以模擬實(shí)際工況。基體材料選用丙烯腈/丁二烯/苯乙烯共聚物(ABS),其密度ρ=1.05g/cm3,泊松比μ=0.33,彈性模量E=2×103MPa。實(shí)驗(yàn)臺(tái)加載速度設(shè)置為v=2 mm/min,樣件高度、寬度都為147 mm,圖5為新型負(fù)泊松比非充氣輪胎壓縮實(shí)驗(yàn)實(shí)物圖。由于輪胎承受載荷發(fā)生形變時(shí),其接觸面積變化,其真實(shí)的應(yīng)力值無(wú)法測(cè)得,因此本文對(duì)輪胎樣件做靜載荷加載實(shí)驗(yàn)得到其沉降-載荷曲線,同時(shí)對(duì)比相同約束條件和載荷工況下的有限元模型仿真數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖5 新型負(fù)泊松比非充氣輪胎壓縮實(shí)驗(yàn)實(shí)物圖

圖6 新型負(fù)泊松比輪胎沉降-載荷實(shí)驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比圖

由圖6可以看出,實(shí)驗(yàn)與仿真曲線趨勢(shì)一致,結(jié)果相近且誤差在4.07%之內(nèi),驗(yàn)證了本文所建立有限元模型的可靠性與準(zhǔn)確性。

圖7 不同單層支撐條對(duì)數(shù)的輪胎和胎面最大應(yīng)力對(duì)比圖

2 支撐體結(jié)構(gòu)對(duì)輪胎性能的影響

2.1 單層支撐條對(duì)數(shù)對(duì)輪胎應(yīng)力、應(yīng)變的影響

設(shè)定支撐條厚度、單對(duì)支撐條頂角角度不變,改變支撐條對(duì)數(shù),在6 000 N同等載荷下,分析不同單層支撐條對(duì)數(shù)對(duì)輪胎和胎面應(yīng)力、應(yīng)變的影響,分別如圖7和表2所示。

表2 不同單層支撐條對(duì)數(shù)的輪胎和胎面最大應(yīng)變表

隨著單層支撐條對(duì)數(shù)的增大,輪胎和胎面的最大應(yīng)力與最大應(yīng)變整體呈下降趨勢(shì)。當(dāng)單層支撐條對(duì)數(shù)為18和20時(shí),輪胎所受的最大應(yīng)力變化不大。當(dāng)選取單層支撐條對(duì)數(shù)為18時(shí),輪胎使用壽命較長(zhǎng)且可滿足輕質(zhì)需求,此時(shí)輪胎與胎面的應(yīng)力、應(yīng)變分布分別如圖8和圖9所示。

圖8 單層支撐條對(duì)數(shù)18對(duì)的輪胎及胎面應(yīng)力分布圖

圖9 單層支撐條對(duì)數(shù)18對(duì)的輪胎及胎面應(yīng)變分布圖

由圖8和圖9可知輪胎最大應(yīng)力和最大應(yīng)變分布于支撐結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)折處,而胎面與地面接觸部分的最大應(yīng)變值較小。表2也表明,隨著單層支撐條對(duì)數(shù)增加,胎面接地處最大應(yīng)力減小較快,胎面最大應(yīng)變也呈下降趨勢(shì)。綜上所述,輪胎支撐條結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)折處容易產(chǎn)生疲勞損壞,接地處兩側(cè)均有小部分區(qū)域容易磨損。

2.2 支撐條厚度對(duì)輪胎應(yīng)力、應(yīng)變的影響

由表1中的第2、5、6組數(shù)據(jù),支撐條厚度分別取7 mm、8 mm和9 mm,在6 000 N同等載荷條件下,分析不同支撐條厚度對(duì)輪胎和胎面應(yīng)力、應(yīng)變的影響,結(jié)果分別如圖10和表3所示。

圖10 不同支撐條厚度的輪胎和胎面最大應(yīng)力對(duì)比圖

表3 不同支撐條厚度的輪胎和胎面最大應(yīng)變表

支撐條厚度從7 mm增加到9 mm,輪胎最大應(yīng)力先下降再小幅上升,變化趨勢(shì)平穩(wěn),表明支撐條厚度對(duì)輪胎工作應(yīng)力影響不大。支撐條厚度為8 mm時(shí)輪胎和胎面應(yīng)力、應(yīng)變分布如圖11、圖12所示。

圖11 支撐條厚度8 mm的輪胎及胎面應(yīng)力分布圖

圖12 支撐條厚度8 mm的輪胎及胎面應(yīng)變分布圖

如圖11所示,最大應(yīng)力出現(xiàn)在支撐條結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)折處和胎面接地處。由表3和圖12可以得出,輪胎最大應(yīng)變隨支撐條厚度的增加呈增大趨勢(shì),最大應(yīng)變同樣出現(xiàn)在支撐條結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)折處。綜合對(duì)比可知,當(dāng)支撐條厚度為8 mm時(shí),輪胎的最大應(yīng)力最小且比使用支撐條厚度為9 mm的輪胎更節(jié)省材料。

2.3 不同單對(duì)支撐條頂角對(duì)輪胎應(yīng)力、應(yīng)變的影響

取表1中第2、7、8、9、10組結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù),建立5個(gè)僅支撐條頂角θ大小不同的三維模型,其中,第2組為36°,第7～10組分別為32°、34°、38°、40°,在6 000 N同等載荷下,分析不同支撐條頂角對(duì)輪胎和胎面應(yīng)力、應(yīng)變的影響,如圖13和表4所示。

圖13 不同單對(duì)支撐條頂角的輪胎和胎面應(yīng)力分布圖

表4 不同單對(duì)支撐條頂角的輪胎和胎面最大應(yīng)變表

圖14 單對(duì)支撐條頂角32°的輪胎及胎面應(yīng)力分布圖

從圖13可知,隨著支撐條頂角的增大,其最大應(yīng)力值呈上升趨勢(shì),輪胎和胎面整體的最大應(yīng)變也呈上升趨勢(shì),其中支撐條頂角為32°時(shí)輪胎的最大應(yīng)變值最小,胎面接地處的最大應(yīng)變值最小。因此,當(dāng)支撐條頂角大小為32°時(shí),輪胎的最大應(yīng)力較小,能有效減少輪胎疲勞損壞的發(fā)生。以單對(duì)支撐條頂角為32°為例,其輪胎及胎面的應(yīng)力、應(yīng)變分布分別如圖14和圖15所示。

圖15 單對(duì)支撐條頂角32°的輪胎及胎面應(yīng)變分布圖

輪胎最大應(yīng)力主要分布在胎面接地處和支撐條結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)折處,最大應(yīng)變位于支撐條結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)折處,且輪胎接地部分的最大應(yīng)力隨支撐條頂角角度增大而增大。在靜載工況下,通過(guò)對(duì)10組不同支撐條對(duì)數(shù)、支撐條厚度、單對(duì)支撐條頂角大小的非充氣輪胎進(jìn)行應(yīng)力、應(yīng)變分析可得:當(dāng)支撐條對(duì)數(shù)為18左右、厚度為8 mm、頂角為32°左右時(shí),可獲得應(yīng)力最大、應(yīng)變較小、疲勞磨損相對(duì)較小的非充氣輪胎。

3 新型非充氣輪胎剛度特性

以支撐條對(duì)數(shù)n分別為16、18、20、22,頂角角度θ分別為32°、34°、36°、38°、40°,厚度d分別為7 mm、8 mm、9 mm,建立輪胎三維模型,在6 000 N工作載荷條件下計(jì)算徑向剛度。不同支撐條對(duì)數(shù)對(duì)輪胎徑向力和徑向位移的影響如圖16所示,對(duì)輪胎側(cè)向力和側(cè)向變形的影響如圖17所示。根據(jù)有限元分析結(jié)果,不同支撐條對(duì)數(shù)的輪胎剛度特性值如表5所示。不同支撐條頂角對(duì)輪胎的徑向力和徑向位移的影響如圖18所示,對(duì)輪胎側(cè)向力和側(cè)向變形的影響如圖19所示。

圖16 不同單層支撐條對(duì)數(shù)的輪胎徑向力與徑向位移關(guān)系曲線圖

圖17 不同單層支撐條對(duì)數(shù)的輪胎側(cè)向力與側(cè)向變形量關(guān)系曲線圖

表5 不同單層支撐條對(duì)數(shù)的輪胎剛度特性值表

圖18 不同單對(duì)支撐條頂角的輪胎徑向力與徑向位移關(guān)系曲線圖

圖19 不同單對(duì)支撐條頂角的輪胎側(cè)向力與側(cè)向變形量關(guān)系曲線圖

根據(jù)有限元分析結(jié)果,不同支撐條頂角的輪胎剛度特性值如表6所示。不同支撐條厚度對(duì)輪胎的徑向力和徑向位移的影響如圖20所示,對(duì)輪胎側(cè)向力和側(cè)向變形的影響如圖21所示。根據(jù)有限元分析結(jié)果,不同支撐條厚度的輪胎剛度特性值如表7所示。

表6 不同單對(duì)支撐條頂角的輪胎剛度特性值表

圖20 不同支撐條厚度的輪胎徑向力和徑向位移關(guān)系圖

圖21 不同支撐條厚度的輪胎側(cè)向力和側(cè)向變形量關(guān)系圖

表7 不同支撐條厚度的輪胎剛度特性值表

結(jié)合圖16、圖18及表5可看出,新型非充氣輪胎的徑向剛度與側(cè)向剛度隨單層支撐條對(duì)數(shù)增大呈現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì),表明支撐條對(duì)數(shù)越多,新型非充氣輪胎的徑向剛度、側(cè)向剛度越大,承載性能、徑向穩(wěn)定性及側(cè)向穩(wěn)定性更好。

由表6可知,新型結(jié)構(gòu)非充氣輪胎的徑向剛度與側(cè)向剛度隨支撐條頂角增大基本呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。結(jié)合圖18、圖19可得出:在頂角范圍為32°～34°時(shí),輪胎的徑向剛度變化不大;相似地,在頂角角度較小,為32°～36°時(shí),支撐條頂角大小對(duì)輪胎側(cè)向剛度影響也較小;而頂角角度較大,為38°～40°時(shí),支撐條頂角大小對(duì)輪胎側(cè)向剛度的影響較為明顯。由此說(shuō)明,支撐條角度在32°～40°范圍內(nèi),若要提高輪胎的徑向剛度與側(cè)向穩(wěn)定性,應(yīng)選擇支撐條頂角較小的輪胎。

結(jié)合圖20、圖21及表7可看出,新型非充氣輪胎的徑向剛度與側(cè)向剛度隨支撐條厚度增大而增大。當(dāng)支撐條厚度由7 mm增加到9 mm時(shí),其徑向剛度大幅度提高,這表明在滿足經(jīng)濟(jì)性條件時(shí),適當(dāng)提高輪胎支撐條厚度,可以極大地提高輪胎的徑向剛度和側(cè)向剛度,繼而提高輪胎的承載能力。

4 新型非充氣輪胎與六邊形蜂窩輪胎對(duì)比分析

由2.2節(jié)可知,支撐條厚度為8 mm時(shí),輪胎的最大應(yīng)力和應(yīng)變均比支撐條厚度為9 mm的輪胎小。為在保證較優(yōu)的徑向剛度和側(cè)向剛度的同時(shí),突出新型輪胎輕量化需求,選擇支撐條厚度為8 mm。而支撐條對(duì)數(shù)為18對(duì)時(shí)的最大應(yīng)力和應(yīng)變都較22對(duì)時(shí)小,選用支撐條對(duì)數(shù)為18對(duì),頂角角度32°時(shí)各項(xiàng)數(shù)據(jù)都是最優(yōu)。故綜合各項(xiàng)因素,并著重關(guān)注新型輪胎的輕量化設(shè)計(jì),選用支撐條對(duì)數(shù)為18、頂角角度為 32°、厚度為8 mm的新型凹四邊形微結(jié)構(gòu)負(fù)泊松比非充氣輪胎。

基于前文對(duì)新型非充氣輪胎的性能分析,選擇綜合性能相對(duì)較優(yōu)的第7組非充氣輪胎,并令其與同規(guī)格的六邊形蜂窩式非充氣輪胎進(jìn)行對(duì)比。由于輪胎的胎面和輪輞部分固定不變,只需要使同規(guī)格的六邊形蜂窩式非充氣輪胎的支撐體結(jié)構(gòu)體積與新型負(fù)泊松比非充氣輪胎接近,即可實(shí)現(xiàn)該2種輪胎所需材料的質(zhì)量大致相同。因此,新型非充氣輪胎支撐體體積為56 662×150 mm3,六邊形蜂窩式非充氣輪胎支撐體體積為56 648×150 mm3。

4.1 輪胎應(yīng)力分析

基于以上有限元分析過(guò)程,得到2種輪胎應(yīng)力分布如圖22所示,新型非充氣輪胎最大應(yīng)力為4.609 1,六邊形蜂窩式非充氣輪胎最大應(yīng)力為4.842 2。如圖22所示,2種輪胎胎面的應(yīng)力分布情況大致相同,兩者最大應(yīng)力值均位于輪胎的胎面內(nèi)部,有較小區(qū)域位于胎面接地處。可知,在同等工作載荷下,新型結(jié)構(gòu)非充氣輪胎最大應(yīng)力值小于六邊形蜂窩式非充氣輪胎,最大應(yīng)力減小4.81%,說(shuō)明這2種輪胎的胎面內(nèi)部容易疲勞損壞,但新型非充氣輪胎相較蜂窩式輪胎有效降低了胎面損壞的可能性。

圖22 輪胎應(yīng)力分布圖

4.2 輪胎雙向剛度對(duì)比

新型非充氣輪胎和蜂窩式輪胎的徑向力和徑向位移對(duì)比如圖23所示,側(cè)向力和側(cè)向變形的對(duì)比如圖24所示。通過(guò)有限元計(jì)算分析得到2種輪胎的雙向剛度值如表8所示。

圖23 2種輪胎徑向力和徑向位移關(guān)系圖

圖24 2種輪胎側(cè)向力和側(cè)向變形量關(guān)系圖

表8 2種輪胎剛度特性值表

對(duì)比可知,新型非充氣輪胎的徑向剛度比六邊形蜂窩式輪胎的徑向剛度增大4.7%,側(cè)向剛度增大7.12%。新型非充氣輪胎的徑向剛度進(jìn)一步增強(qiáng)了其承載能力,能在一定程度上提高車輛舒適性,同時(shí)輪胎側(cè)向剛度提升,使得新型非充氣輪胎的側(cè)向穩(wěn)定性優(yōu)于六邊形蜂窩式非充氣輪胎。

5 新型負(fù)泊松比非充氣輪胎與六邊形蜂窩式非充氣輪胎實(shí)驗(yàn)對(duì)比

考慮到基體材料的可制造性和易獲得性,并忽略基體材料種類不同對(duì)輪胎性能的影響,著重探究凹四邊形負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)對(duì)輪胎的應(yīng)力水平和剛度特性的影響,驗(yàn)證凹四邊形負(fù)泊松比微結(jié)構(gòu)較傳統(tǒng)蜂窩式結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性能。以上文中提到的由ABS材料制造而成的新型凹四邊形負(fù)泊松比非充氣輪胎結(jié)構(gòu)與六邊形蜂窩輪胎結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象,可同時(shí)獲得2種輪胎沉降-載荷曲線對(duì)比圖,如圖25所示。由圖25可知,在相同沉降下,負(fù)泊松比非充氣輪胎承受載荷時(shí)對(duì)塑性變形的抵抗力較大,即保持彈性形變的區(qū)域較大,更穩(wěn)定,承載性能較好。此外,圖25中沉降-載荷曲線的驟然下降的部分是屈服階段。新型負(fù)泊松比非充氣輪胎比蜂窩輪胎發(fā)生屈服的臨界載荷值高,即強(qiáng)度高,穩(wěn)定性能優(yōu)異。

圖25 2種輪胎沉降-載荷曲線對(duì)比圖

6 結(jié)束語(yǔ)

本文提出了一種負(fù)泊松比非充氣輪胎支撐體凹四邊形微結(jié)構(gòu),建立了凹四邊形負(fù)泊松比非充氣輪胎有限元模型,采用3D打印技術(shù)制造樣件進(jìn)行沉降-載荷實(shí)驗(yàn),驗(yàn)證了所建有限元模型的準(zhǔn)確性。通過(guò)ANSYS軟件對(duì)不同支撐體結(jié)構(gòu)參數(shù)的負(fù)泊松比非充氣輪胎進(jìn)行了有限元仿真,優(yōu)化分析了輪胎的應(yīng)力水平和剛度特性,選出了性能最優(yōu)的新型負(fù)泊松比非充氣輪胎,并與同規(guī)格下的六邊形蜂窩式非充氣輪胎在應(yīng)力水平和剛度性能方面進(jìn)行了仿真對(duì)比分析。最后,為進(jìn)一步驗(yàn)證優(yōu)化設(shè)計(jì)的新型負(fù)泊松比非充氣輪胎在承載方面的性能優(yōu)越性,通過(guò)3D打印制造出同比例縮小的實(shí)驗(yàn)樣件,與六邊形蜂窩輪胎進(jìn)行對(duì)比,得出如下結(jié)論:

(1)負(fù)泊松比支撐體結(jié)構(gòu)的非充氣輪胎表現(xiàn)出良好的應(yīng)力水平,徑向剛度和側(cè)向剛度性能均比較好。

(2)增大支撐條厚度,能較大地提升輪胎的應(yīng)力水平和徑向、側(cè)向剛度;減小單對(duì)支撐條的頂角角度,一定程度上可以減小輪胎的最大應(yīng)力,較大提升輪胎的徑向剛度;當(dāng)單層支撐條對(duì)數(shù)在18對(duì)左右時(shí),輪胎既能節(jié)省材料又可以保持較優(yōu)的應(yīng)力水平和剛度性能。

(3)新型負(fù)泊松比非充氣輪胎比六邊形蜂窩式非充氣輪胎的最大應(yīng)力明顯減小,雖然六邊形蜂窩式非充氣輪胎的徑向剛度略大于新型負(fù)泊松比非充氣輪胎,但是后者擁有更好的側(cè)向剛度特性和穩(wěn)定性。

(4)與傳統(tǒng)六邊形蜂窩非充氣輪胎相比,相同應(yīng)變下,負(fù)泊松比非充氣輪胎承受載荷時(shí)對(duì)塑性變形的抵抗力較大,即保持彈性形變的應(yīng)力區(qū)域較大,更穩(wěn)定,承載性能較好。