輪胎動(dòng)力學(xué)涵蓋測(cè)試、仿真及應(yīng)用三方面理論與技術(shù)。其中精準(zhǔn)測(cè)試技術(shù)是基礎(chǔ)。但是由于輪胎所特有的多層異性結(jié)構(gòu)，使之力學(xué)特性受溫度、載荷與磨損等多因素影響，且具有很強(qiáng)的非線(xiàn)性。發(fā)達(dá)國(guó)家自上世紀(jì)30年代就開(kāi)始了輪胎動(dòng)力學(xué)的研究并開(kāi)展了大量的基礎(chǔ)測(cè)試工作，積累了寶貴的測(cè)試數(shù)據(jù)。而我國(guó)輪胎高速六分力特性的測(cè)試才剛剛起步，需要從多維度，多方向開(kāi)展大量的基礎(chǔ)研究與測(cè)試工作。本文采用MTS Flat-Trac III CT高速平帶式試驗(yàn)臺(tái)，對(duì)不同狀態(tài)、不同試驗(yàn)條 件下輪胎的力學(xué)特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并研究了不同磨耗條件下輪胎力學(xué)特性的變化情況。得出了不同因素對(duì)輪胎高速力學(xué)特性的影響規(guī)律，以供同行參考。

影響因素研究

輪胎運(yùn)動(dòng)狀態(tài)包括靜態(tài)、穩(wěn)態(tài)、準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)、非穩(wěn)態(tài)（或稱(chēng)瞬態(tài)）等。車(chē)輛的操縱 穩(wěn)定性很大程度上取決于輪胎的側(cè)偏特性。當(dāng)汽車(chē)在車(chē)速不太低的正常駕駛條件和良好路面上行駛時(shí)，其橫擺頻率一般低于2Hz，此時(shí)輪胎的狀態(tài)近似表現(xiàn)為穩(wěn)態(tài)（準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)）。

本文針對(duì)某品牌255/50R19 107W 規(guī)格輪胎，采用MTS Flat-Trac III CT高速平帶式試驗(yàn)臺(tái)，參照相關(guān)企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)開(kāi)展試驗(yàn)研究。

本文采用單點(diǎn)測(cè)試方法，分別開(kāi)展了不同載荷Fz下的純側(cè)偏、純側(cè)傾試驗(yàn)和側(cè)傾側(cè)偏試驗(yàn)。考慮到速度較高時(shí)輪胎磨損嚴(yán)重，試驗(yàn)車(chē)速取為7.2km/h，輪胎充氣壓力為240kPa，試驗(yàn)結(jié)果如圖1所示。


圖1 穩(wěn)態(tài)側(cè)偏特性曲線(xiàn)

由圖1可知：在低速純側(cè)偏工況下，隨著側(cè)偏角的增大，側(cè)向力趨于飽和，回正力矩先增大后減小，其峰值對(duì)應(yīng)的側(cè)偏角絕對(duì)值隨載荷增加而增大；在低速純側(cè)傾工況下，側(cè)向力與側(cè)傾角近似成線(xiàn)性關(guān)系，在小側(cè)傾角下，回正力矩與側(cè)傾角近似成線(xiàn)性關(guān)系，隨著側(cè)傾角增加，回正力矩趨于飽和；側(cè)傾角不為零時(shí)，側(cè)偏特性曲線(xiàn)相對(duì)側(cè)傾角為零時(shí)的曲線(xiàn)發(fā)生平移。

穩(wěn)態(tài)測(cè)試方法相對(duì)簡(jiǎn)單，但存在效率低、輪胎磨損嚴(yán)重、輪胎使用量大的缺陷。同時(shí)，由于磨損嚴(yán)重，輪胎在試驗(yàn)的初期和末期狀態(tài)差異較大，影響了數(shù)據(jù)的代表性，限制了該方法的使用。

與穩(wěn)態(tài)測(cè)試相比，準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)測(cè)試具有效率高、對(duì)輪胎磨損少的特點(diǎn)。

對(duì)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)測(cè)試結(jié)果有影響的試驗(yàn)條件有載荷、輪胎滾動(dòng)速度、充氣壓力、側(cè)偏角（或縱向滑移率）加載速率和側(cè)偏角（或縱向滑移率）加載方式等。本文以這些條件為變量，采用掃描方法，分別進(jìn)行了側(cè)偏試驗(yàn)。

不同側(cè)偏角加載速率下準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

充氣壓力240kPa、行駛速度7.2km/h工況下，不同側(cè)偏角加載速率的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)曲線(xiàn)如圖2所示，側(cè)偏剛度和回正剛度變化曲線(xiàn)如圖3所示。

由圖2可知：當(dāng)輪胎載荷增大時(shí)，側(cè)向力和回正力矩曲線(xiàn)的滯后環(huán)均隨之增大；隨著側(cè)偏角加載速率的增大，側(cè)向力和回正力矩曲線(xiàn)的滯后環(huán)均增大。


圖2 不同側(cè)偏角加載速率下側(cè)偏特性曲線(xiàn)


圖3 不同側(cè)偏角加載速率下剛度變化曲線(xiàn)

由圖3可知，隨著加載速率增大，側(cè)偏剛度和回正剛度均下降（穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)時(shí)加載速率為0）。以6kN載荷為例，2°/s加載速率下側(cè)偏剛度和回正剛度較穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)時(shí)分別下降21.3%和16.4%，8°/s加載速率下側(cè)偏剛度和回正剛度分別下降41.8%和58.9%。

為便于對(duì)比，本文側(cè)偏剛度、回正剛度分別定義為[-1°,+1°]范圍內(nèi)側(cè)向力、回正力矩斜率的絕對(duì)值，側(cè)向力、回正力矩?cái)?shù)據(jù)從側(cè)偏特性數(shù)據(jù)中截取。為采用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)代替穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)，在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)時(shí)應(yīng)將側(cè)偏角加載速率控制在一定范圍內(nèi)。


圖4 不同行駛速度下側(cè)偏特性曲線(xiàn)

不同行駛速度下準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

圖4所示為充氣壓力240kPa、載荷6kN工況下不同行駛速度下的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)曲線(xiàn)。

由圖4可知：當(dāng)路面速度增大時(shí)，側(cè)向力和回正力矩曲線(xiàn)的線(xiàn)性區(qū)滯后環(huán)均隨之減小，滑移區(qū)滯后環(huán)均增大。

不同氣壓下準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

圖5所示為采用三角波加載方式，2種氣壓下側(cè)偏特性對(duì)比曲線(xiàn)，試驗(yàn)載荷為 6kN，行駛速度為7.2km/h。圖6為不同氣壓下的側(cè)偏剛度和回正剛度變化情況。

由圖6可知：當(dāng)輪胎胎壓增大時(shí)，輪胎側(cè)偏剛度增大逐步變緩，回正剛度下降。


圖5 不同氣壓下側(cè)偏特性對(duì)比曲線(xiàn)

圖6 不同氣壓下剛度變化曲線(xiàn)

側(cè)偏角不同加載方式下準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

圖7所示為側(cè)偏角采用正弦波和三角波兩種加載方式得到的試驗(yàn)曲線(xiàn)，試驗(yàn)載荷為6kN，充氣壓力為240kPa，行駛速度為7.2km/h?？梢?jiàn)不同加載方式下試驗(yàn)結(jié)果差別較小，側(cè)偏角加載可選用正弦波和三角波方式。


圖7 不同加載方式對(duì)比曲線(xiàn)

非穩(wěn)態(tài)測(cè)試研究

輪胎側(cè)向瞬態(tài)特性的常用測(cè)試方法有剛度對(duì)比法和側(cè)偏角階躍法。對(duì)于MTS Flat-Trac III CT試驗(yàn)臺(tái)，在進(jìn)行側(cè)偏角階躍試驗(yàn)時(shí)，垂直力控制包括位移控制和載荷控制兩種方式。目標(biāo)載荷分別為4.5kN、7.5kN、9.0kN時(shí)不同控制方式下的試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，由圖8可知：采用位移控制方式的垂向載荷波動(dòng)分別為213.0N、388.0N、428.7N，載荷的均方差分別為60.6N、131.4N、144.2N；采用載荷控制方式的垂向載荷波動(dòng)分別為213.2N、158.9N、208.9N，載荷的均方差分別為53.2N、 43.7N、48.3N?？梢?jiàn)載荷控制方式下輪胎載荷更穩(wěn)定。側(cè)向力和回正力矩是側(cè)偏角和垂直載荷的函數(shù)，在進(jìn)行側(cè)偏角階躍試驗(yàn)時(shí)應(yīng)保證輪胎載荷固定，以保證精度。本文推薦采用載荷控制方式進(jìn)行輪胎側(cè)偏角階躍試驗(yàn)。


圖8 不同控制方式時(shí)的試驗(yàn)曲線(xiàn)

輪胎磨損研究

隨著輪胎的磨損，輪胎力學(xué)特性將發(fā)生變化。為研究輪胎力學(xué)特性隨磨損量的變化規(guī)律，對(duì)某品牌215/55R17 94V規(guī)格輪胎進(jìn)行了胎面不同磨損量時(shí)的側(cè)偏特性試驗(yàn)研究，試驗(yàn)充氣壓力為230kPa，行駛速度為7.2km/h。試驗(yàn)結(jié)果分別如圖9、圖10所示，其中預(yù)跑后指預(yù)跑程序完成后進(jìn)行的測(cè)試，預(yù)跑的磨損量很小。


圖9 不同載荷下磨損量對(duì)輪胎力學(xué)特性的影響曲線(xiàn)

從試驗(yàn)結(jié)果可知，輪胎磨損程度對(duì)輪胎側(cè)偏特性影響較大，主要影響側(cè)偏剛度、回正剛度、側(cè)向力穩(wěn)態(tài)值和峰值、回正力矩穩(wěn)態(tài)值和峰值等參數(shù)。側(cè)偏剛度在初始階段下降，在正常使用階段隨磨損量的增加而增大；在大載荷下，正常使用階段側(cè)偏剛度隨磨損量變化不大，略有減?。换卣齽偠?、側(cè)向力峰值、回正力矩峰值隨磨損量的增加而增大；在不考慮輪胎早期磨損的情況下，側(cè)偏剛度和回正剛度與磨損量近似成線(xiàn)性關(guān)系；當(dāng)側(cè)偏角增大到一定程度（如18°）時(shí)，回正力矩隨磨損量的增加而增加。輪胎側(cè)偏剛度初始值較大是由于輪胎早期的粘彈性部分恢復(fù)造成的。


圖10 不同磨損量時(shí)的剛度隨載荷的變化

為定量分析輪胎側(cè)偏剛度和回正剛度隨輪胎磨損量的變化規(guī)律，在不考慮輪胎預(yù)跑等引起的早期磨損的情況下，側(cè)偏剛度和回正剛度與輪胎磨損量近似成線(xiàn)性，采用線(xiàn)性擬合，結(jié)果如圖11所示。


圖11 不同磨損量時(shí)的剛度擬合曲線(xiàn)

從擬合結(jié)果可看出：在4kN載荷下，1mm的胎面磨損使得側(cè)偏剛度、回正剛度相對(duì)理想初始剛度分別增大71.3 N/(°)、7.7N·m/(°)，增加比例分別為5.3%、18.6%；5mm的胎面磨損使得側(cè)偏剛度、回正剛度相對(duì)理想初始剛度分別增大356.5N/(°)、38.7N·m/(°)，增加比例分別為26.4%、93.1%?？梢?jiàn)胎面磨損對(duì)側(cè)偏剛度影響較大，對(duì)回正剛度影響更大。

需要說(shuō)明的是，理想初始剛度是由擬合表達(dá)式計(jì)算得到的磨損量為0時(shí)的剛度值，是外推值，不同于無(wú)磨損時(shí)的測(cè)試值。

輪胎胎面磨損導(dǎo)致側(cè)偏剛度及回正剛度發(fā)生變化，進(jìn)而影響整車(chē)不足轉(zhuǎn)向度。以某款SUV車(chē)型為例，經(jīng)計(jì)算，其他條件不變的情況下，只考慮輪胎磨損引起的整車(chē)不足轉(zhuǎn)向度的變化率接近8%，如表1所示（其中的剛度數(shù)據(jù)是在剛度測(cè)試基礎(chǔ)上，依據(jù)實(shí)車(chē)載荷插值計(jì)算得到的）。


表1 磨損對(duì)不足轉(zhuǎn)向度影響

由表1可知，在進(jìn)行輪胎力學(xué)特性試驗(yàn)、整車(chē)性能試驗(yàn)時(shí)控制磨損量非常必要，在整車(chē)動(dòng)力學(xué)仿真時(shí)需要考慮輪胎磨損對(duì)車(chē)輛性能的影響。

結(jié)  論

a.與穩(wěn)態(tài)測(cè)試方法相比，準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)方法試驗(yàn)效率高，且輪胎在試驗(yàn)過(guò)程中磨損少，試驗(yàn)數(shù)據(jù)更有代表性，是一種合理可行的試驗(yàn)方法；

b.在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)過(guò)程中，應(yīng)嚴(yán)格控制試驗(yàn)條件，合理選擇試驗(yàn)參數(shù)，其原則是兼顧試驗(yàn)效率和輪胎磨損，設(shè)定合理的輪胎磨損限值，在試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)監(jiān)控輪胎磨損量，及時(shí)更換輪胎；

c.胎面磨損對(duì)側(cè)偏剛度影響較大，對(duì)回正剛度影響更大，在整車(chē)主客觀試驗(yàn)、動(dòng)力學(xué)仿真時(shí)需要考慮輪胎磨損對(duì)車(chē)輛性能的影響。