宋 立，秦艷分，王時豪

（中策橡膠集團有限公司，浙江 杭州 310018）

相對轎車子午線輪胎，輕型載重子午線輪胎的充氣壓力和負荷較大，通常存在超載、惡劣路況行駛的情況，胎肩損壞是其常見的破壞形式之一。胎肩損壞主要破壞形式有崩花、脫層、裂口、漏氣、爆破和膠料熔融等[1]。排除外力破壞、膠料配方和骨架材料異常的情況，胎肩損壞通常都是由帶束層端點問題引起的。改善胎肩損壞的常見思路有以下幾種：

（1）調(diào)整胎面壓力分布；

（2）增大帶束層間的抗剪切應(yīng)力；

（3）減小帶束層端點部位的應(yīng)力；

（4）降低胎肩生熱和提高胎肩散熱能力。

本工作采用控制變量法，通過單因素調(diào)整并進行室內(nèi)耐久性試驗驗證，得出有科學(xué)依據(jù)的輕型載重子午線輪胎胎肩損壞的改善方法。

1 試驗設(shè)備和方法

（1）輪胎耐久性試驗使用TJR-2-PC（Y）型高速耐久里程機（天津久榮工業(yè)技術(shù)有限公司產(chǎn)品）。試驗方法參照FMVSS 139，試驗環(huán)境溫度為38 ℃，保持最后一階段的試驗速度和充氣壓力，負荷逐漸增大直至輪胎損壞為止。

（2）靜態(tài)壓力分布試驗使用TVR-8480型胎紋壓力分布測試儀（美國Tekscan公司產(chǎn)品），測試以綜合試驗機為加載單元，使用壓力毯進行接地壓力分布測試。試驗方法參照GB/T 22038—2018《汽車輪胎靜態(tài)接地壓力分布試驗方法》，輪胎在35 ℃環(huán)境下充氣停放3 h，以一定充氣壓力和負荷將輪胎加載至壓力毯上，記錄數(shù)據(jù)并生成報告。

2 結(jié)構(gòu)調(diào)整方案

2.1 調(diào)整胎面壓力分布

輪胎靜態(tài)壓力分布測試可比較直觀地體現(xiàn)輪胎胎面壓力分布情況。胎面接地印痕的矩形率越接近1，接地印痕形狀越接近矩形，矩形率超過1，接地印痕就會呈“蝴蝶狀”，而“蝴蝶狀”接地印痕的輪胎胎肩壓力通常比較大。減小胎肩壓力的改善方法以及試驗驗證如下。

2.1.1 調(diào)整胎面厚度

調(diào)整胎面厚度有2種選擇：一種是增大中間厚度，另一種是減小胎肩厚度。選用哪種方法需要看正常斷面基部膠厚度余量，本工作選用減小胎肩厚度的方法進行對比試驗驗證。以LT265/70R17輪胎為研究對象，2個方案唯一變量為胎面型膠厚度，方案A和B的胎面型膠結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 方案A和B的胎面型膠結(jié)構(gòu)示意

在相同測試條件下，對方案A和B輪胎進行耐久性試驗和靜態(tài)壓力分布試驗。

輪胎耐久性試驗結(jié)果表明：采用方案A的2條輪胎累計行駛時間分別為42.62和48.50 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎肩脫層；采用方案B的2條輪胎累計行駛時間分別為81.43和78.67 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎圈上端脫層和胎冠爆破。

方案A和B輪胎的接地印痕形狀分別如圖2（a）和（b）所示。方案A輪胎接地印痕的左矩形率和右矩形率均為92.7%；方案B輪胎接地印痕的左矩形率為86.7%，右矩形率為69.3%（由于大花紋塊原因，右側(cè)胎肩壓在花紋溝上，該數(shù)值失真不作參考）。

圖2 方案A和B輪胎的接地印痕形狀

通過胎面厚度調(diào)整試驗可以得出以下結(jié)論：胎面型膠胎肩厚度減小后，輪胎的耐久性能顯著提高，且輪胎破壞形式由原來的胎肩破壞轉(zhuǎn)變成胎圈破壞，說明胎肩應(yīng)力大幅減?。粡慕拥赜『坌螤钌峡?，胎肩兩側(cè)的壓強相對減小，矩形率略微減小。

2.1.2 調(diào)整帶束層簾線角度

帶束層簾線角度增大，會增大對胎體的橫向約束力，減小周向約束力。本工作選用195R14C和LT245/70R17輪胎為研究對象，帶束層簾線角度為唯一變量，方案C和D輪胎帶束層簾線角度分別為24°和30°。

在相同測試條件下，對方案C和D輪胎進行耐久性試驗和靜態(tài)壓力分布試驗。

195R14C輪胎的耐久性試驗結(jié)果表明：采用方案C的2條輪胎累計行駛時間分別為58.50和57.33 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎冠花紋塊裂口；采用方案D的2條輪胎累計行駛時間均為42.53 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎冠花紋溝底裂。

LT245/70R17輪胎的耐久性試驗結(jié)果表明：采用方案C的2條輪胎累計行駛時間分別為30.28和28.73 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠花紋塊裂口和胎冠崩花；采用方案D的2條輪胎累計行駛時間分別為46.10和37.05 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠花紋溝裂口和胎冠裂口。

195R14C輪胎方案C和D的接地印痕形狀分別如圖3（a）和（b）所示。方案C輪胎接地印痕的左矩形率為74.8%，右矩形率為76.2%；方案D輪胎接地印痕的左矩形率為77.1%，右矩形率為79.8%。

圖3 195R14C輪胎方案C和D的接地印痕形狀

LT245/70R17輪胎方案C和D的接地印痕形狀分別如圖4（a）和（b）所示。方案C輪胎接地印痕的左矩形率為81.1%，右矩形率為79.3%；方案D輪胎接地印痕的左矩形率為82.6%，右矩形率為78.4%。

圖4 LT245/70R17輪胎方案C和D的接地印痕形狀

通過帶束層簾線角度調(diào)整試驗可以得出以下結(jié)論：輪胎帶束層簾線角度變化對胎面接地壓力分布影響并不大，帶束層簾線角度的調(diào)整對輪胎耐久性能的提升也不是絕對的。

2.1.3 調(diào)整帶束層簾線種類

從生產(chǎn)成本和其他綜合性能方面考慮，通常不會采用調(diào)整帶束層簾線種類作為改善胎面壓力分布的首選途徑。本工作以LT285/75R16輪胎為研究對象，選用3種不同帶束層簾線材料，試驗方案如表1所示。

表1 不同帶束層簾線材料的試驗方案

在相同測試條件下，對方案E，F(xiàn)和G輪胎進行耐久性試驗和靜態(tài)壓力分布試驗。

耐久性試驗結(jié)果表明：采用方案E的2條輪胎累計行駛時間分別為56.82和61.38 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為冠部崩花；采用方案F的2條輪胎累計行駛時間分別為59.00和64.58 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為冠部崩花和胎冠裂口；采用方案G的2條輪胎累計行駛時間分別為84.32和75.83 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎圈上端脫層。

方案E，F(xiàn)和G輪胎的接地印痕形狀分別如圖5（a），（b）和（c）所示。方案E輪胎接地印痕的左矩形率為76%，右矩形率為79%；方案F輪胎接地印痕的左矩形率為80%，右矩形率為79%；方案G輪胎接地印痕的左矩形率為78%，右矩形率為75%。

圖5 方案E，F(xiàn)和G輪胎的接地印痕形狀

通過帶束層簾線種類調(diào)整試驗可以得出以下結(jié)論：帶束層采用3＋8×0.23HT與3＋8×0.23ST鋼絲簾線的輪胎耐久性能對比變化不明顯，但采用直徑和密度小的2＋4×0.215UT鋼絲簾線，可以明顯提高輪胎耐久性能和改善胎面壓力分布。

2.2 增大帶束層間的抗剪切應(yīng)力

在胎面壓力分布比較合理的情況下，通過增大胎肩帶束層的抗剪切應(yīng)力是改善胎肩破壞的常用方法。輪胎反復(fù)形變過程中，帶束層間的剪切應(yīng)力是造成輪胎脫層和分離的主要因素，胎肩部位是多種材料靠粘合連接起來的，一旦受到較大的剪切應(yīng)力容易產(chǎn)生脫層。帶束層的剪切應(yīng)力是沿層間分布的，易產(chǎn)生剝離錯位，最大剪切應(yīng)力都發(fā)生在胎肩部位[2-4]。

2.2.1 增加冠帶層纏繞層數(shù)

在車輛高速行駛時，輪胎內(nèi)部材料一直處于抗離心力的狀態(tài)中，子午線輪胎的0°冠帶層對箍緊帶束層等材料起到非常重要的作用。本工作選擇LT265/65R17輪胎為研究對象，方案H和I輪胎胎肩冠帶層分別采用2層和3層纏繞的結(jié)構(gòu)形式，如圖6和7所示。

圖6 方案H輪胎胎肩冠帶層采用2層纏繞示意

圖7 方案I輪胎胎肩冠帶層采用3層纏繞示意

在相同測試條件下，對方案H和I輪胎進行耐久性試驗。結(jié)果表明：采用方案H的2條輪胎累計行駛時間分別為58.05和65.22 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠爆破和胎冠花紋溝底裂；采用方案I的2條輪胎累計行駛時間分別為71.02和70.17 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠花紋溝底裂和胎冠脫層。

通過調(diào)整冠帶層纏繞層數(shù)試驗可知，增大冠帶層的纏繞強度可以有效提高帶束層間的抗剪切應(yīng)力。

2.2.2 提高帶束層材料間的粘合力

本工作選擇LT245/70R17輪胎為研究對象，采用3種方案（見表2）提高帶束層材料間粘合力。

表2 提高帶束層材料間粘合力的試驗方案

在相同測試條件下，對方案L，M和N輪胎進行耐久性試驗，并與基準方案K輪胎進行對比。結(jié)果表明：采用方案K的2條輪胎累計行駛時間分別為46.10和37.05 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠花紋溝底裂和胎冠裂口；采用方案L的2條輪胎累計行駛時間分別為51.30和48.93 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎肩裂口和胎冠花紋溝底裂；采用方案M的2條輪胎累計行駛時間分別為49.47和52.27 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎冠花紋溝底裂；采用方案N的2條輪胎累計行駛時間分別為59.97和55.12 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠爆破和胎冠脫層。

通過提高帶束層材料粘合力試驗可知，提高帶束層材料間粘合力對改善胎肩的耐久性能有一定效果，其中提高帶束層間膠料粘合性能的效果最好。

2.3 減小帶束層端點應(yīng)力

2.3.1 調(diào)整帶束層寬度

閆相橋等[5]對輪胎結(jié)構(gòu)進行有限元分析發(fā)現(xiàn)，在標準負荷情況下，一定帶束層寬度范圍內(nèi)，胎肩附近的應(yīng)力隨著帶束層寬度的增大而減小。本工作選擇LT245/70R17輪胎為研究對象，其行駛面寬度為195 mm，采用方案O和P（見表3）兩種帶束層寬度。

表3 方案O和P兩種帶束層寬度 mm

在相同測試條件下，對方案O和P輪胎進行耐久性試驗。結(jié)果表明：采用方案O的2條輪胎累計行駛時間分別為55.85和55.72 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎冠爆破；采用方案P的2條輪胎累計行駛時間分別為39.02和35.48 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為胎冠裂口和胎冠脫層。

通過調(diào)整帶束層寬度試驗可知，采用較寬的帶束層方案的輪胎胎肩耐久性能優(yōu)于采用較窄帶束層方案的輪胎，這與閆相橋等[5]的有限元分析結(jié)果相一致。

2.3.2 減小三角膠長度

一般彈性體形狀急劇變化的位置就是應(yīng)力集中區(qū)域。減小三角膠長度的目的是使輪胎的徑向剛性降低，側(cè)部應(yīng)力下移。圖8示出了輪胎行駛過程中的形變。

圖8 輪胎行駛過程中的形變示意

本工作采用減小三角膠長度的方法來提高胎肩的耐久性能。選擇LT225/75R16輪胎為研究對象，方案Q，R和S輪胎的三角膠長度分別為70，60和50 mm。

在相同測試條件下，對方案Q，R和S輪胎進行耐久性試驗。結(jié)果表明：采用方案Q的2條輪胎累計行駛時間分別為45.57和47.58 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎冠脫層；采用方案R的2條輪胎累計行駛時間分別為64.73和69.02 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎肩爆破；采用方案S的2條輪胎累計行駛時間分別為73.43和65.48 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為胎圈上端脫層。

通過調(diào)整三角膠長度試驗可知，減小三角膠長度后胎肩耐久性能有改善趨勢，但當三角膠長度減小至50 mm后，胎圈上端部位開始出現(xiàn)損壞，說明三角膠長度減小后輪胎側(cè)部應(yīng)力下移。

2.4 降低胎肩生熱和提高胎肩散熱能力

在胎面總厚度不變的情況下，可以減小部分胎面膠厚度增加到基部膠厚度上，但過度增大基部膠厚度會影響輪胎的耐磨性能甚至導(dǎo)致胎面花紋塊早期崩壞[6]。也可以通過改進膠料配方的方法改善胎肩生熱問題，在此不作討論。本工作選擇185R14C輪胎為研究對象，對其基部膠形狀進行調(diào)整，調(diào)整前后方案T和U胎面型膠形狀如圖9所示。

圖9 胎面型膠形狀示意

在相同測試條件下，對方案T和U輪胎進行耐久性試驗。結(jié)果表明：采用方案T的2條輪胎累計行駛時間分別為74.37和82.83 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式分別為冠部崩花和胎冠脫層；采用方案U的2條輪胎累計行駛時間分別為86.10和86.97 h，試驗結(jié)束時輪胎破壞形式均為冠部脫層。

通過調(diào)整基部膠形狀試驗可知，通?；磕z具有低生熱的特性，增大基部膠厚度后胎肩的耐久性能有所提高。

3 結(jié)論

4種改善輕型載重子午線輪胎胎肩損壞的方法對胎肩耐久性能有不同程度的提高效果。

（1）調(diào)整胎面壓力分布：調(diào)整胎面厚度和帶束層簾線種類效果較好，調(diào)整帶束層簾線角度效果不明顯。

（2）增大帶束層間的抗剪切應(yīng)力：增加冠帶層纏繞層數(shù)和提高帶束層間粘合力都有一定效果。

（3）減小帶束層端點應(yīng)力：調(diào)整帶束層寬度和減小三角膠長度有比較明顯的提升效果，但三角膠長度減小會增大胎圈部位應(yīng)力。

（4）降低胎肩生熱和提升胎肩散熱能力：增大基部膠厚度有一定提升效果。