авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ  БИБЛИОТЕКА

АВТОРЕФЕРАТЫ КАНДИДАТСКИХ, ДОКТОРСКИХ ДИССЕРТАЦИЙ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ

Pages:   || 2 |

Сергей леонидович расчетно-экспериментальные методы исследования напряженно-деформированного состояния и циклической долговечности пневматических шин

-- [ Страница 1 ] --

На правах рукописи

УДК 539.3:624.074.001

СОКОЛОВ Сергей Леонидович

РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ И

ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ШИН

Специальность 01.02.06 – Динамика, прочность машин,

приборов и аппаратуры

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва – 2011 2

Работа выполнена в Институте машиноведения им. А. А. Благонравова РАН

Научный консультант: доктор технических наук, профессор Ушаков Борис Николаевич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Варданян Гумедин Суренович доктор технических наук, профессор Полилов Александр Николаевич доктор физико-математических наук, профессор Куликов Геннадий Михайлович

Ведущая организация: Общество с ограниченной ответственностью «Научно-технический центр «Научно исследовательский институт шинной промыш ленности» (ООО «НТЦ «НИИШП»)

Защита состоится «9»июня2011 г.в _ часов на заседании Диссертационного совета Д002.059.01 в Институте машинове дения им. А. А. Благонравова РАН по адресу:

101990, г. Москва, Малый Харитоньевский переулок, д.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ИМАШ им. А. А.

Благонравова РАН.

Автореферат разослан «»_ г.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук, с.н.с. Бозров В. М.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Пневматические шины являются сложным и весьма ответственным элементом конструкции транспортных средств (авто мобилей, тракторов, самолетов и др.). Шины обеспечивают основные экс плуатационные характеристики автомобилей: надежность и долговечность, устойчивость и управляемость, комфортабельность, скоростные и тормозные свойства. Шина представляет собой предварительно-напряженную компо зитную (резинокордную) конструкцию, состоящую из резиновых деталей разной жесткости, а также из резинокордных слоев (каркас, брекер, усили вающие элементы). В процессе эксплуатации на шину действует сложная система динамических нагрузок со стороны дороги и автомобиля, в ее конст рукции возникают большие перемещения и деформации. Механика пневма тической шины сформировалась в отдельный раздел механики деформируе мых тел. Методы расчета напряженно-деформированного состояния (НДС) пневматических шин, развитые в трудах В. Л. Бидермана, Б. Л. Бухина, Э. Н.

Григолюка, Г. М. Куликова, О. Б. Третьякова, А. Е. Белкина, Э. Н. Кваши, А.

А. Плеханова, А. П. Прусакова, И. К. Николаева, О. Н. Мухина и зарубежных авторов (S. K. Clark, J. D. Walter (США), T. Akasaka (Япония), F. Boehm (Германия)), основанные на различных теориях оболочек и одномерных объ ектов (кольцо на упругом основании) не позволяют получить подробную ин формацию о распределении и концентрации напряжений в шинах. Проблема разработки методов расчета НДС многослойных композитных оболочек вра щения с приложением к шинам, имеющим ярко выраженную неоднородность физико-механических свойств, еще не является окончательно решенной. В последние годы для анализа НДС в конструкциях шин все более широкое применение получает метод конечных элементов (МКЭ), позволяющий мо делировать сложную конструкцию шины без излишней схематизации в гео метрически и физически нелинейной постановках. Однако при расчете слож ных трехмерных конструкций при использовании этого метода могут воз никнуть значительные погрешности, поэтому результаты расчетов МКЭ не обходимо проверять с использованием результатов экспериментальных ис следований.

В сложной конструкции пневматических шин существуют зоны кон центрации напряжений, которые могут вызывать преждевременные разруше ния в процессе эксплуатации. Усталостные разрушения приводят к сниже нию ресурса шин до 20-25% от расчетной величины ресурса по износу. По этому анализ НДС и прогнозирование долговечности в зонах концентрации напряжений пневматических шин на стадии проектирования является акту альной и важной проблемой.

Для различного типа шин (легковые, грузовые, крупногабаритные) ха рактерны специфические типы нагрузок. Для легковых шин – это предельно высокие скорости движения. Для грузовых шин – высокие нагрузки в сочета нии с длительным движением, с высокими скоростями и значительной тем пературой саморазогрева шины. Эксплуатация крупногабаритных и сверх крупногабаритных шин характеризуется предельными режимами саморазо грева при движении, что требует ограничения максимальных скоростей дви жения и принудительного резервирования времени для их остывания. Поэто му при оценке циклической долговечности различных типов пневматических шин необходимо учитывать специфику их работы, характеризующуюся мак симальной нагрузкой, скоростью и степенью саморазогрева шины в эксплуа тации.

При движении по дорогам различных типов автомобиль и шины испы тывают значительные динамические нагрузки, в несколько раз превосходя щие номинальные значения. Учет динамических перегрузок необходим для надлежащего расчета прочности и долговечности шин. В настоящее время прочностные расчеты пневматических шин производятся для номинальных значений нагрузок на шину, соответствующую индексу нагрузки на шину, без учета динамических перегрузок. Это не позволяет определить величину циклической долговечности отдельных деталей шины и шины в целом для различных условий эксплуатации, и прогнозировать зоны и характер устало стных разрушений.

Для резинокордных систем применялись критерии циклической долго вечности только при двухосном НДС для покровной резины боковины и ре зинокордного слоя каркаса радиальных и диагональных шин, что затрудняет оценку циклической долговечности для общего случая трехосного НДС, на блюдающегося в зонах концентрации напряжений пневматических шин.

Достижения в области вычислительной механики разрушения позволяют применять понятия J-интеграла, величину плотности энергии деформации и других показателей механики разрушения к прогнозу процессов разрушения пневматических шин. Однако механизмы образования и разрастания трещин различаются между собой. Циклическая долговечность резин с начальным повреждениям (надрезом или проколом) существенно ниже долговечности монолитных образцов, что снижает ценность исследований процесса разрас тания трещин для прогнозирования долговечности. Общепринятого подхода к оценке циклической долговечности резинокордных композитов в настоя щее время не сформировано. Нередко для оценки качества резин и резино кордных систем используются показатели статической прочности при разры ве и статической прочности связи по Н-методу, что может привести к непра вильным оценкам как свойств резин при переменных деформациях, так и циклической долговечности деталей шин. Поэтому разработка методов оцен ки и критериев циклической долговечности резинокордного композита с уче том параметров циклов деформирования для общего случая трехосного НДС и температуры саморазогрева является актуальной проблемой.

Основной целью настоящей работы является развитие методов иссле дования НДС многослойных анизотропных конструкций шин, как трехмер ных объектов, с помощью МКЭ и разработка расчетно-экспериментальных методов, основанных на совместном использовании МКЭ и современных ме тодов экспериментальной механики. Для анализа НДС шин от действия ме ханических нагрузок разработан метод использования МКЭ совместно с ме тодом «замораживаемых» вклеек из фотоупругого материала холодного от верждения. Этот метод эффективен для анализа НДС шин от действия внут реннего давления и нормальной нагрузки на шину. Разработан также расчет но-экспериментальный метод исследования напряжений в зоне контакта ши ны с дорогой, основанный на совместном использовании МКЭ со специаль ными датчиками и устройствами, а также метод определения тепловых полей и термонапряжений в шинах, основанный на совместном использовании МКЭ и микротермодатчиков.

На основе исследования НДС, температуры и циклической долговечно сти резинокордных композитов разработан метод прогнозирования цикличе ской долговечности пневматических шин.

С применением разработанных методов получены новые данные о рас пределении и концентрации напряжений в шинах, разработаны новые конст рукции шин с повышенной циклической долговечностью.

Научная новизна работы заключается в следующем:

1) Разработка математических моделей многослойной структуры ши ны, резинокордных слоев и нитей корда для расчетов концентраций напря жений пневматических шин в трехмерной постановке с помощью МКЭ.

2) Разработка расчетно-экспериментального метода анализа НДС шин при действии механических нагрузок (внутреннее давление и нормальная на грузка), основанном на совместном использовании МКЭ и метода «замора живаемых» фотоупругих вклеек.

3) Разработка расчетно-экспериментального метода исследования кон тактных напряжений, основанного на совместном использовании МКЭ и дат чиков контактных напряжений и тензометрических плит.

4) Разработка расчетно-экспериментального метода анализа полей тем пературы и термонапряжений в шине, основанного на совместном использо вании МКЭ и системы микротерморезисторов.

5) Разработка критерия циклической долговечности резинокордных элементов шин с учетом уровня деформаций и разогрева шин, а также мето дики испытаний резинокордных композитов на циклическую долговечность.

6) Разработка метода прогнозирования циклической долговечности пневматических шин.

7) На основе проведенных расчетов и экспериментальных исследова ний получены новые данные о распределении и концентрации напряжений в шинах и разработаны новые конструкции шин повышенной долговечности.

Практическая ценность работы.

Разработано программное обеспечение для персональных компьютеров типа IBM PC для формирования моделей пневматических шин для расчета МКЭ и отображения получаемой информации в графическом и текстовом виде. Разработана и внедрена в практику конструирования методика расчета НДС, теплового состояния и циклической долговечности пневматических шин на основе МКЭ.

С помощью разработанного в работе метода создания конструкций пневматических шин с повышенной циклической долговечностью спроекти рованы пневматические шины с улучшенными характеристиками для шин ных заводов России и стран СНГ, серийно выпускающиеся в настоящее вре мя.

Апробация работы. Результаты исследований по отдельным разделам диссертационной работы докладывались:

- на симпозиумах «Проблемы шин и резинокордных композитов», г.

Москва, в 2003-2010г.г., - на Международной научно-практической конференции «Резиновая промышленность. Сырье. Материалы. Технологии», г. Москва, в 2005, 2009 и 2010г.г., - на Международной конференции по каучуку и резине «Rubber-2004», г. Москва, в 2004г., - на Международных конференциях молодых ученых по современным проблемам машиноведения, г. Москва, в 2006-2008, 2010г.г., - на Международной конференции по теории механизмов и механике машин, г. Краснодар, в 2006г., - на Международном симпозиуме «Динамические и технологические проблемы механики конструкций и сплошных сред», г. Ярополец Моск. обл., в 2008, 2010 и 2011 г.г., - на Всероссийской научно-технической конференции «Машиноведе ние и детали машин», посвященной 100-летию со дня рождения проф. Д. Н.

Решетова, Москва, МГТУ им. Н.Э.Баумана, в 2008г., - на 8-й Украинской с международным участием научно-технической конференции резинщиков «Эластомеры: материалы, технология, оборудова ние, изделия», г. Днепропетровск, в 2010г.

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в печатных работах, из них 10 в рецензируемых журналах, входящих в пере чень ВАК, технические решения защищены 2 патентами РФ, 1 патентом РФ на полезную модель, программное обеспечение - свидетельством об офици альной регистрации программ для ЭВМ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, семи глав, основных результатов и списка литературы. Объем диссертации состав ляет 257 страниц, 172 рисунка, 220 наименований литературы, в том числе зарубежных источников.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность темы, сформулирована цель рабо ты.

В первой главе описаны различные типы конструкций пневматиче ских шин, проанализированы виды нагрузок, которым подвергаются шины в процессе эксплуатации, рассмотрены виды отказов шин в эксплуатации, а также расчетные и экспериментальные методы определения НДС, темпера туры и циклической долговечности шин.

Проанализированы диапазоны изменения нагрузок и скоростей движе ния различных типов шин (легковых, грузовых, крупногабаритных, сверх крупногабаритных, авиационных) (рисунок 1).

Рисунок 1 – Диапазоны изменения максимальных нагрузок и скоростей раз личных типов пневматических шин.

При расчете циклической долговечности пневматических шин необхо димо учитывать диапазон изменения нагрузок на шины в процессе эксплуа тации, скоростной режим движения и температуру саморазогрева шины.

Виды отказов пневматических шин в эксплуатации.

Основными причинами снятия с эксплуатации пневматических шин являются износ, усталостные разрушения, механические повреждения (про бои и порезы) и другие причины, связанные с нарушением технологии изго товления шин или с нарушением правил эксплуатации (рисунок 2).

Долговечность шины характеризуется пробегом до предельного износа выступов рисунка протектора.

Анализ усталостных разрушений при эксплуатации отечественных и зарубежных грузовых и легкогрузовых шин показывает, что значительное число пневматических шин в эксплуатации выходит из строя в результате ус талостных разрушений.

Число отказов шин по усталостным разрушениям может достигать 20% с ресурсом 75-96% от среднего ресурса шин в эксплуатации. Результаты экс плуатационных испытаний шин с восстановленным рисунком протектора по казывают, что для восстановленных шин количество отказов по усталостным разрушениям возрастает по сравнению с испытаниями новых шин, а ресурс падает.

Выход из строя шины не по износу, а вследствие повреждений нельзя считать нормальным.

Таким образом, преждевременный выход из эксплуатации шин в связи с усталостными разрушениями и механическими повреждениями приводит к снижению среднего ресурса шин (до 25%). Поэтому необходим расчет цик лической долговечности шины в зонах концентрации напряжений и расчет воздействия на шину локальных нагрузок.

Шина 11,00 R 20 модели И-111А, партия 339 шин, средний ресурс 92 тыс.км (100%).

ИЗНОС УСТАЛОСТНЫЕ МЕХАНИЧЕСКИЕ ПРОЧИЕ РАЗРУШЕНИЯ ПОВРЕЖДЕНИЯ ОТКАЗЫ 13% 34% 34% 19% ресурс 98 тыс.км ресурс 89 тыс.км ресурс 88 тыс.км ресурс 95 тыс.км (106% от среднего (97% от среднего (96% от среднего (103% от среднего ресурса ) ресурса) ресурса) ресурса) Рисунок 2 – Основные причины выхода из эксплуатации пневматических шин.

Зоны начала разрушения II I Рисунок 3 - Основные элементы и зоны разрушения радиальных (1) и диаго нальных (11) пневматических шин.

Рассмотрены особенности конструкций различных типов пневматиче ских шин (радиальных и диагональных), приведены основные виды устало стных разрушений шин в условиях стендовых и эксплуатационных испыта ний, приводящие к снижению расчетного ресурса по износу (рисунок 3).

В радиальных шинах наиболее подвержены преждевременному разру шению кромки брекера и надбортовая часть шины. В диагональных шинах разрушаются наружные слои каркаса и слои брекера в плечевой зоне. Харак тер разрушений носит вид расслоений и трещин между различными деталями шины. Учитывая, что величины относительных удлинений в шине ограниче ны жесткими кордными слоями, основной причиной разрушений, по видимому, являются значительные деформации сдвига в резиновой матрице между жесткими кордными слоями шины, которые и должны определяться расчетными методами.

Методы расчета НДС пневматических шин. Наиболее распростра ненной моделью для расчета радиальных шин является модель трехслойной оболочки. Известны работы В.Л.Бидермана, Э.Я.Левковской, О.Н.Мухина, О.В.Фотинич, М.М.Гершензона, А.Е.Белкина, А.А.Чернецова, А.В.Уляшкина по определению НДС радиальных шин на основе модели трехслойной обо лочки. Модель трехслойной оболочки недостаточно полно описывает струк туру шины, не позволяя определить НДС резиновой матрицы отдельных сло ев каркаса, брекера и других деталей шины.

Расчету слоистных пластин и оболочек посвящены работы А.Н.Андреева, Ю.В.Немировского и С.К.Голушко. Показана необходимость учета нелинейности и надлежащего выбора теории армирования резинокорд ного композита.

Более сложными моделями шины являются многослойной анизотроп ной оболочки с гипотезой Тимошенко (Э.И.Григолюк, Г.М.Куликов, П.Я.Носатенко, Э.Н.Кваша), позволяющая определить усредненные по тол щине шины деформации сдвига резинокордного композита. Получены реше ния при контактном взаимодействии для однородного кольца, перекрестно армированной оболочки и легковой шины радиальной конструкции.

Для анализа НДС резиновой матрицы отдельных резинокордных слоев и деталей радиальных шин делались попытки моделирования шины как мно гослойной оболочки (Ю.Н.Новичков, А.С.Кузьмин).

Исследованиям НДС, теплового состояния и долговечности резино кордных оболочек на примере высокоэластичных муфт и упругих элементов посвящены работы А. П. Евдокимова и И. А. Трибельского. Использовались аналитические и численные методы расчета на основе МКЭ.

Расчет на основе МКЭ позволяет учесть сложную структуру шины и реализовать нелинейность процесса деформирования шины (G.Tavazza, R.A.Ridha, N.Yoshimyra, H.Rothert, T.G.Ebbort, D.Gall, F.Tabaddor, N.T.Tseng, R.Yamagishi, J.De Eskinazi, K.Ishihara, Б. Е. Победря, С. В.Шешенин, С.А.Маргарян). Расчеты на основе МКЭ использованы в работе для опреде ления зон концентрации НДС пневматических шин.

Определение температуры саморазогрева шины. Резина обладает свойством гистерезиса, т.е. часть энергии деформирования переходит в теп ловую энергию, что является причиной саморазогрева пневматических шин при качении.

Тепловое состояние пневматических шин при качении оказывает суще ственное влияние на их долговечность. Максимально-допустимая скорость легковых и грузовых шин ограничена предельной температурой для резины.

Максимальная скорость крупногабаритных (КГШ) и сверхкрупногабаритных (СКГШ) шин ограничена величиной 50 км/ч, из-за высоких температур, раз виваемых в массиве резин шин этого класса. Эксплуатационная температура шин менее 100С является нормальной, от 100 до 120С – критической, выше 130С – опасной для шины (И. И. Гальченко, Р. Л. Гуслицер, В. И. Кнороз, Е.

В. Утленко). Поэтому расчет и прогнозирование теплового состояния шин при проектировании является необходимой и актуальной задачей.

Расчетные методы определения температуры саморазогрева пневмати ческих шин основаны на методах определения НДС по теории оболочек и МКЭ. В работах А.Е.Белкина поле температур определялось на основе дан ных по НДС шины как трехслойной оболочки, затем вычислялась мощность внутренних источников тепла как вязкоупругого тела по теории А. А. Илью шина, Б. Е. Победри и В. В. Москвитина и решалась задача теплопроводно сти с помощью МКЭ. Известны подходы на основе определения НДС с по мощью МКЭ и дальнейшего определения потерь энергии и поля температур катящейся шины (T.G.Ebbott, А. Б. Ненахов, С. И. Марченко). В работе теп ловая задача решалась с помощью МКЭ на той же сетке КЭ, что использова лась для определения НДС.

Циклическая долговечность резин и резинокордных композитов.

Исследованиям циклической долговечности технических изделий посвящена обширная литература. Циклическая долговечность различных конструкцион ных материалов рассмотрена в работах Н. А. Махутова, С. В. Серенсена, А.

П. Гусенкова, А. Н. Романова В. П. Когаева и др. Циклическая долговечно стью резинокордных систем исследовалась в работах М. М. Резниковского, М. К. Хромова, Л. С. Присса Л. С., А. И. Лукомской и др.

Для оценки циклической долговечности резинокордного композита не обходимо построить кривую усталости резинокордного материала. Для по строения усталостных кривых проводятся испытания при переменных де формациях резиновых и резинокордных образцов различных типов.

Зависимость числа циклов до разрушения может быть описана форму лой (М.К.Хромов):

(1) где nw() – коэффициент, характеризующий усталостные свойства, N0 – начальная усталостная долговечность, wp(T) – энергия разрушения при одно кратном нагружении (N0=1) при температуре усталостных испытаний.

Поскольку энергия разрушения при однократном нагружении сущест венно зависит от температуры, то и на циклическую долговечность велико влияние температуры. Циклическая долговечность резин с ростом темпера туры интенсивно падает. Наиболее интенсивное падение наблюдается при температуре 100 - 120С.

В деталях шин возникает сложное НДС, которое необходимо модели ровать при испытаниях. Тип деформированного состояния влияет на цикли ческую долговечность резин (М. К. Хромов), и резинокордных образцов (Ю.

А. Гамлицкий, М. А. Швачич, М. Э. Сахаров, З. А. Парицкая, А. В. Власко, Ю. П. Басс).

При испытаниях на одноосное и двухосное растяжения со сдвигом или без сдвига фаз показано, что циклическая долговечность резины зависит от энергии деформации образца. При более сложных типах НДС (например, чистом или простом сдвиге) наблюдается более сложная зависимость цикли ческой долговечности от параметров НДС.

Для определения циклической долговечности резинокордных компози тов для различных типов НДС в работе использованы резинокордные образ цы с различными углами расположения нитей к оси растяжения, реализую щие различные типы НДС.

Расчетные и экспериментальные методы определения цикличе ской долговечности пневматических шин. Существующий порядок проек тирования пневматических шин, применяемый на отечественных шинных за водах, не предусматривает расчет и прогнозирование циклической долговеч ности деталей шин. В настоящее время практически единственными пара метрами, используемыми для оценки прочности пневматических шин, явля ются условные статические запасы прочности каркаса, брекера и бортовых колец, называемые просто запасами прочности. Они определяются как отно шение разрывного усилия в соответствующем элементе шины (Np), к усилию, вызванному действием внутреннего давления (N0):

к = Np / N 0 (2) В прямой зависимости от запаса прочности брекера находится работа разрушения беговой дорожки шины при продавливании, в зависимости от которой, в свою очередь, находится процент выхода радиальных шин из экс плуатации по пробоям беговой дорожки.

Для оценки циклической долговечности брекера по разрушению кро мок используется критерий – запас прочности связи металлокорда с резиной:

ксв=пр/max, (3) где пр – предельная прочность связи корда с резиной, max – эквива лентное напряжение на границе корд-резина. В работах Э.Я.Левковской в ка честве эквивалентного напряжения была выбрана величина:

max = t / d, (4) где –касательное напряжение в прослойке между брекером и карка сом, t – шаг нитей, d – диаметр нити. Использование показателя статической прочности связи затрудняет количественную оценку циклической долговеч ности зоны кромок брекера.

В работах Г. А. Филько исследовалась долговечность резинокордного слоя пневматических шин. Оценивалась циклическая долговечность нитей корда и резины в слое каркаса шин. Работа строилась на основе эксперимен тальных исследований деформаций на наружной и внутренней поверхности шины, а также на наружной поверхности каркаса шин.

Также исследовалась циклическая долговечность резины в слое каркаса и покровной резины боковой стенки шин. За критерий циклической долго вечности резины боковины грузовых шин принималась величина условного напряжения 1=1+0,52. Испытания проводились на натурных и модельных образцах шин. Определялась вероятность образования трещин между нитями корда каркаса (отношение числа трещин к числу промежутков между нитями корда). За критерий циклической долговечности резиновой матрицы резино кордного слоя каркаса принималась величина размаха деформаций сдвига в слое каркаса за цикл 12 и величина размаха меридиональной составляющей условного напряжения за цикл 1.

Многочисленные расчетные и экспериментальные исследования НДС и циклической долговечности отдельных элементов пневматических шин не позволяют на стадии проектирования дать всестороннюю оценку долговеч ности различных типов пневматических шин для всего многообразия видов нагрузок и условий их эксплуатации.

Для обоснованного прогноза циклической долговечности деталей пневматических шин необходим комплексный подход, сочетающий преиму щества расчетных методов с применением сложных математических моделей многослойной структуры пневматических шин и экспериментальных данных, полученных с использованием многочисленных методик измерений различ ных характеристик шин.

Определение динамических нагрузок на шину при движении по дорогам различных типов. Для оценки динамической составляющей нагру зок на шину при движении автомобиля применяются модели различной сложности, включающие модель автомобиля, подвески и собственно шины.

При локальных воздействиях на шину динамическая нагрузка может в разы превосходить статическую нагрузку, определяющуюся техническими нормативами нагрузки на шину.

Для получения устойчивого результата по анализу случайных колеба ний необходимо проанализировать около 600-1000 м пути движения автомо биля, что эквивалентно 300-400 циклам воздействия на шину. Поэтому на этом этапе применяются простые модели шины, позволяющие осуществлять расчеты за допустимое время.

В работах С. П. Рыкова предложена элииптическо-степенная модель поглощающей способности пневматической шины, основанная на обработке экспериментальных данных при воздействии на шину динамической, колеба тельной нагрузки (в квазистатическом состоянии, при динамической нагруз ке без вращения шины и с ее вращением).

Модель позволяет учесть переменную длину контакта шины в зависи мости от нормальной нагрузки на шину. Подобная модель шины использова лась при анализе динамического поведения транспортных средств в работах С. К. Карцова и А. С. Горобцова.

Более сложными моделями шины в задачах динамики транспортных средств являются системы упругих элементов, демпферов и точечных масс, описывающих различные детали шины (зону беговой дорожки, боковую стенку, зону посадки на обод).

Для расчета динамических нагрузок на шину в процессе движения по дорогам различных типов специальным образом моделируется дорожное по крытие, характеризующееся типом неровностей и их величиной.

Расчет динамических нагрузок носит статистический, вероятностный характер, позволяющий получить плотность вероятности распределения на грузки (перегрузки) на шину в зависимости от типа дорожного покрытия (ве личины средне-квадратичного отклонения неровности дороги q) и скорости движения (рисунок 4).

1 – асфальтовое шоссе в хорошем состоянии q=0,006 м, Va=80 км/ч, 2 – булыжно-гравийная дорога в хорошем состоянии q=0,01 м, Va=60 км/ч, 3 – асфальтовая дорога с поврежденным покрытием удовлетворительного ка чества q=0,012 м, Va=80 км/ч;

Рисунок 4 – Зависимости плотности вероятности динамической нагруз ки на шину от величины нагрузки для трех условий движения.

Многочисленные исследования влияния скорости движения на поведе ние пневматических шин относятся, в основном, к исследованию зоны кон такта шины с опорной поверхностью (S. Kim, J. Padovan). В работах по ис следованию НДС пневматических шин при динамической нагрузке (А.Е.

Белкин) данные о существенном изменении НДС деталей шины при учете сил инерции и динамического воздействия при движении с конечными ско ростями по сравнению со статической нагрузкой практически отсутствуют.

Поэтому в работе эквивалентное воздействие динамической нагрузки на шину считается возможным заменить рядом статических нагрузок разной величины.

Вторая глава посвящена разработке моделей структуры многослойной резинокордной конструкции, для исследования НДС пневматических шин в трехмерной постановке.

При действии внутреннего давления и нормальной нагрузки точки профиля шины испытывают значительные перемещения, поверхности шины – значительные изменения радиуса кривизны. Поэтому решение необходимо искать в геометрически нелинейной постановке.

Для решения геометрически нелинейных задач в пакете «BASYS+», применяемого в работе, используется один из методов последовательных приближений - метод последовательных догружений.

При действии внутреннего давления существенно меняются радиусы кривизны поверхности шины, поэтому формы профилей при решении линей ной задачи существенно отличаются от профилей, полученных при учете не линейности (рисунок 5а).

Профиль шины по пресс-форме Профиль обода 1 –1 шаг (линейное решение), 2 –2 шага, 3 –5 шагов, 4 –20 шагов.

Рисунок 5 – Изменение формы профиля шины 11,00R20 при различном числе шагов по нагрузке (а) и график зависимости расчетного прогиба шины 175/70R13 от числа шагов действия нагрузки (б).

Расчетный прогиб шины 175/70R13 при решении задачи за один шаг (линейное решение) почти в два раза отличается от экспериментального зна чения (рисунок 5б). Отличие расчетного значения прогиба шины 175/70R от экспериментального при 20 шагах по нагрузке составляет 1,5%, при шагах – менее 1%.

Моделирование многослойной резинокордной структуры пневма тических шин. В работе многослойная структура пневматической шины мо делируется системой трехмерных КЭ, моделирующих каждый резинокорд ный слой и резиновые детали (рисунок 6).

h а - конструкция многослойного резинокордного композита,, в - моде лирование резиновых деталей объемными изотропными КЭ (1) и резино кордных слоев объемными ортотропными КЭ (2).

Рисунок 6 –Моделирования многослойной резинокордной структуры шины как трехмерного упругого тела с учетом каждого резинокордного слоя как отдельного КЭ.

Такая расчетная схема позволяет учесть реальную толщину и изгибную жесткость кордных слоев, а также истинную толщину резиновых деталей между слоями корда. Моделирование самого резинокордного слоя в работе осуществлялось различными способами (рисунок 7).

а - резинокордный слой, б - сочетание мембранных ортотропных (1) и объемного изотропного КЭ (2);

в - сочетание стержневых (3) и объемных изотропных КЭ (2), г – объемный ортотропный КЭ (4), д - сочетание объём ных изотропных КЭ различной жесткости (2, 5).

Рисунок 7 – Способы моделирования резинокордного слоя шины раз личными типами КЭ.

Наиболее распространенным способом моделирования резинокордного слоя является сочетание мембранных и объемных изотропных КЭ (рисунок 7б) или сочетание стержневых и объемных изотропных КЭ (рисунок 7в).

Стержневые и мембранные КЭ моделируют нити каркаса или брекера, объ емные изотропные КЭ – резиновую матрицу. При таком способе моделиро вания нитей корда принимается во внимание их толщина, но не учитывается жесткость на изгиб. Для учета жесткости нитей корда на изгиб возможно мо делирование резинокордного слоя объемным КЭ с ортотропными характери стиками (рисунок 7г). В этом случае затруднительно определить НДС рези новой матрицы между нитями корда в слое. Поэтому в работе принят способ моделирования резинокордного слоя, отдельно учитывающий нити корда, отдельно – резиновую матрицу сочетанием объемных изотропных КЭ раз личной жесткости (рисунок 7д). Такая расчетная схема позволяет определять НДС резиновой матрицы между отдельными нитями в слоях корда. Модели рование резиновой матрицы между нитями корда необходимо осуществлять при помощи не менее двух КЭ. Это обусловлено различным НДС нитей кор да и резиновой матрицы, в особенности при деформировании резинокордно го композита поперек нитей.

Кордная нить также представляет собой сложную конструкцию из от дельных волокон (филаментов) или проволочек, скрученных в пряди (стрен ги), которые свиваются в единый жгут (рисунок 8).

а – структура нити металлокорда (1 – отдельная проволочка (фила мент);

2 – пучок филаментов (стренга);

3 – кордная нить;

4 – повивочная нить) б – схема моделирования нити металлокорда;

в – поворот сечения сплошной нити при деформации шины;

г – поворот сечения составной нити при деформации шины.

Рисунок 8 – Схема моделирования нити металлокорда.

Изгибная жесткость крученой нити, свитой из отдельных ниточек (фи ламентов), отличается от жесткости сплошного цилиндра с диаметром, рав ным диаметру корда. При растяжении крученой нити возможен поворот се чений вокруг своей оси (рисунок 8в, г), что сказывается на величине меж слойных деформаций. Поэтому для расчета концентрации напряжений в зоне окончания кордных слоев необходимо учитывать структуру кордных нитей и меру их скрученности (крутку).

Способы моделирования слоев брекера и размеры КЭ влияют на НДС в зоне кромок брекера (рисунок 9). Отличие в максимальной величине интен сивности деформаций в зоне кромок брекера при различных способах моде лирования резинокордных слоев может достигать 20%.

1 – сочетание мембранных и изотропного КЭ;

2 – сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости;

3 - сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости с учетом отдельных филаментов и кручения нити.

Рисунок 9 – Графики изменения величины интенсивности деформации в зоне кромок брекера шины 175/70R13 модели И-Н251 в зависимости от ти пов и размеров КЭ, моделирующих слои брекера (нормальная нагрузка Н, внутреннее давление 0,2 МПа).

Способ моделирования слоев каркаса и усиливающих кордных деталей в надбортовой зоне шины также влияет на величины и характер распределе ния НДС по толщине шины в этой зоне (рисунок 10). При моделировании слоев каркаса и усиливающих кордных деталей сочетанием стержневых и объемных изотропных элементов, максимальное значение интенсивности деформаций наблюдается между заворотом каркаса и бортовой кордной лен той и составляет 0,118. При моделировании кордных слоев сочетанием объ емных изотропных элементов различной жесткости, максимальное значение интенсивности деформаций наблюдается между бортовой кордной лентой и закраиной обода и составляет 0,122. Таким образом, способ моделирования резинокордных слоев пневматических шин влияет на положение областей максимальных деформаций и их величину.

Расчетные исследования НДС пневматических шин показывают, что способ моделирования резинокордных слоев пневматических шин сущест венно влияет на положение зон максимальных деформаций и их величину.

Для обоснованного выбора моделей структуры пневматических шин необхо дим всесторонний анализ результатов расчетов и сравнение их с эксперимен тальными данными и зонами разрушения пневматических шин. С этой целью разработан расчетно-экспериментальный метод определения НДС пневмати ческих шин, сочетающий преимущества расчетных и экспериментальных ме тодов.

A-A А A A A 1 – сочетание стержневых, мембранных и изотропных КЭ;

2 – сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости.

Рисунок 10 – Распределение интенсивности деформаций в надбортовой зоне шины 175/70R13 в зависимости от способа моделирования резинокорд ных слоев каркаса и усиливающих кордных деталей (нормальная нагрузка 3874 Н, внутреннее давление 0,2 МПа).

Третья глава посвящена разработке расчетно-экспериментального ме тода определения НДС пневматических шин в зонах концентрации от дейст вия механических нагрузок.

При моделировании НДС пневматических шин с применением МКЭ существенное влияние на результаты расчетов оказывают способы модели рования резинокордных слоев и степень детализации структуры шины (Глава 2). Для уменьшения отличия результатов расчетов от экспериментальных данных в работе разработан расчетно-экспериментальный метод, повышаю щий эффективность расчетных и экспериментальных методов, применяемых по отдельности.

Сущность расчетно-экспериментального метода определения НДС со стоит в выборе рациональных способов моделирования резинокордных слоев пневматических шин, обеспечивающих минимальные отличия результатов расчетов от экспериментальных данных. Для исключения влияния парамет ров математических моделей шин по угловым и линейным размерам на ре зультаты расчетов проводятся расчеты для различной степени детализации структуры шины. На основе этих расчетов для максимальных значений ха рактеристик НДС осуществляется экстраполяция результатов до значений размеров КЭ, соответствующих реальным расстояниям между нитями корда деталей шины.

Для осуществления поставленной задачи проводятся серии расчетов эталонных конструкций пневматических шин с известными характеристика ми, включающими геометрические размеры и параметры НДС, с различными способами моделирования резинокордных слоев и с различной детализацией структуры. На основе систематических сопоставлений результатов расчетов с экспериментальными данными, определяются математические модели, реко мендуемые для расчетов шин определенного типа, что позволяет получить результаты расчета, соответствующие экспериментальным данным, и харак теристики НДС, которые затруднительно определить экспериментальными методами.

К контролируемым расчетным характеристикам шин относятся вели чины, влияющие на НДС шин: габариты шины при действии внутреннего давления, прогиб шины при нормальной нагрузке, параметры контакта шины с опорной поверхностью (размеры и форма пятна контакта, распределение контактных давлений), деформации наружной и внутренней поверхности шины, напряжения во внутренних областях шины.

Проведено сопоставление расчетных характеристик шин при различ ных схемах моделирования с экспериментальными данными для различных типов шин. Некоторые, наиболее характерные результаты представлены в таблице 1 и на рисунке 11.

Таблица 1 – Сравнение расчетных и экспериментальных данных по ха рактеристикам пневматических шин Размер шины, модель 175/70R13 И-Н251 9,00R20 И-Н142Б Наименование пара- Расчет Экспе- Отли- Расчет Экспе- Отли метра римент чие римент чие расчета расчета от экс- от экс пери- пери мента мента 1 Ширина профиля шины при действии внутреннего давления, 172 171 0,6% 262 252- 1-4% мм 2 Диаметр шины при действии внутреннего 580 579 0,2% 1019 1013- 0,3 давления, мм 1016 0,6% 3 Прогиб шины под на- 25,3 24-27 6% 31 30 3% грузкой, мм 4 Длина контакта, мм 156 175 11% 247 240 3% 5 Ширина контакта, мм 112 114 2% 178 180 1% Резинокордные слои брекера моделировались сочетанием мембранных и объемных изотропных КЭ, слои каркаса – сочетание стержневых и объем ных изотропных КЭ. Отличие расчетных характеристик шин от эксперимен тальных данных не превышает 11%.

1 – сочетание мембранных и стержневых и объемных изотропных КЭ;

2- сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости;

3 – экспери ментальные данные.

Рисунок 11 – Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по деформациям наружной поверхности боковой стенки шины 175/70R13 для различных способов моделирования резинокордных слоев (внутреннее давление 0,2 МПа, нормальная нагрузка 3972 Н).

При моделировании резинокордных слоев шины сочетанием объемных изотропных элементов для корда и резиновой матрицы отличие результатов расчета от экспериментальных данных для величин относительных удлине ний и деформаций сдвига наружной поверхности шины снижается до 17% (при моделировании резинокордных слоев стержневыми элементами разли чие составляет 40%).

В работе исследовалось влияние способов моделирования резинокорд ных слоев каркаса и текстильной бортовой ленты на НДС надбортовой зоны шины 175/70R13 модели И-Н251 при действии внутреннего давления. Ре зультаты расчетов сопоставлялись с экспериментальными данными, полу ченными методом «замораживаемых» вклеек. Рассмотрены способы модели рования резинокордных слоев в виде сочетания стержневых, мембранных и объемных изотропных элементов, сочетания объемных изотропных элемен тов различной жесткости и сочетания объемных изотропных элементов с учетом отдельных филаментов и кручения нити (рисунок 12).

Математическая модель шины 175/70R13 для расчета МКЭ содержит 242200 узлов и имеет 714000 степеней свободы. Результаты расчетов пред ставлены на рисунке 13 и в таблице 2.

Расчет позволяет определить зоны концентрации напряжений в над бортовой зоне шины (зоны А – Д на рисунке 13), соответствующие картине экспериментальных данных.

I Увеличено Отдельные филаменты Стержневые КЭ (нити корда) Объемные изотропные КЭ (нити корда) Объемные изотропные КЭ (резина) I Мембранные КЭ (бортовая лента) а – моделирование резинокордных слоев сочетанием стержневых, мем бранных и объемных изотропных КЭ;

б – моделирование резинокордных слоев сочетанием объемных изотропных КЭ различной жесткости;

в – моде лирование резинокордных слоев сочетанием объемных изотропных элемен тов с учетом отдельных филаментов и кручения нити.

Рисунок 12 – Различные способы моделирования резинокордных слоев шины.

Слой каркаса Текстильная бортовая лента а – результаты расчета;

б – экспериментальные данные.

Рисунок 13 – Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по величине касательных напряжений xz max.

Таблица 2 - Влияние способа моделирования резинокордных слоев на касательные напряжения xz max xz max, МПа Результаты расчета Экспери- Отличие Зона концентра- Способ моделирования резино- менталь- от экспери ции напряжений ные ментальных кордных слоев каркаса и тек данные данных, % стильной бортовой ленты I* II** II*** Кромка заворота каркаса (А) 0,23 0,26 0,35 0, Зона контакта с закраиной (Б) 0,38 0,39 0,50 0, Граница борто вой кордной лен ты (В) 0,49 0,59 0,36 0, Кромка бортовой кордной ленты (Г) 0,11 0,10 0,15 0, Нижняя часть наполнительного шнура (Д) 0,40 0,28 0,20 0, * - моделирование нитей каркаса сочетанием стержневых и объемных изо тропных КЭ, текстильной бортовой ленты – сочетанием мембранных и объем ных изотропных КЭ;

** – моделирование нитей каркаса и текстильной бортовой ленты сочетанием объемных изотропных КЭ различной жесткости.

*** – моделирование нитей каркаса и текстильной бортовой ленты сочетанием объемных изотропных КЭ различной жесткости с учетом отдельных филаментов и кручения нити.

Отличие результатов расчета концентраций напряжений xz max от экс периментальных данных не превышает 20% (таблица 2). Наименьшее отли чие от экспериментальных данных обеспечивает способ моделирования ре зинокордных слоев каркаса и бортовой ленты в виде сочетания объемных изотропных КЭ с учетом отдельных филаментов и кручения нити.

Наиболее нагруженными деталями пневматических шин являются ре зиновые детали между резинокордными слоями, где и наблюдается начало образования трещин (рисунок 14).

Определение НДС в межслойной резине между слоями корда с помо щью экспериментальных исследований затруднительно. Совместное исполь зование МКЭ и экспериментальных методов позволяет проверить и уточнить математическую модель расчета шин, а также получить данные об НДС, ко торые невозможно получить с применением расчета и экспериментального исследования по отдельности.

Расчетно-экспериментальный метод определения НДС позволяет ис следовать концентрации НДС во внутренних областях резинокордных изде лий, где наблюдается зоны начала усталостных разрушений.

Области начала Экранирующий образования трещин Рабочие слои брекера слой брекера Каркас а - зона разрушения;

б – результаты расчета.

Рисунок 14 – Зона разрушения и результаты расчета максимальных значений интенсивности деформаций в зоне кромок брекера шины 195/55R15.

Отличие расчетных значений максимальных величин НДС от экспери ментальных данных не превышает 20%.

Четвертая глава посвящена разработке расчетно-экспериментального метода определения контактных напряжений в зоне контакта шины с доро гой.

Способ моделирования рисунка протектора шины влияет на распреде ление контактных давлений по отпечатку шины с опорной поверхностью.

На рисунке 15 представлены результаты расчета контактных давлений поперек отпечатка шины 205/70R14 модели ОИ-297 при моделировании ри сунка протектора в виде продольных ребер и отдельных шашек.

Экспериментальные исследования контактных напряжений проводи лись с помощью единичных датчиков контактных напряжений и тензометри ческих плит. При моделировании рисунка протектора в виде продольных ре бер расчетные значения контактных давлений могут превышать эксперимен тальные данные в несколько раз.

При моделировании рисунка протектора в виде отдельных шашек от личие результатов расчета максимальных контактных давлений в зоне кон такта составляет от экспериментальных данных составляет 1,5 - 13%.

Тип КЭ для моделирования резинокордных слоев брекера также влияет на распределение контактных давлений по отпечатку (рисунок 16).

Наилучшее соответствие экспериментальным данным по максималь ным значениям контактных давлений и соотношению этих величин по цен тру и краю отпечатка дает схема моделирования резинокордных слоев бреке ра в виде сочетания объемных изотропных элементов, учитывающих отдель ные филаменты нитей корда и кручение нити.

Контактное давление, МПа Расстояние по ширине отпечатка, мм 1 – расчет (продольные ребра);

2 – расчет (отдельные шашки);

3 – экс перимент.

Рисунок 15 – Распределение максимальных значений контактных дав лений шины 205/70R14 модели ОИ-297 по ширине отпечатка.

1 – сочетание мембранных и объемных изотропных КЭ;

2 – сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости;

3 – сочетание объемных изотропных КЭ различной жесткости с учетом отдельных филаментов и кру чения нити;

4 - экспериментальные данные.

Рисунок 16 – Влияние типов КЭ, моделирующих резинокордные слои брекера, на распределение контактных давлений поперек отпечатка шины 175/70R13 (нагрузка 3874 Н, внутреннее давление 0,2 МПа).

Расчетно-экспериментальный метод определения контактных напря жений в зоне контакта шины с дорогой, основанный на сопоставлении ре зультатов расчета с экспериментальными данными по эталонным шинам, по зволяет определить рациональные способы моделирования рисунка протек тора шины и резинокордных слоев шины.

При использовании этого метода отличие расчетных значений кон тактных напряжений от экспериментальных данных для центра беговой до рожки составляет 11 -15%, для края беговой дорожки 12 – 27%.

Пятая глава посвящена разработке расчетно-экспериментального ме тода анализа тепловых полей и термонапряжений пневматических шин.

В работе поле температур саморазогрева шины определяется на основе расчета НДС шины с применением МКЭ, определения тепловых потерь как части энергии деформирования в зависимости от гистерезисных потерь в ма териале шины и решении задачи теплопроводности на основе МКЭ. При этом учитывается рисунок протектора в виде продольных или поперечных ребер, а также в виде отдельных шашек.

Расчет стационарного поля температур пневматических шин. При деформировании шины каждая точка профиля испытывает циклическое де формирование за оборот колеса (рисунок 17).

1 – x, 2 – y, 3 – z, 4 – xy, 5 - – xz, 6 - – yz, 7 - – i.

Рисунок 17 - График изменения расчетных деформаций по окружности шины 175/70R13 в зоне кромок брекера.

Для каждой точки профиля шины определяется энергия деформирова ния, пропорциональная квадрату амплитуд изменения компонентов дефор маций за цикл. Учитывая несжимаемость резины, для материала с коэффици ентом Пуассона близким к 0,5, энергия деформации А' за оборот колеса как энергия формоизменения может быть описана выражением (5):

А'=1/4Е[(x-y)2+(y-z)2+(z-x)2]+1/2G(2xy+ 2xy+ 2xy), (5) где под величинами i, ij понимаются размахи значений компонент дефор маций за цикл.

Потери механической энергии при деформировании характеризуются модулем потерь резины (К). Часть энергии деформирования, переходящая в тепловую, пропорциональная отношению модулю потерь резины к динами ческому модулю резины (Е'), т.е. отношению К/Е', составляет тепловые поте ри механической энергии А'' (6).

Уравнение стационарной теплопроводности для трехмерной задачи имеет вид:

– коэффициент теплопроводности, q – внутренние источники тепла.

Задача теплопроводности решается с помощью МКЭ на той же сетке КЭ, что применяется для расчета НДС. При этом учитывается рисунок про тектора в виде продольных или поперечных ребер, а также в виде отдельных шашек.

По параметрам циклов НДС шины, нагруженной внутренним давлени ем и нормальной нагрузкой, определяется работа деформирования для каж дого узла КЭ модели по формуле (5). Затем, по характеристикам гистерезиса резин, пропорционально отношению модуля потерь резины к ее динамиче скому модулю (К/Е'), определяются доли энергии деформирования, перехо дящие в тепловую энергию (6). На основе этой информации для каждого КЭ модели определяются тепловые потоки, пропорциональные скорости движе ния шины. Для решения задачи теплопроводности задаются коэффициенты теплоотдачи с наружной и внутренней поверхностей шины. Коэффициент теплоотдачи с наружной поверхности шины зависит от скорости качения шины (в настоящей работе принята линейная зависимость). Температура внутри шины возрастает в результате нагрева шины при движении.

Гистерезис резин зависит от температуры. При возрастании температу ры гистерезис падает. Поэтому расчет температуры выполняется итерацион ным методом: на каждой итерации по расчетной температуре проводится пе ресчет К/Е' и тепловых потоков, пропорциональных гистерезису в каждом элементе модели.

В работе на основе сравнения расчетных и экспериментальных данных по температуре саморазограва легковых и грузовых шин определены значе ния коэффициент теплоотдачи для различных скоростей движения. В на стоящей работе на основе анализа различных работ в этой области принята линейная зависимость коэффициента теплоотдачи с наружной поверхности шины от скорости качения шины, выражающаяся формулой (5.4).

= 0 + 2,27 V (8), где 0 – коэффициент теплоотдачи неподвижной шины (0 = 20 Вт/м2 ), V – скорость движения шины в км/ч, [Вт/м2 ].

Результаты расчета температуры в массиве резины шины сравнивались с экспериментальными данными, определенными с помощью микротерморе зисторов, помещенных в шину на определенной глубине.

Различие расчетных значений температуры от экспериментальных зна чений для двумерных моделей достигает 24С. Расчет распределения темпе ратуры по двумерным моделям не всегда позволяет определить зоны шин с наибольшей температурой.

Для уменьшения отличия результатов расчета от экспериментальных данных проводится расчет для трехмерных моделей рисунка протектора, что позволяет более точно учесть теплоотдачу со всех граней элементов рисун ков. В этом случае создаются специальные объемные модели частей шины с элементами рисунка протектора (рисунок 18).

A-A A 2 A а – отпечаток протектора шины;

б – трехмерная модель шины.

Рисунок 18 – Результаты расчета температуры в массиве шины 9,00R И-Н142Б (скорость 60 км/ч).

Расчет температуры по 3-х мерным моделям с учетом теплоотдачи с боковых граней рисунка протектора позволяет снизить разницу максималь ной расчетной температуры в шине от экспериментальной до 10С (таблица 4).

Таблица 4 Сравнение результатов расчетов и экспериментальных дан ных по температуре саморазогрева пневматических шин (трехмерная задача).

Температура саморазогрева шин, С Центр брекера Край брекера Размер шины, модель, расчет экспе- Отли- расчет экспе- Отли римент чие римент чие параметры нагрузки и ско расчета расчета рость от экс- от экс пери- пери мента мента 9,00R20 модели И-Н142Б 20200 Н, 0,65 МПа, 60 км/ч 77 71 6 66 76 21,00-35 модели Кя- 129447 Н, 0,575 МПа, 30 89 92 3 130 125 км/ч Расчет нестационарного поля температур пневматических шин.

Для некоторых типов шин (КГШ и СКГШ) из-за повышенного саморазогрева при движении водятся ограничения на максимальную скорость и продолжи тельность движения. Через каждые два часа работы необходимо 30 минут дать шине остынуть. Для такого рода объектов требуется расчет нестацио нарного теплового поля в зависимости от времени и скорости движения.

Уравнение нестационарной теплопроводности для трехмерного тела имеет вид:

где а =/Cp – коэффициент температуропроводности,Cp – теплоемкость, – плотность вещества.

Для каждого режима движения задаются определенные величины теп ловых потоков и коэффициентов теплоотдачи, пропорциональные скорости.

Расчет проводится с шагом в 1 с (рисунок 19).

При расчете нестационарного поля температур также учитывается за висимость гистерезиса от текущей расчетной температуры в каждой точке профиля шины (на каждом шаге расчета).

Расчет максимальной температуры в массиве резины шины позволяет на стадии проектирования оценить максимально-допустимую скорость дви жения шины. Максимальная расчетная температура в шине не должна пре вышать 120С.

M 2 2 а – зависимость температуры от времени (1 –полная масса автомобиля, скорость 19 км/ч;

2 – погрузка, разгрузка автомобиля, остановка;

3 снаряжен ная масса автомобиля, скорость 50 км/ч;

);

б - распределение температуры по профилю шины в точке М (максимальная температура в эксплуатации).

Рисунок 19 – Расчетная зависимость температуры в шине 21,00-33 от времени при имитации режима эксплуатации шин.

Расчет потерь на качение. Потери в элементах шины А" определя ются на основе зависимости:

где А'i – энергия деформации i – го элемента шины за оборот колеса, Vi – объем i – го элемента шины.

Учитывая зависимость относительного гистерезиса резины от темпера туры, следует различать потери энергии при начальных значениях относи тельного гистерезиса (при 20С – в «холодном» состоянии) и при установив шейся температуре в шине (в режиме саморазогрева).

В таблице 5 представлены расчетные и экспериментальные значения коэффициентов сопротивления качению легковых и грузовых шин.

Таблица 5 – Расчетные и экспериментальные значения коэффициента сопротивления качению в режиме саморазогрева.

Коэффициент сопротивления качению, ед.

Размер, модель шины, парамет- расчет эксперимент отличие ры нагрузки расчета от экс перимента, % 1 2 3 165/70R13 Бл-85 0,0095*/ (3530 Н, 0,2 МПА, 80 км/ч) 0,0123** 0,012 30*/ 3** 175/70R13 И-Н251 0,0094*/ (3872 Н, 0,2 МПа, 80 км/ч) 0,0128** 0,012-0,013 25*/ 7** Продолжение таблицы 1 2 3 9,00R20 И-Н142Б (20100 Н, 0,65 МПа, 40 км/ч) 0,0115 0,012 11,00R20 И-111А (26968 Н, 0,73 МПа, 40 км/ч) 0,008 0,009 * - модель рисунка протектора в виде продольных ребер;

** - уточненная модель рисунка протектора;

Для моделей рисунка протектора легковых шин в виде продольных ре бер отличие результатов расчета потерь на качение от экспериментальных данных составляет 24-30%. При более подробном учете рисунка протектора отличие снижается до 3 – 7%.

Отличие расчетных величин коэффициентов сопротивления качению грузовых шин от эксперимента составляет 4 – 9% (для модели рисунка про тектора в виде продольных ребер).

Расчет термонапряжений в многослойной структуре пневматиче ских шин. Значительная температура саморазогрева пневматических шин в эксплуатации, а также нагрев при вулканизации может привести к возникно вению температурных напряжений в деталях пневматических шин.

Коэффициенты линейного расширения материалов пневматической шины существенно различаются, поэтому температурные напряжения возни кают на поверхности нитей корда.

Расчет температурных напряжений осуществляется с помощью МКЭ в два этапа с использованием одной КЭ модели. На первом этапе определяется температура саморазогрева шины, на втором – термонапряжения, при этом полученные результаты суммируются со всеми нагрузками.

Результаты расчета термонапряжений в массиве шины 175/70R13 при скорости 170 км/ч показаны на рисунке 20.

Эквивалентное Температура, град. С напряжение, кг/мм а – температура саморазогрева;

б – температурные напряжения;

в – температурные деформации.

Рисунок 20 – Расчет температурных напряжений в шине 175/70R13.

Уровень температурных напряжений и деформаций сопоставим с вели чинами, возникающими при эксплуатационных нагрузках на шину и его сле дует учитывать при прочностных расчетах деталей шин.

Шестая глава посвящена анализу циклической долговечности резино кордных композитов и деталей шин.

Для определения циклической долговечности деталей пневматических шин необходимы характеристики циклической долговечности резинокорд ных систем этих деталей, полученных для режимов НДС, возникающих при эксплуатации шины.

Проведение усталостных испытаний и построение усталостных кривых резинокордных образцов. Для исследования циклической долго вечности резинокордных композитов при различных типах НДС, в работе использованы однослойные резинокордные образцы в виде прямоугольных пластин с различными углами расположения нитей к оси растяжения. Шири на образцов составляет 15 мм, длина рабочего участка 30 мм, толщина равна толщине (калибру) резинокордного полотна (от 0,9 до 3 мм в зависимости от типа корда) (рисунок 21).

Нити корда Резиновая матрица а – схема образца;

б – вид до деформирования;

в – вид в растянутом виде;

д – вид после разрушения.

Рисунок 21 – Однослойный резинокордный образец для усталостных испытаний.

В зависимости от угла наклона нитей в образце (от 90 до 20 к оси рас тяжения образца) можно получить различные типы НДС резиновой матрицы между нитями корда, характерные для работы различных деталей шины, с различными соотношениями главных деформаций. В основном, в резиновой матрице между нитями корда возникает НДС, близкое к чистому сдвигу (1= 3, 2=0). При угле корда от 20 до 70 преобладает деформация сдвига в плос кости образцов. При углах от 70 до 90 деформация чистого сдвига реализу ется за счет растяжения резины поперек нитей и сжатия по толщине образца.

При угле около 70 НДС близко к простому растяжению (1=-22=-23).

На рисунке 22 показаны графики расчетных зависимостей главных де формаций в резиновой матрице между нитями корда резинокордных образ цов.

Рисунок 22 – Графики расчетных зависимостей главных деформаций резинокордных образцов в зависимости от угла корда в образце.

Как правило, испытания проводятся для цикла деформирования с из менением деформации от нулевого значения до максимальной величины (цикл деформирования r=0). Поэтому кривые усталости строятся для макси мальных значений интенсивности деформаций (совпадающих для нулевого цикла с величиной размаха деформаций). Для оценки влияния статической составляющей на циклическую долговечность проводятся испытания для цикла со статической составляющей (r0). Для исследования влияния темпе ратуры на циклическую долговечность проводятся испытания при повышен ной температуре (80С). Кривые усталости резинокордных образцов при раз личных условиях испытаний показаны на рисунке 23.

При малых значениях переменных деформаций и большом времени испытаний вследствие резкого возрастания разрушающего действия кисло рода воздуха на поверхности образца происходит искривление кривой уста лости (участки кривых Б – В и Д – Е на рисунке 23). Поэтому эти части кри вых не используются для оценки усталости. В массиве резины шины доступ кислорода воздуха ограничен, поэтому циклическая долговечность шины может оцениваться по начальному участку кривой (участки кривых А – Б и Г – Д на рисунке 23).

Тип деформированного состояния влияет на циклическую долговеч ность (рисунок 23а). Статическая составляющая цикла деформирования ве личиной 0,61 практически не влияет на циклическую долговечность при уровне максимальных деформаций 1,48 – 2,18. (рисунок 23б).

а – при различных типах НДС;

б – влияние статической составляющей и температуры на циклическую долговечность.

Рисунок 23 – Кривые усталости резинокордных композитов при раз личных условиях испытаний.

Для циклов деформирования со статической составляющей, характер ных для резиновой матрицы деталей пневматических шин (до 0,1), за крите рий циклической долговечности можно принимать максимальное значение деформации за цикл.

Увеличение температуры испытаний снижает циклическую долговеч ность резинокордного материала.

Условный предел циклической долговечности определяется на базе ис пытаний 5·106 циклов, что эквивалентно ресурсу ходимости материала легко вой шины около 10 тыс. км, для грузовой шины - около 20 тыс. км и СКГШ – около 50 тыс. км.

Результаты испытаний могут быть экстраполированы на порядок до 5·10 циклов, что соответствует ресурсу ходимости легковой шины около тыс. км и грузовой шины – около 200 тыс. км (штриховые линии).

На основе данных усталостных испытаний резинокордных композитов на базе 5106 циклов предельная величина размаха переменной деформации брекерных резин на основе 100% СК для чистого сдвига, характерного для зоны кромок брекера, составляет 0,60 (при 20С) и 0,50 при 80С (рисунок 23).

Для других типов НДС предельные величины переменных деформаций для 20С составляют 0,27 – 0,29.

Полученные величины предельных деформаций могут быть использо ваны для прогнозирования работоспособности различных деталей шин.

Критерии циклической долговечности резинокордных композитов.

Основными разрушающими деформациями резинокордных деталей пневма тических шин являются деформации межслойного сдвига и сдвига в слоях между нитями корда. Относительные удлинения этих деталей невелики и ог раничены деформациями нитей корда, которые не превышают 0,1. Размах деформаций сдвига за оборот колеса может достигать 0,7.

Величины главных деформаций и энергии деформации за цикл не все гда могут быть приняты в качестве критериев циклической долговечности, поскольку не отражают полной картины деформирования материала за цикл, включающий изменение знака деформаций и поворот направления главных деформаций.

Для НДС пневматических шин с превалирующими по величине компо нентами сдвиговых деформаций в качестве критерия прочности в работе принята величина интенсивности деформаций, являющаяся обобщенным по казателем максимальных деформаций сдвига в материале.

График изменения величины интенсивности деформаций за оборот ко леса может иметь несколько максимумов, совпадающих по угловой коорди нате шины с экстремумами соответствующих компонентов деформаций. Для учета несинфазного изменения компонентов НДС на величину размаха цикла интенсивности деформаций, в работе вводится понятие размаха цикла интен сивности деформаций, определенного для амплитудных значений изменений компонентов деформаций за оборот колеса i а:

_ i а=(2/3){(1-2)2+(2-3)2+(1-3)2}+(3/2)(122+232+132), (11) где: 1,2,3-относительные удлинения;

12,23,13-деформации сдвига;

индек сы 1, 2, 3 обозначают направления локальных полярных осей координат ши ны (1 – меридиональное направление, 2 – окружное направление, 3 - направ ление нормали к поверхности шины).

Величина размаха интенсивности деформаций i а в работе определя лась как сумма размахов компонентов НДС за оборот колеса. При этом для относительных удлинений, изменяющихся синфазно, размах определяется для всего выражения ({(1-2)2+(2-3)2+(1-3)2}), а для деформаций сдвига, характеризующихся экстремальными значениями при различных угловых координатах, для каждого компонента отдельно (122+232+132). Размах интенсивности деформаций определяется в локальной системе координат, привязанной к каждой точке профиля шины. Это исключает ошибку, связан ную с определением размаха интенсивности деформаций при повороте глав ных осей деформаций.

Величина i а принята в работе за критерий циклической долговечно сти переменных деформаций для сложного НДС деталей шин.

Учет статической составляющей цикла изменения интенсивности де формаций осуществляется на основе энергетической гипотезы эквивалентно го воздействия переменной деформации (12) (рисунок 24).

Рисунок 24 – Определение эквивалентной работы деформации для цик ла переменных деформаций со статической составляющей.

_ _ i экв.=i max – i ст. =.(i + i ст. ) – i ст.2, 2 2 (12) Эквивалентное воздействие переменных деформаций за оборот колеса с учетом статической составляющей характеризуется величиной i экв., опре деляемой по формуле (12).

При величине размаха цикла интенсивности деформаций большей мак симального значения интенсивности деформаций за цикл в качестве i экв.

принимается величина размаха цикла интенсивности деформаций, опреде ляемая по формуле (11).

Определение циклической долговечности пневматических шин.

Расчетное определение циклической долговечности детали пневматической шины включает следующие этапы:

1 - расчет НДС детали пневматической шины;

2 - определение типа НДС в зоне максимальной деформации;

3 - расчет температуры саморазогрева в зоне максимальной деформа ции исследуемой детали;

4 - выбор вида резинокордного образца путем подбора угла наклона корда для получения НДС, аналогичного возникающему в исследуемой дета ли пневматической шины;

5 - расчет НДС резинокордного образца с целью определения деформа ций между нитями корда;

6 - проведение усталостных испытаний резинокордных образцов при нормальной (20С) и повышенной (80 -100С) температуре;

7 - построение кривых усталости резинокордных композитов этих де талей для максимальных значений интенсивности деформаций при нормаль ной (20С) и повышенной (80 -100С) температуре;

8 – построение кривой усталости резинокордного композита для рабо чей температуры исследуемой детали шины;

9 – определение циклической долговечности исследуемой детали пневматической шины по максимальному расчетному значению размаха цикла интенсивности деформаций исследуемой детали шины с учетом стати ческой составляющей и кривой усталости резинокордного композита для ра бочей температуры этой детали.

В работе определена циклическая долговечности различных деталей шин, подверженных усталостным разрушениям: каркаса, брекера, надборто вой зоны радиальных шин и плечевой зоны диагональной шины. проведен ные по указанному алгоритму.

Исследовалась циклическая долговечность надбортовой зоны шины 12R22,5 с однослойным каркасом из металлокорда при нагрузках, соответст вующим режиму методики работоспособности надбортовой зоны. Величина нормальной нагрузки составляла 56878 Н (2Qmax), внутренне давление 0, МПа, скорость 50 км/ч.

При моделировании конструкции надбортовой зоны шины 12R22, слои каркаса из металлокорда и усиливающая металлокордная бортовая лен та моделировались сочетанием объемных изотропных КЭ различной жестко сти. На рисунке 25 показана расчетная схема и приведены результаты расче та НДС и температуры саморазогрева надбортовой зоны шины 12R22,5.

Зона максимальных значений интенсивности деформаций резиновой матрицы в зоне кромок заворота каркаса совпадает с зоной начала разруше ния.

Максимальное значение величины интенсивности деформаций состав ляет 0,362, максимальная температуры в этой зоне - 136С. Размах цикла ин тенсивности деформаций, определенный по формуле (12) составляет 0,451, что больше максимального значения интенсивности деформаций за цикл. В этом случае за эквивалентное значение интенсивности деформаций принима ется величина размаха интенсивности деформаций равная 0,451.

Величины главных деформаций резины в надбортовой зоне шины со ставляют: 1 = 0,299, 2 = 0,015, 3 = - 0,328. Тип НДС близок к чистому сдви гу. Для испытаний на циклическуюдолговечность были выбраны образцы с углом расположения нитей 20 к оси образца, характеризующиеся подобным типом НДС.

Кривые усталости определялись при температуре испытаний 20 и 80С.

Для построения кривой усталости при температуре 136С использовалась ги потеза линейной зависимости циклической долговечности от температуры (рисунок 26а).

На рисунке 26б показаны экспериментальные кривые циклической долговечности резинокордной системы надбортовой зоны шины 12R22,5, определенные при 20 и 80С и кривая для рабочей температуры 136С.

Нити корда каркаса Зона максимальных деформаций Нити бортовой ленты Зона начала разрушения а – моделирование нитей корда, б – моделирование структуры шины, в – расчет НДС, г – расчет температуры, д – зона начала разрушения.

Рисунок 25 – Схема расчета НДС и температуры саморазогрева над бортовой зоны шины 12R22,5.

Число циклов до разрушения при эквивалентной величине интенсивно сти деформаций 0,451 и температуре 136С составило 4,83106 циклов, что соответствует ходимости 16,1 тыс. км. Ходимость этой конструкции шины 12R22,5 на стенде по методике работоспособности борта составила 8,1 тыс.

км. Порядок цифр расчетного и экспериментального значений циклической долговечности надбортовой зоны шины 12R22,5 совпадает.

В работе также исследована циклическая долговечность брекера шин 175/70R13 модели И-Н251, 165/70R13 модели БЛ-85, многослойного брекера и надбортовой зоны шины 11,00R20, плечевой зоны сверхкрупногабаритной шины диагональной конструкции 27,00-49, надбортовой зоны шины 185/75R16С модели К-170, надбортовой зоны шины 12R22,5, надбортовой зоне шины 29,5R25 модели Ф-220, каркаса шины 175/70R13.

а – зависимость циклической долговечности от температуры;

б – кривые ус талости.

Рисунок 26 - Кривые циклической долговечности резинокордного ком позита резина-металлокорд для надбортовой зоны шины 12R22,5.

Расчетные зоны максимальных деформаций и температуры рассмот ренных конструкций шин совпадают с зонами начала разрушений при стен довых и эксплуатационных испытаниях. Величины циклической долговечно сти рассчитываемых деталей шин соответствуют экспериментальным дан ным (таблица 6).

Таблица 6 Сравнение расчетных и экспериментальных данных по цик лической долговечности деталей шин Деталь шины Циклическая долговечность, тыс. км Расчет Эксперимент 1 2 Режим эксплуатационных испытаний (максимальная нагрузка) Брекер шины 175/70R13 модели И-Н251 (80 км/ч) 17,1 36,1 – 43, Каркас шины 175/70R13 модели И-Н251 (80 км/ч) 24,2 35,0 – 45, Брекер шины 11,00R20 модели И-111А (60 км/ч) 32,2 85,2 – 126, Продолжение таблицы 1 2 Надбортовая зона шины 11,00R модели И-111А (60 км/ч) 70,5 108,7 – 144, Плечевая зона 27,00-49 модели U-12 (15 км/ч) 17,7 21, Надбортовая зона шины 29,5R модели Ф-220 (30 км/ч) 14,1 12, Режим стендовых испытаний (двойная перегрузка) Брекер шины 11,00R20 модели И-111А (50 км/ч) 7,5 4, Надбортовая зона шины 185/75R16С модели К-170 (30 км/ч) 5,3 1,8-4, Надбортовая зона шины 12R22, (30 км/ч) 16,1 8, Разработанный расчетно-экспериментальный метод позволяет прогно зировать циклическую долговечность деталей пневматических шин.

Расчет циклической долговечности зоны кромок брекера легковых шин с учетом динамических нагрузок. С целью определения циклической долговечности шины для реального режима движения для полученного диа пазона динамических нагрузок проводится серия статических расчетов НДС шины по сложным моделям. Эквивалентное воздействие каждого режима на грузки определяется с учетом вероятной длительности его действия. Таким образом, расчет прочности шины с учетом динамических нагрузок может быть сведен к серии статических расчетов при различных нагрузках.

Для известного распределения динамических нагрузок на легковую шину 175/70R13 (асфальтовая дорога с поврежденным покрытием удовле творительного качества q=0,012 м, Va=80 км/ч, рисунок27) проведен расчет усталостной долговечности зоны кромок брекера.

Непрерывный диапазон изменения динамических нагрузок равномерно разбит на три дискретных значения статической нагрузки: 0,42Qном, 1,25Qном и 2,09Qном, действующих с вероятностью ki равной соответствен но 0,333, 0,558 и 0,108. Для этих статических нагрузок проведен расчет НДС и теплового состояния зоны кромок брекера шины 175/70R13.

По величинам НДС и температуры в зоне кромок брекера определено предельное число циклов до разрушения и соответствующая им ходимость шин для различных нагрузок на шину (рисунок 28).

Для каждой нагрузки Qi для максимальных значений интенсивности деформаций (i max)i по диаграмме, показанной на рисунке 28б, определяются предельные значения чисел циклов до разрушения Si.

Эквивалентная циклическая долговечность, соответствующая заданно му распределению динамических нагрузок, определяется по формуле сумми рования повреждаемости:

1/Sэкв=(ki/Si), (13) i где Sэкв - эквивалентная усталостная долговечность, Si – усталостная долговечность при i нагрузке, ki – вероятность действия нагрузки i.

Рисунок 27 – Определение дискретных значений нагрузок на шину по непрерывному спектру плотности вероятности перегрузки.

T а – изменение максимальных значений интенсивности деформаций и температуры саморазогрева от нагрузки на шину;

б – определение числа цик лов до разрушения по величинам интенсивности деформаций и температуре.

Рисунок 28 – Расчет циклической долговечности зоны кромок брекера шины 175/70R13 для различных значений интенсивности деформаций и тем пературы саморазогрева.

Для данного примера Sэкв=7,5 тыс. км. При номинальной нагрузке цик лическая долговечность шины составляет 8,7 тыс. км. Таким образом, уменьшение циклической долговечности при заданном режиме движения со ставило 12% по сравнению с движением по идеально ровной дороге с номи нальной нагрузкой, т. е. коэффициент динамической нагрузки данного режи ма движения шины составляет 1,16.

В результате для определенного режима движения автомобиля на за данном типе дорожного покрытия определяется коэффициент ужесточения НДС шины в зависимости от скорости движения.

Предложенный метод позволяет прогнозировать циклическую долго вечность пневматических шин при различных нагрузках и параметрах дви жения.

Седьмая глава посвящена повышению циклической долговечности пневматических шин.

Конструирование шины должно основываться на обеспечении задан ной величины циклической долговечности ее деталей. При проектировании шины необходимо определять расчетные величины циклической долговечно сти наиболее нагруженных деталей: каркаса, брекера и надбортовой зоны, для зон с максимальным уровнем интенсивности деформаций, максималь ным размахом интенсивности деформаций за оборот колеса и максимальной температурой (рисунок 29).

а – максимальные расчетные значения интенсивности деформаций;

б – расчетные значения размаха цикла интенсивности деформаций за оборот ко леса;

в – расчетные значения температуры.

Рисунок 29 – Расчет циклической долговечности деталей шины 235/75R17,5 при максимальной нагрузке (нагрузка 18633 Н, внутреннее дав ление 0,775 МПа, скорость 60 км/ч).

Исследовалось влияние геометрических параметров профиля и конст рукции ее деталей на параметры циклов НДС в зонах концентрации напря жений радиальных шин и температуры саморазогрева. На основе исследова ний предложены принципы конструирования пневматических шин с повы шенной циклической долговечностью.

Профиль радиальных шин с повышенной циклической долговечностью характеризуется следующими отличиями от равновесной конфигурации ши ны (рисунок 30а):

- конфигурацией боковой стенки шины со смещенным в сторону про тектора положением самого широкого места профиля (H1);

- увеличенной шириной раствора бортов (С);

- беговой дорожкой с увеличенным по сравнению с традиционным проектированием радиусом кривизны протектора (R1);

- уменьшенной стрелой дуги протектора (h).

Этот комплекс решений обеспечивает снижение амплитудных значе ний интенсивности деформаций резиновой матрицы кромок брекера ради альных шин, снижение температуры саморазогрева и повышение их цикли ческой долговечности.

а – изменяемые параметры профиля;

б:

- конфигурации профилей шин 11,00R20: 1 – с повышенной циклической долговечностью, 2 – «равновес ный» профиль.

Рисунок 30 – Построение конфигурации профиля радиальных шин с повышенной циклической долговечностью.

Также проведены расчетные исследования и сформулированы принци пы конструирования различных деталей шин (брекера, каркаса) с повышен ной циклической долговечностью.

Грузовые шины 11,00R20, с уточненной конфигурацией профиля (ри сунок 30б) и конструктивными изменениями, обеспечивающими снижение амплитуд циклов деформаций и температуры саморазогрева шин, показали преимущества в циклической долговечности по разрушениям в зоне кромок брекера на 10-15% в условиях стендовых и эксплуатационных испытаний по сравнению с традиционными конструкциями (таблица 7).

Предложенный в работе принцип конструирования пневматических шин с повышенной циклической долговечностью, на основе анализа влияния конфигурации профиля, конструктивных деталей и применяемых материалов на величины циклов НДС и температуру саморазогрева шин, позволяет раз рабатывать шины, удовлетворяющие перспективным требованиям по долго вечности.

Таблица 7 – Циклическая долговечность шин 11,00R Шина 11,00R традиционная конструкция с повы конструкция шенной усталостной Наименование показателя (модель И- долговечностью (мо 111А, эталон) дель И-318, опытная) Режим стендовых испытаний Расчет (нагрузка 50000 Н (2Qmax), внутреннее давление 0,67 МПа, скорость 50 км/ч) Расчетная циклическая долговеч ность зоны кромок брекера, тыс. км 7,4 14, Результаты стендовых испытаний (нагрузка от 25000 до 50000 Н, внутреннее давление 0,67 МПа, скорость 50 км/ч) Общая работоспособность шин*, тыс. км 4,5 4, Ходимость при удвоенной нагруз ке, тыс. км 2,5 2, Режим эксплуатационных испытаний Расчет (нагрузка 25000 Н, внутреннее давление 0,67 МПа, скорость 70 км/ч) Расчетная циклическая долговеч ность зоны кромок брекера, тыс. км 32,2 59, Результаты эксплуатационных испытаний Количество разрушений брекера, % 13 Средний ресурс шин по разруше ниям брекера**, тыс. км. 101,9 112, - результаты стендовых испытаний шин отдела механики шин ФГУП «НИИШП»;

- результаты эксплуатационных испытаний шин отдела испытаний шин ФГУП «НИИШП» (акты обследований хода эксплуатационных испытаний шин 11.00R20 в ПО МП «Совавто Брест» от 02.11.87 и 04.04.90).

С применением разработанных в диссертации методов созданы конст рукции легковых, легкогрузовых и грузовых радиальных шин, серийно вы пускающиеся в настоящее время на шинных предприятиях России и стран СНГ. Девять моделей легковых, легкогрузовых и грузовых шин приняты на комплектацию автопредприятиями России, в частности: 175/70R13 модели Бц-20, производимая ЗАО «СП «Росава», г. Белая Церковь, Украина (ОАО «АВТОВАЗ»), 195/65R15 модели КС-4, производимая ОАО «Кировский шинный завод», 185/75R16C модели 31В, производимая ОАО «Воронежский шинный завод», модели VS-21, производимая ОАО «Волтайр» (Волжский шинный завод) (ОАО «ГАЗ»), 9,00R20 модели 40В, производимая ОАО «Во ронежский шинный завод» (АМО «ЗИЛ»).

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ 1. Разработаны модели многослойной структуры шины, резино кордных слоев и нитей корда для расчета концентраций напряжений пневма тических шин в трехмерной постановке с использованием МКЭ.



Pages:   || 2 |
 




 
2013 www.netess.ru - «Бесплатная библиотека авторефератов кандидатских и докторских диссертаций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.