Исследование напряженно-деформированного состояния зон усталостного разрушения радиальных пневматических шин

Соколов, Сергей Леонидович

Исследование напряженно-деформированного состояния зон усталостного разрушения радиальных пневматических шин тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

Соколов, Сергей Леонидович АВТОР

кандидата технических наук УЧЕНАЯ СТЕПЕНЬ

Москва МЕСТО ЗАЩИТЫ

2003 ГОД ЗАЩИТЫ

01.02.06 КОД ВАК РФ

Диссертация по механике на тему «Исследование напряженно-деформированного состояния зон усталостного разрушения радиальных пневматических шин»

Автореферат диссертации на тему "Исследование напряженно-деформированного состояния зон усталостного разрушения радиальных пневматических шин"

На правах рукописи УДК 539.3:624.074.001

СОКОЛОВ Сергей Леонвдович

ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЗОН УСТАЛОСТНОГО РАЗРУШЕНИЯ РАДИАЛЬНЫХ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ШИН

Специальность 01.02.06-Динамика, прочность машин,

приборов и аппаратуры

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2003

Работа выполнена в Федеральном государственном унитарном предприятии «Научно-исследовательский институт шинной промышленности» (ФГУП «НИИШП»).

НАУЧНЫЙ РУКОВОДИТЕЛЬ: доктор технических наук,

Третьяков Олег Борисович

НАУЧНЫЙ КОНСУЛЬТАНТ: доктор технических наук,

кандидат технических наук Крушевский Борис Всеволодович ВЕДУЩАЯ ОРГАНИЗАЦИЯ: ОАО «Кировский шинный завод»

Защита диссертации состоится 30 сентября 2003 г. в 10 час. на заседании диссертационного совета К217.023.01 в ФГУП «НИИШП» по адресу 105118, Москва, ул. Буракова, 27

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГУП «НИИШП» Автореферат разослан 29 августа 2003 г.

Ученый секретарь

профессор

Бухин Борис Львович

ОФИЦИАЛЬНЫЕ ОППОНЕНТЫ:

доктор технических наук, профессор

Ушаков Борис Николаевич

Лаврищева Н.П.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы.

Радиальные пневматические шины для легковых и грузовых автомобилей обладают неоспоримыми преимуществами по сравнению с диагональными, их удельный вес в общем объеме производства непрерывно увеличивается. Однако в их более сложной конструкции существуют зоны потенциальных разрушений, которые проявляются в процессе эксплуатации. Одним из основных видов отказов радиальных шин в эксплуатации, снижающих их доремонтный и полный ресурс, являются усталостные разрушения. Скрытые очаги усталостных разрушений, выявляемые в процессе восстановительного ремонта, снижают их ремонтопригодность, что также приводит к уменьшению полного ресурса шин.

В настоящее время в отечественной практике конструирования радиальных шин практически отсутствуют методы расчета усталостной прочности зон вероятного разрушения на стадии проектирования. Публикации зарубежных авторов по этому вопросу не выходят за рамки научных изысканий, что затрудняет использование предложенных в них теоретических положений при проектировании шин. Определяемые при проектировании радиальных шин статические запасы прочности нитей каркаса, брекера и проволочек бортового кольца при действии внутреннего давления не определяют действительную нагруженность материалов при качении шины и не являются характеристиками усталостной прочности резинокордного композита. Существующая методика расчета условной долговечности кромок брекера радиальных шин предназначена для оценки прочности связи метал-локорда брекера с резиной в этой зоне, усталостная прочность резиновой матрицы в зоне кромок не рассматривается.

Для определения усталостной прочности на стадии проектирования необходим расчет циклов изменения компонентов напряженно-деформированного состояния (НДС) зон вероятного разрушения радиальных шин при эксплуатационной нагрузке. Существующие методики расчета НДС радиальных шин недостаточно полно учитывают структуру шины, не позволяя рассчитать непосредственно вероятные зоны разрушения, усредняя величины деформаций по толщине шины или рассматривая только отдельные детали шины (например, прослойку «каркас-брекер» в применяемых в настоящее время методиках расчета радиальных шин как трехслойных оболочек).

Для резинокордных систем описаны критерии усталостной прочности только при двухосном НДС для покровной резины боковины и резинокордного слоя каркаса радиальных и диагональных шин, что затрудняет оценку усталостной прочности для общего случая трехосного НДС, наблюдающегося в местах разрушения радиальных шин.

Отсутствие рекомендаций по выбору конфигурации профилей радиальных шин с повышенной усталостной прочностью ограничивает возмож-

ности разработки перспективных радиальных шин с уменьшенным числом усталостных разрушений в эксплуатации.

В связи с этим актуальное значение приобретает разработка метода расчета усталостной прочности радиальных шин в зонах их вероятного разрушения на стадии проектирования и создание конструкций перспективных радиальных шин с повышенным ресурсом.

Цель работы.

Разработка и экспериментальная проверка метода расчета циклов НДС и усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита в зонах вероятного разрушения радиальных пневматических шин на стадии проектирования для создания радиальных пневматических шин с повышенной усталостной прочностью.

Задачи исследования:

-разработать метод расчета циклов изменения компонент НДС в зонах вероятного разрушения радиальных пневматических шин при эксплуатационной нагрузке;

-разработать критерий усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита в общем случае трехосного НДС;

-определить предел усталости резиновой матрицы резинокордных систем для различных типов НДС;

-разработать метод выбора конфигурации профилей радиальных пневматических шин с повышенной усталостной прочностью и использовать его при разработке перспективных шин.

Научная новизна.

1 .Разработан метод расчета циклов НДС и усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита в зонах вероятного разрушения радиальных пневматических шин при эксплуатационной нагрузке, основанный на использовании при моделировании резинокордной структуры шины сочетания объемных изотропных конечных элементов различной жесткости. Предложенный метод позволяет на стадии проектирования с большей точностью выявлять вероятные зоны преждевременного усталостного разрушения радиальных шин и создавать их конструкции с повышенным ресурсом.

Для оценки нагруженности резиновой матрицы резинокордного композита в сложном трехосном НДС при циклическом деформировании предложен и обоснован критерий усталостной прочности - максимальное значение интенсивности деформации за цикл нагружения (за оборот колеса).

2. На основе расчетных исследований циклов НДС и усталостной прочности радиальных пневматических шин разработан новый метод выбора конфигурации их профиля, обеспечивающий повышение усталостной прочности шин. Технические решения по конструкциям ради&чьных шин,

разработанных с использованием этого метода, защищены авторским свидетельством на изобретение и патентом РФ.

Достоверность результатов.

Подтверждается сопоставлением результатов расчетов с экспериментальными данными и результатами испытаний радиальных легковых и грузовых шин, разработанных в ФГУП «НИИШП» и ЗАО ППО «Сгарт» с применением разработанных методов расчета и методов выбора конфигурации профилей радиальных шин с повышенной усталостной прочностью.

Практическая ценность.

Разработанные автором методы расчета усталостной прочности радиальных пневматических шин, оформленные в виде программного комплекса, используются в ЗАО ППО «Старт» при конструировании перспективных радиальных шин для производства их на шинных предприятиях России и стран СНГ.

Апробация работы.

Основные положения диссертационной работы и результаты исследований докладывались и обсуждались на следующих симпозиумах и конференциях:

- на международной конференции по каучуку и резине «Rubber-84» (Москва, 1984г.)

- на шестом ежегодном заседании по вопросам научных разработок и технологии шин (США, Акрон, Акронский университет, 1987г.)

- на симпозиумах «Проблемы шин и резинокордных композитов» (Москва, 1989г., 1995г. - 2000г., 2002г.)

- на третьем международном симпозиуме по механике полимерных композитов (Чехословакия, Прага, 1991г.);

- на У1 международной конференции «ELASTOMERS» «Методы расчета изделий из высокоэластичных материалов» (Латвия, Юрмала, 1992г.).

Шины, разработанные с участием автора, экспонировались на международном автосалоне и моторшоу в Москве (1996г., 1997г.).

Публикации.

Материалы диссертации опубликованы в 18 печатных работах в периодических изданиях и сборниках материалов научных конференций, получены одно авторское свидетельство на изобретения и один патент РФ.

Структура и объем работы.

Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов и списка литературы. Общий объем работы составляет 114 страниц, в том числе 66 страниц машинописного текста, 54 рисунка, 5 таблиц, список использованной

литературы из 70 наименований работ отечественных и зарубежных авторов.

Автор выражает искреннюю признательность со грудникам ФГУП «НИИШП» и ЗАО ППО «Старт» за практическую помощь при подготовке диссертационной работы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность темы, сформулирована цель работы.

Первая глава содержит обзор и критический анализ научной литературы по расчету НДС радиальных пневматических шин, методов оценки усталостной прочности резинокордного композита и подходов к выбору конфигурации профилей радиальных шин на стадии проектирования.

В радиальных шинах наиболее подвержены преждевременному разрушению кромки брекера и надбортовая часть шины. Характер разрушений носит вид расслоений и трещин между различными деталями шины. Учитывая, что величины относительных удлинений в шине ограничены 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.

В литературном обзоре рассмотрена математическая модель радиальной шины как трехслойной оболочки (Бидерман В.Л., Левковская Э.Я., Мухин О.Н., Фотинич О.В., Гершензон М.М., Белкин А.Е., Чернецов A.A., Уляшкин ), позволяющая определить НДС усредненных слоев каркаса и брекера и резиновой прослойки каркас-брекер при эксплуатационных нагрузках на шину. Такая модель недостаточно полно описывает структуру шины, не позволяя определить НДС резиновой матрицы отдельных слоев каркаса, брекера и других деталей шины.

Также в обзоре рассмотрена математическая модель шины как многослойной анизотропной оболочки «типа Тимошенко» (Григолюк Э.И., Куликов Г.М., Носатенко П.Я.), позволяющая определить усредненные по толщине шины деформации сдвига резинокордного композита при действии внутреннего давления. Модель многослойной анизотропной оболочки также использовалась для анализа неосесимметричного нагружения крупногабаритных и сверхкрупногабаритных шин, в том числе радиальной конструкции (Кваша Э.Н.). В такой постановке экстремальные значения деформаций в шине получаются на ее наружной и внутренней поверхностях, хотя усталостные разрушения могут возникнуть и во внутренних областях шины, между слоями корда.

Для анализа НДС резиновой матрицы отдельных резинокордных слоев и деталей радиальных шин делались попытки моделирования шины как многослойной оболочки (Новичков Ю.Н., Кузьмин A.C.). В связи с боль-

шими вычислительными сложностями по реализации метода на ЭВМ получено ограниченное число практических результатов

Рассмотрены различные математические модели радиальных шин, использующие для расчета напряженно-деформированного состояния шины метод конечных элементов (Tavazza G, Ridha R.A., Yoshimyra N.. Rothert H., Ebbort T. G., Gall D., Tabaddor F., Tseng N. T., Yamagishi R., De Eskinazi J., Ishihara К., Шешенин C.B., Маргарян С.А.). Такой подход позволяет учесть сложную структуру шины и реализовать нелинейность процесса нагруже-нияшины.

Из литературного обзора следует, что перспективным направлением расчета НДС в зонах вероятного разрушения пневматических шин является моделирование шины как трехмерного упругого тела с применением метода конечных элементов.

Нагруженность резиновой матрицы резинокордного композита в работах по усталостной прочности пневматических шин характеризовали размахом деформаций сдвига в слое каркаса за цикл Ду12 (Филько Г.С.), максимальным значением деформаций сдвига в прослойке «каркас-брекер» за цикл Tu max (Левковская Э.Я.), т.е. производными от компонент деформаций или напряжений сдвига резиновой матрицы.

Поэтому усталостную прочность зон вероятного разрушения шин, носящих характер расслоений и трещин между слоями корда, целесообразно связать с деформациями сдвига резиновой матрицы резинокордного композита. Нагруженность резиновой матрицы резинокордного композита, по нашему мнению, следует характеризовать величиной интенсивности деформаций являющейся обобщенным показателем максимальных деформаций сдвига в материале:

£,=(V2/3)V (£i-82)"+(E2-E3)z+({:rE3)'1+(3/2)(Y12z+723'î+Ti3i) , здесь приняты обозначения: ^¿¿-относительные удлинения; у]2,2з,в-деформации сдвига; индексы 1, 2, 3 обозначают направления локальных полярных осей координат шины (1 - меридиональное направление, 2 - окружное направление, 3 -направление нормали к поверхности шины)

Запас усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита должен определяться на основе обобщенного показателя усталостной прочности резинокордной системы с учетом различных типов трехосного НДС и параметров цикла нагружения материала за оборот колеса.

Метод выбора конфигурации профилей радиальных шин на стадии проектирования с повышенной усталостной прочностью, предложенный в диссертации связан с оценкой характеристик циклов НДС в зонах усталостного разрушения.

Вторая глава посвящена разработке метода расчета циклов изменения компонентов НДС в зонах усталостного разрушения радиальных пневматических шин при эксплуатационной нагрузке

Первый раздел главы 2 посвящен определению расчетных схем радиальных пневматических шин для расчета их НДС методом конечных элементов.

Структура шины как объекта механики представляет собой многослойную оболочку в виде пакета нескольких резинокордных слоев, ориентированных в разных направлениях, и резиновых прослоек между ними. В связи с различной жесткостью на растяжение, изгиб и сдвиг резинокордных слоев и резиновых прослоек между ними и, как следствие, неравномерным распределением относительных удлинений и деформаций сдвига по толщине шины для расчета зон концентраций деформаций между слоями корда целесообразно применять расчетную схему, отдельно моделирующую рези-нокордные слои и резину между слоями корда. В диссертации структура шины моделируется расчетной схемой с чередованием резинокордных слоев конечной толщины и резиновых прослоек между ними.

Моделирование резинокордного слоя (см. рис. 1а) в диссертации осуществляется следующими способами:

- сочетанием мембранных ортотропных элементов, моделирующих кордные слои (характеризующихся константами Еь Ег, Ип, б 12) и объемных изотропных элементов, моделирующих резиновую матрицу (характеризующихся константами Ер, Цр) (см. рис. 16);

- сочетанием стержневых элементов, моделирующих корд (характеризующихся константами Ек, цк), и объемных изотропных элементов, моделирующих резиновую матрицу (характеризующихся константами Ер, Цр), (см. рис. 1в);

- объемными ортотропными элементами, моделирующими резино-кордную структуру в целом (характеризующимися константами Еь Е2, Ез, Цц, Ц23, Цзь 612, бгз, СзО (см. рис. 1г);

- сочетанием объемных изотропных элементов различной жесткости, моделирующих отдельно корд (характеризующихся константами Ек, цк) и отдельно резиновую матрицу (характеризующихся константами Ер, Цр), (см. рис. 1д);

здесь использованы обозначения:

Е-линейный модуль упругости; ¡х-коэффициент Пуассона; О-линейный модуль сдвига; индекс «р» соответствует резиновой матрице, «к» - нитям корда; 1, 2, 3 - направления локальных осей координат конечных элементов (1-направление вдоль нитей корда, 2-направление поперек нитей, 3-направление по нормали к слою).

Резиновые прослойки между резинокордными слоями моделируются объемными изотропными элементами соответствующей жесткости.

объемные

изотропные

элементы,

моделирующие

резиновую

матрицу

обьмшые \ изотроплыеХ элементы, \ \ моделирувдше нити корда ^

Д)

Рис. 1 Моделирование резинокордного слоя шины различными типами конечных элементов:

а) - резинокордный слой, б) - сочетание мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов; в) - сочетание стержневых и объемных изотропных элементов, г) - с помощью объемных ортотропных элементов, д) -сочетание объёмных изотропных элементов различной жесткости.

Во втором разделе главы 2 приведены результаты исследований применения различных типов конечных элементов, на примере моделирования резинокордных образцов, с целью наиболее адекватного описания их поведения при различных нагрузках. Рассмотрено растяжение прямоугольного резинокордного образца с наклоном нитей корда под углом к оси растяжения образца и действие внутреннего давления на трехслойный цилиндрический образец конечной длины.

Проведены расчеты растяжения резинокордного образца (длиной 100 мм, шириной 10 мм, и толщиной 0,5 мм), металлокордные нити которого расположены под углом 20° к оси образца (см. рис. 2а). Растяжение осуществлялось на 10% от длины образца, что обеспечивало уровень деформаций его резиновой матрицы, соответствующий максимальным значениям деформаций в зонах вероятного разрушения радиальных шин (см. ниже). Экспериментально полученная форма растянутого образца показана на рис. 26, расчетные формы растянутых образцов для различных типов конечных элементов показаны на рис 2в-2е.

При растяжении плоского резинокордного образца основные нагрузки воспринимает объем резиновой матрицы резинокордного слоя, сосредоточенный между нитями корда. Основным компонентом деформированного состояния является деформация сдвига в плоскости образца 712, достигающая 87% (расчетная величина) при растяжении образца на 10% его длины.

а)

мембранные ортотропные элементы,

рез^окомягую моделирующие структуру нити корда

стержневые элементы,

объемный

изотропный

элемент,

моделирующий

резиновую

матрицу

объемный изотропный I элемент,

объемный „ ортотропный элемент, моделирующий

моделирующий резинокордную резиновую структуру | матрицу в целом

В)

Г)

е)

Рис. 2 Экспериментальное и расчетное изменение формы резино-кордного образца при растяжении для различных типов конечных элементов:

а) - образец до растяжения; б) - экспериментально полученная форма растянутого образца; в) - е) - расчетные формы растянутых образцов: в) - при моделировании сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов; г) - при моделировании сочетанием стержневых и объемных изотропных элементов; д) - при моделировании объемными орто-тропнными элементами; е) - при моделировании сочетанием объемных изотропных элементов различной жесткости.

Напряжения сдвига т^,, возникающие вследствие деформации Y12, приложены к соседним боковым граням нитей металлокорда. При моделировании резинокордного слоя сочетанием объемных изотропных элементов различной жесткости, отдельно выделяющих нити корда и резиновую матрицу, удается адекватно описать форму растянутого обраща (см. рис. 2е). При этом расчетное НДС резиновой матрицы между нитями металлокорда близко к однородному состоянию, что соответствует описанным в литературе данным (Гамлицкий Ю.А., Швачич М.В, Власко A.B.). Это можно объяснить надлежащим соотношением изгибной и сдвиговой жесткости конечных элементов и близостью математической модели объекта к реальной структуре образца.

В случае моделирования резинокордного композита сочетанием стержневых и мембранных ортотропных элементов, у которых толщина боковых граней бесконечно мала и поэтому они не способны воспринимать напряжения сдвига Тц, и объемных изотропных элементов в модели резинокордного композита возникает неоднородное по длине образца деформированное состояние. Модели образцов с сочетанием мембранных ортотропных и стержневых элементов с объемными изотропными элементами принимают изогнутую форму, что не наблюдается в эксперименте при таких видах нагрузок.

Проведены расчеты воздействия внутреннего давления 0,02 МПа на трехслойный цилиндрический образец, имитирующий структуру 2-х-слойного брекера легковых шин (см. рис. За). Первый и третий слои цилиндрического образца соответствуют первому и второму слоям брекера шины (их углы закроя составляли +70°, -70°), второй слой соответствует резиновой прослойке между слоями. Давление в виде распределенной нагрузки прикладывалось к внутренней поверхности образца. Закрепление образца осуществлялось в трех точках, лежащих в плоскости его симметрии, так чтобы точки поперечных сечений образца могли свободно перемещаться по радиусу, а сам образец не смещался, как жес!кое целое. На рис. Зб-Зг показаны изменения формы поперечного сечения цилиндрического образца при моделировании различными типами конечных элементов. Результаты расчетов приведены в Таблице 1.

При моделировании трехслойного цилиндрического образца сочетанием объемных изотропных элементов различной жесткости его математическая модель наиболее близка к реальной физической структуре объекта Моделировалась каждая нить корда обоих слоев, расстояния между конечными элементами соответствовали расстояниям между нитями корда реальной резинокордной структуры. Поэтому этот расчет рассматривается как эталонный при анализе различных типов конечных элементов.

Механизм восприятия внутреннего давления цилиндрическим образцом аналогичен описанному выше при растяжении плоского образца Основную нагрузку воспринимает резиновая матрица сосредоточенная между соседними нитями корда.

а)

0580 мм

1.5 мм

* )

б)

в)

Г)

д)

Рис. 3 Расчетное изменение формы поперечного сечения резинокорд-ного цилиндрического образца при действии внутреннего давления Р=0,02 МПа для различных типов конечных элементов:

а)- образец до нагружения, схема его закрепления и приложенная нагрузка;

б)-д)-расчетные изменения формы поперечного сечения образца при нагру-жении внутренним давлением:; б) - при .моделировании сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов; в)-при моделировании сочетанием стержневых и объемных изотропных элементов; г)-при моделировании объемными ортогропными элементами; д)-при моделировании сочетанием объёмных изотропных элементов различной жесткости.

Моделирование резинокордных слоев трехслойного цилиндрического образца сочетанием стержневых и мембранных ортотропных элементов, имеющих боковые грани бесконечно малой толщины, не способных воспринять напряжения тц, возникающих при деформировании образца, и объемных изотропных элементов обуславливают увеличение податливости

модели в несколько раз по сравнению с расчетом для объемных изотропных элементов (см. Табл. 1).

Таблица 1

Результаты расчетов изменения диаметра и интенсивности деформаций цилиндрического образца при действии внутреннего давления 0,02 МПа

Наименование показателей Применяемые типы конечных элементов

Сочетание мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов Сочетание стержневых и объемных изотропных элементов Объемные орто-тропные элементы Сочетание объёмных изотропных элементов различной жесткости

Изменение диаметра центрального сечения цилиндрического образца, мм 3,0 2,6 2,1 0,3

Максимальное значение интенсивности деформаций, ед. 0,045 0,077 0,056 0,051

Из расчетных экспериментов на плоском и цилиндрическом резино-кордных образцах делается вывод, что наиболее адекватно поведение рези-нокордной структуры при растяжении и действии внутреннего давления описывают математические модели с использованием сочетания объемных изотропных элементов различной жесткости, отдельно моделирующих кордные нити и резиновую матрицу резинокордной системы.

В третьем разделе главы 2 на примере расчета шины 175/70Я13 с помощью расчетного эксперимента, моделирующего действие внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н (405 кГс), что соответствует эксплуатационному режиму нагружения шины, исследовалось влияние типа конечных элементов, их угловых и линейных размеров, а также их толщины, на НДС шины.

Строились графики зависимостей величин расчетных деформаций от размеров конечных элементов, на основе которых определялись предельные значения расчетных величин при стремлении размеров конечных элементов к нулю. Вычислялась разница между расчетной величиной деформаций при конкретном значении размеров конечных элементов и предельным значением расчетной деформации. Эта разница не должна превышать определенной величины, зависящей от точности исходной информации для проведения расчетов и погрешностью экспериментальных данных. Для расчетов радиальных шин точность задания геометрической информации и упругих характеристик армирующих материалов не превышает 10%. Поэтому в дис-

сертации допустимая величина разности расчетных деформаций от предельных значений принята равной 10%. На основе этого сравнения определялись допустимые размеры конечных элементов.

Расчетным путем исследовалось влияние углового размера конечных элементов на НДС шины при осесимметричном нагружении (действие внутреннего давления). Результаты расчетов приведены на рис. 4.

- интенсивность деформаций по кромкам брекера

.<5.. - меридиональные деформации боковой стенки шины

- окружные деформации боковой стенки шины

- предельные значения величин

(,..... при стремлении углового размера

элементов к нулю.

Рис. 4 Изменение деформаций шины 175/70R13 при действии внутреннего давления 0,2 МПа в зависимости от углового размера конечных элементов.

При угловых размерах конечных элементов 15° расчетная величина интенсивности деформаций резиновой матрицы в зоне кромок брекера по сравнению с предельным значением этой величины при стремлении углового размера конечных элементов к нулю отличается не более чем на 5%. При значении угловых размеров конечных элементов, равных 20°, отличие результатов расчета возрастает до 10%. Поэтому рекомендуемые значения угловых размеров конечных элементов составляют 15° и менее для расчетов НДС шины при осесимметричном нагружении и для моделирования области шины, противоположной зоне контакта при действии локальной нагрузки, где решение по окружной координате меняется незначительно.

С помощью расчетного эксперимента исследовалось влияние угловых размеров конечных элементов в зоне контакта шины с опорной поверхностью на НДС шины при действии нормальной нагрузки. Результаты расчетов приведены на рис. 5.

При угловых размерах конечных элементов 8° расчетные величины интенсивности деформации резиновой матрицы в зоне кромок брекера по сравнению с предельным значением этой величины отличаются не более чем на 2,5%. Для проведения расчетов рекомендованы величины угловых размеров конечных элементов 8°и менее для моделирования зоны контакта шины с опорной поверхностью.

Угловой размер элемента, град.

- интенсивность деформаций по кромкам брекера меридиональные деформации бОКОВОЙ С!вики шины

- деформации сдвига в плоскости слоев корда каркаса боковой стенки шины

- предельные значения величин при стремлении углового размера элементов к нулю

Угловой размер конечного элемента, град Рис. 5 Изменение деформаций шины 175/701113 при действии внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н в зависимости от углового размера конечных элементов в зоне контакта.

Исследовалось влияние типов конечных элементов и их линейных размеров в меридиональном направлении на деформации резиновой матрицы в зоне кромок брекера шины 175/70R13. Результаты приведены на рис. 6. Для математической модели, использующей сочетание мембранных ор-тотропных и объемных шотропных конечных элементов, при моделировании резинокордной структуры брекера при линейном размере элементов 7мм расчетная величина интенсивности деформации в зоне кромок брекера по сравнению с предельным значением отличается на 15,5%. Чтобы это отличие составляло не более 10% линейный размер конечных элементов не должен превышать 5 мм. Меньше и предельная величина интенсивности деформаций в зоне кромок брекера при стремлении линейного размера элемента к нулю.

- моделирование резинокордных слоев сочетаеием объёмных изотропных элементов различной жеагости

- моделирование резинокордных слоев сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов

а__ - предельные значения величин при

стремлении линейных размеров конечных элементов к нулю

Линейный размер конечных элементов, мм

Рис. 6 Влияние линейных размеров конечных элементов на величину интенсивности деформаций в зоне кромок брекера шины 175/70R13 при действии внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н

При моделировании резинокордной структуры брекера сочетанием объемных изотропных конечных элементов различной жесткости различие расчетных значений интенсивности деформации резиновой матрицы в зоне кромок брекера для линейных размеров конечных элементов 7 мм и 14 мм не превышаег 10% Таким образом, при моделировании резинокордной структуры брекера сочетанием объемных изотропных конечных элементов различной жесткости влияние линейных размеров конечных элементов существенно меньше, чем при применении других типов конечных элементов.

Исследовалось влияние толщины объемных изотропных конечных элементов, моделирующих резиновую матрицу между слоями брекера, на деформацию в зоне кромок брекера. Результаты расчетов показаны на рис. 7. При моделировании резинокордной структуры брекера сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных конечных элементов для толщины конечных элементов 0,2 мм отличие расчетной величины интенсивности деформации по сравнению с предельным значением этой величины составляет 20%. Чтобы обеспечить отличие расчетной величины деформаций от их предельного значения не выше 10%, толщина конечных элементов должна быть не более 0,05 мм (1/10 часть от диаметра нити брекера).

я 5

- моделировании резинокордных слоев сочетанием объёмных изотропных элементов различной жесткости 0-э - моделировании резинокордных слоев сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных элементов

. _ - предельные значения величин при

_____ стремлении толщины конечных

элементов к нулю

Толщина конечных элементов, мм Рис. 7 Влияние толщины конечных элементов на величину интенсивности деформации зоны кромок брекера шины 175/701113 при действии внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н.

В случае моделирования резинокордной структуры брекера сочетанием объемных изотропных конечных элементов различной жесткости, при толщине элементов, моделирующих резиновую матрицу между слоями брекера, равной 0,35 мм и менее (при этом резиновая матрица по толщине моделируется двумя конечными элементами) величина деформаций в зоне кромок брекера не зависит от изменения толщины элементов (см. рис. 7). Уровень деформаций существенно ниже, чем при моделировании резинокордной структуры брекера сочетанием мембранных ортотропных и объемных изотропных конечных элементов.

На основании расчетов плоского и цилиндрического резинокордных образцов, а также легковых радиальных шин разработан метод расчета НДС резиновой матрицы резинокордного композита в зонах вероятного разрушения радиальных шин.

В соответствии с методом моделирование резинокордной структуры радиальных шин осуществляется с помощью объемных изотропных конечных элементов различной жесткости, отдельно рассматривающих нити корда и резиновую матрицу. Расчеты, проведенные с их применением, дают более стабильные результаты по сравнению с конечными элементами других типов, мало зависящие от линейных размеров элементом и их толщины. Рекомендуется использовать конечные элементы с угловыми размерами в зоне контакта не более 8°, в зоне противоположной контакту - не более 15°. По толщине резиновые прослойки между соседними резинокордными слоями должны моделироваться двумя конечными элементами, линейный размер которых не лимитирован.

Третья глава посвящена анализу расчетных и экспериментальных данных о НДС в зонах вероятного разрушения радиальных шин.

Проведено сопоставление результатов расчета НДС резиновой матрицы резинокордной системы надбортовой зоны и зоны кромок брекера шины 175/70R13 с экспериментальными данными, полученными поляриза-ционно-оптическим методом (метод «замораживаемых» вклеек) (см. рис. 8, 9 и Таблицы 2,3).

Таблица 2

Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по НДС резиновой матрицы надбортовой зоны шины 175/70R13 при действии внутреннего давления 0,2 МПа_

Зоны концентрации напряжений Напряжения (01-03)1 Mlla

Результаты расчета Экспериментальные данные

Кромка заворота каркаса (зона А) 0,42 0,70

Зона контакта шины с закраиной обода (зона Б) 0,78 0,98

Нижняя часть наполнительного шнура (зона В) 0,22 0,39

Граница бортовой кордной ленты (зона Г) 1,10 0,72

Кромка бортовой кордной ленты (зона Д) 0,20 0,30

Разиосгь имнных

напряжений а 1 - аЗ ,, кг/мм*мм

gbl.JLJLE-Dl i- У . S2E- DSU «s i-7 . НЬЕ- Zi'i. щ >5 . ¿¿¿¿Е- Ш S 5SE-D3! " rl. Ü7E-D2

Рис. 8 Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по НДС резиновой матрицы надбортовой зоны шины 175/70R13 при действии внутреннего давления 0,2 МПа:

а) - результаты расчета; б) - экспериментальные данные (цифрами показаны порядки полос равных разностей главных напряжений 01-03).

Таблица 3

Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по НДС резиновой матрицы в зоне кромок брекера шины 175/701113 при действии внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н.

__ грузк

Напряжения (0|-д3), МПа

Зоны концетра-ции напряжений

Прослойка «кар-кас-брекер» (зона А)

Результаты расчета | Экспериментальные данные

Нагружение внутренним давлением 0,2 МПа

0,31

0,30

Нагружение внутренним давлением 0,2 МПа и __нормальной нагрузкой 3972 Н_

0,41

0,20

Граница «про-тектор-брекер» (зона Б)__

Нагружение внутренним давлением 0.2 МПа и _нормальной нагрузкой 3972 Н

0,40

Нагружение внутренним давлением 0,2 МПа

Разность главных напряжений сх, - as, кг/мм*мм

■ +3.1 S »з.:

5 +2.1 Я

s И.

■ ♦5

■ и.

Нагружен

и нормальной нагрузко!

а **» ^

там давлением 0?2 КЩа

а) б)

Рис. 9 Сравнение результатов расчета и экспериментальных данных по НДС резиновой матрицы в зоне кромок брекера шины 175/70RI3 при действии внутреннего давления 0,2 МПа и нормальной нагрузки 3972 Н: а) - результаты расчета; б) - экспериментальные данные (цифрами показаны порядки полос равных разностей напряжений 0Г0з).

Расчеты выполнялись с помощью разработанного метода определения НДС резиновой матрицы зон вероятного разрушения радиальных шин с использованием для моделирования резинокордных слоев шины сочетания объемных изотропных конечных элементов различной жесткости. Угловой размер конечных элементов составлял 4,1° (88 элементов по окружности шины). Линейный размер конечных элементов в меридиональном направлении, моделирующих резинокордную структуру текстильной бортовой ленты, составлял 4,5 мм, моделирующих структуру брекера - 7 мм. Структура наполнительного шнура в зоне кромок заворота каркаса по толщине моделировалась пятью конечными элементами (толщина конечных элементов варьировалась от 0,3 до 1,3 мм), резиновая прослойка «каркас-брекер» моделировалась тремя конечными элементами по ее толщине (толщина конечных элементов составляла от 0,2 до 0,5 мм).

Из рисунков и таблиц видно, что картины распределения расчетных и экспериментальных значений величин разностей главных напряжений в меридиональной плоскости сечения шины ОрОз подобны. Зоны максимальных и минимальных значений напряжений практически совпадают.

Определена расчетная зона концентрации деформаций резиновой матрицы в зоне кромок брекера шины 175/70R13 при действии нормальной нагрузки 3972 Н и внутреннего давления 0,2 МПа (см. рис. 96).

в)

а) Область начала "02 образования трещины

I" " »vi 1

/ 1 J-. 1 -J 1 J--

б) Зона максимальных

деформаций 1

«5

j__ _дд----«).__

LI \ _ i- i i i i ! ___i__

i i i

t i ! i

Иктаищ*ное?» д»форияцяА /яд/

■ <0 «7Е 0

■ «О 4Э8Е D

5 <0 ЭМЕ 0

□ •0 341ЕВ

_ >с М(Е О Я .019«Ев g.OUiEO

■ •> «2*1з ' Пеито кощакта

Угловая координата шины, град

Рис. 9 Характер разрушения и расчет деформаций в зоне кромок бре-керашины 175/70R13:

а) - характер разрушения шины в эксплуатации в зоне кромок брекера; б)-расчетные значения интенсивности деформаций в зоне кромок брекера; в)-ж)-расчетное распределение компонент деформаций резиновой матрицы между слоями брекера в зоне кромок" в окружном направлении: в)-меридиональные деформации е(; г)-деформации сдвига jn, л)- деформации сдвига у23; е)- деформации сдвига уп; ж)- интенсивность деформаций 8;.

Зона максимальных значений интенсивности деформаций резиновой матрицы расположена между слоями брекера, что соответствует экспериментально наблюдаемой области начала образования трещины (см. рис 9а). Максимальная величина интенсивности деформации резиновой матрицы в зоне кромок брекера за оборот колеса составляет 0,487 ед. (48,7%).

Аналогичные расчеты проведены для надбортовой зоны шины 175/70R13 при действии нормальной нагрузки 3972 Н и внутреннего давления 0,2 МПа. Расчетная зона концентрации интенсивности деформации соответствует области начала образования трещины (см. рис. 10).

На основании проведенных расчетных исследований в диссертации сделан вывод о применимости разработанного метода расчета НДС резиновой матрицы резинокордной системы радиальных шин при эксплуатацион-

ной нагрузке для прогнозирования зон их вероятного разрушения в услови ях стендовых испытаний и в эксплуатации.

Рис. 10 Характер разрушения и расчет интенсивности деформаций в над-бортовой зоне шины 175/70R13:

а) - зона разрушения шины в эксплуатации в надбортовой зоне, б) - расчетные значения интенсивности деформаций в надбортовой зоне.

Четвертая глава посвящена определению предела усталостной прочности резинокордного композита при различных типах НДС.

В зонах вероятного разрушения шины (кромки брекера, надбортовая зона) возникает сложное, трехосное НДС, относительные удлинения и деформации сдвига которого имеют один порядок и должны учитываться при расчете на прочность (см. рис. 9, 10). Применяемые в настоящее время в отечественной практике методы оценки усталостной прочности шинных резин предполагают испытания образцов из резин на многократное растяжение или знакопеременный изгиб. При этом в образцах реализуется или простое растяжение или знакопеременное растяжение-сжатие (при изгибе).

Для определения усталостной прочности резиновой матрицы при сложном НДС различного типа в диссертации использовались предложенные рядом авторов (Гамлицкий Ю.А., Швачич М.В., Власко A.B.) резино-кордные образцы с различными углами наклона нитей металлокорда по отношению к оси растяжения образца. При растяжении таких образцов в резиновой матрице резинокордного композита возникает сложное НДС различных типов от близкого к простому растяжению (при угле наклона нитей

корда 54° к оси образца г,1=-2г.2=-2сз, где £, - относительные удлинения резиновой матрицы вдоль главных осей) до близкого к чистому сдвигу (при угле наклона нитей 90° г1=-£з, е2=0). На рис. 11 показано расчетное изменение величин интенсивности деформации в резиновой матрице таких рези-нокордных образцов, относительного удлинения поперек нитей корда и деформаций сдвига в плоскости образца в зависимости от угла наклона нитей при растяжении образцов на 10% от их длины.

р д -Интенсивность

деформаций ..<>. -Относительное

удлиннение €К> -Деформация сдвига

Угол наклона корда к оси образца, град Рис. 11 Расчетная зависимость интенсивности деформации, относительного удлинения поперек нитей корда и деформации сдвига резиновой матрицы резинокордного образца от утла наклона нитей корда к оси растяжения образца.

На образцах такого же типа проведены усталостные испытания на машине МРС-2 и построены кривые Велера (связь амплитуды деформаций с числом циклов деформирования образцов до разрушения) для нескольких значений углов наклона нитей корда (20°, 45°, 90°). В диссертации предложено строить кривые усталости резиновой матрицы резинокордных образцов для максимальных значений интенсивности деформации резиновой матрицы за цикл деформирования образца (см. рис. 12а). В этом случае пределы усталостной прочности для интенсивностей деформаций образцов различных типов близки. Построена огибающая для этих кривых, которая обобщает результаты испытаний образцов с различными типами НДС.

Для других показателей (относительные удлинения, напряжения, энергия деформации) пределы прочности резиновой матрицы различаются для разных типов деформированных состояний. Для близких значений относительных удлинений, напряжений, энергии деформации величины числа циклов до разрушения различаются почти в 4 раза.

Проведенное испытание резинокордных образцов со статической составляющей деформаций показало зависимость предела усталости резиновой матрицы от величины статической составляющей интенсивности де-

формаций. Пределы усталостной прочности, определенные для кривых усталостной выносливости при максимальных значениях интенсивности деформаций цикла близки (см. рис. 126), построенные для амплитуд интенсивности деформаций циклов различаются (см. рис. 12в).

Рис. 12 Результаты усталостных испытаний резинокордных образцов: а)- зависимость интенсивности деформации для образцов с различными углами наклона нитей от числа циклов до разрушения; б), в) - влияние статической составляющей цикла на усталостную выносливость; б) - зависимость максимального значения интенсивности деформации от числа циклов до разрушения; в) - зависимость амплитуды интенсивности деформации от числа циклов до разрушения.

Пределом усталостной прочности для резиновой матрицы резино-кордного композита для сложного НДС рекомендуется величина максимального значения интенсивности разрывной деформации за цикл деформирования образца (ei mai ря,р), определенная на базе испытаний образцов 5-106 циклов. База испытаний соответствует числу циклов элементов легковых шин на пробеге около 10 тыс. км, что применимо для оценки прочности в условиях стендовых испытаний. Результаты усталостных испытаний могут быть экстраполированы на один порядок (5-107 циклов), что соответствует пробегу шин в эксплуатации около 100 тыс. км.

По результатам проведенных испытаний обкладочной резины брекера (шифр 2э2560) предел ее усталостной прочности Ei 1ши ра,р. составляет 0,25 ед. (25%).

Расчетный запас усталостной выносливости зоны кромок брекера шины 175/70R13 прасч равен:

Прасч.~~£| max pflipV^'i шя! 0,25/0,487=K),51

Величину расчетного запаса прочности рекомендуется использовать для прогнозирования работоспособности радиальных шин в условиях стендовых испытаний и в эксплуатации и сравнительной оценки их конструкций.

Пятая глава посвящена разработке метода выбора конфигурации профиля радиальных шин с повышенной усталостной прочностью.

С помощью разработанного метода расчета НДС и усталостной прочности радиальных шин исследовалось влияние геометрических параметров профиля на параметры циклов напряжений и деформаций в зонах вероятного разрушения радиальных шин.

При традиционном подходе к выбору конфигурации профиля радиальных шин форму его боковой стенки строят близкой к траектории, принимаемой ею при действии на шину внутреннего давления (так называемый метод построения равновесной конфигурации шины). Такое решение обеспечивает минимальные напряжения и деформации в корде и резине при на-гружении внутренним давлением. Но такой подход не гарантирует снижения максимальной величины и размахов циклов деформаций в шине, определяющих усталостную прочность конструкции. Анализ напряжений и деформаций современных шин показал значительную величину деформаций резиновой матрицы резинокордного композита в зоне кромок брекера этих конструкций, что приводит к большому числу отказов шин в эксплуатации по разрушению брекера.

В соответствии с методом выбора конфигурации профиля радиальных шин по теории RCOT ф. Bridgestone для повышения эксплуатационных свойств радиальных шин (улучшения устойчивости и управляемости автомобиля, снижения потерь на качение и др.) предложен неравновесный профиль шины. Конфигурация его боковой стенки по пресс-форме характеризуется увеличенной по сравнению с равновесной конфигурацией профиля высотой оси самого широкого места шины Н], увеличенным по сравнению с посадочной шириной раствором бортов шины по пресс-форме Вб0рТОв, определенными величинами радиусов кривизны боковой стенки в плечевой и надбортовой зонах. Параметры зоны беговой дорожки профиля шины этим методом не оптимизируются. Повышение усталостной прочности шин в рамках этого мегода не рассматривается.

На основе предложенной ранее Третьяковым О.Б. и автором теории оптимизации циклов напряжений и деформаций в шине (теория CSSOT: Cycles Stress/Strain Optimization Theory) в диссертации предложен метод выбора конфигурации профиля радиальных шин (метод CSSOT). В соответствии с этим методом профиль радиальных шин характеризуется следующими отличиями от равновесной конфигурации шины:

- конфигурацией боковой стенки шины со смещенным в сторону-протектора положением самого широкого места профиля (Н]);

- увеличенным раствором бортов (Вбортов);

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

- уменьшенной стрелой прогиба дуги протектора (И) (см. рис. 13). Этот комплекс решений обеспечивает снижение максимальных значений интенсивности деформаций резиновой матрицы кромок брекера радиальных шин и повышение их работоспособности.

Рис. 13 Выбор конфигурации профиля радиальных шин по методу

а) - размеры профиля, определяемые по методу CSSOT; б) - конфигурации профилей шин в соответствии с различными методами их выбора.

Расчетным путем исследовалось влияние величины стрелы прогиба дуги протектора на деформации зоны кромок брекера шины 175/70R13 (см. рис. 14а). Показано, что при уменьшении стрелы дуги протектора на 25% величина интенсивности деформаций в зоне кромок брекера уменьшается на 8%. Чтобы не ухудшить работоспособность других элементов шины, в частности, надбортовой зоны, лимитируется угол наклона нормали к профилю внутренней поверхности шины в этом месте.

Также расчетным путем исследовалось влияние положения высоты самого широкого места профиля на деформации кромок брекера шины 175/70R13. При увеличении высоты самого широкого места профиля на 16% деформации зоны кромок брекера уменьшаются на 5% (см. рис. 146). Увеличение раствора бортов шины по пресс-форме по сравнению с посадочной шириной обода практически не сказывается на нагруженности кромок брекера (см. рис. 14в).

а)

б)

CSSOT:

)Х

га Ö

-j *" О 1 -III. — — . ■ -.............. I... — I...-.I. I II ■ .1. .1 I

a»J es ou о» eis

Стрела луги протектора, отн ел

а)

2 Высота самого широкого места профиля, отн ел Раствор бортов по пресс-форме, отн ед

б) в)

Рис. 14 Зависимость интенсивное™ деформаций по кромкам брекера шины 175/70К13 от следующих параметров:

а) - величины стрелы дуги протектора; б) - высоты самого широкого места профиля шины; в) - раствора бортов шины по пресс-форме.

В целом, нагруженность кромок брекера шины 175/70R13 с конфигурацией профиля, определенной по методу CSSOT, по сравнению с конфигурацией профиля, определенной по методу равновесной конфигурации шины, уменьшается на 12,5%. Конфигурации профиля в соответствии с методом RCOT позволяет уменьшить деформации зоны кромок брекера только на 5-6%.

Предложенный метод выбора конфигурации профилей радиальных шин применен при создании перспективных конструкций грузовых и легковых шин, показавших преимущества по усталостной прочности резино-кордной системы в зоне кромок брекера на 10-15% по сравнению с традиционными конструкциями шин (см. Табл. 4).

С применением разработанных в диссертации методов созданы конструкции легковых и грузовых радиальных шин, серийно выпускающиеся в настоящее время на шинных предприятиях России и стран СНГ. Девять моделей легковых и грузовых шин приняты на комплектацию автопредпния-тиями России, в частности: 175/70R13 мод. Бц-20 (ПО «АВТОВАЗ»), 195/65R15 мод. КС-4, 185/75R16C мод. 31В, VS-21 (ОАО «ГАЗ»), 9.00R20 мод. 40В (AMO «ЗИЛ»).

Таблица 4

Работоспособность шин 11.001120 с конфигурациями профилей, определенными в соответствии с различными методами, в условиях стендовых

Наименование показателей Шины 1 .00К20

Профиль строения конфигур (мод. И-1 по методу по-равновесной ации шины 11 А, эталон) 1 [рофиль по методу CSSOT (мод.1-101-1, И-318, опытная)

Стендовые испыта-

ния

Количество испытан-

ных шин, шт. 5 8

Общая работоспособ-

ность шин по методи-

ке 32-85а, км 4496 4918

Эксплуатация Количество испытан-

ныш шин, шт. 272 140

Количество разрушений брекера, % 13 6

Средний ресурс шин

по разрушениям брекера, тыс. км. 101,9 112

Основные выводы

1. Проведено исследование циклов НДС зон вероятного разрушения легковых и грузовых радиальных пневматических шин, приводящих к снижению их ресурса в эксплуатации. Показано, что в этих зонах возникает сложное трехосное НДС, все компоненты которого (относительные удлинения и деформации сдвига), должны учитываться при расчете усталостной прочности. Установлено, что расчетные величины относительных удлинений резиновой матрицы резинокордного композита достигают 0,2 ед. (20%), деформаций сдвига - 0,83 ед. (83%).

2. Разработан метод расчета циклов НДС и усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита в зонах вероятного разрушения радиальных пневматических шин при эксплуатационной нагрузке.

Метод основан на моделировании резинокордного композита как сочетания объемных изотропных конечных элементов различной жесткости, отдельно выделяющих резиновую матрицу и нити корда. Расчетным путем определены характерные размеры конечных элементов, обеспечивающие независимость результатов расчетов от сетки разбиения.

3. Для оценки нагруженности резиновой матрицы резинокордного композита в сложном НДС при циклическом деформировании предложен и

обоснован критерий усталостной прочности - максимальное значение интенсивности деформации (е, тах) за цикл нагружения (за оборот колеса).

4. С целью определения предела усталостной прочности резин в сложном НДС для предложенного критерия по результатам усталостных испытаний резинокордных образцов с различным типом НДС построена обобщенная кривая Велера усталостной выносливости обкладочной резины брекера. Определен предел усталостной прочности обкладочной резины брекера (шифр 2э2560) на базе испытаний образцов 5-106 циклов, который составляет 0,25 ед. (25%).

5. Для оценки уст&чостной прочности конструкций радиальных шин на стадии проектирования предложено использовать величину расчетного запаса прочности (прас,), определяемого как отношение максимальной интенсивности деформаций резиновой матрицы при разрушении на базе испытаний образцов 5.106 циклов (е, mas рюр) к максимальному расчетному значению интенсивности деформаций шины за оборот колеса (е, шахраи-):

Прасч — Б( niü\ разр шах расч

6. С целью проверки адекватности разработанного метода расчета проведено сопоставление расчетных величин деформаций радиальных шин с экспериментальными данными, полученными методами тензометрии и фотоупругости. Установлено соответствие областей максимальных расчетных значений интенсивности деформаций зонам усталостного разрушения радиальных шин в условиях стендовых и эксплуатационных испытаний.

7. На основе расчетных исследований циклов НДС и усталостной прочности радиальных пневматических шин разработан новый метод выбора конфигурации их профилей, обеспечивающий повышение усталостной прочности зоны кромок брекера на 10-15%. Технические решения по конструкциям радиальных шин, разработанных с использованием этого метода, защищены авторским свидетельством на изобретение и патентом РФ.

8. С применением разработанных в диссертации методов созданы конструкции легковых и грузовых радиальных шин, серийно выпускающиеся в настоящее время на шинных предприятиях России и стран СНГ. Девять моделей легковых и грузовых шин приняты на комплектацию авто-предпниятиями России, в частности: 175/70R13 мод. Бц-20 (ПО «АВТОВАЗ»), 195/65R15 мод. КС-4, 185/75R16C мод. 31В, VS-21 (ОАО «ГАЗ»), 9.00R20 мод. 40В (AMO «ЗИЛ»),

Основное содержание диссертации изложено в следующих работах:

1. Третьяков О.Б., Соколов С.Л., Анализ адекватности методов расчета напряженно-деформированного состояния элементов пневматических шин/,'Механика резины и конструирование резиновых технических изделий: Препринты Междунар. Конф. по каучуку и резине «Rubber-84».-М., 1984,-Секция В. -ч.2-Препринт В36 (13с.).

2. Третьяков О.Б., Соколов C.JI. Математическое моделирование и вычислительный эксперимент по определению напряженно-деформированного состояния шин. В кн.: Исследование механики пневматической шины. Сб. научных трудов. ЦНИИТЭнефтехим. -М., 1988, с. 12-24.

3. Tretyakov О.В., Sokolov S.L. Tire Design Theory Based on Optimization of Stress/Strain Cycles of its Elements (CSSOT)/VTSTCA.-1989 (Apr.-June).-Vol.17-N2.-p. 100-108.

4. Третьяков О.Б., Соколов C.JI. Математическое моделирование напряженно-деформированного состояния и критерии усталостного разрушения шин. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Материалы 1 всесоюзной конференции. M., 1989.С.59-65.

5. Авторское свидетельство №1705132 «Покрышка пневматической шины» Дроздова В.В., Соколов С.Л., Тартаковер Е.И., Боева Г.А., Гладких С.А. Приоритет от 08.06.1990г.

6. Белкин А.Е., Гандельсман В.З., Соколов С.Л. и др. Расчетное и экспериментальное исследование деформации резинокордных оболочек вращения (радиальных шин). Сб. трудов ХУ Всесоюзной конференции по теории оболочек и пластин, том 1. -Казань., 1990.-C.480-485.

7. Tretyakov O.B.-, Sokolov S.L. Strength and Failure of Articles from Rubber Cord Composite Materials. Mechanics of polymer composites. Third International Symposium. Prague, Czechoslovakia, April 16-18, 1991.

8. Третьяков О.Б., Соколов С.Л. Полный расчет пневматической шины: расчет циклов деформаций при качении. Сб. трудов шестой международной конференции по методам расчета изделий из высокоэластичных материалов «Elastomers». 3-7 февраля 1992 г., Юрмала.

9. Патент на изобретение №2032547 РФ «Пневматическая шина большой грузоподъёмности» Ермиченко Т.И., Кузнецова Л.Д., Ненахов Б.В., Соколов С.Л., Кузнецов В.В., Овчинников М.М., Бронникова Э.М. Приоритет 11.12.1992г.

Ю.Соколов С.Л., Ненахов А.Б. Применение метода конечных элементов к решению задачи о нагружении радиальных шин локальной нагрузкой. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Математические методы в механике, конструировании и технологии. 6 Симпозиум. М.: НИИШП, 9-13 окт. 1995., с. 239-243.

П.Соколов С.Л., Ненахов А.Б. Методические подходы к расчету радиальных пневматических шин методом конечных элементов. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Задачи на пороге XXI века. 7 Симпозиум. М., НИИШП, 21-25 окг. 1996, с.203-206.

12. Соколов С.Л., Соколова Н.В. Анализ контактных напряжений легковых шин расчетными и экспериментальными методами. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Задачи на пороге XXI века. 7 Симпозиум. М„ НИИШП, 21-25 окт. 1996, с.207-211.

13. Соколов C.JL, Мухин О.Н., Левковская Э.Я., Володина Т.Н., Горская Л.П., Слюдиков Л.Д. Проектирование семейства шин. Каучук и резина, 1996, №4, с. 12-16.

14. Соколов С.Л., Иенахов А.Б., Соколова Н.В. Методические подходы к расчету контактных напряжений радиальных пневматических шин методом конечных элементов и их экспериментальная оценка. Каучук и резина, 1997, № 2, с.29-32.

15.Ненахов А.Б., Соколов С.Л., Марченко С.И., Соколова Н.В. Определение поля температур радиальных шин при качении на основе расчета деформаций методом конечных элементов. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Дорога, шина, автомобиль. 8 Симпозиум. М., НИИШП, 20-24 окт. 1997., с.284-293.

16. Соколов СЛ., Ненахов А.Б., Марченко С.И., Орлов В.И., Свинов В.М. Использование метода конечных элементов при проектировании шин. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Надежность, стабильность, качество. 9 Симпозиум. М., НИИШП, 1998., с. 336-346.

17. Марченко С.И., Соколов СЛ., Ненахов А.Б., Свинов В.М. Расчетный комплекс проектирования шин на основе метода конечных элементов. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Десятый юбилейный симпозиум. М., НИИШП, 18-22 окт. 1999., с. 165-171.

18. Ненахов А.Б. Гальперин Л.Р., Соколов С.Л., Оптимизация конструкции пневматических шин на стадии проектирования. Каучук и резина, 2000, № 2, с.25-34.

19. Ненахов А.Б., Кудрявцев Е.П., Соколов С.Л. Расчет влияния технологических отступлений в процессе производства на характеристики легковых радиальных шин. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Одиннадцатый симпозиум. Том 2, М., НИИШП, 23-27 окт. 2000, с.78-88.

20. Ненахов А.Б., Соколов С.Л. Сравнительный анализ результатов расчетов. радиальных пневматических шин по различным мапемашческим моделям. Сб. трудов: Проблемы шин и резинокордных композитов. Тринадцатый симпозиум. Том 2, М., НИИШП, 2002., том 2. с.37-58.

Подписано в печагь 0$ 2003 г. Формат 60x84/16

Тираж Заказ л2 Объем Гп.л

ООО "Альпопресс" тел 306-96-99/8-926-212-84-22

2oo3-f\

ifïsT

P13 35 б

Содержание диссертации автор исследовательской работы: кандидата технических наук, Соколов, Сергей Леонидович

Введение.

1. Литературный обзор.

1.1. Обзор методов расчета НДС радиальных шин.

1.2. Обзор методов оценки усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита.

1.3. Обзор методов выбора конфигурации профиля радиальных шин.

2. Метод расчета циклов изменения компонентов НДС в зонах усталостного разрушения радиальных шин при эксплуатационной нагрузке.

2.1. Метод конечных элементов.

2.2. Исследование влияния типов конечных элементов на НДС резинокордных образцов.

2.3. Исследование влияния размеров и типов конечных элементов на НДС радиальных шин.

3. Расчетный анализ НДС радиальных шин и зон их вероятного разрушения.

4. Определение предела усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита при различных типах НДС.

5. Метода выбора конфигурации профиля радиальных шин с повышенной усталостной прочностью.

Введение диссертация по механике, на тему "Исследование напряженно-деформированного состояния зон усталостного разрушения радиальных пневматических шин"

В настоящее время в отечественной практике конструирования радиальных шин практически отсутствуют методы расчета усталостной прочности зон вероятного разрушения на стадии проектирования. Публикации зарубежных авторов по этому вопросу не выходят за рамки научных изысканий, что затрудняет использование предложенных в них теоретических положений при проектировании шин. Определяемые при проектировании радиальных шин статические запасы прочности нитей каркаса, брекера и проволочек бортового кольца при действии внутреннего давления не определяют действительную нагруженность материалов при качении шины и не являются характеристиками усталостной прочности резинокордного композита. Существующая методика расчета условной долговечности кромок брекера радиальных шин предназначена для расчетной оценки прочности на границе металлокорда брекера с резиной в этой зоне, усталостная прочность резиновой матрицы в зоне кромок не определяется.

Для определения усталостной прочности на стадии проектирования необходим расчет циклов изменения компонентов напряженно-деформированного состояния (НДС) для зон вероятного разрушения радиальных шин при эксплуатационной нагрузке. Существующие методики расчета напряженно-деформированного состояния радиальных шин недостаточно полно учитывают структуру шины, не позволяя рассчитать непосредственно вероятные зоны разрушения, усредняя величины деформаций по толщине шины или рассматривая только отдельные детали шины (например, прослойку «каркас-брекер» в применяемых в настоящее время методиках расчета радиальных шин как трехслойных оболочек).

Отсутствие рекомендаций по выбору конфигурации профилей радиальных шин с повышенной усталостной прочностью ограничивает возможности разработки перспективных радиальных шин с уменьшенным числом усталостных разрушений в эксплуатации.

Заключение диссертации по теме "Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры"

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

2. Разработан метод расчета НДС и усталостной прочности резиновой матрицы резинокордного композита в зонах вероятного разрушения радиальных пневматических шин при эксплуатационной нагрузке.

2. Для оценки нагруженности резиновой матрицы резинокордного композита в сложном НДС при циклическом деформировании предложен и обоснован критерий усталостной прочности - максимальное значение интенсивности деформации (Si max) за цикл нагружения (за оборот колеса).

3. С целью определения предела усталостной прочности резин в сложном НДС для предложенного критерия по результатам усталостных испытаний резинокордных образцов с различным типом НДС построена обобщенная кривая Велера усталостной выносливости обкладочной резины брекера. Определен предел усталостной прочности обкладочной резины брекера (шифр 2э2560) на базе испытаний образцов 5-106 циклов, который составляет 0,25 ед. (25%).

4 Для оценки усталостной прочности конструкций радиальных шин на стадии проектирования предложено использовать величину расчетного запаса прочности (прасч ), определяемого как отношение максимальной интенсивности деформаций резиновой матрицы при разрушении на базе испытаний образцов 5.106 циклов (si max разр.) к максимальному расчетному значению интенсивности деформаций ШИНЫ за оборот колеса (%тахрасч.):

Прасч. Sj max разр'-^Si max расч.

5. С целью проверки адекватности разработанного метода расчета проведено сопоставление расчетных величин деформаций радиальных шин с экспериментальными данными, полученными методами тензометрии и фотоупругости. Установлено соответствие областей максимальных расчетных значений интенсивности деформаций зонам усталостного разрушения радиальных шин в условиях стендовых и эксплуатационных испытаний.

6. На основе расчетных исследований циклов НДС и усталостной прочности радиальных пневматических шин разработан метод выбора конфигурации их профилей, обеспечивающий повышение усталостной прочности зоны кромок брекера на 10-15%. Технические решения по конструкциям радиальных шин, разработанных с использованием этого метода, защищены авторским свидетельством на изобретение и патентом РФ.

7. С применением разработанных в диссертации методов созданы конструкции легковых и грузовых радиальных шин, серийно выпускающиеся в настоящее время на шинных предприятиях России и стран СНГ. Девять моделей легковых и грузовых шин приняты на комплектацию автопредпниятиями России, в частности: 175/70R13 мод. Бц-20 (ОАО «АВТОВАЗ»), 195/65R15 мод. КС-4, 185/75R16C мод. 31В, VS-21 (ОАО «ГАЗ»), 9.00R20 мод. 40В (ОАО «ЗИЛ»).

Список источников диссертации и автореферата по механике, кандидата технических наук, Соколов, Сергей Леонидович, Москва

1. Левковская Э.Я. Теоретическое и экспериментальное исследование напряжений и деформаций в брекере шин типа Р // Дисс.канд. техн. наук, М., НИИШП, 1970 г., 180 с.

2. Бидерман В.Л., Левковская Э.Я. К расчету радиальных и опоясанных диагональных шин. Сб. трудов НИИШП. М., 1974 г., с. 7-11.

3. Robecchi Е. Mechanics of the Pneumatic Tire. Part 11. The Laminar Model under Inflation and Rotation. Tire Science and Technology, TSTCA, Vol. 1, No 4, Nov. 1973, pp. 382-438.

4. Мухин O.H. В сб. «Расчеты на прочность» №15, М., Машиностроение, 1971 г., с. 58-87.

5. Bohm F. Zur Mechanic des Gurtelreifens. Ingenieur-Archiv, Vol. 35,1966, pp. 82-101.

6. Hofferberth W. Zur Festigkeit des Luftreifens. Kautschuk und Gummi, Kunststoffe, 1956, No 9, pp. 225-231.

7. Акасака Т., Кабе К. Деформации и усилия в нитях корда в шине при контакте с дорогой/ЛПрепринты международной конференции «Rubber-78», Киев, 1978 г., Bi8.

8. Фотинич О.В. К расчету радиальных шин. Сб. трудов НИИШП. М., 1974 г., с. 45-58.

9. Бидерман B.JL, Гершензон М.М. Расчет радиальной пневматической шины как трехслойной ортотропной оболочки // Известия ВУЗов. Машиностроение. №6, 1979 г., с. 83-87.

10. Белкин А.Е. Разработка системы моделей и методов расчета напряженно-деформированного и теплового состояний автомобильных радиальных шин // Дисс.докт. техн. наук, МГТУ им. Н.Э.Баумана, М., 1998 г., 284 с.

11. И. Белкин А.Е., Чернецов А.А. Расчет оболочек, слабо сопротивляющихся поперечным сдвигам, методом конечных элементов // Расчеты на прочность. М., Машиностроение. 1986 г., Вып. 27, с. 274-281.

12. Белкин А. Е., Уляшкин А.В. Расчет деформаций в беговой части радиальной шины с учетом межслойных сдвигов в брекере // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1990 г., №1, с. 86-90.

13. Белкин А.Е., Чернецов А.А. Расчет радиальных шин по нелинейной теории трехслойных оболочек // Изв. ВУЗов. Машиностроение. 1988 г., №3, с. 86-91.

14. Белкин А.Е., Чернецов А. А. Методика расчета напряженно-деформированного состояния легковых радиальных шин понелинейной теории трехслойных оболочек // Вестник МГТУ. Машиностроение. 1993 г., №2, с. 114-125.

15. Уляшкин А.В. Разработка методик расчета радиальных пневматических шин на основе теории многослойных армированных оболочек//Дисс.канд. техн. наук, МГИУ, М., 1996 г., 173 с.

16. Гуральник В.Е. Расчетное и экспериментальное исследование напряженно-деформированного состояния каркаса и боковины радиальных шин // Дисс.канд. техн. наук, НИИШП, М., 1984 г., 185 с.

17. Контанистов М.П. Расчет шин Р как оболочки Кирхгофа-Лява при неосесимметричном нагружении. Сб. трудов НИИШП. М., ЦНИИТЭнефтехим, 1988 г., с. 66-77.

18. Белкин А.Е. Расчет деформаций в беговой части легковой радиальной шины с учетом межслойных сдвигов в брекере // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1990 г., №3, с. 6-11.

19. Григолюк Э.И., Куликов Г.М. Многослойные армированные оболочки. Расчет пневматических шин. М., Машиностроение. 1988 г., 288 с.

20. Носатенко П.Я. Исследование геометрически нелинейного напряженно-деформированного состояния анизотропных оболочек вращения методом конечных элементов // М., МАМИ, 1984 г., 38 с. Деп. В ВИНИТИ 11.03.84 №1526-84.

21. Григолюк Э.И., Куликов Г.М. Механика композитных материалов, 1981 г., №3, с. 443-452.

22. Скорняков Э.С., Кваша Э.Н., Хоменя А.А., Бойков В.П. Эксплуатация и ремонт крупногабаритных шин. М., Химия. 1991 г., 128 с.

23. Новичков Ю.Н., Кузьмин А.С. Исследование напряженно-деформированного состояния слоистых оболочек вращения с