王国林;周伟;沈飞;周海超
【摘 要】利用ABAQUS软件建立计及复杂花纹的205/55R16型子午线轮胎3D有限元模型,通过接地试验验证了有限元模型的精度,并提取轮胎在滚动过程中单个节距花纹沟体积变化历程.结合Lighthill声学理论和FW-H方程,利用动网格技术将花纹沟体积变化历程作为流体计算边界条件,计算花纹泵浦噪声,并与试验结果取得了较好的一致性.在此基础上,分析了使用因素对轮胎泵浦噪声的影响,轮胎花纹泵浦噪声随载荷和速度的增加而增加,随着轮胎气压的增加而减小.泵浦噪声与滚动程中花纹沟体积变化率成正比,提出以单一节距花纹沟体积变化率作为泵浦噪声的评价指标,控制花纹沟变形可实现降噪,为设计低噪声轮胎提供了新思路.%A three-dimensional finite element model(FEA) of radial tire 205/55R16, considering the complex tread patterned tire's steady-state rolling, was established by ABAQUS software. The tire contact test was used to prove the reliability of FEA model, and the volume change behavior of single pitch pattern groove was achieved. Taking the changing course of single pitch pattern groove volume as boundary conditions, the Lighthill acoustic theory and FW-H
model was used to analyze the pumping noise and the simulation result was consistent with the test. On this basis, the influence of use factors on pumping noise was considered, it increases with the growth of load and vehicle speed and decreases with tire pressure growth. The pumping noise is substantially proportional to the volume change rate of single pitch pattern groove, which could be considered as the evaluation index of tire pumping noise. Controlling the pattern deform is beneficial to reduce the pumping noise, which provide a new idea for low-noise tire.
【期刊名称】《机械设计与制造》
【年(卷),期】2017(000)011
【总页数】4页(P63-66)
【关键词】子午线轮胎;泵浦噪声;花纹变形;数值仿真
【作 者】王国林;周伟;沈飞;周海超
【作者单位】江苏大学 汽车与交通工程学院,江苏 镇江 212013;江苏大学 汽车与交通工程学院,江苏 镇江 212013;江苏大学 汽车与交通工程学院,江苏 镇江 212013;江苏大学 汽车与交通工程学院,江苏 镇江 212013
【正文语种】中 文
【中图分类】TH16;U463.341;O35
随着汽车保有量的迅速发展增加，交通噪声已经成为噪声污染的主要来源，轮胎\路面噪声是主要来源。轮胎噪声主要包括：泵浦噪声、振动噪声、花纹块撞击噪声和空气动力学效应噪声等。当车速超过70 km/h时，轮胎花纹泵浦噪声成为重要的噪声源之一[1]；因此，开展泵浦噪声机理研究和提出降噪方法，对于低噪声轮胎设计具有重要的意义。
降噪轮胎文献[2]利用流体计算软件分析两端封闭的横沟花纹泵浦噪声，并与试验结果取得较好的一致性。文献[3]通过试验方法分析了轮胎横向花纹沟几何因素对轮胎噪声的影响，其中，横向花纹沟槽的长度对噪声影响最大。文献[4]运用声源叠加公式对斜向花纹进行了泵浦噪声计算，得到花纹沟尺寸对泵浦噪声的影响规律。
文献[5]基于对轮胎变形的力学分析提出了一种简单花纹沟泵浦噪声的半经验计算模型，计算结果与试验结果定性分析一致。文献[6]基于Lighthill声类比理论和涡声理论，对单个花纹沟的泵浦发声机理进行了阐述。文献[7]提出了轮胎花纹噪声的发生模型，通过实验-数值噪声反演方法辨识不同花纹沟的声源特性。上述研究着重对简单花纹泵浦噪声进行了分析，难以真实反映出实际滚动轮胎花纹变形特征，且未提出与花纹泵浦噪声相关的物理量及降噪方法。
以子午线轮胎205/55R16为研究对象，利用ABAQUS\Explicit模块模拟了带有复杂花纹轮胎的滚动过程，获取在轮胎滚动过程中单个节距花纹沟的体积变化历程；利用计算流体力学软件，结合Lighthill声学理论和动网格技术，将花纹沟变形历程映射到流体计算模型上，计算轮胎滚动过程中的泵浦噪声；在此基础上，发现花纹沟槽体积变形率与花纹泵浦噪声成正相关，控制花纹沟槽变形率可实现降噪，为设计低噪声轮胎提供了新思路。
2.1 几何建模与网格划分
利用ABAQUS建立计及复杂花纹的205/55R16型轮胎三维有限元模型，过程如下：（1）通过轮胎二维断面逆时针旋转5°，得到三维胎体网格模型，并用tie（贴合）命令将单个节距
花纹块与胎体部分贴合；（2）设置断面边界约束，将上述贴合部件旋转72份，得到带有复杂花纹轮胎的三维有限元模型，如图1所示。三维花纹轮胎模型节点为204125、单元为156321个组成。
2.2 材料模型与边界条件
橡胶材料采用Yeoh模型，采用C3D6R与C3D8R缩减积分单元可以较好的模拟橡胶体积不可压缩和非线性构关系；帘线-橡胶采用rebar layer模型模拟[8]。路面和轮辋简化为解析刚体，轮胎与轮辋之间为过盈接触，轮胎与路面接触摩擦采用采用Coulomb for Rolling摩擦模型；胎压设为240kPa，载荷为390kg。
2.3 有限元模型验证
为验证有限元模型的精度，在MTM-2轮胎综合强度试验机上进行轮胎静态接地试验，充气压力为240kPa，载荷为492kg。接地印痕试验和有限元分析结果，如图2所示。试验接地印痕长度为147mm，宽度为161mm；仿真接地印痕长度148mm，宽度为163.8mm，两者误差均小于2%。由此说明有限元模型精度较高，能满足工程应用。
2.4 轮胎滚动时单一节距花纹沟体积变化历程提取
花纹沟在滚动过程中的变化过程是计算泵浦噪声的边界条件，准确提取单一花纹沟从进入接地区和离开接地区的变形过程是噪声预测的关键。利用ABAQUS/Explicit显示求解其计算速度为80km/h显示滚动过程，提取了花纹沟的变形过程，单一节距花纹沟体积随时间的变化历程，如图3所示。由图可知，花纹沟体积先减小后增大；在进入和离开接地区时，花纹沟体积急剧变化；花纹沟体积从最大到最小所需时间大概为0.005s，减小体积为最大体积的11.5%。
3.1 气动声学理论
Lighthill气动声学波动方程反映了流体中声波运动与流场参数的关系[9]。FW-H方程是通过Lighthill声类比的方法直接由N-S方程推导的，其积分面可以位于声音传播的非线性区域[10]，运动物体在流体中的发声问题可用FW-H方程表示为：
式中：f—花纹沟壁面；H（f）—阶跃函数；δ（f）—狄拉克函数：
式中：nj—指向曲面外部区域（fgt;0）的单位法向量；un—（f=0）面上的法向速度；vn—
物面速度的法向分量；i，j，k—笛卡尔坐标系的x，y，z轴的正方向。可压流体应力张量Pij和Lighthill
应力张量Tij分别为：
式中：ρuiuj—流体运动引起的湍流应力，等价于四极子源；Pij—物体表面作用在流体上的力引起的偶极子源；-c2
0（ρ-ρ0）—进入到流体中的非稳质量流，其作用与单极子源相当。
3.2 泵浦噪声计算
分析花纹泵浦噪声时，假设轮胎不动，给定空气相对速度来模拟轮胎与空气的相对运，建立接地区域的轮胎花纹沟流体型化，如图4所示。同时通过动网格技术（UDF）将2.4节得到的花纹沟的变形历程施加在流体模型上，重现花纹沟槽体积变化历程。花纹泵浦噪声CFD模型的计算域由接地区花纹沟和其附近的空气计算域组成，包括花纹沟内部及外部空气的流场。
流场仿真采用ANSYS-FLUENT进行，计算包含定常和非定常计算两部分，定常计算Realizable k-ω模型求解，并将其作为非定常计算的初始流场；非定常计算采用大涡模拟LES方法，仿真时间步长为1e-5s。压力和速度耦合采用SIMPLE算法，空间和时间参数均采用二阶精度的离散方法来提高计算精度。在声场计算中，定义花纹沟壁面为声源面，采用FW-H方程预测花纹气动噪声，并分析噪声产生的机制。
为验证花纹泵浦噪声计算方法的精确性，通过试验室转鼓法对轮胎进行了滚动噪声测试，如图5所示。采用声压测点的1/3倍频程进行对比，结果，如图6所示。
花纹泵浦噪声主要集中在800 Hz以上的中高频段内，由图6可知在800Hz以上的频段内，仿真与试验的声压级频谱曲线变化特征吻合度非常高，在1200Hz左右均出现了明显的噪声峰值。横向花纹沟和地面形成的空腔在1200Hz形成共振，使得在800Hz～2000Hz内试验噪声与计算噪声变化更为显著。本模型在计算分析时仅考虑花纹泵浦噪声部分，而试验分析结果为轮胎的综合噪声，因此试验测试结果在数值大于模拟结果。
3.3 使用因素与花纹沟体积变化率和泵浦噪声的关系
3.3.1 花纹沟体积变化率
当花纹进入接地区时，花纹沟受到压力，体积减小，将花纹沟内空气挤出；当花纹离开接地区时，花纹沟恢复变形，体积变大，将空气吸入花纹沟内，从而形成空气的泵浦效应，产生轮胎泵浦噪声。因此，泵浦噪声与单一节距花纹沟体积变形率β密切相关，其为单位时间内单一节距花纹沟体积的变化量。
式中：β—单一节距花纹沟体积变化率；Vmax—单一节距花纹沟未变形集体；Vmin—单一花纹沟节距完全进入接地区的体积；Δl—单个花纹节距长度；v—车速。
3.3.2 载荷对泵浦噪声的影响
在标准载荷和车速80km/h下，分析了75%、100%和125%三种载荷对泵浦噪声和单一节距花纹沟体积变形率β的影响。随着载荷增大，轮胎花纹体积变化率和泵浦噪声声压级增大，且声压级随着体积变化率β的增大而增大，如图7所示。
3.3.3 速度对泵浦噪声的影响
在标准载荷和气压下，分析了60km/h、80km/h和120km/h三种速度对泵浦噪声和单一节距花纹沟体积变形率β的影响。随着速度增加，单个节距花纹沟从接地到离地时间减小，花纹
沟体积变化率增大，气体与壁面之间的脉动压力浮动更剧烈，泵浦噪声增大，如图8所示。
3.3.4 轮胎气压对泵浦噪声的影响
在标准载荷下和80km/h速度下，分析了标准轮胎气压的75%、100%和125%三种工况的泵浦噪声和单一节距花纹沟体积变形率β。由图9可知，随着气压增加，轮胎花纹滚动过程中的体积变化率和泵浦噪声声压级减小。这是因为随着气压增加，轮胎外轮廓向外膨胀，增加了花纹沟的整体刚度，花纹沟体积变化率减小，从而减小了空气的泵浦速度，所以泵浦噪声降低。
3.3.5 泵浦噪声与花纹沟体积变化率的关系
通过上述计算结果可知，轮胎花纹泵浦噪声随载荷和速度的增加而增加，随着轮胎气压的增加而减小。上述所有方案的花纹泵浦噪声声压级与花纹沟体积变形速率之间两者之间的关系，两者有明显的相关性，如图10所示。因此，花纹沟体积变形率可以有效的评价轮胎花纹泵浦噪声，控制轮胎在滚动过程中花纹变形速率，即增加花纹刚度，可以降低轮胎的泵浦噪声，为设计低噪声高性能轮胎提供了方向。
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