基于順序熱力耦合的活絡模具花紋塊性能分析＊

孫 峰 王一斌 宋凱華 胡海明 李 林

（青島科技大學機電工程學院，山東 青島 266061）

硫化是輪胎成型的關鍵工序之一，輪胎胎胚在活絡模具中進行硫化，活絡模具的結構和性能對硫化質量起著至關重要的作用。型腔成型輪胎部分，其外輪廓在硫化工況下的應力、應變情況直接影響輪胎質量。本文以斜平面X1188輪胎活絡模具為例，運用ABAQUS有限元分析軟件進行順序熱力耦合分析[1-2]，得到輪胎模具花紋塊應力、位移分布云圖和變化規律，以期為模具設計提供參考依據。

1 模型建立

斜平面X1188輪胎活絡模具結構如圖1所示。

圖1 斜平面輪胎活絡模具結構

將模型各部件三維圖轉換為X_T格式，導入到ABAQUS軟件中，建立裝配，設定材料屬性，所有部件均采用45號鋼，其材料屬性如表1所示。對于部件相互作用方面，考慮到輪胎模具在合模硫化過程中各個部件緊密貼合，不會發生相互分離，所以定義為綁定約束。

表1 材料參數性能表

在硫化機的硫化工況下，輪胎活絡模具受到合模力和輪胎膠囊的內壓，合模力全部施加給上蓋，硫化機的合模力可以抵消輪胎膠囊內壓，保持模具閉合狀態[3-4]。同時，活絡模具還受到溫度的影響，包括上蓋、底座的熱量以及中套汽室內部過熱水傳遞的溫度，所以活絡模具在硫化過程中處于高溫高壓條件下，即熱-力耦合的雙重作用。

2 輪胎模具順序熱力耦合分析

2.1 輪胎模具整體式熱力耦合分析

根據輪胎活絡模具的工作條件，考慮到溫度和力的雙重影響，應對活絡模具進行順序熱力耦合分析。順序熱力耦合的分析步驟為先進行傳熱分析，將分析得到的溫度場結果帶入到模型的預定義場中作為初始條件，之后再進行應力分析。

首先進行傳熱分析，分析類型設定為Heat Transfer[5]，時間為 12 000 s（包括溫模過程和硫化過程），邊界條件設定為上蓋和底座150 ℃，中套汽室160 ℃，預定義場溫度為20 ℃。提交作業進行傳熱分析。

然后復制模型，將傳熱分析結果導入，設定載荷為上蓋合模力4 220 kN[6]，膠囊對型腔的內表面壓力2.7 MPa。由于硫化機與輪胎模具底座通過定位環固定，上蓋有法蘭盤連接，上下側板內環處由硫化機夾盤限制其位置，所以邊界條件設定為底座全約束，上蓋與上下側板中間環處全約束，網格單元為三維應力C3D4。花紋塊應力、位移分布如圖2所示。

由圖2可知，花紋塊受到的最大應力在花紋塊的上口徑拐角線處[7]，數值為17.98 MPa，最大位移發生在花紋塊側邊上半部分，數值為0.013 mm。花紋塊口徑部分與上側板的接觸面應力數值較大，主要集中在上口徑的拐角線附近，與下側板的接觸面應力數值較小，說明在合模力的作用下，花紋塊與上側板的擠壓力大于下側板。花紋塊內表面有兩區域應力較大，這是由于中套耐磨板對弓形座的壓力傳遞給花紋塊而形成的，而中套耐磨板主要是上半區域受擠壓，且弓形座的結構形狀是上窄下寬，所以上半區域應力值較高。位移云圖分布表明花紋塊上半部分擠壓變形較大。

圖2 花紋塊應力、位移分布云圖

由于花紋塊的應力分布云圖呈對稱分布，所以取花紋塊內表面左側部分與花紋塊側面兩處位置的應力變化曲線如圖3所示。

根據圖3a所示，花紋塊內表面應力分布從上到下先是逐漸增大，到達中間位置a點附近有一處應力峰值，大小為8.52 MPa，正好處于花紋塊腰帶臺階下環面位置，這說明弓形座與花紋塊在此位置有較大的擠壓，進而傳遞到花紋塊內表面。然后再往下應力數值逐漸減小，在b點位置應力數值最小為4.17 MPa，這一部分由于弓形座下半部分較厚，且中套耐磨板與弓形座的擠壓集中于上半部分而導致下半部分擠壓相對減弱的原因而形成的。接著從b點再往下應力又出現增長趨勢，其原因是最底部拐角線處由于擠壓變形的作用而出現應力集中現象，從而應力逐漸增大。根據圖3b所示，花紋塊側面應力分布由上到下應力不斷減小，相對比較均勻，說明花紋塊側面擠壓力上半部分大于下半部分。

圖3 有腰帶式花紋塊應力變化曲線圖

鑒于以上結論，在花紋塊的設計中可以針對應力較大位置對其結構做調整，上下口徑拐角線處可以采用圓弧或倒角過渡，由于花紋塊主要上半部分受力，所以可適當增加花紋塊上半部分厚度來減小應力，對于有腰帶的花紋塊可以適當增加腰帶臺階寬度和厚度來間接減小花紋塊中間的應力。

2.2 花紋塊口徑高度對應力位移的影響

花紋塊口徑部分與上下側板貼合，分別取花紋塊口徑高度尺寸為 10 mm、15 mm、20 mm、25 mm和30 mm，其中口徑高度為25 mm的與原模型一致，分析結果如圖4所示。取花紋塊上口徑、下口徑的最大應力及位移數值，結果如表2所示。

根據表2結果，花紋塊的應力與花紋塊的口徑高度成反比，即花紋塊的口徑高度越大，口徑部分與上下側板的實際接觸面積越大，從而應力越小，而位移整體變化不大。與圖4應力分布云圖對比，花紋塊整體的最大應力位移與上口徑部分的最大應力一致，下口徑部分應力較小。花紋塊的最大等效應力為26.39 MPa,花紋塊選用的材料為45號鋼，其許用應力為228 MPa，因此花紋塊的最大等效應力小于材料的許用應力，滿足要求。

表2 花紋塊不同口徑高度的最大應力位移

根據圖4應力分布云圖可以看出，改變花紋塊口徑高度對上下口徑部分的應力分布沒有影響，只是應力數值發生了改變，應力仍然集中于花紋塊上口徑的拐角線附近。對花紋塊內表面的應力分布和數值都有一定程度的影響，其中與腰帶位置等高處應力變化較大，其他部分影響較小。在模具設計中應當注重研究上口徑的受力情況，可以考慮適當增加口徑高度來減小花紋塊整體應力，對于有腰帶式結構可以間接降低其腰帶位置的應力。

圖4 花紋塊不同口徑高度應力分布云圖

2.3 花紋塊間的貼合面寬度對應力位移的影響

輪胎模具花紋塊與花紋塊之間通過側面貼合，分別取花紋塊實際貼合面間的寬度為10~40 mm，其中寬度為40 mm的與原模型一致。模擬得出花紋塊的最大應力、位移數值，結果如表3所示。

表3 花紋塊貼合面不同寬度的應力位移

根據表3結果，花紋塊的位移與花紋塊實際貼合面的寬度成反比，即實際貼合面寬度越大，花紋塊與花紋塊間的貼合面積越大，從而應力越小，而位移整體變化不大。

根據圖5應力分布云圖可以看出，實際貼合面寬度的改變對花紋塊側面應力的分布有影響，上半部分影響較大，應力集中于實際貼合面處，貼合面寬度越大，應力集中范圍越大，下半部分基本不變，這同時也證明了輪胎模具在硫化過程中花紋塊主要是上半部分受擠壓，基于花紋塊獨特的結構和輪胎模具硫化的實際工況，當側面上半部分應力增大時，其擠壓變形較大，從而其下半部分變形相對緩和，從而下半部分應力分布變化較小。

圖5 花紋塊貼合面不同寬度的應力分布云圖

在輪胎成型硫化中，花紋塊與花紋塊側面需要保證緊密貼合確保其氣密性，防止漏膠現象。在花紋塊的設計中可以考慮其部分貼合，如采用凸臺式結構，對貼合部分進行精加工，非貼合部分減小其加工精度要求，也可減少部分用料，而且貼合面寬度減小更容易準確定位，使其緊密貼合，保證氣密性。

2.4 花紋塊與弓形座采用無腰帶式配合

原模型采用的花紋塊與弓形座為有腰帶式結構，現將其改為無腰帶式結構，于是花紋塊與弓形座的配合方式[8]由圖6中a改變為b，對無腰帶式的模型進行順序熱力耦合分析，應力位移分布結果如圖7所示。

圖6 弓形座與花紋塊的配合面

圖7 無腰帶式花紋塊應力位移分布云圖

根據應力、位移分布云圖顯示結果，花紋塊受到的最大應力值為 17.32 MPa，最大位移為0.013 2 mm，根據結果對比，應力值減小了3.7%，位移量變化不大。花紋塊上下口徑部分的應力分布基本相同，花紋塊內表面應力分布不同，有腰帶式結構在腰帶位置等高處有應力集中區域，而無腰帶式結構中沒有，位移分布情況基本相同。

參照有腰帶式結構在同樣位置取點，根據應力、位移云圖結果繪制出如圖8所示的應力變化曲線圖。

對比圖3有腰帶式結構與圖8無腰帶式結構中應力變化曲線圖可以看出，有腰帶式結構花紋塊內表面與腰帶位置等高處有局部高峰區，而在無腰帶式結構中沒有，應力曲線相對平緩，說明由于花紋塊與弓形座腰帶處的擠壓而產生的應力集中，在無腰帶式結構中消除了這一情況。所以在模具設計選擇配合面時選用有腰帶式結構可更好地保證精準定位，但在腰帶位置有應力集中，選用無腰帶式配合，能夠減輕應力集中的情況。

圖8 無腰帶式花紋塊應力變化曲線圖

3 結語

（1）在硫化工況下，花紋塊內表面應力呈對稱分布，從上到下應力呈現先增大，再減小，接著再增大的趨勢。應力曲線有峰值區域，這是由于花紋塊與弓形座腰帶處的擠壓力所產生的應力集中，進而傳遞到花紋塊內表面。在花紋塊側面，上半部分擠壓力大于下半部分。花紋塊整體上半部分擠壓變形較大。

（2）改變花紋塊的口徑高度，得出口徑高度越大，實際貼合面積越大，應力越小，位移整體變化不大。花紋塊口徑高度對上下口徑部分的應力分布基本沒有影響，只是應力數值發生了改變，應力仍然集中于花紋塊上口徑的拐角線附近。對花紋塊內表面的應力分布和數值都有一定程度的影響，其中與腰帶位置等高處應力變化較大，其他部分影響較小。

（3）改變花紋塊貼合面寬度，得出貼合面寬度越大，應力越小，位移整體變化不大。實際貼合面寬度的改變對花紋塊側面應力的分布的上半部分影響較大，應力集中于實際貼合面處，貼合面寬度越大，應力集中范圍越大，下半部分基本不變。

（4）改變花紋塊與弓形座的配合方式對花紋塊的應力分布有影響，有腰帶式配合情況，花紋塊背面與弓形座在腰帶處擠壓力較大，進而傳遞到花紋塊內表面，在腰帶位置等高處形成應力高峰區。無腰帶式配合情況，應力數值相對減小，在腰帶位置沒有應力高峰區，消除了花紋塊內表面應力集中的情況，應力曲線相對平緩，所以在模具設計選擇配合面時選用無腰帶式配合，可減輕應力集中情況。