轮胎硫化是生产轮胎的最后一道工序，对改善成品胎的性能极其重要。目前，我国轮胎硫化机的发展十分迅速。但现有的硫化机多采用往胶囊中充放过热水、蒸汽和混合气体来实现胶囊的胀缩，并以此为硫化过程中的胎坯提供压力和热量。胶囊是一种柔性材质，在反复膨胀加压过程中容易损坏，使用寿命低，加大了胶料的损耗，并且很难精确控制供给轮胎的压力和热量，使得轮胎产生质量不均等缺陷^[1]。因此发展新型精密硫化机已经成为了轮胎行业发展的重要环节。

固特异IMPACT技术虽仍然使用胶囊进行硫化，但用氮气硫化代替过热水和蒸汽，大大减少了硫化时间。米其林C3M技术用电加热方式进行硫化，大大减少了能耗。倍耐力MIRS技术直接利用胎坯的气密层代替胶囊进行硫化，减少了胶料的损耗^[2-3]。

为解决传统硫化机胶囊的胶料和能源损耗过高的问题，在充分借鉴国内外新型硫化技术研究的基础上，本文设计了一种新型盘丝驱动内模直压机构，利用盘丝驱动机构实现了成型鼓的轴径向收缩运动，对内模直压机构进行了运动学设计和静力学分析。

1 盘丝驱动机构的结构及工作原理

盘丝驱动内模直压机构的结构如图1和图2所示。机构采用上下两个盘丝分别驱动大小成型鼓形成内模直压。大成型鼓和大卡爪连接，安装在大卡爪导向盘中，由大旋转盘丝驱动；小成型鼓和小卡爪连接，安装在小卡爪导向盘中，由小旋转盘丝驱动。大小成型鼓处于分离状态，其间的垂直距离大于生胎的高度。当电机带动轴Ⅰ和轴Ⅱ转动时，轴Ⅰ上的大波发生器在轴Ⅰ的带动下在大柔性齿轮内旋转并迫使柔性齿轮变形。在大波发生器椭圆长轴方向，大柔性齿轮与大刚性齿轮完全啮合。此时，齿轮副将运动传至大柔性齿轮，而大柔性齿轮将运动直接传给大旋转盘丝，使得大旋转盘丝转动^[4]。盘丝副将大旋转盘丝的转动转化为径向运动传至大成型鼓，使大成型鼓获得径向的运动。同时，轴Ⅱ上的小波发生器在轴Ⅱ的带动下在小柔性齿轮内旋转并迫使柔轮变形，经齿轮副和盘丝副将运动传至小成型鼓。小成型鼓作径向的运动。

在大小成型鼓作径向运动的同时，驱动机构的上半部分在压力机带动下下移至与大小成型鼓处于同一水平面时停止。机构的运动终了状态如图2所示，大小成型鼓处于极限胀开位置，大小成型鼓的分割面紧密贴合，所有成型鼓的外表面形成和轮胎内壁一样的形状，并且配合外模对轮胎施加硫化所需的压力。

当硫化结束后，电动机反转，使大小盘丝反向转动，大小成型鼓收缩。同时内模直压机构的上半部分（小成型鼓）上移至装胎的高度。此时取下成品胎，换上生胎并重复上述步骤。

盘丝驱动内模直压机构的特点如下：

机构采用刚性成型鼓代替柔性胶囊，可节省胶料和能源损耗，并可为轮胎硫化提供更大的压力^[5]。

机构采用两个卡盘分别驱动大小成型鼓，对大小成型鼓运动的可控性更强，可以提高硫化机对轮胎的适用性，打破一机一胎的限制^[6]。

机构的大小成型鼓收缩时处于上下两个平面，可扩大运动空间，更有效的避免干涉^[7]。

机构上半部分的上下运动可为胎侧子口施加压力。

2 内模直压机构的结构设计 2.1 成型鼓的设计计算

本研究选择235/35 R22型轮胎。成型鼓结构如图3所示，A为大成型鼓，B为小成型鼓。由实线组成的大、小成型鼓处于极限胀开位置。由虚线组成的大、小成型鼓处于极限收缩状态。D为成型鼓的径向宽；R₁为成型鼓位于极限胀开位置时，所有成型鼓外侧圆弧所组成圆的半径；r₁为成型鼓位于极限收缩位置时，大成型鼓外侧圆弧的外接圆半径；r₂为成型鼓位于极限收缩位置时，小成型鼓外侧圆弧的外接圆半径；r₃为成型鼓位于极限收缩位置时，小成型鼓内侧圆弧的外接圆半径；H₁为大成型鼓的最大径向收缩位移；H₂为小成型鼓的最大径向收缩位移；θ₁为大成型鼓圆心角；θ₂为小成型鼓的圆心角；θ为大成型鼓分切线之间的夹角。

成型鼓各参数间的关系如式（1）～（5）所示^[8]：

$\qquad \lambda = \frac{{{{{R}}_{{1}}}}}{{{{{r}}_{{1}}}}}$

(1)

$\qquad \lambda = \frac{{\sin \left( {\dfrac{{2{{\text{π}}}}}{z}} \right)}}{{\sin \left( {\dfrac{{{\theta _1}}}{2}} \right)}}$

(2)

$\qquad {{r}}_1^2 = {\left[ {{{{R}}_{{1}}}\cos \left( {\frac{{{\theta _1}}}{2}} \right) - {{{H}}_1}} \right]^2} + {\left[ {{{{R}}_{{1}}}\sin \left( {\frac{{{\theta _1}}}{2}} \right)} \right]^2}$

(3)

$\qquad r_2^2 = {\left[ {{{R}}\cos \left( {\frac{{{\theta _1}}}{2}} \right) - {{{H}}_2}} \right]^2} + {\left[{{{R}}\sin \left( {\frac{{{\theta _1}}}{2}} \right)} \right]^2}$

(4)

$\qquad {{{H}}_2}\sin \left( {\frac{\theta }{2} - \frac{{{\theta _1} + {\theta _2}}}{2}} \right) > {{{H}}_1}{{\sin}}\left( {\frac{\theta }{2}} \right)$

(5)

式（1）～式（5）中：λ为收缩比，反映成型鼓的收缩程度； $z $ 为成型鼓总数，本次设计中为14块^[9]。

235/35R22型轮胎的内腔直径为345.90 mm^[10]，取R₁为345.90 mm，胎圈直径为279.40 mm，取r₁为274.50 mm，取r₂为213.00 mm。将R₁，r₁，r₂和z值代入式（1）和式（5）中得到的成型鼓结构参数如表1所示。

为了确保轮胎的顺利安装和卸取，大、小成型鼓的纵向位移须保证大、小成型鼓之间的垂直间距大于轮胎的断面宽度。因此其纵向位移为342.00 mm。

2.2 盘丝与卡爪的设计

盘丝和卡爪的结构参数如图4和图5所示。

2.2.1 卡爪牙的齿距

为保证运动过程的平稳，盘丝和卡爪的初始和终了状态均至少要有3个齿啮合^[11]。因此将齿数设定为3。牙弧齿距S_k过大会使盘丝外径超出大成型鼓极限收缩状态内弧半径；S_k过小则会导致齿厚太小，使牙弧齿容易发生变形。因此将大导向件的牙弧距S_k1设为22.70 mm，将小导向件的牙弧距S_k2设为12.30 mm。

2.2.2 盘丝的几何尺寸

盘丝曲线选择渐开线^[12]，渐开线的方程如式（6）所示：

$\qquad \left\{ \begin{gathered} x = a\cos \varphi + a\varphi \sin \varphi \\ y = a\sin \varphi - a\varphi \cos \varphi \\ \end{gathered} \right.$

(6)

式中：a为基圆半径； $\varphi $ 为滚动角；x为横坐标；y为纵坐标。

渐开线盘丝的自定心啮合有两个条件控制：卡爪牙弧的偏心距等于基圆半径；卡爪牙弧的牙距与盘丝螺距相等，且均等于2Πa。因此大旋转盘丝基圆半径a₁为3.61 mm，小旋转盘丝基圆半径a₂为1.96 mm。

螺旋曲线外弧的最大曲率半径ρ_max必须小于大成型鼓极限收缩时的内弧半径，同时盘丝和成型鼓之间要有足够的空间用来放置机架。因此大小旋转盘丝螺旋曲线外弧的最大曲率半径ρ_max均设为180.00 mm。

ρ_min与ρ_max之差必须足够大，以保证终了状态卡爪的三个齿全部与盘丝啮合。因此大旋转盘丝的最小曲率半径ρ_1min为24.00 mm，小旋转盘丝的最小曲率半径ρ_2min为9.00 mm。

2.2.3 卡爪牙的大小弧

为了防止卡爪牙与盘丝渐开螺旋曲线内外弧边缘的不良接触和楔紧现象的产生，卡爪牙大小弧半径需满足式（7）和式（8）^[13]。

$\qquad {R_{{b}}} > \sqrt {\rho _{\max }^2 - {a^2}} $

(7)

$\qquad {R_{{s}}} < \sqrt {\rho _{\min }^2 - {a^2}} $

(8)

将大小盘丝的最大和最小曲率半径值代入式（7）和式（8）可得大卡爪的大弧半径R_b1大于179.00 mm，小弧半径R_s1小于23.00 mm，小卡爪的大弧半径R_b2大于179.00 mm，小弧半径R_s2小于8.00 mm。因此取R_b1为185.00 mm，R_s1为21.00 mm，R_b2为185.00 mm，R_s2为7.00 mm。

3 机构的静力学分析与优化

内模直压机构在硫化过程中会受到胶料对它的反作用力。如果机构的强度不够会导致其硫化过程中发生塑性变形，最终会影响成品胎的质量。因此进行静力学分析是内模直压机构设计的关键。

为了使上述设计的内模直压机构最终满足强度要求，本文使用ANSYS软件对机构进行静力学分析，并对结构进行优化。ANSYS软件采用的有限元分析法是将计算域划分为有限个单元，在每个单元中选择合适的节点作为求解函数的插值点，将微分方程中的变量改写为由各变量和选用的插值函数所组成的线性表达式，借助变分原理或加权余量法求解微分方程，得到结果。因此，ANSYS软件在单元数量足够多的情况下，其求解值可以达到精确值，从而可以在无试验的条件下验证设计的准确性，节省试验所消耗的人力、物力和财力。

3.1 内模直压机构计算模型的建立

机构包含的零部件较多并且形状和受力较为复杂，这就导致对完整的机构进行模拟是很困难的。因此需要在满足实际条件的基础上对机构作如下的简化：

（1）因为大小成型鼓在周向均匀分布，所以每个大成型鼓和每个小成型鼓的受力情况是相同的。计算模型只取一个大成型鼓和一个小成型鼓。

（2）在轮胎硫化过程中，机构处于静止状态。此时机构的主要受力部件是成型鼓、连接件、卡爪、盘丝以及卡爪导向盘，并且成型鼓所受的载荷可换算到连接件上。因此建立计算模型只考虑连接件、卡爪、盘丝以及导向盘，并对这几个零件进行简化。

使用CATIA软件进行三维建模，并导入ANSYS软件进行前处理。

机构的材料选用50Cr。在840 ℃油淬、520 ℃回火油冷的热处理状态下，50Cr的弹性模量为206.00 GPa，泊松比为0.30，屈服强度为930.00 MPa。安全因数取1.30，许用应力为715.30 MPa^[14]。

对导入ANSYS软件的模型用四面体网格进行划分，划分好的模型如图6所示。

对划分好的模型设置边界条件。刚性内模对胶料施加的压力为3.25 MPa，换算到大小连接件表面上的均布载荷分别为8.11 MPa和3.34 MPa。对卡爪导向盘的底面和中心圆弧面以及盘丝的中心圆弧面施加固定约束。

3.2 计算结果分析

图7中的小成型鼓盘丝驱动内模直压机构的最大应力635.45 MPa小于许用应力715.30 MPa。而大成型鼓盘丝驱动内模直压机构的最大应力1 178.67 MPa超过了材料的许用应力715.30 MPa。图8中的大连接件和大卡爪导向盘的最大应力311.71和424.58 MPa，都在许用应力范围内。而大盘丝和大卡爪最大应力789.68和949.63 MPa，都超过了材料的许用应力。由此可见模型中超过许用应力的应力集中在盘丝和卡爪上，并且最大应力发生在卡爪和盘丝啮合的部分。发生这种现象是由于卡爪的高度过高，导致卡爪受到了过大的弯矩作用，使得盘丝和卡爪啮合的部位，以及卡爪的导向槽部位产生了过大的应力。虽然在简化的计算模型中只要降低卡爪的高度便可以降低应力，但是在完整的内模直压机构中，一旦降低卡爪的高度，成型鼓胀缩时便会与卡爪导向盘发生干涉。这就导致要想降低应力，必须改变连接件的结构。

3.3 结构优化设计

根据上述分析结果，对连接件的结构作如图9(c)所示的改进。在连接件的底部增加支架。图9中的大卡爪的最大应力为656.26 MPa，大盘丝的最大应力为543.36 MPa，大连接件的最大应力为498.19 MPa，大卡爪导向盘的最大应力为489.05 MPa。所有零件的最大应力均在许用应力范围内。这是由于改进后的连接件底部增加了支架，支架在卡爪中间部位与卡爪接触并对卡爪施加横向作用力，而原本卡爪顶部承受的横向作用力变成竖直的作用力。这就使原本很大的弯矩降低，从而使机构的应力降低。

4 结　论

本文设计了一种新型盘丝驱动内模直压机构，实现了轮胎硫化机无胶囊的硫化过程。以235/35 R22型轮胎的径向收缩成型鼓的运动为基础，完成了盘丝、卡爪的结构设计，实现了机构的功能。新机构能提供平稳、可靠、高精度的运动，提高硫化机对轮胎的适用性，扩大运动空间，更有效的避免干涉，为胎侧子口施加压力。对内模直压机构进行了静力学分析，并对机构进行了优化设计。优化了连接件的结构以及连接件与卡爪的连接方式，降低了卡爪的弯曲应力，使整个机构的应力分布均处于许用应力以下，满足了强度要求。