機(jī)械式硫化機(jī)開合模過程運(yùn)動學(xué)優(yōu)化

翟 鵬，王 萌，肖加海，張洪洋

（山東大學(xué)（威海）機(jī)電與信息工程學(xué)院，威海 264209）

機(jī)械式硫化機(jī)開合模過程運(yùn)動學(xué)優(yōu)化

翟 鵬，王 萌，肖加海，張洪洋

（山東大學(xué)（威海）機(jī)電與信息工程學(xué)院，威海 264209）

針對機(jī)械式硫化機(jī)在開合模過程中的橫梁會產(chǎn)生明顯的運(yùn)動沖擊問題進(jìn)行了運(yùn)動學(xué)分析，提出了基于加速度連續(xù)的主導(dǎo)軌曲率變化規(guī)律曲線，建立了數(shù)學(xué)模型，并基于CATIA軟件進(jìn)行了仿真研究及優(yōu)化設(shè)計；將最終確定的優(yōu)化導(dǎo)軌曲線用CATIA＿CAM生成相應(yīng)加工程序，完成硫化機(jī)墻板上橫梁導(dǎo)軌的數(shù)控成形，實(shí)際應(yīng)用于硫化機(jī)的設(shè)備大修，降低橫梁系統(tǒng)沖擊77%以上，基本上消除了原硫化機(jī)運(yùn)行過程的沖擊問題。目前硫化機(jī)制造企業(yè)已用該方法大修設(shè)備3臺，實(shí)際運(yùn)行于生產(chǎn)現(xiàn)場，取得了較好的效果。

運(yùn)動仿真；CATIA；二次開發(fā)；運(yùn)動沖擊

在國內(nèi)外輪胎的生產(chǎn)制造過程中，輪胎定型硫化機(jī)運(yùn)行的穩(wěn)定性決定著輪胎的成型精度，是影響輪胎實(shí)際使用性能的關(guān)鍵性設(shè)備［1］。目前現(xiàn)有的B型垂直平移機(jī)械式硫化機(jī)普遍存在的一個困擾多年的技術(shù)難題：B型垂直平移式機(jī)械式硫化機(jī)在開模與合模的過程中橫梁下面吊掛著硫化室上模塊，在運(yùn)動過程中會產(chǎn)生一個比較明顯的運(yùn)動沖擊，造成橫梁帶著硫化室將產(chǎn)生明顯的整體晃動，影響輪胎成型精度及硫化機(jī)使用壽命。

影響硫化機(jī)運(yùn)行平穩(wěn)性的因素是綜合性的，并且不同程度上受到制造精度和裝配精度的影響［2］，比如益陽橡膠廠通過增大總傳動比和主輥輪采用軸承等方式可以減輕橫梁向左右側(cè)滑的情況，對減輕橫梁在墻板導(dǎo)軌上晃動的問題取得了一定的效果；銀川佳通輪胎有限公司提出利用傳動螺釘和滑塊限制橫梁的左右擺動，避免其向單側(cè)橫移，也未能解決開合模過程的晃動問題［3］。其他相關(guān)的科技文獻(xiàn)（如凸輪的設(shè)計和異性腔體或者葉片的設(shè)計等［4］）在解決運(yùn)動沖擊問題時一般采用建立數(shù)學(xué)模型，分析其加速度變化，再根據(jù)運(yùn)動學(xué)要求反求曲線的方法，然而對本文研究的機(jī)械式硫化機(jī)由于難以建立數(shù)學(xué)模型，準(zhǔn)確計算橫梁的運(yùn)動參數(shù)，所以該方法并不適合。

本文沒有采用傳統(tǒng)的建立數(shù)學(xué)模型分析橫梁運(yùn)動，而是提出了結(jié)合運(yùn)動仿真的CAE優(yōu)化設(shè)計思想，研究了影響B(tài)型垂直平移機(jī)械式硫化機(jī)運(yùn)行平穩(wěn)性的關(guān)鍵因素，討論了基于數(shù)字化建模和虛擬裝配的運(yùn)動分析，并根據(jù)運(yùn)動學(xué)規(guī)律依托CATIA二次開發(fā)模塊設(shè)計出新的墻板曲線，并通過建立虛擬樣機(jī)運(yùn)動分析檢驗(yàn)新設(shè)計的運(yùn)行結(jié)果，最后依靠輪胎公司實(shí)際制造出改進(jìn)的硫化機(jī)墻板曲線，并在曲柄齒輪和連桿等其他零部件不變的情況下進(jìn)行硫化機(jī)整體裝配，結(jié)合工廠的實(shí)際運(yùn)行情況驗(yàn)證墻板曲線效果。試驗(yàn)情況表明：優(yōu)化設(shè)計的墻板曲線較好地解決了B型垂直平移機(jī)械式硫化機(jī)的橫梁晃動問題［5－7］，取得了良好的實(shí)際效果。

1 硫化機(jī)虛擬樣機(jī)運(yùn)動分析

1.1 硫化機(jī)開合模運(yùn)動情況

機(jī)械式硫化機(jī)開合模運(yùn)動一般是由電機(jī)經(jīng)減速機(jī)、減速齒輪、曲柄齒輪、連桿等進(jìn)行傳動。其傳動結(jié)構(gòu)如圖1。

圖1 機(jī)械式硫化機(jī)結(jié)構(gòu)Fig．1 Mechanical vulcanizer structure

1.2 機(jī)械式硫化機(jī)的運(yùn)動仿真機(jī)制建立

在整個運(yùn)動系統(tǒng)中，墻板可以視為凸輪構(gòu)件，墻板與橫梁滾子構(gòu)成了移動高副。本文研究的機(jī)械式硫化機(jī)中最重要也最為復(fù)雜的“墻板－滾子高副”使用“滾動曲線”接合來定義，利用CATIA DMU模塊建立虛擬樣機(jī)如圖2。

圖2 機(jī)械式硫化機(jī)虛擬樣機(jī)Fig．2 Mechanical vulcanizer virtual prototype

B型垂直平移機(jī)械式硫化機(jī)在開模過程中，橫梁放置在上滑臺起始位置，墻板的主導(dǎo)軌由一段與水平成6°的傾斜線L0，兩段相切的過渡圓弧R0，R1和一條與水平線垂直的直線導(dǎo)軌L1組成，如圖3。

硫化機(jī)墻板作為機(jī)架，滾子中心作為運(yùn)動參考點(diǎn)，根據(jù)動力學(xué)公式F＝ma，則加速度的變化是反應(yīng)橫梁受力情況的最重要參數(shù)。經(jīng)觀察可知：在這個仿真過程中會有三個位置加速度產(chǎn)生突變，在此稱為加速度尖點(diǎn)位置采集得到加速度如圖4。

圖3 墻板主導(dǎo)軌二維圖Fig．3 The 2D drawing of main guide rail on wall board

圖4 修改前模型滾子中心加速度Fig．4 The accelaration before modification

在當(dāng)虛擬樣機(jī)運(yùn)行到1．23 s時會產(chǎn)生第一個加速度尖點(diǎn)，此時滾子運(yùn)動到墻體6°傾斜直線L0與R0＝1 300交界處，如圖5。

圖5 修改前加速度尖點(diǎn)位置1：L0與R0＝1 300切點(diǎn)Fig．5 The 1st accelaration cusp before modification：tangency point between L0and R0＝1 300

當(dāng)虛擬樣機(jī)運(yùn)行到2．25 s時加速度會產(chǎn)生尖點(diǎn)位置2，此時滾子運(yùn)動到R1＝80與豎直線L1交界處，如圖6。

圖6 修改前加速度尖點(diǎn)位置2：L1與R1＝80切點(diǎn)Fig．6 The 2nd accelaration cusp before modification：tangency point between L1and R1＝80

虛擬樣機(jī)運(yùn)行到1．55 s時加速度會產(chǎn)生尖點(diǎn)位置3，此時滾子運(yùn)動到R0＝1 300與R1＝80兩段過渡圓弧的交界處，如圖7。

圖7 修改前加速度尖點(diǎn)位置3：兩過渡圓弧交界處Fig．7 The 3rd accelaration cusp before modification：tangency point between two transition curves

當(dāng)虛擬樣機(jī)運(yùn)行到1．55 s時加速度會產(chǎn)生合模過程中最大的波動，根據(jù)動力學(xué)公式F＝ma，則橫梁由于運(yùn)動加速度由0．978 m／s2突然提高到3．821 m／s2，加速度的突變?yōu)?．743 m／s2會產(chǎn)生一個很大的沖擊力。因?yàn)楦鶕?jù)工廠實(shí)際經(jīng)驗(yàn)的反饋，整個合模過程中只有一次橫梁產(chǎn)生很大晃動，由此推測合模過程中橫梁帶動的上模部分出現(xiàn)的運(yùn)動沖擊會出現(xiàn)在1．55 s滾子運(yùn)動所在位置。

1.3 運(yùn)動沖擊產(chǎn)生原因分析

橫梁在通過了6°直線之后要經(jīng)過兩段過渡圓弧，由于墻體主導(dǎo)軌的兩段過渡曲線曲率變化較大，由牛頓第二運(yùn)動定律F＝ma和徑向加速度公式a＝v2／r，向心加速度與運(yùn)動速度的平方成正比，與曲率半徑成反比，而向心力大小與向心加速度大小成正比的基本物理學(xué)定律，橫梁滾子的加速度與其導(dǎo)軌的曲率成正比。硫化機(jī)在經(jīng)過L0，R0＝1 300，R1＝80，L1的三個切點(diǎn)時曲率都會產(chǎn)生變化，因而為三個理論沖擊點(diǎn)，即運(yùn)動仿真結(jié)果中的三個加速度尖點(diǎn)位置。

當(dāng)滾子在6°直線L0和豎直線L1上運(yùn)動時，兩段直線導(dǎo)軌的曲率為零。所以在兩段直線導(dǎo)軌和圓弧的交界處雖然有加速度波動，但是數(shù)值比較小，對實(shí)際運(yùn)動效果影響很小。所以在仿真結(jié)果上看到的加速度尖點(diǎn)位置1和加速度尖點(diǎn)位置2的加速度突變要遠(yuǎn)小于加速度尖點(diǎn)位置3，而現(xiàn)場也看不到在直線導(dǎo)軌與圓弧交界處產(chǎn)生運(yùn)動沖擊?，F(xiàn)場的情況表明唯一的運(yùn)動沖擊點(diǎn)出現(xiàn)在加速度尖點(diǎn)3，即兩段過渡圓弧導(dǎo)軌相切處。

2 新的墻板過渡曲線設(shè)計

根據(jù)輪胎公司的要求，整套機(jī)械式硫化機(jī)在返修過程中，曲柄齒輪、連桿和滾子以及橫梁等部件由于其本身為標(biāo)準(zhǔn)件或者難以加工等原因不適合修改尺寸，希望保持這些運(yùn)動構(gòu)件所有尺寸不變。而墻板零件可以在數(shù)控銑床上進(jìn)行加工，或者利用補(bǔ)焊來增加特定位置的厚度，易于修改。本著滿足客戶需求和減小工程難度的原則，本文只修改墻體主導(dǎo)軌尺寸，而保持其他運(yùn)動構(gòu)件尺寸不變，將主導(dǎo)軌過渡曲線上的兩條圓弧過渡曲線優(yōu)化成為一條曲率半徑緩慢變化的過渡曲線。

將主導(dǎo)軌過渡曲線上的兩條圓弧過渡曲線優(yōu)化成為一條曲率半徑緩慢變化的過渡曲線。將原有的兩段過渡圓弧改進(jìn)為m段圓弧半徑按照遞減規(guī)律均勻地過渡，如：R1，R2，R3，R4，…，Rm－1，Rm。具體的曲率變化情況根據(jù)不同的機(jī)型有不同的要求，比如參照凸輪擺線的設(shè)計規(guī)律，設(shè)計起始圓弧R1＝1 300至終止圓弧Rm＝80圓弧半徑按照等余弦的方式均勻下降：

這樣設(shè)計可以實(shí)現(xiàn)墻體曲線的平滑過渡，半徑過渡次數(shù)m取得越大，則過渡曲線就顯得越均勻。當(dāng)m取得無窮大的情況下，可以實(shí)現(xiàn)過渡曲線的G2連續(xù)?？紤]到工程實(shí)際需要和現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)室計算機(jī)的運(yùn)算能力，給m選取一個比較大的數(shù)值，則圓弧曲率和向心加速度變化就能平滑過渡，從而實(shí)現(xiàn)機(jī)械式硫化機(jī)的平穩(wěn)運(yùn)行。但是利用傳統(tǒng)的繪圖方法手工計算量大（需要不斷計算新的過渡圓弧半徑和圓心位置）、效率低，且難以實(shí)現(xiàn)大量圓弧相切和按規(guī)律遞減等目標(biāo)，本文采用CATIA V5二次開發(fā)的方法設(shè)計一段曲率連續(xù)的墻板主導(dǎo)軌過渡曲線。

2.1 基于CATIA二次開發(fā)技術(shù)設(shè)計墻板過渡曲線

繪制m段連續(xù)相切的圓弧相關(guān)代碼如下。

設(shè)置全部過渡圓弧段數(shù)：

m＝100'm設(shè)置的越大，主導(dǎo)軌過渡曲線越平滑。

CATIA中繪制圓弧的基本語法為：

CreateCircle（double iCenterX，double iCenterY，double iRadius，double iStartParam，double iEndParam）As

CATIACircle2D

其中，iCenterX，iCenterY是圓弧中心坐標(biāo)；

iRadius為圓弧半徑；

iStartParam是圓弧起始圓心角，必須以弧度表示；

iEndParam是圓弧終點(diǎn)圓心角。這些變量都是雙精度型。

墻體主導(dǎo)軌由6°斜線變化到垂直于水平直線的90°直線，共變化96°如圖8。

斜線變第i個過渡圓弧的過渡半徑為：

第i個切點(diǎn)坐標(biāo)為：

圖8 L0與L1傾角變化為96°Fig．8 96 degree transition angle between L0and L1

將其他圖元依次畫好之后，基于二次開發(fā)技術(shù)生成的零件草圖如圖9。

圖9 基于二次開發(fā)的方法生成的零件草圖Fig．9 Part drawing produced by CATIA second development

2.2 新墻板過渡曲線優(yōu)化模型運(yùn)動仿真

根據(jù)本章前面提到的設(shè)計修改要求，在曲柄齒輪、連桿、滾子等運(yùn)動構(gòu)件尺寸和位置關(guān)系不變的條件下，利用二次開發(fā)技術(shù)生成的新的墻板零件進(jìn)行裝配，重新建立虛擬樣機(jī)，設(shè)置與原來相同的轉(zhuǎn)速，得到的加速度圖。經(jīng)觀察可知：在整個機(jī)構(gòu)也會產(chǎn)生兩個加速度尖點(diǎn)位置如圖10。

圖10 “m段過渡圓弧”優(yōu)化后的加速度Fig．10 Accelaraion modified by m transition curves

當(dāng)虛擬樣機(jī)運(yùn)行到1．10 s時會產(chǎn)生第一個加速度尖點(diǎn)，滾子的加速度會由0．833 m／s2較快地提高1．398 m／s2，加速度波動為0．565 m／s2產(chǎn)生的加速度尖點(diǎn)位置為6°直線L0與R1＝1 300過渡圓弧的交界處，如圖11。

圖11 m段過渡圓弧加速度尖點(diǎn)位置1：L0與R1＝1 300切點(diǎn)Fig．11 The 1st accelaration cusp on m transition curves：tangency point between L0and R1＝1 300

當(dāng)虛擬樣機(jī)運(yùn)行到2．52 s時會產(chǎn)生第二個加速度尖點(diǎn)，橫梁運(yùn)動加速度由0．789 m／s2突然下降到了0．178 m／s2，加速度波動值為0．611 m／s2，位置為Rm＝80過渡圓弧與豎直線L1交界處，如圖12。

圖12 m段過渡圓弧加速度尖點(diǎn)位置2：L1與Rm＝80交界處Fig．12 The 2nd accelaration cusp on m transition curves：tangency point betweenL1and Rm＝80

則采用優(yōu)化設(shè)計后的墻板零件組成的硫化機(jī)運(yùn)動機(jī)構(gòu)，其加速度波動由2．743 m／s2下降到了0．611 m／s2，新的加速度波動僅為原來的22．27%，并且在過渡圓弧之間的加速度實(shí)現(xiàn)平滑過渡，加速度波動已經(jīng)消失了。

根據(jù)以往的分析經(jīng)驗(yàn)可知：在直線與過渡圓弧處產(chǎn)生的加速度尖點(diǎn)不會造成橫梁的整體晃動的，造成橫梁晃動的關(guān)鍵原因是過渡圓弧間的加速度尖點(diǎn)。而新的實(shí)驗(yàn)中增加了大量的過渡圓弧，能夠?qū)崿F(xiàn)過渡圓弧的平滑過渡，仿真結(jié)果中沒有過渡圓弧間的加速度尖點(diǎn)，理論上加速度波動的大為減小可以解決硫化機(jī)的運(yùn)動沖擊問題。

3 優(yōu)化設(shè)計后的硫化機(jī)墻板加工裝配

墻板曲線的草圖特征計算定義完成后，基于CATIA 內(nèi)CAD／CAM的自動化系統(tǒng)確定墻板零件的數(shù)控加工工藝。在曲柄齒輪和連桿等其他所有零部件尺寸不變的情況下重新進(jìn)行裝配，電機(jī)的轉(zhuǎn)速和減速機(jī)減速比不變的條件下運(yùn)行優(yōu)化后的B型垂直平移機(jī)械式硫化機(jī)，實(shí)際檢驗(yàn)墻板曲線優(yōu)化后的運(yùn)行情況，如圖13。

用戶使用情況表明：整個開模合模過程整套機(jī)械式硫化機(jī)運(yùn)行平穩(wěn)流暢，沒有運(yùn)動沖擊產(chǎn)生，說明改進(jìn)的墻板過渡曲線有效地解決了硫化機(jī)開模合模過程中的運(yùn)動沖擊問題。目前用該方法已成功的為用戶改造3臺設(shè)備，使用9個多月中未出現(xiàn)沖擊，得到用戶的認(rèn)可。論文提出的研究方法，為其他機(jī)械式硫化機(jī)改進(jìn)及類似沖擊問題的解決提供了良好的途徑。

圖13 裝配新墻板零件的硫化機(jī)Fig．13 The vulcanizer with new wall board

4 結(jié) 論

［1］王戰(zhàn)江．硫化機(jī)參數(shù)化集成設(shè)計系統(tǒng)開發(fā)研究［D］．武漢：華中科技大學(xué)，2005．

［2］李金艷．A型輪胎定型硫化機(jī)的運(yùn)動問題分析［J］．輪胎工業(yè)，2006，26（3）：174－176．

LI Jin-yan．The analysis of motional issue on A type vulcanizer ［J］．Journal of Tire Industry，2006，26（3）：174－176．

［3］樂衛(wèi)勤，陳維芳．國內(nèi)高等級子午線輪胎硫化機(jī)的開發(fā)現(xiàn)狀［J］．橡塑技術(shù)與裝備，2002，28（10）：6－10．

LE Wei-qin，CHEN Wei-fang．Present developing condition of demostic curing press for high grade radial tire［J］．Journal of China rubber／plastics technology and equipment，2002，28 （10）：6－10．

［4］林立強(qiáng)．異型腔旋葉式計量泵的優(yōu)化分析與設(shè)計［D］．杭州：浙江大學(xué)，2011．

［5］龔杰．基于CATIA和ADAMS的汽車變速器參數(shù)化設(shè)計及仿真［D］．武漢：武漢理工大學(xué)，2012．

［6］單巖，謝龍漢．CATIA V5機(jī)械設(shè)計應(yīng)用實(shí)例［M］．北京：清華大學(xué)出版社，2004．

［7］宋永強(qiáng)．機(jī)械壓力機(jī)多連桿機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計及運(yùn)動仿真研究［D］．濟(jì)南：山東大學(xué)，2011．

Kinematic optimization for opening and closing mold of a mechanical vulcanizer

ZHAI Peng，WANG Meng，XIAO Jia-hai，ZHANG Hong-yang
（College of Mechatronic and Information Engineering，Shandong University，Weihai 264209，China）

The kinematic analysis for beam impact during opening and closing mold of mechanical vulcanizers was presented．Based on a continuous acceleration main guide curve and its curvature varying law，the mathematical model was built and the simulation and optimal design based on CATIA were performed．The determined optimal guide curve was adopted to develop the corresponding processing procedare with CATIA-CAM．The NC forming of the upper beam guide of the vulcanizer wall board was completed and used in vulcanizer overhaul．The beam system impact was reduced by 77% so the impact problem of vulcanizers was basically solved．The proposed method was used in the overhaul of 3 vulcanizers to get a good effect．

kinematic simulation；CATIA；second development；motion impact

TH212；TH213．3

A

10．13465／j．cnki．jvs．2014．23．032

2013－05－08 修改稿收到日期：2013－07－08

翟鵬男，博士，教授，1963年4月生