輻板式全塑輪胎澆口設計與聯(lián)合仿真分析

高曉東，楊衛(wèi)民，張金云，安 瑛，譚 晶*

（1.北京化工大學 機電工程學院，北京 100029；2.輪胎設計與制造工藝國家工程實驗室，北京 100029）

隨著現(xiàn)代汽車和航空工業(yè)的迅猛發(fā)展，對輪胎性能的要求也不斷提高。傳統(tǒng)輪胎主要采用橡膠材料。然而，傳統(tǒng)充氣輪胎由于其本身的特點，不可避免地存在一些問題，如扎刺爆胎[1]、制造成型工藝復雜、在軍事領域無法抵抗輕型武器的打擊等[2]；同時傳統(tǒng)輪胎的各功能相互牽制和矛盾，不能實現(xiàn)多目標優(yōu)化[3]。因此，隨著科學技術的進步，全塑輪胎應運而生[4-5]。塑料輪胎具有密度小、強度高和安全性高等優(yōu)勢，但目前塑料輪胎多采用聚氨酯材料澆注成型[6-11]，為化學反應成型，受材料類型限制較大，成型也較難控制。

本工作采用注塑成型工藝，以輻板式輪胎為研究對象，研究全塑輪胎成型過程中澆口位置和數(shù)量對熔料流動狀態(tài)、充模情況和制品精度等的影響；同時采用聯(lián)合仿真技術，構建復合材料體系，對4種方案成型后的全塑輪胎進行力學分析，提高了仿真模擬的實際預判性和準確性，為注塑成型設計提供了重要的參考信息。最后，結合模流分析及產(chǎn)品性能分析得到最優(yōu)方案。

1 輪胎注塑成型分析

1.1 分析前處理

通過Pro-E軟件建立全塑輪胎三維模型，如圖1所示，保存為stl格式后導入Moldflow軟件，得到注塑輪胎模型。選用Fusion格式，得到網(wǎng)格模型。對原始網(wǎng)格進行優(yōu)化，網(wǎng)格最大縱橫比為9.9，平均縱橫比為2.45，單元匹配率為86.5%，各項指標均滿足模擬分析要求。

圖1 全塑非充氣輪胎

全塑輪胎采用EMS-Grivory公司的Grilamid TR90材料，其熔點為151 ℃，熔體平均質(zhì)量流動速率（275 ℃/5 MPa）為2 g·min-1。

成型工藝直接影響制品的成型質(zhì)量，根據(jù)材料屬性，設置工藝參數(shù)：模具表面溫度 70 ℃，熔體溫度 270 ℃，注射壓力 120 MPa，最大鎖模力 7 000 t，其余采用Moldflow系統(tǒng)默認值。

1.2 方案設計

應用Moldflow中澆口位置命令，分析出最佳澆口位置區(qū)域，對澆注系統(tǒng)設計具有很好的參考價值。通過分析，確定最佳澆口位置靠近節(jié)點N194091，如圖2所示，位于輪轂內(nèi)圈中間位置。

圖2 全塑輪胎最佳澆口位置

分析得到的最佳澆口位置可以作為澆口位置選擇的重要參考信息，不一定就是模具設計的實際澆口位置，因為澆口選擇還與熔體流動特性、制件外觀質(zhì)量和實際生產(chǎn)要求等有關。

本研究主要優(yōu)化澆口位置和數(shù)量，設計4個方案，如圖3所示。方案1和2為內(nèi)側澆口，澆口數(shù)量分別為2和4；方案3和4為外側澆口，澆口數(shù)量分別為2和4。

圖3 澆注系統(tǒng)設計方案

1.3 模擬結果分析

1.3.1 填充分析

填充時間顯示熔體充模完成的情況，良好的填充過程為熔體前沿以相同時間到達型腔的各個末端。同時，填充時間決定了生產(chǎn)效率。各方案充填時間模擬分析結果如圖4所示。

從圖4可以看出，4種方案輪胎的外部花紋為最后的填充部位，方案1—4的填充時間依次為17.10，17.17，19.49和21.95 s。方案2的填充時間最短，效率最高；方案4用時最長。內(nèi)側澆口設計方案1和2比外側澆口的方案3和4用時更少，因為內(nèi)側澆口首先將內(nèi)輪轂填充，物料再平行進入輪輻，壓力損失較??；而外側澆口在填充輪轂的同時，物料流動方向發(fā)生變化，也流入了輪輻部位，其尺寸較小，壓力損失較大，流動變緩。

圖4 填充時間模擬結果

1.3.2 溫度分析

流動前沿溫度反映了制品溫度分布的合理性。流動前沿溫差越小，制品成型質(zhì)量越好。各方案流動前沿溫度的模擬分析結果如圖5所示。

從圖5可以看出，4種方案流動前沿溫度最低發(fā)生在外輪輞與輪輻的接觸位置；其中，方案1和2最高與最低前沿溫差較小，分別為8.6和8.7 ℃；方案4最高與最低前沿溫差最大，為23.2 ℃，溫差大影響輪胎的整體性能。方案2的溫度分布較為均勻，利于冷卻，不易出現(xiàn)收縮或者翹曲缺陷。

圖5 流動前沿溫度模擬結果

1.3.3 翹曲變形分析

成型過程中由于應力和收縮不均勻等因素的影響產(chǎn)生翹曲變形，變形過大會影響制品的質(zhì)量和使用性能，因此，應盡量減小成型翹曲變形。各方案的翹曲變形模擬分析結果如圖6所示。

圖6 翹曲變形模擬結果

從圖6可以看出，4種方案輪胎的較大翹曲變形都發(fā)生在內(nèi)輪轂的外圈邊緣和花紋部位，主要原因為收縮不均。方案1—4的最大翹曲變形依次為1.670，1.663，1.705和1.680 mm。方案2的最大翹曲變形最小，方案3最大。外側澆口設計方案的變形較大。

2 成型輪胎性能分析

運用Moldflow進行注塑成型仿真過程中，由于軟件限制，只能運用單一材料或者已有材料屬性，而實際注塑輪胎采用復合材料。同時，運用Abaqus等有限元軟件對輪胎產(chǎn)品進行有限元分析時，一般都采用單一材料參數(shù)或者通過試驗得到材料參數(shù)，過程較為復雜，且假設材料為均勻分布，模擬不準確。為進一步提高模擬精度，利用聯(lián)合仿真思想，運用Digimat軟件，構建復合材料體系應用到全塑輪胎；同時將Moldflow與Abaqus耦合相接，將Moldflow模流分析后的輪胎成型結果信息導入到Abaqus中，對不同成型方案的輪胎進行力學分析，實現(xiàn)復合材料-成型工藝-產(chǎn)品性能的綜合性仿真，大大提高仿真的準確性。

2.1 分析前處理

應用Moldflow對4種方案進行分析后，分別導出模流分析結果文件，成型分析以此為基礎。

應用Digimat軟件中的MF功能，構建材料模型；采用復合材料，選用TR90與尼龍12（PA12）按1∶1質(zhì)量比混合原材料后加入10%的玻璃纖維。通過運算得到復合材料性能的結果文件，即為注塑輪胎的實際應用材料。

應用Digimat軟件中的MAP功能，將Moldflow生成的模流分析映射到Abaqus結構分析中，實現(xiàn)不同網(wǎng)格數(shù)據(jù)信息的交互。

應用Digimat軟件中的CAE功能連接各軟件，通過非線性多維模擬準確仿真注塑輪胎的性能。輪胎力學模型如圖7所示。

圖7 輪胎模擬分析模型

模擬分析設置地面為剛性，約束6個自由度；輪胎約束5個自由度，僅保留垂直于地面方向的移動。輪胎施加豎直向下的標準載荷6 000 N。

2.2 模擬結果分析

將4種方案的注塑成型結果及材料模型導入到Abaqus中進行運算，得到4種方案的輪胎應力分布，如圖8所示。

從圖8可以看出，4種方案靠近地面的輪輻應力較大，并發(fā)生較大變形，輪輻應力以中間為對稱軸呈對稱分布，并且邊緣位置應力明顯較高，最大應力發(fā)生在邊緣的中間部位。

圖8 4種方案的輪胎應力云圖

由于4種方案的注塑澆口位置和數(shù)量及材料的流動方式不同，且纖維分布有差異，因此各方案的最大應力也不同，如圖8所示，澆口在同一位置區(qū)域，不同澆口數(shù)量最大應力不同；澆口在不同位置區(qū)域，相同澆口數(shù)量最大應力也不同。4種方案的最大應力分別為16.16，16.56，16.53和16.35 MPa，其中，方案1的應力最小，方案2的應力最大。根據(jù)以上分析，輪胎在行駛過程中，周期性的應力變化會使輪輻的邊緣部位發(fā)生疲勞破壞，可對全塑輪胎輪輻邊緣部位進行優(yōu)化設計，提高輪胎壽命。

輪胎承載時的下沉量是表征輪胎性能的重要參數(shù)，其影響輪胎的穩(wěn)定性和對路面環(huán)境的適應能力。根據(jù)輪胎使用條件，輪胎下沉量應在合適范圍內(nèi)，較小下沉量造成車輛重心過高，影響汽車行駛穩(wěn)定性；較大下沉量則對路面條件要求過高，車輛不能在相對崎嶇的路面上行駛。方案1—4輪胎的下沉量分別為5.21，5.29，5.27和5.31 mm。

由此可見，不同方案輪胎的下沉量不同。方案4的輪胎下沉量最大，為5.31 mm；方案1下沉量最小，為5.21 mm；4個澆口的注塑輪胎比2個澆口的輪胎具有更大的下沉量。

3 結論

以全塑輪胎為分析對象，改變澆口位置和數(shù)量，采用Moldflow軟件對不同澆注系統(tǒng)方案進行分析比較，并利用聯(lián)合仿真思想，采用復合材料體系對4種方案成型后的輪胎進行力學分析，得到如下結論。

（1）通過模流成型分析可知，內(nèi)側四澆口方案在位置和數(shù)量的選擇與其它方案相比更為合理，其填充時間短，流動前沿溫度較為接近，翹曲變形小，為最優(yōu)設計。

（2）通過聯(lián)合仿真分析可知，輪胎使用時，內(nèi)側四澆口方案成型的輪胎所受應力最大，但與其他方案相差不大，在可接受范圍內(nèi)，同時該方案成型的輪胎具有較大的輪胎下沉量。因此，初步選內(nèi)側四澆口方案為注塑輪胎的澆口設計方案。

本分析方法提高了仿真模擬的準確性，得到了較優(yōu)的澆口設計方案。同時，也對全塑輪胎注射成型后續(xù)研究提供了重要的參考數(shù)據(jù)。