子午线轮胎断面分析及高性能轮胎优选-张太峰
全钢子午胎使用质量分析文档
全钢子午线轮胎使用病象分析一.胎冠损坏1.胎冠脱层现象：（1）胎面胶与带束层脱层。
胎面胶与带束层脱层，主要表现为轮胎冠部的胎面与带束层分离或带束层之间分离。
带束层脱层主要表现为带束层间脱层,脱层表面光滑,有时伴有钢丝帘布间的磨损。
（2）胎冠部凸起,胎面胶脱落,带束层钢丝松散、抽出或爆开。
1.1制造原因：1.1.1成型过程中胎面粘合不好，未压实或汽油未挥发。
现象；脱层面较光滑。
1.1.2带束层喷霜脱层。
现象：表面光滑,有时伴有钢丝帘布间的磨损。
1.1.3带束层胶料的粘合力低。
现象：脱层的带束层的钢丝帘线覆胶不好。
1.1.4硫化欠硫。
现象：脱层面的胶料有发粘状。
1.2 使用不当造成的原因1.2.1现象：主要表现为胎面上有割伤或贯穿的痕迹, 胎里有与胎面割伤位置对应的贯穿。
其产生原因：行驶过程中胎冠受较强尖锐物的刺扎、切割而刺断带束层及胎体钢丝。
2.胎冠冲击爆破现象：轮胎冠部呈“X”或“Y”形裂口，冠部带束层断裂露出。
爆裂端面无脱层迹象 ,有的表现为撕裂状。
其产生原因：主要是轮胎在高压、高负荷或高速状态下行驶时遇到障碍物或车辆强行越过沟坎受到强烈冲击。
.3. 割伤爆破现象：割伤爆破主要表现为轮胎冠部受外物切割冲击后，冠部带束层断裂露出。
爆裂端面无脱层迹象,切割切入处较明显且钢丝端点整齐,其余钢丝端点为撕裂状。
其产生原因主要是轮胎在高压、高负荷或高速运行中受到障碍碍物切割撞击。
4.刺伤脱层现象：刺伤脱层主要表现为胎冠周向脱层,且面积较大,裸露钢丝有锈蚀。
其产生原因：主要是轮胎冠部被刺穿且未及时修补,胎面渗水致钢丝生锈,最终导致冠部部件离层。
5..胎冠接头脱开。
现象：胎冠胶接头按一定角度斜向分离，表面较光滑。
其产生原因：成型接头未压实接牢。
6.胎冠低气压磨损现象：主要表现为轮胎两肩部有比胎面中部花纹过的磨损，整个胎面呈拱形。
其产生原因：主要轮胎充气压力不足或负载过大。
7.胎冠高气压磨损现象：主要表现为胎面中部花纹与胎肩花纹相比有明显的过度磨损现象。
26872641_半钢子午线轮胎断面常见缺陷原因分析及解决措施
作者简介：刘国英（1981-），工程师，主要负责半钢钢子午线轮胎成型工艺管理方面的工作。
收稿日期：2021-05-31半钢子午胎的部分缺陷无法通过外观检查及机检发现，而这些缺陷却可以通过轮胎断面发现，轮胎断面的尺寸对轮胎的均匀性、高速、耐久等使用性能起到至关重要的作用，为此本文对常见的半钢子午胎断面缺陷原因进行分析，并提出相应的解决措施。
1 带束层波浪带束层是子午线轮胎的重要部件，影响着轮胎的诸多性能。
带束层波浪如图1所示，严重的带束层波浪可导致胎里不平废品，外观检查中容易发现，但是轻微的带束层波浪，很难从外观检查中发现，一旦流入市场，将影响轮胎的耐久性、抓地性以及乘坐舒适性能等。
图1 带束层波浪1.1 原因分析（1）胎冠形状、厚度、长度设计不合理。
胎冠厚度不合理，轮胎硫化充满模具后，冠部厚度厚的部位带束层外凸，冠部厚度不足的部位带束层内凹；胎冠形状设计不合理也可导致带束层波浪，以沟槽平台结构的胎冠形状最为明显，半成品胎冠形状与模具形状不吻合，如胎冠的平台位置与模具的沟槽位置贴合，带束层将外凸。
半钢子午线轮胎断面常见缺陷原因分析及解决措施刘国英，张凤杰，赵辉(桦林佳通轮胎有限公司，黑龙江 牡丹江 157032)摘要：分析半钢子午胎断面常见缺陷的产生原因，并提出相应的解决措施。
带束层波浪、冠带层打褶、材料端点集中、耐磨胶打褶可通过优化结构设计、生产过程的合理管控，设备及工艺参数确定，标准作业执行等措施解决此问题。
关键词：半钢子午线轮胎；结构设计；带束层波浪；冠带层打褶；材料端点集中；耐磨胶打褶中图分类号：TQ330.491文章编号：1009-797X(2022)04-0039-04文献标识码：B DOI:10.13520/ki.rpte.2022.04.008（2）二段胎胚生胎外周过大。
成型二段轮胎的生胎外周大大超越了模具的花纹沟底周长，硫化时，在合模力的作用下，胎肩过剩的材料就会流向胎面中部，造成整个轮胎断面成拱形，带束层成波浪状。
工矿用全钢子午线轮胎胎侧起鼓机理分析及改善措施
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图5 模具花纹沟挤压胎面示意
（2）轮胎成型时，有缝扇形块成型鼓的扇形块 及 其 缝 隙 位 置 胎 体 帘 线 的 锁 紧 不 一 致，成 型 反 包 时 扇 形 块 及 其 缝 隙 位 置 胎 体 帘 线 抽 量 不 一 致，导 致 两 钢 丝 圈 之 间 胎 体 帘 线 长 度 不 一 致，轮 胎 充 气 时膨胀不均匀。
（4）措施四。胎坯成型后，在胎面雕刻主花纹 沟（最 深 花 纹 沟），使 其 装 锅 硫 化 时 模 具 花 纹 沟 与 胎 坯 雕 刻 的 花 纹 沟 对 齐，从 而 减 小 胎 坯 在 模 具 花 纹沟对应位置胎面胶的用量和挤压流动。
3 验证 3. 1 工矿用全钢载重子午线轮胎（工矿载重轮胎）
采用措施一、二、三后设计的10. 00R20工矿载 重轮胎的花纹如图7所示。
[4] 任学鹏，庞军华. 二段成型全地形车子午线轮胎的开发[J]. 橡胶工 业，2022，69（1）：55-58.
[5] 姚晓锦，郑志超，姚娜，等. 425/65R22. 5宽基无内胎全钢载重子午 线轮胎的设计[J]. 中国橡胶，2020，36（10）：55-57.
[6] 王刚，孙成林，王金帅.12.00R20矿山专用全钢子午线轮胎的设 计[J]. 中国橡胶，2021，37（6）：43-46.
全钢载重子午线轮胎三复合胎侧挤出技术优化
281全钢载重子午线轮胎三复合胎侧挤出技术优化王 华（宁夏神州轮胎有限公司，宁夏 银川 750011）摘要：分析全钢载重子午线轮胎三复合胎侧挤出问题产生的原因，并提出相应的解决措施。
通过改进预口型和口型板设计、调整胶料配方和优化胎侧挤出工艺，有效解决了胎侧复合面形状异常、尺寸不稳定以及胎侧麻面等问题，提高了轮胎质量和生产效率。
关键词：全钢载重子午线轮胎；三复合胎侧；挤出；预口型；口型中图分类号：TQ336.1；TQ330.6＋4 文章编号：2095-5448（2024）05-0281-04文献标志码：A DOI ：10.12137/j.issn.2095-5448.2024.05.0281目前轮胎用途越来越广泛，产品规格越来越多，为了满足承载、耐久和高速等性能要求，轮胎挤出半成品结构设计多样化，对半成品关键尺寸及形状控制的要求也逐步提高[1]。
胎侧胶主要承受屈挠变形作用，保护胎体帘线不受损伤，应具有良好的耐屈挠[2]、抗刺扎和耐老化性能。
全钢子午线轮胎胎侧的结构主要有双复合和三复合形式[3]，随着产品质量的改进，多倾向于三复合形式。
我公司主要生产全钢载重子午线轮胎，胎侧挤出设备为德国Troester 公司生产的三复合冷喂料挤出机，该设备采用特殊的锥形螺杆形式、机内复合，加上特殊设计的强制式挤出预口型[4]、口型结构，胶料间复合紧密，无脱层、气泡等现象，且机头宽度大，可同时挤出两条胎侧，相对于单条挤出可省去一个倒卷工序，避免了倒卷时胎侧拉伸，同时胎侧挤出速度较慢、挤出温度较低，挤出密实性和尺寸稳定性较好，胎侧分型面更容易控制，生产效率较高。
本工作针对全钢载重子午线轮胎三复合胎侧生产过程中出现的胎侧复合面形状异常、尺寸不稳定以及胎侧表面麻面等问题，分析原因并提出相应的解决措施。
1 原因分析1.1 三复合胎侧结构不合理与斜交轮胎相比，全钢子午线轮胎胎体柔软且较薄，动态下变形伸张大，应严格控制三复合胎侧结构和尺寸。
半钢子午线轮胎子口护胶打褶的研究
46中国橡胶应用技术赵 辉 张凤杰桦林佳通轮胎有限公司改善半钢子午线轮胎子口护胶打褶的研究随着消费者对轮胎安全性能关注度的提高，轮胎的安全性能已经成为每一个轮胎企业的科研发展方向。
半钢子午线轮胎子口护胶打褶，因无法在外观检查及X 光机检测中发现，缺陷轮胎很容易流入市场。
打褶轮胎在使用10~12个月后，在胎侧下端位置可能出现周向裂口，造成漏气，甚至在高速运行情况下爆胎，对车上人员的安全造成威胁，存在极大安全隐患。
本文通过对可能引起子口护胶形状打褶的原因，展开对比试验，进行研究。
一、轮胎子口护胶打褶断面分析轮胎子口护胶打褶图片见图1，分析子口部位断面结构可以发现，可能引起耐磨胶变形的主要原因有3个方面：（1）两层帘布反包高度；（2）子口部位胎侧胶厚度；（3）成型时胎侧的定位。
二、改善子口护胶打褶的研究本文选择产品A 为代表规格，固定预备材料及成型、硫化机台作业员以减少人员及设备引起的变化，针对子口部位的材料宽度、厚度进行验证。
1.两层胎体帘布反包高度的影响采用3种宽度胎体帘布进行对比试验，方案1的帘布宽度比正常生产帘布宽度宽6mm ，方案2的帘布宽度比正常生产帘布宽度减窄6mm,同时正常生产状态试制一条轮胎进行对比，具体方案及断面情况见表1。
结果表明，方案1、方案2子口护胶形状均优于正常生产护胶形状，增加帘布宽度护胶形状优于减窄护胶形状，可见改变两层胎体帘布宽度，帘布反包后端点位置变更，避免与子口护胶端点重合，改善子口护胶打褶。
因产品A 带有轮辋保护线增加帘布宽度更有利于减少护胶移动，对子口护胶打褶改善更明显。
图1 胎侧子口护胶打褶表1 两层帘布反包高度对子口护胶打褶影响RC ①形状RC 形状无打褶轻微打褶打褶角度 >150°2处打褶100°≤ 打褶角度 < 120°注：①RC 即 rim cushion,轮胎子口护胶。
47中国橡胶表3 胎侧定位对护胶打褶影响RC 形状RC 形状轻微打褶，褶角度 >150°轻微打褶， 褶角度>150°2处打褶，ACS2褶角度 < 120° 轻微打褶，褶角度>120°轻微打褶，褶角度>120°2.子口部位胎侧胶厚度的影响针对子口护胶厚度对打褶的影响展开对比试验，方案1比正常生产减薄0.5mm,方案2比生产状态加厚0.5mm ，同时正常生产状态试制一条轮胎进行对比，具体方案及断面情况见表2。
子午线轮胎的非自然平衡轮廓设计及性能分析
子午线轮胎的非自然平衡轮廓设计及性能分析杨 建 王国林 万治君江苏大学,镇江,212013摘要:在分析现有子午线轮胎非自然平衡轮廓设计理论的基础上,以12.00R 20和385/55R 22.5两种规格载重子午线轮胎为研究对象,利用酒井秀男非自然平衡轮廓理论㊁F r a n k 非自然平衡轮廓理论及新非自然平衡轮廓理论对胎体轮廓进行设计㊂利用有限元分析技术,从轮胎磨损㊁滚动阻力㊁抓地力等方面,对三种轮廓理论设计的两种规格轮胎的性能进行综合对比分析㊂结果表明:酒井秀男的设计理论适合于断面高宽比较大的轮胎;F r a n k 的设计理论适合于断面高宽比较小的轮胎;新非自然平衡轮廓理论设计能够减小轮胎磨损,降低滚动阻力等;轮胎胎体轮廓设计对轮胎性能具有重要影响,尤其对滚动阻力具有显著影响,新非自然平衡轮廓设计理论为低滚阻轮胎设计提供了方向参考;新非自然平衡轮廓设计理论可解决轮胎性能间不相容的难题㊂关键词:车辆工程;新非自然平衡轮廓;结构设计;轮胎磨损;滚动阻力中图分类号:U 463.3 D O I :10.3969/j.i s s n .1004132X.2015.13.022N o n e q u i l i b r i u mT i r eC o n t o u rD e s i g n f o rR a d i a l T i r e s a n dP e r f o r m a n c eA n a l ys i s Y a n g J i a n W a n g G u o l i n W a nZ h i ju n J i a n g s uU n i v e r s i t y ,Z h e n j i a n g ,J i a n gs u ,212013A b s t r a c t :T h e c o n t o u r s o f r a d i a l t r u c k t i r e 12.00R 20a n d 385/55R 22.5w e r e r e d e s i g n e db y u s i n g t h eS a k a iH i d e o ’s n o n e q u i l i b r i u mc o n t o u r t h e o r y ,F r a n k ’s n o n e q u i l i b r i u mc o n t o u r t h e o r y a n d t h e o p -t i m i z e dn o n e q u i l i b r i u mc o n t o u r t h e o r y ,w h i c hw e r eb a s e do n t h ec u r r e n tn o n e q u i l i b r i u mc o n t o u rd e -s i g n t h e o r i e s o f r a d i a l t i r e .T i r ew e a r ,r o l l i n g r e s i s t a n c e a n d g r i pp e r f o r m a n c e s o f r a d i a l t i r e sw i t hd e -s i g n e dc o n t o u r s w e r ea n a l y z e dc o m p r e h e n s i v e l y t h r o u g hf i n i t ee l e m e n ta n a l ys i s .T h er e s u l t ss h o w t h a t ,S a k a iH i d e o ’s d e s i g n t h e o r y s u i t s f o r t h e t i r e sw i t hs m a l l a s p e c t r a t i o ;F r a n k ’sd e s i g nt h e o r ys u i t s f o r t h e t i r e sw i t h l a r g e a s p e c t r a t i o ;t h eo p t i m i z e dn o n e q u i l i b r i u mt i r e c o n t o u rw i l l e n h a n c e t h e t i r e p e r f o r m a n c e s s u c ha s t i r ew e a r ,r o l l i n g r e s i s t a n c e a n d s o o n .T i r e i n n e r c o n t o u r h o l d s g r e a t i n f l u -e n c e so n t h e p e r f o r m a n c e s o f t h e t i r e s ,e s p e c i a l l y o n t i r e r o l l i n g r e s i s t a n c e .T h e o p t i m i z e dn o n e q u i l i b -r i u mc o n t o u r p r o v i d e s a g u i d a n c e t or e d u c e t h e t i r e r o l l i n g r e s i s t a n c e .T h eo p t i m i z e dn o n e q u i l i b r i u m t i r e c o n t o u r d e s i g nc a nb r e a k t h r o u g h t h e t a r ge t c o nf l i c t s i n t i r e p e r f o r m a n c e .K e y w o r d s :v e h i c l e e ng i n e e r i n g ;n e wn o n e q u i l i b r i u mc o n t o u r ;s t r u c t u r a l d e s i g n ;t i r ew e a r ;r o l l -i n g r e s i s t a n c e 收稿日期:20140523基金项目:高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20070299006);江苏省 六大人才高峰”资助项目(2011A 031);江苏省汽车工程重点实验室开放基金资助项目(Q C 201303);江苏省普通高校研究生科研创新计划资助项目(C X L X 13_676)0 引言早期,由于对轮胎的结构力学性能缺乏系统㊁深入的认识,人们主要依赖经验进行设计,这种边试验边修正”的方法需要消耗大量的时间和资金[1]㊂为了缩短研发周期和降低研发费用,学者们提出了多种解析和半解析模型来对轮胎的结构力学进行研究,如用于轮胎平衡轮廓分析的网格模型[2]㊁薄膜模型[3]㊁胎体弦模型[4],用于轮胎结构应力分析的变截面各向异性层合壳模型,以及用于轮胎动力学性能分析的弹性支撑圆环梁模型[5]等㊂以上解析和半解析模型将轮胎设计水平提升到半定量设计阶段㊂但这些模型均进行了过多的假设和简化,难以得到精确可靠的分析结果㊂虽然学术界迄今为止尚没有给出关于轮胎轮廓对轮胎性能影响比较完整的结论,但普遍认为轮胎轮廓,尤其是轮胎胎体轮廓对轮胎的各项性能均有显著影响㊂由于轮胎都是在充气状态下工作的,因此,充气后轮胎胎体轮廓形状将直接决定其内部的受力情况及行驶状态,从而直接影响轮胎的安全性(抓地)㊁滚动阻力㊁磨损等一系列性能指标[6]㊂传统的轮胎胎体轮廓设计通常采用自然平衡轮廓法,即假设轮胎充气后帘线所受张力呈均匀分布㊂但它忽略了带束层和加强层的压力分担作用,且主要考虑的是轮胎的静态强度,没有考虑轮胎使用过程中的性能㊂20世纪80年代中后㊃7281㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.期,学术界纷纷以轮胎动态平衡作为基本的设计方法,对轮胎结构优化设计理论进行研究,从而打破了以往静态的自然平衡轮廓设计㊂但大部分理论都是建立在有限元分析技术和计算机技术的基础上的,针对轮胎单一目标性能对轮廓做出的局部修正,并没有 普适定律”[7]㊂因此,如何在现有轮胎轮廓设计理论的基础上找到更加适用于子午线轮胎的轮廓设计方法显得尤其重要㊂本文在分析现有子午线轮胎非自然平衡轮廓设计理论的基础上,对12.00R 20㊁385/55R 22.5两种规格载重子午线轮胎进行了研究㊂1 子午线轮胎的非自然平衡轮廓设计1.1 子午线轮胎的结构子午线轮胎主要由胎面㊁胎体㊁胎侧㊁带束层㊁气密层和胎圈等几部分组成,其结构如图1所示㊂子午线轮胎的胎体帘线呈子午方向排列,因此对轮胎周向的约束和强度没有贡献,须通过增加带束层来改善轮胎的周向性能㊂带束层不仅在半径方向承受压缩,起缓冲作用,而且在圆周方向起到刚性的环箍作用㊂图1 子午线轮胎结构示意图1.2 轮胎的非自然平衡轮廓理论轮胎的非自然平衡轮廓理论需考虑轮胎的动态特征㊂对于子午线轮胎,由于带束层的箍紧作用,使原本在斜交胎中主要由帘布承受应力的情况发生了根本改变,带束层代替胎体分担了绝大部分的应力,然而,带束层究竟分担了多少应力以及应力的具体分布情况如何,学术界一直众说纷纭㊂为考虑带束层及加强层结构对轮胎轮廓的影响,酒井秀男提出了压力分担率的概念[8],认为在胎冠及下胎侧部位,轮胎的内压并非完全由胎体帘布承担,相反大部分的压力是由带束层和加强层来承担,所以按压力分担率对具有带束层和加强层约束的子午胎断面轮廓曲线进行计算时,须将其断面轮廓分为三个部分,其断面轮廓曲线如图2所示㊂各部分轮廓曲线的计算公式如下㊂图2 具有带束层和加强层的子午线轮胎断面轮廓曲线(1)胎冠带束层部位(K D )轮廓曲线的计算公式为y =∫r k rG 1(r )d r(1)(2)胎侧中间部位(D E )轮廓曲线的计算公式为y =∫r k r dG 1(r )d r +∫r d rG 2(r )d r(2)(3)下胎侧部位(E B )轮廓曲线的计算公式为y =∫r k r dG 1(r )d r +∫r d r eG 2(r )d r +∫r e rG 3(r )d r(3)G 1(r )=[r 2d -r 2m +(1-τ0+a r k r k -r d)(r 2-r 2d )-2a (r 3-r 3d )3(r k -r d )]{B 2-[r 2d -r 2m +(1-τ0+a r k r k -r d)㊃(r 2-r 2d)-2a (r 3-r 3d )3(r k -r d )]2}-1/2G 2(r )=(r 2-r 2m )[B 2-(r 2-r 2m)2]-1/2G 3(r )=[r 2e -r 2m +(1-τe r e r e -r b)(r 2-r 2e )+2τe (r 3-r 3e )3(r e -r b)]{B 2-[r 2e -r 2m +(1-τe r e r e -r b )(r 2-r 2e )+2τe (r 3-r 3e )3(r e -r b )]2}-1/2B =r 2d -r 2m +(1-τ0+a r k r k -r d)(r 2k -r 2d )-2a (r 3k -r 3d)3(r k -r d )式中,r d 为带束层端点至旋转轴半径;r m 为轮胎最宽点至旋转轴的半径;τ0为带束层的压力分担率;a 为带束层压力分担系数;r k 为胎冠点至旋转轴的半径;r e 为加强层上端至旋转轴的半径;rb 为胎圈中心至旋转轴的半径;τe 为加强层压力分担率㊂对式(1)~式(3)积分,即可求出子午线轮胎断面各部分的轮廓曲线㊂B öh m 和F r a n k 从网络理论角度对子午线轮胎断面形状进行了研究[9],提出了轮胎断面主曲㊃8281㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.率半径r 1是以带束层角度βG ㊁胎体帘线角度βk ㊁断面最宽点半径r m 以及带束层的压力分担率τ0为参数的函数表达式,如图3㊁图4所示㊂在此基础上,F r a n k 用胎面中心的曲率半径r 1代替τ0作为变量,不同点是F r a n k 认为τ0是可以自然确定的㊂只要对数值进行积分,就可得到r =f (r )形式的断面轮廓㊂F r a n k 认为胎体与带束层之间的压力分担率τ0按梯形曲线分布比抛物线分布更为接近实际情况,且压力分担率τ0在带束层宽度区域内可近似地看成为常数㊂引入上述假设条件后,断面轮廓曲线计算公式如下㊂图3子午线轮胎的断面形状简图图4 子午线轮胎的带束层与胎体层之间的压力分担率(1)胎侧部位(r b ≤r ≤r d )轮廓曲线的计算公式为y =y m -∫rr m(r 2-r 2m )d r /{[(r 2d -r 2m )+ζ(r 2k-r 2d)]2-(r 2-r 2m)2}1/2(4)ζ=1-τ0式中,y m 为轮胎断面最宽点至旋转中心轴的距离㊂(2)胎冠部位(r d ≤r ≤r k )轮廓曲线的计算公式为y =yd -∫r r d[(r 2d-r 2m)+ζ(r 2-r 2d)]d r /{[(r 2d -r 2m )+ζ(r 2k -r 2d)]2-[(r 2d -r 2m )2+ζ(r 2-r 2d)]2}1/2(5)式中,yd 为带束层端部至旋转中心轴的距离㊂1.3 轮胎的新非自然平衡轮廓理论结合酒井秀男和F r a n k 非自然平衡轮廓理论的特点,文献[10]对两种理论进行了融合,并利用有限元分析方法证实了在带束层宽度范围内带束层压力分担率近似为常数㊂同时考虑到轮胎下胎侧部位的加强层在轮胎充气状态下对胎体压力分担的作用不可忽视,提出了新的轮胎充气非自然平衡胎体轮廓的积分方程,即胎冠部位轮廓曲线由F r a n k 提出的曲线方程求得,胎侧中间部位和下胎侧部位的轮廓曲线则由酒井秀男提出的曲线方程求得,并利用轮胎断面宽度y m 作为中间量将两种理论融合在一起㊂(1)胎冠带束层部位(图2中K D )轮廓曲线的计算公式为y =yd -∫r r d[(r 2d-r 2m)+ζ(r 2-r 2d)]d r /{[(r 2d -r 2m )+ζ(r 2k -r 2d)]2-[(r 2d -r 2m )2+ζ(r 2-r 2d)]2}1/2(6)yd =Δ+∫r k r dG 1(r )d rΔ=y m-(∫r k r dG 1(r )d r +∫r dr mG 2(r )d r (2)胎侧中间部位(图2中D E )轮廓曲线的计算公式为y =∫r k r dG 1(r )dr +∫r d rG 2(r )dr +Δ(7)(3)下胎侧部位(图2中E B )轮廓曲线的计算公式为y =∫r k r dG 1(r )d r +∫r d r eG 2(r )d r +∫r e rG 3(r )d r +Δ(8)对式(6)~式(8)积分可得胎体轮廓曲线㊂1.4 轮胎轮廓曲线求解的程序实现由上述积分方程可知,要得到胎体轮廓曲线,必须给出胎体轮廓上几个关键设计参数y m ㊁r k ㊁r d ㊁r m ㊁r e ㊁r b ㊁τ0㊁τe 的值㊂其中τ0决定着胎面弧的形状,其大小直接影响着轮胎的接地性能㊂τe 决定着下胎侧的形状,且考虑到轮胎与轮辋的配合问题,需要不断尝试τe 的值以达到设计轮廓与之对应的标准轮辋配合收敛,其整个设计流程如图5所示㊂图5 轮廓求解的设计流程利用MA T L A B 编程语言实现上述曲线方程的积分,并将程序界面化㊂在已知轮胎的一些关键设计参数的情况下,可方便㊁准确地得到任意规格子午线轮胎的非自然平衡胎体轮廓曲线,此外,程序还实现了与A u t o C A D 软件间的数据对接,方便轮胎工程设计人员的使用㊂㊃9281㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.1.5 非自然平衡轮廓的绘制为对比说明三种理论设计的胎体轮廓对其性能的影响以及新非自然平衡轮廓理论的普适性,本文从普通轮胎和宽基轮胎中分别选择12.00R20及385/55R22.5进行轮廓设计,其关键设计参数如表1所示㊂表1 轮胎的关键设计参数轮胎型号设计变量y m(mm)r k(mm)r d(mm)r m(mm)r e(mm)r b(mm)τ0τe a 12.00R20酒井秀男F r a n k新非自然平衡轮廓150.60528.24522.54412.59339.50269.770.800.130.110.800.800.150.10 385/55R22.5酒井秀男F r a n k新非自然平衡轮廓187.70472.70462.55393.88350.74296.050.900.130.100.900.900.100.12 根据表1的设计数据,利用本文编制的软件绘制出两种规格轮胎对应的三种设计理论下的胎体轮廓曲线,如图6所示㊂(a)12.00R20(b)385/55R22.5图6 两种规格轮胎的三种设计轮廓对比由图6可以看出:对于12.00R20轮胎,三种理论设计的胎体轮廓曲线整体比较相似,采用酒井秀男和新非自然平衡轮廓理论设计的胎体轮廓基本重合㊂F r a n k理论设计在胎面部位相对较平坦,但是由于其没有考虑加强层的压力分担作用,所以在胎圈部位的曲线与其他两种设计差别较大,不能对子口宽度这个设计参数进行很好的控制㊂对于385/55R22.5轮胎,三种胎体轮廓曲线各不相同,采用F r a n k和新非自然平衡轮廓理论设计的胎体轮廓在胎面部位比较相似,胎面比较平坦;采用酒井秀男理论设计的胎体轮廓曲线与二者相比差别较大,胎面和胎侧曲率均较大,从而缩短了胎侧的长度;F r a n k理论设计同样没有考虑加强层的压力分担作用,不能对子口宽度进行很好的控制㊂为分析轮廓设计对轮胎性能的影响,将胎体轮廓曲线导入C A D中根据轮胎设计标准进行轮胎的材料分布图设计,其中带束层采用比较普遍的 3+0”结构㊂2 非自然平衡轮廓轮胎性能的有限元分析轮胎耐磨性(磨损)㊁滚动阻力和抓地性能是轮胎的最主要性能,然而,由于橡胶材料的固有特性,这三个性能间相互制约且矛盾突出,因此三者的关系被称为 魔鬼三角”[11]㊂所以本文利用有限元技术对轮胎的磨损㊁滚动阻力及抓地性能进行虚拟试验,探索三种轮廓设计理论对轮胎性能的影响规律㊂2.1 磨损性能有限元模拟(1)轮胎接地面摩擦功的计算方法㊂轮胎与地面的接触过程中,由于橡胶的黏弹特性,不可避免地存在能量损耗,其中主要能量消耗为胎面变形的能量损失及地面的摩擦功损失㊂当只考虑摩擦的影响及胎面变形时,橡胶块上作用有负荷P z和剪切力F s,如图7所示㊂若取摩擦因数为μ,滑移距离为L s,则当F s>μP z时,橡胶块开始滑移,即发生了摩擦能量损失,同时产生磨损㊂取剪切力F s和滑移量L s的乘积为消耗于滑动摩擦能量,即接地面摩擦功E=F s L s㊂图7 橡胶摩擦模型(2)轮胎接地面摩擦功计算㊂为分析接地面摩擦功,分别建立了三种轮廓设计理论轮胎的有限元分析模型,通过计算轮胎在制动拖滑一定距离时的摩擦能量损失,比较三种不同设计理论对轮胎磨损性能的影响规律,其边界条件设定如表2所示㊂㊃0381㊃Copyright©博看网. All Rights Reserved.表2 轮胎制动拖滑边界条件型号边界条件气压(k P a )负荷(k g)摩擦因数速度(k m /h )制动距离(m )12.00R 2083037500.7800.1385/55R 22.583041650.7800.1 (3)仿真结果分析㊂本文采用三种轮廓设计理论设计两种规格轮胎在制动拖滑过程中接地面总体摩擦能量损失如表3所示㊂表3 轮胎摩擦能量损失型号12.00R 20385/55R 22.5酒井秀男F r a n k 新非自然平衡轮廓酒井秀男F r a n k 新非自然平衡轮廓摩擦能量(J)242825132374289128832672由表3可知,与另外两种设计方案相比,采用新非自然平衡轮廓设计的12.00R 20轮胎摩擦能量损失分别降低了2.22%和5.53%;采用新非自然平衡轮廓设计的385/55R 22.5轮胎摩擦能量损失分别降低了7.58%和7.32%㊂这是因为新非自然平衡轮廓设计的轮胎具有平坦的胎面轮廓,从而减小了胎肩厚度,所以可有效抑制由于胎肩增厚使热量过高㊁散热困难从而造成胎肩开裂及轮胎使用寿命降低的现象㊂另外,趋于平直的胎侧,在充气过程中胎体的变形能够有效地抑制胎肩的膨胀,从而避免了接地过程中胎肩处的应力集中,使轮胎的接地压力分布更均匀,防止出现胎肩偏磨现象㊂此外,由表3可知,对于12.00R 20轮胎(窄基胎),酒井秀男非自然平衡轮廓设计与F r a n k 非自然平衡轮廓设计相比,其摩擦能量损失降低了约3.38%;而对于385/55R 22.5轮胎(宽基胎)而言,F r a n k 非自然平衡轮廓设计与酒井秀男非自然平衡轮廓设计相比,其摩擦能量损失有所降低㊂采用三种轮廓设计的两种规格轮胎制动拖滑过程中的接地印痕如图8所示㊂从图8可知,新非自然平衡轮廓设计应力分布集中在胎面中部,且接地印痕近似为腰鼓形,胎肩应力集中现象得到有效抑制㊂(a )12.00R 20新非平衡轮廓(b )12.00R 20F r a n k 轮廓(c )12.00R 20酒井秀男轮廓(d )385/55R 22.5新非平衡轮廓(e )385/55R 22.5F r a n k 轮廓(f )385/55R 22.5酒井秀男轮廓图8 三种理论设计的轮胎制动接地印迹2.2 滚动阻力有限元模拟轮胎总的滞后能量损失为E L O S S =∑Q i Vi式中,V i 为轮胎橡胶单位体积;Q i 为轮胎单位体积橡胶的迟滞损失量㊂通常将轮胎截面单元的应力应变沿轮胎周向分布状态作为该单元一个滚动周期的应力应变循环㊂依据结构分析获得单元应力应变场,提取出轮胎截面各材料点应力应变沿轮胎一周的分布,将其视为轮胎在滚动状态下该处的加卸载循环㊂轮胎在稳态自由滚动过程中典型的等效应变循环是非谐变的,同样其等效应力的循环也是非谐变的㊂将应力应变循环通过傅里叶分解成谐波的叠加,获得不同频率下的应力应变幅值如下:㊃1381㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.ε=ε0+∑mn =1ε21n +ε22n s i n (n ωt +φεn )σ=σ0+∑mn =1σ21n +σ22n s i n (n ωt +φσn üþýïïïï)其中,t a n φεn =ε1n /ε2n ,t a n φσn =σ1n /σ2n ,m 为傅里叶级数展开的项次(取m =20),得到:Q i =∑mn =1n πσn εns i n δ(9)式中,σn =σ21n +σ22n ;εn =ε21n +ε22n ;Qi 为单位体积轮胎材料在每一个周期中能量损失;t a n δ为损耗因子,损耗因子根据文献[12]选取㊂根据式(9)可求得轮胎滚动阻力F f :F f =V i ∑mn =1n πσn εns i n δ2πr本文模拟轮胎稳态自由滚动状态下的滚动阻力,轮胎气压负荷按照表2设置,路面附着系数取0.7,速度为60k m /h ㊂三种轮廓理论设计的两种规格轮胎在稳态自由滚动状态下的滚动阻力如表4所示㊂表4 三种轮廓设计的两种规格轮胎自由滚动下的滚动阻力型号12.00R 20385/55R 22.5轮廓酒井秀男F r a n k 新非自然平衡轮廓酒井秀男F r a n k 新非自然平衡轮廓滚动阻力(N )419424402380328303.5由表4可知,三种设计中新非自然平衡轮廓理论设计的轮胎滚动阻力最小,与另外两种设计方案相比,新非自然平衡轮廓设计的12.00R 20轮胎的滚动阻力分别降低了4.06%㊁5.19%;新非自然平衡轮廓设计的385/55R 22.5轮胎的滚动阻力分别降低了20.13%㊁7.47%㊂这是由于新非自然平衡轮廓与另外两种设计方案相比具有更平坦的胎面轮廓,从而可以减小胎肩处胎面胶和胎肩垫胶的厚度及应变能,当轮胎受载时,平直的胎侧设计可以将轮胎的变形转移到胎侧,且该设计使轮胎接地压力分布更均匀,有效减小了轮胎的应力应变,最终减小了轮胎的滚动阻力㊂此外,由表4可以看出,对于12.00R 20轮胎(窄基胎),酒井秀男非自然平衡轮廓设计与F r a n k 非自然平衡轮廓设计相比,其滚动阻力有所降低;而对于385/55R 22.5轮胎(宽基胎)而言,F r a n k 非自然平衡轮廓设计与酒井秀男非自然平衡轮廓设计相比,其滚动阻力降低了约13.68%㊂由此可以看出,轮胎胎体轮廓对轮胎滚动阻力具有较大影响㊂2.3 抓地性能的有限元模拟在A B A Q U S 中采用库仑摩擦模型对轮胎与路面接触进行模拟,使用摩擦因数来表示接触面之间的摩擦特性㊂库仑摩擦的计算公式为τc r i t =μp式中,τc r i t 为临界切应力;μ为摩擦因数;p 为法向接触压强㊂当切向力达到临界切应力之后,摩擦面之间开始发生相对滑动㊂模拟轮胎制动的过程中,给定摩擦因数,根据此摩擦模型计算出每一时间步对应的切向摩擦应力的合力,通过此切向摩擦力来评价轮胎的抓地性能㊂轮胎与路面之间的摩擦因数定义为0.7,轮胎气压负荷按照表2设置㊂定义路面为刚体,抽动路面时采用位移约束,即给定路面在x 方向(轮胎滚动方向)足够大的位移以实现轮胎在路面上完全滑动,如图9所示㊂图9 轮胎制动模拟示意图轮胎在制动拖滑过程中的最大切向力如表5所示㊂表5 轮胎制动过程中最大切向力型号12.00R 20385/55R 22.5轮廓酒井秀男F r a n k新非自然平衡轮廓酒井秀男F r a n k新非自然平衡轮廓最大切向力(N )255732545425657285152876328781由表5可以看出,轮胎的制动切向力差别不大,说明轮胎胎体轮廓设计对轮胎抓地性影响不明显㊂在三种设计方案中,新非自然平衡轮廓设计轮胎的制动切向力最大㊂对于12.00R 20,三种轮廓设计方案切向力基本相等,差距较小;对于385/55R 22.5而言,F r a n k 与新非自然平衡轮廓设计基本相同,与酒井秀男轮廓设计相比提升较大,这是由于两者设计的胎面曲线基本相同㊂由此可以看出宽基胎趋于平坦的胎面胎体轮廓设计对于提升轮胎抓地性有一定效果㊂其中,轮胎沿路面X 方向的切向力随着路面X 方向位移的变化曲线如图10所示㊂㊃2381㊃Copyright ©博看网. All Rights Reserved.(a )12.00R 20切向力(b )385/55R 22.5切向力图10 切向力变化曲线图3 结论(1)从三种不同轮廓设计的两种规格轮胎的性能分析结果可以看出,酒井秀男的设计理论更适合于断面高宽较大的轮胎(窄基胎),F r a n k 的设计理论更适合于断面高宽较小的轮胎(宽基胎),且其下胎侧设计存在缺陷㊂融合修正后的新非自然平衡轮廓理论设计提升了轮胎的整体性能,更适用于断面高宽比较小的子午线轮胎的轮廓设计㊂(2)轮胎胎体轮廓设计对轮胎的性能具有重要影响,尤其对滚动阻力其影响更为显著㊂(3)传统轮胎轮廓设计理论各有优缺点,而融合修正后的新非自然平衡轮廓设计理论在减小轮胎磨损的同时减小了滚动阻力,突破了轮胎性能间不相容的难题㊂参考文献:[1] 李兵.计及复杂胎面花纹的子午线轮胎结构有限元分析[D ].合肥:中国科学技术大学,2008.[2] R o b e c c h iE ,A m i c iL .M e c h a n i c so f t h eP n e u m a t i cT i r e .P a r t1.T h e T i r eu n d e rI n f l a t i o n A l o n e [J ].T i r eS c i e n c e a n dT e c h n o l o g y,1973,1(3):290‐345.[3] F r a n kF ,H o f f e r b e r t h W M.M e c h a n i c so f t h eP n e u -m a t i c T i r e [J ].R u b b e r C h e m i s t r y a n d T e c h n o l o g y ,1967,40(1):271‐322.[4] L i m W W ,Y o o nK Y ,C h oCT.E f f e c t s o f C a r c a s sC o r d s ’P r o p e r t i e s o n S i d e w a l lI n d e n t a t i o n i n a M o n o p l y T i r e [J ].T i r eS c i e n c ea n d T e c h n o l o g y,2000,28(1):50‐57.[5] A k a s a k aT ,K a t o k M ,N i h e iS .T w o ‐d i m e n s i o n a lC o n t a c tP r e s s u r eD i s t r i b u t i o no faR a d i a lT i r e [J ].T i r eS c i e n c e a n dT e c h n o l o g y ,1990,18(2):80‐103.[6] 潘涛.子午线轮胎轮廓设计理论的相关研究[D ].广州:华南理工大学,2011.[7] 刘勇,杨卫民.轮胎结构设计理论研究进展[J ].弹性体,2001,11(1):48‐49.L i u Y o n g ,Y a n g W e i m i n g .R e s e a r c h P r o gr e s so f T i r e S t r u c t u r e D e s i g n T h e o r y [J ].E l a s t o m e r i c ,2001,11(1):48‐49.[8] 俞淇,丁剑平.子午线轮胎结构设计与制造技术[M ].北京:化学工业出版社,2006.[9] A k a s a k a T.S t r u c t u r a l M e c h a n i c so fR a d i a lT i r e s[J ].R u b b e rC h e m i s t r y a n dT e c h n o l o g y ,1981,54(3):461‐492.[10] 王国林,万治君,梁晨,等.基于非平衡轮廓理论的子午线轮胎结构设计[J ].机械工程学报,2012,48(24):112‐118.W a n g G u o l i n ,W a n Z h i j u n ,L i a n C h e n g,e ta l .S t r u c t u r a l D e s i g n o fR a d i a l T i r eB a s e d o nN o n ‐b a l -a n c e dO u t l i n eT h e o r y [J ].C h i n e s eJ o u r n a l o fM e -c h a n i c a l E n g i n e e r i n g,2012,48(24):112‐118.[11] 梁晨.子午线轮胎综合接地性能评价体系研究[D ].镇江:江苏大学,2013.[12] 伍建军.载重子午线轮胎滚动阻力有限元仿真分析[D ].镇江:江苏大学,2011.(编辑 袁兴玲)作者简介:杨 建,男,1980年生㊂江苏大学汽车与交通工程学院讲师㊂主要研究方向为现代汽车轮胎技术㊂发表论文10余篇㊂王国林,男,1965年生㊂江苏大学汽车与交通工程学院教授㊁博士研究生导师㊂万治君,男,1988年生㊂江苏大学汽车与交通工程学院研究生㊂㊃3381㊃Copyright ©博看网. 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全钢载重子午线轮胎几种外观质量缺陷的成因及解决措施
帘布反包过程中三角胶与胎体帘布层间的气体未排尽。
3. 2 解决措施
(1) 降低胎肩垫胶的门尼粘度, 适当提高混炼和挤出温度;
成型时胎面压合最后一步应压在胎肩垫胶端点部位; 对胎肩垫
胶外缘部位进行刺孔以便排出气体。
(2) 选择适当的压合定型距离, 在减小胎坯外周长的同时,
减小定型过程中胎体钢丝帘线对三角胶形状的影响, 使三角胶
来进行, 称为扩充响应曲线法。 其步骤如下:
4. 4 根据所求得的 Tm、Σ 和 Tm Σ 的值, 查下表即可求得控
4. 1 断开数字控制器, 使系统在手动状态下工作。当系统在 制器的 T、Kp、T I 和 TD 的值, 表中控制度的求法与扩充临界比
给定值处于平衡后, 给一阶跃输入。
例度法相同。
扩充响应曲线法整定参数表
(4) 气密层胶或胎体钢丝帘布胶的门尼粘度过低。 (5) 胎面、胎侧和胎肩垫胶等半成品尺寸过小, 导致胎体材 料不足。
2. 2 解决措施
(1) 合理设定钢丝帘线假定伸张值, 适当调整带束层周长。
(2) 设计材料分布时应充分考虑工艺波动的影响, 合理设定
半成品尺寸, 避免多数半成品尺寸偏下限值。
(3) 适当增大胎肩垫胶厚度, 避免气密层胶和胎体钢丝帘布
(4) 胶囊的存放要尽量保持原有的形状, 在装第一锅的时候 对胶囊进行多次的伸张动作。
5、缺胶 缺胶产生于轮胎的各部位。 5. 1 原因分析 (1) 胎坯周长过大。 (2) 定型压力过大。 (3) 定型过程中胎体钢丝帘线伸张过大。 (4) 材料分布不合理。 (5) 模具排气孔堵塞或排气孔、排气线分布不合理。
(8) 延长二次定型时间, 增大二次定型压力。 (9) 避免胎坯存放时间过长, 控制其在 2～ 72 h 。 (10) 减小胎圈包布或胎圈外护胶厚度, 避免胎侧下端点落 在胎踵处或胎圈底部及其稍高部位。
全轮位325
全轮位325/95R24增强型全钢载重子午线轮胎的设计张世鑫，任夫云（赛轮集团股份有限公司，山东青岛266000）摘要：介绍全轮位325/95R24增强型全钢载重子午线轮胎的设计。
结构设计：外直径 1 224 mm，断面宽 318 mm，行驶面宽度 238 mm，行驶面弧度高 7.5 mm，胎圈着合直径 612.5 mm，胎圈着合宽度 228 mm，断面水平轴位置（H1/H2） 1.17，胎面采用三道纵向曲折主沟花纹，花纹深度 16 mm，花纹饱和度 74.2%，花纹周节数 64。
施工设计：胎面采用两方两块贯通式基部胶结构，采用4层带束层，其中1#—3#带束层采用3＋8×0.33ST钢丝帘线，4#带束层采用3×4×0.22HE钢丝帘线，胎体采用0.25＋6＋12×0.225HT钢丝帘线，胎圈包布加强层为1层钢丝胎圈包布和两层锦纶纤维包布的增强型结构，采用一次法机械反包方式成型，蒸锅式硫化机硫化。
成品性能试验结果表明，轮胎的充气外缘尺寸、强度性能、静负荷性能和耐久性能均达到相应的标准和设计要求。
关键词：全钢载重子午线轮胎；结构设计；施工设计；成品轮胎性能中图分类号：TQ336.1＋1 文章编号：1006-8171（2023）12-0722-04文献标志码：A DOI：10.12135/j.issn.1006-8171.2023.12.0722近年来轮胎行业受原材料和能源成本上涨等的影响，加之国内商用车产销下行，轮胎内销市场需求持续低迷，轮胎企业利润受挤压严重。
而外部市场逐渐复苏。
其中中东市场对载重轮胎的需求强劲，尤其是325/95R24轮胎又是此市场的主销规格，多为混合路况重载条件下使用，且环境温度高，对于轮胎的耐热和重载性能有更高的要求[1-4]。
针对市场的特殊需求，我公司设计开发了全轮位325/95R24增强型全钢载重子午线轮胎，既满足了轮胎的重载性能要求，又提高了轮胎的耐热性能和散热能力。
扁平化对子午线轮胎力学性能影响的有限元分析-李兵-力学季刊200704
轮廓扁平化是当今轮胎发展的趋势之一。具有带束层结构的子午线轮胎的出现，加速了 这一进程。扁平化轮胎在性能方面有很多优点，如操控稳定性、高速耐久性和耐磨耗性较好 等[1]，Michelin、Bridgestone、Goodyear 等技术领先的轮胎企业已经分别推出了多款 30 系列
1.2 有限元计算的考评
为了考察上述轮胎有限元模型的有效性，本文首先计算了 185/60R14 半钢子午线轮胎在 不同充气压力和静负荷下的外缘尺寸的变化，并与实测结果进行了对比。
图 2 和图 3 为充气状态下有限元计算结果和测试数据的比较。曲线起始位置对应于装配 后未充气的状态。由图 2 可见，轴对称模型、轴对称精细模型和三维空间模型的轮胎外直径 的计算结果相重合；与测试结果相比差别均在 1％以内。由图 3 可见，轮胎断面宽的三组计 算结果也基本重合；在未充气时计算结果与测试结果差别较大，可能是由于未充气时轮胎胎 侧的刚度较小使得其变形状态不确定；充气压力为 0.08Mpa、0.16Mpa 和 0.25Mpa 时，三组 计算结果与测试结果相比差别均在 1％以内。
2
(a) 轴对称模型
(b) 轴对称精细模型
(c) 3D 模型
图 1 有限元模型示意图（模型 202_111）
Fig.1 Finite element model（Model 202_111）
在计算中，胶料的超弹性本构模型选用 Yeoh 模型[4]，使用了利用自动网格法[5]测出的 材料参数。轴对称模型中选用的单元类型为 CGAX4H 单元（考虑周向剪切变形的、四节点、 双线性、完全积分、常压力杂交实体轴对称单元），共包含 446 个四边形单元；三维空间模 型共包含 16948 个六面体单元。帘线对橡胶的加强作用均使用 rebar 单元模拟，更加符合实 际；为了表征帘线具有不同的拉压性能，帘线材料的压缩模量取为拉伸模量的 1/10[4]。在图 1-a 所示的轴对称模型中，钢丝圈结构也使用 rebar 单元近似模拟，并设定钢丝材料拉伸模 量和压缩模量相等。图 1-b 所示的轴对称精细模型采用了组合模型分析技术，对钢丝圈结构 中的每根钢丝都进行了网格划分，并考虑了相邻钢丝之间填充橡胶的存在，更真实地模拟了 钢丝圈结构。该轴对称精细模型共包含 11094 个四边形单元，其中钢丝圈部分精细划分为 4866 个单元。
14.00R24NHS港口专用全钢工程机械子午线轮胎的设计
22314.00R24NHS 港口专用全钢工程机械子午线轮胎的设计王若飞，崔志武，王晓娟，陈 宇，宋朝兴（风神轮胎股份有限公司，河南 焦作 454003）摘要：介绍14.00R24NHS 港口专用全钢工程机械子午线轮胎的设计。
结构设计：外直径 1 410 mm ，断面宽 368 mm ，行驶面宽度 320 mm ，行驶面弧度高 20 mm ，胎圈着合宽度 274 mm ，胎圈着合直径 610 mm ，断面水平轴位置（H 1/H 2） 0.739 1，胎面采用块状花纹，花纹深度 64 mm ，花纹饱和度 72.2%，花纹周节数 28。
施工设计：胎面采用3层结构，胎体采用3＋9＋15×0.225ST 钢丝帘线，带束层采用4层结构，其中1#带束层采用3＋9＋15×0.175＋0.15HT 钢丝帘线，2#和3#带束层采用3＋9＋15×0.220＋0.15HT 钢丝帘线，4#带束层采用3×7×0.20HE 钢丝帘线，采用一次法两鼓/三鼓成型机成型，采用蒸锅式硫化机硫化。
成品性能试验结果表明，成品轮胎的充气外缘尺寸、物理性能和静负荷性能均达到国家标准及相应设计要求。
关键词：港口专用全钢工程机械子午线轮胎；结构设计；施工设计中图分类号：TQ336.1 文章编号：2095-5448（2024）04-0223-04文献标志码：A DOI ：10.12137/j.issn.2095-5448.2024.04.0223随着我国经济的蓬勃发展，内外贸港口运输需求增大，港口集装箱吞吐量相应递增，港口的生产作业模式也在发生改变，港口机械逐步向多样化、大型化、无人化等领域发展[1]。
港口集装箱堆高机以通用叉车技术为基础，集成了部分起重功能，主要用于集装箱的搬运和堆垛作业，具有可频繁转向与制动、机动灵活、操作简单等特点。
本工作主要介绍专为港口集装箱堆高机开发的14.00R24NHS 港口专用全钢工程机械子午线轮胎（简称14.00R24NHS 专用轮胎）的设计。
全钢载重子午线轮胎肩空脱层原因分析与解决措施
部 分 部 件 厚 度 超 差、胎 肩 垫 胶 移 位、易 生 热、胎 体 帘 布 渗 胶 性 能 差、轮 胎 选 用 不 当 等 是 造 成 我 公 司 全钢载重子午线轮胎发生肩空脱层的主要原因， 通过改进配方、优化工艺控制流程等措施，肩空脱 层轮胎理赔率降低74. 39%。
[3] 马秀菊，侯京斌，倪淑杰，等. 胎圈钢丝与胶料脱层问题分析[J]. 轮 胎工业，2022，42（4）：248-251.
[4] 杨燕，杨天鹏，李磨官，等. 压延钢丝帘布脱层的原因分析及改善措 施[J]. 橡胶科技，2022，20（7）：349-351.
[5] 郑宾，姜敬如，王云，等. 全钢载重子午线轮胎胎肩气泡产生原因及 解决措施[J]. 橡胶科技，2019，17（11）：638-640. 收稿日期：2023-12-13
橡 胶 科 技 生产技术
2024 年第 22 卷
全钢载重子午线轮胎肩空脱层原因分析与解决措施
张志坚，李永建，孟凡迪，李 易，张思喜，刘金龙
（八亿橡胶有限责任公司，山东 枣庄 277000）
摘要：分析全钢载重子午线轮胎肩空脱层现象的原因并提出相应的解决措施。结果表明，轮胎半成品
部件界面污染、部分部件厚度超差、胎肩垫胶移位、易生热、帘布渗胶性能差、轮胎选用不当等是造成全钢
载重子午线轮胎肩空脱层的主要原因，通过改进配方、优化工艺控制流程等措施，肩空脱层轮胎理赔率降
低74. 39%。
关键词：全钢载重子午线轮胎；肩空；脱层
中图分类号：TQ336. 1
文章编号：2095-5448（2024）02-0098-03
OSID开放科学标识码
文献标志码：A DOI：10. 12137/j. issn. 2095-5448. 2024. 02. 0098 (扫码与作者交流)
全钢载重子午线轮胎花纹沟底裂口的原因分析及解决措施
网格划分，重点部位网格细化，非重点部位网格相 对 稀 疏，既 保 证 分 析 计 算 的 准 确 性，又 减 小 计 算 量[4]。轮胎橡胶部分采用CGAX3H和CGAX4H单 元模拟，帘线部分采用SFMGAX1和REBAR单元 模拟，橡胶材料采用YEOH模型，轮辋与路面定义 为解析刚体。
寿命的影响[J]. 橡胶工业，2017，64（5）：275-278. [9] 王昊，危银涛，王静. 橡胶材料疲劳寿命影响因素及研究方法综
述[J]. 橡胶工业，2020，67（10）：723-735. [10] 何川. 基于虚拟裂纹闭合技术的轮胎疲劳寿命仿真研究[D]. 广
州：华南理工大学，2018. 收稿日期：2020-11-10
3 模型建立 以315/60R22. 5全钢载重子午线轮胎为例，
对产生花纹沟底裂口的市场返回轮胎进行断面切 割，切割断面如图2所示。
图2 返回轮胎切割断面
对 切 割 断 面 进 行 打 磨、测 绘、扫 描 并 导 入 CAD，得到其几何结构模型[3]。轮胎的材料分布和 结构有限元模型如图3和4所示。
本工作根据全钢载重子午线轮胎接地特性和 花 纹 沟 底 受 力 分 析，采 用 有 限 元 软 件 分 析 胎 面 部 位 材 料 分 布、轮 胎 轮 廓 及 花 纹 沟 设 计 对 成 品 轮 胎 花纹沟底裂口的影响，并提出相应的解决措施。
1 损坏特征 轮胎使用早期产生沿花纹沟方向的纵向裂
口，影 响 轮 胎 的 使 用 安 全 性。 花 纹 沟 底 裂 口 多 集 中 在 边 部 两 条 花 纹 沟 处，大 多 数 情 况 下 两 边 花 纹 沟同时出现沟底裂口现象。花纹沟底裂口呈周向
324
轮 胎 工 业
子午线轮胎带束层质量问题分析及解决措施
子午线轮胎带束层质量问题分析及解决措施
吴国林;赵纯茹
【期刊名称】《轮胎工业》
【年(卷),期】1998(018)002
【摘要】子午线轮胎带束层质量问题分析及解决措施吴国林赵纯茹（桦林轮胎有限责任公司１５７０３２）带束层是子午线轮胎的重要部件，影响着子午线轮胎的耐磨、牵引、操纵、安全等诸多性能，因而带束层质量的好坏，直接影响着子午线轮胎优越性能的发挥。
我厂载重子午线轮胎的带束...
【总页数】3页(P104-106)
【作者】吴国林;赵纯茹
【作者单位】桦林轮胎有限公司公司;桦林轮胎有限公司公司
【正文语种】中文
【中图分类】TQ336.1
【相关文献】
1.全钢载重子午线轮胎0°带束层偏出和蛇形的原因分析及解决措施 [J], 李庆瑞;申勇;郭优;王欢
2.带束层钢丝帘布裁断机接头质量问题原因分析及解决措施 [J], 蓝康生
3.全钢载重子午线轮胎带束层质量缺陷的原因分析及解决措施 [J], 陈国栋;王传吉;郭德益;孙茂忠;
4.全钢载重子午线轮胎带束层质量缺陷的原因分析及解决措施 [J], 陈国栋;王传吉;
郭德益;孙茂忠
5.全钢载重子午线轮胎0°带束层散线原因分析及解决措施 [J], 赵成忠;龙小丽因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
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张太峰
内容简介
一、结构设计（施工设计） 二、材料分布图设计及标准 三、断面分析解析 四、轮胎未来发展
2
85
一、结构设计（施工设计）
结构设计是即轮廓设计和花纹设计之后制作轮 胎的重要一步。
如何将轮胎设计与我们当初的标准一样呢 施工设计要求：
3
施工设计要求
4
86
二、材料分布图设计及标准
5
材料分布图设计及标准
6
87
三、断面分析解析
7
侧翼胶位置
8
TW
+ J
BTW.J
88
肩部总厚度
9
中部胎冠厚度
Zone at point C
10
TTC
89
1#和2#带束层之间的厚度
11
气密层厚度
12
90
三角胶厚度
13
帘线翻包高度
14
91
子口胶高度
HPR 15
28
98
子口胶与钢丝圈的厚度
16
92
气密层胶渗胶厚度
17
一层带束层垫胶厚度
TSP
18
93
垫胶宽度
19
基部胶厚度
M0
1
2
M'
20
94
底部子口胶厚度ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ
21
子口部位总厚度
22
95
R点的位置厚度
23
侧翼胶的高度
24
96
白胎侧胶厚度
25
下胎侧胶位置
26
97
帘线翻包高度位置
27
四、轮胎未来发展
智能化（见视频）