吕柏源 等·橡胶加工技术及设备的研究

77

3.1 课题的来源与积累

从 1820 年代最早出现开炼机以后，橡胶工业一直采用开炼机炼胶。由于开炼机炼胶时粉尘飞扬，不但工

作条件恶劣，而且效率低，劳动强度大，在经过一个世纪于 1916 年美国人（Banbury）本伯里发明设计了具有

压砣和卸料门的椭圆型转子密炼机以来，在激烈的市场竞争中，炼胶设备向着“高质、高效、低耗、低成本”

方向发展。炼胶设备的功率从几十千瓦发展到 3300KW，容量从几升发展到 800 多升，转速从 20rpm 发展到

80rpm 以上 ；为了提高炼胶设备的生产效率，进一步改善工作条件，密炼机从原始的裸机发展到下辅机、上辅

机。密炼机经过 100 多年的发展，几乎达到极限的水平，但至今尚未突破间歇工作问题。在这过程中，许多

中外专业科研工作者、科研机构和大型橡胶企业投入大量人力、物力和财力进行连续混炼技术的研究，虽然

尚未突破连续混炼技术问题，但中外专业科研工作者对连续混炼都有以下的共识 ：①从间歇混炼转变成连续

混炼能有效保证炼胶质量的稳定性以及提高炼胶效率 ；②能节省大量的能源，据有关资料介绍连续混炼可节

省能源 50% ；③能改变间歇混炼设备复杂的空间布局实现平面布局的联动生产线，能有效节省占地面积和建

筑空间 ；④密炼机在加料后，尤其是超微粉粒的炭黑，在上顶栓加压时，混炼室体积急剧减小，瞬间形成高

压导致炭黑等物料从间隙中外逸，造成工作环境的污染，而在连续混炼中物料是均匀连续进入密闭的系统中，

没有物料外逸的污染问题 ；⑤在相同截面的纯胶制品中或纯胶的单件橡胶制品中，可以通过连续硫化配套设

备或一步法注射设备实现从原材料到生产制品一次连续完成，奠定了无人化工厂的技术基础 ；⑥连续混炼设

备易于实现联动化、自动化和智能化，能有效的促进橡胶工业实现 4.0 的目标。因此，橡胶工业迫切要求连

续混炼技术的研究和突破。

笔者在大学的毕业设计的题目是“单螺杆橡胶连续混炼机设计”，当时 1965 年在毕业设计时做了粉料的

定量输送实验，然后就按普通单螺杆与定量输送装置，简单组成了“橡胶连续混炼机”，虽然是假题假做，但

橡胶连续混炼技术却一直深藏在我的思维中。随后，在 1971 年的“单螺杆橡胶连续塑炼机三结合设计小组”（沈

阳橡机厂、青岛橡胶二厂、青岛化工学院），我成为三结合设计小组的一员，同时负责设计塑炼挤出机的螺杆。

通过前期河南风神轮胎厂使用的螺杆塑炼机塑炼胶料的对比，观察到新设计较小规格和较大长径比的塑炼挤

出机，其塑炼效果较好，“夹生”的胶料有较大的改善，这促使我对连续混炼技术的成功增强了信心，并认识

到螺杆构型是连续混炼关键部件 ；在随后指导研究生的选题也着重连续混炼螺杆构型和相关技术的研究。如

强制喂料技术、多组份定量喂料技术、复合螺杆构型对混炼的影响等。在 2006 年开始把复合螺杆构型的原理

应用在“废旧轮胎连续复合脱硫”的中试样机上，取得了明显的脱硫效果，首次实现了在脱硫过程中生产出

高强度、高伸长率的絮状再生胶，其实此脱硫过程的机理基本就是连续混炼过程的机理，只要适当调整脱硫

温度和螺杆构型，就可以获得质地均匀与致密的胶料。通过对脱硫螺杆构型的分析，升华到脱硫过程的四个

机理。

3.2 连续混炼技术机理的突破

（1）自强制喂料机理

原先的连续脱硫机是采用了螺旋强制喂料技术，是一种正位移的喂料技术。但通过使用，对粉料的喂料

效果不明显，而且容易产生设备故障，生产能力在额定转速下也只能接近 300kg/h，生产效率太低了。最终

高机研究了一种自强制喂料技术的机理，在放弃螺旋啮合喂料装置后，设置了自强制喂料装置，这种装置可

以对物料运动自动产生推进物料作快速的输送运动，从而有效地提高吃料能力达到了大幅度提高产能的目的，

根据生产现场验证，原来产能不到 300kg/h，现在可以稳定达到 700kg/h，甚至达到 860kg/h。

（2）传热强度与传热总量机理

每一单元的物料要达到脱硫或混炼的目的，其自身的温度必须达到其自身需要的温度，因此，在混炼系

统中，必须对物料产生足够的传热强度和足够的总热量，否则物料就得不到有效的脱硫或混炼。我们根据物

料在整个连续脱硫或混炼过程中，所需传热强度与传热总量的机理，设计最快速度的传热和获得传热总量关

键件的构型和配件。根据这一机理，我们设计出由动态脱硫需 2 ～ 3h 传热时间，我们缩短为 13 ～ 17min ；同

时由多螺旋的总长度的 30m，缩短到长度 7m。

（3）剪切强度与剪切总量机理

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

每一单元的物料要达到脱硫或混炼的目的，其除了获得足够的传热强度与传热总量外，仍需获得对物料

足够的剪切强度与剪切总量，不同的物料所需的剪切强度与剪切总量是不同的，在思考和研究混炼过程中，

往往忽视了对物料的剪切强度与剪切总量的作用，我们可以看到，在小规格挤出机和小规格密炼机对物料的

混炼效果比大规格型挤出机和相同类型的大型密炼机，由 可以看出 ：螺杆和转子在相同线速度条件下，

明显可以得出大规格的挤出机或密炼机剪切强度和剪切总量要小得多。高分材料其分子量小的十多万分子量，

大的几十万上百万，要打断高分子链必需要有足够的剪切强度 ；同时，高分子具有强烈的记忆效应，要削弱

其记忆效应必须要对物料要有足够的剪切总量。

（4）单元体的混合机理

在连续混炼过程中物料为了获得足够的分布度，使物料各组份在宏观上均匀分布，各单元体之间必须得

到均匀的混合。在关键件设计过程中必须构建单元体之间均匀的混合机理。

3.3 连续混炼技术的实验研究

根据上述是四个连续混炼技术机理，设计和制作了 Φ150 连续混炼挤出机物理样机，如图 9 所示。

图 9 单螺杆连续混炼物理样机

混炼胶组合单元混合分布度与分散度的效果是检测连续混炼有效的综合指标。在本实验研究中是通过混

炼胶获得的物理性能作为综合指标的，其工艺过程如下 ：将脱硫后的絮状再生胶与配合剂（氧化锌 + 促进剂

CN+ 硬脂酸 + 硫磺）按标准配比用手工拌匀（不是用搅拌设备），然后将连续混炼设备设置各区段温度。在设

备温度恒定后，将上述混合物喂入连续混炼机，物料在经历连续混炼机混合的热过程和剪切过程获得了混炼

物料 ；将混炼物料按照标准的炼胶工艺和硫化工艺，并制备试片，经拉伸试验机，检测出如表 1 的物理性能。

表 1 连续混炼物料检测的物理性能

序号 塑炼门尼

ML100℃ (1+4)

混炼门尼

ML100℃ (1+4) 拉伸强度 /Mpa 断裂伸长率 /%

4291# 81 53 10.50 335

4292# 74 58 10.35 359

4293# 72 54 9.80 329

平均 76 56 10.20 341

最大误差 +6.6%

-5.3%

+3.5%

-5.4%

+1.5%

-3.9%

+5.3%

-3.8%

平均误差 ±6％ ±4.5％ ±2.7％ ±4.6％

从表 1 可以观察到 ：除塑炼门尼 ±6％误差略为大于试验允许误差外，其余混炼门尼、拉伸强度和断裂伸

吕柏源 等·橡胶加工技术及设备的研究

79

长率平均小于 ±5％的允许实验误差，说明连续混炼对物料各组份混合、混炼是均匀的，达到了连续混炼所要

求的分布度和分散度的效果，也说明连续混炼技术运用“传热强度和传热总量”、“剪切强度和剪切总量”和“混

合机理”设计的连续混炼设备是成功的。

3.4 连续混炼技术的应用前景

由于连续的混炼技术具有高生产能力、可控的传热强度与传热总量、具有足够的剪切强度与剪切总量的

精炼功能，同时具有强力的混合功能，由此保证了连续混炼过程高质量的分布度和分散度，因此橡胶连续技

术在橡胶加工领域有着广泛的应用前景。

（1）橡胶连续混炼

这里橡胶连续混炼指的是传统的干胶连续混炼，所谓连续混炼是指有别于传统间歇操作的密炼机混炼。

橡胶连续混炼工艺过程原理如图 10 所示。

图 10 橡胶连续混炼工艺过程原理图

（2）湿法连续混炼

湿法炼胶是现代出现的先进炼胶技术，它具有节省能源，简化橡

湿法连续炼胶系统原理如图 11 所示。

图 11 湿法连续炼胶系统原理图

胶加工过程，其混炼胶具有（比传统干法炼胶）更加优良物理性能和使用性能。因此，近年来国内外掀

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起了湿法炼胶的研究热潮。由于湿法炼胶对干法炼胶更具挑战性 ：各种组份原材料需快速而均匀的连续混合 ；

大量废水和废气需快速连续清除 ；物料需快速的连续干燥 ；母炼时各种物料的定量和连续混炼以及低温加硫

连续混炼等等。

（3）连续或直接生产橡胶制品

炼胶工序是橡胶企业必备的工序，混炼胶是橡胶企业生产产品的基本材料。在中小型橡胶企业中，要独

自承担炼胶任务，不但要投资炼胶设备（密炼机）和厂房的建造，而且还在消除污染问题造成困难。因此，

在中小型橡胶企业采用投资小、生产设备简约和环保型的连续混炼组实现连续或直接生产橡胶制品技术是一

种客观要求和趋势。连续或直接生产橡胶制品工艺原理如图 12 所示。

图 12 连续或直接生产橡胶制品工艺原理图

在条件成熟时，连续或直接生产橡胶制品工艺也可应用到轮胎企业。

连续混炼技术在自强制喂料机理、传热强度与传热总量机理、剪切强度与剪切总量机理以及循环混合机

理的支撑下，可以广泛应用在橡胶、塑料加工技术中，还可应用在化学工业连续操作的生产中。

4 锁模力自动补偿硫化设备技术的研究与应用前景

4.1 锁模力自动补偿硫化设备技术研究的动力

笔者在 20 世纪 70 年代初承接了编写《轮胎定型硫化机》教材，跑遍了有关轮胎定型硫化机设计单位、

制造单位和使用单位，并收集了有关图纸和国内外资料 ；同时在 1976 年承接了编写橡胶工业手册的《轮胎定

型硫化机》篇，为探索和编写锁模力理论，“高机”组织了《轮胎定型硫化机》赴上海测试研究小组，对进口

轮胎定型硫化机机进行了动力测试和力学性能测试和性能测试，并获得了许多轮胎定型硫化机的第一手资料。

通过这一系列的调查研究和实践，有两个最深刻的印象 ：一是轮胎定型硫化机大笨重了，耗费钢材大多，一

台定型硫化机就达到了 60t，相当一台重型坦克 ；二是结构太复杂，机构过多，加工量太大。自此以后笔者下

决心专攻克《轮胎定型硫化机》这道难关，这成了笔者以后几十年的追求和动力。

吕柏源 等·橡胶加工技术及设备的研究

81

4.2 轮胎定型硫化机技术的研究

（1）42 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机裸机的研究

通过多年的构想和理论研究，于 2000 年设计并研制了 42 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机裸机及其硫化轮胎，

如图 13 所示。整机重量约为 8t，锁模功率 11kw，锁模力 300t，螺旋直径 120，腹板厚度 30mm，与曲柄连杆

轮胎定型硫化机重量相比减少 50%，加工量也减少了 50%，机构显著简化。通过轮胎定型的硫化实验，生产

出来的轮胎经法定检测单位检测，各项指标符合标准。

图 13 42”螺旋轮胎定型硫化机及其硫化轮胎

（2）63 1/2 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机研制

在 42”定型硫化研究上，“高机”设计研制了《63 1/2 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机》，如图 14 所示，含主机、

装胎机构、卸胎机构，重量约 26t。螺旋直径 180，锁模功率 13KW，锁模力 500t，腹板厚度 50mm, 与曲柄连

杆轮胎定型硫化机重量相比减少 50%，加工量也减少了 50%，机构显著简化。

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

图 14 63 1/2 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机

通过生产轮胎实验，送检的条轮胎均符合标准要求。

（3）电动螺旋轮胎定型硫化机研制结果与反思

1）电动螺旋轮胎定型硫化机作为硫化用的压机无疑是成功的，通过胶囊注射使用的电动硫化的成功使用

也证明了这一点。

2）但作为产业化的硫化设备还要解决以下问题 ：

①锁模机构还是比较复杂，而且只能作为专机专用 ；

②螺旋速度受到限制，因为快速锁模时，闭环的受力封闭系统有滞后现，传感的速度跟不上数字显示的

速度，导致锁模力的误差太大。

4.3 锁模力自动补偿硫化机技术的形成

通过 42 ＂和 63 1/2 ＂电动螺旋轮胎定型硫化机的实践、研究和分析，其仍存在如下问题 ：①结构还是

比较复杂 ；②升降速度比较慢 ；③受力的封闭系统庞大，虽比传统曲柄连杆及简化，但与液压机基本相同 ；

④缺乏模块化结构，很难简化整体结构等。为了克服上述的技术问题，必须寻找一种新的锁模型式的工作原理，

在定型硫化机中有三种锁模原理是值得参考的 ：一是气动或液动错齿锁环锁模技术，二是不锈钢合金波纹板

锁模技术，三是橡胶波纹板锁模技术。错齿锁环锁模技术曾在北京轮胎厂的硫化机组使用过，工作过程稳定

性较差，尤其很难适用较大型轮胎 ；不锈钢合金波纹板锁模技术因造价高寿命短而放弃 ；橡胶波纹板也因工

作寿命短而放弃。这些技术虽然以失败告终，但它们的工作原理的构思是有特色的，如果能解决工作稳定型、

可靠性、通用性以及工作寿命问题将是有生命力的。笔者为了解决这技术难题分别定了两步工作，第一步在

电动螺旋硫化机的基础上将电动螺旋锁模结构演变“锁模力自动补偿锁模”结构，其结构如图 15 所示 ；第二

步，取消电动螺旋升降机构，改成模块化独立单元的升降装置，而模具系统由锁环 / 锁座构成力的封闭系统，

在工作过程中升降机构不承受锁模力，实现轮胎定型硫化机结构极大简化。

吕柏源 等·橡胶加工技术及设备的研究

83

图 15 锁模力自动补偿轮胎定型硫化机

4.4 锁模力自动补偿硫化技术的应用前景

（1）由于锁模力自动补偿硫化技术实现了模块化硫化机技术、模具系统模块技术、锁模力自动补偿模块

技术、锁环 / 锁座模块技术、升降机构模块技术以及辅助独立模块。由此能极大地简化制造过程，极大地节

省钢材，降低维护保养工作量和降低运行成本等 ；

（2）由于模具和自动补偿系统构成了一对独立的硫化单元，其余的升降机构，机器人卸胎奠定了基础 ；

装胎机构均可作为公用系统使用，实现工厂无人化硫化操作。

（3）锁模力自动补偿硫化技术可应用到橡胶工业使用的硫化机，注射技术的硫化机以及塑料工业领域的

注塑机和模压机。

5 单螺杆连续复合脱硫制备再生胶技术与全套设备的研究与产业化

5.1 “脱硫”的提出

在 20 世纪 80 年代我国借鉴了德国“高温高压动态脱硫生产再生胶技术”后，在国内掀起了一股生产废

旧轮胎再生胶的热潮，接着在本世纪初期又掀起了一股采用“常压螺旋脱硫生产再生胶技术”的热潮。然而，

通过多年的使用和实践，发现“高温高压动态脱硫技术”对水和气的二次污染严重，而且工艺繁琐、能耗高，

同时具有安全隐患。对于“常压螺旋脱硫技术”虽然解决了动态脱硫的污染问题，但生产的产品质量低，性

能不稳定，设备不但繁琐而且可靠性低，同时设备维护保养困难等。在这种情况下，客观要求研制一种克服

上述两种技术缺陷的新技术就应运而生。

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

5.2 单螺杆连续复合脱硫技术的研究

（1）实验设备的研究

笔者在 20 世纪 60 年代末期就开始研究单螺杆冷喂料挤出工艺技术，结合脱硫的溶胀降键能机理和物料

降门尼机理，设计研制出“单螺杆连续复合脱硫”制备再生胶的实验室试验设备，如图 16 所示。

图 16 单螺杆连续复合脱硫实验设备

通过实验得到如下结果与结论 ：

① 实验设备获得了脱硫效果，可以获得 8~10MPa 的再生胶 ；

② 说明连续复合脱硫原理是可行的 ；

③ 探索了连续复合脱硫的工艺条件和工艺过程 ；

④ 获得了连续复合脱硫配套技术要求。

通过实验获得了需要改进的问题 ：

① 再生胶物理性能有待提高，与动态脱硫仍有较大差距 ；

② 在脱硫过程中尚缺乏后处理技术，有焦烧现象 ；

③ 在原材料配合工序配套尚不完善。

但有重要的一点，连续复合脱硫设计技术设计是成功的。

（2）工业中试设备技术的研究

根据实验设备的实验研究，进行了工业中试设备技术的设计与研究，工业中试设备如图 17 所示。

图 17 单螺杆连续复合脱硫工业中试设备

通过工业中试设备的实验研究得到如下结果与结论 ：

吕柏源 等·橡胶加工技术及设备的研究

85

①生产的再生胶物理性能有所提高，其拉伸强度达到了 10-12MPa，伸长率达到 320-380% ；

②解决了再生胶后处理的焦烧问题 ；

③从原材料配合、脱硫与后处理，和冷却打包基本完成了联动工作。

通过工业中试设备实验研究获得了需要改进的问题 ：

①脱硫主机与后处理辅机输送量不匹配，容易产生扫镗现象 ；

②软化剂的定量输送有波动现象。

（3）工业化设备技术的研制

根据工业中试设备的研究获得的结果，进行了工业化设备的研制，工业化设备如图 18 所示。

图 18 单螺杆连续复合脱硫设备

通过工业化设备使用，获得了如下的结果与结论 ：

①主机、辅机及前置、后置设备的配套实现了联动化、自动化操作 ；

②工作可靠，能正常投入工业生产使用。

通过工业化设备使用考核仍有如下问题还需改正 ：

生产能力虽达到 2000kt/y，但生产要求要达到 3000kt/y。

（4）产业化设备技术的研制

根据工业化设备考核，在生产能力方面需要下功夫解决，“高机”设计研制了自强制喂料技术的产业化设备，

如图 19 所示。

图 19 单螺杆连续复合脱硫产业化设备

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通过产业化设备在广东、泰安等六条生产线的使用获得结果如下 ：

①产业化设备生产再生胶产品的物理性能，其强度达到了全胎胶 12Mpa，伸长率 360% 以及胎面胶

14Mpa，420%，其物理性能超过了国家 E 系列再生胶标准的 7Mpa，260% 以及 9Mpa，360% ；

②生产能力已超过 3000kt/y，达到了 4000kt/y, 最大生产能力达到 860kg/h ；

③经过了 2 ～ 3 年使用的验证，设备运行平稳、可靠 ；

④有显著的节能降碳效果，对行业的“碳达峰、碳中和”有重要意义。

6 结束语

“高机”自上世纪 60 年代末期 70 年代初期一路走来，经历了半个世纪。几十年来承蒙全行业的同仁、朋

友的大力支持和帮助，让“高机”成长在这片科学研究的沃土之中，为“高机”今天能向同仁们、朋友们献

上几十年的研究成果尽了最大的爱心。在此“高机”仅向行业同仁们、朋友们献上以上的文字以表示深深的

敬意和感谢！

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

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随着市场对轮胎舒适性要求的日益提高，客户对轮胎的品质，特别是各主机厂对轮胎的均匀性指

标提出了更为高严的标准。轮胎企业生产过程最常控制的均匀性指标（见表 1），其中 RFV 8H 幅值（各

主机厂要求不一）超标偏大，车辆在特定条件下行驶时会与轮胎发生高频共振，产生刺耳噪声，直接

影响乘坐的舒适性。该指标的控制，对轮胎企业特别是配套份额较多的公司的业务维持与拓展，起到

较关键的作用。

表 1 轮胎均匀性常控指标表

序号 项目名称 外文简称

1 轮胎径向尺寸偏差 RRO

2 轮胎上下面不平衡质量 D/B-UP&-D/B-LOW

3 侧向力波动 LFV

4 锥度效应 CON

5 径向力波动八次谐波 RFV 8H

轮胎生产过程中，排除部件半成品几何尺寸均匀性、成型各类材料接头的分布、成型鼓、带束鼓

适装成型机的使用精度、成型工艺等方面的变化因素，活络模适装硫化机的精度变化，对轮胎均匀性

特别是 RFV 8H 合格率的影响较大而又难于判定并排除。

活络模作为直接与胎坯接触硫化的精密设备，适装硫化机后的使用精度，受硫化机相关精度及胶

囊定型压力等因素的影响而变化，导致 RFV 8H 合格率或优级品率偏低。如何判断排除或预防活络模

适装硫化机，而轮胎均匀性指标 RFV 8H 变化偏大的问题，以满足主机厂对轮胎 RFV 8H 指标的高严要

求，是本文着重研究的方向。

1 活络模组装精度存在的主要问题及分析

1.1 活络模结构及主要精度情况简要说明

活络模是硫化机上实现轮胎成型硫化的精密设备（也称工装），热板式结合面（圆锥面 + 斜平面）

导向活络模具如图 1 所示，集成圆锥面、斜平面结构的优点已获得较大量的应用。其由模套、型腔、

夹具三部分组成。

降低活络模对轿车子午线轮胎均匀

性影响的技术研究

邹涛

（万力轮胎股份有限公司，广东 广州 511400）

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图 1 热板式结合面导向活络模具结构示意图

1.1.1 模套结构及主要精度情况说明

模套为结合面导向结构（见图 2），由中套、中套镶环、弓形座、上盖、底座、导向条、T 型导块、

耐磨板等零部件组成。其主要加工使用常检精度见表 2。

图 2 模套结构示意图

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

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表 2 活络模套主要常检精度表

序号 项目内容 代号 公差 允差 影响活络模组装精度因素

1 弓形座内花纹块定位槽尺寸 F1

+0.10

0

0.10

定位槽主要是下边受力，机台异常受压会导致定位槽

变形损伤，影响花纹块装配，或造成花纹块与胎侧板

分模线错位

2 模套相对机台定位尺寸 K

+0.2

+0.1

0.20 定位部位机台如腐蚀或受压变形，导致尺寸偏大，影

响上盖底座同轴度

3 上盖、底座与侧板定位（外）尺寸 I

-0.05

-0.15

-0.15 定位部位机台腐蚀损伤，导致尺寸偏小，影响上下胎

侧板同轴度

4 预载荷 λ ±0.10 ±0.20

模拟硫化机 10T 压力下根据新模套规格大小与预加载

标准检测调整，实际应用中因中套、底座耐磨板的磨

损，导致预载荷发生变化而减少或出现负值

5 中套圆度 ≤0.05 0.10 中套机台受异物干涉损伤变形而椭圆，造成花纹块装

配对接面错位或花纹块与胎侧板配合面出现间隙

6 中套耐磨板圆锥半角 ±0.05° 0.10°

中套耐磨板圆锥半角偏磨增大或损伤，造成花纹块与

胎侧板配合面局部出现间隙或花纹块间的对接面出现

错位

7 上盖端面平面度 ≤0.05 0.10

上盖端面机台受热板中凸和较大合模力压迫易向下不

同程度凸出锅变型，直接影响上侧板贴合，而造成上

胎侧板与花纹块分模线错位或上钢圈与上胎侧板错位

或出现间隙

8 底座端面平面度 ≤0.05 0.10 底座端面如机台受压变形损伤，影响下胎侧板贴合，

导致下胎侧板与花纹块分模线错位

9 底座耐磨板（与弓形座底面接触）

平面度 ≤0.05 0.10 底座耐磨板受力较大且不均匀磨损，造成花纹块与胎

侧板分模线错位或花纹块间对接面轴向错位

说明 ：①公差为各部件设计加工的尺寸或形位误差范围 ；

②允差为各部件使用后其尺寸或形位精度值劣化后相对原设计加工公差可接受的最大或最小值 ；

③以上精度各公司因自身工艺、设备等情况不一而要求不同，模具厂也无法统一标准。根据行业标准，结合实际应用，本文为分

析问题，特列出活络模加工使用的主要常检精度。

1.1.2 型腔结构及主要精度情况说明

图 3 型腔结构示意图

型腔结构（见图 3），由花纹块、上胎侧板、下胎侧板、上钢圈、下钢圈等零部件组成。为便于装

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

配以及减小热惯性，节省冷模或预热时间，花纹块常常采用铝合金整圈或单片铸造，前者铸件经数控

机床加工后分割成八块，再修整拼接成花纹圈 ；后者铸件，一块块经数控机床加工后，再拼接成花纹

圈。考虑到花纹块在硫化过程中的热膨胀，拼接而成的花纹圈（见图 4），花纹块与花纹块之间在冷加

工过程中必须留有合适的间隙。然其总间隙受材质与工艺不同的影响，各模具厂的控制标准都会有差

别。不论采用哪种铸造加工方式，铝花纹圈的胎肩、胎顶位置的圆跳动，目前仍只能分别按≤ 0.20、

≤ 0.15 的公差进行控制。在实际装配使用过程中，型腔加工使用常检精度见表 3。

图 4 铝花纹圈外观图

表 3 活络模型腔主要常检精度表

序号 项目内容 代号 公差 允差 影响活络模组装精度等因素

1 花纹块背面纽带定位

面的平行度

≤ 0.05 0.05 铝花纹块背面纽带定位面如机台受压变形、磨损或损伤，影响花纹块装

配，或造成花纹块与胎侧板分模线错位

2 花纹块与侧板配合面

直径

A

+0.05

0

0.10

花纹块与胎侧板配合面由于合模状况下受力不匀，砂洗或清胶垢不当等

因素，导致磨损加剧，直径非规则增大，造成花纹块与侧板配合面局部

出现间隙，花纹圈总间隙减少，易出现胎面轮廓上小下大或上大下小（带

锥度）的不对称现象

3 花纹块模口宽度 4

0

-0.10

0.10

花纹块模口受砂洗、冰洗磨损，转运或装配碰伤修磨等影响，宽度不规

则增大，易导致花纹块与胎侧板分模线局部错位，而轮胎胎冠断面宽尺

寸相应增大

4 花纹块与花纹块配合

面的平面度

≤ 0.05 0.05

花纹块与花纹块对接面在硫化状态下，因受力不均匀或硬度偏低而粘接，

夹到异物损伤、砂洗或转运存储不当等因素，平面度劣化，导致花块与

花块对接面粗糙易积存杂质或在合模状况下出现间隙而跑胶边

5

高档或配套胎整圈铝

花纹块胎顶圆跳动

≤ 0.15 0.25 花纹块胎顶因机台受压变形、硫化过程腐蚀、砂洗、冰洗磨损等影响，

圆跳动增大，导致轮胎 RRO 增大、径向力波动或 RFV 8H 幅值增大

6 胎侧板与花纹块配合

直径

F

+0.05

0

-0.05

侧板与花块配合面受机台异物压伤，砂洗或清胶垢不当等影响，直径非

规则减少，精度劣化，造成胎侧板与花纹块配合面局部出现间隙，合模

状况下花纹圈总间隙减少，易出现胎面轮廓上小下大或上大下小（带锥

度）的不对称现象

7

胎侧板上分模线至背

面高度

6

0

-0.10

-0.20 受机台异物压伤、砂洗磨损等影响，侧板上分模线至背面高度不规则降

低，精度劣化，造成胎侧板与花纹块分模线错位

8

胎侧板与模套定位

（内）尺寸

E

+0.15

+0.05

+0.15 定位部位如腐蚀、变形，影响胎侧板装配及与模套上盖、底座的同轴度

9

下钢圈与胎侧板着合

直径

H

+0.10

+0.03

+0.03 受胶囊更换过程损伤、机台腐蚀、夹到异物、保养不当等影响，下钢圈

与侧板着合直径不规则减少，造成下钢圈与下胎侧板配合错位或出现间隙

10

下钢圈与侧板曲面轮

廓度

≤ 0.05 0.10 受机台腐蚀、变形损伤而维修及保养不当等影响，下钢圈与侧板曲面轮

廓度精度劣化，影响轮胎下胎侧轮辋子口部位密封而存在慢漏气风险

说明 ：①公差、允差说明与表二说明一致 ；

②胎侧板与模套定位分内 - 外或外 - 内两种定位方式，本表胎侧板对应模套上盖、底板外定位而录入内定位方式 ；

③本表中花纹块精度专指精铸铝花纹块。

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

91

1.2 活络模组装精度对轮胎均匀性的主要影响及分析

单一品牌规格花纹型腔适装模套按照标准验收成套使用，活络模（见图 5）对于轮胎质量的影响

较小。而国内大多数轮胎企业为多品牌、同规格不同花纹、同花纹不同规格、不同模具厂生产的侧板、

花纹块、型腔与模套交织搭配使用并可能适装不同类型的硫化机，因模具厂设计加工标准受诸多因素

的制约而难以统一，以致特殊性多，互换性较差，活络模组装问题相对较多（老旧模具尤甚），其精

度的变化特别是对高性能轮胎均匀性的影响及分析见表 4。

图 5 活络模装配图

表 4 活络模组装主要精度检查表

序号 项目内容 代号 公差 允差 影响轮胎均匀性因素分析

1 花纹块间对接面

错位量

5

径向

≤ 0.05 0.05

整副花纹圈中 8 个花纹块对接面，由于相关组件精度等因素，块与

块之间可能存在不同程度的径向、轴向（偏上、偏下）错位。这个

量的非对称性分布客观上影响轮胎径向力或侧向力（轴向错位）的

变化。径向错位偏大，将导致轮胎 RFV 8H 振幅增大。 轴向

2 花纹块与上胎侧

板分模线错位量

1

偏上

≤ 0.05 0.20

花纹块与上胎侧板配合，如模套上盖中凸而锅变形，平面度偏大，

造成上胎侧板与上盖贴不平，其分模线存在不同程度偏上或偏下错

位（俗称打侧）；另如预载荷偏大，也会造成花纹块与上胎侧板装

配上胎侧板分模线向上偏移错位。这两种情况的错位量偏大并同花

纹块与下胎侧板配合分模线错位量不对称的话，均会影响轮胎侧向

力波动与锥度的变化。 偏下

3 花纹块与下胎侧

板分模线错位量

2

偏上

≤ 0.05 0.20

花纹块与下侧板配合，由于活络模底座与弓形座接触的摩擦面耐磨

板的不均匀磨损，或底座平面度偏大且与下胎侧板贴不平，花纹块

模口下分模线磨损或损伤等因素，其分模线存在不同程度偏上或偏

下错位（俗称打侧）。这个量偏大并同花纹块与上侧板配合分模线

错位量不对称的话，可能影响轮胎侧向力波动及锥度的变化。

偏下

4 花纹块与上胎侧

板配合间隙

3 <0.02 0.03

整副花纹圈中 8 个花纹块与上、下胎侧板配合，如上盖、底板同轴

度、平行度偏差，中套圆度偏差，中套耐磨板偏磨等因素影响，导

致花纹块与胎侧板配合面接触点偏小而存在不同程度间隙。这个间

隙易积存杂质或跑胶边。影响轮胎侧向力波动及锥度的变化。如果

花纹块与上下胎侧板配合间隙较大，会造成径向力增大 5

花纹块与下侧板

配合间隙

4 <0.02 0.03

92

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序号 项目内容 代号 公差 允差 影响轮胎均匀性因素分析

6 花纹块间对接面

间隙

6 ≤ 0.02 0.02

整副花纹圈中 8 个花纹块对接间隙需调整均匀，以避免热涨后间隙

偏小的接触面受挤压粘接，导致其平面度劣化而易积存杂质 ；间

隙偏大的接触面不同程度跑胶边，造成轮胎径向力变化或 RFV 8H

振幅增大

7 花纹圈总间隙 0

-0.10

0.10

花纹圈总间隙偏大，8 个花纹块对接面间隙可能部分或全部跑胶边，

导致轮胎径向力及 RFV 8H 振幅增大 ；花纹圈总间隙受花纹块与

胎侧板配合直径磨损影响而偏小，花纹块与胎侧板配合面因热膨胀

而出现间隙并跑胶边，主要影响轮胎径向力变化。

8 预载荷 λ

+0.2

0

+0.2

0

型腔适装模套，预载荷尽可能上模拟硫化机按铝模与不同规格模套

对应标准检测，以减少活络模适装硫化机压铅丝后的调整量。至于

预加载的精准检测与调整以及对轮胎均匀性的影响，在活络模适装

硫化机的精度章节分析

说明 ：1. 活络模组装前，按照模套、型腔设计加工使用主要常检精度优先排查修整，有利于其组装精度的高效检测与调整 ；

2. 活络模组装后上模拟硫化机，预载荷在 20T 压力下检测为宜 ；

3. 其余与表 3 说明点相同。

2 活络模适装硫化机的精度存在的主要问题及分析

活络模适装硫化机（见图 6），受硫化机特别是机械式硫化机相关精度变化的影响，其使用精度劣化，

导致轮胎胎面或胎侧等分型线位置可能产生各种类型不同程度的错位、胶边，或胎面偏中心 , 胎面轮

廓上大下小或上小下大等产品缺陷。为此需要对硫化机相关精度进行检测、调整并标定，或者计划检

修并恢复，以满足活络模适装硫化机相关使用精度要求。活络模适装硫化机使用精度变化而影响轮胎

均匀性问题及分析见表 5。

图 6 活络模适装硫化机装配图

续表

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

93

表 5 活络模适装硫化机的主要精度检查表

序号 项目内容 公差 允差 活络模适装硫化机的精度影响轮胎均匀性分析

1

上热板平

面度 ≤0.10 0.15

受硫化机上压板结构刚性偏弱变形、合模力偏大、活络模预加载长期过大等影响，上热

板易累积中凸而发生不同程度的锅变形，中套与上热板连接后，导致作用在各弓形座上

压力不均，加之上盖与底座的同轴度超差，故而花纹块与侧板的配合精度劣化，造成花

纹块与侧板以及花纹块间配合处积存杂质或跑胶边，花纹块与上胎侧板分模线出现错位

或花纹块间的对接面出现轴向错位。因上热板锅变形与中套贴合不平而影响活络模使用

精度劣化，轮胎上胎肩与胎面各分模线或花纹块间对接部位出现不同程度的错位或胶边

缺陷，会引起轮胎径向力、侧向力、锥度或 RFV 8H 等均匀性指标发生变化。

2

下热板平

面度 ≤0.10 0.15

受小规格换大规格活络模，下热板与模套底座接触部分存在杂质没有清理干净、合模力

长期偏大、压到异物变形等影响，下热板易累积周边凹陷而出现不同程度的变形，底座

与下热板连接固定而贴合不平，上下热板平行度超差。作用在各弓形座上压力的水平、

垂直方向分力不均 ：前者导致花纹块与胎侧板配合面积存杂质，或花纹块间的对接面出

现径向错位 ；后者造成中套和底座耐磨板不均匀磨损，花纹块与下胎侧板分模线错位或

花纹块间的对接面出现轴向错位。因下热板不规则变形而影响活络模使用精度劣化，轮

胎胎肩、胎面各分模线部位出现不同程度的错位等缺陷，会引起轮胎径向力、侧向力或

RFV 8H 等均匀性指标的变化。

3

上下热板

平行度（工

装检测法）

≤0.05 0.05

传统的上下热板平行度新机台安装检查一般采用压铅法，但随着硫化机较长周期使用，

该精度随着相关零部件的磨损、变形等因素的影响而不同程度的劣化，按多大许用值检

测判断各轮胎企业标准可能不同。实际换模过程中应用工装检测法（相关情况于后续技

术方案中说明）按偏差量 ≤0.05 检测调整，实现上下热板与模套接触面在合模状况下的

相对平行而应对。上下热板平行度超标偏大，作用在活络模各弓形座上的压力水平、垂

直方向分力不均。前者易造成花纹块与侧板接触不良而积存杂质或跑胶边，或花纹块间

（竖缝）出现错位 ；后者会加剧中套、底座耐磨板不均匀磨损，导致活络模花纹块与侧板

分模线出现错位或预载荷变化。因上下热板平行度偏大而影响活络模使用精度劣化，造

成轮胎胎肩、胎面各分模线部位出现不同程度的错位或胶边等缺陷，会引起轮胎径向力、

侧向力、锥度或 RFV 8H 等均匀性指标的变化。

4

上下热板

的同轴度 ≤Φ0.5 Φ0.5

上下热板同轴度偏大，导致活络模花纹块与侧板配合精度劣化，可能造成有的花纹块与

侧板接触面贴合较松存在间隙积存杂质或跑胶边 ；而有的花纹块与侧板接触面贴合较紧

而出现粘铝且损伤铝花纹块接触面的现象。因上下热板同轴度偏大而影响活络模上下侧

板与花纹块配合精度劣化，造成轮胎胎面厚薄不均（偏中心），胎侧分模线位置局部出现

胶边等缺陷。会影响轮胎径向力、RFV 8H、侧向力等均匀性指标的变化。

5

中心机构

活塞杆与

水缸活塞

杆同轴度

≤Φ1.0 Φ2.0

中心机构活塞杆与水缸活塞杆同轴度偏大，胶囊充气膨胀在合模状况下，其上夹盘受力

偏心，导致胶囊偏心挤压胎坯而导致轮胎厚薄不均。该缺陷影响轮胎径向力波动特别是

RFV 8H 振幅增大。

6 预载荷

+0.1

0

+0.1

0

活络模适装硫化机，先前组装后检测的预载荷值，考虑到上热板不同程度的锅变形量，

需通过硫化机合模压铅，再根据不同规格模套预载荷标准，计算预载荷值并确定加垫调

整位置。如果预载荷过大，易造成花纹块与上侧板分模线错位而轮胎胎侧分模线位置出

现错位缺陷（也是造成上热板锅变形的因素之一）；预载荷偏小，可导致花纹块与侧板配

合间隙增大而轮胎胎侧分模线部位出现胶边缺陷。前缺陷会影响轮胎侧向力波动、锥度

的变化，后缺陷主要造成轮胎径向力波动

7 合模力 ≤100kN 100kN

合模力调整以热态值为准，左右模合模力公差 ≤50KN。合模力偏大，影响硫化机、活络

模相关零部件的磨损、变形而导致活络模使用精度劣化 ；合模力偏小，导致轮胎胎侧与

胎面分型线处或胎面各模缝处出现胶边或错位缺陷。将影响轮胎径向力、RFV 8H、或

侧向力等均匀性指标的变化。

说明 ：①新硫化机或上下热板平面度、平行度等精度检测数据在标准范围并录入信息化系统识别，活络模组装预载荷在模拟硫化机上

检测直接按标准计算调整即可，不需要机台压铅 ；

②活络模机台压铅，需在冷态合模力左右调整相等条件下，把铅丝放在上盖偏中套方向前后左右 4 个位置上进行，读数取平均值；

③机械式硫化机左右模合模力调整尽可能相等 ；

④硫化机上下热板平行度、上下热板平面度、上下热板同轴度相互关联影响，检测时需根据具体数据情况综合分析判断其对

活络模精度及轮胎均匀性的影响程度 ；

⑤差、允差说明与表二说明一致。

94

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3 硫化机合模胶囊定型压力存在的主要问题及分析

硫化机胶囊 ( 见图 7) 通过上托盘与上夹盘、下钢圈与下夹盘夹持并安装到中心机构上通过铜套定

位、夹环固定。当机械手转进机台安装胎坯，胶囊内充氮气，到机械手上升转出，对胎坯进行一次定型，

合模到暂停位置，转对胎坯进行二次定型（氮气压力增加），当到达完全合模瞬间，因花纹筋、钢片

等嵌入胎面胶中，定型压力达到最大值。

图 7 胶囊夹盘结构图

胶囊一次定型、二次定型压力，因工艺不同，其调整范围各轮胎企业的标准存在差异。硫化生产中，

特别是二次定型压力的调整，受新换胶囊较易出现质量问题的影响，定型压力常按上限或超上限标准

调整，合模瞬间胶囊定型峰点压力增大 : 一是造成胎坯受胶囊膨胀定型而周长增加，其胶料被先挤入

花纹块与侧板或花纹块间的接触面积存杂质或跑胶边 ；二是导致胎坯在硫化胶囊膨胀定型挤压并经一

定时间高温、高压硫化过程中，轮胎胎面圆周方向在 8 条竖缝处应力出现集中，造成 RFV 8H 幅值增大；

三是可能爆胶囊，造成废品胎。

4 技术改进方案

活络模使用精度受多重因素的叠加影响而变化，通过上述分析，可从下面三方面制定措施，以提

高轮胎的均匀性水平，方案主要内容如下 ：

4.1 提高活络模组装精度

（1）制定活络模设计加工验收使用等系列标准，现有模具按标准整合，整合不了的报废，提高其

互换性。

（2）活络模组装前，按照装配规程，对模套、型腔常检精度进行检测，视情调整或恢复原加工精

度要求。

（3）活络模组装过程中，保证 8 块花纹块对接面间隙均匀，花纹块与弓形座螺栓连接力度适中，

按要求在各摩擦副接触面涂抹耐高温氟素润滑脂（涂抹前注意清洁质量），确保弓形座在热态合模过

程中能够沿圆周方向微量位移而改善花纹块间接触面的受力状况，同时减少各耐磨板磨损，有利于活

络模装配精度的长周期维持。

（4）型腔适装模套后（特别是生产高性能规格轮胎的），将活络模吊入模拟硫化机（见图 8）按标

准施加一定的压力，并依据项目进行相应精度检测与调整。

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

95

图 8 模拟硫化机示意图

a. 预载荷的检测、计算与调整

模拟硫化机上检测的活络模预载荷数据，按照标准计算调整垫厚度偏大或偏小，其处理及调整的

方式各异。活络模适装硫化机受硫化机热板精度变化等影响，还需压铅检测计算与精调（新硫化机或

上下热板平面度、平行度等精度检测在合格范围的另当别论）。

b. 间隙检测

钻入模拟硫化机下面的坑道里，用塞尺对以下部位间隙进行检测 ：①花纹块与胎侧板配合面（也

称环缝部位）间隙 ；②花纹块与花纹块对接面（也称竖缝部位）间隙 ；③花纹圈的总间隙（8 条竖缝

间隙之和）。

c. 错位量检测

在模拟硫化机下面的坑道里，用样板、塞尺对以下部位的错位量进行检测 ：①花纹块与上胎侧板

分模线错位量 ；②花纹块与下胎侧板分模线错位量 ；③ 花纹块与花纹块对接面（8 条竖缝）错位量。

根据模拟硫化机上各项目检测数据，按照规程调整不了的，拆模处理后组装，再行检测直至合格，

以保证活络模装配精度能够达到轮胎外观质量标准等方面的要求。

4.2 提高活络模适装硫化机的精度

(1) 制定标准并定期对硫化机（机械式或液压式）影响活络模装配使用工艺要求的主要精度进行

检测与维护，包括对机械手抓胎对中、后充气卡盘装配位置等精度进行周期性的检测调整与维护。对

于超标较大的项目精度，计划安排检修处理并恢复。

(2) 一种硫化机热板位置精度检测工装（见图 9），已获中华人民共和国国家知识产权局颁发的“实

用新型专利证书”，专利号 ：ZL 2019 2 2171964.3。应用本发明主要针对硫化机长周期生产，上下

热板位置精度变化，不能满足活络模安装工艺条件的实际情况，利用换模或计划维修机会，对其进行

快速检测与调整或计划修复并达成精度标准要求。

图 9 热板位置精度检测工装示意图

96

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a. 上下热板同轴度检测与调整

硫化机原规格活络模拆卸后，装入检测工装，下热板定位环上套入检测座，百分表打上热板内径

表面，转动一圈读数，视精度情况进行调整直至合格。

b. 中心机构活塞杆与水缸活塞杆同轴度的检测与调整

中心机构活塞杆上套入检测座，百分表打水缸活塞杆表面，转动一圈读数，视精度情况进行调整

直至合格。

c. 上下热板平行度的检测与调整

拆除以上检测同轴度装置，按规程调整硫化机合模力并使左右吨位表相等。合模后各传感器受力，

数字表显示其合模力数据，视数据变化情况按精度公差进行调整直至合格。

(3) 活络模预载荷的精准检测与调整。拆除以上工装，将活络模分别叉入硫化机左右工位对正，

在上盖板靠中套内圆方向相应位置放入铅丝，硫化机合模，测量铅丝厚度。参考上盖板的平面度偏差，

计算活络模预载荷，在中套镶环或上盖上端面相应位置增减垫调整。

(4) 合模力的调整。活络模适装硫化机连接固定后，合模力按冷态标准值预调整，最终以热态值

为准。检查开合模情况是否正常，活络模升温硫化首检后，视产品外观质量情况，可适当调整合模力值，

以不出胶边为宜。

4.3 降低合模胶囊定型压力峰值

4.3.1 胶囊的安装与定型压力的调整

（1） 胶囊通过夹盘连接后适装中心机构，按硫化条件要求调整定型高度和拉升高度。将胶囊预先

充分膨胀，检查排除其不均匀及偏心等缺陷。

（2） 按硫化工艺标准，调整一次、二次定型压力。新胶囊如果出现窝气等工艺问题，二次定型压

力按上限并参考合模胶囊定型峰点压力合理调整。

4.3.2 单向阀孔板内径的选用

（1） 二次定型压力调高，合模胶囊定型峰点压力增高，轮胎 RFV 8H 变化增大的话，可适当增大

硫化机定型排管道的单向阀孔板内径，减少过压持续时间及合模时胶囊挤压胎面胶嵌入花纹筋、片而

产生的压力峰值，以减少胎坯在活络模型腔中经硫化后轮胎圆周方向 8 条竖缝处的应力集中。

（2）增大硫化机定型排管道的单向阀孔板内径，客观上会增加能耗的损失。实际硫化过程中，应

排除其它方面的影响因素而谨慎选用。新胶囊定型压力如按高限或超高限标准调整，使用一定次数后，

应尽快将其调到合理范围。硫化机规格结束，换新规格花纹模具时，根据信息化系统大数据情况识别

而合理选用定型排管道单向阀孔板内径为宜。

活络模在较长周期的硫化过程中，受各方面因素的影响，使用精度发生变化，造成轮胎均匀性指

标特别是 RFV8H 偏大。排除部件、成型等工序或存储方式及其硫化机机械手对中、后充气卡盘位置精

度等因素后，根据该轮胎规格 RFV8H 指标要求，可合理增大单向阀孔板内径而解决。如果效果仍不太

理想，必须下模对活络模精度、活络模适装硫化机的精度进行检测标定，直到问题排除。

5 实验数据及结果分析

以 215/55R18 规格轮胎为例，活络模适装液压硫化机生产，轮胎 RFV8H 合格率为 40.53%。排除部件、

成型等工序问题，对产品外观、活络模适装硫化机的精度、胶囊定型压力等项目进行检测，具体情况

见表 6 ～表 8。

表 6 轮胎外观分型线位置缺陷检查表

轮胎模具安

装部位

缺陷名称

错位 胶边

上胎肩 下胎肩 胎面花块对接缝 下轮辋止口 上胎肩 下胎肩 胎面花块对接缝 下轮辋止口

左模 轻微 无 2 处轻微 无 无 无 1 处轻微 无

右模 轻微 无 2 处轻微 无 无 无 2 处轻微 无

说明

①轮胎下胎肩分型位无明显错位、胶边缺陷，上胎肩分型位左右模都轻微错位，花纹块与侧板配合面积存不均匀杂质 ；

②胎面花纹块对接缝除左模 3（相对于机台模具零位排列）、5，右模 4、6 位置有 0.11 以下错位外，其余手感不明显 ；

③胎面花纹块对接缝除左模 3，右模 4、6 位置有 4（高）×0.2（厚）以下胶边封槽缺陷外，其余位置无胶边。

邹涛·降低活络模对轿车子午线轮胎均匀性影响的技术研究

97

表 7 活络模适装硫化机的精度检查表

表 8 胶囊定型压力检查表

针对以上项目的检测结果，按标准调整硫化机上下热板同轴度，平行度精度。回装活络模，将中

套耐磨板与弓形座锥面、导向条耐磨板与中套耐磨板接触面补涂高温氟素润滑脂。拧松花纹块与弓形

座连接螺丝，机台走活均分花纹块间隙，再用六角匙扳手将其固紧。预载荷、合模力维持检测结果不变。

胶囊定型压力按标准调整，硫化机定型排管的单向阀孔板内径改为 Φ6，左右合模胶囊定型峰值

压力分别降低到 0.12MPa、0.13MPa。

轮胎均匀性径向力波动调整前后合格率情况见表 9。

表 9 轮胎径向力波动指标调整前后对照表

RFV（N） RFV H1(N) RFV H8(N) 检验量（条） RFV H 8 合格量（条） RFV H 8

合格率（%）

调整后 84.95 45.39 6.20 95 94 98.95

调整前 94.53 42.11 18.54 264 107 40.53

同比 -9.58 3.28 -12.33 58.42

说明 RFV H8≤17N 为合格

多种轮胎规格批量生产表明，通过活络模组装精度、活络模适装硫化机的精度、合模胶囊定型峰

点压力的预先精准检测与合理调整，对于降低轮胎 RFV H8 幅值作用显著，轮胎均匀性合格率及优级

品率明显提高。

6 结束语

活络模组装精度、活络模适装硫化机的精度、以及合模胶囊定型峰点压力的精准检测与合理调整

技术，能有效解决硫化生产过程轮胎 RFV 8H 幅值偏高的难题并较大幅度提高轮胎均匀性合格品率与

优级品率的水平。该项目的开发与应用，对支持国家“碳达峰、碳中和”宏伟战略目标实施，提升轮

胎民族品牌价值，助力主机厂及广大用户提高车辆乘坐的舒适性，且降低车辆油耗及轮胎的日常损耗，

并延长车辆的使用寿命，具有比较重要的经济作用与长远的战略意义。

序号 项目内容 实测值

1 上热板平面度 左 0.48 右 0.55

2 下热板平面度 左 0.15 右 0.18

3 上下热板平行度（工装检测法） 左 0.28 右 0.35

4 上下热板的同轴度 左 0.61 右 0.73

5 中心机构活塞杆与水缸活塞杆同轴度 Φ1.3

6 预加载 左 0.50 右 0.60

7 合模力 左 1300kN 右 1300kN

说明

①查活络模组装检测记录 , 主要相关精度在合格范围之内 ；

②查硫化机前后、左右机械手对中、后充气卡盘安装位置等精度检测记录，均在合格范围之内 ；

③硫化机上热板平面度偏大，与中套接触区域变形量不均匀，作用在各弓形座锥面上的合模压力不均 ；

④上下热板平行度、同轴度偏大。

序号 定型压力（MPa）

1 一次定型 二次定型 合模定型压力峰值

2 左 0.07 右 0.07 左 0.11 右 0.12 左 0.18 右 0.19

说明 ①定型压力偏高，导致合模定型压力峰值偏高 ；

②硫化机定型排管道的单向阀孔板内径 Φ 4。

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

参考文献 ：

[1] 化学工业出版社 橡胶工业手册 修订版 第九分册 橡胶机械（上册）.

[2] 中华人民共和国化工行业标准 HG/T 3227.1-2009 轮胎外胎模具第 1 部分 ：活络模具 .

[3] 万力轮胎股份有限公司企业标准 Q/GHL45-2016《汽车半钢子午线轮胎活络模具设计加工精度要求与检验标准》.

[4] 中华人民共和国国家标准 GB/T13579-2017 轮胎定型硫化机 .

[5] 徐海平，杭柏林，姜永典 . 轿车子午线轮胎径向力波动八次谐波的影响及改进措施 . 轮胎工业，2009,29(09).

王超群，等·子午线航空轮胎圆形钢丝圈的应用选型

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0 引言

随着国家对子午线航空轮胎“卡脖子”类科技攻关项目的研发越来越重视，航空轮胎的结构设计

日益精细，正在逐步进入现代化设计阶段。目前，计算机辅助设计 CAD 技术、ABAQUS 有限元分析技

术被广泛应用起来，但是国内航空轮胎结构设计分析技术的实际水平，主要方法还是反复验证试验方

案，在试验中获取最佳应用效果。

在国内，航空轮胎研发和制造企业的技术力量分散，技术研发和设计水平与国外航空轮胎龙头企

业仍存在差距，急需建立一套航空轮胎结构设计的理论与研究方法，这也是我国航空轮胎技术领域最

迫切的任务。

在航空轮胎的结构设计中，钢丝圈是承受载荷的主要构件，其结构设计的应力分析也属于变形引

起的几何非线性分析，因此，前期的设计理论研究更加重要。

1 子午线航空轮胎圆形钢丝圈的应用

目前，轮胎使用的钢丝圈类型，从成型后的截面形状可分为正六边形、斜六边形、斜七边形、矩形、

圆形钢丝圈等。多边形钢丝圈成型工艺相对简单，缠绕过程中单根钢丝覆胶后在缠绕盘设计沟槽中自

下而上盘绕成型，截面呈现不同的多边形形状。单根钢丝覆胶可增强整体力学性能，根与根之间排列

成线性结构，但每层钢丝之间为分离状态，钢丝圈应力变化集中，多使用在汽车、工程机械车辆和斜

交航空轮胎中。

1.1 圆形钢丝圈结构

圆形截面钢丝圈分为钢丝圈芯和外缠钢丝，钢丝圈芯稍粗，对焊后呈圆柱环状。根据不同规格，

外缠钢丝分成多层，第一层钢丝紧贴钢丝圈芯依次相邻排列，直至该层排满。第二层缠绕与第一层的

钢丝排布方向相反，紧贴第一层钢丝圆周表面，依次相邻排满完成第二层缠绕，依此类推第三层、第

四层等等，[1] 如图 1。

图 1 圆形钢丝圈排布形式示意图

1.2 圆形截面钢丝圈缠绕参数

钢丝圈缠绕参数的选取，主要包括：钢丝圈芯直径、钢丝直径、缠绕导程数、缠绕层数、单层根数、

缠绕角等，其选取结果可形成圆形钢丝圈不同规格和不同钢丝排布规律。

子午线航空轮胎圆形钢丝圈的应用选型

王超群，吴洪全，齐立平，魏爱龙

（青岛双星轮胎工业有限公司，山东 青岛 266400）

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

圆形钢丝圈缠绕过程可表述为 ：钢丝圈芯绕其轴线 OZ 在 XOY 平面内圆周运动和钢丝沿钢丝圈芯

轴向的往复曲线运动（即在 XOZ 平面内环绕钢丝圈芯的圆周运动）耦合而成的螺旋运动 , 如图 2、图 3。

图 2 完成一个导程缠绕， 图 3 完成第 1 层缠绕，钢丝排布示意图，

钢丝圈芯旋转角度 α β 为相邻钢丝截面角度

在缠绕过程中，钢丝圈芯在 XOY 平面内旋转 1 周，钢丝刚好在 XOZ 平面内完成 N 个导程的螺旋

缠绕，而钢丝每缠绕 1 个导程，钢丝旋转为 1 周多一点的角度，完成 N 个导程后才能保证钢丝尾部与

该层钢丝头部相接。在一层缠绕完成后，出现一个钢丝首尾相连接点，并安装铜套连接。[1]

经过推算，缠绕过程的缠绕参数关系式 ：

α= （1）

θ=360° + （2）

α—钢丝缠绕 1 个导程，钢丝圈芯旋转的角度 ；

N—该层钢丝缠绕导程数 ；

θ—钢丝缠绕 1 个导程，钢丝绕钢丝圈芯轴向旋转的角度 ；

M—该层缠完后截面内缠绕钢丝根数。

公式（1）、（2）是圆形钢丝圈缠绕机参数方程，我们要成型如图 3 所示的第一层外缠钢丝，导程

设定 N=6（导程设定数值越大，钢丝应力增大且不均匀，导程数偏小力学性能越好，但导程过小会

导致钢丝之间呈分离状态，航空轮胎圆形钢丝圈一般取值 5 ～ 8），图中 M=13, 即可得出 α=60°，θ=

364° 36′ 55″，根据以上参数，设定好缠绕方向，圆形钢丝圈缠绕机可缠绕如图 3 所示第一层外缠

钢丝，并能够自动裁切、接头。第二层、第三层依此类推。

1.3 圆形钢丝圈力学性能

圆形钢丝圈受力形式主要表现为拉应力，且 70% 以上载荷来自充气压力，尤其在航空轮胎着陆过

程中，冲击载荷使轮胎产生 30% ～ 50% 的变形，轮胎内压强增大，钢丝圈承受拉应力成倍增加。

采用有限元分析方法可以充分验证，圆形钢丝圈截面内应力分布呈同心圆环状，从内层钢丝圈芯向

最外层钢丝应力分布逐渐增大，且受力最大部位在胎圈与轮辋接触处。但比较六角形钢丝圈受力性能，

圆形钢丝圈及其底部胶料应力变化率小于六角形钢丝圈，无明显应力集中点，结构受力更趋优化 [2]。

2 圆形钢丝圈选型

目前，国家还没有圆形钢丝圈标准规定，GB/T 14450—2016《胎圈用钢丝》规定了汽车胎圈用回

火钢丝的分类代号、尺寸、外形、重量、订货内容、试验方法、检验规则等。本文引用德国奥托·库

尔曼汽车系统零部件有限公司生产的部分常用规格的圆形截面钢丝圈。如下表 ：

王超群，等·子午线航空轮胎圆形钢丝圈的应用选型

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表 1 部分常用规格圆形钢丝圈

序号 规格 最小理论破断力 KN 直径 mm

1 1×5+（13+19+25）×1.5 196.95 14.00

2 1×3+（7+13+20）×2 239.34 15.00

3 1×5+（10+16+22）×2 290.36 17.00

4 1×6+（11+17+23）×2 311.50 18.00

5 1×6+（11+17+23）×2.2 375.00 19.20

6 1×5+（11+17+23+29）×1.8 393.26 19.40

7 1×5+（10+16+22+28）×2 459.20 21.00

8 1×6+（11+17+23+30）×2 492.40 22.00

9 1×5+（10+16+22+28）×2.2 554.45 22.60

10 1×5+（11+17+23+29+35）×1.8 564.41 23.00

11 1×5+（13+19+25+31+37+41）×1.5 570.17 23.00

12 1×6+（11+17+23+29+35）×2 697.42 26.00

2.1 圆形钢丝圈芯、钢丝选材

钢丝圈芯、外缠钢丝都选用高强度优质碳素结构钢，高温回火处理。钢丝表面镀低锡青铜或高锡

青铜，镀层厚度控制在 0.12±0.07mm，出厂规定直径 1mm 钢丝与胶粘合力不小于 685N。钢丝圈芯

要求具有好的焊接性能和抗腐蚀性能，特选用 C9D 优质碳素结构钢，碳含量约为 0.09%，抗拉强度在

590% ～ 610MPa，伸长率在 11.8% ～ 13.6% ；外缠钢丝特选用 C82D，碳含量约为 0.82%，抗拉强度在

2050% ～ 2500MPa，伸长率在 6.0% ～ 6.7%。

采用特选材质钢丝圈芯和外缠钢丝，提高了钢丝圈的强度和抗疲劳特性，并且还具有高的屈强比，

对于优化轮胎结构设计具有重要意义。

2.2 圆形钢丝圈设计选型

参照《橡胶工业手册》第四分册 ( 轮胎 ) 有关航空轮胎章节，对于子午线航空轮胎，目前采用静

态安全倍数的设计方法，其强力安全倍数选取不低于 5 倍。[3]

（3）

TZ——充气内压作用下，轮胎钢丝圈所受应力， kN

P0——轮胎充气内压，kPa ；

F——轮胎横截面的内轮廓面积，cm2 ；

dL——轮辋直径，cm ；

b——两胎趾的距离，cm。

PD=Sx.σ x+∑Fd.σ b （4）

PD——钢丝圈名义破断拉力，N

Sx——钢丝圈芯横截面面积，mm2 ；

σ x——钢丝圈芯的名义抗拉强度，这里取值 600MPa ；

∑Fd ——外缠钢丝横截面钢丝面积之和，mm2 ；

σ b——外缠钢丝的名义抗拉强度，这里取值 2100MPa ；

Ns=

PD

TZ ≥ 5 （5）

NS——静态安全倍数。

公式（4）中 PD 取值为理论值，实际圆形钢丝圈的断裂载荷受多种因素影响。根据公式（4）计

算出来的断裂载荷通常要比表 1 中最低限度的理论断裂载荷大 0 ～ 12%，这其中包括如下因素 ：

圆形钢丝圈的外缠钢丝在空间呈螺旋轨迹，各层钢丝层间形成空间网状结构，径向力传递在同层

间以挤压形式传递，相邻层间钢丝作用力以空间网格形式传递。相同材料钢丝圈，缠绕导程直接影响

102

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

钢丝圈力学性能，导程数越大钢丝圈应力分布越不均匀且应力分布高，导程越小（捻距越大）钢丝圈

力学性能越好。图 2 中，钢丝在 A 点缠绕方向投影到钢丝圈芯中心面与此处钢丝圈芯中轴线切线夹角

λ 由导程数决定，导程数越大，夹角 λ 越大，钢丝受力不均匀，影响到整个钢丝圈的破断力。

公式（4）中钢丝圈芯名义抗拉强度 σ x、外缠钢丝的名义抗拉强度 σ b，厂商供货均值达分别达到

610MPa、2200MPa 以上，这里的取值偏小，对计算结果有一定影响。

钢丝圈芯承受总破断力一般不超过 5%，其接头采用现行对焊工艺，接头拉伸强度性能下降 10% 左

右 ；各层钢丝都有一个铜套接头，虽然对钢丝圈整体性能影响很小，制造工艺决定其客观存在。

圆形钢丝圈外缠钢丝表面镀锡青铜在轮胎硫化过程中加强了与橡胶材料的粘合，从硫化后的产品

来看，橡胶材料已经渗入次外层甚至更深，在一定程度上优化了了钢丝圈整体力学性能。

静态安全倍数设计只采用内压张力计算圆形钢丝圈强度，航空轮胎在使用过程中不仅受内压，还

包括扭矩产生的张力和高速状态下的离心力，这是属于动态承载安全倍数的范畴。用 ND 代表子午线

航空轮胎圆形钢丝圈动态承载安全倍数，对于重载和条件苛刻的（转矩大）的汽车轮胎，钢丝圈设计

动态承载安全倍数大于 2.3[6]. 航空轮胎在此方面还没有文献论述，还需要我们持续探讨。

PD

FD

ND= （6）

ND——动态承载安全倍数

FD——航空轮胎以实际负荷充气内压、扭转力矩、离心力产生的综合力

因为圆形钢丝圈复杂的结构特性，要想精准确定钢丝圈的破断力，需要在特制的钢丝圈破断试验

机上进行测试，这只是采取涨伸方法的单一测试。在国内，多数圆形钢丝圈生产厂家都是单根钢丝进

行破断力理论计算，还有厂家改制工装，在 60T 以上的双向拉伸试验机上进行测试，数据误差较大。

对圆形钢丝圈特制破断设备，国内暂没有相关报道。目前，我们还是按照《橡胶工业手册》( 轮胎 )

有关航空轮胎部分章节，计算静态安全承载倍数。

我们以设计某规格子午线航空轮胎为例 ：已知，标准充气内压 1530kPa，设计横截面内轮廓面积

828.35cm2

轮辋直径 20 吋，即 50.8cm，两胎趾之间距离 23.0cm，计算该规格子午线航空轮胎钢丝

圈所受应力 108.06kN, 设计钢丝圈选型不低于 5 倍安全倍数，即 540.3kN，按照表 1，初选序号为

8、9 的钢丝圈破断力接近，利用公式（4）验证，钢丝圈强度值分别为 ：544.48kN, 618.16kN, 计

算结果比表 1 中最低限度理论破断力偏大 10% 左右，与以上理论分析一致。前者钢丝圈满足理论破

断力，但最低限度理论破断力强度稍弱，后者两项都满足不小于 5 倍的安全系数。本着减轻重量，优

化结构设计原则，我们参照国外同型号轮胎设计标准，重新设计选型钢丝圈规格 ：1×5+12×1.5+

（21+27+32+37+43）×1.4 ，利用公式（4）验算钢丝圈强度 573.25N, 超出设计要求 6.1%，满足设

计要求。同时，按照钢丝圈内径 528.5mm 计算，钢丝圈理论重量 3.89kg，较序号 9 钢丝圈理论重量

4.19kg，轻 0.3kg，每条轮胎减重 0.6kg，效果非常显著。

为保证钢丝圈供货达到性能要求，在提供钢丝圈采购标准时，可规定同一采购批次产品强度变化

范围不能超过 200MPa，同时规定最低抗拉强度 ：钢丝圈芯抗拉强度不小于 600MPa，外圈钢丝不小于

2100MPa ；两种钢丝材质断裂总延伸率不小于 5%，屈强比应大于 85%[4]。

2.3 选型验证

以设计某规格军用子午线航空轮胎为例 ：已知，标准充气内压 882kPa，设计横截面内轮廓面积

1145.0cm2

，轮辋直径 20 吋，即 50.8cm，两胎趾之间距离 28.0cm，计算该规格子午线航空轮胎钢丝

圈所受应力 81.86kN, 设计钢丝圈选型不低于 5 倍安全倍数，即 409.4kN，按照表 1，初选序号为 5、

6 的钢丝圈型号，利用公式（4）验证，钢丝圈强度值分别为 ：423.87kN,439.07kN, 均满足最小限

度理论破断力和理论破断力不小于 5 倍的安全系数，满足钢丝圈强度设计需求。本着航空胎减重原则，

我们选择序号为 5 的钢丝圈，型号为 ：1×6+（11+17+23）×2.2 经过设计选型的钢丝圈，试制子午

线航空轮胎，按照航空轮胎 GBT9747—2008 《航空轮胎试验方法》和 GBJ108B—98《军用航空轮胎试

验方法》，经过如下试验验证 [6] ：

王超群，等·子午线航空轮胎圆形钢丝圈的应用选型

103

（1）水压爆破试验

抽取 5 条航空轮胎，使用爆破试验机进行水压爆破试验，验证是否满足爆破压力大于 4 倍标准内

压的性能要求。实测爆破压力 4230 ～ 4650kPa 不等，达到标准内压 950kPa 的 4.5 ～ 4.9 倍，满足

设计要求。爆破部位都是胎肩，钢丝圈完好无损，钢丝圈强度满足设计要求。

（2）耐久试验

使用耐久性能试验机，模拟航空轮胎滑行、耐久试验，实验数据全部达标，钢丝圈无变形、损坏，

钢丝圈性能满足设计要求。

（3）动态模拟试验

动态模拟试验方法包括 ：95 次正常滑行—起飞、5 次超载滑行—起飞、95 次正常着陆—滑行、5

次超载着陆—滑行试验 ；5 次野战机场滑行—起飞、5 次野战机场着陆—滑行试验 ；1 次 2.0 倍超载高

速起飞试验等。

试制航空轮胎采用 TestingService GmbH （德国亚琛测试服务有限公司）动态模拟试验机进行模

拟轮胎在跑道上的各种操作情况。经过试验，试验结果满足 CAAC（中国民航总局）颁布的技术标准要

求，同时通过航空轮胎国军标 GJB 测试性能技术要求。进一步论证圆形钢丝圈选型完全满足设计要求。

3 结语

目前，高性能子午线航空轮胎已普遍采用圆形截面钢丝圈。在国内，只有如江苏兴达钢帘线股份

有限公司等寥寥数家能够生产圆形钢丝圈，生产圆形钢丝圈的设备工装还主要依赖进口。哈尔滨工大

宏图橡塑科技有限公司与哈工大联合开发圆形钢丝圈生产设备，可生产各种规格尺寸圆形钢丝圈，供

应国内航空轮胎生产、研制企业。

圆形截面钢丝圈高抗拉强度、无受力集中特性，对优化子午线航空轮胎的结构受力、减轻了轮胎

重量具有关键性的作用。但圆形钢丝圈结构受力分析还需要持续研究和探索，尤其在动态承载的情况

下，研究探索空间仍然很大。

在国内，随着航空轮胎关键项目的逐步突破，批量化生产航空轮胎急需配套圆形钢丝圈大量供应，

专用设备的生产能力为参与此方面技术攻关的设备供应厂家提供了销售平台。

参考文献 ：

[1] 刘旭峰 . 航空轮胎圆形截面钢丝圈缠绕机结构设计及仿真 [J]. 哈尔滨工业大学工学硕士学位论文，10-19.

[2] 赵延林 . 全钢载重子午线轮胎六角形钢丝圈与圆形钢丝圈结构性能对比 [J]. 轮胎工业，2015(1):25-28.

[3] 梁守智等 , 橡胶工业手册 , 第四分册 ( 轮胎 ) [M]. 北京 . 化学工业出版社 ,1989 ：300.

[4] 中国国家标准化管理委员会 . 胎圈用钢丝 :GB/T 14450-2016[S]. 北京 : 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局 ,2016:3-5.

[5] 刘伯忠，李德新，唐海龙，等 . 轮胎钢丝圈动态承载安全倍数研究 [J]. 轮胎工业 2019(11):P699-700.

[6] 齐立平，周士峰，王超群，等 . 子午线航空轮胎成型工艺 [P]. 中国 :CN202010558934.2,2020-09-18.

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2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

0 概述

子午线航空轮胎带束层承载由内压引起的初始应力值约占到 60% ～ 70%，是航空轮胎的主要受力

部件。在航空轮胎由斜交系列更新换代为子午线系列过程中，带束层的设计运用，是一个划时代的变革，

带来了结构设计受力的优化完善和整体材料分布更趋合理，同时，结合 ABAQUS 等有限元分析软件的

应用，提出了子午线航空轮胎多样化的结构轮廓设计。

根据轮胎最佳滚动轮廓理论（RCOT）, 带束层帘线的承载的内压应力在整个宽度范围内并不均等，

呈现出中间部位最大、边部位置最小，且与轮胎中心面对称分布等特点。为防止航空轮胎径向伸张过大，

带束层要有足够的刚性，还要具有优越的高速性能、与橡胶良好的粘合性能以及耐疲劳特性。带束层

设计是子午线航空轮胎结构设计的关键核心，包括带束层选材、箍紧系数、带束层结构、带束层强度

计算等方面的内容。

1 缠绕带束层的性能及选材

常见的载重或轿车子午线轮胎带束层采用多层钢丝帘线，或者钢丝帘线、尼龙帘线、芳纶帘线中

的一种或多种帘线交错层贴而成。早期的子午线航空轮胎带束层多采用尼龙、芳纶等一种或多种混合

纤维帘布层贴工艺方法，近几年，在国内，一种新型的缠绕带束层结构代表了子午线航空轮胎带束层

结构设计的先进技术，其合理的部件承受应力分布曲线、突出的耐高速安全性能，较层贴法带束层具

有不可比拟的优越性。经过试验验证，采用缠绕编织带束层取代普通层贴式带束层结构，在耐久性能、

高速性能方面提升 14% 以上。

缠绕带束层结构分布如图 1，位于胎体帘线上部、波纹保护层下方。

图 1 缠绕带束层结构分布图

子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

王超群，齐立平，魏爱龙

（青岛双星轮胎工业有限公司，青岛 266400）

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

105

子午线航空轮胎缠绕带束层与载重、轿车子午线轮胎层贴式带束层同样主要承载轮胎周向应力，

为了加强带束层对轮胎的紧箍作用，充气外缘尺寸膨胀值与带束层骨架材料有直接关系，对帘线的性

能要求如下 [1] ：

(1) 带束层紧箍轮胎胎体，承载较大的拉伸周向应力，因此带束层帘线必须具有高强度、高模量、

定伸变形小特性。

(2) 多层结构的带束层与橡胶的粘合水平会直接影响到子午线航空轮胎的使用性能和寿命，因此

带束层帘线与橡胶的粘合性能要好。

(3) 子午线航空轮胎的带束层周期性地承受拉伸、弯曲、剪切等变形，带束层帘线必须具有良好

的耐疲劳性能。

子午线航空轮胎带束层适合选用尼龙帘线、芳纶 / 尼龙复合帘线、芳纶帘线、聚酮帘线等，其中

芳纶 / 尼龙复合帘线是重要选项之一。尼龙帘线存在拉伸强度、张力模数偏低 ；芳纶帘线具有高强度、

高模量、低密度、耐高温等性能特点，但芳纶纤维具有明显缺陷就是抗压缩变形差，抗扭转性能差，

不耐加捻，捻度越大，强度损失越大，同时，芳纶和橡胶粘合性能需要大大提高。

芳纶 / 尼龙复合帘线，是一种耐疲劳性能优异并可以改善渗胶性能的带束层帘线，采用较细的单

丝直径，可以保证在覆胶量不变的前提下，使带束条挤出厚度更薄，胶料用量更省，满足航空轮胎轻

量化设计要求。复合帘线的经线由对位芳纶初捻丝与尼龙复捻丝混捻而成，前者的线密度大于后者的

线密度，差异性线密度搭配，具有加捻效果，比单一材料更好的综合性能。芳纶 / 尼龙复合帘线表面

摩擦系数大，与橡胶粘合性能良好，是子午线航空轮胎骨架材料的重要选材。

聚酮纤维在各方面表现优异，适合作为子午线航空轮胎带束层骨架材料。聚酮纤维帘线目前在国

内处于试制验证阶段，相关试验数据还不够完善，没有形成批量化生产，但其优越的综合性能是替代

芳纶用于带束层的理想骨架材料。

2 缠绕带束层的生产工艺

子午线航空轮胎使用上述综合性能优越的纤维帘线作带束层骨架材料，由 5 ～ 8 根帘线经整齐排

列，挤出法覆胶生产出宽度 10 ～ 12mm 的带束条，再由成型机上配套专用自动缠绕装置单条多圈“S”

形螺旋缠绕形成环形网状带束层组合件。

2.1 带束条挤出工艺

带束条挤出法生产工艺主要包括线辊锭子架安装、整形排线工位、销钉机筒冷喂料挤出机胶料挤

出、机头内排线板 / 口型板覆胶、冷却 / 牵引、存储、卷取等工艺控制过程。

挤出法获得带束条的工艺流程如图 2 所示。

图 2 带束条挤出工艺流程

2.2 带束条缠绕工艺

带束条缠绕由航空轮胎成型机上专用自动缠绕装置完成 ：自动缠绕装置包括储料机构、张力调节

机构、缠绕头进给机构、缠绕头平移机构、千层辊压料机构等。进给机构将缠绕头平移机构、千层辊

106

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

压料机构推向带束鼓鼓面并压紧带束条 ；平移机构驱动缠绕头沿带束鼓轴向方向左右平移。自动缠绕

装置利用缠绕头左右平移和带束鼓顺时针匀速旋转的组合轨迹来完成“S”形缠绕效果，在带束条缠

绕左右端部换向过程中，平移驱动机构通过改变速度大小来控制拐弯弧度和高度，保证 1 组 2 层缠绕

拐弯平稳过渡，外观平整，尽量减小带束层端部重叠现象，更好地优化带束层承载应力分布。

子午线航空轮胎带束层连续缠绕成型方法，是将一条１0 ～ 12mm 宽的挤出法获得的覆胶带束条，

沿顺时针旋转带束鼓周向、并按一定的缠绕角度的连续缠绕过程。当缠绕带束条缠绕至带束层左右端

部时，平移机构转向折返，端部形成弧状缠绕轨迹 ；当缠绕带束条在此部位缠绕下一圈时，带束条与

上圈缠绕的带束条平行排列并紧密贴合，遇到上一圈折返的带束条时，跨过上一圈折返带束条直至带

束层端部后再折返，从而完成“S”形缠绕效果。这种没有接头的带束条连续缠绕成型的多层带束层

组合件，骨架材料圆周分布均匀、避免了层贴法带束层帘线端头与胶料之间剥离的产生，能提高航空

轮胎带束层的稳定性、高速性、耐疲劳性。

带束条缠绕的工艺流程如图 3 所示。

图 3 带束条缠绕工艺流程

带束层结构具有通过在带束鼓周向上螺旋状缠绕拉伸强度为 600N/ 根或更大的非伸张且高弹性的

纤维帘线形成的螺旋缠绕层。缠绕层组数为 2 ～ 5 组不等，1 组缠绕周期有 2 层，共计 4 ～ 10 层。缠

绕带束层转换缠绕周期时采用逐层递减宽度、等差级、半重叠的缠绕方式组合在一起，其帘线角度与

轮胎周向成 10°～ 25°不等，多组叠加形成整体环形网状带束层组合件 [4]。缠绕过程中带束条排布

如图 4。

图 4 带束条鼓上缠绕展开及局部放大图

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

107

2.3 缠绕带束层工艺性能

传统的航空轮胎胎体带束层成型方法是将一定角度的全宽度的帘布沿轮胎周向包裹到胎体层上，

每块带束层之间形成搭接，搭接接头控制不到位会影响到轮胎的静平衡差度。新型带束层成型方法是

将挤出法生产的带束条沿轮胎周向并于轮胎中心面呈一定角度螺旋缠绕到胎体层上，缠绕式无接头带

束条组成整体环形网状结构带束层，安全强度显著提升。

新型挤出法生产的带束条比较压延法分裁而成的带束条，经缠绕所制成的航空轮胎，相关物理性

能测试结果表明 ：帘布层间以及与其他胶部件粘着强度结合更加紧密。经激光无损检测，没发现任何

微小气泡，从而解决缠绕带束层密实性不足、高速行驶条件下航空轮胎肩部和冠部生热脱层问题。

单条多圈“S”形复杂曲线缠绕形成的环形网状带束层结构对胎体、胎冠部具有紧箍作用，有效解决

了胎体膨胀的问题，可大大降低航空轮胎冠部的离心力，能满足航空轮胎高负荷，超高速的性能要求。

3 缠绕带束层的结构设计

3.1 缠绕带束层的主要参数

缠绕带束层的结构设计参数包括帘线角度、密度、缠绕方式、层数等多方面，其结构设计优劣直

接影响航空轮胎的耐磨、安全、高速等使用性能。

图 5 带束条缠绕示意图

将缠绕带束鼓鼓面展开，带束条中心线代表带束条，带束条的宽度 d 可表示为两平行相邻带束条

中心线间距。将带束条描述成 1 条直线、缠绕平移 1 个往复，鼓旋转 1 周后的简化效果，同时，在缠

绕过程中，带束鼓匀速顺时针旋转，缠绕 1 周后的实际跨距 S 比鼓周长 L 有一正增量 Δ，且 S 刚好是

增量 Δ 偶数倍，才能保证鼓面上的带束条较上 1 周此处的带束条向前推进 Δ 增量，从而确保带束条顺

次、并排缠绕下去，并最后完成 1 组 2 层带束条且交叉完全铺满带束鼓鼓面的缠绕工作，缠绕过程如

图 5 所示。依次类推，再进行第 2 组、第 3 组、第 4 组等等带束条缠绕。[5]

108

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图 6 带束条缠绕原理分析图

带束条在带束鼓上旋转 1 周，平移缠绕进行 1 个往复有 ：

tgα01=2W/S （1）

带束条在带束鼓上旋转 1 周，平移缠绕进行 2 个往复有 ：

tgθα02=4W/S （2）

α01、α02——带束条的缠绕角度° ；

W——带束条缠绕宽度 mm ；

S——缠绕 1 周带束条跨距 mm ；

Δ=S-L

Δ——缠绕 1 周跨距正增量 mm ；

我们分析 1 周 1 个往复情况 ：

由 tgα0=2W/（L+Δ） （3）

Δ=d/sinα0 （4）

（3）、（4）式中 W、L、d 已知，可求出 Δ、α0 值

在实际缠绕过程中，缠绕角度 α 不变，平移缠绕头拐角处理成圆弧状，缠绕宽度放大为虚拟宽度 W′，

相应 S 放大为 S′ 如图 6 所示 ：

实际缠绕过程缠绕角度不变，有 tgα0=2 W′/ S′

S′=L+Δ′Δ′-- 实际缠绕 1 周跨距增量 mm ； （5）

由 n′= S/Δ 取小于 n′ 的偶数，初步确定 n 值，

由 n= S′/Δ′ （6）

n-- 缠绕时带束鼓旋转圈数，取偶数

由（5）、（6）式，得出 Δ′

由上式可以推导出 ：

S′= nL

n-1 （7）

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

109

W′= nLtanao

2(n-1) （8）

设 ω= ，且缠绕头拐弯过程速度大小不变，方向改变

可推导出 ：R= （9）

进一步确定 S′、W′、ω、R 等值。

3.2 缠绕带束层的宽度确定及性能分析

子午线航空轮胎的带束层宽度设计暂无相关国内标准可以借鉴，可参照汽车子午线轮胎带束层相

关参数进行选取，设计时重点关注航空轮胎高速性能磨肩问题、带束层脱空现象。带束层宽度 B 与行

驶面宽度 B′之比取值范围为 0.94 ～ 1.05。缠绕带束层在端部存在拐点重叠现象、造成每组带束层

两侧端部不同程度的隆起，隆起高度和圆弧段长度有关，长度越大，重叠程度越大，隆起高度越高，

此部位是带束条缠绕重点控制的工艺环节，每组带束层端部控制隆起高度在 1 ～ 2mm，隆起宽度在

8 ～ 10mm。因此，在设计每组带束层宽度时，依次与下一层的差级递减为 15 ～ 20mm, 最上面带束层

可设计缠绕带束层组，也可设计 1 ～ 2 层层贴带束层过渡，宽度为最宽带束层的 50% 以上，如图 7。

图 7 缠绕完成带束层截面示意图

经过相关试验仿真计算验证，在一定范围内，带束层宽度的增加，子午线航空轮胎径向刚性、横

向刚性、扭转刚性均随着宽度的增加，呈上升趋势。航空轮胎的径向刚性直接影响到飞机起落架降落

缓冲性能、摆振稳定性能 ；侧向刚性直接影响机轮动态侧偏特性，对高速滑跑飞机的操纵稳定性有较

大影响。[6]

3.3 缠绕带束层的角度确定及性能分析

缠绕带束层帘线角度的取值，既要考虑到带束层承受大部分周向应力，对胎体的箍紧作用，又要

考虑下层胎体层和上层波纹保护层的层间应力过渡。经论证，对已经确定子午线航空轮胎缠绕带束层

宽度的，在选定直径带束鼓上缠绕其带束层缠绕角度 α 可以通过计算获得。对子午线航空轮胎来说，

带束层缠绕角度在旋转带束鼓 1 个圆周上，缠绕头平移 1 个往复，其缠绕带束层角度为 9 ～ 15° ；在

旋转带束鼓 1 个圆周上，缠绕头平移 2 个往复，其缠绕带束层角度为 20 ～ 25°，这与不同规格航空

轮胎带束鼓周长 L、缠绕增量 Δ、带束层缠绕宽度 W 等参数有关系。

在多组缠绕带束层设计过程中，第一缠绕组可设计成较大缠绕角度，以便与胎体层保持较好的层

间应力过渡，最上层带束层也可设计成较大角度层贴法带束层，以便与波纹保护层保持好层间应力过

渡。

经过相关试验仿真计算验证，在一定范围内，带束层角度的增加，子午线航空轮胎径向刚性、横

向刚性、纵向刚性随着角度的增加，呈下降趋势，而扭转刚性随角度的增加，呈上升趋势。[6]

对于同规格航空轮胎，在一定范围内，带束层角度的增加，带束层的箍紧因素变小，在充气的过

程中，航空轮胎径向伸张较大，横向伸张较小，径向变形比横向变形大 ；同时，下沉量变大，同样负

荷下胎体承受的应力变小。随着带束层角度的增加，带束层安全倍数减小、对航空轮胎的高速性能有

增加的趋势 [7]。

3.4 缠绕带束层的帘线线径和密度确定及性能分析

110

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

缠绕带束层设计既要考虑确保航空轮胎足够的强度安全倍数，又需考虑带束层之间、带束层与胎

体层间等部位具有 50% 及以上的含胶量，保证足够粘合力。

缠绕带束层是通过挤出带束条进行缠绕的方法获取，带束条线密度根据挤出过程中的帘线排布数

量、线径和间距、口型板尺寸和覆胶量确定，同时要考虑帘线的强度以及带束层所受应力。一般而言，

为保证工艺执行效率，缠绕第 1 组 ( 过渡层 ) 与第 2、3 组 ( 工作层，或还有 1 ～ 2 组 ) 的帘线采用

相同密度挤出带束条，最外 1 组 ( 保护层 ) 的帘线密度若采用挤出带束条方法缠绕，与前几组帘线密

度相同 ；若采用层贴法，要保证与上层翻新基部胶具有良好的附着力，保护层的帘线密度不宜太大，

可设计帘线密度较前几组稀疏。

通过研究发现，使用线径大且密度大的帘线制备的航空轮胎，除了重量不易控制之外，会给航空

轮胎的高速性能带来不良影响。在确定帘线总强度的符合设计要求的基础上，尽量选择线径和密度都

合适的帘线，这其中牵涉到帘线之间的橡胶厚度、带束条层间的橡胶厚度在高速接地滚动变形过程中，

带束层端部产生较大的剪切应力致使带束层线间和层间橡胶发热和变形，导致带束层脱层。[8]

3.5 缠绕带束层层数确定及强度分析

子午线航空轮胎带束层采用技术先进的缠绕方式，缠绕层数要根据带束层单根强度安全倍数决定。

在国内，子午线航空轮胎在设计计算暂无相关技术标准可以借鉴，考虑到子午线航空轮胎带束层采用

不同于子午线汽车轮胎骨架材料，参照子午线汽车轮胎相关技术要求，以薄膜 - 网络理论为基础，以

平衡轮廓理论为依据，由于带束层的箍紧作用，胎冠部位的内压由带束层和胎体分担，带束层强度安

全倍数也需取 6 ～ 12 倍核算，如此可直接计算出带束层层数。

4 缠绕带束层强度的计算

4.1 缠绕带束层强度相关理论

4.1.1 RCOT（最佳滚动轮廓理论）

基于子午线汽车轮胎的薄膜理论，子午线航空轮胎带束层所受总张力，参照下面关系式 ：

T0=1/2AP（b–2R1sinδ） （10）

T0——带束层总张力

A——带束层直径

P——充气压力

b——带束层宽度

R1——断面轮廓半径

δ——带束层与胎体之间的夹角

从上式可以看出，要增加带束层的总张力，提高航空轮胎安全倍数，在保证高速、强负载、耐冲

击等使用特性的情况下，在一定范围内，可增加带束层宽度、充气内压、带束层直径，同时尽量减小

胎侧与胎肩的断面曲率半径 R1 或增加带束层与周向夹角 α。

4.1.2 压力分担率

带束层在胎冠部位的压力分担率 Tb 是近似用 r（断面轮廓上某点至轮胎旋转轴的半径）的函数 ：

（11）

τ 0——带束层的压力分担率 ；

r K——胎冠点半径 ；

r d——带束层端点半径 ；

给定外直径和压力分担率的轮胎轮廓，一般多采用标准形状轮廓，此时 τ0=0.625，a=0.375

给定外直径和断面最大宽度的轮胎轮廓，采用标准轮廓分担率推定值两次采用收敛法计算最大断

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

111

面宽度，并与设计宽度进行比较，比较结果修正压力分担率，得出与设计值一致的断面轮廓 [1]。

基于汽车子午线轮胎 STEM（应变能最小化）理论，子午线航空轮胎在带束层端部承受大负荷、高

速度往复变形的过程中，同样易受到疲劳破坏，因此将该部位的应变能分散或减小是提高航空轮胎使

用性能的关键。缠绕带束层组合件在两边端部存在不同程度的重叠现象，这在一定程度上改善了带束

层端部应变能集中的问题。

4.2 带束层强度校核

4.2.1 美国公式 [1]

（12）

T1—— 带束层帘线应力 ,N/ 根 ;

P— 充气压力 , kpa;

rK ′— 胎冠点平均半径 , cm

n—— 带束层层数，可以分解出多层单独计算 ;

αK—— 带束层胎冠点帘线角度（与周向夹角），（°）;

iK—— 成品带束层胎冠点帘线密度 , 根 /m ;

（13）

βK—— 成品轮胎带束层胎冠点帘线角度（与径向夹角），与 αK 互余 ;

i 0—— 带束条帘线缠绕密度 , 根 /cm ;

β0—— 带束层帘线缠绕角度，（与径向夹角），与 α0 互余 ;

α0—— 带束层帘线缠绕角度，（与周向向夹角）；

δ—— 带束层伸张 δ= rK/r0

sinαK =(1-4 m cos 3

α0)×sinα0 （14）

m—— 带束层膨胀率 m=δ-1

r 0—— 带束层鼓上缠绕半径 mm

rK—— 成品胎冠点半径 mm

4.2.2 彼德尔曼公式 [1]

借鉴苏联轮胎力学专家彼德尔曼对子午线汽车轮胎形成的公式 ：

（15）

T1—— 带束层帘线应力 ,N/ 根 ;

P—— 充气压力 , kpa;

ρK—— 带束层曲率半径 ：( 成品胎有多层带束层，设定为 1 个曲率半径 )

rK′ —— 胎冠点平均半径 , m

rm —— 零点半径 , m

n —— 带束层层数，可以分解出多层单独计算 ;

βK —— 带束层胎冠点帘线角度（与径向夹角），（°）;

胎冠部位的曲率半径 ：

（16）

112

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（17）

τ 0 —— 带束层的压力分担率 ；

rK′ —— 胎冠点平均半径，m ；

r d —— 带束层端点半径，m ；

为确定 τ 0、a 值，借用 ABUQUS 有限元分析软件，通过分析子午线航空轮胎二维情况下缠绕带束

层与胎体之间的接触应力，再除以整个轮胎模型的的充气压力，即是带束层分担率的结果。如图 8 所示：

图 8 缠绕带束层压力分担率

带束层应力分担问题，酒井秀男、Frank、李炜都有自己的分析理论。酒井秀男认为应力分布按抛

物线理论分析 ；Frank 认为，在胎体和带束层之间的压力分担率按梯形分布 ；李炜应用有限元分析认

为带束层分担率按照两端常数分布更合乎实际。[9] 航空轮胎相比较汽车轮胎，带束层所用材质不同，

其伸张率较汽车轮胎稍大，而胎体材质伸长率更大，显而易见两者应力承载带束层起主要作用。按照

李炜有限元分析原理，结合如图 8 所示，得出 τ 0、a 取值，分别按照 0.9、0.1 计算。

根 据 相 关 参 数， 分 别 求 出 各 层 带 束 层 伸 张 δ 1、δ 2、‥‥‥δ n ；各 层 带 束 层 缠 绕 角 度 α01、

α02、‥‥‥α0n ；各层成品带束层缠绕角度（与周向夹角）αK1、αK2、‥‥‥αKn ；各层带束层胎冠点帘线角

度（与径向夹角）βK1、βK2、‥‥‥βKn ；成品各层带束层密度 iK1、iK2、‥‥‥iKn

由（15）式，求出 T1

安全倍数 ：N = T0 / T1 （18）

4.2.3 萨莉蒂科夫公式 [1]

（19）

Tb —— 带束层内压总应力 N

P0 —— 最大充气压力 KPa

F—— 充气状态下轮胎内轮廓横断面积 m2

r d —— 胎侧平衡断面半径（相当于带束层端点处半径）,m

rm —— 断面最宽点半径（零点半径），m

带束层每根帘线应力

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

113

（20）

Nb—— 带束层每根帘线应力 N

bb —— 带束层各层宽度 m

n—— 带束层层数，可分解出多层分别计算

iK—— 带束层密度 根 /m

βK—— 带束层角度（与径向夹角），（°）;

带束层帘线安全倍数 N ：

N=T0/Nb

4.2.4 实例计算

以某规格子午线航空轮胎，计算带束层强度安全倍数 ：

T0 — 600 N/ 根 ；

P — 882kpa ；

r K— 成品胎带束层胎冠点半径 ：( 为简化计算，该规格航空轮胎 8 层 4 个缠绕组，设置每一缠绕

组有 1 个胎冠点半径，断面图实测 : rK1、2=578mm ；rK3、4=580.5mm ； rK5、6=583.0mm ； rK7、8=

585.5mm ；每个缠绕组有 1 个缠绕宽度，分别为 ：375mm，355mm，335mm，315mm ；单层缠绕厚

度 1.25mm)

带束层端点半径 r d= 570.5mm

断面最宽点零点半径 rm=437mm

带束条帘线缠绕密度 , i 0=7 根 /cm;

带束层贴合鼓直径 =578×2/1.02=1133.3333 取 1133mm

带束层贴合鼓周长 L=1133×π=3559.4328 mm 取 3560mm

带束层鼓上半径 r 01==1133/2=566.5mm

（1）δ 1、2= 578/566.5=1.0203 宽 度 d=10.5mm 带束条缠绕在带束鼓上宽度 W1、2=375mm 缠 绕

1 个来回 / 圈， 根 据 公 式（3）、（4）：tgα1、2=2W1、2/ （L1、2+Δ1、2），Δ1、2=d/sin α1、2 得缠绕角度 α1、

2=11.7314°

sinαK1、2=(1-4×（1.0203-1）×cos311.7314°)×sin11.7314° 得 αK12=10.8260°βK12=79.1740°

由（13）式 ：

iK12=7.0×sin11.7314°/1.0203×sin10.8260°=7.4268 根 /cm

（2）δ 3、4= 580.5/（566.5+1.25×2）=1.0202，宽度 10.5mm 带束条缠绕在带束鼓上宽度 W3、

4=355mm 缠 绕 1 个来回 / 圈，根据公式（3）、（4）：tgα3、4= 2W3、4/ （L3、4+Δ3、4）， 又 Δ3、4= d/sin

θ 3、4 可计算缠绕角度 11.0674°

同理，sinαK3、4=(1-4×（1.0202-1）×cos311.0674°)×sin11.0674° 得 αK3、4=10.2127°

βK3、4=79.7873°

由（13）式 ：iK3、4=7.0×sin11.0674°/1.0202×sin10.2127°=7.4288 根 /cm

（3）δ 5、6= 583.0/(566.5+1.25×4)=1.0201 带束层缠绕在带束鼓上 335mm 缠绕 1 个来回 / 圈，可计

算缠绕角度 10.4043°

sinαK5、6=(1-4×（1.0201-1）×cos310.4043°)×sin10.4043° 得 αK5、6=9.6005°βK5、6=80.3995°

iK5、6=7.0×sin10.4043°/1.0201×sin9.6005°=7.4305 根 /cm

（4）δ 7、8 = 585.5/（566.5+1.25×6）=1.0200 带束层缠绕在带束鼓上 315mm 缠绕 1 个来回 / 圈，

可计算缠绕角度 9.7442°

sinαK7、8=(1-4×（1.0200-1）×cos39.7442°)×sin9.7442° 得 αK7、8=8.9915°βK7、8=81.0085°

iK7、8=7.0×sin9.7442°/1.0200×sin8.9915°=7.4319 根 /cm

114

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

4.2.4.1 美国公式计算

由（12）式， rK ′= 581.75mm 得 ：T1= 88.97 N，安全倍数 N= 600/88.97≈6.74 倍

4.2.4.2 彼德尔曼公式计算

由（16）、（17）式，根据图 8 中 τ 0、a 取值，得 ρK=1.173m

由（15）式 ：T1=79.36 N 安全倍数 N=600/79.36≈7.56 倍

4.2.4.3 萨莉蒂科夫公式计算

由（19）式， 取 P0= 932KPa ：

F—— 充气状态下轮胎内轮廓横断面积 m2

通过 SOLIDWORKS 制图软件截面计算 F/2= 0.2473m2 ，得 Tb=105118.8537N

带束层每根帘线应力 ：由（20）式，得 Nb=105118.8537/1988.99=52.85N

带束层帘线安全倍数 N=600÷52.85≈11.35 倍

以上三种公式计算得出不同得结果，均满足带束层帘线安全强度大于 6 倍的要求。在缠绕带束层

分层计算时，因缠绕同为 1 周 1 往复缠绕，得出成品胎带束层帘线角度、胎冠点帘线密度等参数相差

不大，若采用 1 周 2 个往复等不同的缠绕方式，以上缠绕参数会明显变化。

三种公式都是以薄膜 - 网络为基础，忽略了橡胶的作用和材料的弯曲刚度等因素的影响。一般情

况，航空轮胎带束层强度安全倍数使用美国公式校验即可 ；彼德尔曼公式中曲率半径取值和压力分担

率关联，更趋近航空轮胎轮廓设计理论，但压力分担率取值很关键；萨莉蒂科夫公式中应力计算值偏小，

因此安全强度倍数较大。

4.2.4.4 实例试验验证

按照 GJB 683A—1998《军用航空轮胎规范》要求，轮胎地面鉴定检验项目共有 13 项 , 其中主要

检验项目为充气外缘尺寸、物理性能、质量、爆破性能和动态性能。通过地面鉴定检验的轮胎还需经

装机试飞检验。

（1）外缘尺寸

外缘尺寸按照 GJB 108B—1998《军用航空轮胎试验方法》测定。结果表明，安装于专用轮辋上

的航空轮胎在充气压力为 890kPa 下，充气外直径和断面宽分别为 1140mm 和 471mm, 满足设计要求。

（2）物理性能

物理性能按照 GJB 108B—1998 进行测定。 成品轮胎的物理性能测试结果见表 1。从表 1 可以看出，

成品轮胎物理性能符合标准要求。

（3） 质量

成品轮胎的质量为 76.7kg, 满足轮胎质量不大于 78kg 的设计要求。

（4）爆破性能

按照 GJB108B-1998 进行爆破性能测定。结果表明，成品轮胎的水压爆破强度为 4120kPa, 满足

水压爆破强度不低于 3560kPa 的设计要求。

表 1 成品轮胎物理性能测试结果

项目 测试值 标准值 执行标准

断裂强度 /N 467/513 ≥ 450 GJB 108B-98

拉断伸长率 /% 7.15/7.28 ≥ 6.5 GJB 108B-98

粘合强度 /N

胎面 - 带束层帘布层

278 ≥ 250 GB/T532-2008

粘合强度 /N

带束层帘布层间 N

359 ≥ 280 GB/T532-2008

带束层角度 /°（1-8 层） 10.7/11.4/11.4/10.67/10.08/11.4/10.2/9.24 GJB 108B-98

带束层密度根 /5cm

（1-8 层） 35/36/36/37/36/37/37/35 GJB 108B-98

王超群，等·子午线航空轮胎缠绕带束层结构设计

115

(5) 动态性能

按照 GJB 108B-1998 进行动态性能测定。按照 TSO-C62e 技术标准通过了 61 次循环试验，试验

后轮胎完好无损 , 顺利通过了 GJB 和野战机场条件动试。轮胎外观良好，符合合格品判定要求。

参考文献 ：

[1] 俞淇，丁剑平，张安强，等 . 子午线轮胎结构设计与制造技术 [M]. 北京 : 化学工业出版社 ,2006:42-128.

[2] 邓杰 , 李联辉 , 王宏志，等 . 一种在轮胎成型机上缠绕冠带条的装置 [P].CN201620430813.9,2016-09-21.

[3] 盛宝信 . 子午线航空轮胎带束层连续缠绕成型方法 [P]. CN200810073527.1,2008-08-27.

[4] 齐立平 , 周士峰 , 王超群，等 . 子午线航空轮胎成型工艺的制作方法 [P].CN202010558934.2,2020-09-18.

[5] 李保奎 航空子午线轮胎成型机冠带条缠绕工艺分析与实现 [J]. 橡胶工业 2015 年第 10 期 P622-623.

[6] 205/55R16 子午线轮胎的结构设计、带束层优化与性能研究 [D]. 青岛 : 青岛科技大学，王宝凯 2020 ：32-42.

[7] 张健，胡龙 . 带束层角度对半钢子午线轮胎性能的影响 . 第 14 届中国轮胎技术研讨会论文集 .142-144.

[8] 李中英 带束层帘线直径和压延密度对轮胎耐久性能的影响 [J] 科技与创新 .2017(1):104.

[9] 潘涛，丁剑平，刘运春等 . 子午线轮胎轮廓优化设计的探索研究 [J]. 广东橡胶，2011(11):8.

116

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

1 实验

1.1 主要原材料

天然橡胶（NR），RSS3，泰国产品 ；顺丁橡胶（BR）, 牌号 9000，北京燕山石化橡塑化工有限责

任公司产品 ；炭黑 N550，N774，上海卡博特化工有限公司产品 ；白炭黑 VN3，炭黑 N683, 青岛德信

源工贸有限公司产品；均匀剂 M50，德国公司产品；Zincolet–40P，上海深茂橡塑科技有限公司提供；

抗硫化还原剂 TDB680,3100G 环保型长效橡胶防老剂，安徽阜阳利普化工有限公司产品 ；其余原材料

均为橡胶工业市售产品。

1.2 主要仪器

XK-450 型开炼机，广东湛江机械厂产品 ；GT-7104 型电加热平板、GT-M 型无转子硫化仪、AI7000S 型电子拉力机，中国台湾高铁检测仪器有限公司产品 ；WTB-0.5 回弹性测试仪，WML-100 型橡

胶龟裂疲劳试验机，扬州天发试验机械有限公司产品 ；硫化橡胶蠕变测定仪，江苏明珠试验机械有限

公司产品 ；UD3600XY 疲劳试验机，中国台湾优肯科技有限公司产品。

1.3 性能测试标准

橡胶胶料拉伸性能试验测试按 GB/T 528—2009《硫化橡胶或热塑性橡胶拉伸应力应变的测定》

标准进行；橡胶胶料撕裂性能试验按 GB/T 529—2008《硫化橡胶或热塑性橡胶撕裂强度的测定（裤形、

直角形和新月形试样）》标准进行 ；橡胶胶料龟裂疲劳试验测试按 GB/T 13934—2006《硫化橡胶或热

塑性橡胶屈挠龟裂和裂口增长的测定（德墨西亚型）》标准进行 ；橡胶胶料老化性能试验测试按 GB/T

3512-2014《硫化橡胶或热塑性橡胶热空气加速老化和耐热试验》标准进行 ；橡胶胶料的压缩永久变

形性能试验测试按 GB/T7759.1-2015《硫化橡胶或热塑性橡胶压缩永久变形的程度第 1 部分 ：在常温

及高温条件下》标准进行 ；橡胶回弹按 GB/T 1681—1991《硫化橡胶回弹性的测定》标准进行 ；胶料

蠕变测试按 GB/T19242《硫化橡胶 在压缩或剪切状态下蠕变的测定》标准进行 ；耐臭氧老化性能按

GB/T7762 试验方法进行 ；产品动态疲劳试验按产品疲劳标准试验。

1.4 原来胶料配方

橡胶，100 ；硫磺和促进剂，3.5 ；活性剂，7 ；防老剂，4.5 ；炭黑及补强剂，85 ；古马龙，3 ；

流动助剂，2.5 ；增塑剂，5 ；其余 ；5 ；总计 ：215.5。

2 结果与讨论

减震橡胶产品疲劳破坏的形式一般是产品疲劳老化变形和龟裂，龟裂一般是臭氧和紫外老化所致，

添加一定数量的防护蜡和橡胶防老剂及少量抗紫外助剂配合就可以改善和减少产品在使用过程中出现

的龟裂这种情况。产品疲劳变形是导致降低橡胶减震产品使用寿命的直接因素，改善产品疲劳变形就

需要改善产品橡胶胶料配方，提高产品橡胶胶料耐疲劳老化性能和减少产品疲劳老化变形性能。通过

橡胶防老剂 3100G 在铁路减震

橡胶产品中的应用

刘士铎

（河北省腾跃铁路装备股份有限公司，山东 辛集 052360）

刘士铎·橡胶防老剂 3100G 在铁路减震橡胶产品中的应用

117

在产品胶料中优化防老剂试验，对提高胶料耐疲劳和耐老化性能，改善产品出现龟裂，降低产品疲劳

变形性能，对胶料配方进行一些探讨。

2.1 硫化体系的优化

原来胶料硫化体系为 CZ 和 TT，胶料疲劳性能一般，为了提高产品使用寿命，本试验采用 CZ 和

DM 硫化体系。因胶料是天然橡胶为主，为了克服天然橡胶胶料的硫化还原性能，添加少量抗硫化还原

剂作为胶料助硫化体系，提高胶料硫化程度和减震产品的性能稳定性。优化胶料硫化体系后，胶料和

产品性能测试结果如表 1 所示。

表 1 优化胶料硫化体系后的胶料和产品性能测试结果

项目

1

原硫化体系

2

添加 TDB680 /M50

蠕变增量（70℃×24h） 0.0249 0.0203

胶料物理测试性能

145℃ ×15min

胶料硬度 / 绍尔 A

64 65

拉伸强度 /MPa 21.4 21.9

扯断伸长率 /% 429 409

压缩永久变形

35℃ ×24h

70℃ ×24h

110℃ ×3h

14.8

20.9

19.1

9.4

16.5

16.6

胶料老化性能

70℃ ×96h

110℃ ×3h

-9.3

-6.2

-6.8

-3.2

产品疲劳 400 万次刚度变化 /% -10.53% -7.8%

产品疲劳 400 万次厚度变化 /mm -1.2 -0.9

采用主体材料组合不变，优化硫化体系的胶料性能和减震产品疲劳性能比较优异。

2.2 优化减震产品胶料的防护体系

3100G 环保型橡胶防老剂由抗氧化活性不同的胺类和大分子量的酚类抗氧剂复合而成，无毒，在

天然橡胶和氯丁、丁腈、丁苯、顺丁等合成橡胶中用作环保型长效防老剂。对热、氧、臭氧、气候和

屈挠等有良好的长效防护性能。

和传统的防老剂相比，防老剂 3100G 具有以下优点 ：

1、防老效果与 4020 接近，对热、氧、臭氧、气候和屈挠等有良好的防护性能，在胶料中溶解度大，

易分散，用量达 5 份胶料不会喷霜，特别适合于防老性能要求高、防老剂用量大的橡胶制品。

2、不易被水抽出、热稳定性高、持效性长，不变色，不污染、无毒，属于环保型长效橡胶防老剂。

3、挥发性低，耐迁移，耐萃取，有效地防止橡胶在长期老化过程中的热氧化降解。

4、尤其对耐温水、洗涤剂抽出以及耐高温高热轮胎胎面、胎侧等制品效果最佳，能够防止胎侧变

色及长期热氧老化龟裂。

选择添加 3100G 环保型橡胶防老剂，胶料和产品性能测试结果如表 2 所示。

118

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

表 2 采用 3100G 环保型橡胶防老剂后的胶料和产品性能测试结果

项目 原来配方 添加 3100G 橡胶防老剂

蠕变增量（70℃×24h） 0.0203 0.0189

胶料物理测试性能

145℃×15min

胶料硬度绍尔 A

65 65

拉伸强度 MPa 21.9 21.6

扯断伸长率 % 409 425

压缩永久变形

35℃×24h

70℃×24h

110℃×3h

9.4

16.5

16.6

8.6

14.3

13.3

胶料老化性能

70℃×96h

110℃×3h

-6.8

-9.2

-5.8

-6.1

臭氧老化

（40℃，168h，臭氧浓度 50×10-8 体积份数，

相对湿度 ≤65%，预伸长 20%）

有裂纹 无裂纹

紫外线老化

（UV 光照

336h）

硬度变化 +8 +5

拉伸强度变化率 /% -12.4% -8.1%

扯断伸长变化率 /% -19.5% -16.4%

产品疲劳 400 万次刚度变化 /% -7.8% -5.6%

产品疲劳 400 万次厚度变化 /mm -0.9 -0.6

添加 3100G 环保型橡胶防老剂后，橡胶减震产品的胶料和产品性能比较优异。

2.3 产品胶料防老剂 3100G 用量的优化

产品胶料性能决定产品的性能，为了提高产品胶料的耐老化和耐疲劳性能、降低产品在使用过程

中的生热、变形性能、稳定产品的刚度，提升橡胶弹性减震体的使用寿命，选择添加不同份数的橡胶

防老剂 3100G 进行试验，产品胶料试验结果如下表 3，产品高低温度刚度变化率、老化性能及产品疲

劳性能见表 4。

表 3 添加不同份数防老剂剂 3100G 的胶料性能测试结果

试验项目 原配方 添加 1.5 份 添加 2.0 份 添加 2.5 份 添加 3.0 份

蠕变增量 0.0249 0.0189 0.0167 0.0159 0.0201

硬度 / 邵尔 65.0 65.0 65.0 64.0 64.0

拉伸强度 /MPa 23.5 23.3 22.9 23.0 21.4

扯断伸长率 /% 425 416 435 461 483

胶料龟裂疲劳 /( 万次 ) 19.9 23.8 20.9 24.1 23.8

压缩永久变形

35℃×24h

70℃×24h

110℃×3h

9.4%

16.5%

16.6%

8.6%

14.3%

13.3%

8.1%

14.3%

12.8%

6.6%

10.3%

9.3%

8.6%

12.6%

11.9%%

热空气老化

强度变化率 /%

（70℃96h） -8.4 -5.8 -6.8 -5.7 -6.1

强度变化率 /%

（110℃ 3 h） -6.4 -6.1 -6.3 -5.4 -5.8

刘士铎·橡胶防老剂 3100G 在铁路减震橡胶产品中的应用

119

表 3 添加不同份数防老剂剂 3100G 的胶料性能测试结果 续表

表 4 添加不同份数防老剂剂 3100G 的铁路减震橡胶产品性能测试结果

从表 3 和表 4 可以看到添加 2.5 份防老剂 3100G，产品胶料和产品性能比较优异，产品胶料配方

中就采用添加 2.5 份防老剂 3100。

2.4 产品胶料配方的优化

添加 2.5 份防老剂 3100，胶料和产品性能得到提升，胶料配方要进一步优化。胶料配方如下（单

位 ：份）：橡胶，100 ；硫磺和促进剂，4.0 ；活性剂，8 ；防老剂（防老剂 3100G，2.5 ；4010NA，1.5 ；

RD，1.0 ；BLE-W，1.0），6.0 ；炭黑及补强剂，90.0 ；抗疲劳助剂 40P，2.0 ；防护蜡 654，2.5 ；其余 ；

11 ；总计 ：223.5。

2.5 产品胶料混炼和产品硫化工艺的优化

通过添加防老剂 3100G，胶料性能和产品性能得到提高，为了保证胶料和产品的性能，应该需要

较好的产品生产工艺配合。为了充分体现添加防老剂 3100G 后胶料性能和产品性能得到提高改善的效

果，在胶料混炼和硫化工艺进行改善，进一步提升胶料均匀性能和稳定性，优化的工艺如表 5 所示。

试验项目 原配方 添加 1.5 份 添加 2.0 份 添加 2.5 份 添加 3.0 份

臭氧老化

（40℃，168h，臭氧浓度 50×10-8 体积份数，

相对湿度 ≤65%，预伸长 20%）

有裂纹 有裂纹 没裂纹 没裂纹 没裂纹

紫外线老化

（UV 光照

336h）

硬度变化 +8 +5 +5 +3 +4

拉伸强度变化率 /% -12.4% -8.1% -3.5% -2.9% -0.4%

扯断伸长变化率 /% -19.5% -16.4% -8.6% -3.8% -4.6%

试验项目 原配方 添加 1.5 份 添加 2.0 份 添加 2.5 份 添加 3.0 份

70℃×14 天

产品刚度变化率 /%

产品橡胶厚度变形量 /mm

-10.9%

0.4

-8.9%

0.3

-7.6%

0.3

-4.1%

0.2

-4.7%

0.3

-40℃ 刚度变化率 /%） 21.8% 19.9% 16.7% 13.6% 14.8%

+50℃ 刚度变化率 /% -12.3% -10.8% -8.6% -5.1% -8.4%

臭氧老化（7 天）

（40℃，臭氧浓度 50×10-8 体积份数，相

对湿度 65%）

产品刚度变化率 /%

产品厚度变形量 /mm

9.4%

0.5

7.6%

0.4

6.9%

0.4

2.7%

0.3

3.2%

0.4

紫外线老化（UV 光照 14 天 )

产品刚度变化率 /%

产品厚度变形量 /mm

10.1%

0.5

8.4%

0.3

6.1%

0.2

4.2%

0.2

4.9%

0.2

产品疲劳 400 万次

刚度变化 /% -18.8% -14.6% -11.6% -10.6% -12.6%

产品疲劳 400 万次

厚度变化 /mm -0.9 -0.6 -0.6 -0.6 -0.6

120

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

表 5 胶料混炼和硫化工艺的优化

改善胶料混炼和产品硫化工艺，使铁路减震橡胶件胶料均匀性和稳定性得到提高，

3 结论

本工作通过优化减震产品胶料的硫化体系的基础上，通过选择性能优异的抗老化助剂 3100G，优

化选择铁路橡胶产品胶料中的防老剂 3100G 用量，通过改善生产减震橡胶产品的工艺，提升产品胶料

老化、疲劳性能和产品各种老化刚度变化率、产品疲劳性能，进一步提升产品使用寿命。

原来的工艺 优化后的工艺

胶料混炼 胶料二段混炼工艺，致使胶料分散和均匀性能降

低，影响胶料和产品的性能及质量稳定性能。

采用多段混炼工艺，提高了胶料的分散性能和胶料稳定

性，提升了胶料均匀性能和产品的质量稳定性能。

产品硫化 采用高温短时间硫化工艺，使产品的稳定性能和

耐疲劳性能降低。

采用低温长时间硫化产品工艺，提高了产品的粘合性能

和合格率，同时也提升了产品的疲劳性能。

李慧敏，等·电动车轮胎的发展现状及开发设计

121

近几年纯电动汽车和插电式混合动力汽车销售量迅速增长，电动汽车市场前景非常广阔。未来，

在国际国内政策的大力推进下电动汽车迅猛发展已是大势所趋。

电动汽车对轮胎的设计和制造提出了更高的要求，包括降低轮胎的滚动阻力和噪声，延长轮胎的

续航里程，提高轮胎的抓地、耐磨性能和与承载能力等，普通替换轮胎并不能完全适配电动汽车。电

动汽车专用轮胎作为电动汽车的重要组成部分，其需求将持续稳步增长，逐步淘汰现有低劣产品，电

动汽车轮胎将是全球轮胎企业竞争的新高地，因此针对电动汽车轮胎的开发研究十分必要。

1 电动汽车的发展现状

电动汽车靠电池驱动，其低噪音、零排放的突出优点，可以缓解全球能源危机，完美切合环保节

能的可持续发展理念。

1.1 全球发展情况

世界各国政府积极地寻求节能减排，运用政策手段来激励电动汽车产业的发展，同时采取了丰富

的本地化措施来加速攻破当前电动汽车推广所面临的成本高、使用便利性差以及消费者认知度低等主

要壁垒，电动汽车得以在全球范围内推广，并以燎原之势迅速普及。

根据 EV Sales Blog 的数据 ：

（1）2018 年全球电动汽车销量略高于 200 万辆。

（2）2019 年全球电动汽车销量超过 220 万辆，市场份额为 2.5%。

（3）2020 年全球电动汽车销量达到 312.5 万辆，同比增长 41%，市场份额达到 4%。其中，2020

年 12 月全球电动车销售达到创纪录的 57.1 万辆，同比激增 105%，当月市场份额达到 6.9%。

图 1 全球电动车销量年度趋势图

电动车轮胎的发展现状及开发设计

李慧敏，刘宝涛，张凯凯，王龙庆

（青岛森麒麟轮胎股份有限公司，山东 青岛 266229）

122

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

1.2 国内发展情况

从绝对销量的角度来说，2017 年中国以 57.9 万的电动乘用车年销量一骑绝尘 , 排名世界第一，

成为世界最大的电动汽车市场 ；2018 年全球电动车的销售量为 200 万辆，中国电动汽车销售 125.6

万辆，占比超过全球销量的 62.5% ；从产销比来看，2021 年 3 月 11 日，中汽协发布的最新数据显示，

2021 年 1-2 月，电动汽车产销分别完成 31.7 万辆和 28.9 万辆，同比分别增长 3.9 倍和 3.2 倍，远

高于整体汽车产销同比 88.9% 和 76.2% 的增速。

而根据国务院办公厅发布的《新能源汽车产业发展规划（2021 － 2035 年）》，到 2025 年，电动

汽车新车销售量达到汽车新车销售总量 20% 左右。这意味着电动汽车市场的增长空间十分巨大，并有

望催生巨大的电动汽车轮胎配套市场。

除了配套市场，电动汽车轮胎零售市场也孕育着巨大的市场潜力。公安部交通管理局发布的数据

显示，截至 2020 年底，全国电动车保有量达 492 万辆，占汽车总量的 1.75%。我国电动车保有量后

续增长空间巨大，也将创造巨大的电动车轮胎替换市场。

电动车轮胎正成为轮胎企业的新增长引擎，成功开发适合电动汽车的专用轮胎将对轮胎生产企业

产生显著的经济效益和重大的社会效益。

2 电动汽车轮胎特殊性能要求

电动汽车与燃油汽车在动力输出方式、能力供给便利程度、车重等方面的差异，对轮胎产生了特

殊的性能要求 ；

（1）承载能力

电动汽车由于电池的限制，车身更重，另外，新能源汽车轮胎出于降低滚阻的考虑及承重需求，

其气压相对较高，这对轮胎承受气压负荷的能量提出了更苛刻的要求。同时由于车身较重，需要在其

他部件上尽量轻量化设计，轮胎作为重要组成部分，自然也需要进行轻量化设计，质轻且高强度的新

材料开发、合理的结构搭配及排布是轻量化高承载能力实现的关键。

（2）滚阻系数

电动车充电慢，充电便利性差，单次充电续航里程短，续航里程无疑是制约电动车发展的最重要

因素，因此要求电动车轮胎尽量低滚阻系数的重要性不言而喻，同样的充电量，低滚阻轮胎可以有效

降低电池损耗，为车辆提供更长的续航里程 [1]。

（3）噪音

电动汽车相比于传统燃油车没有发动机噪音掩盖，胎噪更明显，胎噪指所有轮胎造成的噪音，包括：

结构噪音、管腔噪音、空腔噪音、花纹噪音、花纹块撞击以及黏滞等 ；电动车轮胎需要更优异的静音

表现才能达到燃油车同等的驾乘体验。

（4）抓地力

电动汽车的电动机实现能量转化的方式是将电流转化为电磁场，与永磁体互斥驱动转子运转输出

扭矩。其引擎输出方式没有复杂的化学反应，没有延时，转化率可以达到 95% 以上，可在瞬间爆发出

最大扭矩；电动车轮胎需匹配强抓地性能，可承受瞬时、巨大的扭矩输出，为车辆提供更优异的加速度。

（5）耐磨损

加速快是电动汽车公认的优势，但其带来的影响就是对轮胎耐磨损的考验。电动车轮胎需要匹配

更优异的耐磨性能。

以上任意单个性能要求的满足不足以对轮胎企业构成挑战，最难的是轮胎企业需要从不同的角度

平衡轮胎的多项性能，制定并达成设计目标。

3 性能及影响因素分析

3.1 滚阻

李慧敏，等·电动车轮胎的发展现状及开发设计

123

滚阻是由于轮胎滚动形变而产生的阻力。一部分来源于静摩擦力，一部分来源于弹性体回复滞后

造成的压缩点与回复点之间的压力差造成的力。

（1）减小轮胎滚动阻力可从减轻轮胎质量出发

轮胎质量与滚阻关系见图 2（以 205/55R16 为例，采集 12 条轮胎数据），但是为了保证轮胎的耐磨、

操稳、舒适性以及耐撞击鼓包性能，要求纯胶部件满足一定厚度要求，轮胎的轻量化设计可从新材料

的使用入手。

图 2 轮胎重量与滚阻拟合线图

（2）减小轮胎材料的滞后损失可减小滚动阻力

试验测得，轮胎各部件能耗占轮胎能耗为 ：胎面胶 39%、胎圈包布 14%、三角胶 13%、带束层 8%、

胎侧 7% 和帘布层 6%。可以看出胎面胶料的滞后损失占比最大 [2]，通过胎面胶料降低滚阻的有效手段

是使用白炭黑填充，白炭黑表面强极性使其难以分散，故白炭黑常与硅烷偶联剂并用，可收获良好的

滚阻和抗湿滑性能。

图 3 轮胎各部件滞后损失占比

（3）轮胎滚动阻力主要由轮胎变形阻力、风阻以及轮胎与道路间滑动阻力组成，其中轮胎运动过

程中的变形阻力占总值的 90% 以上，因此，从减小轮胎变形阻力的角度着手分析，可以有效降低滚阻。

采用有限元仿真，针对 205/55R16 这个规格设计不同方案对滚阻系数进行仿真 [3]，具体设计方案

及仿真结果如表 1 所示。

124

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

表 1 仿真方案及对应结果

图 4 三角胶高度与滚阻结果 图 5 胎侧搭接宽度与滚阻结果

增大三角胶高度及胎侧搭接宽度都增大了下胎侧刚度，造成胎面部位变形增大，并且增大三角胶

高度一定程度上增大了轮胎质量，从而直接导致滚动阻力增大，如图 4、图 5 所示。

图 6 冠带条缠绕方式与滚阻结果

改变冠带条的缠绕方式，分别从左 - 中 - 右各 1 层的缠绕方式 1-1-1，调整至左 - 中 - 右分别为 2 层、

1 层、2 层的缠绕方式 2-1-2，调整至左 - 中 - 右各 2 层的缠绕方式 2-2-2，如图 6 所示。滚动阻力依

项目序号 研究目的 仿真方案代号 设计参数 调整方向 滚阻系数

1

三角胶高度对滚阻

的影响

方案 4 25

25→30→35→40

7.5134

方案 3 30 7.7364

方案 1 35 7.7345

方案 2 40 7.7887

2

胎侧搭接宽度对滚

阻的影响

方案 6 12

12→23→35

7.6451

方案 1 23 7.7345

方案 5 35 7.7799

3

冠带缠绕方式对滚

阻的影响

方案 7 1-1-1

1-1-1→2-1-2→2-2-2

7.6400

方案 1 2-1-2 7.7345

方案 8 2-2-2 7.9059

李慧敏，等·电动车轮胎的发展现状及开发设计

125

次增大，考虑三种缠绕方式使得动态胎面变形依次增大，且轮胎质量依次增大，造成滚阻增大。

3.2 噪音

（1）噪音的分类

按传播方式分类轮胎噪音分为直接噪音和间接噪音直接噪音分为泵浦作用、胎面振动以及轮胎花

纹块与路面相互作用直接辐射的噪声，经空气传递透过车身进入车内，集中在 500HZ 以上 ；间接噪音

为轮胎激励产生的动态作用力，通过悬架系统传递到车身，引起车身振动产生的噪声，轮胎的不均匀性、

不平衡性以及路面的粗糙为主要激励源，500HZ 以下。

按产生机理分类轮胎噪音分为路噪、花纹噪音、通过噪音。其中路噪又分为轰鸣音（Booming）、

空腔噪音（Cavity）、咆哮噪音（Rumble），产生频率依次增高，整体 500HZ 以内，以振动噪音为主，

可以通过调整轮胎结构及生产工艺改善以上噪音 ；。花纹噪音又分为泵浦噪音、管腔共振音、花纹块

撞击噪音等，产生频率一般在 500HZ 以上，可以在开发阶段优化花纹设计以尽量降低此类噪音。

通过噪音主要是指按 ECE R117 法规要求的测试方法测得的外部噪音，主要影响车外环境 ；

（2）噪音的改善手段

主要阐述轰鸣音（Booming）、空腔噪音（Cavity）、泵浦噪音的主要改善手段。

轰鸣音（Booming）：因轮胎上下 / 横向等振动模态发生的噪音，属于低频结构噪音，一般为

40~200Hz，主要的改善手段为调整轮胎结构改变其的质量、刚性等进行移频降幅，移频的目的主要是

防止轮胎的结构振动模态与车辆或车辆相关部件结构模态发生耦合，产生共振，对于配套胎此步骤需

要在车辆的设计开发阶段介入同步开发以保证轮胎与车辆的最佳匹配 ；降幅主要是指调整轮胎的结构、

材料或工艺条件以尽量降低轮胎振动对车辆的传递率，降低振动幅度 ；特别需要提到的是轮胎的动平

衡均匀性，尤其是高速均匀性将对轮胎的震动噪音产生较大的影响。

空腔噪音（Cavity）：轮胎胎腔内部空气与输入激励发生共振，会在车轮上产生声压，从而导

致车轮振动，车轮将振动传递至车轮中心，进而通过结构传播传递到乘客舱。主要发生频率 180-

250Hz。

主要改善思路 ：

a. 通过改变轮胎 - 车轮的耦合、车辆的耦合，使气柱的固有频率与车辆或乘用舱的固有频率不重合，

可以减小空腔模态的扰动 ；

b. 保证轮胎的均匀性，防止轮胎高速均匀性作为自激励引起空腔模态的扰动 ；

c. 轮胎内部贴合吸音棉，是目前针对空腔噪音敏感规格的最经济有效的改善措施，由以下频谱图 7、

图 8 可以看出贴吸音棉后位于 180~250Hz 的空腔噪音峰值明显降低，且不同的吸音棉对空腔噪音的吸

收程度不同。

图 7 前座传感器测得频谱

126

2022 年“青科大 . 高机杯”第十二届中国（国际）橡塑技术、装备与市场高峰论坛

图 8 后座传感器测得频谱

泵浦噪声 ：是由于路面与花纹沟槽接触，胎面作为橡胶体发生挤压和变形，导致沟槽内气体随花

纹槽的挤压与释放被高速地在前沿区挤压、后沿区膨胀，在胎前后沿产生压差，形成了空气涡流引发

的噪音。

从泵浦噪声产生的原理可知，腔体的发声与腔体内空气流单位时间内的变化率有关。对于匀速行

驶的汽车，各沟槽的体积压缩比相同，因此，沟槽体积越大，腔体内空气的变化率越大，沟槽体积可

以通过沟槽长度、宽度以及深度进行调整。

花纹槽的走向对于槽的发声也有一定的影响，按走向的不同可划分为三种 ：横槽、斜槽、纵槽。

实测证明横槽的声压级最大，斜槽次之，纵槽的声压级最低。

通过以上分析可知，泵浦噪音主要与沟槽长度、宽度、深度以及花纹沟角度有关，值得一提的是，

花纹的设计除对噪音有显著影响以外，对湿地性能、操稳性能及滚阻等都有影响。因此，在产品开发

前期花纹设计阶段需综合考虑各项性能的平衡及偏向。

3.3 抓地性能

（1）抓地力的概念

轮胎提供给车辆高效的行走能力，获得来自路面的多项支撑就是抓地力，简单来讲就是能够保持

车辆操控的能力。抓地力通常可以分为横向和纵向抓地力，横向抓地力是指轮胎的转弯能力，纵向抓

地力可以用制动性能或加速性能等来衡量。抓地力的影响因素非常多且复杂。

（2）力学分析

对于电动车轮胎来讲，准确地说我们需要的不是更强的抓地力，而是更快的抓地力建立能力及抗

损失能力 ；

随着电动车扭矩的瞬时输出，轮胎的纵向力迅速建立，在较小的滑移率下达到足够的纵向力水平，

即纵滑刚度足够大，对应车辆加速响应快，不至于在电动车突然加速时出现纵向抓地力不足造成打滑。

随着电动车扭矩的瞬时输出，轮胎的侧向力迅速建立，在较小的侧偏角下达到足够的侧向力水平，

即侧偏刚度大，对应横向抓地力的快速建立，避免电动车突然转向时侧向力建立不及时造成侧向打滑，

以致车辆出现转向不足或转向过度偏离行动轨迹。

事实上，实际轮胎与路面的作用机理非常复杂，驾驶员经常同时需要纵向和横向抓地力，然而我

们不能同时获得抓地力的最佳值，因为纵向力和侧向力需要共享抓地力潜能，是相互竞争的关系，且

遵循纵向力优先原则，两者的关系可以用摩擦椭圆来表示，如图 9 所示。