小型塑件組合型腔注塑模設計

馬松柏，黃志剛，徐昌貴

(北京工商大學材料與機械工程學院，北京100048)

0 前言

注塑產品生產企業，尤其中小型塑件的生產過程中，為降低產品生產成本、提高生產率，往往采用組合型腔注塑模設計方法，將同一產品的不同組件一模同時生產出來，即將不同塑件的型腔設計在同一副模具上的一模多型腔模具結構形式。但由于成形不同塑件的型腔的體積和結構不同，導致制品成型過程中易出現塑料熔體流動不平衡，充填困難等較難克服的問題。因組合型腔模設計難度較大，限制了其在實際生產中的廣泛運用[1-2]。

本文以某電子產品塑料外殼各組件的組合型腔模具設計作為研究對象，在分析了各組件的外形結構特點基礎上，初步設計了非平衡式模具澆注系統，運用MFI模流分析軟件對澆注系統進行流動平衡優化設計，結合優化后的澆注系統布局，采用UG/MoldWizard注塑模設計向導設計了合理的模具結構。

1 塑件結構分析

如圖1所示為產品外觀的三維模型圖，由4個組件構成，各組件材料均采用丙烯腈-丁二烯-苯乙烯共聚物(ABS，LG Chemical公司生產的HI-121，無填充，熔體密度為0.914 07 g/cm3，固體密度為1.017 7 g/cm3)，最大剪切應力0.3 MPa，最大剪切速率500 001/s。塑件尺寸公差等級要求為MT5級，表面質量要求一般。

1—上殼 2—按鍵 3—USB接口托架 4—下殼圖1 某電子產品外觀三維模型Fig.1 3D Model of an e-product appearance

產品信息如表1所示，各組件均為小型注塑件。其中，組件1形狀復雜，細節特征比較多，底部存在加強筋結構，側壁垂直方向存在2個異形孔，相應底面存在1個與兩孔垂直的異形孔；組件2的4個扇形按鍵(厚1.85 mm)通過薄壁相連(厚0.3 mm)，壁厚不均；組件3結構相對簡單，為一實心體；組件4結構復雜，底部有加強筋，側壁存在異型孔。

表1 產品信息Tab.1 Information of the product

2 澆注系統設計

2.1 原理分析

根據生產要求，上述4個組件需要在同一副模具中同時成型，即所謂的組合型腔模具，此類模具設計的關鍵是實現澆注系統平衡。平衡澆注系統能保證塑料熔體成型過程中同時到達并充滿模具的各個型腔，從而得到質量均勻的塑件；反之，不平衡澆注系統易造成充填困難，影響塑件質量。實際生產過程中，平衡澆注系統分為自然平衡式澆注系統和非自然平衡式澆注系統兩類。自然平衡式澆注系統通常用于各型腔尺寸和形狀均相同的多型腔模具設計中，欲實現澆注系統平衡，只需型腔采用平衡式布局，將通往各型腔的流道橫截面形狀、尺寸、長度等設計成完全相同即可；非自然平衡式澆注系統通常應用于尺寸和形狀各異的組合型腔模具設計中，因為各型腔形狀、容積不盡相同或完全不同，型腔布局很難平衡，此種情況下若保證塑料熔體能夠均勻進料并同時充填到各型腔，只能通過人為調整分流道半徑與長度等澆注系統參數達到澆注系統平衡[3-6]。本實驗組合型腔注塑模澆注系統設計即屬于非自然平衡式澆注系統設計問題。

式(1)為非自然平衡式澆注系統流道設計基本方程[7]:

(1)

式中η0——零剪切黏度，Pa·s

Q——流量，cm3/s

R——圓柱形分流道半徑，mm

L——分流道長度，mm

γ——剪切速率，s-1

n——與材料相關參數

ΔP——壓力差，Pa

在成型條件不變的情況下，可以通過設定圓柱形分流道半徑R和流道長度L來調整塑料熔體的流量Q和壓差ΔP，從而實現流道平衡。而實際操作中，由于模具型腔整體布局相對固定，分流道長度L的可調范圍很小，流道平衡主要通過尋找最佳截面半徑R實現；另一方面，作為澆注系統中的重要一環，澆口的數目、截面類型和尺寸等對澆注系統平衡具有重要影響，通過修改澆口的幾何參數亦有助于實現澆注系統平衡。

2.2 澆注系統設計方案

在確定分流道截面初始直徑后，再輔以模流分析軟件(MFI)中的塑件填充工具分析填充結果，指導完善模具型腔布局、修改澆注系統幾何參數，可獲得適于一模多異型腔組合模具的非自然平衡澆注系統。

(1)首先，根據塑件成形工藝條件及塑件結構特點，確定主流道、各級分流道長度。本實驗型腔布局形式采用1模4腔的組合型腔方案，主流道頂端直徑3.5 mm，錐度角15 °，末端直徑9.5 mm，長度62 mm。

初選澆口形式為矩形側澆口，其尺寸計算公式參照式(2)[8]65：

(2)

式中b——側澆口的寬度，mm

A——塑件的外側表面積，mm2

計算得到b1≈2.17～3.26 mm，b2≈2.06～3.09 mm，b3≈1.05～1.58 mm，b4≈0.87～1.31 mm。對于一般中小型塑件澆口厚度為0.5～2.0 mm，澆口的長度為0.7～2.0 mm。針對各組件的具體情況，組件1、4采用兩點進膠方式(澆口位置通過MFI澆口分析確定)；組件2、3采用一點進膠方式(澆口位置通過MFI澆口分析確定)。各澆口詳細尺寸如表2所示，從而得到各澆口截面積Agi(i=1,2,3,4)。

表2 初始澆注系統澆口尺寸Tab.2 Gate size of initial gating system

分流道長度按照式(3)所示適于組合型腔的BGV(Balanced Gate Value)[8]65計算公式得到：

(3)

式中Wi(i=1,2,3,4)——分別為各型腔的充填量(熔體質量或體積)，mm3

Agi(i=1,2,3,4)——分別為各型腔的澆口截面積，mm2

Lri(i=1,2,3,4)——分別為各型腔的從主流道中心至澆口的流道通道的長度，mm

Lgi(i=1,2,3,4)——分別為各型腔的澆口的長度，mm

各流道詳細尺寸如表3所示,初始澆注系統整體布局如圖2所示。

表3 初始澆注系統流道尺寸Tab.3 Runner size of initial gating system

圖2 初始澆注系統布局Fig.2 Layout of initial gating system

2.3 填充結果分析

注塑機選用HT-85 HIPR 85 tons 2.3 oz：Van Dorn Demag，其他工藝條件采用系統默認，運行MFI填充分析。結果如圖3所示，4個組件在1.547 s 內填充完成。組件2在0.709 2 s即填充完成，由于其自身結構原因及流道設計出現短射現象；組件3在1.009 s左右填充完成；組件4在1.418 s填充完成；而組件1于1.547 s填充完成。

圖3 初始澆注系統MFI填充分析結果Fig.3 MFI filling analysis results of initial gating system

圖4 速度/壓力切換時的結果Fig.4 Speed/pressure switch analysis result

圖5 注塑位置處壓力x-y圖Fig.5 Injection location pressure x-y graph

速度/壓力切換時的分析結果如圖4所示，組件2、4在末端的速度/壓力切換時的壓力為60 MPa，遠大于組件1末端的1 MPa。如圖5所示的注塑位置處壓力x-y圖，也可以看出，由于組件2、3、4較早于組件1填充完畢，均處于過保壓狀態。上述分析結果表明，原始澆注系統未能達到預期的流道平衡要求，需對澆注系統進行優化。

2.4 澆注系統優化

澆注系統平衡的主要方法是進行流道平衡分析與優化設計，輔以部分澆口的微調，而流道直徑可參考Moldflow軟件的流道平衡分析結果。本文由于流道平衡分析獲取的流道尺寸與實際生產中差距較大，故仍然根據計算所得的BGV值變動范圍，確定合理的流道和澆口參數。

優化方案的整體思路是：為實現各組件型腔同時填充，可減少通過組件1流道截面尺寸，或減小通過組件2、3流道的截面尺寸或增大流道長度以延長組件2、3的填充時間，并調整部分澆口截面尺寸；針對組件2短射現象，在組件2周圍增加圓環形流道，保證組件2各部分都能均勻填充，故組件2流道包括直流道與圓環形流道兩部分。經過多次對比分析，確定最終優化澆注系統方案的流道(主流道和1級流道未改動)及澆口尺寸，分別如表4、5所示。

優化后澆注系統布局如圖6所示。

表4 優化澆注系統流道尺寸Tab.4 Runner size of optimized gating system

表5 優化澆注系統澆口尺寸Tab.5 Gate size of optimized gating system

圖6 優化澆注系統布局Fig.6 Layout of optimized gating system

重新運行填充分析，結果如圖7所示：各型腔組件幾乎同時于0.7 s開始進膠，并于1.67～1.77 s內填充結束，各組件壓力分布變化均勻，由結果分析可知，優化后的澆注系統基本上實現了澆注系統平衡。

圖7 優化澆注系統MFI填充分析結果Fig.7 MFI filling-analysis results of optimized gating system

優化后的速度/壓力切換時壓力分析結果如圖8所示，各組件末端速度/壓力切換時的壓力與初始方案中的結果相比下降明顯，壓差均衡，填充比較均勻。

圖8 優化后速度/壓力切換時的結果Fig.8 Speed/Pressure switch analysis result after optimization

優化后的注塑位置處壓力x-y圖如圖9所示，澆口位置處的壓力隨時間變化均勻，最后0.2 s內壓差基本持平，未出現壓力急劇上升或急劇下降的不平衡情況。

圖9 優化后注塑位置處壓力x-y圖Fig.9 Injection location pressure x-y graph after optimization

由以上分析結果可知優化澆注系統基本實現流道平衡，優化設計方案合理可行。

3 模具結構設計

采用UG NX8.5/Moldwizard模具設計模塊進行制品組合型腔模具設計，脫模系統布局如圖10所示。

由于組件1側壁垂直方向存在2個異形孔，相應底面存在1個與兩孔垂直的異形孔，成形此處特征要求模具相應位置處應設計兩向抽芯機構，1個內側抽滑塊及1個橫向斜導柱側抽滑塊，塑件脫模時各由推桿推動，滑塊在推出上蓋的過程中實現內側抽，同時斜導柱頂出橫向側抽滑塊完成側抽，合模后完成復位；而組件4側壁異型孔設計了側向抽芯結構；推出系統由19根粗細不均的推桿及1根拉料桿組成，為了方便主流道凝料的脫出，拉料桿頭部設計成Z形，推桿布置均勻，便于塑件及流道順利脫出，且避免在推出過程中產生變形。

冷卻系統布局如圖11所示，根據組件型腔結構特點及有關計算公式，冷卻水孔直徑8 mm，冷卻管道中心線與分型面的距離為12 mm。模具整體三維模型如圖12所示。

圖11 冷卻系統布局Fig.11 Layout of cooling system

圖12 組合型腔模具總成三維模型Fig.12 Overall final 3D model of combined cavity mold

4 結論

(1)本文為小型塑件組合模設計，1模4件，型腔形狀及容積各不相同，借助MFI填充分析尋找非自然平衡澆注系統參數，優化了澆注系統布局，平衡澆注系統使熔料均勻填充各型腔，解決了小型塑件組合模填充不足、部分塑件短射等問題，保證了各組件外觀質量的一致性；

(2)結合MFI優化后的澆注系統，采用UG/MoldWizard注塑模向導設計了該小型塑件組合型腔注塑模具，成型組件1側壁異形孔及底面垂直異形孔采用了1個型芯鑲件及1個橫向斜導柱側抽滑塊；成型組件4側壁異形孔設計了側向型芯及側向液壓抽芯機構，制品及澆注系統最終由推桿推出，模具結構復雜，設計合理;本文方法對提高注塑企業小型塑件組合模設計生產效率，縮短生產周期，節約研發成本等方面具有重要的借鑒意義。