厚壁開口結構件注塑成型翹曲變形優化

張心言,夏琴香*,劉圻銘,肖剛鋒

(1. 華南理工大學 機械與汽車工程學院，廣東 廣州 510640；2. 明門幼童用品有限公司，廣東 東莞 523660)

0 引言

開口結構件常作為連接件與承力件，如打印機驅動連接件、嬰兒車的前輪軸和前輪座、汽車門把手等等[1]，通常整體型結構呈“U”字型。由于產品開口位置兩側結構缺少支撐，在產品注塑成型的正常收縮過程中，產品U型底部拐角位置會產生一個較小的轉角翹曲變形，在產品兩側結構末端將產生較大的位移偏差。吳夢月等[2]提出在開口結構件的變形部位增加加強筋的方案，利用Moldflow進行了分析驗證，并進行了生產試制，解決了POM打印機驅動連接件的翹曲變形問題；高奇等[3]基于Moldflow軟件對ABS薄壁開口結構件翹曲變形進行了正交試驗模擬分析，發現對翹曲變形有顯著性影響的因素依次為保壓壓力、模具溫度、熔體溫度、保壓時間、注射時間，并得到了優化工藝參數組合。然而，當前對于開口結構件翹曲變形的研究大多集中在工藝優化上，往往忽視了對翹曲變形機理的研究，無法全面指導類似零件的生產。同時，相比于薄壁開口結構件，厚壁開口結構件內部熱量傳遞較慢，若注塑參數設置不合理，零件在頂出后的一段時間內會產生持續變形，導致其翹曲變形比薄壁開口結構件更難控制。

本文以某嬰兒車前輪軸為例，首先對出模后零件的翹曲變形宏觀數據進行觀測，得到了翹曲變形趨勢圖與溫度變化趨勢圖。然后基于Moldflow軟件構建該前輪軸注塑過程的有限元模型，并利用高壓毛細管流變儀對材料的黏度進行了測量。基于有限元模擬結果，對引起零件翹曲變形的原因進行了分析，最后采用正交試驗的方法得到注塑工藝參數對翹曲變形的影響規律及最優參數組合，并通過試驗對分析結果進行驗證。

1 翹曲變形變化歷程分析

1.1 零件特征

圖1 前輪軸零件簡圖(單位： mm)

圖2 前輪軸零件壁厚分析圖

1.2 翹曲變形宏觀數據觀測

取15件產品，在產品出模后8 min內，每隔30 s對該零件出模后的開口寬度L(圖1)進行多次測量，并取平均數，然后通過Matlab對測量數據進行曲線擬合，獲得L隨時間的變化趨勢圖，如圖3所示。L在出模后的前30 s內從49.0 mm快速變寬至51.6 mm，這可能是由于零件在出模前，內部存在一定的殘余應力，在出模后應力迅速釋放，導致L迅速增大。在30 s以后，L不斷變小，直到產品冷卻，最終穩定在40.8 mm左右，產生了嚴重的內縮翹曲變形。

由于零件拐角位置壁厚較厚，出模后零件拐角內側溫度極高，具體位置如圖1所示，而溫度是影響零件翹曲變形的重要因素之一，故利用接觸式測溫儀測量了零件拐角內側出模后8 min內的溫度，每隔30 s測量3次，并通過Matlab對測量數據進行曲線擬合，獲得拐角位置溫度隨時間的變化趨勢圖，如圖4所示，拐角內側溫度會在出模后的前50 s內從89.4℃提升到95.0℃，這說明零件拐角內部溫度遠高于其表面溫度，導致表面溫度上升。在50 s以后，拐角內側溫度不斷下降至室溫。

圖3 出模后前輪軸開口寬度L隨時間變化趨勢擬合圖

圖4 出模后前輪軸拐角內側溫度隨時間變化趨勢擬合圖

2 有限元模型建立

前輪軸所使用的材料為聚甲醛POM(Delrin 100P NC010)，其材料參數從Moldflow材料庫獲得，其中Cross-WLF黏度模型系數如表1所示，其材料壓力-體積-溫度(PVT)曲線如圖5所示。該材料在壓力為0時的熔點為180℃，熱變形溫度在160℃左右，且整體收縮率為2.438%。同時，該材料的熱傳導系數在0.22～0.29 W·m-1·K-1之間，遠小于正常鋼材的熱傳導系數，而較低熱傳導系數不利于熱量的快速擴散?？梢灶A見，采用該材料制備的零件極易因內外層冷卻速度不均勻，而形成內應力和翹曲變形。

表1 Delrin 100P NC010材料黏度模型系數

圖5 Delrin 100P NC010材料PVT曲線

前輪軸在注塑過程中采用一點側進膠，其模具的成型系統結構簡圖如圖6所示。由于產品壁厚較大，采用雙層面網格轉3D網格進行模擬[4]，其中雙層面網格共有32 168個三角形單元，最大與最小縱橫比為6.00和1.16，平均縱橫比為1.71，網格匹配率為85.7%。在轉3D網格后，共有358 231個四面體，最大與最小縱橫比為30.00和1.06，平均縱橫比為3.81。具體澆注系統與冷卻系統如圖7所示，實際生產的注塑參數如表2所示，注塑機日鋼JSW-220參數如表3所示。

以實際生產的注塑參數與注塑機參數為基礎，通過MoldFlow模流分析得到前輪座L值為47.4 mm，模擬結果如圖8(a)所示，而實際前輪軸L值為40.8 mm，模擬翹曲變形結果與實際翹曲變形誤差為16.15%。檢查模擬結果發現，模擬最大注塑壓力為69.8 MPa，如圖8(b)所示，而實際最大注塑壓力為123.5 MPa，模擬最大注塑壓力為實際最大注塑壓力的56.5%，進而影響了翹曲變形的模擬結果。

圖6 模具的成型系統結構簡圖

圖7 前輪軸澆注系統與冷卻系統圖

表2 實際生產注塑參數

表3 JSW-220型注塑機具體參數表

(a) 翹曲變形圖

(b) 注塑壓力曲線

在模流分析中，模擬注塑壓力大小主要由Cross-WLF黏度系數[5-7]決定。因此，采用高壓毛細管流變儀Rheologic5000(產自意大利Ceast公司)對Delrin 100P NC010材料進行黏度檢測，獲得材料在190， 200， 210， 220℃的剪切速率-黏度數據，再通過Moldflow Data Fitting軟件進行擬合，得到Cross-WLF黏度曲線，如圖9所示；并計算得到Cross-WLF黏度模型系數，如圖10所示。

以實測黏度模型系數來進行模擬，模擬最大注塑壓力變為108.4 MPa，模擬最大注塑壓力為實際最大注塑壓力的87.8%；模擬前輪軸L

圖9 實測Cross-WLF黏度曲線圖

圖10 實測黏度模型系數圖

值為43.4 mm，模擬翹曲變形結果與實際翹曲變形誤差為7.6%，故認為該模型結果可靠，模擬結果如圖11所示。

(a) 翹曲變形圖

(b) 注塑壓力曲線

3 翹曲變形原因分析

翹曲變形是由零件不同部位的不均勻收縮造成，其中，不均勻收縮主要包括冷卻不均收縮、產品結構分布不均收縮，以及纖維取向不均收縮。不同部位的不均勻收縮產生殘余應力，進而導致產品出現翹曲變形，而控制塑料件收縮情況的是聚合物注塑過程中每個點的壓力狀態和溫度狀態。故以下會根據零件的壓力狀態與溫度狀態兩個方面來對產品的翹曲變形原因進行分析。

3.1 壓力狀態分析

注塑成型過程主要包括填充、保壓、冷卻3個階段，在填充過程中，隨著模具型腔逐漸被填滿，注塑壓力會不斷增大，最終達到最大值，并進行保壓切換。保壓切換點又稱為速度/壓力切換點，本文首先取該時間點進行壓力分析，如圖12所示。模擬結果表明： 注射點位置(1號)壓力為108.4 MPa，進膠口位置(2號)壓力為28.4 MPa，降低了73.79個百分點，這表明由于該材料黏度較高，同時壁厚較厚，導致注塑過程中流道壓力損失較大，產品內部壓力較小。此外，零件中心位置(3號)、零件水平終點位置(4號)與注塑終點位置(5號)的壓力分別為16.22， 15.01， 11.86 MPa，三者壓力大小十分接近，都較小。

圖12 速度/壓力切換壓力圖

為了進一步分析整個注塑成型過程中的壓力狀態，從Moldflow中導出了1～5號位置在注塑成型過程中所受的壓力，并繪制了壓力隨時間的變化曲線，如圖13所示。其中零件內部壓力(2～5號)均在30 MPa以下，壓力分布均勻，因此可以得出零件內部由注塑壓力引起的殘余應力較小，即零件的壓力狀態對翹曲變形影響較小。

圖13 節點壓力隨時間變化圖

3.2 溫度狀態分析

零件在出模后的8 min內持續變形，且表面溫度較高，這說明零件尚未完全冷卻定型，因此這里主要分析零件冷卻結束時的溫度狀態。冷卻結束時零件拐角位置溫度模擬結果剖面圖如圖14(a)所示。模擬結果表明： 前輪軸出模后拐角位置表面溫度為94.09℃，而通過接觸式測溫儀測得該位置出模溫度為89.4℃，實際結果與模擬結果的誤差為7.9%，驗證了模型的可靠性。由于拐角以下位置的壁厚為5 mm，相對較小，中心溫度在160℃左右，而材料的熱變形溫度在160℃，因此拐角以下的位置翹曲變形較小。而零件拐角位置壁厚為8.55 mm，是零件最厚的位置，導致前輪軸在出模后，拐角位置中心溫度依然在194.4℃左右，如圖14(b)所示，而材料的熔點為180℃，故在拐角位置中心處，膠料依然處于熔融狀態，出模后會產生較大的收縮，導致零件出模后翹曲變形。因此，零件的溫度狀態對翹曲變形影響較大。

(b) 前輪軸溫度結果局部放大圖

3.3 翹曲變形機理分析

結合零件翹曲變形宏觀數據以及零件壓力狀態與溫度狀態分析，可以得出以下推論：

在實際注塑過程中，由于零件外側的兩個滑塊模溫均為65℃，零件內側前后模模溫為28℃，如圖15所示，而模具溫度會直接影響零件在模具型腔內的冷卻速度，因此零件內側冷卻速度高于外側，進而內側的材料結晶率低于外側，前輪軸外側收縮量高于內側，形成內應力，使零件L增大，其原理如圖16所示。但在頂出前，模具對產品有定型作用，故零件的內應力會以殘余應力(使L增大)的方式存在于零件內部。因此零件在頂出后的前30 s內，隨著產品內的殘余應力快速釋放，L快速增大至51.6 mm。在零件內的殘余應力釋放完畢后，由于角效應[8]，導致出模后的產品拐角外側冷卻速率高于拐角內側，進而使前輪軸內側的結晶度較高、收縮較大，產生內應力，使L不斷下降。隨著溫度的不斷下降，產品的結晶速度也不斷下降，最終L穩定在40.8 mm左右。

圖15 前輪軸零件受熱簡圖

圖16 翹曲變形原理圖

綜上所述，造成零件出模后翹曲變形的是零件拐角內外側的溫度差，溫度高的一側收縮大，溫度低的一側收縮小。由于零件各個點是連續的，零件為了平衡各點應力，兩側收縮量的不同會在零件內部各個點產生內應力，進而產生應變，從宏觀上表現為翹曲變形。因此可以推出結論： 零件外側溫度越高，內側溫度越低，其翹曲變形量越低。

4 正交試驗設計與試驗驗證

為了驗證翹曲變形機理的正確性，設計了五因素五水平的正交試驗，該試驗以圖1中的L值來表征零件翹曲變形的程度，其值越小，翹曲變形程度越小，產品質量越好。根據Moldflow系統推薦的工藝參數范圍并結合生產經驗，選取A定模模溫、B動模模溫、C兩側滑塊模溫、D注射時間、E保壓壓力這5個因素作為研究過程參數，并將每個工藝參數賦以5個水平等級。表4為正交試驗的因素水平排列表，其中，A定模模溫、B動模模溫、C兩側滑塊模溫主要影響產品注塑過程中的溫度狀態，模溫越高，產品在注塑過程中冷卻的速度越慢。D注射時間、E保壓壓力主要影響產品注塑過程中的壓力狀態，D越長、E越小，產品在注射過程中所受壓力越小。

表4 正交試驗因素水平表

選用正交表L25(55)，正交試驗結果如表5所示。

表5 正交試驗方案與結果

表5中的第一組試驗A1B1C1D1E1，表示在定模模溫30℃、動模模溫30℃、兩側滑塊模溫40℃、注射時間6.8 s、保壓壓力為注塑機最大注塑壓力的25%的條件下進行注塑的。

對25組試驗的數據進行極差分析，以直觀地看出試驗因素A～E對試驗指標的影響程度。計算所得的極差結果如表6所示，其中R值代表著因素水平對翹曲變形量的影響程度，數值越大代表影響程度越大[9-10]。根據極差繪制各影響因素下的翹曲變形量均值曲線，如圖17所示。由表6可知；對翹曲變形量的影響程度從大到小依次： B動模模溫>C兩側滑塊模溫>A定模模溫>E保壓壓力>D注射時間。排在前三位的影響因子均與溫度狀態有關，故零件的溫度狀態對翹曲變形的影響更大，與分析結論一致。

表6 翹曲變形極差分析

(a) 定模模溫

(b) 動模模溫

(c) 兩側滑塊模溫

(d) 注射時間

(e) 保壓壓力

由圖17可知： 前模模溫與滑塊兩側模溫越高、后模模溫越低，則翹曲變形量越低，而注射時間與保壓壓力對零件翹曲變形影響不大，與分析結論一致。根據圖17，得到的最優工藝參數組合為A5B1C5D3E3，即定模模溫70℃、動模模溫30℃、兩側滑塊模溫80℃、注射時間8.8 s、保壓壓力為注塑機最大注塑壓力的40%。對比表5，該組參數不在其中，不能直接獲得該組的影響數值。將該組參數重新輸入至模流分析軟件中，所得結果如圖18所示，翹曲變形量為-0.17 mm，該數值小于表5中的最小值，說明了極差分析的科學性，也佐證了正交試驗的準確性。

A5B1C5D3E3組參數進行試驗驗證成型后產品如圖19所示，通過測量30組產品，測得L平均值為50.3 mm，符合零件尺寸設計精度要求。

圖18 最優工藝參數組合模擬翹曲變形結果

圖19 試驗驗證結果圖

5 結論

(1) 運用高壓毛細管流變儀Rheologic5000對Delrin 100P NC010材料進行黏度檢測，并通過Moldflow Data Fitting擬合出該材料的Cross-WLF黏度模型系數：n=0.274，Tau*=234 515 Pa，D1=1.44×1015Pa·s,D2=233.15 K，D3=4.5×10-7K·Pa-1，A1=32.09，A2=51.6 K。

(2) 造成厚壁開口結構件出模后翹曲變形的主要因素是滑塊和后模芯溫度差以及前模芯與后模芯的模溫差，模溫差使零件內外側產生收縮差，進而產生內應力與應變，宏觀上表現為翹曲變形。

(3) 以定模模溫、動模模溫、兩側滑塊模溫、注射時間、保壓壓力為因素，構建了五因素五水平正交試驗表，并通過極差分析法發現，對厚壁開口結構件翹曲變形有影響的因素，影響力由高到低為動模模溫、兩側滑塊模溫、定模模溫、保壓壓力、注射時間。

(4) 對某前輪軸件進行了工藝參數優化，通過極差分析結果獲得了最優工藝參數組合與最小翹曲變形量的前輪軸。