厚壁开口结构件注塑成型翘曲变形优化

张心言,夏琴香*,刘圻铭,肖刚锋

(1. 华南理工大学 机械与汽车工程学院，广东 广州 510640；2. 明门幼童用品有限公司，广东 东莞 523660)

0 引言

开口结构件常作为连接件与承力件，如打印机驱动连接件、婴儿车的前轮轴和前轮座、汽车门把手等等[1]，通常整体型结构呈“U”字型。由于产品开口位置两侧结构缺少支撑，在产品注塑成型的正常收缩过程中，产品U型底部拐角位置会产生一个较小的转角翘曲变形，在产品两侧结构末端将产生较大的位移偏差。吴梦月等[2]提出在开口结构件的变形部位增加加强筋的方案，利用Moldflow进行了分析验证，并进行了生产试制，解决了POM打印机驱动连接件的翘曲变形问题；高奇等[3]基于Moldflow软件对ABS薄壁开口结构件翘曲变形进行了正交试验模拟分析，发现对翘曲变形有显著性影响的因素依次为保压压力、模具温度、熔体温度、保压时间、注射时间，并得到了优化工艺参数组合。然而，当前对于开口结构件翘曲变形的研究大多集中在工艺优化上，往往忽视了对翘曲变形机理的研究，无法全面指导类似零件的生产。同时，相比于薄壁开口结构件，厚壁开口结构件内部热量传递较慢，若注塑参数设置不合理，零件在顶出后的一段时间内会产生持续变形，导致其翘曲变形比薄壁开口结构件更难控制。

本文以某婴儿车前轮轴为例，首先对出模后零件的翘曲变形宏观数据进行观测，得到了翘曲变形趋势图与温度变化趋势图。然后基于Moldflow软件构建该前轮轴注塑过程的有限元模型，并利用高压毛细管流变仪对材料的黏度进行了测量。基于有限元模拟结果，对引起零件翘曲变形的原因进行了分析，最后采用正交试验的方法得到注塑工艺参数对翘曲变形的影响规律及最优参数组合，并通过试验对分析结果进行验证。

1 翘曲变形变化历程分析

1.1 零件特征

图1 前轮轴零件简图(单位： mm)

图2 前轮轴零件壁厚分析图

1.2 翘曲变形宏观数据观测

取15件产品，在产品出模后8 min内，每隔30 s对该零件出模后的开口宽度L(图1)进行多次测量，并取平均数，然后通过Matlab对测量数据进行曲线拟合，获得L随时间的变化趋势图，如图3所示。L在出模后的前30 s内从49.0 mm快速变宽至51.6 mm，这可能是由于零件在出模前，内部存在一定的残余应力，在出模后应力迅速释放，导致L迅速增大。在30 s以后，L不断变小，直到产品冷却，最终稳定在40.8 mm左右，产生了严重的内缩翘曲变形。

由于零件拐角位置壁厚较厚，出模后零件拐角内侧温度极高，具体位置如图1所示，而温度是影响零件翘曲变形的重要因素之一，故利用接触式测温仪测量了零件拐角内侧出模后8 min内的温度，每隔30 s测量3次，并通过Matlab对测量数据进行曲线拟合，获得拐角位置温度随时间的变化趋势图，如图4所示，拐角内侧温度会在出模后的前50 s内从89.4℃提升到95.0℃，这说明零件拐角内部温度远高于其表面温度，导致表面温度上升。在50 s以后，拐角内侧温度不断下降至室温。

图3 出模后前轮轴开口宽度L随时间变化趋势拟合图

图4 出模后前轮轴拐角内侧温度随时间变化趋势拟合图

2 有限元模型建立

前轮轴所使用的材料为聚甲醛POM(Delrin 100P NC010)，其材料参数从Moldflow材料库获得，其中Cross-WLF黏度模型系数如表1所示，其材料压力-体积-温度(PVT)曲线如图5所示。该材料在压力为0时的熔点为180℃，热变形温度在160℃左右，且整体收缩率为2.438%。同时，该材料的热传导系数在0.22～0.29 W·m-1·K-1之间，远小于正常钢材的热传导系数，而较低热传导系数不利于热量的快速扩散。可以预见，采用该材料制备的零件极易因内外层冷却速度不均匀，而形成内应力和翘曲变形。

表1 Delrin 100P NC010材料黏度模型系数

图5 Delrin 100P NC010材料PVT曲线

前轮轴在注塑过程中采用一点侧进胶，其模具的成型系统结构简图如图6所示。由于产品壁厚较大，采用双层面网格转3D网格进行模拟[4]，其中双层面网格共有32 168个三角形单元，最大与最小纵横比为6.00和1.16，平均纵横比为1.71，网格匹配率为85.7%。在转3D网格后，共有358 231个四面体，最大与最小纵横比为30.00和1.06，平均纵横比为3.81。具体浇注系统与冷却系统如图7所示，实际生产的注塑参数如表2所示，注塑机日钢JSW-220参数如表3所示。

以实际生产的注塑参数与注塑机参数为基础，通过MoldFlow模流分析得到前轮座L值为47.4 mm，模拟结果如图8(a)所示，而实际前轮轴L值为40.8 mm，模拟翘曲变形结果与实际翘曲变形误差为16.15%。检查模拟结果发现，模拟最大注塑压力为69.8 MPa，如图8(b)所示，而实际最大注塑压力为123.5 MPa，模拟最大注塑压力为实际最大注塑压力的56.5%，进而影响了翘曲变形的模拟结果。

图6 模具的成型系统结构简图

图7 前轮轴浇注系统与冷却系统图

表2 实际生产注塑参数

表3 JSW-220型注塑机具体参数表

(a) 翘曲变形图

(b) 注塑压力曲线

在模流分析中，模拟注塑压力大小主要由Cross-WLF黏度系数[5-7]决定。因此，采用高压毛细管流变仪Rheologic5000(产自意大利Ceast公司)对Delrin 100P NC010材料进行黏度检测，获得材料在190， 200， 210， 220℃的剪切速率-黏度数据，再通过Moldflow Data Fitting软件进行拟合，得到Cross-WLF黏度曲线，如图9所示；并计算得到Cross-WLF黏度模型系数，如图10所示。

以实测黏度模型系数来进行模拟，模拟最大注塑压力变为108.4 MPa，模拟最大注塑压力为实际最大注塑压力的87.8%；模拟前轮轴L

图9 实测Cross-WLF黏度曲线图

图10 实测黏度模型系数图

值为43.4 mm，模拟翘曲变形结果与实际翘曲变形误差为7.6%，故认为该模型结果可靠，模拟结果如图11所示。

(a) 翘曲变形图

(b) 注塑压力曲线

3 翘曲变形原因分析

翘曲变形是由零件不同部位的不均匀收缩造成，其中，不均匀收缩主要包括冷却不均收缩、产品结构分布不均收缩，以及纤维取向不均收缩。不同部位的不均匀收缩产生残余应力，进而导致产品出现翘曲变形，而控制塑料件收缩情况的是聚合物注塑过程中每个点的压力状态和温度状态。故以下会根据零件的压力状态与温度状态两个方面来对产品的翘曲变形原因进行分析。

3.1 压力状态分析

注塑成型过程主要包括填充、保压、冷却3个阶段，在填充过程中，随着模具型腔逐渐被填满，注塑压力会不断增大，最终达到最大值，并进行保压切换。保压切换点又称为速度/压力切换点，本文首先取该时间点进行压力分析，如图12所示。模拟结果表明： 注射点位置(1号)压力为108.4 MPa，进胶口位置(2号)压力为28.4 MPa，降低了73.79个百分点，这表明由于该材料黏度较高，同时壁厚较厚，导致注塑过程中流道压力损失较大，产品内部压力较小。此外，零件中心位置(3号)、零件水平终点位置(4号)与注塑终点位置(5号)的压力分别为16.22， 15.01， 11.86 MPa，三者压力大小十分接近，都较小。

图12 速度/压力切换压力图

为了进一步分析整个注塑成型过程中的压力状态，从Moldflow中导出了1～5号位置在注塑成型过程中所受的压力，并绘制了压力随时间的变化曲线，如图13所示。其中零件内部压力(2～5号)均在30 MPa以下，压力分布均匀，因此可以得出零件内部由注塑压力引起的残余应力较小，即零件的压力状态对翘曲变形影响较小。

图13 节点压力随时间变化图

3.2 温度状态分析

零件在出模后的8 min内持续变形，且表面温度较高，这说明零件尚未完全冷却定型，因此这里主要分析零件冷却结束时的温度状态。冷却结束时零件拐角位置温度模拟结果剖面图如图14(a)所示。模拟结果表明： 前轮轴出模后拐角位置表面温度为94.09℃，而通过接触式测温仪测得该位置出模温度为89.4℃，实际结果与模拟结果的误差为7.9%，验证了模型的可靠性。由于拐角以下位置的壁厚为5 mm，相对较小，中心温度在160℃左右，而材料的热变形温度在160℃，因此拐角以下的位置翘曲变形较小。而零件拐角位置壁厚为8.55 mm，是零件最厚的位置，导致前轮轴在出模后，拐角位置中心温度依然在194.4℃左右，如图14(b)所示，而材料的熔点为180℃，故在拐角位置中心处，胶料依然处于熔融状态，出模后会产生较大的收缩，导致零件出模后翘曲变形。因此，零件的温度状态对翘曲变形影响较大。

(b) 前轮轴温度结果局部放大图

3.3 翘曲变形机理分析

结合零件翘曲变形宏观数据以及零件压力状态与温度状态分析，可以得出以下推论：

在实际注塑过程中，由于零件外侧的两个滑块模温均为65℃，零件内侧前后模模温为28℃，如图15所示，而模具温度会直接影响零件在模具型腔内的冷却速度，因此零件内侧冷却速度高于外侧，进而内侧的材料结晶率低于外侧，前轮轴外侧收缩量高于内侧，形成内应力，使零件L增大，其原理如图16所示。但在顶出前，模具对产品有定型作用，故零件的内应力会以残余应力(使L增大)的方式存在于零件内部。因此零件在顶出后的前30 s内，随着产品内的残余应力快速释放，L快速增大至51.6 mm。在零件内的残余应力释放完毕后，由于角效应[8]，导致出模后的产品拐角外侧冷却速率高于拐角内侧，进而使前轮轴内侧的结晶度较高、收缩较大，产生内应力，使L不断下降。随着温度的不断下降，产品的结晶速度也不断下降，最终L稳定在40.8 mm左右。

图15 前轮轴零件受热简图

图16 翘曲变形原理图

综上所述，造成零件出模后翘曲变形的是零件拐角内外侧的温度差，温度高的一侧收缩大，温度低的一侧收缩小。由于零件各个点是连续的，零件为了平衡各点应力，两侧收缩量的不同会在零件内部各个点产生内应力，进而产生应变，从宏观上表现为翘曲变形。因此可以推出结论： 零件外侧温度越高，内侧温度越低，其翘曲变形量越低。

4 正交试验设计与试验验证

为了验证翘曲变形机理的正确性，设计了五因素五水平的正交试验，该试验以图1中的L值来表征零件翘曲变形的程度，其值越小，翘曲变形程度越小，产品质量越好。根据Moldflow系统推荐的工艺参数范围并结合生产经验，选取A定模模温、B动模模温、C两侧滑块模温、D注射时间、E保压压力这5个因素作为研究过程参数，并将每个工艺参数赋以5个水平等级。表4为正交试验的因素水平排列表，其中，A定模模温、B动模模温、C两侧滑块模温主要影响产品注塑过程中的温度状态，模温越高，产品在注塑过程中冷却的速度越慢。D注射时间、E保压压力主要影响产品注塑过程中的压力状态，D越长、E越小，产品在注射过程中所受压力越小。

表4 正交试验因素水平表

选用正交表L25(55)，正交试验结果如表5所示。

表5 正交试验方案与结果

表5中的第一组试验A1B1C1D1E1，表示在定模模温30℃、动模模温30℃、两侧滑块模温40℃、注射时间6.8 s、保压压力为注塑机最大注塑压力的25%的条件下进行注塑的。

对25组试验的数据进行极差分析，以直观地看出试验因素A～E对试验指标的影响程度。计算所得的极差结果如表6所示，其中R值代表着因素水平对翘曲变形量的影响程度，数值越大代表影响程度越大[9-10]。根据极差绘制各影响因素下的翘曲变形量均值曲线，如图17所示。由表6可知；对翘曲变形量的影响程度从大到小依次： B动模模温>C两侧滑块模温>A定模模温>E保压压力>D注射时间。排在前三位的影响因子均与温度状态有关，故零件的温度状态对翘曲变形的影响更大，与分析结论一致。

表6 翘曲变形极差分析

(a) 定模模温

(b) 动模模温

(c) 两侧滑块模温

(d) 注射时间

(e) 保压压力

由图17可知： 前模模温与滑块两侧模温越高、后模模温越低，则翘曲变形量越低，而注射时间与保压压力对零件翘曲变形影响不大，与分析结论一致。根据图17，得到的最优工艺参数组合为A5B1C5D3E3，即定模模温70℃、动模模温30℃、两侧滑块模温80℃、注射时间8.8 s、保压压力为注塑机最大注塑压力的40%。对比表5，该组参数不在其中，不能直接获得该组的影响数值。将该组参数重新输入至模流分析软件中，所得结果如图18所示，翘曲变形量为-0.17 mm，该数值小于表5中的最小值，说明了极差分析的科学性，也佐证了正交试验的准确性。

A5B1C5D3E3组参数进行试验验证成型后产品如图19所示，通过测量30组产品，测得L平均值为50.3 mm，符合零件尺寸设计精度要求。

图18 最优工艺参数组合模拟翘曲变形结果

图19 试验验证结果图

5 结论

(1) 运用高压毛细管流变仪Rheologic5000对Delrin 100P NC010材料进行黏度检测，并通过Moldflow Data Fitting拟合出该材料的Cross-WLF黏度模型系数：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) 造成厚壁开口结构件出模后翘曲变形的主要因素是滑块和后模芯温度差以及前模芯与后模芯的模温差，模温差使零件内外侧产生收缩差，进而产生内应力与应变，宏观上表现为翘曲变形。

(3) 以定模模温、动模模温、两侧滑块模温、注射时间、保压压力为因素，构建了五因素五水平正交试验表，并通过极差分析法发现，对厚壁开口结构件翘曲变形有影响的因素，影响力由高到低为动模模温、两侧滑块模温、定模模温、保压压力、注射时间。

(4) 对某前轮轴件进行了工艺参数优化，通过极差分析结果获得了最优工艺参数组合与最小翘曲变形量的前轮轴。