基于正交试验的车灯后盖壳体注塑成型工艺优化

2022-07-25丁华锋金先志谷雨原宛加雄潘俊杰

合成树脂及塑料 2022年3期

丁华锋，金先志，谷雨原，宛加雄，潘俊杰

（纯电动汽车电力系统设计与测试湖北省重点实验室，湖北襄阳 441053）

塑料灯壳由于具有质量轻、耐化学药品腐蚀性强、耐热性好等优点被广泛应用于汽车工业中。随着国内外汽车行业的飞速发展，对汽车的外观和质量要求也越来越高，车灯作为汽车照明系统的重要组成部分，其结构和质量的改变都会影响汽车的外观和整车的轻量化［1］。为提高车灯壳体的成型精度，降低成型产品的翘曲变形量，提高产品的成型质量，找出合理的工艺参数就显得尤为重要。目前，国内外对于注塑成型工艺的研究比较多。朱宏峰等［2］采用注塑成型的方法设计了随行结构的冷却系统，通过激光3D打印技术制造出随行冷却模具，运用Moldflow软件对比分析了传统冷却与随行冷却系统的冷却效果，结果表明，随行冷却系统灯壳的翘曲变形量降低了74%。Lee等［3］对超薄壁电气元件壳的注塑成型过程进行了研究，并通过Moldflow软件对柔性印刷电路板连接器外壳的翘曲变形进行预测，基于仿真模拟结果设计了符合工程实际的模具并进行了可靠性验证。Chen等［4］采用田口法和响应面法对聚甲醛材质的直齿圆柱齿轮进行了注塑模拟，最终确定了最优参数组合，仿真结果显示，翘曲变形量为0.188 6 mm，与实际翘曲变形量相比误差仅为2.7%。Shin等［5］通过分析聚碳酸酯（PC）/丙烯腈-丁二烯-苯乙烯共聚物（ABS）螺杆在受机械应力后的断裂现象，利用Moldflow软件将螺杆成型过程中注射压力和残余应力进行比较，发现注射速率对螺杆断裂有较大影响，最终通过降低注射速率，提高了螺杆的成型质量。Wang Youmin等［6］通过正交试验对聚丙烯输液瓶进行仿真模拟，得到了各工艺参数对体积收缩率的影响梯度，采用综合加权法确定了最佳工艺参数。张田荣等［7］对电气分线盒的成型过程进行了研究，利用Moldflow软件结合塑件结构和材料特性进行分析，得出塑件壁厚差大是造成成型困难的原因，通过优化分线盒结构并在最大壁厚处进行减胶处理，成功提高了分线盒开模成功率。塑件在汽车上的应用也较为广泛。Sun Baofu等［8］设计了适合汽车天窗框架的浇注系统和冷却系统，并对其填充过程进行仿真分析，优化了热流道和模具，提高了产品试模成功率。陈杰等［9］对某车载GPS定位器外壳进行了优化设计，从浇注系统和冷却系统的设计着手，在保证基本达到流道平衡的条件下设计正交试验，模拟结果显示，在最佳参数条件下的总翘曲变形量有所下降。Cedric等［10］基于Moldflow2012软件分析了4种冷却水道对汽车前照灯壳体的冷却效果，得出采用螺旋曲折拱形冷却通道进行冷却的灯壳生产速率提高了18.12%，但未给出各工艺参数对灯壳翘曲变形量影响的大小以及最佳工艺参数组合。原政军等［11］采用板料冲压的方法对车灯壳体进行了成型仿真，并确定了合理的拉深工艺和拉深参数，最终找到了最优的工艺方案，设计出了模具，但是冲压工艺不仅工序多、成型周期长，而且板材利用率也相对较低。目前，对于车灯后盖壳体的注塑成型研究还比较少，工程上对车灯后盖壳体的注塑成型工艺参数的设定大多凭借经验，经验法成型的产品不仅浪费原料，而且成型质量难以保证。本工作主要针对汽车前照灯后盖壳体的注塑仿真过程，采用正交试验法确定最优工艺参数，对冷却系统进行优化设计，并采用极差分析法进行验证。

1 车灯后盖壳体的结构及成型

1.1 壳体建模与材料分析

利用CATIA软件建立车灯后盖壳体的3D模型（见图1）。其包容尺寸为120 mm×120 mm×80 mm，壳体壁厚为3 mm，壳体壁上开出3个直径为3 mm的螺纹孔用以固定车灯灯罩。

图1 车灯后盖壳体的3D模型Fig.1 3D model of lamp rear cover shell

整个壳体采用的注塑材料为PC/ABS共混物，具有PC的抗冲击性、耐热性及ABS优异的尺寸稳定性［12］。在Moldflow软件热塑性成型材料库中选择日本帝人株式会社牌号为Multilon T-3011 TG5667的PC/ABS。材料的体积比容受温度的影响而不同，在不同压力条件下材料的致密度会影响塑件的成型质量［13］，结合材料自身的体积比容随压力、温度变化的曲线（PVT）属性见图2。

图2 PC/ABS的PVT曲线Fig.2 PVT curves of PC/ABS

1.2 传统成型过程

将模型导入Moldflow软件中，结合壳体的结构特点，采用双层面网格进行网格划分，生成51 562个三角形网格单元，进行网格统计，修复不合理的网格和调整纵横比过大的网格。网格统计结构显示，联通区域为1，自由边为0，多重边为0，取向不正确单元为0，网格匹配性达94.9%，适合双层面网格分析。在质量合格的条件下进行浇口位置分析以及成型窗口分析，找到最佳浇口位置和推荐成型参数。分析完成后，最佳浇口位置和流动阻力见图3。

图3 浇口匹配性与流动阻力指示Fig.3 Gate matching and flow resistance indicator

推荐模具温度为88.89 ℃，熔体温度为287.65℃，注射时间为0.546 5 s，选择分析序列为“冷却+填充+保压+翘曲”，因塑件采用单浇口的注射形式，故不需要考虑流道平衡的设计，具体工艺过程可分为：（1）浇注系统的设计。根据壳体的结构特点采用单一直接浇口的形式射料，浇口为直径5 mm的圆形截面非锥体，冷主流道为始端5 mm、末端8 mm的圆锥体。（2）冷却系统的设计。根据系统默认生成冷却系统，冷却介质为纯水，温度为25℃，采用圆形冷却水管，管道直径为8 mm，冷却时间为24 s。（3）工艺参数设置。根据成型分析结果设置熔体温度为287.65 ℃，开模时间默认为5 s，注射+保压+冷却时间为自动，查询Moldflow材料库中该材料的顶出温度为117 ℃，保压压力为注射压力的80%，持续时间为10 s。（4）分析结果。塑件的翘曲变形主要由三个原因造成。从图4可以看出：总翘曲变形量最大为0.538 9 mm，由收缩不均所引起的最大翘曲变形量为0.526 5 mm，由冷却不均引起的最大翘曲变形量为0.031 7 mm，取向效应所引起的翘曲变形量为0 mm。

图4 翘曲变形量Fig.4 Warping deformation

2 冷却不均优化

2.1 设计冷却回路

传统方案所制塑件，在冷却和收缩不均方面都存在缺陷。塑件冷却不均就会导致塑件表面产生内应力，塑件各部位的应力不同造成塑件翘曲变形［14］。根据冷却分析结果可知，回路冷却液温度为27.67 ℃，冷却液温度相差2.67 ℃，整体上来说冷却不均匀。后盖壳体属于深腔结构件，采用上下两排水平布置的冷却管道来冷却塑件，达不到均匀冷却的效果，因此需要对冷却系统进行重新设计。结合壳体深腔特点，在原有水平布置的冷却水管的基础上增添四条凹模冷却回路和六条外围冷却回路，采用圆形冷却水管，根据冷却系统设计原理，如果所设计的冷却回路在模具尺寸结构允许并满足吸收塑件放热的前提下，冷却水管应尽量多，管道直径尽量大，所以为均匀冷却，水管直径改为10 mm，管道粗糙度为0.05 µm，冷却介质为纯水，冷却水管入口温度为25 ℃，回路雷诺数为10 000。优化冷却回路后重新选择材料为PC/ABS，分析序列为“冷却+填充+保压+翘曲”，其他工艺参数的设置均与系统默认的参数相同。

2.2 冷却不均优化结果

优化后的冷却回路布置见图5a。优化后的回路冷却液温度为25.68 ℃，与传统方案的回路冷却液温度相比下降了1.99 ℃，冷却更加均匀。从图5b可以看出：优化后的由冷却不均造成的最大翘曲变形量为0.015 0 mm，较传统冷却方案下的最大翘曲变形量减小0.016 7 mm，由冷却不均所引起的翘曲变形量降低了52.68%，说明优化后的冷却回路达到了很好的冷却效果。

图5 优化后冷却回路和翘曲变形量Fig.5 Warpage and cooling circuit after optimization

3 收缩不均优化

3.1 产生收缩不均的原因和优化目的

注塑成型产品的好坏绝大部分取决于在完成射料到保压和冷却阶段后，塑件能否均匀收缩且收缩量较小。塑件从射料到顶出阶段变形是必然发生的，随着塑件温度的降低，由于厚度的影响，塑件上下表面的温差会引起热变形，远离浇口的地方与浇口附近的地方也会由于温差使材料在模腔内的结晶速率不一样。由于远离浇口的部位冷却速率低于浇口附近的冷却速率，浇口附近的晶体成分也会较远离浇口部位的多，因此会造成收缩不均［15］。如果塑件翘曲变形量大，就会造成产品成型质量不高、塑件精度不够、塑件尺寸不符合要求等严重后果。通过优化工艺参数来降低翘曲变形量，既可以提高产品质量，缩短成型周期，提高生产效率，又可以提高产品精度，减少对注塑机的磨损。根据分析结果可知，塑件产生翘曲变形的主要原因是收缩不均，因此需要优化。

3.2 正交试验

在塑件成型过程中，影响塑件成型质量的主要因素是模具温度、熔体温度、注射时间、保压压力、保压时间等，对于工艺优化来说主要是对工艺参数的优化，选择合理的参数范围来进行正交试验，不仅关系到能否取到最优方案，而且还关系到找到最优方案的效率［16］。

设计了L25（55）的正交试验，正交试验的因素与水平见表1。各因素之间无交互作用［17］，考核指标为总翘曲变形量。通过实验得到的总翘曲变形量分别为0.595 2，0.529 3，0.480 5，0.444 1，0.409 0，0.518 9，0.505 5，0.357 2，0.523 8，0.441 4，0.559 4，0.485 4，0.439 5，0.382 4，0.493 9，0.485 6，0.567 4，0.506 5，0.467 1，0.332 8，0.547 1，0.497 5，0.349 0，0.516 4，0.455 0。

表1 正交试验的因素与水平Tab.1 Factors and levels of orthogonal test

3.3 极差分析

各因素对翘曲变形量影响的效应曲线见图6。极差按式（1）计算，得出RA=0.022 24（RA为A因素的极差，其他类推），RB=0.090 60，RC=0.051 90，RD=0.042 18，RE=0.088 50，从各因素的极差可以得出，各因素对总翘曲变形量的影响由大到小依次为RB，RE，RC，RD，RA，由此可知，熔体温度对总翘曲变形量影响最大，其次是保压压力、注射时间、保压时间，模具温度对总翘曲变形量的影响最小。

图6 效应曲线Fig.6 Effect curves

式中：Rj为j因素的极差；Max（xij）为j因素i水平下总翘曲变形量最大值；Mix（xij）为j因素i水平下总翘曲变形量最小值。

3.4 方差分析

从表2可以看出：对总翘曲变形量影响比较大的是熔体温度和保压压力，模具温度影响适中，注射时间和保压时间影响较小。由此得出最佳方案组合为A4B5C3D1E4，即选用模具温度85 ℃，熔体温度295 ℃，注射时间0.6 s，保压时间7 s，保压压力45 MPa的工艺组合。在最佳方案组合下的最大总翘曲变形量为0.332 8 mm，较传统方案降低38.24%。