汽車后燈殼翹曲分析與模具反變形技術(shù)研究

涂恒強(qiáng)，辛 勇

（南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江西 南昌330031）

0 前言

塑件變形是注射成型領(lǐng)域內(nèi)最常見(jiàn)的問(wèn)題之一，也是最難完全解決的問(wèn)題。目前，改善翹曲變形的方法，一般從以下4個(gè)方面考慮[1-3]：優(yōu)化塑件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)；調(diào)整注塑參數(shù)；優(yōu)化澆口位置；優(yōu)化冷卻系統(tǒng)。但對(duì)于某些塑膠制品而言，上述調(diào)整都無(wú)法優(yōu)化塑件的變形，以達(dá)到適合塑件的設(shè)計(jì)要求。

在塑料件注射成型制造中，有些塑件由于原始設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，或由于添加增強(qiáng)型填充物（如玻璃纖維），易引起注塑件的取向不均而導(dǎo)致的翹曲殘余變形[4]，嚴(yán)重的變形會(huì)影響其裝配和使用功能，不符合塑件設(shè)計(jì)尺寸的質(zhì)量要求，增加廢品量。另外，由于注塑過(guò)程復(fù)雜，要通過(guò)注射充填、保壓、冷卻、出模等工序后得到最終的塑件，所以模具要對(duì)注塑過(guò)程中的尺寸變化進(jìn)行補(bǔ)償以保證最終塑件的尺寸精度。目前，塑件的型腔設(shè)計(jì)主要采用均勻放縮法進(jìn)行預(yù)補(bǔ)償[5-6]。注塑件在注塑過(guò)程中不僅發(fā)生了體積收縮，注塑過(guò)程中的翹曲變形也引起塑件尺寸超差。但是放縮法忽略了翹曲變形等帶來(lái)的大尺寸超差，對(duì)于大變形注塑件，運(yùn)用起來(lái)有局限性。所以，如何徹底解決塑件在注塑過(guò)程中的翹曲變形問(wèn)題，是控制塑件尺寸精度的關(guān)鍵。本研究提出一種新的預(yù)補(bǔ)償方案，以汽車后燈殼為例，采用基于數(shù)值模擬的翹曲分析與測(cè)量的反變形方案，解決由于塑件翹曲變形而引起燈蓋邊緣出現(xiàn)尺寸誤差的問(wèn)題。

1 后燈殼變形分析

1.1 塑件模型

汽車后燈殼為某款型號(hào)奔馳車的后燈殼，該產(chǎn)品形狀為近似四邊形的曲面，如圖1所示，包容尺寸為314 mm×260 mm×5 mm，主體壁厚分布均勻，為3 mm。材料為RTP公司生產(chǎn)的牌號(hào)為RTP 1007 CC填充40%玻璃纖維的聚丙烯（PP），性能參數(shù)如表1所示。為保證汽車燈殼的透光性能以及同汽車覆蓋件之間的裝配精度，其翹曲變形應(yīng)控制在0.1 mm內(nèi)，以達(dá)到較高的尺寸精度。并且燈殼的表面（邊緣除外）為外觀面，不能設(shè)置澆口。

圖1 汽車后燈殼CAD模型Fig.1 CAD model forrear automotive lamp shell

表1 填充40%玻璃纖維的PP的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of PP filled with 40%glass fibers

1.2 CAE分析模型

為保證CAE分析精度，采用四面體實(shí)體網(wǎng)格對(duì)塑件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在厚度方向上劃分6層網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量非常高。澆注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)，該塑件為四邊形曲面形狀，要求外觀表面不能設(shè)置澆口，所以澆口只能設(shè)置在邊緣上，采用護(hù)耳式冷澆口與熱流道的組合形式[7]。該車燈要求的翹曲變形量在0.1 mm內(nèi)，因此冷卻系統(tǒng)采用了比較復(fù)雜的近隨形方式，以提高冷卻系統(tǒng)回路熱去除效率[8]，汽車后燈殼變形模擬前處理模型如圖2所示。

圖2 汽車后燈殼變形模擬前處理模型Fig.2 Processing model before deformation simulation of therear automotive lamp shell

1.3 翹曲分析

經(jīng)CAE分析及優(yōu)化后，得到該塑件的基本成型條件，如表2所示。由于此汽車燈蓋為雙色注塑件，產(chǎn)品中間鏤空的條形處會(huì)在模具動(dòng)模側(cè)旋轉(zhuǎn)180°后注射第二種材料。根據(jù)以往的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，澆口最好設(shè)置在此條形兩端平行處，可以減少兩股熔體會(huì)合時(shí)形成熔接線的長(zhǎng)度[9]，以保證制品的強(qiáng)度及透光的性能。圖3結(jié)果顯示了塑件變形效果放大5倍后的翹曲變形趨勢(shì)。玻璃纖維沿著曲面四邊形四條邊具有4個(gè)方向的排布，從分析結(jié)果看，塑件整體翹曲較為嚴(yán)重，在塑件邊緣的3個(gè)轉(zhuǎn)角處產(chǎn)生較大的翹曲變形。廠家要求的翹曲變形量在0.1 mm以內(nèi)，而整個(gè)塑件的翹曲量為1.1 mm以上，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了要求。

表2 基本成型條件Tab.2 Basic molding conditions

一般塑件表面或棱邊的變形波動(dòng)情況，可以方便地考察塑件的真圓度、平面度或直線度以及空間坐標(biāo)值的變化。由于此汽車后燈殼為復(fù)雜的曲面造型，為滿足裝配精度要求，本研究以燈殼邊緣的節(jié)點(diǎn)的變形來(lái)表征塑件的整體變形情況。從圖4所示塑件邊緣路徑的測(cè)量結(jié)果可以直觀地看出，塑件邊緣節(jié)點(diǎn)變形的最大偏差值在1.1 mm以上。

圖3 塑件的變形趨勢(shì)Fig.3 Plastic part deformation trend

1.4 變形因素分析

一般導(dǎo)致塑件變形的因素主要有以下3個(gè)方面[10-11]：（1）塑件結(jié)構(gòu)，壁厚不均勻，引起體積收縮不均勻；（2）塑件兩側(cè)冷卻時(shí)間不一致，冷卻不均勻引起兩側(cè)收縮差異；（3）分子取向（含玻璃纖維取向），使材料流動(dòng)方向和垂直流動(dòng)方向收縮不均勻。從圖5可以看出，導(dǎo)致塑件翹曲的最主要原因是玻璃纖維取向所導(dǎo)致的收縮差異。通過(guò)對(duì)比分析可找出導(dǎo)致塑件翹曲變形的主要原因，以便于采取最有效地改善措施。

圖4 燈殼邊緣節(jié)點(diǎn)變形值的路徑圖Fig.4 Path plot of deformation value of the edge nodes of the tamp shell

從圖6可以看出，玻璃纖維取向結(jié)果顯示了塑件上各個(gè)區(qū)域玻璃纖維沿標(biāo)線方向排列比例，數(shù)值越大，表示沿該方向排列的玻璃纖維越多。該結(jié)果可以幫助了解玻璃纖維在塑件中的排列情況和取向度。從收縮角度來(lái)看，垂直于玻璃纖維排列的方向?qū)a(chǎn)生較大的收縮。從玻璃纖維取向的情況看，塑件上的玻璃纖維排列較為雜亂，大體排列如箭頭所示，導(dǎo)致塑件出現(xiàn)了多方向的翹曲變形。從塑件邊緣的節(jié)點(diǎn)的空間坐標(biāo)偏差值考慮，建議調(diào)整澆口位置，以獲得單一的玻璃纖維取向。但由于廠家要求塑件上下兩端面為塑件外觀面，不允許設(shè)置澆口，所以只有在塑件側(cè)面設(shè)置澆口，卻始終無(wú)法獲得單一的取向。

圖5 變形因素分析Fig.5 Analysis of deformation factor

圖6 單元上纖維取向張量Fig.6 Fiber orientation tensor on elements

2 模具反變形分析

對(duì)于含玻璃纖維比較多的材料，或者塑件本身結(jié)構(gòu)剛性較高的塑件，通過(guò)調(diào)整前后模溫差來(lái)校正變形的方法基本沒(méi)有效果，溫差所產(chǎn)生的收縮應(yīng)力相對(duì)較小。通過(guò)前后模溫差的方式，往往效果比較小。針對(duì)這種塑件，就要用到反變形技術(shù)，模具對(duì)注塑過(guò)程中的尺寸變化進(jìn)行補(bǔ)償以保證最終塑件的尺寸精度。

2.1 模具反變形原理

反變形技術(shù)就是在理論模型（原始設(shè)計(jì)模型）上設(shè)計(jì)一定的反變形量形成具有反變形形狀的模型，再按照反變形后的網(wǎng)格模型進(jìn)行模具設(shè)計(jì)，以提高最終塑件與原產(chǎn)品設(shè)計(jì)模型的吻合度，達(dá)到減少尺寸偏差的目的?；贑AE數(shù)值模擬的反變形方案，對(duì)汽車燈殼進(jìn)行數(shù)值分析，通過(guò)測(cè)量與計(jì)算燈殼邊緣節(jié)點(diǎn)空間坐標(biāo)的偏差值表征邊緣節(jié)點(diǎn)的變形量，基于現(xiàn)有變形量來(lái)確定最優(yōu)反變形補(bǔ)償量的比例，輸出反變形模型，然后設(shè)計(jì)制造反變形后的模具，按照反變形后的模型進(jìn)行工藝驗(yàn)證，再通過(guò)塑件的測(cè)量結(jié)果對(duì)反變形模型進(jìn)行修正，具體工藝流程如圖7所示。

利用Moldflow輸出基于現(xiàn)有變形的反向結(jié)果，其格式為STL實(shí)體模型和UDM網(wǎng)格模型?？梢栽贑AE中再次評(píng)估反變形的結(jié)果，并以此參照進(jìn)一步修改反變形的塑件模型，從而獲得滿意的反變形后的塑件模型，模具反變形設(shè)計(jì)的原理如圖8示意圖所示。CAE中的幾何可以理解為模具的型腔，因此在模具反變形后，所得到的變形量并非是真實(shí)的塑件變形量，而是相對(duì)于模具型腔的變形，需要將這個(gè)變形量轉(zhuǎn)化成與最終要求的制品形狀的對(duì)比數(shù)據(jù)。

圖7 注塑模具反變形技術(shù)流程圖Fig.7 The flow diagram for technology ofreverse deformation forinjection mold

圖8 模具反變形原理圖Fig.8 Principle ofreverse deformation for mold

2.2 反變形模型邊緣上節(jié)點(diǎn)空間坐標(biāo)數(shù)據(jù)評(píng)估

為使塑件與最終制品設(shè)計(jì)形狀的矢量差達(dá)到最小值，需準(zhǔn)確確定反變形補(bǔ)償量的值，利用Moldflow可獲得基于現(xiàn)有變形量不同比例值預(yù)補(bǔ)償量的反變形模型。反變形分析，只是原有的模具型腔經(jīng)過(guò)了反變形設(shè)計(jì)，與未進(jìn)行反變形模具設(shè)計(jì)的分析流程相同，經(jīng)過(guò)

CAE計(jì)算獲得塑件邊緣40組測(cè)量節(jié)點(diǎn)的空間坐標(biāo)，然后計(jì)算偏差量δ，δ的計(jì)算式如式（1）、（2）和（3）所示[12]。

式中 （X0，Y0，Z0）:塑件理論模型邊緣上節(jié)點(diǎn)的空間坐標(biāo)值

（Xn，Yn，Zn）:塑件邊緣上節(jié)點(diǎn)最終的空間坐標(biāo)值

（Xc，Yc，Zc）:模具反變形設(shè)計(jì)后反變形模型型腔上對(duì)應(yīng)幾何節(jié)點(diǎn)的空間坐標(biāo)值

（d Xc，d Yc，d Zc）:反變形模型塑件的變形值

f:基于現(xiàn)有變形量獲得不同補(bǔ)償量的比例值

由各節(jié)點(diǎn)偏差計(jì)算式（4）以及均方誤差計(jì)算式（5），從中挑選誤差較小的反變形模型即可。計(jì)算結(jié)果如圖9繪制的曲線所示。從圖9可以看出，在9組（f＝0組為理論模型的預(yù)測(cè)變形量，為參照組）均勻遞增水平的反變形補(bǔ)償量的比例下，偏差值總體呈現(xiàn)出先逐漸減小后逐漸增大的形式。表3為空間坐標(biāo)偏差值的誤差分析結(jié)果，同樣呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，在比例值為f＝1.05時(shí)，‖δ‖∞以及‖δ‖2都獲得最小值，分別為0.057761 mm和0.23539 mm。所以在預(yù)補(bǔ)償量比例為1.0～1.05時(shí)，測(cè)量點(diǎn)最終的空間變形量跳動(dòng)值約為0.06 mm，所以經(jīng)過(guò)反變形設(shè)計(jì)后，反變形模型的空間變形量的跳動(dòng)值可控制在0.1 mm以內(nèi)，滿足制品品質(zhì)要求。

圖9 燈殼邊緣節(jié)點(diǎn)在不同變形補(bǔ)償量下的偏差曲線Fig.9 Deviation curve of edge nodes on the lamp shell with different deformation compensation

表3 空間節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)偏差值的誤差分析Tab.3 Error analysis of the space nodes coordinate deviation

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

已獲得的最優(yōu)預(yù)變形補(bǔ)償量比例為1.00～1.05，現(xiàn)取比例值為1.05的反變形補(bǔ)償量進(jìn)行模具型腔的調(diào)整。從Moldflow輸出1.05倍基于現(xiàn)有變形量的翹曲網(wǎng)格的STL模型。然后導(dǎo)入NX軟件進(jìn)行反變形模具設(shè)計(jì)，加工制作成的模具如圖10所示，試模，注塑出制品，如圖11所示。在三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x上測(cè)出制品邊緣的裝配孔24組節(jié)點(diǎn)的空間坐標(biāo)值，測(cè)量結(jié)果如表4所示，其中 為實(shí)際測(cè)量的制品邊緣的裝配孔節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)值，利用公式（1）、（4）以及（5）計(jì)算出制品同理論模型設(shè)計(jì)尺寸的節(jié)點(diǎn)誤差為0.086mm，圖12為各測(cè)量點(diǎn)變形偏差曲線，可以看出實(shí)際測(cè)量點(diǎn)最終的空間變形量跳動(dòng)值在廠家要求的0.1 mm變形以內(nèi)。

表4 燈殼制品裝配孔測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)Tab.4 Data from measuring points of the assembly holes on lamp shell product

圖10 反變形設(shè)計(jì)后的注塑模具照片F(xiàn)ig.10 Photo ofinjection mold afterreverse deformation

圖11 汽車后燈殼注塑件照片F(xiàn)ig.11 Photo ofrear automotive lamp shell

圖12 24組各測(cè)量點(diǎn)偏差曲線Fig.12 Deviation curve of the 24 groups of measurement points

4 結(jié)論

（1）針對(duì)扁平形狀的薄殼塑件精密注塑翹曲變形問(wèn)題，提出了一種簡(jiǎn)單高效的反變形補(bǔ)償方法:基于數(shù)值模擬、測(cè)量與統(tǒng)計(jì)的方向校正型腔法；

（2）采用三坐標(biāo)測(cè)量?jī)x進(jìn)行塑件的測(cè)量，設(shè)計(jì)特征參數(shù)來(lái)表征模型，并通過(guò)統(tǒng)計(jì)測(cè)量的特征參數(shù)平均值與理論值的比較進(jìn)行模型的反變形設(shè)計(jì)，然后，根據(jù)反變形后的網(wǎng)格模型設(shè)計(jì)校正模具型腔，對(duì)型腔實(shí)施逆向校正，補(bǔ)償汽車燈殼在注塑過(guò)程中的翹曲殘余變形；

（3）基于模擬仿真與測(cè)量的反變形技術(shù)確定了反變形預(yù)留量的值，避免了反復(fù)的調(diào)整和試模，提高生產(chǎn)效率和降低生產(chǎn)消耗；減少了塑件尺寸偏差，有效地解決翹曲變形的影響，提高了塑件尺寸合格率；合理簡(jiǎn)單易行，成本低；可用于生產(chǎn)，具有實(shí)用價(jià)值。

[1]Hasan Kurtaran，Babur Ozcelik，Tuncay Erzurum.Effective Warpage Optimization of Thin Shell Plastic Pausingresponse Surface Methodology and Genetical Gorithm[J].Int J Adv Manuf Technol，2006，27（5）：468-472.

[2]Babur Ozcelik，Tuncay Erzurumlu.Determination of Effecting Dimensional Parameters on Warpage of Thin Shell Plastic Parts Usingintegratedresponse Surface Method and Genetic Algorithm[J].Int Commun Heat Mass，2005，32（8）：1085-1094.

[3]R Sanchez，J Aisa，A Martinez，et al.On therelationship Between Cooling Setup and Warpageininjection Molding[J].Measurement，2012，45（5）：1051-1056.

[4]B Ozcelik，T Erzurumlu.Comparison of the Warpage Optimizationin the Plasticinjection Molding Using ANOVA，Neural Network Model and Genetic Algorithm[J].J Mater Process Technol，2006，171（3）：437-445.

[5]Pr Panchal，D O Kazmer.In-situ Shrinkage Sensor forinjection Molding[J].Journal of Manufacturing Scienec and Engineering MANU-09，1025.

[6]Lai Wang Y Yang，B Wang，et al.Investigation of theinfluence of Processing Parameter on Volumetric Shrinkage Variation of Plasticinjection Molded Parts and Process Optimization[J].Polymeric Materials Scienec and Engineerign，2004，20（2）：173-176.

[7]Daniel Frenkler，Henryk Zawistowski.Hotrunnersininjection Moulds[M].Smithersrapra Technology Publishing，2001，10：73-202.

[8]Yu Wang，Kai Min Yu，Charlie C L Wang，et al.Automatic Design of Conformal Cooling Circuits forrap id Tooling[J].Computer-a ided Design，2011，43（8）：1001-1010.

[9]Babur Ozcelik，Emel Kuram，M Mustafa Topal.Investigation the Effects of Obstacle Geometries andinjection Molding Parameters on Weld Line Strength Using Experimental and Finite Element Methodsin Plasticinjection Molding[J].Int Commun Heat Mass，2012，39（2）：275-281.

[10]M C Huang，C C Tai.The Effective Factorsin the Warpage Problem of aninjection-molded Part with a Thin Shell Feature[J].J Mater Process Technol，2001，110：1-9.

[11]S J Liao，D Y Chang，H J Chen，et al.Optimal Process Conditions of Shrikage and Warpage of Thin-wall parts[J].Polym Eng Sci，2004，44（5）：917-928.

[12]Li-min Zhu，Han Ding.Application of Kinematic Geometry to Computational Metrology：Distance Function Based Hierarchical Algorithms for Cylindricity Evaluation[J].Int J Mach Tool Manufact，2003，43（2）：203-215.