包邊注塑的澆口位置對(duì)黏合撕裂強(qiáng)度的影響

王乾廷， 劉 瓊， 劉賢平，2， 陳文哲

（1.福建工程學(xué)院 材料科學(xué)與工程系 福建 福州 350108；2.福耀玻璃工業(yè)集團(tuán)股份有限公司 福建 福州 350301）

塑料包邊玻璃多用在汽車側(cè)窗、角窗和前、后擋風(fēng)安全玻璃中，與車體緊密地結(jié)合，提高密封性，同時(shí)增強(qiáng)美觀。生產(chǎn)流程是先把普通退火玻璃鋼化，然后把玻璃作為嵌件，在其邊緣注射進(jìn)熔化的塑料，固化后塑料緊包在玻璃邊緣形成包邊［1－2］。

包邊注塑生產(chǎn)工藝與常規(guī)的塑料注射成型工藝相似，每個(gè)注射周期包括充模、補(bǔ)料、倒流和澆口封閉后的冷卻共4個(gè)階段。但包邊注塑也具有自身的特殊性，主要體現(xiàn)在：① 塑件的斷面小、長(zhǎng)度長(zhǎng)且結(jié)構(gòu)復(fù)雜，屬于受限空間的注塑成型，易出現(xiàn)成型缺陷；② 玻璃作為嵌件承受熱沖擊和力沖擊，易變形或破碎；③ 塑料和玻璃2類材料之間需要可靠黏結(jié)，避免脫落或虛連的情況。在現(xiàn)有技術(shù)水平下，這些問(wèn)題使該類型產(chǎn)品的廢品率居高不下。由于包邊玻璃生產(chǎn)技術(shù)長(zhǎng)期被國(guó)外壟斷，因此相關(guān)的技術(shù)成果報(bào)道有限［1－4］。

包邊的過(guò)程，本質(zhì)是參與包邊的對(duì)象之間的質(zhì)量、能量和動(dòng)量傳遞的過(guò)程［5－7］。要保障包邊注塑的成型質(zhì)量，需在流變學(xué)設(shè)計(jì)、傳熱學(xué)設(shè)計(jì)和力學(xué)設(shè)計(jì)3個(gè)方面深入研究［8－9］。包邊的質(zhì)量評(píng)價(jià)指標(biāo)眾多，其中塑料與玻璃的異質(zhì)材料之間黏合度、包邊塑件的分子鏈取向是2個(gè)重要的考察指標(biāo)［5，7］。

由于玻璃的形狀千變?nèi)f化，包邊的材料和幾何形狀也多種多樣，因此，以某一形式的玻璃為研究對(duì)象不具備普遍意義，需要抽象出簡(jiǎn)化模型，通過(guò)試驗(yàn)和理論分析的方法研究傳遞規(guī)律。

本文考察包邊注塑的澆口位置對(duì)黏合撕裂強(qiáng)度的影響情況，在建立玻璃塑料包邊注射成型的簡(jiǎn)化試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷幕A(chǔ)上，設(shè)定可行的澆口形式，測(cè)定熔體溫度和壓力的變化曲線，推導(dǎo)能量傳遞情況；根據(jù)包邊塑料的自身性質(zhì)和撕裂強(qiáng)度測(cè)試情況，分析澆口位置對(duì)黏合強(qiáng)度的影響機(jī)理。

1 簡(jiǎn)化模型和基本假設(shè)

1.1 簡(jiǎn)化模型

包邊玻璃的結(jié)構(gòu)如圖1所示。不同位置的剖面的形狀和面積一般不等，面積從幾到數(shù)百平方毫米不等。塑料包邊注射成型時(shí)，多采用立式注塑機(jī)，并輔以特殊的玻璃定位和夾緊機(jī)構(gòu)，以防止注射成型過(guò)程中玻璃產(chǎn)生位移而報(bào)廢。根據(jù)包邊注塑的生產(chǎn)實(shí)踐，建立如圖2所示的包邊注塑簡(jiǎn)化模型。簡(jiǎn)化模型的優(yōu)點(diǎn)是不受具體的玻璃型號(hào)和規(guī)格限制，對(duì)研究玻璃包邊注塑具有普適性；塑料包邊寬度b?L，可以直接引入受限空間內(nèi)的熔體流動(dòng)理論進(jìn)行分析；實(shí)際生產(chǎn)中玻璃和包邊的變化可以在推導(dǎo)的公式中添加形狀因子加以修正。不足之處在于多數(shù)汽車玻璃的輪廓是不規(guī)則的，這里簡(jiǎn)化為長(zhǎng)直線邊，與實(shí)際情況有一定的偏差，特別是在轉(zhuǎn)角過(guò)渡處，影響分析的誤差；未考慮包邊斷面形狀的突變，需要另外對(duì)這種情況進(jìn)行研究。

圖1 包邊玻璃示意圖

圖2 玻璃包邊簡(jiǎn)化試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

1.2 基本假設(shè)

（1）玻璃本身為弧形曲面，輪廓也為弧線，曲率半徑均較大（約為1250mm）。為簡(jiǎn)化研究，玻璃各邊的曲線及玻璃曲面均假設(shè)為直線和平面表示。

（2）假設(shè)熔融態(tài)的包邊塑料PVC和冷卻水均為不可壓縮流體。

（3）忽略澆口和流道系統(tǒng)對(duì)于外界的傳熱，并假設(shè)熔融態(tài)的PVC密度ρ、熱導(dǎo)率λ和比熱c均為常數(shù)［3］。

（4）PVC的黏性η采用修正的Bird－Carreau－Yasuda模型［3，10］，即

其中，k1～k3均為材料常數(shù)；˙γ 為等效剪切率；aT為轉(zhuǎn)換系數(shù)，表達(dá)式［11］為：

其中，T為熔體溫度；k4和k5為材料常數(shù)。

2 包邊注塑的傳遞方程

熔融PVC流動(dòng)的質(zhì)量、動(dòng)量和能量方程分別［10］為：

其中，v為熔體流速；t為時(shí)間；p為壓力；τ為黏性剪切應(yīng)力。

在PVC熔體和玻璃之間的界面處，設(shè)μ為運(yùn)動(dòng)黏度，用下標(biāo)“a”和“g”分別代表空氣和玻璃的參數(shù)，設(shè)k是一個(gè)權(quán)重因子，0＜k＜1，則有：

當(dāng)某點(diǎn)位于塑料熔體表面時(shí)k取1，位于玻璃表面時(shí)k取0。在塑料熔體固化過(guò)程中，位于熔體液面上位置處的傳熱與（5）式相比，多出放熱項(xiàng)Sc，表示為：

其中，H為熔體的熔化潛熱；fs為熔體的固化比率。當(dāng)T＞ Tf時(shí)，fs（T）＝0（熔融塑料區(qū)）；當(dāng)T＝Tf時(shí)，0＜fs＜1（等溫相變區(qū)）；當(dāng)T＜ Tf時(shí)，fs（T）＝1（固化塑料區(qū)）。

在充填階段，假定高分子材料的流動(dòng)率和澆口溫度均為常數(shù)，熔體流速連續(xù)；在冷卻階段，假定澆口處為零速率且為絕熱邊界條件。

3 試驗(yàn)方法

在東華FX100精密注塑機(jī)上進(jìn)行包邊成型試驗(yàn)，對(duì)厚度為3.2mm的鋼化玻璃進(jìn)行包邊。包邊塑料采用非反應(yīng)性注塑包邊PVC（聚氯乙烯），包邊注射速度在10.35～53.5cm3／s范圍變化，壓力在21.2～63.6MPa變化。注塑溫度和模具溫度分別設(shè)定為185℃和40～60℃。分別在3個(gè)位置設(shè)定2個(gè)方向的澆口朝向，壓力傳感器和溫度傳感器安裝在模具中，采集注塑過(guò)程中的熔體參數(shù)變化，并利用數(shù)據(jù)采集卡記錄壓力和溫度數(shù)據(jù)，如圖3所示。在不同成型參數(shù)下分別執(zhí)行完整的注塑周期循環(huán)，測(cè)定模腔內(nèi)的溫度和壓力變化數(shù)據(jù)。

圖3 試驗(yàn)用的澆口、進(jìn)澆方向和傳感器布置

4 計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 計(jì)算分析

為了獲得包邊過(guò)程中塑料和玻璃的溫度分布，采用有限體積法［11－12］對(duì)（7）式進(jìn)行求解。將包邊模腔劃分為一系列不重復(fù)的體積元，對(duì)（7）式每一個(gè)控制體積積分，得出一組離散方程。

為了考慮鋼質(zhì)模具對(duì)包邊注塑過(guò)程的影響，引入系數(shù)w描述熱傳遞的能力，理論上若w越小越趨于絕熱，故在（4）式中添加含w項(xiàng)，即

其中，Bv是速度向量（含3個(gè)坐標(biāo)分量），則（9）式為：

對(duì)于能量方程，采用同樣的步驟施加邊界條件。在（7）式中引入數(shù)量值BT（T－T∞），得到如下能量方程：

計(jì)算中，取熔體的流變參數(shù)如下［13］：n＝0.27，τ＊＝2310Pa，B＝3.04×10－9，β＝3.5×10－8Pa－1，熔化潛熱 L＝3.33×105J／kg，θ0＝140℃，Δx＝8×10－4m，Δt＝0.2s，θf(wàn)＝0℃。材料PVC的黏性模型中，k1＝1786Pa·s，k2＝0.054s，k3＝0.73（指數(shù)，無(wú)量綱），k4＝185℃，k5＝88℃。與傳熱相關(guān)的參數(shù)見(jiàn)表1所列［1，14］。

表1 PVC、模具鋼和玻璃的相關(guān)參數(shù)

計(jì)算得到沿流道的一系列斷面內(nèi)指定時(shí)間的壓力分布曲線，包邊注塑的縫合線處是易出現(xiàn)撕裂強(qiáng)度不足的位置。當(dāng)設(shè)定澆口位置1注射完成開(kāi)始保壓時(shí)，熔體縫合線處的壓力分布如圖4所示（單位為Pa）。由圖4可見(jiàn)，玻璃嵌件的幾何形狀對(duì)壓力分布的影響主要在接觸邊界上，使壓力下降，從而對(duì)包邊強(qiáng)度帶來(lái)較大影響。此外，流道內(nèi)熔體的黏性、注射壓力、模腔的總?cè)莘e對(duì)填充比例、澆口壓力之間、縫合線處的壓力影響也很大。當(dāng)b增加時(shí)，填充體積和澆口壓力降低，當(dāng)b足夠小時(shí)，可以使模腔壓力達(dá)到最大比。

圖4 熔接線斷面處的熔體等壓力線理論分布

計(jì)算得知，澆口位置由于改變了高分子流動(dòng)的方向，它影響到填充時(shí)間和溫度以及壓力分布。澆口位置1處的填充比例、熔體剪切應(yīng)力、熔接線的強(qiáng)度相對(duì)均勻，但壓力衰減較嚴(yán)重。澆口位置3處的情況強(qiáng)度有所提高，但壓力場(chǎng)的均勻性較差。澆口位置2的情況介于這兩者之間。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

利用設(shè)定的3個(gè)澆口位置1、2、3處，分別進(jìn)行注塑試驗(yàn)。距離澆口在澆道總長(zhǎng)度1／3處熔體的溫度變化曲線，如圖5所示。

距離澆口在澆道總長(zhǎng)度2／3處熔體的溫度變化曲線，如圖6所示。距離澆口在澆道總長(zhǎng)度1／2處，在橫截面上流道處的溫度變化曲線，如圖7所示。

圖5 距離澆道總長(zhǎng)度1／3處熔體的溫度變化

圖6 距離澆道總長(zhǎng)度2／3處熔體的溫度變化

（1）溫度波動(dòng)在澆口位置附近最大，距離越遠(yuǎn)則有所減弱。其中，澆口位置1由于位于線性尺寸較大的邊處，初始熔體成型過(guò)程中受到的阻力較小，溫度波動(dòng)較小，在注射和保壓階段約為18℃；位置2的流動(dòng)過(guò)程不對(duì)稱，且較早受到黏滯阻力，后續(xù)的成型溫度變化較大，在注射和保壓階段約為26℃；位置3的情況則介于這兩者之間?？梢灶A(yù)測(cè)，采用澆口1時(shí)，沿流道方向上的包邊效果要好一些，撕裂強(qiáng)度相對(duì)均勻。

（2）在同一斷面處沿包邊厚度方向上，采用澆口1溫度變化劇烈，后2種方式則變化較平緩。原因在于沿流道方向流動(dòng)黏滯阻力較小的情況下，沿包邊厚度方向的成型有填充不足的趨勢(shì)，壓力下降梯度較大，反而使包邊效果受到影響。

可以預(yù)測(cè)，此時(shí)的包邊撕裂強(qiáng)度絕對(duì)值會(huì)有所下降。

圖7 距離澆道總長(zhǎng)度1／2處橫截面上的溫度變化

每種澆口形式注射出試樣后，分別采集3個(gè)樣品進(jìn)行撕裂強(qiáng)度測(cè)試。在每個(gè)樣品沿長(zhǎng)度方向分別均勻地取3個(gè)測(cè)試點(diǎn)，結(jié)果見(jiàn)表2所列。由表2可見(jiàn)，撕裂強(qiáng)度情況與預(yù)測(cè)值基本一致。因此，澆口形式2既可以保障撕裂強(qiáng)度的均勻性，又能夠保證撕裂強(qiáng)度的絕對(duì)值。

在生產(chǎn)中，針對(duì)形態(tài)千變?nèi)f化的玻璃包邊，設(shè)定澆口位置時(shí)，可以考慮位于曲率變化較大的位置附近，再根據(jù)包邊斷面的具體形態(tài)作綜合分析。如果預(yù)設(shè)位置引起的黏滯阻力過(guò)大，則應(yīng)避開(kāi)此處一定的距離，以免引起包邊撕裂強(qiáng)度不足。其次，玻璃的形態(tài)比較復(fù)雜時(shí)設(shè)定雙澆口或多澆口，開(kāi)設(shè)的部位要求既能夠保障壓力平衡，又能減小在注射和保壓階段的溫度波動(dòng)范圍。還可以采用對(duì)稱布置為一模雙腔的形態(tài)，使注射過(guò)程趨于平衡。圖8a所示為一個(gè)包邊注塑模具應(yīng)用實(shí)例，它的澆口既避開(kāi)了包邊斷面變化劇烈的“尖角區(qū)”一定的距離，又保障了兩腔的基本平衡。圖8b所示為利用該模具生產(chǎn)出的包邊玻璃。

表2 撕裂強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果 N／mm

圖8 玻璃包邊注塑模具及產(chǎn)品

5 結(jié) 論

（1）根據(jù)玻璃包邊塑件的幾何和成型特點(diǎn)，建立包邊注塑簡(jiǎn)化模型，該模型不受具體的玻璃型號(hào)和規(guī)格限制，對(duì)研究玻璃包邊注塑工藝和模具具有一定的普適性。

（2）建立包括玻璃、模具、熔體的包邊注塑的傳遞方程，設(shè)定了邊界條件，用于定量計(jì)算包邊注塑的能量和質(zhì)量傳遞。

（3）利用數(shù)值計(jì)算方法得到沿流道的一系列斷面內(nèi)指定時(shí)間的壓力分布曲線，分析了不同澆口位置對(duì)填充時(shí)間、溫度、壓力分布的影響。

（4）設(shè)定不同的澆口位置，測(cè)定距離澆口在澆道不同長(zhǎng)度處和橫截面上沿厚度方向上注塑熔體的溫度變化曲線，分析溫度變化和壓力變化對(duì)包邊效果的影響，分析包邊注塑的澆口位置設(shè)置方法。

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