基于HsCAE和Nastran的多腔模正交優(yōu)化設(shè)計(jì)

趙 梅

(煙臺(tái)工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械工程系，山東 煙臺(tái) 264006)

機(jī)械與模具

基于HsCAE和Nastran的多腔模正交優(yōu)化設(shè)計(jì)

趙 梅

(煙臺(tái)工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械工程系，山東 煙臺(tái) 264006)

以HsCAE和Nastran 2種軟件為平臺(tái)，設(shè)計(jì)合適因素與水平的Taguchi正交試驗(yàn)對(duì)眉筆夾具進(jìn)行模流分析與模具結(jié)構(gòu)分析的集成優(yōu)化。首先，通過(guò)模流分析軟件HsCAE模擬多腔模布局材料的充型凝固過(guò)程，初步確定模具結(jié)構(gòu)及尺寸參數(shù)，包括澆注系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)、排氣系統(tǒng)及成型零件的設(shè)計(jì)，分析了可能產(chǎn)生的缺陷；然后，在一定的模具結(jié)構(gòu)下設(shè)計(jì)4因素3水平的Taguchi正交試驗(yàn)進(jìn)行工藝參數(shù)的優(yōu)化，并將Nastran有限元結(jié)構(gòu)分析軟件與HsCAE模流分析軟件結(jié)合使用，得到熔體溫度、模具溫度、注射時(shí)間、保壓壓力的最佳工藝參數(shù)組合，為模具的設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供更為全面的參考依據(jù)。

多腔模設(shè)計(jì)；模流分析；模具結(jié)構(gòu)分析；Taguchi正交試驗(yàn)；工藝參數(shù)優(yōu)化

0 前言

(a)夾持筆帽的眉筆夾具 (b)夾持筆桿的眉筆夾具圖1 2種不同形狀的眉筆夾具零件圖Fig.1 Two different shapes of eyebrow pencil fixture part

某企業(yè)要生產(chǎn)2種形狀的眉筆夾具，一種夾持筆桿，一種夾持筆帽，在流水線上對(duì)筆桿和筆帽進(jìn)行噴漆，2種夾具的零件圖如圖1所示。根據(jù)企業(yè)給定的經(jīng)審核的塑件圖和技術(shù)要求，考慮到2種塑件結(jié)構(gòu)形狀相似，將原來(lái)用2套模具生產(chǎn)2種形狀相似的眉筆夾具產(chǎn)品，設(shè)計(jì)為共用1套模具生產(chǎn)，使制品產(chǎn)量翻番，因此，需要重新設(shè)計(jì)模具及修改成型工藝，為了縮短設(shè)計(jì)制造時(shí)間、提高質(zhì)量和降低成本，借助HsCAE模流分析軟件預(yù)測(cè)熔體的填充、保壓、冷卻過(guò)程，以及制品的收縮和翹曲變形、制品中的分子和纖維取向分布、應(yīng)力分布等狀態(tài)，對(duì)模具的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行改進(jìn)和優(yōu)化；將Nastran有限元結(jié)構(gòu)分析軟件與HsCAE模流分析軟件結(jié)合使用，可更準(zhǔn)確地確定有限元結(jié)構(gòu)分析軟件所要求的邊界條件，由于模流分析的準(zhǔn)確性會(huì)被模具結(jié)構(gòu)的變形所影響，所以不能只單純使用模流分析軟件，而同時(shí)使用結(jié)構(gòu)分析軟件，以提高分析的準(zhǔn)確性[1-2]，并通過(guò)設(shè)計(jì)合適因素及水平的Taguchi正交試驗(yàn)確定最優(yōu)化的工藝參數(shù)組合。

1 眉筆夾具模具設(shè)計(jì)的模流分析

根據(jù)企業(yè)要求，采用的材料為丙烯腈 - 丁二烯 - 苯乙烯共聚物(ABS)，牌號(hào)為ABS 780，生產(chǎn)廠家為Kumho Chemicals Inc公司，玻璃化轉(zhuǎn)變溫度為88.00 ℃，拉伸模量為2240.00 MPa，泊松比為0.392000，剪切模量為805.00 MPa，熱膨脹系數(shù)為0.000080，熔融溫度為230.00 ℃。

為了對(duì)充模和冷卻過(guò)程可能出現(xiàn)的缺陷進(jìn)行預(yù)測(cè)，設(shè)計(jì)過(guò)程充分借助計(jì)算機(jī)輔助工程(CAE)軟件進(jìn)行模流分析并反復(fù)修改優(yōu)化模具設(shè)計(jì)[3-5]。

1.1 澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)

根據(jù)制品圖樣進(jìn)行塑件分析，確定分型面(如圖1所示)應(yīng)設(shè)置在正負(fù)拔模角交界的臺(tái)階面處。型腔數(shù)目由注塑機(jī)的最大注射量和鎖模力確定，同時(shí)考慮塑件的生產(chǎn)批量、交貨日期、注塑機(jī)所允許的模具最大或最小厚度、模具的長(zhǎng)度和寬度、拉桿的距離以及注塑機(jī)定模和動(dòng)模板上螺桿的尺寸等因素，初步確定1模中2種不同塑件產(chǎn)品型腔數(shù)目各為4個(gè)，即1模8件，根據(jù)塑件的形狀，要從長(zhǎng)零件縱向、壁厚大的部位進(jìn)行澆注。塑件的形狀和1模8腔的多點(diǎn)澆注，都決定了澆口的形式是點(diǎn)澆口，不只有主流道還要有分流道，因此要采用三板式模具進(jìn)行二次分型，三板式模具比兩板式模具增加一塊脫料板(U板)，用于增加一個(gè)脫去澆道凝料的分型面。因三板式模具有2個(gè)分型面，要先脫澆道凝料分型、后脫塑料制品分型，通過(guò)彈簧機(jī)構(gòu)、階梯定距桿等來(lái)實(shí)現(xiàn)三板式模具的順序開(kāi)模。幾個(gè)開(kāi)模距離需精確計(jì)算，保證澆道凝料和塑料制品能夠順利取出，并且不超出注塑機(jī)的最大開(kāi)模行程。

因同模生產(chǎn)多型腔的不同塑件，為了使?jié)沧⑾到y(tǒng)平衡，需對(duì)不同塑件的澆口尺寸加以調(diào)整，使其與體積不同的塑件填充量成正比，通過(guò)計(jì)算得出體積不同的2種產(chǎn)品合適的澆口及流道尺寸，計(jì)算各個(gè)澆口的平衡澆口值(B)的公式為：

(1)

式中Wa、Wb——a、b型腔的填充量(熔體質(zhì)量或體積)

AGa、AGb——a、b型腔的澆口截面積，mm2

LGa、LGb——a、b型腔的澆口長(zhǎng)度，mm

LRa、LRb——垂直到達(dá)a、b型腔的分流道長(zhǎng)度，mm

(a)均衡布局一 (b)均衡布局二 (c)均衡布局三 (d)不均衡布局一 (e)不均衡布局二圖3 5種方式的布局及澆注系統(tǒng)Fig.3 Layout and gating system of the five ways

經(jīng)計(jì)算，澆注系統(tǒng)各部分尺寸如圖2所示。

圖2 澆注系統(tǒng)尺寸Fig.2 Gating system size

在模具設(shè)計(jì)的過(guò)程中進(jìn)行了多次模流分析，首先對(duì)比分析了如圖3(a)、(b)、(c)所示的均衡的1模8腔的型腔布局與如圖3(d)、(e)所示的不均衡的1模8腔的型腔布局的充模結(jié)果，顯示均衡與不均衡布局的流動(dòng)雖都為較理想的單相流形式(即簡(jiǎn)單流動(dòng)，復(fù)雜流動(dòng)成形不穩(wěn)定，容易出現(xiàn)次品)，但均衡布局的流前溫度場(chǎng)、收縮指數(shù)、熔體流動(dòng)前沿等指標(biāo)更為理想，熔體的各個(gè)流動(dòng)分支能同時(shí)充滿型腔的各個(gè)部位，達(dá)到流動(dòng)平衡，不僅說(shuō)明進(jìn)料口的尺寸、數(shù)量和位置，計(jì)算準(zhǔn)確，同時(shí)也證實(shí)這種均衡布局能使2種不同的產(chǎn)品在同一模具中充模均勻，說(shuō)明對(duì)角均衡的1模8腔的型腔布局澆注系統(tǒng)設(shè)計(jì)相比不均衡的設(shè)計(jì)更合理[6-8]。

采用相同的冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)后，繼續(xù)對(duì)如圖3(a)、(b)、(c)所示的均衡1模8腔型腔布局的3種方式進(jìn)行各項(xiàng)指標(biāo)的比對(duì)，在3種方式中選擇最好的一種。在相同的充模工藝參數(shù)和冷卻工藝參數(shù)下，模流分析的結(jié)果顯示，a、b、c 3種方案的塑件最大翹曲變形分別為1.02、0.70、1.03 mm，如圖4所示，顯然b方案的翹曲變形最??；其他指標(biāo)如氣穴、熔接痕等3種方案的分析結(jié)果基本相同；如圖4所示的a、b方案的平面應(yīng)力均為3.23 MPa，較c方案的3.43 MPa小。所以b方案是較優(yōu)的，但是0.70 mm的最大翹曲變形仍然很大，還需要通過(guò)后續(xù)設(shè)計(jì)的正交試驗(yàn)進(jìn)一步優(yōu)化工藝參數(shù)。

(a)、(d)均衡布局一 (b)、(e)均衡布局二 (c)、(f)均衡布局三 (a)、(b)、(c)翹曲變形量 (d)、(e)、(f)平面應(yīng)力圖4 3種方案的翹曲變形量及平面應(yīng)力Fig.4 Warping deformation and plane stress of the three ways

1.2 頂出系統(tǒng)設(shè)計(jì)

(a)頂出系統(tǒng) (b)氣穴分析結(jié)果圖5 頂出系統(tǒng)及氣穴分析結(jié)果Fig.5 Ejection system and air-pocket analysis results

如圖5所示的頂出系統(tǒng)采用推管頂出，推管也叫司筒，就是套在型芯桿(司筒針)的外面，而且推管的上部要進(jìn)行單獨(dú)加工，以起到制品大端外輪廓的成型作用。起頂出作用的是推管(司筒)，型芯桿(司筒針)只起成型內(nèi)腔形狀的作用，不起頂出作用。如圖5所示的氣穴分析結(jié)果顯示產(chǎn)品大端會(huì)有氣泡產(chǎn)生，因此建議在分型面下方的型芯桿處加工排氣槽，以利于排出氣體。

1.3 冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)

冷卻設(shè)計(jì)采用分別穿過(guò)模架定模扳(A板)和動(dòng)模扳(B板)的2根直圓管，這4根直圓管冷卻水道的直徑均為8 mm，如圖6所示。

圖6 冷卻系統(tǒng)Fig.6 Cooling system

冷卻系統(tǒng)受空間限制稍顯簡(jiǎn)單，但也可達(dá)到預(yù)期的冷卻效果。穩(wěn)態(tài)溫度、截面平均溫度等指標(biāo)合乎要求，冷卻介質(zhì)溫度(回路出入口的溫差)不足1 ℃，甚至達(dá)到精密模具溫差在2 ℃以內(nèi)的要求。

型腔與型芯的溫差略大，主要是由于型腔和型芯體積差異大，導(dǎo)致冷卻的不對(duì)稱，這有可能導(dǎo)致塑件產(chǎn)生殘留應(yīng)力和翹曲變形，對(duì)于溫差較大(大于10 ℃)的區(qū)域，若受空間限制無(wú)法通過(guò)修改冷卻系統(tǒng)設(shè)計(jì)來(lái)改善，也可以通過(guò)改變成形工藝條件(如冷卻液溫度等)來(lái)減小模具在此區(qū)域冷卻的不平衡程度。

2 模具結(jié)構(gòu)分析的邊界條件模擬

目前在注塑模具的設(shè)計(jì)中主要運(yùn)用模流分析軟件對(duì)注射成型過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并通過(guò)工藝參數(shù)優(yōu)化以達(dá)到提高塑料制品質(zhì)量的目的，幾乎不考慮模具型腔型芯變形對(duì)產(chǎn)品精度的影響。本次模具設(shè)計(jì)中嘗試將Nastran有限元結(jié)構(gòu)分析軟件與HsCAE模流分析軟件結(jié)合使用，盡量消除模具結(jié)構(gòu)變形對(duì)模流分析準(zhǔn)確性的影響，使分析結(jié)果更準(zhǔn)確可靠。

模流分析軟件可以預(yù)測(cè)澆注系統(tǒng)及模具型腔型芯表面的壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)、剪切壓力場(chǎng)、剪切應(yīng)變速率場(chǎng)等的分布，結(jié)構(gòu)分析軟件可以預(yù)測(cè)模具成型零件型腔型芯在受到外力作用下的變形，由于模流分析和結(jié)構(gòu)分析軟件之間不能達(dá)成信息的無(wú)縫對(duì)接，注射成型數(shù)值模擬分析結(jié)果無(wú)法施加到模具成型零件表面作為邊界條件，而在用Nastran進(jìn)行模具結(jié)構(gòu)分析時(shí)，需要給出模具表面所受到的熔體壓力、鎖模力等作為分析的邊界條件，簡(jiǎn)單的做法是認(rèn)為模具型腔受到的壓力是均勻不變的，就是最大注射壓力，但是在注射、保壓、冷卻的過(guò)程中熔體的壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)、鎖模力等都會(huì)發(fā)生變化，其中在充模階段(塑料熔體注入澆注系統(tǒng)及型腔直到充滿型腔)，熔體的速度、溫度、位置、應(yīng)力及壓力會(huì)有非常顯著的變化；在保壓階段(注滿型腔的熔體開(kāi)始冷卻并收縮，這時(shí)需對(duì)熔體保持一定時(shí)間、一定大小的壓力以得到致密的塑料制品)，熔體的流速很小，溫度變化不顯著，但壓力變化會(huì)很大；在冷卻階段(澆口凝固封閉后，制品繼續(xù)冷卻固化直到有足夠剛度被頂出脫模)，壓力不再變化，溫度變化很大，是一個(gè)典型的熱傳導(dǎo)過(guò)程。既然將模具成型零件所受壓力簡(jiǎn)化成單一注射壓力進(jìn)行模擬并不符合實(shí)際工況，相對(duì)合理的做法是，選取最具代表性的幾個(gè)載荷值作為模具結(jié)構(gòu)變形分析的邊界載荷條件，或?qū)⒛＞叱尚土慵砻鎰澐植煌瑓^(qū)域，通過(guò)HsCAE模流分析獲得的成型零件表面壓力，選取每個(gè)區(qū)域中心的壓力作為該區(qū)域的平均壓力，作為載荷輸入到Nastran進(jìn)行受力分析，使分析結(jié)果更接近真實(shí)情況。

為了更加準(zhǔn)確得到用于Nastran模具結(jié)構(gòu)分析的邊界條件，需要了解塑料熔體充模流動(dòng)過(guò)程的壓力場(chǎng)控制方程。

塑料熔體流動(dòng)前沿壓力：

p=0

(2)

在模具分型面處：

(3)

式中n——塑料熔體流動(dòng)是偏離牛頓流體的冪律指數(shù)

在型腔壁處：

(4)

式中u、v——流動(dòng)熔體在x、y方向的速度

kth——熱傳導(dǎo)系數(shù)

T——模具溫度

TW——環(huán)境溫度

h——壁厚

型腔中心線處：

(5)

壓力場(chǎng)方程：

(6)

其中，S為熔體流動(dòng)速率：

(7)

式中η——剪切黏度

d——流道截面直徑

非線性方程可用數(shù)值方法求解，可近似得出流動(dòng)平面中壓力p、溫度T等場(chǎng)量分布和時(shí)間變量，用于Nastran求解模具成型零件變形量。

更準(zhǔn)確且一勞永逸的做法是根據(jù)網(wǎng)格和壓力信息的提取算法開(kāi)發(fā)一種載荷映射軟件[9]，如圖7所示，獲取各個(gè)時(shí)刻的模具成型零件表面壓力作為Nastran求解的力邊界條件，就可得出充填、保壓、冷卻各個(gè)時(shí)刻的最大壓力應(yīng)變及變形，不僅適用于像眉筆夾具這樣形狀規(guī)則簡(jiǎn)單的零件，也適用于結(jié)構(gòu)復(fù)雜的零件。

圖7 載荷映射軟件Fig.7 Load mapping software

因?yàn)樵诿脊P夾具模具的設(shè)計(jì)中，直接起成型制品內(nèi)腔形狀作用的不是型芯，而是司筒針,所以只對(duì)模具的主要成型零件型腔(選用3Cr2Mo材料)進(jìn)行網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格修復(fù)，得到用于Nastran結(jié)構(gòu)分析的模具型腔及型芯的有限元模型，根據(jù)模流分析結(jié)果，選擇模流分析所得到的壓力結(jié)果作為邊界條件，獲得模具型腔有限元模型的表面壓力分布，觀察注塑填充過(guò)程中鎖模力最大、保壓切換控制點(diǎn)(V/P轉(zhuǎn)換點(diǎn))等關(guān)鍵時(shí)刻模具變形的情況，結(jié)果發(fā)現(xiàn)整個(gè)注塑過(guò)程中模具的變形量最大的時(shí)刻也是鎖模力最大的時(shí)刻[10-11]。

3 工藝參數(shù)優(yōu)化的正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

在相同模具結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)條件下，成型條件(熔體溫度、模具溫度等)、注射參數(shù)(注射時(shí)間、注射壓力、注射速率等)、保壓參數(shù)(保壓時(shí)間、保壓壓力等)這些不同的工藝性能參數(shù)可能導(dǎo)致完全不同的成形結(jié)果，若不考慮這些因素組合的影響，就只能在局限的設(shè)計(jì)因素中給出方案，不會(huì)是最優(yōu)的方案。

比如熔體溫度與模具溫度、注射壓力、注射速率、注射時(shí)間之間的關(guān)系是，熔體流入比其溫度低的型腔，因熱傳導(dǎo)而散失熱量；同時(shí)由于剪切作用而產(chǎn)生熱量，這部分熱量可能較熱傳導(dǎo)散失的熱量多，也可能少，這主要取決于注塑條件。模具溫度越低，因熱傳導(dǎo)而散失熱量的速度越快，導(dǎo)致熔體的溫度降低，流動(dòng)性變差，材料還沒(méi)有冷卻就已經(jīng)凝固，會(huì)造成較大的后收縮，當(dāng)采用較低的注射速率時(shí)，這種現(xiàn)象尤其明顯；而模具溫度過(guò)高，會(huì)導(dǎo)致制品脫模后熱收縮量大，成型后收縮變形也會(huì)增大。熔體的黏性隨溫度升高而變低，熔體溫度越高，熔體的黏度越低，所需的注射壓力就會(huì)越小，但熔體溫度過(guò)高，制品冷卻到室溫時(shí)的收縮和翹曲都會(huì)相應(yīng)增大。注射時(shí)間對(duì)注塑過(guò)程的影響是，縮短注射時(shí)間，熔體中的剪切速率提高，充滿型腔所需要的注射壓力要提高，但同時(shí)熔體中的剪切速率提高，剪切發(fā)熱變大，因熱傳導(dǎo)散失的熱量就會(huì)減少,導(dǎo)致熔體的黏度因溫度升高而降低，充滿型腔所需要的注射壓力就要降低。如圖8中的充滿型腔所需要的注射壓力的曲線呈現(xiàn)“U”形，即存在一個(gè)注射時(shí)間，此時(shí)所需的注射壓力最小。

—— —注射壓力 —熔體溫度圖8 注射時(shí)間與注射壓力、熔體溫度的關(guān)系示意圖Fig.8 Relation among injection time, injection pressure and melt temperature

如何才能得到最優(yōu)的工藝參數(shù)組合，需要考慮的因素就很多，但是考慮的因素越多，進(jìn)行的試驗(yàn)次數(shù)就會(huì)越多，正交試驗(yàn)是考慮多因素、多水平而不需要全面試驗(yàn)的高效率試驗(yàn)方法,在優(yōu)化工藝中被廣泛采用。在如圖9所示的正交試驗(yàn)中采用極差(或方差)分析和回歸分析的方法，集成了模流分析與模具結(jié)構(gòu)分析，可以盡可能地提高優(yōu)化效果、減少試驗(yàn)次數(shù)，得到一定試驗(yàn)因素范圍內(nèi)的更優(yōu)化的工藝參數(shù)組合[12-13]。

圖9 基于HsCAE模流分析與Nastran結(jié)構(gòu)分析的正交試驗(yàn)優(yōu)化流程Fig.9 Orthogonal experiment optimization based on HsCAE mold flow analysis with Nastran structural analysis

本文選擇了4個(gè)影響因素進(jìn)行條件試驗(yàn)，分別為熔體溫度(A)、模具溫度(B)、注射時(shí)間(C)、相對(duì)保壓壓力(占最大注射壓力的百分比)(D)，每個(gè)因素的范圍確定為：熔體溫度：200～260 ℃；模具溫度：40～80 ℃；注射時(shí)間：0.5～1.5s；相對(duì)保壓壓力：60 %～80 %(占最大注射壓力的百分比)。

每個(gè)因素取3個(gè)水平，因素水平的選取是根據(jù)模流分析軟件針對(duì)塑件材料屬性給出的推薦值及實(shí)際經(jīng)驗(yàn)來(lái)確定的，其中，熔體溫度的3個(gè)水平分別為A1=200 ℃、A2=230 ℃、A3=260 ℃；模具溫度的3個(gè)水平分別為B1=40 ℃、B2=60 ℃、B3=80 ℃；注射時(shí)間的3個(gè)水平分別為C1=0.5 s、C2=1 s、C3=1.5 s；相對(duì)保壓壓力(占最大注射壓力的百分比)的3個(gè)水平分別為D1=60 %、D2=70 %、D3=80 %，正交試驗(yàn)因素及水平表如表1所示。

表1 正交試驗(yàn)因素及水平表Tab.1 Factors and levels of the orthogonal test

試驗(yàn)?zāi)康氖菫榱肆私庖蛩谹、B、C、D對(duì)塑件翹曲變形(x)(越低越好)、模具型腔翹曲變形(y)(越低越好)這兩項(xiàng)指標(biāo)的影響，確定哪些影響因素是主要的，哪些影響因素是次要的，并得出最優(yōu)參數(shù)組合，即熔體溫度溫度、模具溫度、注射時(shí)間、相對(duì)保壓壓力各為多少才能使塑件變形及模具型腔變形最小。這是4因素3水平的多指標(biāo)(x、y)問(wèn)題，如果做全面試驗(yàn)需34=81次試驗(yàn)，而用Taguchi正交試驗(yàn)表L9(34)來(lái)做只需要做9次試驗(yàn)，而且在某種意義上講，這9次試驗(yàn)代表了81次試驗(yàn)，同全面試驗(yàn)比較，工作量減少了8/9。

在試驗(yàn)號(hào)為1的試驗(yàn)中，每個(gè)因素都取水平1，即采用的工藝參數(shù)為：熔體溫度為200 ℃、模具溫度為40 ℃、注射時(shí)間為0.5 s、保壓壓力為注射壓力的60 %，在HsCAE中對(duì)眉筆夾具進(jìn)行模流分析，顯示塑件的最大翹曲變形x1為1.33 mm，同時(shí)將模流分析得到的用于結(jié)構(gòu)分析載荷映射，得到用Nastran對(duì)模具型腔進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析的邊界條件，進(jìn)行分析后得出模具型腔最大變形量y1為9.28 mm。9次正交試驗(yàn)的方案安排及試驗(yàn)結(jié)果的極差直觀分析如表2所示。

表2 正交試驗(yàn)方案及試驗(yàn)結(jié)果極差分析Tab.2 Orthogonal test plan and range analysis of test results

可以從極差分析結(jié)果中找出各因素的影響主次順序及最佳水平(標(biāo)記)組合。某個(gè)因素的極差越大，則該因素的影響越大，是主要因素；極差越小，則該因素的影響越小，是次要因素。塑件最大翹曲變形x的試驗(yàn)結(jié)果經(jīng)計(jì)算后，繪制各因素、水平對(duì)塑件變形的影響圖，如圖10所示。因素D(相對(duì)保壓壓力)的極差最大，為0.72，其次分別為0.31、0.27和0.17，所以4個(gè)影響塑件翹曲變形x的因素按從主到次的排序?yàn)镈、A、B、C，；而4個(gè)影響模具型腔翹曲變形y的因素按從主到次的排序?yàn)镈、A、C、B，各因素、水平對(duì)模具變形的影響如圖11所示。這說(shuō)明影響塑件變形和模具型腔變形的主要因素都是相對(duì)保壓壓力D，其次為熔體溫度A，前2個(gè)因素排序相同，后2個(gè)因素排序相反。

圖10 各因素水平對(duì)塑件變形的影響Fig.10 Influence of each factor and level on plastic deformation

圖11 各因素水平對(duì)模具變形的影響Fig.11 Influence of each factor and level on mold deformation

塑件變形最小的優(yōu)方案A2B3C2D3在9次試驗(yàn)中沒(méi)有出現(xiàn)，對(duì)該方案進(jìn)行驗(yàn)證，即選擇工藝參數(shù)分別為熔體溫度為230 ℃、模具溫度為80 ℃、注射時(shí)間為1 s、相對(duì)保壓壓力為80 %，進(jìn)行模流分析分析得到塑件翹曲變形為0.12 mm，如圖12所示，比9次試驗(yàn)中試驗(yàn)號(hào)為4的方案A2B1C2D3中出現(xiàn)的最小翹曲變形0.13 mm還要小些，證明方案A2B3C2D3的參數(shù)組合是使塑件變形最小的優(yōu)方案。

圖12 塑件翹曲變形最小的方案(A2B3C2D3)Fig.12 Scheme of minimum warp distortion of plastic parts(A2B3C2D3)

將模流分析結(jié)果用于結(jié)構(gòu)分析載荷映射，得到用Nastran對(duì)模具型腔進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析的邊界條件，Nastran結(jié)構(gòu)分析的結(jié)果顯示模具型腔變形量為4.28 mm，顯然該參數(shù)組合下模具型腔的變形相對(duì)較大。綜合考慮，B因素模具溫度選擇1水平(40 ℃)，還是選擇3水平(80 ℃)對(duì)塑件翹曲變形x的影響不是很大(變形量分別為0.12 mm和0.13 mm)，但是對(duì)模具型腔翹曲變形y卻由較大影響(變形量分別為2.23 mm和4.28 mm)，都相對(duì)較小的方案應(yīng)是試驗(yàn)號(hào)為4的方案A2B1C2D3，即選擇工藝參數(shù)分別為熔體溫度為230 ℃、模具溫度為40 ℃、注射時(shí)間為1 s、相對(duì)保壓壓力為80 %，這是通過(guò)極差分析得到的優(yōu)方案。

正交試驗(yàn)結(jié)果的分析有2種方法：極差分析與方差分析。極差分析屬于直觀分析，計(jì)算簡(jiǎn)單，分析方便，但分析結(jié)果的嚴(yán)密與精確會(huì)比方差分析略差，因極差分析缺乏誤差分析，無(wú)法區(qū)別因試驗(yàn)條件的改變與因試驗(yàn)誤差所引起的數(shù)據(jù)波動(dòng)，要得到更準(zhǔn)確的分析結(jié)果可采用方差分析，并且正交試驗(yàn)只能在設(shè)計(jì)的因素水平上給出最優(yōu)方案，不是在一定試驗(yàn)范圍內(nèi)的最優(yōu)方案，為進(jìn)一步降低塑件及模具的變形，還可通過(guò)回歸分析得到試驗(yàn)因素范圍內(nèi)的最優(yōu)工藝參數(shù)組合，在使塑件及模具的變形量最小水平點(diǎn)附近追加幾組試驗(yàn)，采用Office的Excel軟件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸分析，得到更小變形的參數(shù)組合為熔體溫度為230 ℃、模具溫度為43 ℃、注射時(shí)間為0.97 s、相對(duì)保壓壓力為80 %。

4 結(jié)論

(1)選用專門(mén)的模流分析軟件HsCAE進(jìn)行模流分析，同時(shí)使用有限元分析軟件Nastran進(jìn)行了主要成型零件型腔的結(jié)構(gòu)分析，兩者結(jié)合，反復(fù)修正、優(yōu)化模具設(shè)計(jì)，并確定出最優(yōu)參數(shù)組合；

(2)將正交試驗(yàn)與注射成型工藝及模具結(jié)構(gòu)分析相結(jié)合，可實(shí)現(xiàn)考慮多因素、多水平而不需要全面試驗(yàn)的高效率試驗(yàn)方法,能夠提高分析的準(zhǔn)確性，使結(jié)果更為可靠。

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DesignOptimizationofMulti-cavityInjectionMouldBasedonHsCAEandNastran

ZHAO Mei

(Department of Mechanical Engineering, Yantai Engineering & Technology College, Yantai 264006, China)

Integrated optimization of eyebrow pencil fixtures based on mold flow and structural analyses was performed by orthogonal experiments using HsCAE and Nastran softwares. Filling solidification process of the materials used for multi-cavity injection layout was simulated by HsCAE software. Mold structure and dimension parameters were determined preliminarily. The designs cover gating systems, exhaust systems, cooling systems, the structures of injection-molded parts, and some possible defects were analyzed. Then, processing parameters upon a certain mold structure were optimized by a Taguchi orthogonal test under a four-factor three-level condition, and both of Nastran and Moldflow softwares were employed to deduce an optimum combination of melt temperature, mold temperature, injection time and holding pressure. These results provided a more comprehensive reference for the design and modification of moulds.

multi-cavity injection mould design; mold flow analysis; mold structural analysis; orthogonal Taguchi test; technological parameter optimization

TQ320.66+2

B

1001-9278(2017)10-0113-10

10.19491/j.issn.1001-9278.2017.10.020

2017-06-06

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