汽車后燈殼翹曲分析與模具反變形技術研究

涂恒強，辛 勇

（南昌大學機電工程學院，江西 南昌330031）

0 前言

塑件變形是注射成型領域內最常見的問題之一，也是最難完全解決的問題。目前，改善翹曲變形的方法，一般從以下4個方面考慮[1-3]：優化塑件結構設計；調整注塑參數；優化澆口位置；優化冷卻系統。但對于某些塑膠制品而言，上述調整都無法優化塑件的變形，以達到適合塑件的設計要求。

在塑料件注射成型制造中，有些塑件由于原始設計結構比較復雜，或由于添加增強型填充物（如玻璃纖維），易引起注塑件的取向不均而導致的翹曲殘余變形[4]，嚴重的變形會影響其裝配和使用功能，不符合塑件設計尺寸的質量要求，增加廢品量。另外，由于注塑過程復雜，要通過注射充填、保壓、冷卻、出模等工序后得到最終的塑件，所以模具要對注塑過程中的尺寸變化進行補償以保證最終塑件的尺寸精度。目前，塑件的型腔設計主要采用均勻放縮法進行預補償[5-6]。注塑件在注塑過程中不僅發生了體積收縮，注塑過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的大尺寸超差，對于大變形注塑件，運用起來有局限性。所以，如何徹底解決塑件在注塑過程中的翹曲變形問題，是控制塑件尺寸精度的關鍵。本研究提出一種新的預補償方案，以汽車后燈殼為例，采用基于數值模擬的翹曲分析與測量的反變形方案，解決由于塑件翹曲變形而引起燈蓋邊緣出現尺寸誤差的問題。

1 后燈殼變形分析

1.1 塑件模型

汽車后燈殼為某款型號奔馳車的后燈殼，該產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公司生產的牌號為RTP 1007 CC填充40%玻璃纖維的聚丙烯（PP），性能參數如表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，其翹曲變形應控制在0.1 mm內，以達到較高的尺寸精度。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，采用四面體實體網格對塑件進行網格劃分，在厚度方向上劃分6層網格，網格質量非常高。澆注系統的設計，該塑件為四邊形曲面形狀，要求外觀表面不能設置澆口，所以澆口只能設置在邊緣上，采用護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，因此冷卻系統采用了比較復雜的近隨形方式，以提高冷卻系統回路熱去除效率[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CAE分析及優化后，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，產品中間鏤空的條形處會在模具動模側旋轉180°后注射第二種材料。根據以往的設計經驗，澆口最好設置在此條形兩端平行處，可以減少兩股熔體會合時形成熔接線的長度[9]，以保證制品的強度及透光的性能。圖3結果顯示了塑件變形效果放大5倍后的翹曲變形趨勢。玻璃纖維沿著曲面四邊形四條邊具有4個方向的排布，從分析結果看，塑件整體翹曲較為嚴重，在塑件邊緣的3個轉角處產生較大的翹曲變形。廠家要求的翹曲變形量在0.1 mm以內，而整個塑件的翹曲量為1.1 mm以上，遠遠超過了要求。

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值的變化。由于此汽車后燈殼為復雜的曲面造型，為滿足裝配精度要求，本研究以燈殼邊緣的節點的變形來表征塑件的整體變形情況。從圖4所示塑件邊緣路徑的測量結果可以直觀地看出，塑件邊緣節點變形的最大偏差值在1.1 mm以上。

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

1.4 變形因素分析

一般導致塑件變形的因素主要有以下3個方面[10-11]：（1）塑件結構，壁厚不均勻，引起體積收縮不均勻；（2）塑件兩側冷卻時間不一致，冷卻不均勻引起兩側收縮差異；（3）分子取向（含玻璃纖維取向），使材料流動方向和垂直流動方向收縮不均勻。從圖5可以看出，導致塑件翹曲的最主要原因是玻璃纖維取向所導致的收縮差異。通過對比分析可找出導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 燈殼邊緣節點變形值的路徑圖Fig.4 Path plot of deformation value of the edge nodes of the tamp shell

從圖6可以看出，玻璃纖維取向結果顯示了塑件上各個區域玻璃纖維沿標線方向排列比例，數值越大，表示沿該方向排列的玻璃纖維越多。該結果可以幫助了解玻璃纖維在塑件中的排列情況和取向度。從收縮角度來看，垂直于玻璃纖維排列的方向將產生較大的收縮。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，導致塑件出現了多方向的翹曲變形。從塑件邊緣的節點的空間坐標偏差值考慮，建議調整澆口位置，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，不允許設置澆口，所以只有在塑件側面設置澆口，卻始終無法獲得單一的取向。

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

對于含玻璃纖維比較多的材料，或者塑件本身結構剛性較高的塑件，通過調整前后模溫差來校正變形的方法基本沒有效果，溫差所產生的收縮應力相對較小。通過前后模溫差的方式，往往效果比較小。針對這種塑件，就要用到反變形技術，模具對注塑過程中的尺寸變化進行補償以保證最終塑件的尺寸精度。

2.1 模具反變形原理

反變形技術就是在理論模型（原始設計模型）上設計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格模型進行模具設計，以提高最終塑件與原產品設計模型的吻合度，達到減少尺寸偏差的目的?；贑AE數值模擬的反變形方案，對汽車燈殼進行數值分析，通過測量與計算燈殼邊緣節點空間坐標的偏差值表征邊緣節點的變形量，基于現有變形量來確定最優反變形補償量的比例，輸出反變形模型，然后設計制造反變形后的模具，按照反變形后的模型進行工藝驗證，再通過塑件的測量結果對反變形模型進行修正，具體工藝流程如圖7所示。

利用Moldflow輸出基于現有變形的反向結果，其格式為STL實體模型和UDM網格模型?？梢栽贑AE中再次評估反變形的結果，并以此參照進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，模具反變形設計的原理如圖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的塑件變形量，而是相對于模具型腔的變形，需要將這個變形量轉化成與最終要求的制品形狀的對比數據。

圖7 注塑模具反變形技術流程圖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點空間坐標數據評估

為使塑件與最終制品設計形狀的矢量差達到最小值，需準確確定反變形補償量的值，利用Moldflow可獲得基于現有變形量不同比例值預補償量的反變形模型。反變形分析，只是原有的模具型腔經過了反變形設計，與未進行反變形模具設計的分析流程相同，經過

CAE計算獲得塑件邊緣40組測量節點的空間坐標，然后計算偏差量δ，δ的計算式如式（1）、（2）和（3）所示[12]。

式中 （X0，Y0，Z0）:塑件理論模型邊緣上節點的空間坐標值

（Xn，Yn，Zn）:塑件邊緣上節點最終的空間坐標值

（Xc，Yc，Zc）:模具反變形設計后反變形模型型腔上對應幾何節點的空間坐標值

（d Xc，d Yc，d Zc）:反變形模型塑件的變形值

f:基于現有變形量獲得不同補償量的比例值

由各節點偏差計算式（4）以及均方誤差計算式（5），從中挑選誤差較小的反變形模型即可。計算結果如圖9繪制的曲線所示。從圖9可以看出，在9組（f＝0組為理論模型的預測變形量，為參照組）均勻遞增水平的反變形補償量的比例下，偏差值總體呈現出先逐漸減小后逐漸增大的形式。表3為空間坐標偏差值的誤差分析結果，同樣呈現出先減小后增大的趨勢，在比例值為f＝1.05時，‖δ‖∞以及‖δ‖2都獲得最小值，分別為0.057761 mm和0.23539 mm。所以在預補償量比例為1.0～1.05時，測量點最終的空間變形量跳動值約為0.06 mm，所以經過反變形設計后，反變形模型的空間變形量的跳動值可控制在0.1 mm以內，滿足制品品質要求。

圖9 燈殼邊緣節點在不同變形補償量下的偏差曲線Fig.9 Deviation curve of edge nodes on the lamp shell with different deformation compensation

表3 空間節點坐標偏差值的誤差分析Tab.3 Error analysis of the space nodes coordinate deviation

3 實驗驗證

已獲得的最優預變形補償量比例為1.00～1.05，現取比例值為1.05的反變形補償量進行模具型腔的調整。從Moldflow輸出1.05倍基于現有變形量的翹曲網格的STL模型。然后導入NX軟件進行反變形模具設計，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。在三坐標測量儀上測出制品邊緣的裝配孔24組節點的空間坐標值，測量結果如表4所示，其中 為實際測量的制品邊緣的裝配孔節點坐標值，利用公式（1）、（4）以及（5）計算出制品同理論模型設計尺寸的節點誤差為0.086mm，圖12為各測量點變形偏差曲線，可以看出實際測量點最終的空間變形量跳動值在廠家要求的0.1 mm變形以內。

表4 燈殼制品裝配孔測點數據Tab.4 Data from measuring points of the assembly holes on lamp shell product

圖10 反變形設計后的注塑模具照片Fig.10 Photo ofinjection mold afterreverse deformation

圖11 汽車后燈殼注塑件照片Fig.11 Photo ofrear automotive lamp shell

圖12 24組各測量點偏差曲線Fig.12 Deviation curve of the 24 groups of measurement points

4 結論

（1）針對扁平形狀的薄殼塑件精密注塑翹曲變形問題，提出了一種簡單高效的反變形補償方法:基于數值模擬、測量與統計的方向校正型腔法；

（2）采用三坐標測量儀進行塑件的測量，設計特征參數來表征模型，并通過統計測量的特征參數平均值與理論值的比較進行模型的反變形設計，然后，根據反變形后的網格模型設計校正模具型腔，對型腔實施逆向校正，補償汽車燈殼在注塑過程中的翹曲殘余變形；

（3）基于模擬仿真與測量的反變形技術確定了反變形預留量的值，避免了反復的調整和試模，提高生產效率和降低生產消耗；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；合理簡單易行，成本低；可用于生產，具有實用價值。

[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.