高壓連接器插座外殼模具設計與多目標注塑工藝優化

韓國泰，翟林，胡海朝

(天津中德應用技術大學，天津 300350)

高壓連接器插座外殼(以下簡稱插座外殼)是用于汽車內部電路連接的主要部件，插座外殼多采用注塑成型方式。產品尺寸精度要求較高，翹曲量小于0.2 mm，表面不能有明顯的凹痕、飛邊，整體收縮均勻，無明顯變形。

在模具設計方面，筆者擬使用Moldex 3D 分析澆注系統、冷卻系統等結構，驗證模具結構方案，同時獲得成型工藝參數，為后續優化實驗提供初始數據。前期眾多研究者使用模流分析軟件對模具結構進行分析，為模具設計提供參考，使結構設計更合理，提高生產效率和產品質量。例如蔡凱武等[1-3]針對產品的結構特點，采用Moldflow 或Moldex3D進行模流分析，滿足了塑件注射成型和表面精度要求。周淑容[4]針對手機電池后殼的精密成型，運用CAE 分析獲得了基于三板模的牛角澆口和點澆口的尺寸，完成模具設計。

在優化注塑工藝參數方面，采用正交試驗+響應曲面實驗的方法對翹曲量和收縮率進行多目標優化，提高產品的質量。相關研究包括李麗等[5]通過Moldflow模流分析，以產品的翹曲變形量作為響應目標，獲取較理想的成型工藝參數并完成模具設計。邱彤等[6]基于Moldflow對透鏡注塑壓縮成型工藝進行仿真研究，以體積收縮率和翹曲變形量為優化目標，以正交試驗法與綜合平衡法相結合獲得最優工藝參數組合，并與響應曲面法工藝優化方案對比，確定最佳試驗方法。

1 模具結構設計

1.1 塑件結構及使用性能分析

插座外殼產品為上下層結構，如圖1 所示。外形尺寸為45 mm×50 mm×35 mm。結構為非對稱式上下層結構，壁厚最厚處為5 mm，最薄處為1 mm，脫模斜度設為1.2°[7]。

圖1 產品圖Fig. 1 Product drawing

1.2 澆注系統設計

模具型腔布局為一模四腔，為簡化模具結構，選定牛角式潛伏澆口，單澆口進膠，分流道和澆口布局如圖2所示。澆口采用牛角式潛伏澆口[8]，除具有點澆口的保壓效果好，熔體流動性好，獲得較好表面質量的優點，還可以簡化模具結構為二板模。但由于牛角式澆口難以加工，所以設計成嵌件結構，方便電火花成型加工，且澆口若斷裂在模具內時方便清理。設置拉料桿以方便開模后頂出澆口，具體結構如圖3所示。

圖2 澆注系統Fig. 2 Gating system

圖3 牛角式澆口Fig. 3 Horn gate

1.3 冷卻系統設計

為達到更好的冷卻效果，根據型腔和型芯的結構，定模選用環繞式水路設計，動模選用水井式冷卻水路，如圖4所示。

圖4 冷卻水路布局圖Fig. 4 Cooling water circuit layout

1.4 抽芯結構與頂出系統設計

由于產品側邊有防錯位卡扣設計，模具結構需要設計側抽芯結構，如圖5 所示。由于抽芯距離較小，故采用“斜導柱+滑塊”的外側動模抽芯機構?；瑝K采用兩根Φ8 mm斜導柱驅動，傾斜角度20°，抽拔距為7 mm。為避免楔緊塊在合模時與滑塊產生干涉，楔緊角度取22°。

圖5 側抽芯結構Fig. 5 Side core pulling structure

產品下層壁厚只有1 mm，高度為23 mm，易造成脫模困難，因此在分型面處設置4根Φ3 mm圓頂桿，在產品底部薄壁處設置1 mm×2 mm 扁頂桿，在除滑塊側外，另外3 條邊每邊布置兩根，布局如圖6所示。扁頂桿與頂桿孔間隙可兼做逃氣結構。

圖6 頂出系統Fig. 6 Ejection system

1.5 模具整體結構

模架選用LKM CI 型標準模架CI-2535-A60-B70-C80，成型零件采用鑲嵌式結構，頂出方式為頂桿頂出，整體模具設計如圖7所示。

圖7 模具裝配圖Fig. 7 Mold assembly drawing

2 初始注塑工藝參數分析

產品材料為臺灣奇美公司的丙烯酸酯類橡膠體與丙烯腈、苯乙烯接枝共聚物(ASA)+聚碳酸酯(PC)，牌號WONDERLOY PC-6220。此材料流動性好、成型后表面光潔度高、變形小[9]。推薦初始注塑工藝參數見表1。

表1 注塑工藝參數Tab. 1 Injection process parameters

將塑件、澆注系統設計方案和冷卻系統設計方案以STP 格式分別導入Moldex 3D 軟件，進行立體網格劃分，如圖8 所示。如圖8a 所示，充填時間為1.8 s，四個型腔距離澆口等距位置填充時間為1.494，1.478，1.484，1.480 s，時間相近，說明分流道和澆口的尺寸和布局合理。為了保證模具的冷卻效果，回路冷卻液出入口溫差通常情況下不超過5 ℃，對于精度要求較高的塑件溫差應不超過2 ℃[10]。此次分析定模水路冷卻液出入口溫差最大為0.727 ℃，動模水路冷卻液出入口溫差最大為0.282 ℃，符合模具設計要求。分析結果顯示體積收縮率標準差為1.716%，最大翹曲量為0.260 5 mm。

圖8 澆注系統和冷卻系統方案仿真分析Fig. 8 Simulation analysis of gating system and cooling system

3 成型工藝多目標優化設計

本試驗以體積收縮率標準差和最大翹曲量為目標，體積收縮率標準差越小說明體積收縮率越接近平均數，最大翹曲量越小說明尺寸越精確[11]。

3.1 正交實驗

基于初始注塑工藝參數分析結果，綜合前人文獻研究確定本次實驗影響因素為6 個：模具溫度(A)、熔體溫度(B)、注塑壓力(C)、充填時間(D)、保壓壓力(E)和保壓時間(F)[12]。綜合考慮經濟和時間成本，采用正交試驗進行因子篩選?；谠O計階段分析結果，實驗各因子取值見表2，選用6 因子5 水平進行設計，以體積收縮率標準差Y1 和翹曲量Y2 為響應值，權重各為50%。

表2 六因子五水平取值表Tab. 2 Six factor five level values table

使用Moldex3D 軟件分別對表2 的數據進行正交試驗，試驗次數25 次，考察指標為體積收縮率標準差Y1 (%)和最大翹曲量Y2 (mm)，試驗結果見表3。通過分析得到Y1和Y2的極差值表分別見表4～表5，對于體積收縮率Y1 各因子影響顯著程度排序為B＞E＞F＞D＞A＞C，對于翹曲量Y2各因子影響顯著程度排序為E＞B＞F＞A＞D＞C。

表3 正交試驗結果Tab. 3 Orthogonal test results

表4 收縮率(標準差)極差值表Tab. 4 Shrinkage rate (standard deviation) range table

表5 響應曲面設計取值表Tab. 5 Response surface design value table

各因子對Y1和Y2影響趨勢如圖9所示，運用綜合平衡法分析，對于B，D對于Y1 和Y2 影響趨勢相同，B1D4為最佳水平。A，C，E，F對于Y1 和Y2 影響趨勢相反，分別取中間值，即A3C3E3F3，因此正交試驗最佳組合為A3B1C3D4E3F3。將此參數輸入MOLDEX 3D 進行模擬仿真，得到Y1 為1.104%，Y2為0.240 mm，相比初始分析結果，體積收縮率標準差減少35.66%，最大翹曲量減少7.87%。

圖9 主效應圖Fig. 9 Main effect diagram

3.2 響應曲面實驗

基于正交試驗的實驗結果，翹曲量仍然不滿足小于0.2 mm的要求，因此使用響應曲面實驗繼續優化。選擇顯著度排前3 位的因子：熔體溫度(B)、保壓壓力(E)和保壓時間(F)作為響應曲面實驗因子，考察指標為體積收縮率標準差Y1 和最大翹曲量Y2[13]。

響應曲面實驗設計是一種實驗條件尋優方法，適宜解決非線性多變量問題。該方法以多元二次回歸方程為工具，將各影響因素與響應目標通過函數表達出來，并對各因素進行合理取值，從而使響應目標值達到最優[14]。對于二階多項式響應面，工藝參數在不同水平下與對應響應值之間的表達式見式(1)。

式(1)中：y'為響應目標值；β0為響應面的回歸系數；x為設計變量；i，j為變量下標；n為設計變量的個數；ε為統計誤差。

響應面常用的實驗設計方法有BBD (Boxbehnken design)法和CCD (Central composite design)法?；谡辉囼灥慕Y果，選擇熔體溫度(B)、保壓壓力(E)和保壓時間(F)3 個因子作為響應曲面實驗因子，考察指標為體積收縮率標準差Y1和最大翹曲量Y2[15]。由于在因素水平數相同時，BBD法不存在軸向點，實驗次數更少，因此選擇BBD 法優化注塑工藝參數。響應曲面設計取值見表5，響應曲面實驗結果見表6。

表6 響應曲面實驗設計與結果Tab. 6 Response surface experimental design and results

分別對結果進行方差分析，觀察殘差概率圖，如圖10a、圖10b所示，大部分點接近成一條直線，說明殘差符合正態分布，模型成立[16]。體積收縮率標準差模型Y1 的R-sq 和R-sq(調整)為99.93% 和98.73%，最大翹曲量Y2 的R-sq 和R-sq(調整)為99.99%和98.95%，說明模型沒有過擬合。通過響應優化器對體積收縮率標準差和最大翹曲量進行多目標優化，優化目標均為最小值，優化預測結果如圖11所示。

圖10 殘差正態概率圖Fig. 10 Residual normal probability graph

圖11 優化預測圖Fig. 11 Optimization prediction diagram

Y1 和Y2 優化結果合意性為0.834 9，數值匹配性較好。優化結果為：熔體溫度228 ℃，保壓壓力238.005 1 MPa，保壓時間5.88 s時，體積收縮率標準差為0.934 8%，最大翹曲量為0.181 5 mm。

3.3 優化方案仿真驗證

將優化方案的數值輸入Moldex3D進行仿真模擬，得到體積收縮率標準差為0.937%，最大翹曲量為0.181 mm。與預測優化結果接近，說明優化模型可行。

4 結論

(1)使用Moldex3D 軟件對產品進行模流分析，澆口采用牛角式潛伏澆口。冷卻方案為定模采用環繞式水路，直徑8 mm，動模水路采用水井式，直徑16 mm?；诹鞯兰袄鋮s方案設計模具結構，并根據模流分析結果確定了后續優化試驗中各因子的參數范圍。

(2)多目標優化實驗采用正交實驗和響應曲面結合的方法。以體積收縮率標準差和最大翹曲量為響應，因子篩選采用6因子5水平正交試驗，篩選出塑料熔體溫度、保壓壓力和保壓時間3 個主要因子。響應面實驗選用BBD 法，通過Moldex3D 分析得到15組實驗翹曲變形值，通過響應優化器優化預測數值為：塑料熔體溫度228 ℃，保壓壓力237.5 MPa，保壓時間5.88 s 時，體積收縮率標準差為0.934 8%，最大翹曲量為0.181 5 mm。

(3)將預測工藝參數輸入Moldex3D進行模擬分析，該工藝條件下體積收縮率標準差0.937%，最大翹曲量0.181 mm，與優化預測結果接近，比初始模擬數值體積收縮率標準差降低45.39%，最大翹曲量降低30.52%，相較正交試驗結果體積收縮率標準差降低15.33%，最大翹曲量降低24.5%，說明優化模型可行。