基于Moldflow冰箱用塑料配件注射成型研究(毕业设计论文)

第3章REF_Ref168484495\h错误！未找到引用源。洛阳理工学院毕业设计（论文）⑴充填时间图3-7为充填时间分析结果。充填时间为1.385s，时间较短。并且从充填结果图中可以看出，两个型腔的充填是同时完成的，较为合理。图3-7充填时间（2）速度/压力切换时的压力通过压力图观察力的大小和分布。注射保压切换应在注射完成95%～99%之间。如果小于95%，可能导致保压不足，出现缩印、缺料等缺陷。结果如图3-8所示，在每个型腔的一个侧孔处存在微小的灰色区域，表示在速度/压力切换时，该区域仍未充填完全，与充填分析的结果一致，基本符合要求。图3-8速度/压力切换时的压力（3）流动前沿温度合理的温度分布应该是大致相同的，即模型的温度差不能太大，一般允许值为20℃。图3-9所示为该模型充填分析的流动前沿温度结果。从图可以看到模型的温差在1℃以内，在可以接受的范围内，符合要求。图3-9流动前沿温度结果（4）塑件的总体温度温差的存在会引起塑件的收缩和翘曲，因此希望塑件中的熔体总体温度均匀一致。如果温度分布范围窄，表明结果好。分析结果如图3-10，从图可以看出，塑件总体温度为276.0℃，最低温度为267.7℃，材料推荐熔体温度为200℃～280℃。符合温度范围。图3-10塑件的总体温度（5）注射位置处压力：XY图注射位置处压力变化曲线可以用于查看注射时需要多大的注射压力。如图3-11所示，当聚合物熔体被注入型腔后，压力持续增高。图3-11注射位置处压力：XY图剪切速率，体积由图3-12可以看出，最高剪切速率约为107100（1/s),比材料的最大剪切速率高，需要对浇注系统进行修改。图3-12剪切速率，体积(7)壁上剪切应力从图3-13可以看到壁上最大剪切应力为0.4504MPa,但材料允许的最大剪切应力为0.26MPa。出现在浇口位置，因此需对浇注系统进行修改。图3-13壁上剪切应力（8）充填末端压力充填结束时的压力属于单组数据，该压力图是观察塑件的压力分布是否平衡的有效工具。由图3-21可以看出，充填压力平衡。图3-14充填末端压力（9）压力压力分布图如图3-15所示，可以看出，在充填过程中，塑件压力变化均匀，符合要求。图3-15压力（10）锁模力曲线锁模力对充模是否平衡、保压压力等非常敏感。由图3-16可以看出，最大锁模力为1.438T，小于注射机最大锁模力。符合要求。图3-16锁模力曲线（11）气穴由图3-17可以看出，制件有多处气穴，应进行修改以减少气穴的产生。图3-17气穴（12）熔接线从图3-18可以看出，在塑件表面有少量熔接线，而且都不是明显的，基本上是可以接受的。图3-18熔接线3.3.4优化填充方案根据以上分析结果可知，主要存在以下几个问题：1.指定流动速率大于最大注射机注射速率。需要重新设计注射机参数。2.体积剪切速率和型腔壁上剪切应力较大，需对浇注系统进行修改，增大浇口尺寸。3.塑件表面有多处气穴，因此，需要减少塑件厚度。3.4保压分析在Moldflow2012软件中，保压分析的目的是为了获得最佳的保压阶段设置，从而尽可能地降低由保压引起的塑件收缩、翘曲等质量缺陷。保压分析阶段分为压实阶段和倒流阶段[1]。3.4.1分析计算保压分析阶段信息如表3-2所示。表3-2保压分析阶段信息说明：P=压力控制时间（s)保压（%）压力（MPa）锁模力（tonne)状态1.232.2216.9511.89P2.235.5716.9511.57P3.238.9216.9511.48P4.2312.2716.9511.33P5.2315.6216.9511.04P6.4819.8016.9510.67P7.4823.1516.9510.35P8.4826.5016.959.88P9.4829.8516.959.41P10.4833.2016.958.83P10.57压力已释放10.5933.540.008.49P11.9838.220.000.00P续表3-214.9848.270.000.00P17.9858.230.000.00P20.9868.370.000.00P23.9878.420.000.00P29.9898.520.000.00P30.42100.000.000.00P3.4.2结果分析注射位置处压力从图3-19可以看出，在速度/压力切换点前，压力为21.18MPa，在速度/压力切换点，压力降为17.29MPa，然后一直维持到10s后降为0。与预设的保压曲线相似。图3-19注射位置处压力顶出时的体积收缩率一般情况下，顶出时塑件的体积收缩率应分布均匀，且控制在3%以内。从图3-20可以看出，塑件顶出时的体积收缩率为10.60%～15.59%之间，且分布不太均匀，所以没有达到预定的要求。图3-20顶出时的体积收缩率（3）冻结层因子从图3-21可以看出，制件冻结时间总计为30.42s,从动画中可以看出浇口在16.24s时冻结，剩余的时间分流道和主流道开始冻结。图3-21冻结层因子（4）锁模力曲线图3-22所示为该模型的锁模力曲线图。从图中可以看出模型充填时的锁模力最大值为11.89t,远小于注射机的最大锁模力。图3-22锁模力曲线（5）压力从图3-23可以看出进料口的最大压力为21.18MPa,小于注射机的最大注射压力。图3-23压力3.4.3优化保压方案根据以上分析结果进行工艺参数的调整，调整保压曲线。3.5冷却分析AutodeskMoldflow软件中，冷却分析用来模拟塑料熔体在模具内的热量传递情况，根据分析结果判断塑件冷却效果的优劣，然后对冷却系统进行优化，缩短塑件的成型周期，提高生产效率，提高塑件成型的质量[1]。3.5.1分析计算冷却过程信息见表3-3所示。表3-3冷却过程信息外部迭代周期时间（秒）平均温度迭代平均温度偏差温度差迭代温度差偏差回路温度残余135.0001115.00000000.0000001.000000135.0001430.00000000.0000001.000000135.000818.80881500.0000001.000000135.000711.28673000.0000001.000000135.00042.77114500.0000001.000000135.00020.00656900.0000001.000000135.00000.00035100.0000001.000000235.000110.99500700.0000001.000000235.00000.00323100.0000001.000000235.00030.00416800.0000001.000000335.000150.24316300.0000000.006152335.00000.00270400.0000000.006152335.00010.00171100.0000000.006152435.00060.02835400.0000000.001243435.00000.00179500.0000000.001243435.00000.00083900.0000000.001243续表3-3535.00040.00528500.0000000.000230535.00000.00084500.0000000.000230535.00000.00050400.0000000.000230635.00040.00110000.0000000.000041635.00000.00023300.0000000.000041635.00000.00017100.0000000.0000413.5.2冷却分析结果（1）回路冷却液温度一般情况下，回路冷却液温度的升高不应超过3℃，如图3-24所示，回路冷却液温度升高最大为1.16℃，符合要求。图3-24回路冷却液温度回路流动速率管道流动速率一般均匀不变。从图3-25可以看出，回路流动速率一致，符合要求。图3-25回路流动速率（3）回路液雷诺数回路液雷诺数表征冷却回路的冷却液雷诺数。理想雷诺数是达到10000。与流动速率一样，回路雷诺数应趋于稳定一致。从分析结果图3-26可以看出，分析过程中回路雷诺数保持稳定值10000，符合要求。图3-26回路雷诺数（4）回路管壁温度回路管壁温度的温差应在5℃以内。从图3-27可以看出，管壁温度最高为28.73℃，最低温度是26.06℃，温差在5℃以内，符合要求。图3-27回路管壁温度（5）达到顶出温度的塑件时间从图3-28可以看到，在塑件大孔处，塑件的冷却时间较长，应在这些部位加强冷却。图3-28达到顶出温度的塑件时间（6）塑件最高温度在此工程设置中，设置顶出温度为93℃。从图3-29可以看到，塑件的最高温度为169.9℃，高于塑件顶出时的温度，因此，应对其进行修改。图3-29塑件最高温度（7）塑件平均温度从图3-30可以看到，塑件平均温度较高的地方可能塑件壁有点厚或者冷却不好，因此，需对塑件或者浇注系统进行修改。图3-30塑件平均温度（8）塑件最高温度位置图3-31显示的是塑件表面最高温度的位置。从图可以看出塑件温度最高的位置在侧孔处，并且塑件温度分布不均匀，因此，需对冷却系统进行修改。图3-31塑件最高温度位置（9）塑件温度塑件温度显示了在循环周期塑件单元的平均温度。塑件每个模型面上的温度变化应该在10℃以内，塑件顶面温度不能大于入口温度10℃～20℃。从图3-32可以看出，塑件最高温度为62.75℃，最低温度为40.76℃，塑件温差在20℃以上，每个面的温差也不均匀，需对冷却系统进行修整。图3-32塑件温度（10）流道平均温度从图3-33可以看出，在主流道末端，最高温度为75.15℃，在主流道顶部最高温度为41.93℃，温差稍大，因此需对主流道进行优化。图3-33流道平均温度3.5.3优化冷却方案通过对以上冷却计算结果分析，初次设计的冷却系统存在较大的缺陷，需对局部加强冷却，塑件某些部位达到顶出时间过长，将会导致翘曲等缺陷，水道分布不均匀。流道温度分布不均匀，因此需要改变分流道的尺寸。3.6翘曲分析随着对塑料制品的外观质量和使用性能要求的提高，翘曲变形程度也作为评价产品质量的重要指标。通过翘曲分析可以模拟塑件成型过程，对翘曲变形进行预测，确定改进方案和措施[1]。3.6.1翘曲分析结果综合因素引起的变形图3-34所示为所有因素塑件总变形量的分布情况。从图中可以看出所有因素的总变形量为0.4465mm，变形主要集中在有侧孔的填充末端。图3-34总变形量所有因素X方向的变形结果如图3-35所示，最大变形量为0.1826mm，发生在充填末端的一方。图3-35X方向变形量所有因素Y方向的变形结果如图3-36所示，最大变形量为0.1581mm，发生在浇口和塑件边缘位置。图3-36Y方向变形量所有因素Z方向的变形结果如图3-37所示，最大变形量为0.4276mm，发生在有侧孔的充填末端处。图3-37Z方向总变形量（2）冷却不均引起的变形冷却不均引起的总的变形结果如图3-38所示，总体翘曲量最大值为0.0074mm,发生在有侧孔端的边缘。说明由于冷却不均引起的变形量很小，因此可以说冷却效果可以接受。图3-38冷却不均引起的变形冷却不均引起的X方向的变形结果如图3-39所示，可以看到X方向的翘曲量最大值为0.0020mm，发生在塑件侧孔处。图3-39冷却不均引起的X方向的变形结果冷却不均引起的Y方向的变形结果如图3-40所示。图中显示了Y方向的变形量为0.0006mm，发生在上端大孔处。图3-40冷却不均引起的Y方向的变形结果冷却不均引起的Z方向的变形结果如图3-41所示。可以看到Z方向的翘曲量最大值为0.0073mm，发生在塑件有侧孔的两端面充填末端处。图3-41冷却不均引起的Z方向的变形结果综上所述，冷却不均引起的变形量不大，不是引起塑件翘曲变形的主要因素。因此，我们可以对其忽略不计。（3）收缩不均引起的变形收缩不均引起的总变形量的结果如图3-42所示。总体翘曲量的最大值为0.2180mm，主要表现在有侧孔的充填末端处。图3-42收缩不均引起的变形收缩不均引起的X方向的变形结果如图3-43所示。由图可以看到X方向上收缩不均引起的变形量为0.2177mm。出现在侧孔的充填末端一方。0图3-43收缩不均引起的X方向的变形结果如图3-44所示，Y方向上收缩不均引起的变形量为0.1104mm，主要出现在浇口处和填充末端。图3-44收缩不均引起的Y方向的变形结果从图3-45可以看到，Z方向上收缩不均引起的变形量为0.0589mm，主要出现在主体盖大孔的下端面处。图3-45收缩不均引起的Z方向的变形结果综上所述，收缩不均引起了塑件的轻微翘曲，可以通过改变浇注系统来减少收缩不均引起的变形。（4）取向引起的变形图3-46所示为塑件模型在分子取向影响下的变形量结果。可以看到分子取向因素引起的总变形量为0.1188mm，主要出现在主体盖大孔的内侧。图3-46分子取向引起的变形结果如图3-47所示，X方向分子取向因素引起塑件的变形量为0.1003mm，主要出现在塑件有侧孔的充填末端的一方。图3-47分子取向引起的X方向的变形结果如图3-48所示，Y方向分子取向因素引起塑件的变形量为0.0726mm，主要出现在主体盖大孔下端面处。图3-48分子取向引起的Y方向的变形结果如图3-49所示，Z方向分子取向因素引起塑件的变形量为0.0814mm，主要出现在塑件主体盖大孔处。图3-49分子取向引起的Z方向的变形结果综上所述，分子取向导致塑件发生了少量的变形，不是引起塑件翘曲变形的主要因素。因此，我们可以对其忽略不计。（5）角效应引起的变形角效应引起的总的变形结果如图3-50所示。从图中可以看到，总体翘曲量最大值为0.4257mm，主要出现在有侧孔的填充末端。图3-50角效应引起的变形结果如图3-51所示，X方向上角效应引起的变形量最大为0.1140mm，主要出现在侧孔处。数值较小，可以忽略不计。图3-51角效应引起的X方向的变形结果如图3-52所示，Y方向上角效应引起的变形量最大为0.0985mm，主要出现在主体盖上端大孔的上边缘处。图3-52角效应引起的Y方向的变形结果如图3-53所示，Z方向上角效应引起的变形量最大为0.2904mm，主要出现在有侧孔的充填末端。图3-53角效应引起的Z方向的变形结果3.6.2翘曲优化方案由以上分析结果可知，塑件翘曲变形的主要原因是熔体的不均匀收缩，综合各种因素对制件变形的影响，应对浇注系统进行调整。3.7收缩分析塑料的收缩性是指塑料从模具中取出冷却到室温后16-24h，塑件各部分尺寸与原来在模具中的尺寸相比都有所缩小的性能。通过收缩分析结果选择合理的塑料收缩率，保证型腔的尺寸在允许的工差范围内[1]。3.7.1收缩分析结果（1）体积收缩率图3-54为模型顶出时的体积收缩率结果。由图可以看出在主体盖上端大孔处体积收缩率较大，约为8%。图3-54顶出时的体积收缩率结果模型的体积收缩率结果如图3-55所示。在30.59s时，塑件各部分的体积收缩率相差更大，接近15%，会严重影响塑件的外形尺寸。图3-55体积收缩率结果（2）收缩查询收缩检查图表示应用屏幕结果推荐的收缩率是否合适。图3-63为模型的收缩检查结果。由图可以看出，此塑料塑件的收缩率合适程度相差是比较大的，会严重影响塑件的质量。图3-56收缩检查结果3.7.2优化收缩方案由以上结果的分析可知，该塑件注射成型之后的质量是很不乐观的，为了提高塑件的质量，需要对其进行优化。通过分析可知，主要是由于注射浇口设置不合适，可以适当修改浇注系统和优化工艺条件，选择收缩性更小的材料，以提高塑件成型质量。第4章塑件和模具的调整及其优化4.1制件设计参数的调整由分析结果可知，在充填过程中，在塑件侧孔充填末端和主体盖大孔处存在多处气穴，因此应调整制件此处的厚度以减少气穴的产生。因此，将塑件主体盖大孔处的尺寸增大，直径由36mm增大为38mm，侧孔处的厚度由3mm减少为2.5mm。4.2模具设计结构的调整由分析结果可知，模具设计的浇注系统、冷却系统的设计均需要进行设计的调整，从而得到质量更好的塑件。4.2.1浇注系统的调整在冷却过程中，主流道达到塑件顶出温度的时间为24.41s，而塑件整体达到顶出温度的时间最大为57.58s，这将导致塑件成型周期太长，大大降低了生产效率。同时，充填过程中，在分流道浇口处熔体的剪切速率过大，达到了107100（1/s),大大超过了材料所允许的最大剪切速率2400（1/s)。在分流道浇口位置处，壁上剪切应力为0.4504MPa，也超过了熔体所允许的最大值0.26MPa。综上所述，应修改浇口流道尺寸和浇口的尺寸。将浇口的宽度由2.4mm改为3mm，长度由0.8mm，改为1.5mm。将分流道直径由5mm改为6mm,将主流道始端直径由4mm改为5mm,末端直径修改为7mm。并将主流道长度减少5mm,修改为50mm。4.2.2冷却系统的修改由冷却系统分析结果可知，冷却系统的冷却性能不均匀，并且塑件达到顶出的相差时间较大，最大处为57.58s,最小处仅为8s。并且塑件表面温度分布不均匀，流道温度分布不均匀，因此需要改变分流道的尺寸，由直径8mm调整为10mm。4.3优化后填充分析结果剪切速率剪切速率从图中可以看出，方案修改后的模型剪切速率为10060(1/s)，与初始设计方案的剪切速率相比有了明显的下降，低于材料允许的最大剪切速率。说明浇口尺寸的修改使模型的剪切速率得到了改善，保证了材料在充填过程中的稳定性。图4-1体积剪切速率结果2.壁上剪切应力优化后的壁上剪切应力结果如图4-2所示，从图中可以看出，优化后的型腔壁上剪切应力为0.1864MPa，低于材料所允许的壁上剪切应力0.26MPa，符合要求。图4-2壁上剪切应力结果3.气穴图4-3为模型优化后的塑件中存在的气穴结果，从图中可以看出，在经过塑件壁厚调整后，气穴量减少了许多，使塑件的质量有了很大的改善。图4-3气穴由上述分析结果可知，优化后的充填过程注射位置处压力变化比较均匀，剪切速率和壁上剪切应力也有所降低，表明整个流动过程中是平衡的。4.4优化后流动分析结果1.顶出时的体积收缩率图4-4为模型的顶出时的体积收缩率结果。从图中可以看出体积收缩率比优化前大一些，但与之前相比，体积收缩率分布更加均匀且收缩率范围与之前相比也有所缩小。图4-4顶出时的体积收缩率结果4.5优化后的冷却分析结果回路冷却液温度优化后的回路冷却液温度结果如图4-5所示，从图中可以看出优化后回路冷却液温差有所减小，说明冷却系统得到了改善。图4-5回路冷却液结果塑件达到顶出温度的时间图4-6所示为塑件达到顶出温度的时间。从图中可以看出，塑件达到顶出温度的时间为54.98，与优化前相比有所下降，提高了生产率。图4-6塑件达到顶出温度的时间塑件最高温度图4-7所示为塑件最高温度结果。从图中可以看出，冷却系统优化后塑件最高温度为143.2℃，与之前相比有所降低，但还是高于工程所设的温度93℃。这是因为冷却时间较短，因此，需要增加冷却时间。图4-7塑件最高温度塑件平均温度图4-8所示为优化后的塑件平均温度结果，从图中可以看出，塑件平均温度为105.2℃，与优化前相比有所降低。但还是稍高，从这也可以看出应该增加冷却时间。图4-8塑件平均温度结果塑件最高温度位置图4-9为优化后的塑件最高温度位置。从图中可以看出优化后的塑件温度分布比较均匀。图4-9塑件最高温度位置塑件温度图4-10为优化后的塑件温度，从图中可以看出优化后的塑件温差在20℃以内。并且温差分布也比较均匀，符合要求。图4-10塑件温度流道平均温度图4-11所示为优化后的流道平均温度。从图中可以看出，流道的温差降低，但还是较大，还需对冷却系统进行修改。图4-11流道平均温度综上所述，在冷却系统优化后，塑件在所制定的时间内仍然无法达到顶出时的温度，所以冷却效果还需提高。所以，应对冷却系统的参数进行调整。由于塑件达到顶出时温度的时间大约为55s，注射时间大约为2s，保压时间为14s，所以设置注射、保压、冷却的总时间为71s，并再次分析。对再次优化后的改变较大的结果统计如下：1.图4-12所示制件达到顶出温度的时间，从图中可以看出，塑件达到顶出温度的时间缩短为50.29s，因此，成型周期有所缩短。图4-12达到顶出温度的时间图4-13所示为塑件最高温度结果。从图中可以看出塑件最高温度为60.40℃，低于工程所设的顶出时的温度93℃。达到了塑件顶出时的温度要求。图4-13塑件最高温度结果图4-14为再次优化后的流道平均温度结果。从图中可以看出，优化后的流道平均温差大大降低。可以使流道得到充分的冷却，使开模得以顺利完成。图4-14流道平均温度结果综上所述可知，在对冷却系统优化后，冷却效果比之前好，达到了设计的要求。4.6优化后的翘曲变形分析结果综合因素引起的变形图4-15所示为翘曲变形优化后的塑件综合所有因素引起变形的结果。从图中可以看出翘曲的总变形量由之前的0.4465mm将为0.2781mm，说明翘曲变形得到了改善。图4-15综合因素引起的变形结果2.收缩不均引起的变形图4-16所示为优化后的收缩不均引起的变形结果。从图中可以看出收缩不均引起的总变形量下降为0.1938mm，与优化前相比有少量的降低。图4-16收缩不均引起的变形结果角效应引起的变形图4-17所示为优化后的角效应引起的变形结果。从图中可以看出角效应引起的变形量由0.4257mm减少为0.2834mm，翘曲变形得到了优化。图4-17角效应引起的变形结果综上所述，优化后的总变形量与优化前相比有明显的降低，但翘曲变形量还是稍微过大，因此，仍需进一步优化。4.7优化后的收缩变形结果图4-18所示为模型优化后的体积收缩率结果。从图中可以看出塑件的体积收缩率由原来的12.29%降低为9.593%，并且优化后各部分的体积收缩率差不多，可以提高塑件的质量，因此，优化后的塑件质量有所改善。图4-18顶出时的体积收缩率结果优化后的模型体积收缩率结果如图4-19所示。从图中可以看出塑件的体积收缩率与优化前相比有所降低，并且收缩率的差值也有所缩小，降低到约12%。避免了优化前由于各部分体积收缩率相差太大而导致的收缩翘曲缺陷。图4-19体积收缩率结果收缩查询图4-20所示为模型优化后的收缩查询结果。与优化前相比，不合适的红色区域有所减少，且多集中在充填末端，属于正常现象。说明优化后的结果是比较可观的。图4-20收缩查询结果综上可知，在修改了浇注系统并使用了收缩率较小的材料后，塑件的质量有明显的改善。第5章基于正交实验多工艺参数优化5.1正交实验概述在工艺参数优化过程中，模具温度、熔体温度、注射速度、保压压力、保压时间、冷却时间的设计变量相当重要。由材料允许范围选取设计范围：1）熔体温度-T1塑件采用的材料是PP,在Moldflow材料库中提供的所选取的材料的注塑温度范围：T1=200～280℃，推荐值是230℃，在这个推荐值区间，取4个值，选取T1=220℃，230℃，235℃,240℃。2）模具温度-T2Moldflow的材质库中提供了选取材料的模具温度范围：T2=20～80℃，推荐值是50℃，在这个推荐值区间，取4个值T2=45，50℃，55℃，60℃。3）注塑时间-t1根据实际情况和模拟分析，注塑时间t1=0.4～1.6s之间取4个值，则t1=0.4s，0.8s，1.2s，1.6s。开模时间固定在5s不变。4）保压时间-t2根据实际情况和模拟分析，保压时间t2=10～16s之间取4个值，则t2=10s，12s，14s，16s。保压时间-P根据实际情况和模拟分析，取4个值，P=90%，93%，97%，100%。5.2基于正交试验多工艺参数优化利用流体分析软件Moldflow模拟成型及翘曲过程，对塑件注塑成型过程中的因素进行优化设计，减小翘曲变形从而提高成型精度。利用正交安排实验确定一下实验指标、设计变量以及约束条件。在各因子的取值范围内，每个因子均匀地取4个水平，如表5-1所示。表5-1影响翘曲指标的因子及水平因素水平A（注射温度T1/℃)B(模具温度T2/℃)C(注塑时间t1/s)D(保压时间t2/s)E(保压压力P/%)1220450.410902230500.812933235551.214974240601.616100根据因素及水平划分，采用五因素四水平的正交实验矩阵设计实验，采用正交表L16（45），并且按照表5-2设置的参数进行模拟实验。并记录最大翘曲变形量Z，得到相应的正交表。表5-2L16（45）实验表及翘曲变形变形量Z数值因素水平A（注射温度T1/℃)B(模具温度T2/℃)C(注塑时间t1/s)D(保压时间t2/s)E(保压压力P/%)Z（mm)1220450.410900.21852220500.812930.12893220551.214970.12464220601.6161000.12985230450.8141000.12436230500.416970610930212900216930.145710235501.614900.135011235550.4121000.161012235600.810970.287213240451.612970.121214240501.2101000.252315240550.816900.167416240600.414930.1523把各影响参数在不同水平下模拟试验的翘曲量均值用用因子水平的极差分析工艺参数对翘曲变形量的影响数据，如表5-3所示。表5-3因子水平的极差分析ABCDER为因子在4个水平下最大值与最小值之差，即因子水平下极差。均值10.15050.15240.16920.23630.1642均值20.14800.16520.17700.13680.1535均值30.18220.16000.16470.13410.1695均值40.17330.17630.14330.14700.1669R0.04020.02390.03380.10220.0160排序24315通过极差分析表明：影响翘曲的最重要因子是保压时间和注射温度，注塑时间、模具温度和保压压力影响性不大。最优方案是A2B1C4D3E2，即选用注射温度230℃、模具温度45℃、注塑时间1.6s、保压时间14s、保压压力为保压开始阶段压力93%的V/P转换点压力。图5-1所示为在最优工艺参数条件下分析得到的翘曲变形结果。图（a)是总翘曲变形量；图（b)（c)（d)（e)分别是由冷却不均、取向原因、收缩不均匀、角效应原因引起的翘曲变形量。从图中可以看出最优工艺参数下得到的总翘曲变形量为0.120mm，与做过的试验结果相比确实得到了最小的翘曲变形量。图（a) 图（b)图（c)图（d)图（e)图5-1最终翘曲分析结果洛阳理工学院毕业设计论文PAGEPAGE76第6章方案优化后的结果6.1方案优化前后的结果方案优化前后的分析结果统计如表6-1所示。表6-1方案优化前后的分析结果过程项目优化前优化后充填分析充填时间/s1.3851.848速度/压力切换时的压力/MPa21.1811.51流动前沿温度/℃271.8～272.0229.3～230.2塑件总体温度/℃267.7～276.0270.0～280.3注射位置处压力/MPa21.372.923剪切速率/(1/s)1071001006壁上剪切压力/MPa0.45040.1864充填末端压力/MPa20.192.347压力/MPa21.182.933锁模力/T1.4380.7119气穴多少熔接线少少流动分析顶出时的体积收缩率10.60%～15.59%11.47～16.03冻结时间/s30.4232.01冷却分析回路冷却液温度/℃25.01～26.1725～25.29回路流动速率/lit/min3.3875.928回路液雷诺数1000010000回路管壁温度/℃26.06～28.7325.22～26.35塑件达到顶出温度的时间/s68.5250.29冷流道达到顶出温度的时间/s28.1422.00塑件最高温度/℃169.960.40续表6-1冷流道最高温度/℃87.5034.73塑件平均温度/℃47.08～125.131.44～51.23冷流道平均温度/℃41.93～75.1528.47～34.48塑件温度分布不均匀均匀塑件温度/℃40.76～62.7529.76～42.50模具温度/℃34.42～52.8526.75～38.55翘曲分析综合因素引起的变形量/mm0.44650.1200冷却不均引起的变形量/mm0.00740.0068收缩不均引起的变形量/mm0.21800.0905取向因素引起的变形量/mm0.11880.0655角效应引起的变形量/mm0.42570.1238收缩分析体积收缩率/%19.0715.27收缩查询相差较大比较可观6.2方案优化后的总结与分析由表6-1，可以得到以下结论：充填时间虽从1.385s增加到1.848s，但有利于型腔内气体的排出，减少气穴。充填时的压力由21.18s减小为11.51s，但并没有引起飞边等缺陷，并且模具的磨损程度缩小。塑件的总体温度差值虽然由8.3oC略微增大到10.3oC，但从温度分布图可以看出，温度分布更加均匀。充填时的剪切速率由1071001/s降低到10061/s，有效地缓解了因体积剪切速率过高引起的塑料熔体分解，保证了冰箱用塑料配件的质量。壁上剪切应力从0.4504Mpa减小到0.1864Mpa，低于材料所允许的最大剪切应力，说明流动趋于稳定。注射位置处压力从21.37Mpa减小到2.923Mpa，,有助于体积剪切速率的降低。顶出时的体积收缩率的差值范围变动不大，说明在模具加工时要考虑体积收缩率的因素来设置工差配合。气穴明显减少，有利于提高塑件的表面质量。锁模力、压力、充填末端压力的降低减少了对注射机的要求，提高产品的经济性。回路冷却液温度和回路管壁温度都有所降低，说明回路冷却速率趋于稳定、冷却系统良好，有利于保证塑件的质量。回路流动速率从3.387增大到5.928lit/min，提高了冷却速率。塑件和冷流道达到顶出时的温度所用的时间都有所降低，对于缩短成型周期有重要的意义，有利于提高生产效率。塑件和冷流道的最高温度都大大降低，满足了塑料熔体顶出时的最低温度。塑件和模具温度范围差都有所缩小，提高了塑件的质量和模具的寿命。翘曲总变形量从0.4465mm降低到0.1200mm，提高了塑件成型后的质量。综上所述，优化后的方案更具合理性，塑件的质量得到了提高，生产周期也有所降低，生产效率得到了提高。但有的地方仍需做出修改。6.3工艺参数在方案优化后，塑件及模具的各项参数如表6-2所示。表6-2各项参数项目优化前优化后塑件侧孔厚度3mm2.5mm塑件底端大孔直径36mm38mm浇口宽度2.4mm3mm长度0.8mm1.5mm厚度2.1mm2.1mm分流道始端5mm6mm续表6-2末端4mm5mm主流道始端4mmm5mm末端6mm7mm冷却水路水管数量68直径8mm10mm冷却时间30s80s开模时间5s5s6.4工作原理该注塑模具选用的是侧向分型与抽芯机构的模具，开模时动、定模合模。注射过程开始，熔融塑料注入密闭型腔，经过注射、保压、冷却后，开启模具。在开模的过程中，动模部分首先在液压力的作用下进行开模动作，塑件随动模部分向下移动，然后与塑件相连的主流道凝料从浇口套中脱出。同时，在斜导柱作用下侧型芯滑块随动模后退的同时作侧向移动并脱离塑件，直至斜导柱与它们脱离，侧向抽芯与分型结束。在动模移动到合适的位置后，推杆在型芯的导向作用下将塑件推出。取出制品后，模具进行合模动作，推杆、推板和推杆固定板在复位杆的作用下回到正确位置，完成制品的成型过程。模具装配图如图6-1所示：图6-1模具装配图1-推板2-推杆固定板3-下模座4-螺钉5-销钉6-支撑块7-动模垫板8-动模板9-型芯10-定模板11-上模座12-销钉13-冷却水道14-销钉15-浇口套16-型腔17-定位圈18-拉料干19-导套20-导柱21-复位杆22-限位螺钉23-弹簧24-档块25-侧型芯滑块26-楔紧块27-侧型芯28-斜导柱29-推杆30-圆柱销31-螺钉结论本本以冰箱用塑料配件为例，首先对塑件设计合理的模具结构，然后利用Moldflow软件对设计方案进行模拟仿真，并对充填、保压、冷却、翘曲、收缩等注射成型参数进行优化，最终得出最佳成型工艺方案。在完成论文的过程中，遇到了许多问题。首先在用Pro/E建模和模具设计的过程中遇到了一些想不到的问题，其中遇到最多的问题还是对Moldflow软件的使用。初始设计方案存在的问题如下：充填完成后形成了较多的气穴。浇口位置处以及主流道剪切速率和壁上剪切应力过大。制件各部分冷却速度不均匀，冷流道冷却时间过长。制件翘曲变形量较大。针对出现的问题，通过以下方法解决：（1）把侧孔壁厚由3mm减少为2.5mm，从而减少气穴的产生。（2）增大浇口尺寸、分流道尺寸、主流道尺寸，降低剪切速率和壁上剪切应力。将冷却水道的直径由8mm增加到10mm并将管道数从6个增加到8个，减小回路管壁温差，使各部分冷却均匀，减少制件的冷却时间，缩短成型周期。利用正交试验选取合理的工艺参数，确定最优工艺方案。通过对利用Moldflow对设计方案进行多次分析并根据分析结果对工艺方案进行优化，塑件质量一次次得到改善，最后用正交试验得到最合理的工艺方案。根据优化过程可以得知，塑料熔体在型腔内的流动形式是多种因素综合作用的效果。可以通过修改浇口、主流道、分流道的位置和尺寸以及冷却系统进行优化设计，最终得到合理的工艺方案，获得高质量的产品。谢辞在本次毕业设计完成之际，我首先感谢闵老师的耐心指导，也要感谢同学们的帮助。去图书馆借书查资料，还记得和室友在图书馆找了好久都没看见相关的资料，最后想到了去问图书管理人员，在他的帮助下我们顺利地找到了想要的资料。当遇到不懂的地方时，我首先和同学们在一起讨论，讨论不出结果的时候我们就去向老师请教。在闵老师的耐心讲解下，我们得到了很多启发。在毕业设计之前我没有接触过Moldflow这个软件，这个软件是我自己动手安装的，在使用的过程中遇到许多的困难和问题。同学们给了我许多好的建议，闵老师也认真的帮助我分析问题的要点，并且给我指出了正确的修改方向，提高了自己的动手能力。在画装配图的过程中也是各种坎坷，遇到好多小问题，但是，每次闵老师都耐心的帮助我解决问题，最终完成模具装配图。闵老师每周都会抽出宝贵的时间指导我们，帮我们解决软件分析过程中所遇到的问题，同时督促我们不断熟悉软件。在闵老师的耐心指导和同学们的帮助下我才能顺利地完成本次论文的全部工作，并使我对所学的专业知识有了全新的认识，在此我对闵老师表示真诚的感谢和由衷的敬意，也非常感谢同学们对我的帮助。大学四年的学习生涯中，老师们传授给我了许多专业知识和方法，并且传授给我了许多社会经验，为我以后走入社会工作提供了许多宝贵的经验，在此向他们表示感谢。参考文献[1]陈艳霞，陈如香，吴胜金.Moldflow2012中文版完全学习手册.北京：电子工业出版社，2012.[2]李代叙.Moldflow模流分析从入门到精通.北京：清华大学出版社，2012.[3]邹继强.塑料模具设计参考资料汇编.北京：清华大学出版社，2005.[4]孙小捞，邱玉江，杨春荣.Pro/ENGireINEERWildfire4.0中文版教程.北京：人民邮电出版社，2010.[5]齐晓杰.塑料成型工艺与模具设计.北京：机械工业出版社，2013.[6]单岩，蔡玉俊，管爱枝.MOLDFLOW立体词典：塑料模具成型分析与优化设计.浙江：浙江大学出版社，2011.[7]李力，崔江红，肖庆和，刘宏丽.塑料成型模具设计与制造.北京：国防工业出版社，2009.[8]王刚，单岩.Moldflow模具分析应用实例.北京：清华大学出版社，2005.[9]林章辉.塑料成型工艺与模具设计.北京：北京理工大学出版社，2010.[10]田福祥.先进注塑模330例设计评注.北京：机械工业出版社，2008.[11]周其炎.Moldflow5.0基础与典型范例.北京：电子工业出版社，2007.[12]李海梅，申长雨.注射成型工艺与模具设计.北京:化学工业出版社，2002.[13]黄锐.塑料成型工艺学.北京：中国轻工业出版社，997.[14]宋玉恒.塑料注射模设计实用手册.北京：航空工业出版社，1996.[15]洪慎章.注射成型设计数据速查手册.北京：化学工业出版社，2014.[16]肖爱民，沈春根.塑料模具设计与制造完全自学手册.北京：兵器工业出版社，2006.[17]田学军.注射过程分析及工艺参数设定.北京：机械工业出版社，2005.[18]马文琦，孙红镱.塑料成型模拟软件技术基础与应用.北京：中国铁道出版社，2006.[19]单岩，王蓓，王刚.Moldflow模具分析技术基础.北京：清华大学出版社，2004.[20]单岩，王蓓，王刚.Moldflow模具分析应用实例.北京：清华大学出版社，2005.[21]刘琼.塑料注塑Moldflow实用教程.北京：机械工业出版社，2008.[22]王卫兵.Moldflow中文版注塑流动分析案例导航视频教程.北京：清华大学出版社，2008.[23]吴梦陵，张珑.塑料成型CAE-Moldflow应用基础.北京：电子工业出版社，2010.[24]申开智.塑料成型模具.北京：中国轻工业出版社，2006.[25]叶久新，王群.塑料塑件成型及模具设计.长沙：湖南科技技术出版社，2004.[26]王昆，何小柏，汪信远.机械设计基础课程设计.北京：高等教育出版社，2012.[27]沈言锦，林章辉.塑料模课程设计与毕业设计指导.长沙：湖南大学出版社，2008.[28]齐卫东.注塑模具图集.北京：北京理工大学出版社，2007.[29]王树勋，苏树珊.模具实用技术设计综合手册.广州：华南理工大学出版社，2002.[30]中国模具设计大典编委会.中国模具工程大典.北京:电子工业出版社，2007.[31]《塑料模具技术手册》编委会.塑料模具技术手册.北京：机械工业出版社，2002.[32]《塑料模具设计手册》编写组.模具设计手册.北京：机械工业出版社，2002.外文资料翻译InSituOpticalMicroscopeStudyofTheShear-inducedCrystallizationofIsotacticPolypropylene AbstractTheshear-inducedcrystallizationbehaviorofisotacticpolypropylene(i-PP)hasbeeninvestigatedbyinsituopticalmicroscopeundervariousthermalandshearhistories.Ashish-kebabstructureduringgrowthwasobservedunderawellcontrolled,however,weakshearfield.Accordingtoourresultsundertheseweakshearandthermalhistory,amodifiedmodelwasproposedforthegrowingprocessofmeltshear-inducedcrystallizationofi-PP.Furthermore,manyphysicalinsightswereprovidedonseveralstillunsettledissuessuchasextendedchaincrystals,rownuclei,andsmecticorderingquestions.Keywords:Polypropylene;Crystallization;Shish-kebab1.IntroductionInmostpolymerprocessingoperationssuchasinjectionmolding,filmblowing,andfiberspinning,themoltenpolymerchainsaresubjectedtointensiveshearandelongationalflowfields.Itisknownthatprocessingconditionsprofoundlyinfluencetherateofsolidification,thesemicrystallinemorphology,andultimatelymaterialproperties.Thesemicrystallinemorphology(shish-kebabstructure)thatdevelopedundershearfieldistypicallyverydifferentfromwhatisobservedunderquiescentconditions.Itisgenerallybelievedthatpolymerchainsareorientedandstretchedbytheshearflowandcancrystallizewithdifferentkineticsandconsequentlydifferentmorphologies.Althoughshearflowisoftenconsideredasa‘weak’flow,however,itdoesaffecttheoverallcrystallizationkineticsandmodifythefinalmorphologiesandpropertiesofpolymericmaterials.Inrecentyears,studiesofflow-inducedcrystallizationhavedrawnalotofinterestsbecauseitrevealsthepossibilitiesofcontrollingandpredictingthefinalmorphologiesandpropertiesofthesemicrystallinepolymersinmostofthetransformationprocesses,meanwhile,providedanopportunitytounderstandsomefundamentalissuesamongmolecularconformations,orderingprocesses,aswellasnucleationandcrystallizationkinetics.Inthiscommunication,wepresentsomeresultsofinsituopticalmicroscopystudiesofshear-inducedcrystallizationofisotacticpolypropylenemeltsundervariousthermalandshearinghistories.Itdirectlyrevealedthelamellargrowthprocessoccurredfromanorientedlongshishstructure.Thesefibrillikeshishstructure,theperpendicularlamellargrowthgeometry,aswellasthebeta-formationanditsmeltingbehaviorcanprovidemanyphysicalinsightsonseveralstillunsettledissuessuchasextendedchaincrystals,rownuclei,andsmecticorderingquestions.Moredetailedscatteringstudiesarestillunderwayinourlaboratory.2.ExperimentaldetailsTheisotacticpolypropylenehomopolymerwasprovidedbyYanshanPetrochemicalCorp.Inc.Themolecularweightsofi-PPresin,asobtainedfromtheGPCexperiments,areMn=9.62104,Mw=4.38105withapolydispersityD=4.55.ALinkamCSS-450high-temperatureshearingstage(LinkamScientificInstrumentsLtd,Tadworth,Surrey,UK),andanopticalmicroscope(NikonE600POL)wereusedinthisstudy.ThemechanicaldesignandelectroniccontroloftheLinkamshearstageprovidedadequateconditionsforthepresentexperiments,suchasthesamplethickness,temperature,shearrateandheating/coolingrate.Inrecentyears,thismodelofapparatushasbeenusedforinvestigatingtheshear-inducedcrystallizationofpolymersinmanyresearchworks.Inourexperiments,steadyshearmodewasselected.Thegapbetweenthewindowswas20um.Theexperimentprocedurewaschosenasfollows:(1)Heatingat30oC/minfromroomtemperatureto200oC;(2)annealingat200oCfor5mintoeliminateallpossibleresidualstructure;(3)coolingatarateof30oC/mindownto140oC;(4)thesampleswereimmediatelyshearedat140oCfor5s;(5)aftershearcessation,thesampleswereisothermallycrystallizedat140oCandthemicroscopephotosweretakeninsitubyaCCDcamera(NikonCoolpix4500).Theopticalcharacteristic,i.e.thesignofbirefringenceofthemicromorphologicfeaturewasdeterminedbymeansofaprimaryredfilter(-plate)locateddiagonallybetweencrosspolarizers.3.ResultsanddiscussionFig.1showsthepolarizedopticalmicrographsofi-PPsamplesshearedatarateof0.5s-1.Classical‘shish-kebab’morphologiesareclearlyobserved.Thelandscapeorientationoflamellaerunperpendiculartothenarrowbackboneasthekebabstructureshouldbe.Thestructureisincloseresemblancetothepolymorphicshish-kebabmorphologyinPPmeltsshearedwithfibers,crystallizationinfibers/polymercomposites,orsamplecrystallizationbyarazorbladeshearinthemelt,however,inourexperimentthereisneitherfibersnorothernucleationspecieswereused.Recently,Pogodina,SharamaandHsiaostudiedflowinducedcrystallization.Theshish-kebabstructurewereobservedathighshearrates,atweakshearconditions(below1s-1),onlycontinuousnucleationwerefound.Tothebestofourknowledge,thisisthefirstrealspaceobservationofashish-kebabstructureduringgrowthwithawellcontrolledweakshearfield(shearratebelow1s-1)andwithoutfurthersheardestructionofsuchastructure.Itisobviousfromourobservationthatwheni-PPmeltwassubjectedtoshear,eithermolecularchainsorshorthelicalsegmentsareorientedandalignedalongtheflowdirection.Aftershearstopped,theorientedi-PPmolecularchainsorrownucleiservedassitesforeitheranepitaxialprimarynucleationgrowthormaybeforasecondarynucleationandgrowth.Itisgenerallyknownthatthefractionofb-formcrystalincreaseswithshearratefori-PPundertransformation.Theb-formofi-PPdemonstratesdifferentperformancecharacteristics,includingimprovedelongationatbreakandimpactstrength.Itcanbeobtainedbysomespecialtechniquessuchaswiththeadditionofcertainheterogeneousnucleatingagents,thecrystallizationinatemperaturegradient,ortheshear-inducedcrystallization.Thespherulitewhichoriginatedfromandattachedtotheorientedfoldedchainlamellae/crystalsorkebabswasprobablyformedthroughthegrowthtransformationfromtheorientedfront.ThisforminthespecimencanbeselectivelymeltedoutbyheatingthesamplefromTcto156oC.Theamountofformissmallinourexperiment,probablyduetothelowshearrate(1s-1)used.Whenthepolymermeltwassubjectedtoshear,itisnaturalthatthepolymerchaininthemeltisextendedalongtheflowdirectionandformsextendedmicro-fibril-likestructures,providedthattheshearrateishigherthanthelongestrelaxationrateofasinglechainorthedisentanglementrateofmultiplepolymerchains.Inoursystemweknowthatthei-PPformsentanglednetwork,withmolecularweightmuchlargerthantheaveragemolecularweight(ofi-PP)betweenentanglementscouplingpoint,Mg.TheshearrateforNewtoniantonon-Newtoniantransition(ornetworkdeformation)happensataround100s-1,whichismuchhigherthantheshearrateforourshish-kebabformation.Therefore,wethinktheentanglednetworkwearedealingwithmustbefurtherimmobilizedbysomefixedpoints(intermsoftimescalewhichmustbelongerthanoursheartime)attheentanglementjunctionsinourexper-imentalconditions.Thesefixedjunctionpointsdonotneedtobepermanentlyfixed,suchascovalentbondingorpermanentcrystallite.Aslongastherelaxationtime(ordissipationtime)ofthesejunctionpointsarelongerthanoursheartime(inverseshearrate),whichwillbesufficienttocausethenetworkdeformationandthechainbundleformation.Therefore,weproposethateithersomefluctuatinghelicalstructureorsomecrystalembryocouldhaveformedattheentangledjunctionpoints.Thesejunctionpoints,temporarymaybe,mayhavealreadyformedatthetemperatureandshearrateofourexperimentalconditionswhichallowsthestretchofabundleofchainswhichmaybeconsequentlygrowintotheextendedchaincrystalshishoraliquidcrystallinelikeorderedshishstructure(wecannotdistinguishthetwopossibilitiesinouropticalmicroscopicobservation,andwecannotmakepreferencewiththecurrentexperiments).Alowshearrate,suchas1s-1isenoughtodeformandstretchthenetworkchainsandalignthechainstogetherwiththehelicalsegment(orcrystalembryo)intoextendedformorrowform.Furthermore,thestretchinducedorderatatemperaturebelowthemeltingtemperature(e.g.140oC)couldpossiblyinducethetransformationofthehelicalsegmentsintoasmecticorderedliquidcrystalline(LC)structureorarownucleistructurewithananometerlengthcorrelation-length.Althoughwecannotdistinguishdirectlythestretchedpolymerchainbundleswhichmaybefurthercrystallizedintoextendedcrystals,fromtherownucleiwithpolymerchainbundleinbetween,orfromsmecticorderingassuggestedinRefs,however,fromthelowshearrateresponseandthePLMpicturesofourexperiments,webelievetherownucleimodelisthemorerealisticone.TheSAXSpeaksobservedinRefs,arenotnecessarilycomingfromasmecticorderedshish.TheSAXSpeakinthereciprocalnanometerrangemerelyreflectedthatapreferredcorrelationlengthofnanometerdoesexist.Wesuggestthatthispreferrednanometerdimensioncouldcomefrom,Me,thestrandmolecularweightbetweenentanglementcouplingpoints.Supposewehaveastringofrownucleicomingfromthecrystalembryoinitiatedattheentanglementpoints,thenthesestringofnucleiwillbenaturallyseparatedbyadistancedistributedaroundtheaveragelengthofMe,whichisabout10–20nm(orabout70–100monomerunites).Regardlesswhetherthereisasmecticorderorjustaroworderwithanarrowcorrelation-lengthdistributionfromourexperiment,afibril-likestructureisdefinitelyformedwhichpromotestheepitaxialgrowthoffoldedchainlamellaeandfilledthespaceperpendiculartotheflowdirection.Thatresultsinacylindricalsupra-molecularmorphologicalstructureknownas‘shish-kebab’.Itisobviousfromthispicturethatthehighmolecularweight,highshearrateandlowercrystallizationtemperaturewillallpromotethiseffect,aslongastheshearstrainisnottoolarge(above200%)todistorttherowstructuresandthetransversecrystalsformedsubsequently.SomaniextendedtheideaofKellerforelongationalflow-inducedcrystallizationtoshear