基于cfd的非圆截面制件残余壁厚形成数值模拟

基于cfd的非圆截面制件残余壁厚形成数值模拟

作为一种新兴的辅助介质形成技术，将高压水注入指定的介质中，用专用于加热设备将高压水注入空腔中，促进高温熔胶的前进，形成中空腔制件。同传统的气辅成型(Gas-assistedinjectionmolding,GAIM)相比,水辅助成型技术拥有生产周期短、生产成本低、制件内部平滑、可生产大直径塑件等一系列优点,拥有广阔的市场前景。残余壁厚作为衡量水辅助注射成型性能的重要指标,国内、外已开展了大量研究工作。LIU等通过试验方法研究了加工工艺对穿透长度及残余壁厚的影响;PROTTE等研究了材料特性与工艺参数对残余壁厚的影响;邓志武等研究了短射法成型时不同工艺参数对残余壁厚的影响;曲杰等应用数学方法对圆管状制件残余壁厚的影响因素进行了分析;CHANG等应用CAE软件对薄壁平板结构制件充模流动过程进行了数值模拟,并与试验结果进行了对比分析;辛勇等采用数值模拟的方法研究了气辅成型熔体壁厚与注射压力与熔体温度的关系。然而目前针对水辅成型充摸流动的数值分析多基于广义Hele-Shaw模型,忽略了水相区湍流特性的影响及注射过程的热交换。而针对水辅成型过程进行的试验分析,模具多采用薄壁或圆管腔结构,没有考虑截面几何形状对于制件残余壁厚的影响。针对非圆截面制件残余壁厚形成进行了数值模拟,考虑了湍流作用对水流穿透过程的影响,并引入基于Boussinesp涡粘性系数方法的SSTk-ω双方程来封闭雷诺运动方程;使用流体体积法(Volumeoffluid,VOF)方法追踪两相流动的自由界面,采用基于广义牛顿流体的本构方程以及表征聚合物熔体剪切粘度的Cross-WLF模型;应用FLUENT流体计算软件对水辅助成型过程进行仿真,并将仿真与试验结果进行了对比,得到了影响制件残余壁厚的主要因素。1数学模型1.1界面不稳定因素水辅成型水流穿透过程是非牛顿聚合物层流与高雷诺数牛顿流体湍流的耦合流动过程,涉及到熔体的粘性包裹、两相界面不稳定、相间热传导以及熔体粘弹性等多因子的耦合作用,其复杂性主要源于水流前锋穿透过程中的粘性包围和界面不稳定,为简化流动过程,现做如下假设:(1)初始条件下,熔胶在模具腔内均匀分布,忽略熔胶注射过程对于两相流动水流穿透过程的影响;(2)流体不可压缩;(3)将聚合物熔体视为广义牛顿流体;(4)壁面熔体无滑移。1.2sstk-双程模型的热传导模型式中,ρ,ui分别为熔体密度及速度。雷诺平均运动方程式中,为雷诺应力项。湍流模型:由于雷诺平均方程较瞬时N-S方程多了雷诺应力项,运动方程不封闭,应用Boussinesq假设,认为雷诺应力与平均速度梯度成正比,表达式如式(3)所示。式中μt——湍流粘度k——湍流动能在实际中发现,k-ε双方程模型对两相热传导有过预测,这里采用对热传导预测较好的SSTk-ω双方程模型对运动方程进行封闭k-ω模型中湍流粘度式中,α*为低雷诺数修正系数。湍流动能k的输运方程湍流耗散率ω的输运方程式中Gk——平均速度梯度产生的湍流动能项Гk,Гω——k,ω的有效扩散项Yk,Yω——k,ω的耗散项Dω——正交耗散项式中σk——k的湍流普朗特数σω——ω的湍流普朗特数式中λeff——有效热传导系数(τij)eff——偏应力张量E——流体总能体积分数方程:采用VOF方法来追踪两相界面,设ϕi为计算单元内第i相的体积分数,则两相界面可用体积分数ϕi的连续性方程式求算,基准相的体积分数ϕi由材料流变学可得材料的本构方程剪切速率张量&γ表示为剪切粘度η采用七参数Cross-WLF粘度模型进行拟合。同Cross-Exp模型相比,Cross-WLF模型适应的温度范围更宽,能更准确地描述伴有冷却效应的熔体流动,Cross-WLF粘度模型丙烯腈—丁二烯—苯乙烯共聚物(Acrylonitrilebutadiene-styrene,ABS)的物性参数如表1所示。1.3压力上升时间溢料出口边界条件水针入口边界条件如下。压力入口式中p0——初始注射压力p1——保压压力t0——压力上升时间溢料出口边界条件如下。压力出口式中Vm——注射水体积V0——溢料腔体积1.4水针针体网格结构制件的实体建模时,为简化制件仿真模型,提高运算速度,在不影响制件各段腔体充模流动过程的情况下,去掉了制件原有的实心薄壁表盘部分,并对制件一些细微的工艺结构做了简化处理,有利于制件三维网格的划分。网格的划分综合考虑了数值计算精度、计算花费时间等因素,水针针体采用了四面体非结构网格进行局部加密,制件采用了六面体及四面体混合网格,共划分网格单元147110个。制件三维网格划分见图1。数值模拟启用隐式时间方案,采用PISO算法求解压力—速度耦合方程。数值离散格式设置:对流项采用了一阶迎风格式,压力项采用了PRESTO格式,使用了精度较高的Geo-Reconstruct界面重构技术追踪两相界面;时间步长设定为10-5~10-4s。2试验条件2.1水辅成型试验图2所示为水辅成型采用的水液压设备,系由浙江大学流体传动及控制国家重点试验室自行研发。设备主要由水液压泵源、蓄能器、增压缸、水压阀组、水箱及水针组成。水液压系统最大注水压力为25MPa,最大注水流量100L/min,一次注水量最大可达1.8L。试验中采用压力传感器采集水针入口压力数据;位移传感器采集增压缸位移数据,并经处理得到注射流量信息。水辅成型试验中选用博创BT260V-1型注塑成型机,最大锁模质量260t;试验模具由金典模具公司设计、制造。工艺参数设置如下。熔体温度为200℃;模具温度为50℃;熔胶注射时间为6s;注水延迟时间为1s;初始压力设定为1MPa;保压压力为18MPa及12MPa。2.2构的水针不能满足需求水针作为水液压设备和注塑机模具腔的接口元件,其喷嘴结构直接影响着水辅成型制件的成型效果。水针不仅要求应具有较大的通流能力,且应有效防止高温熔胶流入水液压设备。在试验中发现,对于流动性较好的材料而言,普通的孔式喷嘴结构的水针无法满足需求。在大量试验基础上,设计了如图3所示的一种新型活动芯型环状喷嘴水针,水针主要由活动芯、水针套、气针组成。射胶时,活动芯受压回到原位,依靠与气针的密封阻挡了熔胶的进入;在高压水注入时,活动芯前移并与气针形成圆环缝隙,水流通过缝隙注入进模具腔。由于水针的最大过流面积由活动芯极限位置确定,因此可通过变动水针套的位置,来实现水针的最大通流量可调,进而满足各种不同流量要求的制件。图4所示为水针套位移为L=0mm及L=1.5mm时的最大通流流量情况。结果表明,其通流流量随着保压压力及水针套位移的增加而增大。此水针可满足不同流量需求的制品,有很好的实用价值。与此同时,气针还可在注水结束后向模具腔中注入适当高压气,对制件进行排水操作。3在模拟分析和实验结果的分析中3.1动态双向流量误差图5、表2所示为仿真及试验平均流量对比情况,结果表明,12MPa、18MPa压力下系统平均流量误差分别为6.4%与8.4%,但试验中瞬间注射流量较仿真偏大,这主要是由于管路内可能含气导致增压缸瞬时速度较大;同时,由于仿真中忽略了流体的压缩性及弹性,在注水结束时其流量发生突变,而试验流量变化则较平缓。3.2残余壁厚hcr测量为综合反映非圆截面制件的残余壁厚情况,引用中空率Фhcr来对制件截面的残余壁厚进行表征,中空率Фhcr定义为式中Ab——制件截面中空面积Ac——制件截面总面积同时为反映制件残余壁厚的分布情况,采用偏差δd来表征残余壁厚内外侧偏差,偏差式中δi——制件内侧壁厚δo——制件外侧壁厚沿水流穿透方向选取制件上9个位置点来测量其残余壁厚情况,并按截面形状将制件分为A、B、C三段,如图6所示。3.2.1实际充模流动过程的数值模拟结果图7和图8为18MPa及12MPa压力下各测量点试验及仿真的残余壁厚结果,表3为试验和仿真中空率的对比,结果表明,制件B段整体结果符合较好,A段及C误差相对较大。如图7所示,在A段制件的(1)及(2)位置,仿真与试验的的残余壁厚结果相差较大。这主要是因为(1)及(2)位置均处于高压水入口区域,由于高压水流湍流强度大、对外侧熔体冲击作用强,与熔体的强烈作用使之易分散成细小的支流包裹于熔体内,部分支流由于穿透能力下降而最终停留在熔体内,冷却后形成蜂窝状结构。因此,实际充模流动过程是具有自由表面流动及混合物离散流动的复合流动过程,而在仿真中无法同时模拟这两种流动过程,由于在实际充模流动过程中自由表面流动占据主导地位,因此采用了VOF模型进行数值模拟,但VOF模型默认水流具有自由表面且具有连续性,这决定了仿真时入射水不易离散为支流,因此仿真中制件内壁的成型较为规则,没有形成如试验中(1)及(2)位置出现的蜂窝状结构,从而最终导致仿真与试验结果残余壁厚及中空率的差异。C段误差较大主要是因为在试验中,距离射胶口越远,壁面传热越充分,导致远端熔体粘下降。而仿真初始条件假设熔体温度一致,熔体粘度均匀分布,因此仿真与试验出现一定的偏差。3.2.2保压压力对试验结果的影响图9所示为制件中空率随保压压力变化的仿真曲线,仿真结果表明,保压压力的升高会增大制件的中空率,这与表3中保压压力分别为12MPa及18MPa下试验结果符合得较好。分析保压压力影响的原因:保压压力升高时,注水流量增大,增加了两相间固化薄的膜动能,从而推动更多量的熔胶前进,增大了制件的中空率。3.2.3直型制件仿真分析为分析制件截面几何形状对残余壁厚的影响,采用制件圆率表征制件截面外形,圆率式中S——制件截面总面积C——制件截面周长为进一步分析制件截面圆率对中空率的影响,对截面圆率分别为100%、98.1%、90.8%、78.5%、74.5%、69.7%且面积相等的长直型制件进行单因子仿真分析。图10为各仿真模型的网格划分,水针针体采用四面体网格进行局部加密,制件采用六面体、四面体混合网格,采用的数学模型及边界条件同方程式(1)~(15),具体参数设置见表4(试验材料为ABS)。图11为不同截面圆率下制件中空率的仿真结果,研究表明,随着制件圆率的增加,制件平均中空率也随之变大,且当圆率为100%时,即当制件横截面是圆形时,制件中空率有最大值。分别计算试验制件A、B、C三段的平均圆率得到:αA=85%,αB=62%,αC=89%;由于A段中空率受水流紊乱的影响较大,干扰了其圆率的影响因素,因此予以舍弃。B、C段制件中空率试验结果分别为32.8%及37%,验证了仿真得到的结论的正确性,说明水辅制件的中空率很大程度上决定于制件截面的圆率。因此,水辅成型更适合于生产圆管等圆率较高的制件,更利于得到薄的壁厚,降低制件的生产成本。3.2.4保压压力残余壁厚偏差随穿透长度的变化由图8中试验结果可以看出,A、B、C三段制件的中空率在各自段内随穿透长度的增大均有减小趋势。分析其原因,这是因为溢料法注射时,熔胶首先部分充满模具型腔,距射胶口的距离越远,近壁熔胶冷却时间越长,熔体固化层就越厚。在注入高压水时,水流前锋穿透较远位置时可推动的熔体量就越少,因此中空率就越低;但仿真中制件在各段内的中空率随穿透长度变化并不大,这是因为建模时假设初始条件下熔胶温度均匀分布,影响熔体与壁面换热的因素仅为穿透时间,因此仿真中制件中空率随穿透长度变化较小。图12所示为18MPa和12MPa保压压力下各测量位置内、外侧的残余壁厚偏差情况。从仿真及试验结果可以看出,A段制件(1)和(2)位置的内、外侧残余壁厚偏差较大,而B、C段制件内、外侧残余壁厚偏差较小。这主要是因为A段制件处于模具腔的入水区域,这个区域的水流动惯性大、对外侧熔胶的冲击强,高压水流倾向于推动更多外侧熔胶前进,从而导致外侧的残余壁厚较内侧残余壁厚值偏小。同时,注水区域转角处内侧存在流动阻碍结构(图13),致使流阻附近内、外侧残余壁厚相接近。但当水流经过流阻进入A段制件(1)和(2)位置时,A段模具腔向内侧突变,使得制件内侧残余壁厚突然增大,从而导致了A段制件外侧壁厚小于内侧的壁厚。同时,由图12可看出,各测量位置残余壁厚偏差随穿透长度的增加分布趋于均匀。这主要因为靠近模具腔的熔胶冷却较快,其粘度较模具腔中央区域熔胶高,而水流的穿透具有阻力选择性,倾向于向粘度低、阻力小的区域流动,因此,水流倾向于从中央阻力小的区域穿透。因此,随穿透长度的增加制件的残余壁厚分布趋于均匀。4保压压力及水流穿透长度(1)利用计算流体力学方法对水辅成型非圆截面制件的残余壁厚形成进行了数值