基于CAE的微注塑模具優化設計

蔣 晶，姜瀟桐，張康康，李 倩*, 劉國際

(1.鄭州大學化工與能源學院，鄭州 450001；2. 鄭州大學微納成型技術國際聯合研究中心，鄭州 450001)

0 前言

高分子材料的微成型由于其較高的精度、高生產效率以及能成型結構復雜的產品等優點，在航空航天、微電子、微機電、生命科學等領域應用廣泛[1-2]。μIM是微成型最主要的方法之一，它是在傳統注塑(IM, Injection Molding)基礎上發展起來的一項新興技術，μIM能夠大批量、低成本生產尺寸微小的制品以及帶有微結構特征的塑料制品[3]。μIM中較高的注射速率和降溫速率使得聚合物熔體呈現出熔體黏度的尺寸依賴性、壁面滑移、表面張力等微尺度效應[4]。由于微制品特征尺寸小到微米甚至納米量級，力的尺寸效應、熱傳導、微觀摩擦機理等方面與IM有較大差異，使得在充填過程中的傳質、動量和能量傳遞更復雜，對制品充填流動行為以及宏觀力學性能影響很大[5-6]。

μIM作為一項新興技術，在模具設計和成型工藝方面還缺乏足夠的工程應用經驗，有必要借助CAE手段進行優化設計，節約模具制造成本和提高生產效率。目前為止還沒有商業化的μIM模流分析軟件，本文在Autodesk Moldflow Insight分析軟件基礎上進行優化和調整，以滿足微制品模具優化設計的目的。

1 塑件網格前處理

基于ASTM D631 標準拉伸樣條，塑件設計成如圖1(a)所示的扁平啞鈴狀，長寬為16 mm×6 mm，厚度為500 μm。產品長/高比為32，厚度方向熱傳導和熱對流不忽略[7]，因此選取Navier-Stokes模型進行求解，采用四面體網格單元對產品進行3D網格劃分。

澆注系統中主流道和制品尺寸差異較大，為了盡量減小網格數量以縮短分析運算時間，流道系統采用Dual-Domain 網格，運用專業網格劃分工具hypermesh 11.0對產品進行網格區域化處理：啞鈴制品兩端網格尺寸200 μm，中間區域采用更小網格尺寸100 μm，采用網格漸變技術對各連接區域均勻過渡，整個產品厚度方向劃分6層網格，共計243 182個網格單元，具體網格尺寸如圖1(b)所示。

(a)塑件制品 (b)網格劃分圖1 塑件制品及網格劃分Fig.1 Plastic part design and mesh of modelization

2 材料數據

D/mm：□—1.0 ○—0.5Cross模型圖2 不同口模直徑下PC熔體的流變曲線Fig.2 Flow curve of PC under different die diameter

本次分析材料選用聚碳酸酯，PC110 (中國臺灣奇美公司)，熔體流動速率為10 g/10 min。 由于Autodesk Moldflow Insight 2016 版本材料數據庫中沒有此牌號，需要自定義材料黏度模型系數。為了更準確描述熔體在微型腔流動過程中的微尺度黏度，基于GOTTFERT RG50 雙機筒高分辨毛細管流變儀對PC物料進行流變測試。物料測試前在鼓風干燥箱120 ℃條件下干燥8 h，選用毛細管口模直徑分別為1 mm和0.5 mm，長徑比為20，進行剪切速率范圍(100～10 000 s-1)和不同溫度(260～280 ℃)的黏度測試，對數據進行Bagley入口效應校正和非牛頓流體Rabinowitch剪切速率校正，黏度曲線如圖2所示。與標準口模(φ1 mm)流變曲線類似，口模直徑為0.5 mm的流變曲線也表現出明顯的剪切變稀現象，Cross黏度模型擬合結果與實驗測試點吻合度較高，適合描述PC熔體在微尺寸型腔里的流動行為，三參數Cross黏度模型系數分別為：η0=1 137.66 Pa·s,τ*=404 020.38 Pa,n=0.14。將黏度模型參數交由Moldflow中國區域技術支持工程師制作udb材料文件，導入材料庫以備分析。

3 模流分析

3.1 澆注系統優化設計

基于塑料制品澆注系統設計原則，對比分析了兩種進膠方式：邊緣進膠和中間進膠。中間進膠會縮短流長，降低注塑壓力，但制品出模后翹曲變形較大；邊緣進膠相反，流長增大導致注塑壓力升高，但單向流動方式下產品翹曲變形較小。由圖3分析結果可知：雖然中間進膠方案中微型腔注塑壓力比邊緣進膠方案減少了近50 %，但澆口附近最大剪切速率高出了23 %，此方案中產品變形稍大(86 μm)，因此，綜合CAE分析結果和最終制品的使用要求，本章采用邊緣進膠方式注塑。

中間進膠(a)、(c)、(e) 邊緣進膠(b)、(d)、(f)圖3 2種澆口位置模流分析結果Fig.3 Simulation results of two different gate positions

分別選取厚度為130、250、380、500 μm的矩形側澆口進行建模分析，選擇合適的注塑工藝參數：注射速率60 mm/s、熔體溫度280 ℃、模具溫度105 ℃，對比型腔內壓力場、溫度場和速度場的變化，結果如圖4～6所示。4種澆口尺寸的最大注射溫度和熔體流動前沿溫差均不大，從剪切速率變化結果看，最大剪切速率均發生在澆口附近，但不同澆口尺寸產生的最大剪切速率數值差別極大(130 μm澆口尺寸下剪切速率達到了265 100 s-1；500 μm澆口尺寸最大剪切速率僅為19 357 s-1)，過高的剪切速率伴隨較高的剪切熱量[8]，會加大物料局部發生降解的風險。因此，從模具加工成本及以上優化分析可知，選用與制品厚度相等的澆口厚度(500 μm)。

澆口尺寸/μm：(a)130 (b)250 (c)380 (d)500圖4 不同澆口尺寸下型腔內壓力場Fig.4 Simulation results of injection pressure under different gate dimensions

澆口尺寸/μm：(a)130 (b)250 (c)380 (d)500圖5 不同澆口尺寸下型腔內熔體溫度場Fig.5 Simulation results of temperature difference at flow front under different gate dimensions

澆口尺寸/μm：(a)130 (b)250 (c)380 (d)500圖6 不同澆口尺寸下剪切速率分布Fig.6 Simulation results of shear rate under different gate dimensions

3.2 排氣系統優化設計

微制品比表面積較大，熔體內部熱量散失快，需要較快注射速率以保證型腔充滿，導致型腔內氣體不易排出造成短射或端部燒焦。單純靠分型面配合間隙無法排出氣體，本文除了運用分型面和鑲拼結構排氣外，還優化了排氣槽的位置和尺寸：圖7(a)CAE困氣分析結果發現充填過程中型腔內產生2處困氣區域(③區域是由于CAE分析中采用對稱邊界條件所致，實際成型中不存在)，需要專門開設排氣槽。為了優化困氣位置，首先在①區域開設了3 mm×3 mm×0.03 mm的排氣槽，圖7(b)分析結果顯示消除了該區域的困氣現象，但②區域困氣現象更為嚴重，同理在②處再開設一處排氣槽，最終CAE結果證實在兩處排氣槽共同作用下，圖7(c)型腔內無困氣現象發生?；谝陨螩AE優化結果，微型腔中排氣系統設計如圖8, 兩處尺寸分別為15 mm×6 mm×0.03 mm和5 mm×2 mm×0.03 mm。

(a)無排氣槽設計 (b)1處排氣槽 (c)2處排氣槽圖7 排氣槽CAE優化分析結果Fig.7 CAE optimization results of venting

圖8 排氣槽設計Fig.8 Design drawing of venting

3.3 模溫控制系統優化設計

本實驗所用設備為Babyplast6/10 是目前世界上體積最小的直壓式微注塑機，它具有較小的開模行程和模具空間，機器模板充當模具碼模板的獨特設計不但大大減小了模具尺寸和制造成本，還極大減小了模具熱量的損失，因此模具溫控系統設計與傳統注塑模具有所不同。

(1)模具加熱系統設計：本實驗通過在模板內部開設加熱管道，高溫水蒸氣作為加熱介質實現模具的快速升溫?；诋a品幾何特點和模具結構，在微模具動、定模各設計兩條加熱管道，由耐高溫尼龍套管相連，為了保證加熱管道內的紊流狀態，采用Ф4 m管徑，長度 58 mm，管道設計距離模具型腔5.5 mm，平行分布于型腔兩側。

(2)模具冷卻系統設計：微注塑過程中，進入模具的熱量主要包括聚合物容易進入型腔帶入的熱量和加熱管道帶來的熱量；冷卻過程中散失的熱量主要包括：模具表面空氣對流散失熱量、模具四周輻射熱量、注塑機固定板傳遞的熱量和冷卻系統帶走的熱量[9-10]，根據能量守恒原則有：

Qmelt+Qchannel=Q1+Q2+Q3+Q4

(1)

式中Qmelt——聚合物熔體代入型腔的熱量，kJ/h

Qchannel——加熱管道代入型腔的熱量，kJ/h

Q1——模具表面空氣對流散失熱量，kJ/h

Q2——模具四周輻射熱量，kJ/h

Q3——注塑機固定板傳遞的熱量，kJ/h

Q4——冷卻系統帶走的熱量，kJ/h

Qmelt=nqm[Cp(T1-T2)+L]

(2)

式中n——每小時完成注塑次數

qm——每次注入熔體質量，kg/次

Cp——塑料的比定壓熱容，kJ/kg·℃

L——塑料結晶潛熱，本實驗所用PC材料為無定形聚合物，L=0

T1——聚合物熔體進入型腔時的溫度， ℃

T2——制品脫模溫度， ℃

根據本文設計500 μm壁厚微制品及成型條件，帶入式(2)計算：Qmelt=144×4.8×10-7[1.866×(270-60)]=32.50 kJ/h

下面計算在模具冷卻過程中熱量的損耗情況：

模具表面與空氣對流散失的熱量Q1：根據對流散熱公式，模具與空氣對流散熱量表示為：

Q1=4.1868hSm(Tm-T0)

(3)

式中h——空氣與模具間的對流換熱系數，且h=A(Tm-T0)1/3，其中A為模型系數，依據經驗公式：

(4)

式中Tm——模具表面平均溫度， ℃

Sm——模具散熱的表面積，m2

T0——室溫， ℃

模具四周輻射熱量Q2由輻射散熱計算公式計算：

(5)

式中ε——黑度，模具外表面取值ε=0.7

C0——絕對黑體輻射系數，取值20.4

注塑機固定板熱傳遞帶走的熱量Q3由熱傳遞公式計算：

Q3=Bh′ΔTm

(6)

式中B——模具與注塑機固定板接觸面積，本文中B=0.0065 m2

h′——油膜接觸面與模具鋼的對流換熱系數，取值250

ΔTm——模具與注塑機固定板平均溫差， ℃

由于加了隔熱環保護裝置，兩者溫差相對較大，達到30 ℃，帶入計算：Q3=0.0065×250×30=48.75 kJ/h;

以上3項自然散熱占總熱量的比例分別為5.5 %、4.2 %、21.1 %，占到總熱量的31 %左右，相比于傳統注塑中無定型塑料自然冷卻所占比重10 %左右大幅提升。由于微模具體積較小，加熱管道距離成型鑲塊很近，無多余空間開冷卻水孔，因此對冷卻系統設計的必要性進行論證。

若冷卻系統平行于型腔串聯排列，所需冷卻水體積可由公式計算：

(7)

式中G——單位時間內注入模具內熔體質量，kg/h

Δi——單位質量熔體釋放熱量，J/kg

t1、t2——冷卻水出、入口處溫度， ℃

4 實際注塑驗證

基于微模具澆注系統、排氣系統、溫控系統優化分析結果，綜合微注塑設備特點，本模具采用1模2腔的整體鑲拼式模具結構，如圖9所示。

圖10(a)給出了熔體充填50 %體積百分比的充填模擬結果與實際注塑短射制品對比，發現熔體流動前沿由于微尺度效應作用“噴泉”流動行為不明顯，前沿趨于平齊狀[11]。圖10 (b)可以看出無短射、氣穴、飛邊

1—主流道 2—緊固螺釘 3—定模扳 4—制品 5—動模鑲塊 6—頂桿 7—動模板8—推板 9—推板固定板10—固定連接桿 1—定位螺釘 12—定模水路 13—緊固螺釘 14—排氣槽 15—動模水路(a)主視圖 (b)俯視圖圖9 模具裝配圖Fig.9 Assembly diagram of the mold

(a)CAE模擬結果 (b)注塑制品圖10 注塑制品與CAE模擬結果對比Fig.10 Comparison of injection part and CAE simulation result

等注塑缺陷，尺寸精度較高，翹曲變形量較小，外觀成型效果較好。

5 結論

(1)基于PC材料在微尺寸下的流變數據，通過CAE技術對微注塑模具設計進行了優化，為微注射成型模流分析提供了一種方法；

(2)通過實際注塑實驗驗證了微制品模具結構的正確性，針對熔體流動過程的模擬與實驗結果較為一致,且微尺度效應影響下熔體流動前沿呈現平齊狀。