汽車電控單元保護(hù)殼翹曲變形特性及成型優(yōu)化

孫寶林，陳譽(yù)，2，張艷芹，吳柳杰，朱天龍

(1.南京工程學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，南京 211167； 2.燕山大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，河北秦皇島 066000； 3.寧波賽福汽車制動(dòng)有限公司，浙江寧波 315000)

汽車電子控制單元(ECU)是汽車防抱死制動(dòng)系統(tǒng)最重要的組成部分之一，它能將制動(dòng)力控制在合理區(qū)間內(nèi)，避免因緊急制動(dòng)而造成車輛失穩(wěn)狀況[1-2]。由于ECU極易受到外界環(huán)境的影響，需為其制作保護(hù)殼以提供穩(wěn)定的工作環(huán)境[3]。早期的汽車ECU保護(hù)殼一般選用金屬材質(zhì)，但隨著國家不斷推進(jìn)“以塑代鋼”“輕量化”等政策，以高分子材料為原料、低成本注塑的ECU保護(hù)殼已成為必然趨勢(shì)[4]。

ECU保護(hù)殼上存在很多薄壁特征，在注塑過程中易發(fā)生短射、翹曲變形等問題，進(jìn)而影響產(chǎn)品的剛度[5-7]，因此這些問題的研究和產(chǎn)品質(zhì)量改善受到國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注。針對(duì)塑件短射問題，劉兆棟[8]系統(tǒng)性歸納了薄壁塑件短射產(chǎn)生的原因，并基于數(shù)值模擬分析造成監(jiān)控器薄壁外殼短射的主要因素是注射速度，在注射速度不變的情況下，調(diào)整其它成型參數(shù)并不能消除短射缺陷。徐斌[9]由塑料熔體流動(dòng)試驗(yàn)可知，當(dāng)產(chǎn)品的壁厚存在較大變化時(shí)，應(yīng)盡量避免澆口靠近薄壁區(qū)域，否則會(huì)造成短射缺陷。針對(duì)塑件翹曲變形問題，申長雨等[10]研究了變形機(jī)理和影響因素，并基于數(shù)值計(jì)算方法分析出翹曲變形系數(shù)。于佳麗等[11]從澆注系統(tǒng)出發(fā)，發(fā)現(xiàn)澆口位置及澆口形式對(duì)薄壁注塑件的翹曲有顯著影響。宋山等[12]在模具中設(shè)計(jì)了傳統(tǒng)直線冷卻方案和隨形冷卻方案，通過對(duì)比可知，隨形冷卻方案的成型時(shí)間縮短了50.87%，塑件的總翹曲變形量減少了69.5%。除了模具結(jié)構(gòu)，成型參數(shù)對(duì)塑件翹曲變形也有很大的影響。Deniz 等[13]采用正交試驗(yàn)優(yōu)化工藝參數(shù)，并結(jié)合模流數(shù)值分析，有效減小了翹曲變形量，提升了產(chǎn)品質(zhì)量。么大鎖等[14]針對(duì)塑件產(chǎn)品易發(fā)生翹曲和縮痕的問題，運(yùn)用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和遺傳算法對(duì)塑件成型質(zhì)量進(jìn)行了控制和優(yōu)化。為驗(yàn)證數(shù)值分析準(zhǔn)確性，Kitayama 等[15]通過對(duì)比仿真結(jié)果與實(shí)際注塑，發(fā)現(xiàn)兩者差異不大，并且發(fā)現(xiàn)錯(cuò)誤的工藝參數(shù)將導(dǎo)致產(chǎn)品缺陷、原材料損傷和破壞。綜合各學(xué)者研究可知，澆注及冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)、成型工藝參數(shù)的選取是保證塑件質(zhì)量的關(guān)鍵因素。

筆者以汽車ECU注塑保護(hù)殼為研究對(duì)象，利用Moldflow 對(duì)其成型過程進(jìn)行有限元模擬。然后針對(duì)塑件在成型過程中產(chǎn)生的短射、翹曲變形問題，分析其成因及影響因素，并通過優(yōu)化模具結(jié)構(gòu)、調(diào)整成型工藝參數(shù)進(jìn)行改善。最后設(shè)計(jì)Taguchi 正交試驗(yàn)優(yōu)化成型工藝參數(shù)，并探索各參數(shù)對(duì)翹曲變形的影響規(guī)律和顯著性，獲得最佳成型工藝參數(shù)，提升產(chǎn)品質(zhì)量，為汽車ECU保護(hù)殼注塑理論及輕量化研發(fā)提供參考。

1 ECU結(jié)構(gòu)分析及材料屬性

ECU主要由線圈、ECU殼身、印刷電路板(PCB)和ECU殼蓋組成，其三維模型總成如圖1a所示。筆者以ECU殼身為研究對(duì)象，實(shí)物如圖1b所示，其輪廓包絡(luò)尺寸為122 mm×76 mm×38 mm，薄壁結(jié)構(gòu)厚度分布在0.85～4 mm 范圍，平均厚度為1.47 mm，整體壁厚不均勻，結(jié)構(gòu)復(fù)雜，有加強(qiáng)筋、空心支柱、限位孔、圓臺(tái)及球臺(tái)等設(shè)計(jì)，塑料熔體在充填過程中流動(dòng)困難，易發(fā)生遲滯現(xiàn)象。

圖1 ECU注塑保護(hù)殼模型

研究對(duì)象材料選用BASF Engineering Plastics生產(chǎn)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)30%玻璃纖維增強(qiáng)聚對(duì)苯二甲酸丁二酯(PBT+GF30)，牌號(hào)為Ultradur B 4300 G6，材料主要使用工藝見表1。

表1 材料使用工藝

2 Moldflow仿真及模具結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 網(wǎng)格劃分

為提高分析結(jié)果的精確度，將預(yù)先劃分好的高質(zhì)量雙層面網(wǎng)格轉(zhuǎn)化為3D 網(wǎng)格，并對(duì)3D網(wǎng)格進(jìn)行必要的網(wǎng)格修復(fù)，保證最終的3D 網(wǎng)格不存在倒置的四面體、折疊面、長邊及大角度等問題，最終所得網(wǎng)格數(shù)量共1 499 311個(gè)，最大縱橫比為99.56，平均縱橫比為9.76，滿足分析要求，其3D 網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2 3D網(wǎng)格分布

2.2 澆注及冷卻系統(tǒng)建立

本研究對(duì)象屬于中小型薄壁注塑件，為提高生產(chǎn)效率、降低成本，采用一模多腔的結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行成型模擬。在這種結(jié)構(gòu)中，澆注系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要使得熔體流動(dòng)平衡，保證其均勻填充到每一個(gè)模具型腔。此外，為保證ECU 保護(hù)殼均勻冷卻，冷卻管路之間的中心距為管徑的3～5 倍，冷卻管路與塑件的間距為管徑的2～3 倍[16]?；谏鲜鲈瓌t，創(chuàng)建的澆注及冷卻系統(tǒng)如圖3 所示，澆注系統(tǒng)的主流道位于模具中心線上，主流道到各分流道的距離相等。冷卻系統(tǒng)共有6 個(gè)冷卻液入口，冷卻管路的排列與成型面的形狀相符。

圖3 澆注及冷卻系統(tǒng)

2.3 填充時(shí)間分析

在模具溫度80 ℃、熔體溫度260 ℃、填充時(shí)間2 s 的初始試模條件下，利用Moldflow 進(jìn)行填充分析，模具型腔各位置填充時(shí)間結(jié)果如圖4 所示。從圖4a可知，塑件在白色虛線圓圈標(biāo)注的線圈浮動(dòng)導(dǎo)向支撐結(jié)構(gòu)處發(fā)生了短射。各短射區(qū)域局部放大如圖4b 所示，短射部位的時(shí)間等值線較為密集，表明塑料熔體在流動(dòng)過程中的阻力大、流速慢。

圖4 初始方案的填充時(shí)間

通過仿真分析可得，短射缺陷發(fā)生在壁厚0.85 mm 的薄壁區(qū)域，而塑件的基礎(chǔ)壁厚為2 mm，薄壁壁厚與基礎(chǔ)壁厚的比值較小，熔體流動(dòng)阻力較大。但基于理論分析，熔體在充填模具型腔時(shí)，總會(huì)沿著阻力較小即型腔較厚的方向流動(dòng)。因此，在包含多個(gè)流動(dòng)路徑的塑件中，熔體會(huì)快速通過壁厚較大的區(qū)域，而緩慢通過壁厚較小的區(qū)域。這就會(huì)導(dǎo)致薄壁區(qū)域的熔體流動(dòng)前沿溫度較低、易發(fā)生遲滯，并且在某些情況下熔體還未填充完模具型腔就完全凍結(jié)，最終導(dǎo)致塑件產(chǎn)品發(fā)生短射，如圖4b 中短射1～5所示。

將澆口位置遠(yuǎn)離遲滯區(qū)域，在熔體到達(dá)薄壁區(qū)域之前先途經(jīng)阻力較小通道來填充型腔主體，同時(shí)減少注射時(shí)間，進(jìn)而降低熔體發(fā)生遲滯的概率?；谏鲜龇治觯瑢⒆⑸湮恢眠h(yuǎn)離發(fā)生短射的薄壁區(qū)域，即左側(cè)澆口向左偏移并提高注射速度，將注射時(shí)間由2 s降低為1.5 s，得到模具型腔內(nèi)熔體填充時(shí)間及圖4b 中對(duì)應(yīng)位置時(shí)間等值線分布，如圖5 所示。對(duì)比圖4a、圖5a 可以發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后熔體到達(dá)模具型腔各位置的時(shí)間發(fā)生了改變，改進(jìn)方案下模具型腔左側(cè)位置的填充時(shí)間縮短，塑件的線圈浮動(dòng)導(dǎo)向支撐結(jié)構(gòu)處的短射問題得到解決。局部放大如圖5b 所示，對(duì)比圖4b，可以發(fā)現(xiàn)改進(jìn)方案的時(shí)間等值線相對(duì)稀疏，熔體流動(dòng)前沿途經(jīng)這些部位時(shí)流動(dòng)性變好、流速變快，遲滯問題得到改善。

圖5 澆注系統(tǒng)改進(jìn)方案的填充時(shí)間

2.4 翹曲變形分析

為準(zhǔn)確分析塑件翹曲變形，先進(jìn)行冷卻分析以構(gòu)建穩(wěn)定的模具溫度環(huán)境，再對(duì)塑件進(jìn)行翹曲分析。因此在Moldflow 中采用“冷卻+充填+保壓+翹曲”序列，分別分析冷卻不均、收縮不均、取向效應(yīng)和三者共同作用下的綜合效應(yīng)對(duì)翹曲變形的影響，翹曲變形量分布如圖6所示。由圖6a可知，冷卻不均引起的最大翹曲變形量為0.263 2 mm；由圖6b可知，收縮不均引起的最大翹曲變形量為1.182 mm；由圖6c可知，纖維取向不一致引起的最大翹曲變形量為0.907 0 mm；由圖6d可知，冷卻不均、收縮不均及取向效應(yīng)綜合作用下的最大翹曲變形量為1.331 mm。

圖6 各因素下翹曲變形圖

由于冷卻效應(yīng)作用在注塑的整個(gè)周期，針對(duì)冷卻不均引起的翹曲變形，從圖6a 可以看出，塑件最右端靠近冷卻管道的薄壁區(qū)域產(chǎn)生了較大的變形，而未靠近冷卻管道的區(qū)域幾乎沒有產(chǎn)生變形。為量化顯示變形位置和變形量，分別在最右端薄壁上平面內(nèi)外側(cè)選取33 個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)，作為數(shù)據(jù)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，每隔一個(gè)點(diǎn)進(jìn)行顯示，如圖7a 所示。這些節(jié)點(diǎn)上的溫度分布如圖7b所示，內(nèi)外側(cè)中間節(jié)點(diǎn)處的溫度分別為73.1 ℃和66.7 ℃，溫差為6.4 ℃，溫差較大，內(nèi)外冷卻不均勻。

圖7 節(jié)點(diǎn)路徑及其溫度分布圖

為降低塑件最右端薄壁內(nèi)外溫度差，將變形較大一側(cè)的冷卻管路單獨(dú)建立，并適當(dāng)升高其冷卻液溫度，如圖8a 所示。冷卻系統(tǒng)優(yōu)化后，節(jié)點(diǎn)上的溫度分布如圖8b，中間節(jié)點(diǎn)處的溫差為2.4 ℃，較初始方案的溫差(圖7b)降低了4 ℃。

圖8 冷卻系統(tǒng)優(yōu)化后的內(nèi)外側(cè)溫度

圖9為冷卻系統(tǒng)優(yōu)化后由冷卻不均引起的塑件翹曲變形情況，圖9a展示了塑件整體的翹曲變形分布，最大翹曲變形量為0.161 7 mm，對(duì)比圖6a，最大翹曲變形量較優(yōu)化前降低了38.6%?；谒芗钣叶吮”谕鈧?cè)節(jié)點(diǎn)路徑，繪制冷卻系統(tǒng)優(yōu)化前后的翹曲變形曲線如圖9b所示，由圖9b看出，由冷卻不均引起的翹曲變形量整體都有所降低，溫差越小，冷卻越均勻，變形量也隨之減小。

表2為冷卻系統(tǒng)優(yōu)化前后各因素下的翹曲變形量。通過對(duì)比可知，由收縮不均和取向效應(yīng)所引起的翹曲變形量幾乎不變，而由綜合效應(yīng)和冷卻不均引起的翹曲變形量都有所降低。

表2 優(yōu)化前后各因素下的翹曲變形量 mm

3 成型參數(shù)優(yōu)化分析

3.1 Taguchi正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

一般來說，全面試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法將導(dǎo)致龐大的試驗(yàn)數(shù)目，而Taguchi 試驗(yàn)法可以從全面性試驗(yàn)中挑出具有代表性的點(diǎn)進(jìn)行研究，實(shí)現(xiàn)以最少的試驗(yàn)次數(shù)達(dá)到與全面試驗(yàn)的同等效果[17]。

以塑件最終綜合效應(yīng)下的翹曲變形量(Y)為優(yōu)化目標(biāo)，以注塑過程中的熔體溫度(A)、模具溫度(B)、保壓壓力(C)、保壓時(shí)間(D)及冷卻時(shí)間(E)為影響因素，根據(jù)Taguchi正交陣列試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)了5×5試驗(yàn)因素及水平表，詳細(xì)參數(shù)見表3。

表3 試驗(yàn)因素及水平表

3.2 Taguchi正交試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)表3，得到25 組成型參數(shù)對(duì)應(yīng)的翹曲變形量，列于表4，同時(shí)表4最右列為根據(jù)式(1)計(jì)算得到的信噪比值。根據(jù)信噪比定義，其值越大表示性能參數(shù)對(duì)噪聲的敏感性越小，即信噪比越大，質(zhì)量指標(biāo)越好。因此表4 中編號(hào)5 的信噪比0.044 是25 組試驗(yàn)中的最大值，對(duì)應(yīng)總翹曲變形量為0.995 mm，是25組試驗(yàn)中的最小值，得到較優(yōu)的成型參數(shù)組合如下：熔體溫度255 ℃、模具溫度100 ℃、保壓壓力90 MPa、保壓時(shí)間12 s、冷卻時(shí)間35 s。

式中：S/N為信噪比；n為試驗(yàn)次數(shù)；yi為第i次試驗(yàn)結(jié)果。

3.3 成型參數(shù)對(duì)翹曲變形的影響程度

由Taguchi 正交試驗(yàn)得到的結(jié)果不能分析出各因素對(duì)翹曲變形的影響程度，因此，分別對(duì)表4中各組數(shù)據(jù)進(jìn)行極差分析。根據(jù)表4 各組試驗(yàn)的信噪比，計(jì)算5個(gè)影響因素在各自水平(見表3)下的翹曲變形信噪比均值和極差，并將極差值進(jìn)行排序，列于表5，相應(yīng)的信噪比均值曲線如圖10 所示。表5中極差值越大，表明因素對(duì)塑件翹曲變形的影響程度越高，因此影響ECU保護(hù)殼翹曲變形的注塑工藝參數(shù)重要程度排序?yàn)椋罕簤毫?C)＞冷卻時(shí)間(E)＞保壓時(shí)間(D)＞熔體溫度(A)＞模具溫度(B)，保壓壓力對(duì)塑件最終的翹曲變形影響程度最高。再次根據(jù)信噪比定義，分別取圖10中各因素信噪比均值的最大點(diǎn)(圖10 中虛線框標(biāo)記的點(diǎn))對(duì)應(yīng)最優(yōu)因素水平，由此構(gòu)成最佳工藝參數(shù)組合A5B5C5D4E5，即熔體溫度275 ℃，模具溫度100 ℃，保壓壓力90 MPa，保壓時(shí)間10 s，冷卻時(shí)間35 s。

表5 不同水平下的翹曲變形信噪比均值及極差

圖10 信噪比均值分析圖

3.4 優(yōu)化結(jié)果驗(yàn)證分析

基于上述3.3 節(jié)得到的最佳工藝參數(shù)組合A5B5C5D4E5，進(jìn)行模流分析，由冷卻不均、收縮不均、取向效應(yīng)綜合作用下的塑件翹曲變形分布如圖11a所示，可以看出最大翹曲變形量為0.955 4 mm，對(duì)比最初方案相應(yīng)結(jié)果(圖6d)，最大翹曲變形量較優(yōu)化前減少了0.375 6 mm，降低了28.2%。基于塑件最右端薄壁外側(cè)節(jié)點(diǎn)路徑，繪制工藝參數(shù)優(yōu)化前后的總翹曲變形曲線如圖11b所示，可以發(fā)現(xiàn)冷卻不均、收縮不均、取向效應(yīng)綜合作用下的翹曲變形量整體都有所降低，塑件最終的翹曲變形得到了改善，驗(yàn)證了Taguchi試驗(yàn)法優(yōu)化的有效性。

圖11 Taguchi試驗(yàn)優(yōu)化后的翹曲變形

4 結(jié)論

(1)對(duì)初始方案短射缺陷分析可知，澆口靠近薄壁區(qū)域?qū)е滤芗l(fā)生短射。將澆口位置適當(dāng)遠(yuǎn)離薄壁區(qū)域并提高熔體注射速度，將注射時(shí)間由2 s減少為1.5 s，塑件短射缺陷得以解決。

(2)注塑保護(hù)殼最右端薄壁內(nèi)外側(cè)溫差大，產(chǎn)生了由冷卻不均而引起的翹曲變形。優(yōu)化建立冷卻管路并調(diào)控回路中的水溫，溫差減少4 ℃，由冷卻不均引起的最大翹曲變形量降低了38.6%。

(3)采用Taguchi 正交試驗(yàn)法優(yōu)化工藝參數(shù)，并結(jié)合極差分析得到保壓壓力對(duì)塑件翹曲變形影響程度最大。在最佳工藝參數(shù)組合下，即熔體溫度275 ℃，模具溫度100 ℃，保壓壓力90 MPa，保壓時(shí)間10 s，冷卻時(shí)間35 s，塑件的總翹曲變形量從1.331 mm減少到0.955 4 mm，較優(yōu)化前降低了28.2%。