随着汽车节能化、轻量化的发展，空调作为汽车能耗的大头，逐渐成为设计优化的重点[1]。对于车载空调，重点关注质量、体积、抗震抗疲劳能力等[2]，空调底座作为其主要的支撑结构，占据了较大的空间，成为空调设计的重点[3]。空调底座还要考虑通风、散热、噪声等问题，其结构往往较为复杂[4]。塑料材料一般通过注塑方式成型，很好地满足了复杂设计、高度集成的要求，而且相比传统金属材料具备更高的比强度[4-5]。然而，塑料材料注塑成型不可避免的收缩变形，从而影响装配、疲劳寿命等[6-7]。综合考虑空调底座对于刚强度、模态、疲劳耐久性能等方面的要求，通常采用玻纤增强材料进行注塑成型生产[8]。由于玻璃纤维在模具型腔中的取向不均，使得空调注塑成型后的翘曲变形更加明显，需要通过流道系统和工艺参数的调整进行优化[9]。为了减少开发周期和成本，一般在设计开发前期进行虚拟评估和分析优化。虚拟评估的主要手段是计算机辅助工程(CAE)技术，即通过电脑软件仿真模拟制造过程，评估是否满足要求、通过优化方案等[10]。对于塑料制作注塑成型翘曲变形不合格的问题，常用Moldflow进行优化[11]。Moldflow基于修正的残余模内应力模型（CRIMS模型）有效提升了翘曲变形的计算精度，在注塑成型领域应用广泛[12]。对于系列工艺参数的优化问题，结合数理统计及数据分析方法，如正交试验法，可以更加高效地获取变化规律及优化方案[13]。本实验针对某长玻纤增强聚丙烯材料的空调底座，利用CAE技术模拟了其注塑成型结果，指导了流道系统的选型。针对注塑成型后翘曲变形过大的问题，利用正交试验法探究了工艺优化的方案。利用CAE技术和实际试模对优化工艺进行验证分析。1空调底座初始模流分析1.1结构设计图1为空调底座的三维结构。从图1可以看出，空调底座整体呈盒状，尺寸为495 mm×197 mm×64 mm。结构周边及表面布置了较多的矩形孔，用于对流散热。内部布置了大量加强筋，用于增强结构刚度和强度。由于该零件作为空调的底座，需要和空调主体结构及相关附件进行装配，根据该产品的设计要求，该空调底座的最大翘曲变形量不能大于5 mm。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F001图1空调底座结构设计Fig.1Structure design of conditioner base图2为该空调底座的厚度分布情况。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F002图2厚度分布Fig.2Thickness distribution从图2可以看出，厚度范围从2.0~4.4 mm。主要壁面厚度为4.0 mm，主要加强筋厚度为2.8~3.0 mm。加强筋及侧壁面沿脱模方向设置了一定的脱模斜度，有助于顺利脱模。1.2材料参数空调底座采用牌号为PP-LGF30的30%长玻纤增强PP材料进行注塑成型，表1为材料参数。以物性表推荐及软件默认的工艺参数作为初始工艺进行模流分析，其中注射时间为5.2 s、保压压力为55 MPa、保压时间为10 s、熔料温度为235 ℃、模具型腔表面温度为45 ℃及v/p切换体积百分比为98%。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.T001表1材料参数Tab.1Material parameters参数数值参数数值顶出温度/℃124固体密度/（g‧cm-3）1.21型腔表面温度范围/℃25~65流动方向弹性模量/MPa3835推荐型腔表面温度/℃45垂直流动方向弹性模量/MPa2505熔料温度范围/℃215~255流动方向泊松比0.38最大剪切速率/s-149500垂直流动方向泊松比0.43最大剪切应力/MPa0.24剪切模量/MPa11481.3网格模型基于Moldflow软件自带的Fusion双面网格类型，对该空调底座进行网格划分，为了保证较高的计算精度，需要控制单元纵横比(20)和匹配率(85%)均在较高水平。图3为网格模型。经过质量修复后空调底座的网格质量诊断结果为：单元总数48 483，最大纵横比2.17，最小纵横比1.13，平均纵横比1.54，匹配百分比90.8%，相互百分比90.3%，满足工程计算的要求，模流分析试算可以正常运行。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F003图3网格模型Fig.3Mesh model1.4进胶方案选择该空调底座尺寸较大，考虑采用多点热流道进胶系统进行注塑成型。图4为预设的三种进胶方案，包括四点及五点热流道进胶方案。从图4a可以看出，进胶方案一为五点热流道进胶，基本均匀地布置于产品表面，保证各浇口的流长比基本相同。从图4b可以看出，进胶方案二将周边四个浇口放置于产品的四个边角上，以利于边角区域的保压补缩，从而降低产品整体的翘曲变形量。从图4c可以看出，进胶方案三相比进胶方案二取消了中间的浇口，目的是减小熔体的汇合，从而提高玻纤取向的一致性，从而提高产品刚度、降低产品翘曲变形。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F004图4进胶系统Fig.4Injection runner system基于初始工艺参数，采用“填充+保压+翘曲”分析序列对该空调底座的注塑成型过程进行模拟，图5为所有效应下初始分析翘曲变形结果。从图5可以看出，三种进胶方案的所有效应翘曲变形分布趋势基本相同，整体呈中心下凹、四角上翘的趋势，最大所有效应翘曲变形发生在四个边角上，但最大翘曲变形量有较大差异。进胶方案一的最大所有效应翘曲变形值为12.110 0 mm，进胶方案二的最大所有效应翘曲变形值为10.500 0 mm，进胶方案三的最大所有效应翘曲变形值为6.916 0 mm。因此，进胶方案三为最优的进胶方案，但其最大所有效应翘曲变形值超过设计指标要求的5 mm，因此还需要进行工艺参数的优化。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F005图5所有效应下初始分析翘曲变形结果Fig.5Initial analysis of warpage deformation results under all effects2正交试验设计与数据处理该空调底座实际试模打样时发现，样品的翘曲变形量和轴线偏移量受工艺参数的影响较大，其中注射时间(A)、保压压力(B)、保压时间(C)、熔料温度(D)、模具型腔表面温度(E)及v/p切换体积百分比(F)等因素影响相对明显。因此以此六个工艺参数作为自变量，并在材料推荐的取值范围分别取三个水平。表2为L18(36)正交试验因素水平设计。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.T002表2L18（36）正交试验因素水平设计Tab.2L18（36） orthogonal test factor level design水平因素注射时间（A）/s保压压力（B）/MPa保压时间（C）/s熔料温度（D）/℃模具型腔表面温度（E）/℃v/p切换体积百分比（F）/%14.9508215259725.25510235459835.560122556599根据工艺参数取值进行模流分析并计算得到该空调底座的最大翘曲变形，计算不同工艺参数在不同水平下的均值和极差，表3为L18(36)正交试验结果。从表3可以看出，第7组工艺参数组合的翘曲变形最大值为7.358 mm，第16组工艺参数组合的翘曲变形最小值为4.816 mm，二者相差近34.5%，说明工艺参数组合对空调底座的最大翘曲变形影响较大。正交试验中，试验编号为2、5、6、10、12、13、16和18的最大翘曲变形满足设计指标要求，占正交试验总试验次数的44.4%，验证了正交试验设计的合理性，可进行极差与方差分析。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.T003表3L18（36）正交试验结果Tab.3Results of L18（36） orthogonal test试验编号因素最大翘曲变形量/mmABCDEF11111117.23121122334.98731213325.68541231236.69851323214.95361332124.85672113237.35882131326.85792222226.668102233114.983112312316.582122321134.824133123124.996143132217.035153212136.454163221314.816173311226.633183333334.949k15.7356.4116.6576.1775.5575.933k26.2125.8845.2076.0976.5585.949k35.8145.4665.8965.4875.6465.878R0.4770.9451.4500.6901.0010.071分析比较各工艺参数的极差R排序为：RCRERBRDRARF。保压时间对该空调底座的最大翘曲变形的影响最大，v/p切换体积百分比的影响最小。影响程度依次为：保压时间模具型腔表面温度保压压力熔料温度注射时间v/p切换体积百分比。图6为空调底座的最大翘曲变形与工艺参数的关系曲线。从图6可以看出，注射时间A逐渐增大时，最大翘曲变形先增大后减小，A1时获得最小值。保压压力B增大时，最大翘曲变形逐渐下降，B3时获得最小值。保压时间量C增大时，最大翘曲变形先减小后增大，C2时获得最小值。熔料温度D增大时，最大翘曲变形逐渐下降，D3时获得最小值。模具型腔表面温度E增大时，最大翘曲变形先增大后减小，E1时获得最小值。v/p切换体积百分比F增大时，最大翘曲变形先增大后减小，F3时获得最小值。综合分析，空调底座的最大翘曲变形获得最小值时，最优工艺参数组合为A1B3C2D3E1F3。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F006图6空调底座的最大翘曲变形与工艺参数的关系曲线Fig.6The relationship curves between the maximum warpage deformation of air conditioner base and process parameters对正交试验进行了一次重复实验并进行方差分析，表4为方差分析结果。从表4可以看出，误差的平均偏差平方和小于各自变量的平均偏差平方和，说明正交试验的误差较小。各工艺参数F值大小排序为：FCFEFBFDFAFF，与极差分析结果保持一致。对于保压时间、模具型腔表面温度及保压压力，F值F0.01，故保压时间、模具型腔表面温度及保压压力对空调底座的最大翘曲变形具有极显著的影响。对于熔料温度和注射时间，F0.05F值F0.01，故熔料温度和注射时间对空调底座的最大翘曲变形具有显著影响。对于v/p切换体积百分比，F值F0.05，故v/p切换体积百分比对空调底座的最大翘曲变形影响程度为不显著。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.T004表4方差分析Tab. 4Variance analysis离差来源偏差平方和自由度平均偏差平方和F值F临界值A18.5029.253.81F0.01（2，23）=5.66F0.05（2，23）=3.42B28.90214.445.95C35.70217.847.35D22.60211.304.66E32.10216.056.62F12.3026.152.53误差55.80232.43总和205.90353工艺优化与验证采用CAE仿真模拟进行优化工艺A1B3C2D3E1F3的可行性验证。图7为优化工艺模流分析结果。从图7a可以看出，所有效应翘曲变形量分布与原始工艺基本一致，但所有效应翘曲变形量的最大值降至4.794 0 mm，小于正交试验的最小结果，相比初始工艺降低了30.7%，优化效果较为明显，且达到了设计指标的要求。从图7b可以看出，充填时间等值线填充满整个产品，不存在欠注问题；充填时间等值线基本均匀地分布于产品各部位且不存在十分密集情况，意味着料流填充顺畅、无滞留问题。优化工艺应用于注塑成型不存在明显的成型问题。图7优化工艺模流分析结果Fig.7Moldflow results of optimal process parameters10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F7a110.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F7a2图8为空调底座试模样品。红色部分为空调底座，黑色部分为与其装配的空调外壳。从图8可以看出，空调底座样品外观良好，无欠注、烧焦、明显滞留线等问题。形状尺寸测试结果为合格，且可正常装配。10.15925/j.cnki.issn1005-3360.2023.04.018.F008图8空调底座试模样品Fig.8Sample of molding test of air conditioner base4结论采用CAE技术仿真模拟了一30%长玻纤增强PP材料的空调底座的注塑成型过程。针对其翘曲变形过大的问题，设计六因素三水平的正交试验探究模具型腔表面温度、注射时间、保压压力、保压时间、熔料温度和v/p切换体积百分比对最大翘曲变形的影响并探究优化工艺方案。正交试验分析表明，对空调底座最大翘曲变形的影响程度排序为：保压时间模具型腔表面温度保压压力熔料温度注射时间v/p切换体积百分比，获得最优的工艺参数组合为A1B3C2D3E1F3。基于优化工艺的模拟结果显示，最大翘曲变形降低至4.794 0 mm，相比初始工艺降低30.7%，满足设计指标要求，且填充状态良好。实际试模样品外观良好、形状尺寸合格，验证了优化方案及优化工艺的可行性。