多筋梳形件是一种特殊塑料结构件，为达到良好的使用可调性和拆装便捷性而具有多档位梳齿结构特征。为保证一定的承载能力并提高比强度和比刚度，多筋梳形件具有多加强筋、中空的复杂结构，导致采用传统热注塑成型时会出现严重的缩痕、真空泡和气痕[1]。为解决这一问题，气体辅助注射成型工艺被应用于制造多筋梳形件，利用高压惰性气体注入熔体内部形成空腔，从而实现制品的轻量化、低翘曲变形量、高机械强度和高外观质量[2~4]。然而，多筋梳形件复杂的结构设计常导致气辅成型时出现气指缺陷[5]，需进行形成分析以及改善方法研究。气指缺陷是在气体辅助注射成型过程中出现的一种情况，其特征是当气体压力迫使材料溢出设计好的气体通道时，会在零件壁上形成指状纹路，可能会导致结构和外观方面的缺陷。在实际生产中，由于气辅成型工艺参数设置不当、模具浇注系统布置不合理和产品结构设计不合理等因素的影响，难以有效地控制气指缺陷。Hsu等[6]指出气指缺陷会导致零件强度刚度显著降低。傅莹龙[7]以汽车门把手为例，基于正交试验，运用综合评分法，得到各工艺参数影响气体体积百分比和总翘曲变形量的双质量指标的主次顺序和最佳工艺参数，并实际试模得到吹空程度良好，翘曲变形满足要求的合格产品。梁继才等[8]研究了气道截面形状和尺寸对无加强筋薄板塑料件气指缺陷的影响。研究表明矩形截面的气道存在较大的气指，带有圆角的气道可以改善气指；气指缺陷与气道当量半径Req和板厚t的比值有关，呈先减小后增大的趋势。王子剑等[9]利用正交试验法获得了熔体温度和模具温度的优化参数组合并获得了气指缺陷控制良好的制件；但其研究的工艺参数数量较少，研究对象为无加强筋T字型的简单形状制件。Hsu等[6]分析了冷却速率对管状塑料件气辅成型过程中气指缺陷的影响规律。当前气指缺陷研究集中在工艺参数优化或简单几何结构零件上(无梳齿或无加强筋)，缺少对多筋梳形件等实际生产中复杂结构件气指缺陷改善的研究，随着气辅成形零件越来越复杂，仅靠工艺参数调整难以完全消除气指缺陷，当前研究无法全面指导类似零件的生产。某儿童餐椅小腿靠为典型的多筋梳形件，本文以其为研究对象，针对其在气辅成型过程中的气指缺陷问题，利用Moldflow软件模拟仿真成型过程，分析零件气指缺陷形成影响因素；基于壁厚薄化原则减薄产品壁厚，提出火山口减薄方案；通过减薄气道周围结构壁厚，加快冻结层凝结速度，从而控制气指缺陷。1小腿靠结构特点与气辅成型工艺分析图1为某成长型儿童餐椅小腿靠零件(341 mm×268 mm×33 mm)，材质为聚丙烯(PP，牌号为Basell EP649N)，具有快拆设计调节脚踏板高度以适应不同身高儿童的使用需求，如图2所示。因此小腿靠具有多梳齿特征，是典型的梳形结构件。在使用过程中，小腿靠主要用于连接脚踏板以支撑儿童腿部的重量，因此产品需要具备足够的强度和刚度。为保证小腿靠强度和刚度同时避免过重的重量[10]，采用多加强筋结构和局部中空结构设计(图3a)，因此小腿靠零件形状复杂且壁厚差异较大。为避免传统热注射成型缺陷，采用气体辅助注射技术成型小腿靠零件，利用气体将厚腔处的聚合物吹空，并补偿熔体冷却带来的体积收缩。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F001图1小腿靠Figure 1Calf support part10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F002图2脚踏板拆装示意图Figure 2Diagram for disassembly and assembly of foot pedal10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F003图3气道结构：(a)小腿靠背面图，(b)剖视图A-A，(c)剖视图B-BFigure 3Structure of gas way: (a) rear view of calf support part, (b) section view of A-A, (c) section view of B-B小腿靠原始设计中布置两组Y字形分岔气道，进气口分别布置在气道的一端，如图3所示。成型时两组气针分别注射高压氮气，气体推动型腔内高温熔体往低阻力方向流动，当气体行进至分岔口时，由于受到模具型腔壁的阻挡，气体被分成两路，沿悬臂梁往末端处流动，最终形成两个Y字形的气腔。气道前半段横截面为近似长25 mm宽10 mm的矩形截面，后半段为近似直径10 mm的圆形截面。小腿靠气道区域等效壁厚为10 mm，主体壁厚为3 mm，壁厚差异较大达到3.3:1。如图4所示，小腿靠在第一档和第二档梳齿均设计两组X形交叉加强筋，用于提升其抗弯和抗扭转性能；在零件中心处设计米字形中心汇集加强筋，用于提升零件中心处承载能力；在零件其余位置设计多组条形加强筋，用于保证整体稳定性和耐用性。通过测量发现加强筋的原壁厚介于2~3 mm之间，而小腿靠主体壁厚为3 mm，加强筋与主体壁厚比值超过2/3，甚至接近于1。过厚的加强筋会导致零件冷却速度放慢、熔体黏度小和收缩率大，气体更容易沿加强筋发生二次穿透形成气指。此外，气道与加强筋多处直接相连，相当于给气道开辟了支路，对气流具有引导作用，从而更加难以控制气指缺陷。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F004图4小腿靠剖视图Figure 4Section view of calf support part2小腿靠气辅成型气指形成分析2.1气指缺陷分析及量化小腿靠气指缺陷剖切面如图5(a)所示(所对应的工艺参数为熔体温度250 ℃，模具温度40 ℃，气体压力3 MPa，延迟时间0 s，注气时间22 s)，气体侵入薄壁使其变为三明治夹层结构，降低零件的局部强度[11]。小腿靠因产品设计需要，采用了双独立气道回路的多点进气系统，然而气道之间距离较近，使得小腿靠中心处薄壁冷却较慢易发生气指。如图5(b)所示，气体未按照预设的气道有效穿透，非正常穿透至薄壁部分，使制件的薄壁部分严重减薄并容易透光。对于小腿靠而言，严重的气指缺陷将可能导致两条独立气道回路导通，一条气路吹进另一条气路。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F005图5小腿靠气指缺陷：(a)剖面图，(b)背面图Figure 5Gas fingering defect of calf support part: (a) section view, (b) back view在气辅成型工艺中气指的形状一般呈波浪形等不规则形状[12]。为了能够准确评估气指对气辅制件的影响，采用最大指幅和最长指长来度量气指程度[13]。如图6所示，其中最大指幅是指气体沿纵向侵入非气道区域的最大单指幅度，最长指长是指气体沿横向侵入非气道区域的最长单指长度。通过使用这种评估方法，能够更准确地描述气指的形态和程度，并更好地了解气指对气辅制件的影响。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F006图6气指缺陷量化指标Figure 6Quantitative indicators of gas fingering defect2.2小腿靠气辅成形有限元模型的构建通过UG建立小腿靠模型并导入Moldflow软件，采用双层面网格划分并修复网格缺陷。在此基础上采用图层改进法转换为3D网格，转换后的四面体单元共有1165799个，产品3D网格模型如图7所示。采用热流道转冷流道浇注系统，如图8所示。此外，对于溢料式气体辅助注射成型工艺，需对溢料井进行有限元建模，如图9所示。冷却系统共有定模水路、动模水路和侧抽芯水路，分别建模并设置管道和隔水板属性，划分网格后完成建模。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F007图7小腿靠3D网格模型Figure 73D mesh model of calf support10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F008图8流道模型Figure 8Flow channel model10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F009图9溢料井模型Figure 9Overflow well model小腿靠气辅成型有限元模型采用PP (Basell EP649N)，其材料特性如表1所示，材料黏度模型系数如表2所示。有限元模型与试验结果对比如图10和11所示，气指指幅、指长最大相对误差为7.1%，验证了模型的可靠性。小腿靠的右下角位置，气体穿透零件壁形成不规则的指状纹路，呈现一种无规律性。同时其他地方由于加强筋与气道有多处相连，气体整体沿着加强筋的走向穿透薄壁，因此也呈现了一定的规律性。在分析小腿靠气辅成型气质缺陷时，采用如表3所示的工艺参数。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.T001表1Basell EP649N材料特性Table 1Material properties of Basell EP649N熔点 (℃)密度(g/cm3)热变形温度 (℃)最大熔体温度(℃)最大剪切应力(MPa)最大剪切速率 (s–1)1650.91302900.2510000010.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.T002表2Basell EP649N材料黏度模型系数Table 2Material viscosity model coefficient of Basell EP649N非牛顿指数n材料常数 Tau* (Pa)剪切变稀前剪应力 D1 (Pa·s)低压玻璃化温度D2 (K)压力影响系数D3 (K/Pa)拟合系数 A1拟合系数A2 (K)0.244452762.55.90×1015263.15035.95851.610.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F010图10气指缺陷模拟结果Figure 10Simulation results of gas fingering10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F011图11气指缺陷试验结果Figure 11Test results of gas fingering10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.T003表3有限元模拟工艺参数Table 3Process parameters of finite element simulation工艺参数熔体温度(℃)模具温度(℃)气体压力(MPa)延迟时间(s)注气时间(s)参数值2203052222.3小腿靠气辅成型气指形貌分析图12为小腿靠气体注射阶段过程，在注气前4 s，气体从气针注入熔体内部，推动气道内的熔体流向溢料井。由于注气时间不长，气体型芯尚未完全成型，气指缺陷逐渐形成；注气8 s后，气体进一步纵向穿透气道，但同时也沿气道边缘穿透薄壁发生气指效应，并且气指沿着与气道相连的加强筋进行扩张；注气12 s后，由于制品在模具内充分冷却凝固气体型芯基本定型，此时气体处于保压阶段二次穿透熔体以补充聚合物收缩的体积。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F012图12注气过程：(a)注气4 s后，(b)注气8 s后，(c)注气12 s后Figure 12Gas injection process: (a) 4 s after gas injection, (b) 8 s after gas injection, (c) 12 s after gas injection图13为气体穿透薄壁的情况，气体穿透主要沿加强筋方向穿透薄壁，实际的穿透位置发生在加强筋根部与基板相连的区域。这是因为加强筋的存在改变了加强筋和基板相连处的熔体状态，如图14所示，加强筋根部的等效圆直径明显比相邻主体壁厚等效圆直径更大，因此其相比周围熔体阻力更小，在外力作用下更容易发生流动。气体按照沿最小阻力方向穿透的原则推动熔体，因此气体沿加强筋根部穿透。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F013图13气体沿加强筋根部穿透薄壁Figure 13Gas penetrating thin wall along the root of ribs10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F014图14加强筋等效壁厚示意图Figure 14Diagram of equivalent wall thickness of rib2.4温度分布对气指缺陷形成的影响PP材料熔融温度Tm为176 ℃，当材料温度超过熔融温度Tm时呈现黏流态。此时在外力作用下，熔体会发生流动变形，且温度越高则材料黏度越小，越容易被外力推动。图15为熔体注射阶段结束5 s后的材料温度超过熔融温度Tm的温度分布。由图15可知，尽管熔体已经在模具中冷却了5 s，仍有大面积的熔体温度超过了熔融温度Tm。高温熔体主要分布在气道、加强筋根部，浇口入口附近及零件中心加强筋密集处等壁厚较厚的区域，这些高温区域的分布也与气体吹空零件形成的气体型芯分布相似。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F015图15材料超过熔融温度的温度分布Figure 15Temperature distribution when exceeding melting temperature of material在Moldflow中冻结层因子是指冻结层厚度与模型厚度的比值，值越高表示冻结层越厚、流阻越大以及熔体熔融层越薄。而冻结层厚度与散热程度有关，在填充期间，由于来自上游的热熔体会平衡模壁的热损失，因此在熔体连续流动的区域，冻结层厚度保持恒定。当流动停止时，厚度方向上的热损失占主导地位，从而导致快速增加冻结层的厚度。图16(a)为熔体注射阶段刚好结束时模型的冻结层因子结果，此时因为熔体刚刚注满型腔尚未充分冷却，整体冻结层较薄，基板的冻结层因子在0.2~0.4，气道和加强筋根部等壁厚较厚区域的冻结层因子在0.3以下。图16(b)为熔体注射阶段结束5 s后模型的冻结层因子结果，此时因为零件随模具冷却了一段时间，零件温度有所下降，整体冻结层厚度增大，基板的冻结层因子在0.4~0.6，气道和加强筋根部等壁厚较厚区域的冻结层因子在0.4以下。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F016图16冻结层因子：(a)注射结束后0 s，(b)注射结束后5 sFigure 16Frozen layer factor: (a) 0 s after the end of injection, (b) 5 s after the end of injection综上所述，加强筋根部和气道区域等效壁厚较厚，中心温度过高降低了冷却速度，导致在注气阶段没有形成足够厚度的冻结层和足够大的流阻。气体按照最小阻力方向穿透的原则侵入非气道区域形成气指。2.5压力分布对气指缺陷形成的影响图17为小腿靠气体注射阶段开始后的压力分布云图。注气4 s后，此时因为刚刚注气不久，气体型芯尚未完全成型，且此时熔体温度尚高熔体压力损失梯度不是很大，气道进气口的气压为2 MPa，气道末端的圆形截面气道气压和气道边缘的气压在1.8 MPa附近。注气8 s后，此时气体型芯基本成型，由于发生气指效应，故在一些加强筋和气道边缘存在较大的压力分布。另外由于熔体进一步冷却此时熔体压力损失梯度增大，压力分布等值线间距缩短。注气12 s后，此时气体型芯完全定型，熔体也基本冷却凝固，压力分布云图与气指结果云图(图10)相似。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F017图17压力分布云图：(a)注气4 s后，(b)注气8 s后，(c)注气12 s后Figure 17Pressure nephogram: (a) 4 s after gas injection, (b) 8 s after gas injection, (c) 12 s after gas injection在Moldflow中熔体流动速度结果显示在填充和保压阶段每个单元在多个时间的流动速度大小。图18所示的是聚合物在气压推动下各节点熔体流动的方向和速度大小，其速度矢量方向与图17中压力梯度的负方向大致相同。图18(a)为注气刚开始时一部分熔体在气道内沿Y字形路径流向溢料井，形成正常的气体型芯，此时的气体穿透行为称为一次穿透；另一部分熔体沿气道边缘向四周薄壁区域辐散，以及沿加强筋走向向外扩散，这表明发生了气指效应。注气持续8 s后，此时聚合物冷却固化开始收缩，依靠气体压力保压成型，实现二次穿透。气体沿加强筋向两边压实材料，气指现象进一步加重(图18b)。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F018图18熔体流动速度矢量：(a)注气4 s后，(b)注气8 s后(局部放大)Figure 18Velocity vector of melt flow: (a) 4 s after gas injection, (b) 8 s after gas injection (partial enlarged view)气体传递压力时无压力损失，一旦气体压力达到可以突破薄壁和加强筋等非气道区域阻力时，将不可阻挡地发生气指缺陷。由于小腿靠中心加强筋密集处和加强筋根部等区域属于厚壁区域，充模后温度较高，因此熔体粘度小于相邻区域，气体按最小阻力原则穿透这些非气道区域。同时熔体因受压发生流动时，引起剪切速度改变，熔体的粘度会进一步减小，加剧气指效应。直至熔体充分冷却阻力进一步增大，气体型芯才定型。3小腿靠气辅成型气指缺陷控制研究3.1主体壁厚对气指缺陷控制的影响减少零件主体壁厚，可加快零件冷却速率，降低熔融层厚度，从而阻碍气体穿透薄壁。为排除加强筋的干扰，将原有加强筋删除，在小腿靠背面进行减薄。如图19所示，原模型的主体壁厚为3 mm，以0.5 mm为间隔，分别减薄至2.5、2和1.5 mm进行数值模拟。图20为小腿靠背面一侧减薄壁厚示意图，棕色区域为减薄区域。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F019图19原模型主体壁厚Figure 19Main body thickness of original model10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F020图20切除加强筋并减薄主体壁厚模型Figure 20Model thinning main body thickness and without rib图21为减薄小腿靠主体壁厚的气指模拟结果，随着主体壁厚减小，最大指幅和最长指长均减小。当主体壁厚减薄至2 mm时已无气指缺陷。图22为3 mm主体壁厚的小腿靠在注气阶段开始前的冻结层因子模拟结果，在两条气道两侧分别取点，检查不同主体壁厚情况下小腿靠冻结层厚度，统计结果如图23所示。由冻结层因子变化曲线可知，随着主体壁厚的减小，各点的冻结层因子均会增大，且随着主体壁厚越小，冻结层因子的增加幅度越来越大。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F021图21不同主体壁厚注气模拟结果：(a) 3 mm，(b) 2.5 mm，(c) 2 mm，(d) 1.5 mmFigure 21Simulation results of gas injection with different wall thicknesses model: (a) 3 mm, (b) 2.5 mm, (c) 2 mm, (d) 1.5 mm10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F022图223 mm主体壁厚模型冻结层因子Figure 22Frozen layer factor of 3 mm main body thickness model10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F023图23冻结层因子变化曲线Figure 23Curves of frozen layer factors3.2加强筋壁厚对气指缺陷控制的影响如图24所示，将加强筋还原，仅减薄主体壁厚进行模拟，以分析原加强筋壁厚对气指缺陷的影响。由图21(a)和图25(a)对比可知，气指形状由不规则的斑块状变成沿加强筋布局走向的条带状，由此可知小腿靠的原加强筋对气指形貌的形成具有引导作用。图25(b)的模拟结果与图21(d)的模拟结果相比，虽然主体壁厚同样减薄至1.5 mm，但仍发生气指缺陷。原因在于减薄后的模型保留了较厚的原加强筋(原加强筋厚为2和3 mm)，使加强筋的冻结层厚度不足，气体沿加强筋发生穿透。故小腿靠原加强筋厚度设计不合理，过厚的加强筋与气道直接相连，使气体沿加强筋突破熔体，需对加强筋壁厚进行优化。如图26所示，对加强筋也进行减薄，黄色区域为减薄后的加强筋。图27为气指数值模拟结果，由图可知气指得到有效改善，而当主体壁厚为2 mm，加强筋壁厚为1.5 mm时，小腿靠已无气指缺陷。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F024图24仅减薄主体壁厚Figure 24Only thinning main body10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F025图25还原加强筋后不同主体壁厚模拟结果：(a) 3 mm，(b) 1.5 mmFigure 25Simulation results for different main body thicknesses after restoring ribs: (a) 3 mm, (b) 1.5 mm10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F026图26加强筋与主体壁厚同时减薄Figure 26Thinning ribs and main body10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F027图27同时减薄的注气模拟结果：(a) 2.5 mm主体壁厚/1.5 mm加强筋，(b) 2 mm主体壁厚/1.5 mm加强筋Figure 27Simulation results of gas injection with thinning ribs and main body: (a) 2.5 mm main wall/1.5 mm ribs, (b) 2 mm main body/1.5 mm ribs3.3火山口减胶结构对气指缺陷控制的影响由3.1节和3.2节分析可知小腿靠主体壁厚和加强筋壁厚越小，越不容易产生气指效应。然而大面积的减薄会导致熔体阻力增大，充模困难，同时大量的减材也会导致注塑件的强度和刚度变差。尤其对于梳形件而言，悬臂梁结构使得减材对其刚度损失的敏感性更大，因此需要降低制品的减胶量。图28(a)为整体减薄方案，可以有效抑制气指缺陷，但减胶量太多易导致产品刚度不足。图28(b)为凹槽方案，虽对产品的刚度几乎没有影响，但由于减胶量太少难以有效地抑制气指缺陷。因此综合二者优势在气道周围开宽槽，形成火山口结构(图28c)，其中l为减薄区宽度，t为减薄区剩余厚度。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F028图28各种减薄方案：(a)整体减薄，(b)凹槽，(c)火山口Figure 28Various thinning schemes: (a) overall thinning, (b) grooves, (c) crater schemes图29为某螺丝柱根部减胶的模具结构，因在模具上的形状类似于火山的环形坑，这种减胶方式通常也被称为火山口[14]。如图30所示，在气道周围开宽槽，形成火山口结构，棕色部分为减薄部分。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F029图29火山口模具结构Figure 29Structure of crater mold10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F030图30火山口结构三维模型Figure 303D model of crater structure减薄区剩余厚度t和宽度l为火山口减胶设计的关键尺寸，若减薄区剩余厚度t过大，则会导致冻结层冷却速度太慢不利于抑制气指缺陷；若剩余厚度t太小，则会导致减薄区充模困难，同时减薄区壁厚与主体壁厚差距过大易导致熔体流速骤变，不利于保证注塑件表面外观质量。减薄区宽度l若过小，同样会导致冻结层冷却速度太慢，不利于抑制气指缺陷；若宽度l过大，则会导致产品刚度下降较大。小腿靠加强筋厚度保持1.5 mm，减薄区取(t=2.5 mm，l=20 mm；t=2 mm，l=15 mm；t=2 mm，l=20 mm)三组参数组合进行模拟，结果如图31所示。当减薄区剩余厚度t≥2.5 mm或宽度l≤15 mm时，均因减胶量太少不利于形成足够厚的冻结层抵抗气体穿透。当减薄区剩余厚度为2 mm减薄区宽度为20 mm时能有效抑制气指缺陷，平均气体穿透长度为185.62 mm，最大指幅为5.79 mm、最长指长为11.67 mm，分别降低了92.8%和75.6%。最大指幅和最长指长均小于18 mm，气指缺陷在可以接受的范围内。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F031图31不同减薄区宽度及厚度的注气模拟结果：(a) t=2.5 mm，l=20 mm，(b) t=2 mm，l=15 mm，(c) t=2 mm，l=20 mmFigure 31Gas injection simulation results for different thinning zone widths and thicknesses: (a) t=2.5 mm, l=20 mm, (b) t=2 mm, l=15 mm, (c) t=2 mm, l=20 mm3.4火山口减胶方案试验验证由3.1~3.3节可知，加强筋和壁厚整体减薄会导致充模困难及刚度下降，因此采用火山口减胶这种局部减薄方案。为验证火山口局部减薄方案的有效性，进行了试验验证。小腿靠梳形件采用火山口减胶结构需要多处减胶，难以采用烧焊工艺修改原模具。因此为验证火山口减胶方案的气指缺陷控制效果，利用双面胶将塑胶片粘在模具上垫高进行临时性改模。图32所示的矩形塑胶片长为55 mm，宽为20 mm，厚度为0.72 mm，由于双面胶本身厚度的存在，实际可以垫高模具1 mm。粘贴处对应零件和模具的位置如图33和图34所示，此处小腿靠未布置加强筋，可以很好地改模而不引发安全问题。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F032图32塑胶片厚度Figure 32Thickness of plastic sheet10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F033图33减薄位置Figure 33Thinning position10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F034图34模具粘贴位置Figure 34Pasting position试验按同一工艺参数设置对减薄样品和减薄(面积加大)样品分别打样6模，如图35所示。在改模位置原本发生气指效应的地方在减薄后均没有气指。取图35(a)减薄样品进行切割，如图36所示，减薄区域没有发生气指缺陷，原壁厚区域发生了气指，且气体穿透薄壁区域时存在明显的避开减薄区域的倾向，试验表明火山口减胶方案可以抑制气指发生。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F035图35减胶前后气指缺陷对比：(a)减薄，(b)减薄(面积加大)，(c)原模型Figure 35Comparison of gas fingering defects before and after glue reduction: (a) thinning, (b) thinning (increasing area), (c) original model10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F036图36减薄试验样品剖切面Figure 36Cutting plane of thinning test sample4小腿靠火山口减胶方案结构拓扑优化火山口减胶方案会减少零件壁厚，将导致产品强度刚度受到影响。针对这一问题，可采用基于变密度法的结构拓扑优化增加加强筋数量，保证零件强度刚度。小腿靠强度刚度问题主要发生在梳齿位置，因此拓扑优化设计域集中在梳齿区域，如图37所示。经过40次循环迭代，得到拓扑优化后加强筋材料最佳分布，如图38所示。结合拓扑优化结果进行加强筋再设计，获得优化后的加强筋分布，如图39所示。拓扑优化再设计模型相较于初始设计模型总体积减少3.8%，没有带来额外的材料成本。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F037图37拓扑优化设计域Figure 37Design domain of topology optimization10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F038图38拓扑优化结果Figure 38Results of topology optimization10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F039图39加强筋优化设计结果Figure 39Optimization design results of ribs建立基于Abaqus软件的静力学分析有限元模型(包含初始设计、火山口减胶方案、减胶后拓扑优化三个模型)，小腿靠安装连接位置采用固定边界条件，根据档位对梳齿施加X方向的载荷200 N以及在接触面上施加6 N·m的扭矩。对模型受载情况下的变形量进行有限元分析，图40为三个模型第三档梳齿受力位移云图，表4为各模型受载时的最大变形量，由表4可知，减胶方案会降低零件刚度，而拓扑优化后的结构可使零件刚度提升甚至超过初始设计方案，从而防止由于减胶带来的刚度问题。10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.F040图40边界条件及受载位移情况：(a)边界条件，(b)原模型，(c)火山口减胶模型，(d)拓扑优化模型Figure 40Boundary conditions and load displacement: (a) boundary conditions, (b) original model, (c) crater glue reduction model, (d) topological optimization model10.14028/j.cnki.1003-3726.2024.23.253.T004表4小腿靠模型受载最大变形量Table 4Maximum deformation of the calf support model under load档位原模型 (mm)火山口减胶模型 (mm)拓扑优化模型 (mm)优化模型较原模型变化量(%)1档13.6116.9111.25–17.32档13.2617.3210.98–17.23档15.1117.159.31–38.4考虑到结构优化设计既需要满足力学性能要求，也要满足气辅成型工艺制造要求。故将拓扑优化再设计模型导入Moldflow模拟进行气指缺陷分析，结果表明最大指幅7.19 mm、最长指长12.24 mm，均满足工艺要求的不大于18 mm。5结论本文针对儿童餐椅小腿靠气辅成型气指缺陷问题，采用数值模拟和试验验证结合的手段，分析气指缺陷形成影响因素并提出气指缺陷控制方案，论文主要结论如下：(1)小腿靠采用多气道结构和多加强筋结构设计，存在主体壁厚和加强筋壁厚过厚问题；较厚的主体壁厚和加强筋壁厚导致冷却速度较慢，使得注气时没有足够厚度的冻结层和足够大的熔体流动阻力，导致气指缺陷的形成。(2)随着加强筋厚度和主体壁厚的降低，气指缺陷越不明显。当主体壁厚为2 mm，加强筋壁厚为1.5 mm时，可消除小腿靠气指缺陷；但大面积的减薄会导致零件强度和刚度下降明显。(3)提出基于壁厚薄化原则的火山口减胶方案，实现在降低减胶量的同时有效抑制气指缺陷。当减薄区剩余厚度为2 mm，宽度为20 mm时，最大指幅为5.79 mm、最长指长为11.67 mm，分别降低了92.8%和75.6%，达到合格标准。试验验证了火山口减胶方案在控制气指缺陷上的有效性。