本文分析了熱流道熱嘴在注射壓力下的疲勞強度問題。提出了殼體壁厚的設計計算方法。熱嘴與流道板間螺紋聯接時,還必須校核熱嘴殼體承受彎曲變形下的強度。

1. 熱流道熱嘴殼體的破裂

圖 1 所示為熱流道系統中破裂熱嘴的殘片。熱嘴殼體發生斷裂的危險截面在圖 2 和圖 4 上被注明。圖 2 所示熱嘴與流道板軸向壓緊裝配時,破裂發生在熱嘴的澆口部位。見圖 2-a 在內螺紋退刀槽的根部,有應力集中。圖 2-b 在嵌入圈繞線槽的根部,壁厚被削弱。圖 2-c 裝彈性卡圈的凹槽處,殼體壁厚過薄?；驖部谔自诙０宓呐浜厦嫔?。圖 4 所示熱嘴與流道板用螺紋聯接,破壞截面位置與前者相同。 

圖1  熱嘴殼體的破裂       

注塑機的注射壓力通常為 100MPa 左右。在注射周期中注射螺桿推進和保壓階段的時間只占(5%～10%)。模具里塑料制品在冷卻階段,壓力迅速下降。熱流道熱嘴殼體承受的是周期性的圓周方向應力。熱嘴殼體破裂多發生在注射生產一定時期之后。從開裂斷面分析是屬于疲勞破壞。壁厚過薄和應力集中是主要原因。

大多數企業制造的熱嘴殼體用 4Cr5MnSiV1 鋼,美國牌號 H13 。半精加工后,在較低的奧氏體溫度 1000～1040℃ 加熱后空冷?；鼗饻囟?600～650℃,得到 34～44HRC,然后精加工。從參考文獻獲知 “4Cr5MnSiV1 的疲勞極限”,取高溫 540℃ 下疲勞極限 =370MPa 為熱嘴壁厚強度的計算應力。

2. 熱嘴與流道板壓緊裝配時殼體壁厚的設計和校核

熱嘴中央的流道直徑 4～18mm 。熱嘴座與流道板在強壓下產密合,支承面大,壁厚足夠。如圖 2 所示,熱嘴的加熱段為細長薄壁管道,外壁上開螺旋槽,嵌有電加熱線圈。在澆口段裝有導流梭,或套筒式針尖,有時為裝入澆口套,須與熱嘴螺紋聯接。熱嘴外殼等有用彈性卡夾軸向固定。在這些危險截面上壁厚,往往只有 1～2mm 。

圖2  熱嘴與流道板壓緊裝配時的危險截面

a -內螺紋退刀槽;b -電加熱線圈的螺旋槽;c -彈性卡圈嵌槽

熱嘴筒體受到塑料熔體內壓,在薄壁圓管上周期性的周向應力  的作用下破裂。有熱嘴殼體的強度校核式

                  (1)

又有壁厚的設計式

                                                     (2)

式中 

D ——圓管的外徑,mm;

t ——圓管的壁厚,mm;

p ——圓管內流體的壓力,MPa(N/mm2);

R m ——圓管的平均半徑,mm;

——熱嘴鋼材的許用應力,MPa;

n ——安全系數。

熱嘴殼體在注射壓力下,承受比模具型腔更高的壓力。塑料熔體在 (25～50)MPa 的高壓下,才能充滿型腔并得到補縮。處于上游的熱流道澆注系統允許有 35MPa 的壓力降。注射機在螺桿頭前熔體的壓力經主流道熱嘴和熱流道的壓力損失后,到達分熱嘴的澆口段,殼體內熔體壓力大致有 p=65MPa(650×105Pa) 左右。又取安全系數 n=1.5,所以 =370/1.5=247MPa 。因此,熱嘴壁厚的設計式簡化成

             (3)

熱嘴殼體的零件的流道直徑從 4～20mm,典型的三個見圖 3 所示。殼體外圓柱面上,割有電熱線圈嵌裝的螺旋槽。圓管的外徑 D 應減去糟深。殼體外圓柱面上,還會切割環槽安裝軸向檔圈,外徑 D 同樣應減去糟深。計算孔徑是熱嘴內螺紋的外徑或退刀槽外徑。

圖3  三個熱嘴殼體的結構尺寸

a)流道直徑4mm;b) 流道直徑8mm;c) 流道直徑16mm

用式 (3) 校核計算圖 3 上三個熱嘴殼體的強度,圖上危險截面的壁厚 t 都大于計算得熱嘴最小壁厚 tmin 。見表 1 所列,殼體壁厚強度也都合格。共校核十三個熱嘴殼體危險截面,有三個壁厚 t<tmin 是不合格,必須加厚到 tmin 或更厚。說明推導式 (3) 的許用應力  和流體的壓力 p 的數據符合生產實際。

表1  三個熱嘴殼體危險截面的壁厚校核     單位:mm

表 2 所列 4Cr5MnSiV1 鋼 (H13) 的熱嘴壁厚最小值。適用于傳統的流道板與熱嘴用壓力聯接方式。熱流道熱嘴受到塑料熔體的周期性壓力作用,危險截面的最小壁厚。近年來,推行整體式熱流道系統。流道板與熱嘴用螺紋聯接時,流道板在注射溫度下有橫向熱膨脹。而熱嘴固定在低溫的定模板里,熱嘴在軸線方向有彎曲變形,熱嘴壁厚上受到彎曲載荷,表 2 數據不能適用。

表2  4Cr5MnSiV1鋼的熱嘴殼體壁厚最小值tmin

單位:mm

3. 熱嘴與流道板螺紋聯接時壁厚的校核計算

整體式熱流道系統設計時,如圖 4 所示的熱嘴與流道板用螺紋聯接。以此防止泄漏熔料。這種熱嘴不需要凸肩支承。它的澆口端對準定模型腔板。此時熱嘴殼體破裂的危險截面仍在澆口段。上述圓管壁的周期性的周向應力  引起的疲勞破壞依然存在。流道板從中央起始,有橫向的熱膨脹變形 。而熱嘴的澆口段固定在定模板中。如圖 5 所示的固定截面上有彎曲應力  作用。

                       圖4  熱嘴與流道板用螺紋聯接

如圖 5 所示,由于流道板的橫向熱伸長量 ,引起一端固定的懸臂圓筒的彎曲變形,自由端的彎矩 M 和作用力 F 關系式

                    (4)

由式 (4) 得熱嘴澆口處的橫向作用力

                              (5)

然后,計算危險截面在彎矩 作用下的彎曲應力

                                      (6)

兩式中

Jb——熱嘴筒體的危險截面軸慣性矩,mm4,圓筒;

Wb——熱嘴筒體的危險截面抗彎截面模量,mm3,圓筒;

 ——流道板的橫向熱伸長量,mm;

l ——熱嘴的有效長度,mm;

E——熱嘴鋼材在工作溫度下閥針的彈性模量,MPa,

            400℃合金鋼 E=170×103MPa 。

將危險截面上,軸向應力  和周向應力  作向量合成,可得到熱嘴與流道板螺紋聯接時壁厚的強度校核

                    (7)

由前述 4Cr5MnSiV1 鋼的疲勞極限 =370MPa ?？紤]到合成應力  比單周問應力  復雜,不確定因素多。安全系數 n 取 2,MPa 。

                              圖5  熱嘴的受力圖

[例]以圖 3b 的熱嘴殼體,其流道直徑 8mm。在危險截面上內孔 d=12mm,外徑 D=18mm,有平均半徑 Rm=7.5mm 。按橫向熱伸長量 =0.5mm,和熱嘴的有效長度 l=200mm,計算現有壁厚 t=3mm,在熱嘴與流道板螺紋聯接有附加彎矩下,校核強度是否安全。

[解] 熱嘴殼體在注射壓力下,按式 (3) 計算 tmin=1.97mm 。

mm4

mm3

N

 MPa

 MPa

MPaMPa

計算結果說明: 

1)圖 3b 的熱嘴殼體壁厚 t=3mm,在熱嘴與流道板螺紋聯接有附加彎矩下,校核強度安全。說明小流道熱嘴的柔性好,能采用熱嘴與流道板螺紋聯接方法。

2)圖 3c 的大流道和大直徑熱嘴殼體,在熱嘴與流道板螺紋聯接有附加彎矩下,需要有大的壁厚,才有強度安全。大流道熱嘴的剛性好了,但軸向柔度差。