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型腔的填充時間略大于右邊。這主要是由于衣夾反面有一個寬度定位塊(見圖1(b) 所示) 更靠近澆口的原因。圖3 中的填充時間差為0. 20～0. 25s ，占總填充時間的21 %～27 % ， 說明有比較明顯的澆注系統不平衡現象。

對這個幾何模型， 經改變不同參數做了較多的模擬仿真，發現了一些問題。首先，利用BGV 值改變澆口直徑時， 發現這種方法的平衡效果并不明顯。

其次， 在所有澆口直徑和長度均為1mm條件下將一級分流道改為直徑φ10mm時對澆注系統的平衡效果更明顯。由此可見，依據BGV 值進行澆口平衡的方法確實比較粗略， 有必要用其他方法(如CAE技術) 進行輔助設計； 同時， 也看出對于圖中這種一條一級分流道接多條二級分流道的不平衡澆注系統， 兩分流道截面積差值偏大有利于澆口平衡。這主要是保證了一級分流道的壓力損失不要太大， 使得各二級分流道的工作壓力盡可能相近， 這自然就使得澆注系統平衡了。

(2) 基于理論計算，借助CAE分析改進澆注系統平衡的分析過程。表1 是依據3. 4 節和3. 5節所敘述的基于塑料熔體流變學理論計算的數值， 并借助于CAE 技術模擬仿真驗算， 最終確定的平衡澆注系統的相關參數。表1 列舉有4 種模擬條件， 分別為： ①非平衡澆注系統，基于3. 4節和3. 5節計算結果， 分流道均為圓形，一、二級分流道的直徑分別為φ9. 4mm和φ5. 2mm，澆口的直徑和長度均為1mm；②平衡澆注系統， 在①的基礎上將澆口5、6、7 的直徑分別改為φ0. 8、φ1. 0mm和φ1. 2mm； ③平衡澆注系統，在②的基礎上將一級分流道截面改為梯形，截面參數為B = 1. 14D = 11. 4mm， H = 0. 76D = 7. 6mm，二級分流道截面改為半圓形加矩形的組合流道形式， 因為若按半圓形截面， 其參數R = √2 R1 =3. 6mm，但考慮到加工的方便，將R 取3mm，然后深度增加1mm的組合方案； ④平衡澆注系統， 在③的基礎上將二級分流道改為半圓形截面， 半徑R取3mm。

從表1 和圖4～圖7 的模擬分析過程和結果可以看出以下幾點：

(1) 基于理論計算再轉入CAE分析可減少分析次數。
(2) ②～ ④的模擬表明， 澆口平衡后，澆口5對應型腔的填充時間要明顯多于澆口7的型腔填充時間，說明BGV值的平衡是有效的。
(3) ④的模擬說明，BGV值計算的平衡參數較粗略，有必要借助于CAE技術提高平衡精度。
(4) 按面積相等原則從圓截面換算到其他截面的方法基本可行， 但對熔體的填充行為會有少量的影響。
(5) ①和④的模擬均說明一、二級分流道的截面積差大對澆注系統的平衡有利。

5 結束語

以注射成型工藝中非平衡澆注系統為研究對象，以塑料流變學知識為基礎，通過一個典型的非平衡澆注系統案例，探討了其澆注系統的設計原理和方法，并采用CAE技術對所設計的澆注系統進行了數值模擬分析，并驗證了設計結果。通過以上分析可以看出：

(1) 以流變學理論為基礎設計澆注系統，使設計過程的隨意性得到了較大的約束。
(2) 借助于CAE分析輔助設計使得設計結果的可視性、定量化、虛擬化等效果得到了加強，設計的參數可信度更好。
(3) 以BGV值平衡澆注系統的方法可行，但平衡的效果不一定精確，最好配合CAE輔助設計。
(4) 對兩級流道的非平衡澆注系統， 一、二級流道的面積差偏大有助于澆注系統的平衡。
(5) 澆注系統的平衡是一個復雜的問題，影響因素較多，有必要深入研究。
(6) 非平衡澆注系統人工平衡設計時，應優先考慮幾何參數平衡法，因其調整范圍較寬，其次考慮工藝參數平衡法。

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