培训-用户手册hscae3d7.5指南

计算机辅助工程（CAE）技术在的塑料工业领域得到了广泛应用。工程师们选择合适的注射机，指导模塑工程师设置合理的工艺条件。CAE软件在优化设计方案CAE分析可以对不同的成形方案进行反复的评测对比，寻求最优设计。同时，CAE软件又是一种，通过对注射成形过程各阶段的定性与定量描述，CAE能够帮助设计者熟悉熔体在型腔内的流动行为，把握熔体流动、保压、凝固的基CAE技术具有节省时间和原材料、降低废品率、提高产品质量、缩短产品开发用的大小取决于使用者的经验水平和熟练程度。确切地讲，CAE分析结果的精度在很CAECAE软件实践应用本指南是由HSCAE软件研究人员在提炼练总结注塑成形理论和实践经验的基础 第一 塑料的基本特征及其流动分 塑料结 第二 模具型腔充 第三 注塑制品中的取 实验技 第四 注塑制品中的残余应 热残余应 第五 注塑制品中的密度分布与收 密度分 收 第六 模具中的热交换和冷却系统设 第七 注塑模与基本结 注塑模分 第八 华塑注塑成形仿真系 HSCAE简 使用HSCAE进行方案设 第九 流道的设计与平 HSCAE的应 第十 浇口设 HSCAE的应 第十一 注射压力与分级注 公 HSCAE的应 第十二 冷却系统设 公 HSCAE应 第十三 残余应 HSCAE的应 第十四 收缩与翘 HSCAE应 第十五 注塑中的常见问题以及解决办 困 鱼 毛 流 波 短 糊 第十六 注塑系统与操作指 由于塑料的内部结构比金属的结构迥然不同，故掌其性能特点也就比较。§1－1料结开，并和邻近的乙烯单体键合，形成CH2基长链。 （a）单体（b）聚乙烯分子即为聚乙烯分子，如图1—1所示。 图1－1 热塑性塑料1-2所示。当熔体的温度降低，无定形聚合物开始变(半)结晶聚合1－2所示。当温热固性塑料碳化并分解，故为不可逆过程。这种性质与鸡蛋煮熟后，再加热也不会软化相类表1-1列出了一些热塑性塑料和热固性塑料的相关结构和属性。 CH2基上，链角是确定的。若将一个碳原子个圆锥。同样，键2—3绕本身轴线旋转，则键3—4将形成一个旋转圆锥。如此类推，整图1—5所示。图 图 x射线衍射法对很多聚合物进行研究后得知，在X较大，亦难以从无序结构中形成有序区。从另一方面说，具有充分对称性的结 应当着重的是，不应把取向和结晶。X射线衍射，取向的聚合物不一定存在结晶区(见图1—7)。同样，光学检测，聚合物可能结晶，但不一定有明 §1－2常用注塑材料的物理性质一、比热1－2比热容导热系数热扩散系数98聚cp

式中，cp为定压比热容（kJ／kg·℃；为密度（kg/m3表示导（kJ/m·℃热扩散系数大。V

式中，比容V反映了塑料在注塑过程中，在温度和压力的作用下，制品的膨胀与聚合物的玻璃化温度Tg是指线型非结晶聚合物由玻璃态(硬脆状态)向高弹态(橡VfVV0(T (1—式中，Vf为聚合物中的自由容积；V为聚合物所占据的全部容积；V0T为聚合物中大分子链本身所占据的容积。图1—8所示的是聚合物比容随温度的变化规律。图 温度T时，聚合物中的自由容积Vf可用下式计VfVg(TTg (1—式中，Vg认为聚合物在Tg温度下的自由容积；T为高于玻璃化温度Tg100℃以内的温度；为热膨胀系数。玻璃化温度Tg主要与聚合物中大分子键的柔性有关。另外，大分子的交联、结晶取向等都会使Tg升高。常用聚合物的Tg值如1－3所示。玻璃化温度Tg熔化温度Tm聚熔化温度Tm所需要的温度。在非晶聚合物中，材料从Tg开始即软化成高弹态，但是从高弹态转变－3机械性质变差，如弹性、强度降。此温度区间愈小、温度愈高，则注塑愈。为了提高聚合物的热稳定性，常在塑料分解温度如表1－3所示。§1－3塑料的力学性质特点§1－4塑料的流变变学依然是一门半经验的物理科学。但是学些有关流变学的概念对塑料材料的选聚合物流体既可以是处于粘流温度θf或θm以上的熔体，也可以是在不高温图中，F为外部作用于整个流体上的恒定剪切力、A为流体液层面积。假定液层F/ 图 在恒定的作用体的应变表现为液层以均速u沿着切应力作用方向移动。但液dr，相邻两液层的移动速度分u和（udu）则液层间单位距离的速度差（称之为速度梯度）为du/dr，记液层移动速度为dxdtdud(dx/dt)d(dx/

产生的切应变，记为dx/dr。式（1－6）可以改写为dud

＝(du)

为比例常数，称为牛顿粘度。它是流体本身所固有值不同，它Pa•s（N•s）/m2。1－10图1－10所示。1－111－111－10§1－5聚合物熔体的粘在一定的温度下，牛顿流体的剪切粘性系数为常数，其值为剪应力与剪应变率的比值，而拉伸粘性系数则为拉应力与拉伸应变率的比值。

图 模拟注塑成形流动过程时，最重要的聚合物性质是剪切粘性系数 聚合物熔体的粘性按幂律模型计算时虽然简单、方便，但适用范围有限，仅适合于应变率较高的情况。为了找到适用于更宽的应变率范围的数学模型，以便完整地表示出粘性和剪应变率之间的关系，很多学者进行了大量的理论研究和实验工作，提出(ro－Arrenu)粘性模型。 T0Bexp(bT

由上式可以看出，当剪应变率趋近于零时，0为零剪应变率粘性系数，说，表示了值由小时的牛顿型极限0，至大时的幂律渐近线之间转换时的零剪切粘性系数

零剪切粘性系数0值除与温度有关外，还取决于聚合物的分子量、分子量分布情况以及长短分支情况。对线型聚合物熔体来说，可以认为0与Mw的3.4次方成正即30C1M3

通常用于Mw足够大(如工业用聚合物)的情况，其比例系数C1和材料温度有关，表1－3给出了几种聚合物的C11－3几种聚合物的C1温度C1(nprdo)(ak)/0－0曲线与温度无关。这里应该，0本身表示零剪切率时的粘性系数，是随温度而变化的，在式（1－12)中已表示清楚。幂律指n称为幂律指数，对剪切变稀的熔体来n1。剪切变稀是聚合物熔体的固幂律指n表示了剪应变率对形体粘性的影n值愈小，说明偏离牛顿流体规律愈远。换句话说n值反映了熔体粘性对剪应变率的敏感性。n随温度和剪应变率而变化，其数值可查阅有关手册和资料，亦可通过1nC(MW)0M

参数00C(MW

2N式中，C2和C3分别为材料参数，例如PMMA、PS、PP的C2和C3值分别为1.69、1.041.52、1.511.29参数Tb参数Tb表征了零剪切粘性系数0对温度的敏感性，其值本身亦与温度有关。图数，其中曲线4拟合情况最好。参数B直接影响0值，在温度和压力确定的情况下，0与聚合物重均分子量CM3B

exp(bT图1－13 PC材料的Tb与熔体温度 图1－14 PP材料的Tb与熔体温度 §1－6塑料沿圆管中的流动pr2(pdpdz)r2r 2

剪应力可表示为

图 故dur

2udur1dp r02u1dp(r2r2 4 流速u

u1dpr 4dz r2uu01(r) 剪应变率可用下式体积流量Q

du

r2

r4Q0u2rdr 8速度u和流量Q前得负号表示其值与 r4式中，L为圆管长度。

Q

r2

由式（1－26）可以看出，剪应力沿径向为线性分布，在管壁处（rr0）1－16剪应力

r0 2r

图 圆管中流动时u和的分布情

pr2(pdpdz)r2

r2knk(durdpk(du2故du

1dp1)nrn2k

r1dp1ur(2kdz)nrn (1dp

2k

)n )(r0n

rn1dp

u0 )n )r0 2k n rn1uu01 )n

体积流量Q可用Q

n )r03n

0 r0

(n1)u3n

n r

)u(rn00rn0

(3n

r0§1－7粘度系数的测定和曲线拟合以常速移动，因而流量Q亦保持为常数。为 ar 01－17毛细管流变仪原理图

rw a以求得表现剪切粘性系数a值。改变流量Q可以求得另一组a和a值，从而图 PS材料的a、a实验值和拟合曲 顿流体的aa关系曲线转换成非牛顿流体的 0根据式ar30

r3Q 0

w

3nn

即nr3Q 03n1

3n1w

设采用幂律模型时，毛细管壁部的粘性系数为 ，w 4nw 4n 3n1 3n1

利用表观剪切粘度a和表观剪应变率aa aa (0 4n

3n

a

)1n3n1

3n1 0a/a

n4nn

n 上式说明，只要将四个参数（n，，B，Tb）中的换算成 (a，a)至(，)坐标转换，新的参数为 ，，Tb§1－8常用热塑性塑料的性质与应用ASTM（注：ASTM是指材料实验，下同ASTM聚碳ASTMASTMASTM丙烯-丁二烯-苯乙烯共聚物ASTM符号：ABS聚苯ASTM聚氯ASTM聚ASTM聚ASTM §2－1注射工艺过vi－螺杆速

图 pi－型腔压力A－计量室流量BC－主流道D－分流道E－浇口F图 图中OAp1作用下从料筒计量室流入型腔始端的时间。腔末端的最大压力为pC1。喷嘴压力也迅速增加并接近注射压力p1。BC15％的熔体被压入到型DC时间段是保压阶段。在这一阶段中熔体仍处于螺杆所提供的注射压力之下，pF，剩余压力过大可能会造成制品开裂、损伤和卡模。2－3为一个注射周期中塑料熔体和模具温度随时间的变化曲线。图 1－熔体2退火间。一般退火温度应控制在高于制品使用温度10～20℃或者低于塑料热变形温度10～20℃图 调湿§2－2塑料熔体在型腔中的流动增压相(或称压缩相“喷泉在流动前沿形成一个塑料熔体的小鼓包，如图2—5所示。图 图 喷泉流动这个术语是罗斯(Rose)1961年提出来的，意思是在圆管中或在两平行2形状演变的特征是喷泉效应所促成的。型腔中心线附图 温度注塑开始时，凝固层很薄，热散得快，使得的熔体凝固，凝固层厚度不断增流动剪应力残余图 2—9所温度的变化

图 §2－3注塑条件对制品质量的影响2—10中的曲线逐渐平缓，图 图 2—12给出了实所谓回流，是指熔体的反向流动。在增压(压缩)相中，约有15％的额外材料压入 塑料熔体在复杂形状型腔中的流动一、 若注塑制品中各部位有不同的收缩水平，则该制品将产生翘曲。前面曾经，2—13表示的是中心开浇口的注塑板因取向不同而造成的翘曲情况。2－14给出了厚度不均匀的塑料件因冷却速率不同而引起不同图 图 2—15给出了一个几何形状简单但冷却不均匀的制品的翘曲过程，可以看出，品翘曲。因而，必须设法从浇口附近排除的热量。通常是采冷却回路系统，2－15到型芯和型腔冷却一致却很。如图2—16所示的盒形注塑件，若型芯圆角处较型图 此区域密度加大，取向水平提高，这种情况称为过度充填。过度充填的区域收缩2—17示为过度充填的一个简单实例，例中的注塑制品是—个长矩形盒，采用充满0－2的同时，熔体仍继续流入路径0－1，导致该路径过度充填。这样，最后所得图 2—18所示实例中的流动过程是首先迅速充填底部，熔体前沿到达距浇图 2—19所示是一个简单的型腔截面，浇口两边厚度不同。若注射速度很低，则图 转向，如图2—20所示。图 2－20可以看出，中间浇口的流动由于前进阻力大，压力也大，与两侧浇口如图2—21所示。图 2512－22在使用中发现，若型腔AB会被首先充满，再下一图 图 经过研究发现，只须将型腔A(或型腔B)温度提高3℃，则不会发生交错首先充满的现象，也就是说，型腔A(或型腔B)会始终如一地被首先充满。当两个相同型腔温度相同时，造成不稳定流动的原因可简述如下，若型腔B后充满，则因热量来不及从型腔B表面散失，故温度稍高于先被充满的型腔A，下次注射时熔体就会首先充满型腔B，后充满型腔A，这样又会使得型腔A的温度稍高于型腔B，再下一次注射时就首先充满型腔A，这样就形成了始终如一的不稳定流动。§2－5流动设计原以上分析了模具充填过程中可能发生的各种物理现象及其对注塑制品质量的影 物分子的取向趋势。聚合物分子取向所引起的不仅是使流动中的熔体粘性降低，§3－1验技现重复的系列彩色条纹。即所谓的带。而每种颜色则代表了分子取向的一个确定于分子取向的两个分量，这两组光以不同的速度通过取向的制品后，就产生一个本量的波长，若在任一点处的速度差(延迟)刚好抵消白色光谱中某一波长时，人 n13n n

23 n33

0n 0

n33n

n22) n11n33n22向的分布。薄片可用低速石锯床、切片刀或其他方法切下，只要切割时取向状态不被而畸变即可。经验表明，采用石锯床时，使用的切割参数为转速取135r/min0.25N行抛光。切下的薄片放置于偏振器和分析器之间，分别测量n、n11n22n22§3－2取向和熔体流动的关系对—个一端开浇口、宽度为25.4cm、厚度为1.9mm的矩形板注塑件折射技术进若将此注塑件的纵向(流向)3－1图 于聚合物的，以使与型腔壁接触的熔体凝固。熔体所受的压力在型腔在较大的剪切力之前即已凝固。因为这些熔体在接触型腔壁之前是无取向的，并取向的中心区之间，取向在某一位置达到最大值，如图3—3所示。图 图 图 取向分布情况如3—4所示。该图中虚线表示松弛前厚向取向分布；实线表示松弛后§3－3影响制品取向的因素图 3－6n与料温T0之间的关系曲线比较未封闭，随着料温升高，松弛增加，取向下降，如图3—7所示。图 图 图 §3－4取向对制品机械性能性质的影响出，无取向材料表现为脆性，但强度明显降低。图3－10表示该材料的拉伸和屈服强图3－11所示是高密度聚乙烯的弹性模量E随取向水平的变行于取向的方向上，E值随双折射值n的增加而明显提高，而且，在不同温度下，取向试件的E值随n而变化的规律相同。在垂直于取向的方向上，E值随n值的增加而有所提高。表示沿流向截面中厚向双折射平均值；纵坐标表示与流向的夹角。沿不同方向切取试件进行单向拉伸试验后，可以划分为四个机械性质不同的曲域。在区域A，试件B为脆性区，试件断裂前有明显裂纹。在区域C，试件产生大范围裂纹，并有塑性变形。在区域D，试件产生剪切变形，并出现细颈。图 图 n值的关 §3－5非晶聚合物注塑件中的取向＝0.465m／s3－13可以看出，双折射nn有非零果都一致。由图3－13可以看出，在型腔附近的截面上出现了一个平台，平台区故未能获得n最大值。图中虚线是用粘弹性理论所得到的双折射计算值。可以看出，理论值和试验值还是比较一致的。此外，由图3—13还可以看出，在壁部有明显的带图 曲线1、2对应的型腔尺寸为：W2bL＝0.051×0.00254×0.48(m)3；型腔壁温TW60℃；熔体温度TW＝210244℃；ucp＝0.560.82m/s3对应的型腔尺W2bL＝0.027×0.00254×0.081(m)3T＝50T＝210u＝0.0159m/s 通常，提高熔体温度会将低nmax(比较曲线1和2)，这是因为提高熔体温度会急剧增加熔体的有效松弛时间，给型腔充满后的应力松弛创造了有力条件。曲线3 度T0与曲线1相同，只是模温略低，但平均流速ucp比曲线 图3－15所示为在不同工艺条件下，最大双折射位置（y/b）△nmax与型腔距离体温度分别为210℃和244℃，可以看出，熔体温度较高时，取向层厚度就比较薄。在型腔区，取向层厚度基本上保持为常数，但至型腔末端则降低至零。与曲线1、2相31/35，其他条件相同。将1、23进行比较可知，降低流动速度就会增大取向厚度层。例如，当平均流速u0.0159m/s4.4×10－4m件表面至最大双折射nmax之间的厚3－16加以说明。图中薄壁型腔的尺寸和相关W2bL＝0.0051×0.00254×0.48m3T＝40T＝223u 40T0＝224ucp＝0.36m／s。图3—16显示出了厚的双折射值n影响不大，但对浇口附近截面上的双折射值n则有明显影响。增大型特性是双折射最大值nmax及其所在的厚向位置（y/b）△nmax。图 距型腔不同距离处的nmax值图 ×0.1233—17应当是，在型腔厚度上出现了两个双折射最大值，一个在表面附近，另一个在中心区。表面附近的最大值位置与保压压力无关，而其高度则随保压压力的增加而明图 图 n分布情况的比 上厚向n分布情 §4－1流动残余应流动应要出现于型腔充填阶段，保压对流动应力只起到补充作用。注塑时，拉伸应力。拉伸应要产生在流动前沿区，是“喷泉区”熔体外延流动所造成的。得了双折射值就可以间接确定流动残余应力水平。折射法测量注塑制品所得到的图像是分子取向效应和残余应力联合作用的结果。在注塑试件上观察到条纹后，§4－2残余应图4—1是试件初始温度T0和淬火温度T对试件厚度方向热应力分布的影响。材PS时，T0分别为130℃和150℃，自由淬火至T23℃。材料为PMMA时，T0分别为130170℃，自由淬火至T0℃。淬火完一小时后切层测量。PMMA聚合物热应力较PS的热应力明显要高。4—1还可以看出，初始温度 对这两种材料热应力的影响都很小4－117022℃（1）及厚度为0.26cm的PS板从1503）和130℃（曲线4）淬火至23℃时厚向热

图 厚度为0.3cm的PMMA和4—3PMMA矩形板，厚度分别取0.3cm0.7cm130℃淬火至0℃。由图可以看出，板厚增加对压应力影响对具有粘弹性质的聚合应力松弛现象必PS和PMMA矩PSPMMA来说，淬火切层后PSPMMA材料中也观察到了热残余应力的松弛。与蠕变类似，试件淬火后4—4PS150－23℃淬火后热应力和测量前所经历时间的关系。1和曲2分别对应于时间902×104分钟。由图可以看出，在23PMMA料所得结果亦类似。图 2

图4－4 厚度为0.26cm的PS板淬火后经都必须在工艺过程完结后，经历相同的时间间隔进量与分析，否则就会得到错误§4－3工艺条件对残余应力的影响4—5所示的是熔体温度对残余应力分布的影响。图中和垂直于熔体流动方向的残余应力。试件为PS矩形板，尺寸为W2bL＝0.051×末端附近。曲线1、2分别对应于模腔壁部温度TW为60℃、熔体温度T0为244210℃，以及注射速度ucp0.82m/s0.56m/s由图4—5可以看出，熔体温度为244℃时(曲线1)，应力分布都是抛物线，型腔末端附近压力较高。然而，当熔体温度为210℃时(曲线2)，与曲线1有明显不同，特别在浇口附近与流动平行的方向上(即曲线1和的线2的值明显不同)。在此部位线2，试件表面为拉应力，而在型腔末端附近表面则为压应力，但数值比曲线1图 （c4—5中残余应力分布的特点可以用热应力和流动应力对总的残余应力的影响4—6所示的是尺寸为W2bL＝0.076×0.00381×0.456m3PS矩形板在浇口附近和远离浇口测得的应力分布情况，图中表示平行于流动方垂直于流动方向的应力。图中曲线1、2分别对应干TW＝60T0＝215℃和T0＝线2)，为抛物线应力场。熔体温度较低时(曲线1)，浇口附近流动方向的应力其他条件也类似。但厚度不同，前者为0.00254m，后者0.00381m，较厚试件的表面4—7所示的是模壁温度TW变化时，对残余应力分布的影响。当TW40℃(曲线1)增加至60℃(曲线2)时，应力状态和应力数值并无明显变化，分布特点仍接近于抛物面。因此，在所研究的范围内，模壁温度TW对残余应力无明显影响。图7—9所示的是注射速度对残余应力的影响。试件为PS矩形板，尺寸W2bL＝0.076×0.00381×0.465m3。ucp＝036m／s和ucp＝0.83m/s。由图可以图 §4－4注塑件中流动应力、热应力和残余应力的比较何?要回答这个问题，首先要确定注塑件中的流动应力水平。利用应力—光学规则)得的厚度方向双折射分布ny4—9所示的是熔体温度变化时，浇口附近冻结了的厚向流动应力分布情况。材浇口附近热双折射值对总的冻结了的双折射n的厚度方向最大值影响很小，所以，至图4—9所示是在不同熔体温度下，PS矩形板浇口附近厚度方向流动应力分布情215℃；ucp＝0.82，0.56，0.70，0.71m／s1、2对应的型腔尺寸为W2bL＝0.051×0.0025×0.48m33、4对应的型腔尺寸为W2bL0.456m34—9可以看出，提高熔体温度会明显降低冻结的流动应力，这主要是图 模壁温度TW对残余应力的影图 图4－9 图4－10模壁温度对浇口附近厚向流 试件尺寸为W2bL＝0.076×0.0038I×0.456m31、2分别对应于模壁温度TW＝40℃和TW＝60℃，熔体温度T0＝224℃，流速ucp＝0.36m／s和ucp＝0.34m／s。从图中可以看出，提高模壁温度TW只稍微降低了厚度图4—11所示即为比较结果。为W2bL＝0.051×0.00254×0.48m3T＝40T＝223u＝0.47m／s 曲线3是淬火试件热应力沿厚度方向的分布，材料亦为PS，厚度为0.0026m，从170℃30℃淬火。4—113可以看出，淬火试件中的热应力比注塑件中的流动应力和总残余图 §5－1度分在淬火的塑料试件中，密度分布不均匀主要有两个原因。一个原因是塑料试件冷却通过玻璃化转变温度时，由于迅速冷却而使不均匀的密度冻结。另一个原因则是残余应力的影响。为了证实这种观点，可以测量经回火的无机玻璃中与密度有关的折光系数。用来测量的试件一种是完整的，另一种是碎片。完整试件中测得的密度是以上两种原因共同作用的结果。碎片试件中测得的则是无残余应力情况下的密度。从测量玻璃化温度Tg时，大分子的可动性较高，所以，与试验过为VfV 限值。自由容积Vf提供了聚合物分子的活动空间，也就是说，聚合物分子的可动性取自由容积Vf是可自由地重新分配的热膨胀部分，温度升高时，Vf和聚合物所占据的容积都增大。总的自由容积Vf是内平衡的自由容积Vfwf两部分组成，在玻璃化温度Tg的下限T2，不存在平衡的自由容积。自由容积Vf确定了聚合物分子的可动性，分子的可动性本身又决定了自由容积的dVf/dt，而此变化速率又决定了自由容积Vf的大小，三者相互关联，说明体积松弛是一个非线性过程，或者说，聚合物分子的可动性通过自由容积Vf对松弛时d(VV)V

(Vf,T式中，V为实际比容；V为平衡比容；为松弛时间，是自由容积Vf和温度T－d(VV)VqV 使 式中，R和分别表示在任意参考温度TR和给定温度T情况下的松弛时间；aTTlgaC1(TTRTC2(TTR温度Tg，则对很大一类非晶聚合物来说，在温度范围为TgTTg＋100℃时，C117.44℃，C2＝51.6自由容积所决定，则可以采用修正的WLF方程确定转换因子aT，即lgaC1(TeTR e C2(TTeRTwf(TTT

Twf(TT T2表示玻璃化转变温度的下限，亦即试验中观察到的、无限长时间标度的Te定义为有效温度，即假设在此温度下，平衡的玻璃态自由容积等只要wf不为零，则松弛会一直进行。火后的密度分布情况和PS板注塑后的密度分布情况。5—1给出了厚度为0.381cmPS试件170130℃水中自由淬火23℃件淬火后24小时测得的。0.1％。从130℃淬火后的试件密度仅比从170℃淬火后试件的密度稍低，说明试件的初始图5—20.831cmPS试件在水中自由淬火后的平均密度和厚向密度分布，图中，曲线1和

表示从170～23℃淬火；曲线2和□表示从170～0℃淬火，数的试件170～23℃在水中自由5—25—3可以看出，和试件初始温5—2和图5—3可以看出一种趋势，即降低淬火槽温度和将试件厚度减薄都会导致密图 图 MA54示，这种分布情况也是在淬火24小时后测得的，试件厚度为06cm，水中自由淬火。图中，曲线1和

是从170～23℃淬火；曲线2和□是从170～0℃淬火；曲线3和△是从130～22℃淬火。由图5—4可以看出，从170～23℃淬火时，密度由118968g／c3变化至119268g／c3，改变了约025％，此外，和PS材料类似，PMMA试件表面附近密度变化剧烈，内部近似为常数，从130℃淬火的试件比从170℃淬火的试件密度高。此外，由图5—4还可以看出．从170℃淬火至23℃与淬火至0℃得到的密度分布几乎图 图 PMMA试件淬火后的密度分5—4中，水平虚线表示的是试件未切割开时测得的试件平均密度，其数值较切薄片不再受邻近材料的约束，因而松弛得快一些所造成的，但是，PS材料并非如此，PS料中测得的和计算出的密度平均值相同。5—5给出了厚度对淬火PMMA板密度分布的影响。图1和

对应的板厚为0.60cm；曲线2和□对应的板厚为0.28cm，从370～0℃淬火，淬火后24小PSPMMA材料中，都观察到了密度分布随时间而变化的现象。尽管PS淬火试件的密度较退火试件的密度小，但仍然观察到了很小的密度松弛。PMMA淬火试件中，密度的松弛更为明显。5—6给出了试件淬火后经历不同时间所测得的密度分布情况，试件为厚0.60cmPMMA平板170～23℃淬火，曲线1和

为淬火小时测得的密度分布在靠近表面处变化很快，此表面层约为板厚的10％。从淬火后24小此外17024小时130℃淬火经24小时后，则试件中密度变化(参阅图5—4中曲线△)。图

图 dV (VVe) d aT,v aT,v式中，Ve和V分别表示温度为T时的平衡比容和死机比容，两者之差为非平衡的自由容积wf。式(6—7)说明了实际比容的变化率与非平衡的自由容积成正aT、vfR为松弛时间，其中R是某一参考温度TRaT、vf为变换因子，可以用式(5—eeiLi2GV(TT)iLi2G

(TT

T2T2

22式中，L和G分别表示橡胶态和玻璃态的体积膨胀系数；Ti为初始温度；Vi为 0.8685cm3／g淬火时，试件中温度T(y,t)在厚度方向随时间的变化可由以下偏微分方程解得 yT(y,0)T(0,t)kT(b,t)hT(b,t)T

情况下计算，求得的值为1470J／(s．m．K)，方程(5—9)可用有限差分法求解。根据计算，PS料的橡胶态和玻璃态体积膨胀系数分别为L＝0.00019cm3／(g·K)T＝70℃。PMMA的＝0.00047cm3／(g·K)， 0.00012cm3／(g·K)T＝50130℃时的松弛时间 0.0021s0.008s5—7PS出，淬火结束后，试件中所有点的密度最终将达到相同的数值(5—74)。材布基本上没有影响，并且，试件厚度对密度分布影响也很小。例如，PSPMMA试化，故只有自由容积是密度变化的5—8给出了厚度分别为0.28cm和0.60cm的PMMA的矩形板经淬火后密度随时间变化的理论预测和试验结果。图中，曲线1和0.28cm的试件2和□是厚度0.60cm的试件130～23℃淬图 PS板淬火后不同瞬时的厚度分

图 现在考虑注塑工艺条件对密度变化的影响。试验所用模具的型腔尺寸为(□)；200℃(

)；220℃(△)；240℃(×)。流量Q＝36cm3／s，并保持不变。保压压力p造成的。流量Q变化时也观察到了类似结果，唯一的差别是流量大时试件的密度亦大。此外，由图5－9还可以看出，在最高温度(240℃)和最低温度(180℃)时，浇口附近密图5－9

图 图510所示为保压压力对密度的影响，保压压力分别取：1.4MPa 压压力迫使熔体流入型腔，使密度增大。当采用低保压压力时，对密度分布的影明显。从现有资料得知，最低临界压力还可能取决于流量Q，Q值大，则最低临界压力高，而Q值本身对注塑件中密度分布则无明显影响。因此，在工艺参数中，保压压力§5－2sVN艺条件为T，Qp)＝(240℃，72cm3／s，57.8kg／cm2)PS 中的冷却速率，模壁温度TW，充模速度等。熔体温度T0对收缩s的影Tsp＝57.8kg／cm2，Q＝7.2cm3／s（

)36 ／s(O)TW＝30收缩率s随T0升高而降低的原因是：T0高则熔体粘度降低力不变，则传递到型腔内部的压力会增加，而且由于 提高，使浇口封闭时间延长图5—12给出了PS矩形板在不同流量Q的情况下收s和保压压pa的关系 ＝240℃，Q＝7.2cm3／s，模壁温度TW30℃。由图可以看出，流量Q对收缩浇口形式对收缩率s的熔体流入型腔，因而密度也较大，从而使收缩率降低，如图5—13所示。图中，1、2、3分别表示浇口截面面积为2.58mm2、9.7mm226.5mm2图 熔体温度T0对体积收缩s的影 图 保压压力pa对收缩s的影图 图 模具温度TW对收缩率s的影定后的尺寸之间的差，以mm／mm表示。表5— 图 图5—15(a)PP；()ABS1.9m3.8mBSPP时所5—15()0.0210.0120.33mm8—15(b)ABS0.0052到0.0701mmPP图 图 为了消除图5—15(a)中上、下两部分尺寸之差，也可以采用加大较厚部分型腔宽5—16ABS5－16（b）制品水平底部厚度为4.6mm3.6mmABS收缩率小，底部和伸出部分厚度虽然不同，但相差不大，故制品并不翘曲，满足技术要求。图5－16（a）制品设计时，水4.6mm8mm，这部分冷却缓慢，收缩量大，造5—17所示为槽形件底部厚度不同时造成的翘曲情况，由图可以看出，底部和 §6－1注塑压力周图6—1所示的是模具的一个压力周期，也就是在一个注塑周期中，模具型腔中压力随时间而变化的情况。图中，垂直坐标为压力p；水平坐标为时间t。一个压力周期可以分为若干个时间阶段，如图中所示。tA是从注塑时间，称为停滞时间。tB是熔体流入并充满型腔所经历的图 tC是型腔中压力上升至注射压力所经历的时间，或称压力建立阶段。tD为保压图 在模具压力周期中，螺杆向前推动的时间tf6—2所示为螺杆向前推动时间tf对模具压力周期的影响。该图是在其他条件不变的情况下得到的，自左向右，螺杆推移时间tf6—2可以看出，tf虽然变化，但型腔充填时间tB相tC也基本相同(6—1)。然而，保压时间tD却随螺杆推移而是趋向于一个极限值。继续延长tf，压力周期有可能不再随tf而变化，如图6—2面和型腔表面之间的摩擦力增大，使开模和顶出制品，容易划伤制品表面，制品还应当的是，当tf短而注射量低时，由于聚合物的冷却收缩作用，开模前腔中的残余压力有可能为零。延长tf值，就会加大残余压力。推迟开模时间，此残余tf对开模的影响。另外一个重要方面是tf§6－2注塑过程中的冷却时间和封闭时间TMCT，才能在模具设计中使实际冷却时间尽可能接近制品的TMCT。但要做到这一点是很的，因为还必须考虑到TMCT＝f(p,m,2b) 式中，p为塑料的热扩散系数；m为模具材料的热扩散系数；2b为注塑制品的厚度。TMCT的影响可以忽略。换句话说，来自型腔中塑料制品的热量可以很迅速地经模具虚线为ABS材料的凝固温度。图 图 二、浇口封闭时间ts和冷却时间tc的试图6—7所示。c为6.6d为0.9％。每个试验点都是五个试验数据的平均值。由图可以看出，每组试验点都可组成两段直线，封闭时间ts为试件重量开始达到常数(图中箭头所图 6－51s为—级法浇口。ts的最大误差为1s图 厚度/重量比值随冷却时间tc的变化和冷却时间tc的确平均值。冷却时间tc值由图中(↑)常数后变为水平。到达此常数值的时间即被认为是所求的冷却时间tc。1s1s作为冷却时间的开始点，测量tc之前要先将此点找出。所得结果的最大误差为±1s。冷却时间tc的测定方法很多，以上所介绍的方法其优点是和注塑工艺密切相关，因为冷却时间tc经常是按照可允许的顶出杆痕迹的大小进行估计的。§6－3模具中的热交制件厚度；制件形状；dQkA(dT 式中，dQ/dt为瞬时热流率，单位是J／skW/m·℃A为垂直于热流方向的物体截面积，单位是cm2dT/dx为温度梯度。在稳态情况下，dQ/dt与时间无关，通常用q表示，则方程(6—2)可表示为qkA(

上式，传导的热流率与材料的热传导系数k成正比。但在注塑生产中，选用塑料制品的冷却亦与本身材料的热扩散系数有关。或者说，热扩散系数是制品冷却时间的限制因素，愈大，则制品中温度变化。热扩散系数可用下式计算些常用塑料(未加填料)和模具材料的k、cp和值。表6— CpABS铝图 如图6—7所示，若固体表面温度为T1，远离固体表面的流体温度为T，则按

qhA(T1T h值可计算求得，但在多数情况下，h值必须由试验确定。可知，热流率q与冷却介质的温度T以及对流传热系数h值有关。若降低冷却度会受季节影响。提高热流率的另法是改进对流传热系数h。pp努赛尔(Nusselt)N 雷诺（Reynolds）R 普朗特（Prandtl）P ppkNuF(Re,Pr)或hDF(Re,Pr) N1.86(

)0

1DR3P3() L Lw式中，b冷却介质的平均粘性系数；w为冷却介质在管壁湿度下的粘性系数；L和D分别为冷却管道的受热长度相直径。系数h比较小。 1 D2Nu0.116(Re3125)Pr31()3(b)0 式(6—7)对比L/D很敏感，L/D和湍流区之间的关系并非乎稳。在湍流区，Re数大于10000h值所用的经验公euN0.023R0eu

高Re数时，冷却管道中虽然是湍流，但在壁部表面有一薄层，此层的湍流受到粘滞h值。介质的Pr数愈大，则温度梯度也愈大，因此介质的传热性愈好。4

N0.017R08P04(Pr)025(d2)0 Pd Pd ，式(6—10d2/d11.21.4之间的情况。qAF(T4T4 ／(m2K4)；A为模具表面面积，T和T分别为模具温度和周围介质(空气)的温度，T T2皆用绝对温度表示，F1为热辐射系数决定何时开模及取件。若塑料制品的温度未曾达到所要求的某一最低值即行Bb/k 1/

T1,T2T3…所示。Bi的关系H的温度分布则如图6—9所示，当平板为塑料时则属于这种情况。而变化，并忽略压力和收缩的影响。熔体的初始温度为282℃，模具的初始温度为图

此外，计算机软件还可计算出塑料制品的理论最小冷却时TMCT。模具设计过程中，知道了TMCT就可以改进模具冷却系统，使冷却时间尽可能接近于TMCT，以提高生产效率。TMCT值取决于熔体温度和顶出温度，而顶出温度在生产过程中很难测量，所熔体温度282℃；顶出65℃qH。熔体的另一部分热量则通过模具各表面散失到周围环境，设此部分热量为qE。

qM＋qE＋qH qMqEqH分别给以介绍熔体传递给模具的热量 MB(i2i1

模具与周围环境的热交换qE＝qe＋式中，qe表示模具侧面与周围环境交换的热量；qc表示模模具与冷却介质之间的热交换

qeqE15％qMB(i2i1

c式中tc为冷却时间续传热过程。这部分热量传递的速率为qEqH之和。qA＝qs＋qE＋ qHhHAH(TWTH 冷却时间tc时也需要此温度模具设计时，确定了冷却管道的近似布置和尺寸后，冷却管道的面积AH可用AWHLH

H0.8～h k)(DHuHH)08001mH(Pr)04H

H为冷却介质的动粘性系数，mH为冷却管道转弯(流向折回)数；H是与比值LH/kh R08P0k

k0667u0808c0

p却管道和水的流速不当温度从20℃升高37.7℃时对流传热系hH会由于K的变化而3.3％，由变化0.47c变化而降0.26％，由于H变p但由于模壁温度TW和水温T之差减小，故按式(6－4)求得的热流率q仍会降低6－2镀层(如硬铬层等)SikiSi为第iki为第i层非晶表面层变薄，同时制品的松弛时间增加，取向和残余应力都会降低，制品的质量较好。因此，人们总是希望在注塑过程中有高的接触温度TK和低的型腔温度TW。Al2O3为基的陶瓷0.3～0.4mmPS料的注塑§6－4冷却系统设计和参数优化精度及外观质量。一般冷却管道距型腔表面的距离取15—25mm。浇注系统内塑料的时间，对模具浇注系统要加强冷却。另外，在塑件可能出现熔需要可以使用隔板、喷水管装置或热管，图6—12所示的是这三种装置的示意图。图 熔体，并在镶嵌件底部开出型槽，放入O形密封圈以防漏水。具型腔温度的特点，任意改变一个或多个冷却管道中介质的参数就可调整管道的型腔表面温度。其缺点是，需要多个冷却介质出口与，增加了冷却循环装置的复有隔板的直孔(6—14)冷却。图 型芯中开设斜向冷却

图 图 是冷却管道直径的1.5倍。fF(Re

DRee为冷却管道粗糙度的高度平均值。若efD为冷却管道直径。关系式(6—21)只能由试验确定。不同粗糙度时摩擦系数和雷诺数之间的关系曲线称为stanton图。这些曲线，在层流区，压降与却时间则分别为图6—16中所示的H1、F1和t1。若采用了这套设备，则设计员按照处的压力可近似取为1.1p2。图 §6－5冷却效果不良对制品质量的影响图 表面方向弯曲，如图6—17(b)所示。有些人在解决翘曲问题最常用的方法是，在制品上增加加强肋，然而这种办而雷诺数Re也随之改变。若增大冷却管道直径，就需要提高压力，以保持冷却介质处于图 6—18所示，较冷的—边压应力高，而较热的一边压应力很低，在严重情 §7－1注塑模分模与卧式注塑模在成形时，其熔融塑料注入模具的方向与模具的开启方向一致（图－2垂直（图73。图 12345689101112－1920普通注塑模((图7—17—)—I(图 卧式注塑 图 角式注塑1－定模固定板；2－导套；3－导柱 4－定模型板；5－动模型板；6－垫板 7－支承块；8－顶杆固定板 6－动模型板；7－型芯 12－支承钉；13－拉料杆；14－顶板导柱；11－顶杆；12－螺钉；13－顶杆15－顶板导套；16－顶杆；17－型芯 14－顶杆固定板；15－顶管18－定位圈；19－主流道图 图7—)5、2191718—I和Ⅱ—2015特种注塑模开模时，注塑机顶出杆推动模具中顶杆垫板11向前运动，活动型芯3将塑件顶出。侧滑块等侧向分型抽芯机构(图7—6)。开模时，定模固定板16和斜导柱一起沿模具轴线方向后退，塑件留在动模部分型芯4上。与斜导柱2配合(间隙配合)的侧滑块3向模图 图 瓣合式注塑模又称哈夫式注塑模。它适合于成形外侧有对称凹凸形状的塑件。瓣合模的结构特点是，型腔由两瓣合块对合而成，瓣合块由顶杆、斜导件、侧滑板或斜7—7图 瓣合式注塑 图 成形螺纹的注塑 6－镶件；7－定模型板具。图7—8所示为角式注塑机上成形塑件螺纹部分的模具。图中，螺纹型芯1由注塑8带动脱件7脱出嘴等零件(7—10)，通过对模具浇注系统采取绝热和加热等措施，使流道内的塑料始图 图 §7－2浇注系统设图 （a）完整的浇注系统图；（b）主流道与分流道剖面图图 d1d1d0.5~1)mm(d为注塑机喷嘴直径)常主流道锥度取1°～2°。对于粘性较大的塑料，锥角可适当放大。r取1~3mm。为保证主流道内塑料最后凝固，主流道出口直径应大于分流同而取值不同，其值列于表71。主流道衬套与模板上孔的配合为H7m6或H7/n6500g500g上、下模板流道的精确对合发生。圆形截面比较适合于单型腔或少型腔模具。正 图7－13 超过25mm。式而定。分流道截面直径大，则熔融塑料时间长，每一个循环周期的时间也相应WW

式中，W为塑件质量(s)；L为分流道长度尺寸(mm)；D为分流道直径(mm)。分流道系统的尺寸也可内塑件重量、分流道直径与长度的关系图确定(7－14)。图 PVCPMMA7－14查得的数值或式（7－1）算出的数值要增加25％。

n塑件流动比＝ ni1塑件流动比＝L1L2L3L4 流道的布置布置的流道(7—16)和非平衡布置的流道(7—17)。的。理论上型腔是在同一时间充满并在同一时间，因而平衡布置的流道是比较理非平衡布置的流道．熔融塑料进入各个型腔的时间不一致，各型腔充满及时图 图 图 浇口BGV值相等，即可达到浇口平衡。BGV

（mm2；（mm（mm设计时，对矩形浇口常取浇口的截面积与流道的截面积之比Wa LRaAGa× LGbLRb式中，Wa、Wb分别a、b型腔充填量（g）AGaAGb分别a、b型腔浇口（2； 、 （mm； 、 mm对一般矩形浇口，共宽度与深度之比取3：10.07～0.09图 直接浇直接直接浇口是熔融塑料直接从主流道进入模具型腔的一种浇口形式(图7－1)形式的浇口一般设置在塑件表面或背面，其优点是注塑压力损失小，缺点为浇口切除后．塑件上留下的痕迹大，影响塑件的美观。直接浇口适合于大型或深度尺寸较大的图 侧浇口长度尺寸一般取l＝0.5～0.75mm，浇口深度尺寸h由下述经验公式确定h 7－2mPE、PC、PA、mmw m搭接式浇口均匀地充满型腔。搭接式浇口的结构如图7－20所示。同之处在于搭接式浇口长度分为l1和l2两段。根据经验l1＝0.5～0.75mml2由下式定lh

(11— 扇形 图 搭接式浇 图 扇形浇的截面面界小于与之相连的流道截面积。扇形浇口长度尺寸一般取l＝1、3mm，浇口mw mh1h

m为塑料常数(7－2)t为塑件壁厚(mm)w(mm)；D为与浇口相连的流道直径(mm)；h1为浇口出口深度尺寸(mm)；h2为浇般都加工成如图7—22(b)所示的形式。直(7－23)。图 图 X0.9tY ZX为调整片深度尺寸(mm)Y为调整片宽度尺寸(mm)Z为调整片长度尺寸(mm)；D为与浇口相连的流道直径(mm)t为塑件壁厚(mm)。盘状型腔(7－24)。盘状浇口根据需要可以开设在型芯上，也可以开设在型腔板上。 图7－24 l0.75~hh1

l1环状

l0.75~h

式中l为浇口长度尺寸(mm)h为浇口宽度尺寸(mm)m为塑料常数(见表7－2)t为塑件壁厚(mm)。膜片lh

2)t为塑件壁厚(mm)。图 环状浇 图 膜片浇3－主流 结构及浇口部位尺寸关系如图7－27所示。图 点浇l0.5~dmCt4

Ap为塑件外表而积(mm2)Ct为塑件壁厚系数(见表7－3)7－3塑件壁厚系数壁厚12系数潜伏式浇口7－28五、冷料常用的冷料穴的形式和尺寸如同7—29所示。图 （a“ZC，当分流道较长时，还需在分流道末端设计冷料穴，以使流动前沿冷料不堵塞浇口(7－30)。图 §7－3顶出机构设一、顶出F Cd Fd( d( Cdp(TMTE)d 式中，p为理料热膨胀系数(1/K)TM为注入型腔的熔融塑料温度(℃)TE为塑pEAf(TMTEF d

顶杆图 顶出顶图 图 应留有最小0.15mm的距离(图7—34)。图 图 图 36)l1通常取10～15mm。l2对小直径顶杆取直径的5～6倍。l2板孔配合的一段要淬火处理，硬度要在HRC55以上，以减小磨损。顶管有影响。图7－37所示为顶管顶出结构。图7－37顶管顶 图 顶管种 （b）顶管设计时，顶管壁厚最薄处不能小于1.5mm，顶管一般需淬火，硬度为HRC55以脱件板脱出7—39种结构下，脱件板与型芯的配合部分一般设计成带有料度，斜角3°～5°，以－40所示为定距分型拉杆拉动脱件板脱模的结构推块面采用推块顶出。7－41所示为一推块顶出塑件的结构图。当模具开启到一定程度气动气动顶出利用压缩空气通过型芯内的通道推动气阀顶出塑件(7－42)。在这种顶图 图 （a）闭模状态；（b）图7－41推块顶出机 图7－42启动顶出机1－动模型板；2－型芯；3－推块；4－复位杆；1－密封圈；2－螺母；35－垫板；6－型芯固定板；7－推板；8－顶杆4－气阀；5定模7－43为定模脱件板脱出塑件的结构。开759拉住圆柱图 二次顶7－44所示为一弹簧二次顶出机构，此机构在开模时先由弹簧4的弹顶力作用在动模型225分开并移动一定距离，使塑件从上脱下，紧接着，注塑机顶出系统使模具顶出机构动作，带动顶杆3将塑件从模具型顶杆分流道顶杆1在顶杆垫板的推动下向前移动，将分流道凝料从流道内顶出。图 图 拉板图 7—4834首先分型，与此同时，主流道凝料被拉料杆1拉出主流道衬套5，而分流道末端的小斜窝卡面分型，流道凝料由定模型板3推动，使其从拉料杆1上脱下。四、复位(图749)2图 §7－4模具冷却方具型腔温度的特点，任意改变一个或多个冷却管道中介质的参数就可调整管道的型腔表面温度。其缺点是，需要多个冷却介质出口与，增加了冷却循环装置的复有的模具在型腔板上开设冷却管道比较，对这种模具，可采用在型腔板四周封图密封，冷却介质和出口均开在冷却板外侧，如图7—50所示。图 7—51结构的冷却通道来实现。这种结构中，图 有隔板的直孔(7—53)冷却。图7— 型芯中开设斜向冷却 图7— 1－密封堵头；2－冷却孔；31－密封堵头；2－隔板；3－冷却对这样的型芯，常将其内部加工成空心，并将一管子置于其中(7—55)。冷却液进入图 图 3－密封圈；4－冷却液3－管子；4－垫图 图7-57多型腔模具型芯的冷 3－隔板；4－密封对于多型腔模具型芯的冷却，常用图7－57所示的结构。这种结构中，冷却液逐的顶出机构冷却方式如图7—58所示。7－48顶出机构能。应热管来制注塑型表面的温，可以模腔内量图 §8－1HSCAE如果没有CAE分析，我们仅依靠以前的经验、、原型或是注塑经验来获得例得到的工艺过程可以帮助初学的工程师克服经验不足带来的。同时，它可以帮助HSCAE是华技大学塑性成形模拟及模具技术国家华塑软件研究自动生成分析报告，支持打包IE自动修复CAD充模模块：冷却模块：自动检测与修复CAD模型的常见错误；了在工艺设计的每一个步骤中CAE的作用。本篇的全部实例均是使用HSCAE软件完§8－2HSCAE行方案设个主要制品质量是翘曲。设计分析是用HSCAE软件完成的。图 4.01s8－4所示，这样就可以大大减少流长，分析结果如图8－5所示。图 浇口设计图 图 图 HSCAE中进行分级注射设0.89s8－6所示。分级注射的工艺设置如图8－7所示，优化的充填时间是0.9s，进行分级注射的流动分析结果如图8－8所示。比较图8－6和图8－8，可以看出，图8－8中的熔体前沿速度更接近恒定的，因图 图 （8－12所示，在设计一的冷却设计系统的基础上，除去了一些直管和喷流管，其翘曲结果如图8－14所示，翘曲最大为2.00mm，比设计一的翘曲结果要小。图 8－10图 图 图 8－14采用分级注射、设计平衡的冷却系统，即几个设计方案中选取合理的三个综合起来。其翘曲结果如图8－15所示。图 §9－1物理过虽然正确的选择给定零件和模具的流道尺寸是很重要的事，但是很多时候人们并没有认识到这一点，因而没有给予足够的重视。在大的流道中，相对来说熔体容易流动，但填充所要求的冷却时间变长了，材料的消耗与废料变多了，也需要更大的锁模力。设计最小的适当的流道系统将最大程度地在成形中提高原材料和能源的利用率。SAE很好的工具，具有良好的人机交互界面，显示用户设计的流道形状和尺寸，通容易零件数量（L）生长单个零件的循环时间(tc),废品指数(K)(废品指数表示为K=1/(1－型腔数量注塑机的注射能力也是决定型腔数目的一个因素。用注塑机注射量 作为注射重量(S)，除以零件的重量(W)就是型腔的数量。关系型腔数量型腔数目=P/(X后面的两种是自然平衡的（如图91。自然平衡的系统从进料口到各个型腔的系统不是自然平衡，但是它比自然平衡的系统有的型腔，更小的流道容积和更低图 图 形的融合，即U形流道、半圆形流道、矩形流道。图 Dh4A/式中Dh为水力直径，A为截面面积，P为截面周长。图 D(w1/2L1/4)/其中D=流道直径（mm）3mm3.8mm处。这是直3.81.297.59－1为一般材料的流道直径。 mm（英寸 mm（英寸1.6－9.64.8－9.66.4－9.6Impact4.8－9.63.2－9.66.4－9.63.2－9.6PhenylenePVC6.4－16.06.4－8.0图 PS,ABS,SAN材料的流道直径图图 PE,PP,PA,PC,POM材料的流道直径图 塑料一直处于熔融状态。第二种是在流道环绕有加热器，加热器中有隔热装置使流道的优缺点，它们的简图如9－8所示。9－2 图 HSCAE进行人工平衡流道系统的设计不仅节省时间而且能够提高充型腔注意非准的流直径可会加模具制和费用。间的填充方式产生。（99。图 §9－2流道设如果有分流道，那么分流道的直径要小于主流道的直径。 表示分流道的d量，那么主流道直径与分流道直径之间的关系为：

d分梯形流道的深度大约等于其宽度，斜边应有5°至15°的锥度；对于大多数材料来说，推荐的最小流道直径的值为9－10HSCAE中系统能自动设计冷料常用材料的典型流道直径大小在标9－1中描图 §9－3HSCAE应预测工艺条件的影响（如注射速度）的人工平衡如图9－12所示。图9－13是自然平衡的流动效果。图 图 图 §10－1物理过10-1浇口尺寸中的术语10-1侧浇口的最小宽度为6.4mm浇口的尺寸一般是厚度为0.4-6.4mm，宽度为浇口的尺寸通常是厚度为0.4-0.6mm，宽度为浇口的尺寸一般是厚度为0.25-1.6mm，切除尾料。浇口的直径一般为0.25到1.6mm。开模时自动切除。通常浇口直径为0.25到2.0mm。§10－2设计准一般合适的长度为1到1.5mm。§10－3HSCAE应10-210-310-4如果两个方向的体积收缩率不一样，就会发生翘曲，就像图10-5中所示。 §11－1物理过压力是克服聚合体的阻力的推动力量，它使聚合体能够填充模腔。如果一11－1所图 的增加聚合物处的压力必须增加以保证有适当的注射流动速度。图 §11－2公式11－3把注射压力在下面的公式中P代表注射压n代表材料常数。对于不同的材n的取值范围从0.15至0.36。圆形流道的流动（如熔体从主流道，流道和圆形浇口进入熔体速度流道长度体积流量 截面直径

扁平流道的流动（如熔体在狭小的型腔内流动熔体速度流道长度体积流量截面宽度截面高度

图 §11－3熔体前沿速度与面熔体前沿速度（MFV）是指塑料熔体前沿在型腔中的推进速度，熔体（MFA）是指塑料熔体前沿的面积，这个两个参数都是比较重要的。11－3时说明了这样一个例子，虽然注射速度恒定但用下产生取向性。因为熔体常常是向低温的模具注射，在零件表面的地方大部分图 MFVMFA是重要的设计参数，特别是对于型腔填充过程中的流动平衡。举例11－5绘制了对应平衡和不平衡的浇注模式的MFA图。)熔体前沿速度(MFV) §11－4分级注在HSCAE中，支持分级注射优化功能。在图11－6中，红色的曲线是保持恒定的度能尽量满足恒定的MFV，如下图11－6所示。11-7，系统将运用人工智能技术，以图 11-7§11－5HSCAE应HSCAE作为工具来检验如浇口位置和数量，零件厚度，材料和熔体图 帮助设计者在零件设计的过程中选取合适的尺寸，如图11－8所示。图 在计算机模拟的帮助下设计者可以检验因改变注射时间而带来的的复杂影图 11－10表示。图 图 (－)(1－)HSCAE来预测不同的材料的注射压力范PPPMMA树脂，模腔为200mm×25mm×2mm的矩形。图 这张图，模拟软件使用了16种不同的材料，三种不同的温度。该图所对应的零件是112.5mm×60mm×3mm的矩形。图 力大下降10%。HSCAE能够提供作为熔体和模壁温度函数的更加准确的注射压力，如表11－1所示。图 序熔体温度模壁温度注射压力12345和恒定的填充速度的效果在图11－15中表现出来。图 使用HSCAE改进设计的例子中，我们的目标是使熔体前沿的速度保持恒定。MFV（熔体速度除MFA）提供了一个比较不同设计和工艺的指标。如前所述，MFV影响分子和纤维方向MFV在设计1中，其工艺设置如图11－16所示，采用的是恒定的体积充填速度（即螺杆转速恒定。在这样的工艺条件下，熔体在注射的开始阶段MFA很小，MFV很大，但随着熔体向前流动，MFA迅速增大，MFV迅速减小；在注射的后期，型腔中只剩四个角落没有充填，MFA变得很小，此时MFV又会增大。设计1的流动分析结果如图11－17所水平不一致，因而这种变化的MFV不是很合适的。图 图 设计2的流动分析结果如图11－19所示。对比图11－17和图11－19，图11－19中的颜色变化较11－17中要柔和很多，这说明设计2中，熔体在单位时间内流动距离趋近于恒定值，这说明设计2中MFV比较接近恒定值。因而设计2中流动比较平衡，图 图 §12－1物理过如图12-1所示。一个有效的冷却系统设计可以减少冷却所需的时间，也就是说，可以提尺寸精度和稳定性，如图12-2。12-1 如图12-3和12-4所示，一个典型的冷却系统由以下几个部分构成：温度控制单12-3注射系统中的典型冷却回路12-4冷却管结构可以是串连的或者是并联的，如图12-5所示。并联冷却管直接从供水 如果冷却管道从冷却剂的到出口都是一个环，它就称为串连的冷