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注射拉伸吹塑是一類在聚合物的高彈態(tài)下通過機(jī)械方法軸向拉伸型坯、用壓縮空氣徑向拉伸型坯以成型中空容器的方法。注射拉伸吹塑可分成一步法與兩步法。在兩步法中先采用注射法成型型坯，并使之冷卻至室溫，成為半成品，然后把型坯送入再加熱拉伸吹塑機(jī)械中，成型為制品。聚對(duì)苯二甲酸乙二醇酯（PET）材料在高彈態(tài)下經(jīng)拉伸取向后，材料的機(jī)械性能、阻滲性能、透明性與耐溶劑性得到很大提高，在注拉吹工藝中PET材料是使用量最大的材料。前人對(duì)PET注拉吹拉伸吹脹過程的研究主要側(cè)重在模擬方面，但是模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定的差異。本文主要通過實(shí)驗(yàn)研究?jī)刹椒≒ET注射拉伸吹塑中二次吹脹壓力、拉伸桿速度以及吹脹延遲時(shí)間對(duì)PET制品壁厚的影響，分析由于吹脹延遲時(shí)間的改變而形成不同型坯輪廓發(fā)展模式的原因。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備
兩步法標(biāo)準(zhǔn)型拉伸吹塑機(jī)：WL-A03系列；
紅外測(cè)溫儀：ST6L，美國(guó)Raytek公司；
高溫電子拉力機(jī)：美國(guó)德寶公司。

1.2 型坯與制品
型坯質(zhì)量35g，長(zhǎng)140 mm，頸部及底部的厚度分別為2118mm和2170mm。型坯所用的材料為遠(yuǎn)紡工業(yè)（上海）公司生產(chǎn)的工業(yè)級(jí)PET（CB-602），特性粘度為（0.80±0.02）dL/ g，單軸拉伸實(shí)驗(yàn)的PET材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖1。制品為一680mL長(zhǎng)頸瓶子。型坯與瓶子的幾何尺寸參見圖2。




圖1 PET單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線（拉伸速率12.5 mm/s）



圖2 　型坯和制品的幾何尺寸
1.3 實(shí)驗(yàn)方法
型坯首先在遠(yuǎn)紅外旋轉(zhuǎn)式加熱裝置中被加熱至高彈態(tài)，使用紅外測(cè)溫儀測(cè)量型坯軸向溫度分布，然后將加熱后的型坯放入模具進(jìn)行拉伸吹脹。分兩步施加吹脹壓力，首先施加0.8MPa的氣壓（p1），低壓氣體的作用時(shí)間約為0.1s，這一步驟稱為一次吹脹；然后施加高壓氣體（p2） 將型坯徹底吹脹并定型，該步稱為二次吹脹。從拉伸桿動(dòng)作至施加一次吹脹的這一段時(shí)間稱為吹脹延遲時(shí)間（t0）。在實(shí)驗(yàn)過程中改變的加工參數(shù)為：二次吹脹壓力，拉伸桿速度及吹脹延遲時(shí)間。實(shí)驗(yàn)中采用的工藝參數(shù)可參見表1，使用精度為0.01mm的數(shù)顯游標(biāo)卡尺測(cè)量瓶子的壁厚。
表1 拉伸吹塑的工藝參數(shù)
工藝參數(shù) 數(shù)據(jù)
拉伸延遲時(shí)間/s
吹脹延遲時(shí)間（t0）/ s
一次吹脹壓力（p1）/Mpa
二次吹脹壓力（p2）/Mpa
一次吹脹時(shí)間/s
二次吹脹時(shí)間/s
延遲開模時(shí)間/s
拉伸桿速度（V）（空載）/ m·s - 1 0
0.3，0.4，0.5，0.6，0.7
0.8
1.3，1.5，1.7，1.9
0.1
5.5
5.5
0.6，0.85，1.15，1.35

　

表1 拉伸吹塑的工藝參數(shù)
　

工藝參數(shù) 數(shù)據(jù)
拉伸延遲時(shí)間/s
吹脹延遲時(shí)間（t0）/ s
一次吹脹壓力（p1）/Mpa
二次吹脹壓力（p2）/Mpa
一次吹脹時(shí)間/s
二次吹脹時(shí)間/s
延遲開模時(shí)間/s
拉伸桿速度（V）（空載）/ m·s - 1 0
0.3，0.4，0.5，0.6，0.7
0.8
1.3，1.5，1.7，1.9
0.1
5.5
5.5
0.6，0.85，1.15，1.35


2 結(jié)果與討論

2.1 二次吹脹壓力對(duì)軸向壁厚分布的影響
圖3 給出了不同p2下瓶子軸向壁厚的分布（未包括瓶底壁厚）。從圖3可看出：不同p2下成型的瓶子其軸向壁厚分布大體相當(dāng)，二次吹脹壓力的變化并沒有造成軸向壁厚分布的明顯變化。各條曲線的趨勢(shì)相同，在瓶頸及肩部由于吹脹比較小，壁厚較大；在瓶身部分壁厚相對(duì)較小，接近瓶底部分壁厚略微增加?！?
　




圖3 不同p2下拉伸吹塑的瓶子的軸向壁厚分布（t0= 0.4s，V = 085m/ s）

2.2 拉伸桿速度對(duì)軸向壁厚分布的影響




圖4 不同拉伸桿速度下拉伸吹塑的瓶子的軸向壁厚分布（t0= 0.4s，p2= 1.7MPa）

圖4給出了不同拉伸桿速度下瓶子的軸向壁厚分布（未包括瓶底壁厚）。拉伸桿速度的測(cè)定是在模具未放置型坯，拉伸桿直接觸及模具底部的情況下進(jìn)行的。從圖4可看出：拉伸桿速度的變化對(duì)瓶子軸向壁厚的分布有較大的影響。拉伸桿速度為0.6 m/s時(shí)，當(dāng)型坯軸向拉伸比較小時(shí)開始吹脹，結(jié)果造成瓶頸及肩部部分壁厚較大，而接近瓶底的部分很?。划?dāng)拉伸桿速度增至0.85 m/s 時(shí)，軸向的壁厚分布獲得較大改善，瓶頸厚度明顯減小，瓶身部分的厚度分布較為均勻，接近瓶底部分的壁厚比瓶身壁厚略為增加；當(dāng)拉伸桿速度繼續(xù)增加至1.15m/s時(shí)，由于拉伸桿速度的增加，在吹脹之前型坯被軸向拉伸至較長(zhǎng)的長(zhǎng)度，瓶頸與瓶肩對(duì)應(yīng)型坯部分在吹脹前的壁厚減小，接近瓶底部分相對(duì)而言獲得更多的材料，結(jié)果造成瓶頸及瓶肩部分的壁厚進(jìn)一步減小， 而接近瓶底部分的壁厚增加；拉伸桿速度為1.35m/s時(shí)的壁厚分布曲線與拉伸桿速度為1.15m/s時(shí)的壁厚分布曲線基本重合。
2.3 吹脹延遲時(shí)間對(duì)軸向壁厚分布的影響




圖5 不同吹脹延遲時(shí)間下拉伸吹塑的瓶子的軸向壁厚分布（p2= 1.7 MPa，V = 0.85 m/s）

　　通過調(diào)整吹脹延遲時(shí)間t0 可獲得不同的拉伸吹脹時(shí)序。t0對(duì)于型坯輪廓的變化模式而言是一個(gè)起決定性作用的因素。關(guān)于型坯輪廓變化模式的詳細(xì)討論可參見文獻(xiàn)[6]。這里僅作簡(jiǎn)要介紹；當(dāng)T0=0.4s時(shí)，拉伸桿尚未接觸模具底部時(shí)即施加吹脹氣體，這意味著存在一段時(shí)間，在該時(shí)間段內(nèi)型坯受到吹脹氣體和拉伸桿的共同作用，該種情況下的成型模式為模式1；t0=0.5s時(shí)， 型坯輪廓的發(fā)展模式為模式2，在該種模式下，p1在型坯被拉伸接近模具底部時(shí)進(jìn)入型坯，當(dāng)拉伸桿接觸模具底部后，吹脹過程仍在繼續(xù)直至制品成型；t0增至0.6s時(shí)可觀察到模式3，即位于瓶肩的型坯部分首先被吹脹形成動(dòng)脈瘤狀球形，該膨脹部分在氣體壓力的作用下向上下兩端發(fā)展，最后成型瓶子，當(dāng)t0繼續(xù)增至0.7s時(shí)，型坯的輪廓按照模式4發(fā)展，在拉伸結(jié)束到開始吹脹之間存在一段時(shí)間間隔，在模式4下成型制品的頸部材料會(huì)形成疊合。圖5給出了不同吹脹延遲時(shí)間下瓶子軸向壁厚的分布（未包括瓶底壁厚）。當(dāng)吹脹延遲時(shí)間由0.3s增至0.5s時(shí)，瓶頸及瓶肩的厚度大幅減小，瓶身的壁厚變化較小，而接近瓶底部分壁厚增加；吹脹延遲時(shí)間在0.5、0.6、0.7s下成型的瓶子的軸向壁厚分布曲線的趨勢(shì)基本相同，但由于型坯輪廓發(fā)展模式的不同，造成了瓶頸與接近瓶底部分的壁厚有所不同。在模式3下成型的瓶子的軸向壁厚整體上略大于在模式2和模式4下成型的瓶子。在瓶頸和靠近瓶底部分厚度差異較為明顯，瓶身部分厚度差異較小。

2.4 不同型坯輪廓發(fā)展模式成因分析




圖6 型坯受力示意圖



圖7 型坯拉伸至型坯底部未施加吹脹壓力時(shí)的外形輪廓

圖6給出了一段長(zhǎng)為l的型坯橫向截環(huán)受力示意圖。型坯在軸向受拉伸桿作用，拉力為F；在徑向受吹脹壓力p作用，在吹脹中假定p大小不變。當(dāng)拉伸桿與吹脹壓力共同作用于型坯時(shí)，型坯軸向受力為F + pπRm2（Rm為型坯內(nèi)徑最大值），軸向與徑向所受應(yīng)力公式如下：




式中，R 為型坯內(nèi)徑；δ為型坯壁厚；σl 和σH分別為型坯所受的軸向和徑向應(yīng)力。為了討論方便，定義：




　　由圖2可看出，型坯各部分所設(shè)計(jì)的初始厚度和內(nèi)徑在軸向方向是變化的，從支撐環(huán)至型坯底部型坯壁厚開始變化較大，然后變化較小；而內(nèi)徑值是緩慢減小的。故在型坯軸向方向μ值是不同的。這將導(dǎo)致吹脹前由于拉伸桿作用在型坯各部分產(chǎn)生的應(yīng)力大小不同，型坯各部分的應(yīng)變不同。參見圖2可發(fā)現(xiàn)，在靠近型坯支撐環(huán)部有一段壁厚為2.17mm的區(qū)域，通過計(jì)算，μ值為型坯長(zhǎng)度上的最小值，約51.69。雖然該處的溫度相對(duì)較低（參見圖9），但在拉伸桿的作用下的應(yīng)變大于型坯其余部分。這將導(dǎo)致該區(qū)域厚度的急劇減小，但內(nèi)徑值并未減小很多；所以該區(qū)域的ν值比型坯其它部分大。根據(jù)公式2，對(duì)應(yīng)的徑向應(yīng)力也大。

　　在型坯輪廓發(fā)展模式1和2下，即延遲吹脹時(shí)間t0為0.4s或0.5s時(shí)，由于t0較小，型坯接近支撐環(huán)部分的溫度下降很小，但所受的徑向應(yīng)力很大，所以在吹脹壓力作用下型坯頸部首先被吹脹， 形成輪廓發(fā)展模式1和2。在型坯輪廓發(fā)展模式3下，當(dāng)型坯被拉伸至模具底部時(shí)施加吹脹壓力。圖7a給出了型坯被拉伸至模具底部未施加吹脹壓力時(shí)的輪廓，圖7b為圖7a的軸向剖面圖。型坯內(nèi)徑最小的部分用C表示，與C 相鄰的部分分別用A、B表示。從圖7可以看到，A 和C的軸向拉伸比較大。圖8給出了圖7型坯的厚度、內(nèi)徑以及ν值的軸向分布。從圖8可以看到，C 區(qū)域的內(nèi)徑值已經(jīng)等于拉伸桿的半徑值5196 mm。這意味著C區(qū)域已經(jīng)與拉伸桿相接觸。拉伸前在型坯外表面上劃線，拉伸后測(cè)量對(duì)應(yīng)劃線的長(zhǎng)度可計(jì)算出各部分的拉伸比。結(jié)果顯示，A 區(qū)域的拉伸比為318。根據(jù)圖1顯示：本實(shí)驗(yàn)所用的PET料在85～95 ℃溫度范圍， 當(dāng)拉伸比為4.1～5.2時(shí)表現(xiàn)出應(yīng)變硬化現(xiàn)象。由于在單軸拉伸試驗(yàn)中所施加的拉伸速率（0.0125m/s）要遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于拉伸吹脹實(shí)驗(yàn)的拉伸速率（0.8m/s），PET材料的應(yīng)變硬化所對(duì)應(yīng)的拉伸比隨拉伸速率的增大而減小[7]；所以可以認(rèn)為，A區(qū)域已經(jīng)應(yīng)變硬化。這導(dǎo)致A區(qū)域雖然受到較大的徑向應(yīng)力作用，但在吹脹壓力的作用下的膨脹速度仍然較小。B區(qū)域的拉伸比僅為1.6，這意味著沒有出現(xiàn)應(yīng)變硬化；而且B區(qū)域的溫度比A區(qū)域高，所以在施加吹脹壓力后B區(qū)域首先脹大，型坯輪廓的發(fā)展模式為模式3。在模式4下，即吹脹延遲時(shí)間為0.7s時(shí)，B區(qū)域的脹大行為與模式3類似。但模式3與4的情況有所不同，隨著延遲吹脹時(shí)間的增加，C區(qū)域與拉伸桿接觸，由于拉伸桿的熱傳導(dǎo)率高，導(dǎo)致該區(qū)域的溫度下降較大，即C區(qū)材料變硬，結(jié)果造成在拉伸桿與C區(qū)的氣體通道變窄，使A區(qū)的氣體壓力增加。根據(jù)公式2，ν值與氣體拉力較大將造成該區(qū)承受較大的徑向應(yīng)力。在施加吹脹壓力后該部分也脹大，但由于應(yīng)變硬化，A區(qū)的脹大速度較小。

從以上分析可知：在注射拉伸吹塑工藝中，吹脹延遲時(shí)間對(duì)于型坯的輪廓發(fā)展是一個(gè)至關(guān)重要的因素。型坯輪廓的發(fā)展模式不但與型坯的幾何尺寸有關(guān)，而且與型坯的軸向、徑向應(yīng)力以及溫度分布緊密聯(lián)系。




圖8 圖7 試樣的厚度、內(nèi)徑及ν



圖9 再加熱型坯外表面軸向溫度分布

3 結(jié)論
通過注射拉伸吹塑實(shí)驗(yàn)分析了二次吹脹壓力、拉伸桿速度以及吹脹延遲時(shí)間對(duì)瓶子壁厚的影響。吹脹壓力的改變對(duì)制品軸向壁厚分布改變不大，拉伸桿速度與吹脹延遲時(shí)間的變化對(duì)瓶子軸向壁厚分布有重要影響。吹脹延遲時(shí)間的變化會(huì)造成型坯輪廓發(fā)展模式的改變，形成不同型坯輪廓發(fā)展模式。在文中提出了僅與型坯厚度與內(nèi)徑相關(guān)的兩個(gè)參數(shù)：μ和ν，在拉伸吹脹過程中μ和ν不斷變化，導(dǎo)致了軸向與徑向應(yīng)力的變化，結(jié)合型坯的幾何尺寸，溫度分布以及材料的應(yīng)力-應(yīng)變行為，分析形成不同型坯輪廓發(fā)展模式的原因，在文中提出的分析方法有助于優(yōu)化型坯設(shè)計(jì)以及加工參數(shù)。

　


Linhan 2007 DongGuan
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