PET注拉吹制品壁厚分布的研究

1、PET注拉吹制品壁厚分布的研究    注射拉伸吹塑是一类在聚合物的高弹态下通过机械方法轴向拉伸型坯、用压缩空气径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与两步法。在两步法中先采用注射法成型型坯，并使之冷却至室温，成为半成品，然后把型坯送入再加热拉伸吹塑机械中，成型为制品。聚对苯二甲酸乙二醇酯（PET）材料在高弹态下经拉伸取向后，材料的机械性能、阻渗性能、透明性与耐溶剂性得到很大提高，在注拉吹工艺中PET材料是使用量最大的材料。前人对PET注拉吹拉伸吹胀过程的研究主要侧重在模拟方面，但是模拟结果与实验结果存在一定的差异。本文主要通过实验研究两步法PE

2、T注射拉伸吹塑中二次吹胀压力、拉伸杆速度以及吹胀延迟时间对PET制品壁厚的影响，分析由于吹胀延迟时间的改变而形成不同型坯轮廓发展模式的原因。 1 实验部分 1.1 实验设备    两步法标准型拉伸吹塑机：WL-A03系列，佛山伟力塑料机械公司；     红外测温仪：ST6L，美国Raytek公司；     高温电子拉力机：美国德宝公司。 1.2 型坯与制品    型坯质量35g，长140 mm，颈部及底部的厚度分别为2118mm和2170mm。型

3、坯所用的材料为远纺工业（上海）公司生产的工业级PET（CB-602），特性粘度为（0.80±0.02）dL/ g，单轴拉伸实验的PET材料应力-应变曲线见图1。制品为一680mL长颈瓶子。型坯与瓶子的几何尺寸参见图2。图1  PET单轴拉伸应力-应变曲线（拉伸速率12.5 mm/s）图2 型坯和制品的几何尺寸1.3 实验方法    型坯首先在远红外旋转式加热装置中被加热至高弹态，使用红外测温仪测量型坯轴向温度分布，然后将加热后的型坯放入模具进行拉伸吹胀。分两步施加吹胀压力，首先施加0.8MPa的气压（p1），低压气体的作用时间约为0.1s，这一

4、步骤称为一次吹胀；然后施加高压气体（p2） 将型坯彻底吹胀并定型，该步称为二次吹胀。从拉伸杆动作至施加一次吹胀的这一段时间称为吹胀延迟时间（t0）。在实验过程中改变的加工参数为：二次吹胀压力，拉伸杆速度及吹胀延迟时间。实验中采用的工艺参数可参见表1，使用精度为0.01mm的数显游标卡尺测量瓶子的壁厚。表1  拉伸吹塑的工艺参数工艺参数数据拉伸延迟时间/s吹胀延迟时间（t0）/ s一次吹胀压力（p1）/Mpa二次吹胀压力（p2）/Mpa一次吹胀时间/s二次吹胀时间/s延迟开模时间/s拉伸杆速度（V）（空载）/ m·s - 100.3，0.4，0.5，0.6，0.70.81.3

5、，1.5，1.7，1.90.15.55.50.6，0.85，1.15，1.352 结果与讨论 2.1 二次吹胀压力对轴向壁厚分布的影响    图3 给出了不同p2下瓶子轴向壁厚的分布（未包括瓶底壁厚）。从图3可看出：不同p2下成型的瓶子其轴向壁厚分布大体相当，二次吹胀压力的变化并没有造成轴向壁厚分布的明显变化。各条曲线的趋势相同，在瓶颈及肩部由于吹胀比较小，壁厚较大；在瓶身部分壁厚相对较小，接近瓶底部分壁厚略微增加。 图3  不同p2下拉伸吹塑的瓶子的轴向壁厚分布（t0= 0.4s，V = 085m/ s）2.2 拉伸杆速度对轴向壁厚分布的影响

6、    图4给出了不同拉伸杆速度下瓶子的轴向壁厚分布（未包括瓶底壁厚）。拉伸杆速度的测定是在模具未放置型坯，拉伸杆直接触及模具底部的情况下进行的。从图4可看出：拉伸杆速度的变化对瓶子轴向壁厚的分布有较大的影响。拉伸杆速度为0.6 m/s时，当型坯轴向拉伸比较小时开始吹胀，结果造成瓶颈及肩部部分壁厚较大，而接近瓶底的部分很薄；当拉伸杆速度增至0.85 m/s 时，轴向的壁厚分布获得较大改善，瓶颈厚度明显减小，瓶身部分的厚度分布较为均匀，接近瓶底部分的壁厚比瓶身壁厚略为增加；当拉伸杆速度继续增加至1.15m/s时，由于拉伸杆速度的增加，在吹胀之前型坯被轴向拉伸至较长的

7、长度，瓶颈与瓶肩对应型坯部分在吹胀前的壁厚减小，接近瓶底部分相对而言获得更多的材料，结果造成瓶颈及瓶肩部分的壁厚进一步减小， 而接近瓶底部分的壁厚增加；拉伸杆速度为1.35m/s时的壁厚分布曲线与拉伸杆速度为1.15m/s时的壁厚分布曲线基本重合。2.3 吹胀延迟时间对轴向壁厚分布的影响通过调整吹胀延迟时间t0 可获得不同的拉伸吹胀时序。t0对于型坯轮廓的变化模式而言是一个起决定性作用的因素。关于型坯轮廓变化模式的详细讨论可参见文献6。这里仅作简要介绍；当T0=0.4s时，拉伸杆尚未接触模具底部时即施加吹胀气体，这意味着存在一段时间，在该时间段内型坯受到吹胀气体和拉伸杆的共同作用，该种情况下的

8、成型模式为模式1；t0=0.5s时， 型坯轮廓的发展模式为模式2，在该种模式下，p1在型坯被拉伸接近模具底部时进入型坯，当拉伸杆接触模具底部后，吹胀过程仍在继续直至制品成型；t0增至0.6s时可观察到模式3，即位于瓶肩的型坯部分首先被吹胀形成动脉瘤状球形，该膨胀部分在气体压力的作用下向上下两端发展，最后成型瓶子，当t0继续增至0.7s时，型坯的轮廓按照模式4发展，在拉伸结束到开始吹胀之间存在一段时间间隔，在模式4下成型制品的颈部材料会形成叠合。图5给出了不同吹胀延迟时间下瓶子轴向壁厚的分布（未包括瓶底壁厚）。当吹胀延迟时间由0.3s增至0.5s时，瓶颈及瓶肩的厚度大幅减小，瓶身的壁厚变化较小，

9、而接近瓶底部分壁厚增加；吹胀延迟时间在0.5、0.6、0.7s下成型的瓶子的轴向壁厚分布曲线的趋势基本相同，但由于型坯轮廓发展模式的不同，造成了瓶颈与接近瓶底部分的壁厚有所不同。在模式3下成型的瓶子的轴向壁厚整体上略大于在模式2和模式4下成型的瓶子。在瓶颈和靠近瓶底部分厚度差异较为明显，瓶身部分厚度差异较小。 2.4 不同型坯轮廓发展模式成因分析图6  型坯受力示意图图7  型坯拉伸至型坯底部未施加吹胀压力时的外形轮廓    图6给出了一段长为l的型坯横向截环受力示意图。型坯在轴向受拉伸杆作用，拉力为F；在径向受吹胀压力p作用，在吹胀

10、中假定p大小不变。当拉伸杆与吹胀压力共同作用于型坯时，型坯轴向受力为F + pRm2（Rm为型坯内径最大值），轴向与径向所受应力公式如下：    式中，R 为型坯内径；为型坯壁厚；l 和H分别为型坯所受的轴向和径向应力。为了讨论方便，定义：由图2可看出，型坯各部分所设计的初始厚度和内径在轴向方向是变化的，从支撑环至型坯底部型坯壁厚开始变化较大，然后变化较小；而内径值是缓慢减小的。故在型坯轴向方向值是不同的。这将导致吹胀前由于拉伸杆作用在型坯各部分产生的应力大小不同，型坯各部分的应变不同。参见图2可发现，在靠近型坯支撑环部有一段壁厚为2.17mm的区域，通

11、过计算，值为型坯长度上的最小值，约51.69。虽然该处的温度相对较低（参见图9），但在拉伸杆的作用下的应变大于型坯其余部分。这将导致该区域厚度的急剧减小，但内径值并未减小很多；所以该区域的值比型坯其它部分大。根据公式2，对应的径向应力也大。 在型坯轮廓发展模式1和2下，即延迟吹胀时间t0为0.4s或0.5s时，由于t0较小，型坯接近支撑环部分的温度下降很小，但所受的径向应力很大，所以在吹胀压力作用下型坯颈部首先被吹胀， 形成轮廓发展模式1和2。在型坯轮廓发展模式3下，当型坯被拉伸至模具底部时施加吹胀压力。图7a给出了型坯被拉伸至模具底部未施加吹胀压力时的轮廓，图7b为图7a的轴向剖面

12、图。型坯内径最小的部分用C表示，与C 相邻的部分分别用A、B表示。从图7可以看到，A 和C的轴向拉伸比较大。图8给出了图7型坯的厚度、内径以及值的轴向分布。从图8可以看到，C 区域的内径值已经等于拉伸杆的半径值5196 mm。这意味着C区域已经与拉伸杆相接触。拉伸前在型坯外表面上划线，拉伸后测量对应划线的长度可计算出各部分的拉伸比。结果显示，A 区域的拉伸比为318。根据图1显示：本实验所用的PET料在8595 温度范围， 当拉伸比为4.15.2时表现出应变硬化现象。由于在单轴拉伸试验中所施加的拉伸速率（0.0125m/s）要远远低于拉伸吹胀实验的拉伸速率（0.8m/s），PET材料的应变硬化

13、所对应的拉伸比随拉伸速率的增大而减小7；所以可以认为，A区域已经应变硬化。这导致A区域虽然受到较大的径向应力作用，但在吹胀压力的作用下的膨胀速度仍然较小。B区域的拉伸比仅为1.6，这意味着没有出现应变硬化；而且B区域的温度比A区域高，所以在施加吹胀压力后B区域首先胀大，型坯轮廓的发展模式为模式3。在模式4下，即吹胀延迟时间为0.7s时，B区域的胀大行为与模式3类似。但模式3与4的情况有所不同，随着延迟吹胀时间的增加，C区域与拉伸杆接触，由于拉伸杆的热传导率高，导致该区域的温度下降较大，即C区材料变硬，结果造成在拉伸杆与C区的气体通道变窄，使A区的气体压力增加。根据公式2，值与气体拉力较大将造成

14、该区承受较大的径向应力。在施加吹胀压力后该部分也胀大，但由于应变硬化，A区的胀大速度较小。     从以上分析可知：在注射拉伸吹塑工艺中，吹胀延迟时间对于型坯的轮廓发展是一个至关重要的因素。型坯轮廓的发展模式不但与型坯的几何尺寸有关，而且与型坯的轴向、径向应力以及温度分布紧密联系。 图8  图7 试样的厚度、内径及图9  再加热型坯外表面轴向温度分布3  结论    通过注射拉伸吹塑实验分析了二次吹胀压力、拉伸杆速度以及吹胀延迟时间对瓶子壁厚的影响。吹胀压力的改变对制品轴向壁厚分布改变不大，拉伸杆速度与吹胀延迟时间的变化对瓶子轴向壁厚分布有重要影响。吹胀延迟时间的变化会造成型坯轮廓发展模式的改变，形成不同型坯轮廓发展模式。在文中提出了仅与型坯