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 - 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

                 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

                  图4  不同拉伸杆速度下拉伸吹塑的瓶子的轴向壁厚分布（t0= 0.4s，p2= 1.7MPa）

    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

           图5  不同吹胀延迟时间下拉伸吹塑的瓶子的轴向壁厚分布（p2= 1.7 MPa，V = 0.85 m/s）

　　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，{zh1}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，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 + pπRm2（Rm为型坯内径{zd0}值），轴向与径向所受应力公式如下：

    式中，R 为型坯内径；δ为型坯壁厚；σl 和σH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μ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，通过计算，μ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ν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ν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85～95 ℃温度范围， 当拉伸比为4.1～5.2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，ν值与气体拉力较大将造成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ν

                                     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厚度与内径相关的两个参数：μ和ν，在拉伸吹胀过程中μ和ν不断变化，导致了轴向与径向应力的变化，结合型坯的几何尺寸，温度分布以及材料的应力-应变行为，分析形成不同型坯轮廓发展模式的原因，在文中提出的分析方法有助于优化型坯设计以及加工参数。

                             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 - 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

                 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

                  图4  不同拉伸杆速度下拉伸吹塑的瓶子的轴向壁厚分布（t0= 0.4s，p2= 1.7MPa）

    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

           图5  不同吹胀延迟时间下拉伸吹塑的瓶子的轴向壁厚分布（p2= 1.7 MPa，V = 0.85 m/s）

　　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，{zh1}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，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 + pπRm2（Rm为型坯内径{zd0}值），轴向与径向所受应力公式如下：

    式中，R 为型坯内径；δ为型坯壁厚；σl 和σH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μ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，通过计算，μ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ν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ν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85～95 ℃温度范围， 当拉伸比为4.1～5.2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，ν值与气体拉力较大将造成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ν

                                     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厚度与内径相关的两个参数：μ和ν，在拉伸吹胀过程中μ和ν不断变化，导致了轴向与径向应力的变化，结合型坯的几何尺寸，温度分布以及材料的应力-应变行为，分析形成不同型坯轮廓发展模式的原因，在文中提出的分析方法有助于优化型坯设计以及加工参数。