高分子板材多點熱成形中的壓痕及其影響因素

曹鋆匯，付文智，李明哲，彭赫力

（吉林大學 無模成形技術開發中心，長春 130022）

多點成形技術（Multi－point forming）［1－2］已被廣泛應用在金屬板材加工領域。多點熱成形（Multi－point thermoforming）是基于多點成形技術的原理，利用多點模具代替傳統熱成形［3］中的固定模具，從而實現小批量高分子板類零件的快速、柔性成形。表面壓痕是多點成形過程中特有的一種成形缺陷［4］，它是由板料與多點模具基本體之間的點接觸所引起的。目前關于金屬板料多點成形過程中的壓痕缺陷已經有了一些研究［5－7］。在多點熱成形過程中，高分子板材首先被加熱到高彈態，此時板料的變形抗力非常小，只需要較小的成形壓力即可實現板料的成形。同時，由于板料在高彈態時變形抗力較小，成形件極易出現表面壓痕缺陷。本文通過對聚碳酸酯（Polycarbonate）板料的多點熱成形過程進行系統的數值模擬研究，分析了成形件表面壓痕的基本形態、產生原因以及多點模具參數對表面壓痕的影響，并通過熱成形試驗驗證了數值模擬的分析結果。

1 多點熱成形設備及成形原理

由于傳統熱成形工藝所用模具的設計與生產制造需要投入較大的人力和物力，因此傳統熱成形技術只適用于大批量產品的制造。

多點熱成形方法充分利用了多點模具的可重構性，能夠快速改變模具形面，甚至可以在成形過程中實時調節模具形面，從而實現小批量高分子板類零件的快速、低成本生產。圖1為吉林大學無模成形技術開發中心研制的多點熱成形試驗機，該設備由加熱箱和多點模具組成，加熱箱底部由耐高溫硅膠膜密封，加熱箱溫度可以根據所加工材料的玻璃態轉變溫度進行調節。板料被加熱后，通過向加熱箱中通入壓縮空氣，加熱箱可以同時實現壓力箱的功能。多點模具的成形尺寸可以根據被加工零件的大小和形狀隨意選擇。

圖2為多點熱成形原理示意圖。首先將多點模具調整為所需要的形面；然后將高分子板料放入加熱箱并加熱；待板料溫度達到設定的成形溫度后，將壓縮空氣通入加熱箱中，使板料上下表面形成壓力差，壓力差迫使板料與多點模具表面貼合；當板料與模具表面貼合后，加熱箱停止加熱，零件冷卻后即可取出。

圖1 多點熱成形試驗裝置Fig.1 Experimental setup for multi－point thermoforming

圖2 多點熱成形原理示意圖Fig.2 Schematic representation of multi－point thermoforming

2 多點熱成形過程的數值模擬

2.1 材料模型

聚碳酸酯是一種性能優良的熱塑性工程材料。本文采用G′sell本構方程［8］來描述聚碳酸酯板料在高彈態的變形行為，具體表達式為

式中:k為比例因子；［1－exp（－wε）］用于描述應力－應變曲線開始階段的黏彈性；exp（hε2）表現了材料大變形時的硬化情況；（ε·／ε·0）m反映了材料對應變率的敏感性。

該本構方程的優點在于僅需要確定4個參數（比例因子k、黏彈性系數w、應變率相關硬化指數h和應變率敏感性系數m）就可以準確地表達材料在當前溫度時的變形行為。聚碳酸酯在160℃下的G′sell本構方程參數為:k＝32MPa；w＝11；h＝0.58；m＝0.45。

2.2 有限元模型

圖3 多點熱成形過程的有限元模型Fig.3 FEM for multi－point thermoforming process

圖3為球面件多點熱成形有限元模型。數值模擬所使用的軟件為Abaqus／Explicit動態顯式模塊。聚碳酸酯板料尺寸為300mm×300mm、厚度為4mm，采用實體單元C3D8R劃分網格，厚度方向劃分5層單元。多點模具成形尺寸為300mm×300mm，基本體沖頭采用剛體殼單元R3D4離散。成形件的目標形面為半徑500mm的球形面。模擬成形壓力為0.01MPa，成形壓力均勻施加在聚碳酸酯板料上表面。

3 壓痕的分類及其影響因素

3.1 多點熱成形中壓痕的形式

由于多點模具的離散性，多點熱成形過程中板料與多點模具的接觸是不連續的，板料可以被劃分為接觸區和非接觸區。由于板料的變形抗力較小，接觸區的板料在基本體沖頭的作用下會產生厚度方向上的壓縮變形，進而形成壓痕，定義為接觸區壓痕；非接觸區的板料由于缺乏支撐，在成形壓力的作用下會發生凹陷，這種凹陷定義為非接觸區壓痕，如圖4所示。接觸區壓痕會導致成形件板厚分布不均勻，嚴重影響成形件的表面質量，而非接觸區壓痕會使成形件表面偏離目標形面，雖然板厚變化較小，但嚴重影響成形件的成形精度。

圖4 多點熱成形過程中的壓痕形式Fig.4 Dimpling modes in multi－point thermoforming

3.2 基本體尺寸對壓痕的影響

多點模具基本體的尺寸是決定多點熱成形件成形質量的關鍵因素之一。本節在數值模擬過程中所選用的基本體尺寸分別為10mm×10mm、20mm×20mm、30mm×30mm、40mm×40 mm，為了方便研究，基本體球頭半徑均為20 mm。圖5為采用不同尺寸基本體所成形的球面件沿其中心線的厚度分布曲線。曲線上的波谷反映了成形件厚度的急劇減小，每個波谷對應成形件表面上的一個接觸式壓痕。從圖5中可以看出:當基本體尺寸為40mm×40mm時，成形件厚度分布曲線的波動最為明顯，壓痕最為嚴重。隨著基本體尺寸的減小，成形件厚度分布曲線的波動明顯減小，當基本體尺寸為10mm×10mm時，厚度分布曲線基本沒有波動，說明此時壓痕已基本消失。

圖5 基本體尺寸對成形件厚度的影響Fig.5 Effect of the punch element size on the thickness distribution of the formed part

圖6為采用不同尺寸基本體成形時成形件的等效應力分布云圖。從圖中可以看出:當基本體尺寸較大時，單位面積內基本體數量較少，板料與基本體沖頭接觸點的應力集中現象明顯，導致成形件表面出現明顯的接觸區壓痕。隨著基本體尺寸的減小，相同面積內基本體數量增加，板料所受到的成形壓力被分散到多個接觸點，應力集中現象明顯改善，因此成形件表面的接觸區壓痕減輕或消失，說明減小基本體的尺寸可以有效地抑制接觸區壓痕，提高成形件的表面質量。

圖6 基本體尺寸對球面件等效應力分布的影響Fig.6 Effect of the punch element size on the stress distribution in spherical parts

為了研究成形件非接觸區壓痕的程度，定義了成形件非接觸區平均形狀誤差D，其表達式為

式中:n為非接觸區數目；di為非接觸區中心點與目標形面之間的偏差量。

圖7為基本體尺寸對成形件平均形狀誤差的影響。當基本體尺寸為40mm×40mm時，由于基本體之間的間隙較大，非接觸區的板料在成形壓力的作用下出現了明顯的凹陷，成形件表面出現嚴重的非接觸區壓痕，成形件的平均形狀誤差較大。隨著基本體尺寸的減小，基本體間隙減小，非接觸區板料的撓曲變形剛度增大，成形件的平均形狀誤差減小，成形件表面的非接觸區壓痕得到了有效抑制。

圖7 基本體尺寸對球面件平均形狀誤差的影響Fig.7 Effect of the punch element size on the shape error of the spherical part

圖8為基本體尺寸對球面件成形精度的影響。從成形件的誤差分布可以看出:隨著基本體尺寸的減小，成形件的成形精度有了明顯的提高。因此，為了提高成形件的表面質量和成形精度，在多點熱成形過程中應該盡可能采用基本體尺寸較小的多點模具。

圖8 基本體尺寸對球面件成形精度的影響Fig.8 Effect of the punch element size on the shape accuracy of spherical parts

3.3 基本體球頭半徑對壓痕的影響

基本體球頭半徑分別取10、15、20和25 mm，基本體尺寸均為20mm×20mm。圖9為不同球頭半徑的基本體所成形的球面件沿其中心線的厚度分布曲線。隨著基本體球頭半徑的增加，球面件的厚度分布曲線波動減小，成形件表面的接觸區壓痕得到抑制。這是因為基本體球頭半徑較大時，板料與多點模具的接觸面積增加，減小了接觸壓強，因此，增大基本體球頭半徑可以有效地抑制成形件表面的接觸式壓痕，提高表面質量。

圖9 基本體球頭半徑對接觸區壓痕的影響Fig.9 Effect of the punch element radius on the dimpling at contact areas of the spherical parts

圖10為基本體球頭半徑對球面件平均形狀誤差的影響。隨著基本體球頭半徑的增大，成形件的平均形狀誤差減小，說明增大基本體球頭半徑可以抑制成形件表面的非接觸區壓痕，提高成形件的成形精度。需要說明的是在選擇基本體球頭半徑時還應當根據目標形面的特點綜合考慮。當零件的曲率較大時，基本體球頭半徑過大反而會影響成形件的質量。

圖10 基本體球頭半徑對球面件平均形狀誤差的影響Fig.10 Effect of the punch element radius on the shape error of the spherical part

4 多點熱成形試驗

根據數值模擬的結果，在多點熱成形試驗機上進行了聚碳酸酯板材的多點熱成形試驗。試驗機的基本體尺寸為10mm×10mm；基本體球頭半徑為10mm；設定成形溫度和成形壓力分別為160℃和0.01MPa；試驗用板材厚度為4mm，尺寸為300mm×300mm。成形件的目標形狀為半徑500mm的球形，如圖11所示。從圖中可以看出:成形件表面十分光滑，沒有出現壓痕。利用三維掃描測量系統對所成形的球面件進行測量，并將測量數據與目標形面進行對比，分析球面件的成形誤差。圖12為該球面件的成形誤差分布云圖，從圖中可以看出，球面件的成形誤差分布在－0.831mm至1.058mm之間。試驗結果表明:通過選擇合適的多點模具，多點熱成形技術可以加工出高精度、無缺陷的成形件。

圖11 多點熱成形球面件Fig.11 Spherical part formed by multi－point thermoforming technique

圖12 試驗件的成形誤差分布云圖Fig.12 Forming error distirbution of the experimental part

5 結束語

根據聚碳酸酯板材的高溫拉伸試驗數據建立了聚碳酸酯板材多點熱成形過程的有限元模型。通過數值模擬分析了多點模具基本體尺寸和基本體球頭半徑對成形件表面壓痕的影響。結果表明:減小基本體尺寸可以有效地抑制成形件表面的接觸區壓痕和非接觸區壓痕；增大基本體球頭半徑可以減輕成形件表面的壓痕，提高成形件的表面質量和成形精度。試驗結果表明多點熱成形技術可以實現熱塑性高分子板材的無缺陷、高精度成形。

［1］李明哲，中村敬一，渡辺忍，等.基本的な成形原理の檢討（板材多點成形法の研究第1報 ）／／日本平成4年度塑性加工春季講演會論文集，橫濱，1992:519－522.Li Ming－zhe，Nakamura K，Watanabe S，et al.Study of the basic principles（1st report:Research on multipoint forming for sheet metal）／／Proc of the Japanese Spring Conf for Technology of Plasticity，Yokohama，1992:519－522.

［2］Li M Z，Cai Z Y，Sui Z，et al.Multi－point forming technology for sheet metal［J］.Journal Material Processing Technology，2002，129（1－3）:333－338.

［3］申長雨，陳靜波，劉春太，等.塑料熱成型技術［J］.工程塑料應用，2000，28（1）:37－41.Shen Chang－yu，Chen Jing－bo，Liu Chun－tai，et al.Thermoforming of plastics［J］.Engineering Plastics Application，2000，28（1）:37－41.

［4］蔡中義，李明哲，付文智.板材多點成形中壓痕缺陷的分析與控制［J］.鍛壓技術，2003，28（1）:16－19.Cai Zhong－yi，Li Ming－zhe，Fu Wen－zhi.Analysis and control of dimpling in multi－point forming for sheet meta［J］.Forging ＆ Stamping Technology，2003，28（1）:16－19.

［5］孫剛，李明哲，蔡中義，等.多點成形時工藝方式對工件壓痕的關系研究［J］.材料科學與工藝，2004，12（4）:360－363.Sun Gang，Li Ming－zhe，Cai Zhong－yi，et al.Study on the relationship of technology modes and dimple of sheet metal parts in multi－point forming［J］.Materials Sinence ＆Technology，2004，12（4）:360－363.

［6］Cai Zhong－yi，Wang Shao－hui，Li Ming－zhe.Numerical investigation of multi－point forming process for sheet metal:wrinkling，dimpling and springback［J］.Inernational Journal of Advanced Manufacturing Technology，2008，37（9－10）:927－936.

［7］Liu Qi－qian，Lu Cheng，Fu Wen－zhi，et al.Optimization of cushion conditions in micro multi－point sheet forming［J］.Journal of Materials Processing Technology，2012，212（3）:672－677.

［8］G′sell C，Jonas J.Determination of the plastic behaviour of solid polymers at constant true strain rate［J］.Journal of Material Science，1979，14（3）:583－591.