小口徑雙非球面硫系玻璃鏡片精密熱壓成形模具制造

唐 昆 舒 勇 李典雨 孔明慧 羅 紅 余劍武 張明軍 毛 聰

1.長沙理工大學(xué)機(jī)械裝備高性能智能制造關(guān)鍵技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙，4101142.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，長沙，410082

0 引言

近年來，硫系玻璃因透光率高、光學(xué)性能優(yōu)良、散熱性好等特點(diǎn)，在小口徑紅外光學(xué)高精度成像領(lǐng)域的應(yīng)用日益廣泛[1]。為實(shí)現(xiàn)高精度紅外光學(xué)成像，順應(yīng)成像系統(tǒng)微型化的趨勢(shì)，硫系玻璃鏡片的面型多采用非球曲面，并基于精密熱壓成形技術(shù)，采用高精度模具實(shí)現(xiàn)其低成本、高效率的精密制造[2]。然而，由于硫系玻璃材料自身熱膨脹等因素的影響，現(xiàn)階段熱壓成形所獲得鏡片輪廓的實(shí)際值與設(shè)計(jì)值之間存在較大偏差[3]。為補(bǔ)償這一輪廓偏差，傳統(tǒng)的模具制造工藝通常采用“試錯(cuò)法”，通過反復(fù)試壓與修模實(shí)現(xiàn)對(duì)模具非球面輪廓曲線的修正[4]。該方法制備模具的時(shí)間長、成本高、效率低，且精度不高，因此，基于有限元模擬與數(shù)值仿真的精密熱壓成形過程分析與模具制備方法逐漸成為業(yè)界關(guān)注的熱點(diǎn)。

針對(duì)玻璃材料的精密熱壓成形仿真，CHEN等[5]提出了一種優(yōu)化退火工藝的方法，研究了不同冷卻條件下成形鏡片內(nèi)部的殘余應(yīng)力分布情況。ZHOU等[6]結(jié)合玻璃的應(yīng)力松弛和結(jié)構(gòu)松弛特性進(jìn)行了有限元仿真，優(yōu)化了工藝參數(shù)，并預(yù)測(cè)了殘余應(yīng)力和鏡片體積的變化。朱科軍等[7]采用有限元軟件MSC.Marc對(duì)非球面透鏡的精密模壓成形過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了模壓溫度、模壓速度及摩擦因數(shù)等參數(shù)對(duì)鏡片殘余應(yīng)力和輪廓偏移量的影響。此外，模具的精密制造是保證玻璃鏡片成形質(zhì)量的關(guān)鍵之一。WANG等[8]通過仿真與實(shí)驗(yàn)的方法得出兩個(gè)鏡片間的偏差，再用數(shù)值模擬修改模具曲線，提高了成形鏡片的精度。SU等[9]利用已有的有限元數(shù)值模擬方法，通過分析設(shè)計(jì)鏡片的幾何偏差對(duì)模具形狀進(jìn)行修正，從而綜合補(bǔ)償鏡片折射率變化和幾何偏差。汪志斌等[10]利用仿真分析軟件對(duì)模具非球面輪廓進(jìn)行了補(bǔ)償設(shè)計(jì)，最后利用加工出的模具和玻璃預(yù)形體在模壓機(jī)上模壓出了雙非球面鏡片，經(jīng)過測(cè)量，模壓出的零件形狀精度PV值(峰-谷值)為0.7 μm。

上述研究雖可用于分析玻璃材料的精密熱壓成形過程，指導(dǎo)模具模腔非球面輪廓的補(bǔ)償，但關(guān)于補(bǔ)償精度和效率的研究涉及不多。此外，目前的研究以常規(guī)玻璃材料為主，多采用單工位熱壓成形機(jī)床，以及紅外加熱方式，而針對(duì)硫系玻璃材料，以及工業(yè)級(jí)多工位熱壓成形機(jī)床的成形仿真與輪廓偏移補(bǔ)償?shù)难芯肯鄬?duì)較少。綜上，本文在課題組前期研究的基礎(chǔ)上，基于對(duì)硫系玻璃熱壓過程中不同界面間的熱傳遞、玻璃的黏彈性與應(yīng)力松弛行為、結(jié)構(gòu)松弛特性的分析，獲得玻璃高溫?zé)崃W(xué)性能參數(shù)，建立小口徑雙非球面硫系玻璃鏡片熱壓成形的有限元模型，并對(duì)其熱壓成形過程進(jìn)行數(shù)值模擬；采用徑向基函數(shù)(radial basis function，RBF)模型對(duì)有限元仿真結(jié)果進(jìn)行擬合，預(yù)測(cè)成形鏡片的非球面輪廓曲線，以此對(duì)模具非球面輪廓偏移量進(jìn)行補(bǔ)償，并根據(jù)補(bǔ)償后的模具非球面參數(shù)對(duì)其進(jìn)行超精密加工與檢測(cè)；最后，采用所制備的成形模具，在多工位熱壓成形機(jī)床上壓制了小口徑雙非球面硫系玻璃鏡片，并對(duì)成形鏡片的檢測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析。

1 玻璃熱壓成形過程分析

如圖1所示，多工位玻璃熱壓成形過程包括加熱、加壓、退火和冷卻[11]四個(gè)階段。為建立玻璃熱壓成形的有限元模型，需對(duì)熱壓過程中不同界面間的熱傳遞、玻璃的黏彈性與應(yīng)力松弛行為、結(jié)構(gòu)松弛特性進(jìn)行分析。

圖1 多工位熱壓成形過程示意圖Fig.1 Schematic diagram of the multi-station GHP

1.1 熱傳遞

如圖2所示，多工位玻璃熱壓成形多采用加熱板加熱，玻璃-模具界面的接觸換熱、玻璃與模造室流動(dòng)的氮?dú)庵g的對(duì)流換熱是玻璃預(yù)形體升溫的主要熱量來源[12]。上述接觸與對(duì)流換熱的熱交換方程如下[6]：

(1)

(2)

式中，kg、km分別為玻璃和模具的熱導(dǎo)率；hm為玻璃與模具之間的接觸傳熱系數(shù)，取2800 W/(m2·K)；hN為玻璃與氮?dú)庵g的對(duì)流傳熱系數(shù)，取20 W/(m2·K)；T為玻璃表面溫度；Tm、TN分別為模具和氮?dú)獾臏囟取?/p>

A.上模仁 B.下模仁 C.定心套筒 D.高度套筒 E.玻璃預(yù)形體圖2 玻璃熱壓過程中的熱傳遞Fig.2 Heat transfer in the process of GHP

1.2 黏彈性與應(yīng)力松弛行為

玻璃為黏彈體，黏度為106～108Pa·s時(shí)適于熱壓，且其熱壓過程中存在應(yīng)力松弛現(xiàn)象[6]。本文采用廣義麥克斯韋(Maxwell)模型描述硫系玻璃的黏彈性與應(yīng)力松弛行為，其應(yīng)力松弛模量G(t)為[13]

(3)

式中，G0為瞬時(shí)剪切模量；τa為松弛時(shí)間；ωa為權(quán)重因子。

由于硫系玻璃存在簡單熱流變特性[14]，故本文采用Narayanaswamy移位函數(shù)來描述移位因子A(T)的變化過程：

(4)

式中，ΔH為玻璃活化能；R為氣體常數(shù)；Tref為參考溫度。

1.3 結(jié)構(gòu)松弛特性

在玻璃熱壓成形的轉(zhuǎn)變溫度范圍內(nèi)，玻璃體積與內(nèi)部結(jié)構(gòu)的變化滯后于外界溫度變化，即存在結(jié)構(gòu)松弛現(xiàn)象[5]，其體積隨時(shí)間的響應(yīng)函數(shù)Mv(t)可表示為[15]

(5)

其中，V(T2,0)為玻璃在溫度突變瞬間的體積變化；V(T2,∞)為玻璃在達(dá)到平衡狀態(tài)時(shí)的體積變化；Tf為假想溫度；t=0、t=∞時(shí)上式的值分別為1與0。該過程的響應(yīng)函數(shù)采用KWW方程描述[16]：

(6)

式中，β為Kohlrausch形狀因子；τv為結(jié)構(gòu)松弛時(shí)間。

2 模具輪廓偏移補(bǔ)償

如圖3所示，由于硫系玻璃材料自身熱膨脹等因素的影響，鏡片的設(shè)計(jì)值與實(shí)際值之間在z方向存在偏差(輪廓偏移量h)。模具輪廓偏移補(bǔ)償是將成形后的鏡片輪廓與設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比，再將對(duì)比后的輪廓偏移量對(duì)模具設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行補(bǔ)償?shù)倪^程。目前，模具輪廓偏移補(bǔ)償多采用試錯(cuò)法或有限元模擬：前者耗時(shí)長、成本高，且易損傷精密模具；后者在有限元仿真軟件中，因網(wǎng)格劃分與計(jì)算量等問題無法大量取點(diǎn)擬合，導(dǎo)致補(bǔ)償精度不高。因此，本文對(duì)有限元仿真后成形鏡片的輪廓數(shù)值在科學(xué)計(jì)算軟件中進(jìn)行RBF函數(shù)擬合，預(yù)測(cè)成形鏡片的輪廓曲線，再將預(yù)測(cè)曲線與設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比，提高補(bǔ)償精度，其補(bǔ)償算法可描述如下：

圖3 成形鏡片的輪廓偏移Fig.3 Contour deviation of the pressed lens

(1) 分析硫系玻璃的黏彈性模型與結(jié)構(gòu)松弛特性等相關(guān)參數(shù)，建立玻璃預(yù)形體與模具熱壓成形的有限元模型。

(2) 對(duì)硫系玻璃鏡片的整個(gè)成形過程進(jìn)行有限元仿真，得到片輪廓仿真值，并沿鏡片ASP1和ASP2非球面輪廓方向分別進(jìn)行等距取點(diǎn)。

(3)通過線性疊加的方法構(gòu)造RBF函數(shù)模型，同時(shí)選用徑向函數(shù)為基函數(shù)，樣本點(diǎn)與待測(cè)點(diǎn)之間的歐氏距離為自變量函數(shù)。已知節(jié)點(diǎn)數(shù)為i，所取樣本點(diǎn)數(shù)量為i′，則相對(duì)應(yīng)的響應(yīng)值矢量為H的RBF函數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)形式為[17]

(7)

式中，wi為權(quán)重系數(shù)；ri為此函數(shù)的自變量；e(ri)為徑向函數(shù)。

ri具體表達(dá)式為

ri=‖X-Xi‖

(8)

本文采用高斯核函數(shù)代替e(ri)，其表達(dá)式為[18]

(9)

式中，e(·)為高斯核函數(shù)；‖·‖為歐幾里得范數(shù)；Xi∈Ri′為第i個(gè)隱節(jié)點(diǎn)的場(chǎng)中心；σi∈R為第i個(gè)隱節(jié)點(diǎn)的場(chǎng)域?qū)挾取?/p>

由插值條件

(10)

可以求出i′×i′維的權(quán)系數(shù)矩陣W：

W=E-1H

(11)

式中，E-1為i′維徑向函數(shù)矩陣的逆矩陣。

由此可得目標(biāo)函數(shù)的RBF近似模型：

(12)

式中，w0為調(diào)整輸出的偏移量。

當(dāng)‖X-Xi‖大于設(shè)定的容差值δ時(shí)，模型將繼續(xù)進(jìn)行循環(huán)計(jì)算；反之，則輸出所得數(shù)值。

(4)將RBF函數(shù)的輸出值與對(duì)應(yīng)點(diǎn)的鏡片設(shè)計(jì)值進(jìn)行對(duì)比，得到各點(diǎn)的偏移量，補(bǔ)償給模具形成新的節(jié)點(diǎn)值。如圖4所示，選定設(shè)計(jì)曲線上任意一點(diǎn)A(xi,zi)，則它在節(jié)點(diǎn)xi處實(shí)際仿真后通過RBF函數(shù)的輸出的z值為A′(xi,zfzi)，點(diǎn)A與A′的誤差值為ΔEi，該點(diǎn)處新的節(jié)點(diǎn)值為A″(xi,zfzi′)，其具體計(jì)算公式為

Zi=f(xi)

(13)

(14)

式中，Zi為光學(xué)透鏡設(shè)計(jì)曲線沿徑向方向所取有限個(gè)節(jié)點(diǎn)的相應(yīng)z值；f(x)為目標(biāo)方程；λ為模具補(bǔ)償因子。

(5)將新的節(jié)點(diǎn)值代入設(shè)計(jì)曲線，得到新的模具參數(shù)進(jìn)行有限元建模分析。如一次補(bǔ)償后成形鏡片仍無法滿足閾值要求，則重復(fù)上述步驟，直至滿足要求為止。

圖4 鏡片輪廓的RBF函數(shù)擬合Fig.4 RBF fitting of the lens contour

3 仿真與實(shí)驗(yàn)參數(shù)

3.1 鏡片參數(shù)

圖5為目標(biāo)鏡片示意圖，成形用玻璃預(yù)形體直徑為4.16 mm；鏡片ASP1與ASP2面為非球曲面，其表達(dá)式為

(15)

其中，R為所設(shè)計(jì)鏡片的頂點(diǎn)曲率半徑；k為圓錐常數(shù)；A4、A6、A8、A10為非球面鏡片系數(shù)。具體非球面參數(shù)見表1。此外，成形鏡片還需滿足以下要求：峰谷值(PV)不大于0.2 μm，表面粗糙度Ra≤0.04 μm，輪廓偏移量h≤1 μm。

(a)設(shè)計(jì)鏡片 (b)鏡片三維模型圖5 目標(biāo)鏡片F(xiàn)ig.5 Designed lens

表1 鏡片非球面參數(shù)

3.2 材料參數(shù)

硫系玻璃材料采用湖北新華光IRG205(Ge28Se60Sb12)，模具材料采用日本Sumitomo Electric生產(chǎn)的超硬合金AF312，IRG205和AF312的熱力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 IRG205和AF312的熱力學(xué)性能

為了對(duì)玻璃的黏彈性行為進(jìn)行有限元分析，在參考溫度Tref處給出Prony級(jí)數(shù)常數(shù)(τi和ωi)以及Narayanaswamy移位函數(shù)中ΔH/R值，用于輸入有限元模型，上述參數(shù)值見表3。

表3 IRG205的黏彈性

為更好地模擬鏡片在退火、冷卻過程中體積變化及應(yīng)力分布等情況，使用TNM模型分析IRG205玻璃結(jié)構(gòu)松弛行為所需的參數(shù)，見表4。

表4 IRG205的結(jié)構(gòu)松弛參數(shù)

4 有限元仿真與輪廓偏移補(bǔ)償

4.1 有限元建模

如圖6所示，有限元模型采用軸對(duì)稱A*耦合類型，包括上模仁、下模仁以及玻璃預(yù)形體三個(gè)部分。模型共劃分1942個(gè)單元，其中，玻璃預(yù)形體為549個(gè)單元，上模仁和下模仁分別為671和722個(gè)單元。此外，網(wǎng)格類型均采用四邊形網(wǎng)格，以免在加壓過程中出現(xiàn)網(wǎng)格錯(cuò)亂等現(xiàn)象[19]。

圖6 有限元模型Fig.6 FEA model

4.2 輪廓偏移補(bǔ)償

根據(jù)本文前期工作，硫系玻璃IRG205的熱壓溫度設(shè)置為345 ℃，加壓載荷和保持壓力分別設(shè)置為0.05 MPa和0.02 MPa，見表5。此外，輪廓偏移量h的閾值設(shè)置為0.25 μm，若小于該值則停止補(bǔ)償。圖7所示為模具補(bǔ)償前后的鏡片輪廓偏移量仿真值。模具補(bǔ)償前，有效口徑內(nèi)首次仿真得到的鏡片ASP1和ASP2面輪廓偏移量分別達(dá)到1.47 μm和3.82 μm，需進(jìn)行鏡片與模具的輪廓偏移補(bǔ)償。輪廓偏移補(bǔ)償?shù)闹匾绊懸蛩貫檠a(bǔ)償次數(shù)和補(bǔ)償因子，其中，輪廓偏移量隨補(bǔ)償次數(shù)的增加而減小，為避免補(bǔ)償過量，補(bǔ)償因子的選取隨補(bǔ)償次數(shù)的增加而減小。

表5 熱壓工藝參數(shù)

(a)ASP1

采用基于RBF函數(shù)擬合的輪廓偏移補(bǔ)償算法，取點(diǎn)間距5 μm，本文對(duì)模具模腔的非球面曲線進(jìn)行了3次補(bǔ)償，各次補(bǔ)償之后模具的非球面曲線參數(shù)與鏡片的輪廓偏移量見表6和表7。其中，第1次補(bǔ)償中ASP1和ASP2的補(bǔ)償因子均設(shè)置為1；為避免補(bǔ)償過量，當(dāng)鏡片輪廓偏移量最大值不大于0.5 μm時(shí)，將補(bǔ)償因子設(shè)置為0.8，故第2次補(bǔ)償中ASP1的補(bǔ)償因子設(shè)置為0.8，ASP2的補(bǔ)償因子設(shè)置為1；而第3次補(bǔ)償中，ASP1與ASP2的補(bǔ)償因子均設(shè)為0.8。經(jīng)3次補(bǔ)償后，ASP2的最大輪廓偏移量減小為0.24 μm，補(bǔ)償過程結(jié)束。

5 模具制造及熱壓成形實(shí)驗(yàn)

5.1 模具制造

根據(jù)表6中經(jīng)補(bǔ)償后的模具非球面參數(shù)，對(duì)模具進(jìn)行了設(shè)計(jì)，如圖8所示。根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)，模具材料采用超硬合金AF312，模具上模仁、下模仁非球面模腔在五軸聯(lián)動(dòng)超精密磨床Nanoform 250 Ultra grind(圖9a)上采用斜軸鏡面磨削法進(jìn)行加工。加工完成后，經(jīng)UA3P-300三維輪廓儀(圖9b)檢測(cè)，模具模腔非球面ASP1與ASP2測(cè)量結(jié)果如圖10所示，其粗糙度均方根(RMS)值分別為3.5 nm、5.6 nm，形狀精度PV值分別為31.5 nm、50.4 nm。加工完成的模具如圖11所示。

表6 補(bǔ)償后模具非球面曲線參數(shù)

表7 最大鏡片輪廓偏移量仿真值

(a)上模仁 (b)下模仁

(a)超精密磨床(b)三維輪廓儀圖9 模具加工和檢測(cè)設(shè)備Fig.9 Mold processing and testing equipment

(a)上模仁ASP1面測(cè)量結(jié)果

5.2 熱壓成形實(shí)驗(yàn)

采用圖11所示精密模具，成形實(shí)驗(yàn)在PFLF7-60A型七工位熱壓成形機(jī)床上進(jìn)行。玻璃預(yù)形體采用直徑為4.16 mm的IRG205玻璃球，并采用表5所示熱壓成形工藝參數(shù)。實(shí)驗(yàn)過程中，機(jī)床模造室需充入氮?dú)猓员苊饽＞吆筒ＡР牧系难趸?/p>

(a)上模仁 (b)下模仁

成形過程如圖1所示，將放有玻璃預(yù)形體的組合模具置于模造室，在加壓成形之前，上加熱板向下驅(qū)動(dòng)，通過三步加熱將模具和玻璃預(yù)形體加熱至345 ℃的成形溫度并浸潤。然后，對(duì)上加熱板施加0.05 MPa的壓力，直至與高度套筒接觸后停止。當(dāng)拍子時(shí)間到后，組合模具移送至退火工位，上加熱板施加0.02 MPa的保持壓力以補(bǔ)償玻璃的收縮。結(jié)束后，模具及成形鏡片冷卻至室溫，冷卻期間不施加任何壓力。

6 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

熱壓成形實(shí)驗(yàn)壓制A、B、C、D共4片硫系玻璃IRG205鏡片(圖12)。鏡片采用Form Talysurf PGI 1240非球面輪廓測(cè)量儀進(jìn)行檢測(cè)，非球面的測(cè)量半徑分別為0.9 mm、1.75 mm。圖13所示為有限元分析與實(shí)驗(yàn)所得成形鏡片的輪廓偏移量的對(duì)比，壓制鏡片ASP1、ASP2的最大輪廓偏移數(shù)值分別為0.75 μm、1.0 μm。

圖12 成形鏡片樣品Fig.12 Pressed lens samples

(a)ASP1

實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，成形鏡片的輪廓偏移量隨測(cè)量半徑的增大而增大。這一方面是由于球型玻璃預(yù)形體頂部及底部與模具接觸時(shí)間長，更容易完成充模，完全復(fù)制模腔形狀；另一方面是受鏡片重力分布和熱收縮的影響。在成形鏡片的同一位置，ASP1的輪廓偏移量均大于ASP2的輪廓偏移量，這與ASP1曲率半徑較大，該輪廓變形體積較大，完全充模較為困難有關(guān)。此外，由于PFLF7-60A型機(jī)床采用加熱板加熱，而硫系玻璃材料受壓時(shí)易產(chǎn)生微細(xì)裂紋，故上加熱板與上模仁之間一般留有微小間隙，防止玻璃預(yù)形體受到較大的壓力而發(fā)生碎裂，從而影響了玻璃預(yù)形體上部的熱傳導(dǎo)與溫升，導(dǎo)致輪廓偏移量的增大。

半徑小于0.5 mm時(shí)，成形鏡片的實(shí)際輪廓偏移量小于仿真值，而大于0.5 mm時(shí)則相反。仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果出現(xiàn)差別的原因如下：一是熱壓過程中玻璃預(yù)形體中心與邊緣部分受力與受熱不均，導(dǎo)致各部分的流動(dòng)性不同；二是熱機(jī)械性能檢測(cè)參數(shù)與實(shí)際數(shù)值存在偏差，導(dǎo)致計(jì)算模型中結(jié)構(gòu)松弛和應(yīng)力松弛參數(shù)的不準(zhǔn)確；三是成形鏡片在加熱時(shí)還會(huì)出現(xiàn)氣化、析晶等現(xiàn)象。

成形鏡片樣品與模具ASP1、ASP2面的PV值、Ra值見表8。可以看出，成形鏡片ASP2面的PV值、Ra值明顯高于ASP1面的相應(yīng)值，這與模具下模腔的PV值、Ra值較大有關(guān)。此外，鏡片A檢測(cè)結(jié)果較差，表面存在裂紋、劃傷以及氣泡等缺陷(圖14)，這與成形模具未經(jīng)鍍膜處理，模腔中存在毛刺，以及材料本身缺陷等有一定關(guān)系。經(jīng)過第一次高溫?zé)釅汉?，模具非球面表面的毛刺基本去除，樣品PV值、Ra值明顯減小。隨著熱壓次數(shù)的增加，樣品PV值、Ra值有增大的趨勢(shì)。這說明隨著熱壓過程的進(jìn)行，模具存在一定的熱變形，影響上、下模腔精度。

(a)ASP1面

表8 成形鏡片樣品與成形模具檢測(cè)結(jié)果

7 結(jié)論

(1)在分析硫系玻璃熱壓過程中不同界面間的熱傳遞、玻璃的黏彈性與應(yīng)力松弛行為、結(jié)構(gòu)松弛特性的基礎(chǔ)上，本文建立了硫系玻璃熱壓的有限元模型，對(duì)仿真后成形鏡片的輪廓曲線進(jìn)行了RBF函數(shù)擬合，并據(jù)此對(duì)模具模腔的輪廓偏移進(jìn)行了補(bǔ)償。仿真結(jié)果表明，經(jīng)3次補(bǔ)償后，鏡片ASP1與ASP2面的輪廓偏移量h仿真值均小于0.25 μm。

(2)基于補(bǔ)償后的模具非球面參數(shù)對(duì)熱壓成形模具進(jìn)行了設(shè)計(jì)，并采用超精密斜軸磨削法對(duì)模具進(jìn)行了加工，經(jīng)檢測(cè)，模具上、下模腔的ASP1與ASP2面的粗糙度RMS值分別為3.5 nm、5.6 nm，形狀精度PV值分別為31.5 nm、50.4 nm。

(3)采用所制備的熱壓成形模具在多工位熱壓成形機(jī)床上壓制了4片硫系玻璃IRG205鏡片(上非球面ASP1口徑2.1 mm、下非球面ASP2口徑3.8 mm)。經(jīng)檢測(cè)，除首片壓制鏡片的PV值外，各鏡片非球面ASP1、ASP2的檢測(cè)數(shù)據(jù)滿足：PV值不小于0.2 μm，Ra≤0.04 μm以及h≤1 μm的精度要求。

本文仿真與實(shí)驗(yàn)的開展，對(duì)提高硫系玻璃鏡片熱壓成形模具的制備效率和成形鏡片精度和降低成本具有一定的工程意義，為實(shí)現(xiàn)該類鏡片的高精度批量制造提供了技術(shù)依據(jù)。