автореферат диссертации по химической технологии, 05.17.08, диссертация на тему:Метод расчета процесса экструзии резиновых смесей и оптимизация геометрии профилирующих каналов

Введение.

Глава 1. Современное состояние экструзионных процессов и оборудования.

1.1 Процессы и оборудование, применяемые при производстве заготовок из полимерных материалов методом экструзии.

1.2 Анализ факторов, влияющих на процесс получения качественных экструдируемых заготовок.

1.3 Способы достижения равномерного потока материала в профилирующем инструменте.

1.4 Теоретические основы расчета и проектирования профилирующих каналов.

1.4.1 Реологические модели, применяемые для описания течения материала при экструзии.

1.4.2 Методы расчета процесса течения материала и оптимизации форм профилирующих каналов.

1.4.3 Численное моделирование процессов экструзии.

1.5 Выводы по главе и постановка задачи исследования.

Глава 2. Метод расчета процесса течения материала при экструзии и оптимизация формы профилирующего канала.

2.1 Формулировка задачи определения оптимальной конфигурации экс-трузионного канала.

2.2 Математическое описание трехмерного течения аномально-вязкой жидкости в сложнопрофильном канале.

2.2.1 Математическая модель течения материала.

2.2.2 Построение дискретной аппроксимации исходной модели.

2.2.3 Метод расчета трехмерного течения аномально-вязкой жидкости в сложнопрофильном канале.

2.3 Анализ результатов расчета параметров течения в различных плоскощелевых каналах.

2.4 Оптимизация формы профилирующего канала плоскощелевой головки.

2.5 Результаты и выводы по главе.

Глава 3. Экспериментальное исследование процесса экструзии резиновых смесей.

3.1 Постановка задачи экспериментального исследования.

3.2 Описание экспериментальной установки.

3.2.1 Устройство экспериментальной установки.

3.2.2 Средства измерения гидродинамических параметров.

3.3 Методика проведения экспериментального исследования.

3.4 Определение реологических характеристик используемых резиновых смесей.

3.5 Результаты экспериментальных исследований.

3.5.1 Исследование зависимости распределения скорости течения в выходном сечении канала от геометрии области формования, свойств перерабатываемого материала и производительности экструзии.

3.5.2 Исследование зависимости распределения давления в профилирующем канале от свойств перерабатываемого материала и производительности экструзии.

3.5.3 Исследование гидродинамики перерабатываемого материала в каналах рассчитанной оптимальной конфигурации.

3.6. Оценка сходимости теоретических и экспериментальных данных.

3.7 Результаты и выводы по главе.

В последнее время одним из основных направлений развития промышленности переработки полимеров является усовершенствование существующих процессов с целью оптимизации условий производства новых видов изделий при использовании новых типов материалов. Наиболее современным и высокотехнологичным способом переработки полимеров является процесс экструзии. Без постоянного совершенствования экструзионного оборудования, а также изучения технологии экструзии невозможно решение важнейших научно-технических задач в области производства изделий из полимерных материалов [1, 2]. Значительное место в полимерной промышленности занимает производство шин и резинотехнических изделий, при этом особое внимание уделяется качеству подобных изделий, получаемых экструзией [3,

4].

В настоящее время при экструзии различных заготовок (например, деталей автомобильных шин) наблюдаются многочисленные дефекты. Среди таких дефектов можно выделить: наплыв по стыкам протектора, наплыв кромки боковины, гребень по протектору, наплыв резины по боковине, тонкая боковина и т.п. вплоть до разрывов заготовки. При экструзии других элементов шины, например треугольной минибоковины, возникают сложности с достижением заданной формы изделия. Несоответствие какого-либо участка шприцуемой заготовки заданному калибру ведет к повышенному теплообразованию на данном участке покрышки, а затем и к снижению ресурса ходимости. А в мультиплексных экструзионных системах, где протектор составляется из разных деталей, эта проблема еще более обостряется. Отклонение от заданных параметров одного из элементов ведет к образованию воздушных включений в протекторе и, как следствие, к браку всей составной заготовки.

В основном вышеуказанные дефекты вызваны явлениями, происходящими в материале в процессе его течения в оформляющих каналах экструзионной головки. Конфигурация канала влияет на развивающиеся в материале напряжения, на образование застойных зон, на равномерность течения полимера в канале и т.д.

Несмотря на достаточно большое количество работ, посвященных переработке полимерных материалов экструзией, разработка конструкций профилирующего инструмента, выбор оптимальных параметров его работы в большинстве случаев основывается на практических рекомендациях, а процесс ведется при эмпирическом подборе технологических параметров. Отсутствуют необходимые способы учета технологических и реологических свойств резиновых смесей.

Таким образом, все вышесказанное обуславливает задачу совершенствования профилирующего оборудования с целью достижения требуемого качества экструдируемых заготовок. Для решения такой задачи необходимо математическое моделирование течения потока полимера в канале со сложной изменяющейся по всем трем направлениям формой, что в свою очередь позволит выявить взаимосвязь между гидродинамическими параметрами и геометрией формующего инструмента и на этой основе разработать научно-обоснованный метод расчета оптимальной формы внутренней поверхности профилирующего канала головки. Этому и посвящена данная работа.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1) На основании анализа литературных источников и производственных данных обоснована актуальность создания метода расчета и проектирования оптимальной формы внутренней поверхности экструзионных головок, сформулированы соответствующие задачи исследований.

2) Разработаны математическая модель трехмерного течения аномально -вязкой жидкости в профилирующем канале с переменным сечением, имеющим сложную конфигурацию и метод решения полученной модели на основе МКЭ, позволившие решить задачу по определению гидродинамических параметров течения материала в канале.

3) Проведены численные исследования течения аномально-вязкой жидкости в каналах сложной геометрии. В результате проведенных расчетов установлено, что характер распределения скорости в выходном сечении главным образом определяется геометрией внутренней поверхности канала и расходом протекающего через него материала.

4) Предложен метод определения оптимальной формы внутренней поверхности профилирующего канала. С этой целью разработаны математическое описание геометрии формы экструзионного канала, используемое при определении управляющих параметров в процессе оптимизации, и целевая функция, характеризующая равномерность потока материала на выходе из канала.

5) Создана методика и осуществлены экспериментальные исследования зависимостей распределения скорости течения резиновых смесей на выходе и давления от технологических параметров экструзии через профилирующий канал. Проведены эксперименты, подтвердившие достижение равномерной эпюры скоростей в выходном сечении канала рассчитанной оптимальной формы. Оценка сходимости результатов теоретических расчетов с экспериментальными данными показала их удовлетворительное совпадение (при доверительной вероятности 0.95 расхождение не превышает для скорости - 12%, для давлений -15%).

6) Предложены практические рекомендации по проектированию экструзи-онных каналов триплексной головки, позволяющие определить оптимальные размеры вкладышей, используемых для создания в каналах равномерного потока материала на выходе. Предложен способ и рассчитан регулировочный график для корректировки положения вкладыша - сопротивления в канале при флуктуациях свойств материала и условий экструзии. Разработан метод расчета оптимальных размеров конструкции и режима работы валковой головки экструдера.

7) На основании результатов теоретических и экспериментальных исследований создана инженерная методика расчета и проектирования головок, позволяющая определить рациональные конструктивные, режимные и энерго-силовые параметры их работы.

ПРАКТИЧЕСКИЕ РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ, ОПТИМИЗАЦИИ И ПРОЕКТИРОВАНИЮ ЭКСТРУЗИОННЫХ ГОЛОВОК

Математическая модель и метод расчета гидродинамических параметров процесса течения аномально-вязкой жидкости в канале сложной геометрической формы, а также алгоритм расчета оптимальной конфигурации экструзи-онного канала позволяют перейти к созданию инженерного метода расчета оптимальных параметров процесса и рациональных размеров оборудования для получения экструдируемых заготовок.

4.1 Оптимизация формы профилирующих каналов триплексной головки

В настоящее время протектор все чаще представляет собой заготовку, состоящую из нескольких деталей разных рецептур. Для производства таких изделий в шинной промышленности используются комбинированные профильные головки для экструзии элементов протектора, состоящих из различных резиновых смесей [28]. Примером протектора, выпускаемого на триплексной установке, является протектор автомобильной покрышки 11R22.5 Я-467 "Sprut". Заготовка состоит из трех различных элементов: беговой дорожки, подложки и двух минибоковин. При экструзии всех трех элементов протектора необходимо обеспечить равномерную эпюру скоростей на выходе из каналов для получения качественных заготовок элементов, а в результате и всего протектора. Рассмотрим методику получения оптимальной формы канала каждого элемента.

Форма подложки протектора соответствует листовой прямоугольной форме. Следовательно, при нахождении оптимальной конфигурации внутренней поверхности канала для экструзии подложки можно было бы использовать методику, полученную во второй главе. Но в канале триплексной головки ввиду сложности агрегатирования трех экструдеров более эффектовной является конструкция канала с вкладышем-сопротивлением, изображенная на рисунке 4.1. С помощью подобного вкладыша, имеющего форму поперечного сечения в виде трапеции, создается равенство гидравлических сопротивлений в профилирующем канале.

Рисунок 4.1 - Схема канала равного гидравлического сопротивления для экструзии подложки

Размеры трапеции, представляющей собой поперечное сечение вкладыша - высота Н и ширина L - используются в качестве управляющих параметров в процессе оптимизации. Ограничения на управляющие параметры подобны применявшимся во второй главе (2.2) - (2.3), в частности размеры вкладыша, не должны превышать пределы, определяемые внутренними стенками канала. В качестве целевой функции, обеспечивающей равномерную эпюру скоростей, используем указанную во второй главе суммарную разность скоростей (2.4) (см. п. 2.1). Аналогично процессу оптимизации, приведенному во второй главе, производился расчет оптимальных управляющих параметров. В результате для материала с заданными реологическими свойствами (|ii=0.045, п=0.33) получены оптимальные значения размеров вкладыша (Н=0.025; L=0.06), обеспечивающие равномерный фронт скоростей в выходном сечении профилирующего канала.

Достижение равномерного распределения скоростей при экструзии треугольной минибоковины является более сложной задачей. Данный профиль имеет два острых угла, гидравлическое сопротивление движению смеси при подходе к которым значительно превышает гидравлическое сопротивление в центре канала. Проведенный гидродинамический расчет в канале существующего экструзионного инструмента показал, что (см. рисунок 4.2) наибольшие значения скорости наблюдаются в точке, близкой к точке пересечения медиан и почти нулевые значения в острых углах треугольника.

Рисунок 4.2 - Распределение скорости материала в выходном сечении исходного канала для экструзии минибоковины

С целью обеспечения более равномерного течения материала при переходе от прямоугольного к треугольной форме канала и оптимального распределения скоростей резиновой смеси на выходе из канала предлагается создать треугольник в выходном сечении канала с помощью двух пирамид LBMN и FMGA (рисунок 4.3). Из рисунка 4.2 видно, что необходимо создать гидравлическое сопротивление течению смеси в центре у длинной стороны треугольника, для того чтобы выровнять скорости в острых углах и в центре треугольника. С этой целью прелагается расположить на пирамиде, образующей длинную сторону треугольника, дополнительную пирамиду CDEB. Таким образом, выходной участок канала образуют три пирамиды, варьируя размерами которых можно получить на выходе максимально равномерный поток материала.

Рисунок 4.3 - Схема канала для экструзии минибоковины с дополнительным гидравлическим сопротивлением (а) и поперечное сечение канала

Изменение положения точек А и В влияет на интенсивность течения резиновой смеси вблизи боковых стенок треугольника. Расположение точек С, D и Е определяет гидравлическое сопротивление течению материала в центре канала. Более наглядно это представлено на рисунке 4.36, где показано поперечное сечение канала через точку С. Канал имеет расширения вблизи острых углов треугольника, причем наибольшее у самого острого угла, и сужение в центре.

В качестве управляющих параметров для задачи определения оптимального профиля используются координаты этих пяти точек: ха, уа, za, хь, уь, zb, хс, Ус, Zo х<ь yd? zd> хе, Уе> ze. Ограничения, задающие возможный диапазон их изменения, аналогичны применявшимся ранее, и состоят в том, что размеры пирамид должны находиться в пределах, не позволяющих выходить им за стенки канала и соприкасаться друг с другом. Целевой функцией будет также N а) б) через вершину С суммарная разность скоростей (2.4). Вычисляться целевая функция будет в точках выходного сечения, расположенных на линии MON, образованной отрезками, соединяющими острые углы треугольника и точку пересечения медиан (рисунок 4.4).

Рисунок 4.4 - Распределение скорости в выходном треугольном сечении канала при оптимальном значении управляющих параметров

Далее, на основе математической модели процесса течения резиновой смеси и формулировки однокритериальной задачи оптимизации произведем расчет оптимальных параметров профилирующего канала. На рисунке 4.4 показано распределение скорости в выходном треугольном сечении (координаты вершин: N(0,0,160), G(-13,0,160), М(-32,23,160)) после проведения оптимизации. График построен при оптимальных значениях координат вершин С(-14,6Д53), А(-38,0,139), В(4,23,145), D(-6.5,4.8,160), Е(-25.7,18.4,160). Координаты точки С по х и у близки к координатам точки пересечения медиан О, а по z координата точки С меньше координаты выходного сечения примерно на LB/2. Очевидно, что после проведения оптимизации удалось добиться существенно более равномерной эпюры скоростей, что позволяет повысить качество выпускаемых изделий.

При определении рациональной конфигурации экструзионного канала беговой дорожки используем методику создания гидравлических сопротивлений, выравнивающих фронт скоростей, применявшихся как в канале подложки, так и в канале минибоковины. Для выравнивания скорости по ширине выходного сечения применим гидравлическое сопротивление в виде вкладыша с поперечными сечениями в виде трапеций (рисунок 4.5а). У

-----------У--Ч а) (б)

Рисунок 4.5 - Схема экструзионного канала для получения заготовки беговой дорожки (а) и поперечное сечение канала вершину F (б)

Однако только одного этого вкладыша недостаточно для достижения равномерной эпюры. При оптимизации с помощью такого вкладыша получаем значительное падение скорости в острых углах выходного сечения канала, подобное наблюдавшемуся на выходе канала для минибоковины (см. рисунок 4.2). Чтобы исключить данное явление разместим вблизи выходной щели дополнительные гидравлические сопротивления в виде симметрично расположенных пирамид (см. рисунок 4.5). Варьируя высотой пирамид F, можно достичь максимально равномерной эпюры скоростей в выходном сечении. Для того чтобы определить месторасположение пирамид увеличим уже рассчитанную оптимальную высоту вкладыша, получим пережатый канал с двумя максимумами в эпюре скоростей, находящимися вблизи боковых стенок канала. Координата х этих точек максимума и будет соответствующей координатой вершины пирамиды. Основываясь на расчете параметров пирамид для треугольного канала, расположим пирамиду по координате z примерно на расстоянии Не от выходной щели. Снова воспользуемся уже применявшимся алгоритмом оптимизации, вычисляя при этом целевую функцию по линии MOMiO), проходящей через вершины острых углов треугольника и точки, расположенные на биссектрисах острых углов, с ординатой Не/2. В качестве управляющих параметров служат размеры Н и L вкладыша и координата ур вершины пирамиды. В результате для канала с размерами выходного отверстия 240x20 при использовании материала с заданными реологическими свойствами (jii=0.045, п=0.33) получаем оптимальные значения размеров вкладыша (Н=34 мм и L=130 мм) и координаты вершины F ^=18).

Здесь необходимо отметить, что для получения качественной заготовки на триплексной установке необходимо равенство скоростей на выходе из всех трех каналов (подложки, минибоковин, беговой дорожки):

Vn. = VM. = Уб.д. (4.1)

Для достижения равенства необходимо поддерживать на определенном уровне расход материала в каждом канале путем регулирования частоты вращения червяка экструдера. Заданный уровень расхода вычисляется следующим способом. По производительности экструдера, выпускающего беговую дорожку, определяем скорость выхода материала из этого канала триплексной головки. Далее, учитывая условие (4.1), вычисляем расходы резиновой смеси в каналах минибоковины и подложки. В результате получаем значения производительностей во всех трех каналах, обеспечивающих равенство скоростей, и, как следствие, отсутствие таких дефектов заготовок как воздушные включения в протекторе или гребень по протектору.

4.2 Регулирование гидравлического сопротивления канала при флуктуациях свойств материала и условий экструзии

Рассчитанные оптимальные каналы триплексной установки являются одноцелевыми, т. е. предназначены только для переработки одного определенного материала, так как при изменении рецептуры материала изменяются и реологические свойства полимера, и параметры производственного процесса. В современном производстве в силу значительного разнообразия типов изделий выпускаемых на одном оборудовании происходи постоянное изменение рецептуры полимеров или резиновых смесей. Отсюда возникает актуальность разработки профилирующего инструмента с возможностью регулирования для переработки различных полимерных материалов в различных производственных условиях. В качестве канала равного гидравлического сопротивления снова используем конструкцию с дополнительным вкладышем -сопротивлением в центре (рисунок 4.6).

При расчете оптимальных (при данных условиях) высоты и ширины вкладыша применим вышеуказанный алгоритм. В результате для материала с заданными реологическими коэффициентами пир.] получен оптимальный профиль вкладыша сопротивления при заданной производительности экструзии Q через плоскощелевой канал экструзионной головки для получения листовой заготовки. Таким образом, в данном канале размеры этого вкладыша таковы, что могут обеспечить равномерный поток материала в выходном сечении с определенными реологическими свойствами и при определенной производительности экструзии. При переходе к иной марке перерабатываемого материала или при перемене производственных условий в канале, естественно, меняется гидродинамическая картина в области течения полимера. Как показали расчеты, проведенные в главе 2, наименьшее влияние на рас

Рисунок 4.6 - Схема экструзионного плоскощелевого канала с вкладышем пределение скорости оказывает значение фактора консистентности. Однако даже при его изменениях эпюра скоростей на выходе отклоняется от оптимальной. При уменьшении вязкости возрастает скорость потока материала, и распределение скорости на выходе приближается к параболическому. Причиной этого является то, что тормозящее влияние боковых стенок профилирующего канала усиливается по мере повышения расхода, приводя к неравномерности эпюры выходных скоростей. Если происходит изменение рецептуры смеси, увеличивающее ее вязкость, то, наоборот, наблюдается падение скорости в центре канала. Для компенсации возникающей неравномерности течения можно использовать перемещение вкладыша в продольном направлении (рисунок 4.7) обеспечивающее регулирование гидравлического сопротивления канала при изменении условий процесса.

1 - корпус экструзионной головки; 2 - регулируемый вкладыш Рисунок 4.7 - Схема продольного сечения канала с регулируемым гидравлическим сопротивлением

При передвижении вкладыша ближе к выходной щели площадь центральной части поперечного сечения уменьшается значительно интенсивнее, чем площадь боковых частей сечения. Это вызывает торможение потока в центре канала и соответствующее изменение эпюры выходных скоростей. Зависимость величины передвижения вкладыша из предыдущего оптимального значения в новое при флуктуации свойств материала и условий экструзии иллюстрирует рисунок 4.8. Значения вычислялись по вышеуказанной методике, а в качестве управляющего параметра использовалось значение координаты z центра вкладыша. Индекс течения п не столь значительно влияет на величину расхода материала как фактор консистентности, но гораздо сильнее изменяет распределение выходных скоростей. Поэтому при аналогичных jlx I (в процентном отношении) изменениях индекса, передвижение вкладыша для выравнивания потока существеннее. Эта зависимость показана на рисунке 4.8, на котором кривая регулирования по \Х\ является более пологой, чем кривая зависимости от п. При увеличении расхода Q, в отличие от реологических параметров, необходимо использовать смещение вкладыша к выходному сечению.

1 - от индекса течения п; 2 - от фактора консистентности 3 - от производительности экструзии Q Рисунок 4.8 - Зависимость величины передвижения вкладыша от изменения реологических констант и производительности экструзии

Все три зависимости несимметричны относительно оси ординат, поскольку при передвижении вкладыша к выходному отверстию соотношение площадей центральной и боковой частей поперечного сечения канала изменяется менее интенсивно, чем при движении к входному отверстию. Проведенные расчеты показали, что данным способом можно обеспечить достаточную равномерность эпюры скоростей при флуктуациях индекса течения -20%, фактора консистентности - 30%, расхода материала - 25%.

Таким образом, предложен способ регулирования, обеспечивающий оптимальные режимы экструзии, при флуктуациях свойств материала и производительности экструзии. По представленным расчетным зависимостям можно производить достаточно точное регулирование гидродинамических параметров в ходе технологического процесса по заранее рассчитанным таблицам или графикам в зависимости от свойств материала и производительности. Благодаря этому, обеспечивается оперативность перенастройки оборудования и повышается качество выпускаемых заготовок вследствие использования оптимальных параметров процесса и оборудования [37].

4.3 Особенности расчета процесса профилирования в валковых головках к экструдерам

Как отмечалось в первой главе, в последнее время все в большем масштабе используются устройства, реализующие комбинированный метод профилирования, сочетающий в себе процессы экструзии и каландрования, называемые валковыми головками. Одним из основных узлов валковой головки и наиболее сложным для проектирования является узел предварительного профилирования (мундштук). Именно в нем материал подвергается при его формовании основной деформации, поэтому именно здесь в большей степени определяется уровень качества производимых изделий, а также энергосиловой режим работы экструдера и прочностные параметры элементов конструкции головки. В этой связи необходимость определения рациональных параметров профилирующего канала мундштука валковой головки очевидна. Основные требования к форме канала мундштука валковой головки аналогичны каналу обычной экструзионной головки. Конфигурация мундштука должна обеспечивать течение материала с отсутствием вторичных потоков, застойных зон и как можно более равномерной эпюрой скорости на выходе из канала [34]. Как известно, валковые головки наиболее рационально использовать при экструзии плоских, с большим отношением L/h профилей, содержащие тонкостенные фигурные элементы. Рассмотрим одновалковую головку для выпуска листового профиля с прямоугольными элементами, расположенными вблизи краев профиля. Для выравнивания потока материала по ширине выходного сечения применяется сопротивление-вкладыш, в котором выполнены проточки соответствующей формы для формирования этих прямоугольных элементов. При вычислении оптимальных размеров вкладыша профилирующий канал рассматривается при стационарном положении валка, т.е. поверхность валка считается неподвижной стенкой канала (рисунок 4.9).

Рисунок 4.9 - Схема области формования одновалковой головки

По вышерассмотренной методике вычисляем оптимальные размеры вкладыша (высоту и ширину) и получаем распределение скоростей в канале, вызванное давлением, нагнетаемым вращающимся червяком (рисунок 4.10).

Рисунок 4.10 - Схема распределения скоростей в продольно сечении канала одновалковой головки при неподвижном валке

Далее, рассматриваем поверхность валка как вращающуюся. При этом используем новые граничные условия, заключающиеся в том, что в узлах, расположенных на валке существуют две компоненты скорости (Vz и Vy). Причем, значение линейной скорости в верхней точке валка возьмем из предыдущего расчета (скорость в центре выходного сечения при остановленном валке). Результаты расчета показывают, что в данном случае на выходе распределение скорости носит неравномерный характер с экстремумом в центре выходной щели. Подобная неравномерность скорости может вызвать многочисленные дефекты формы экструдируемой заготовки. Для того чтобы избежать этого, проводился процесс оптимизации, в котором в качестве управляющего параметра применялась угловая скорость вращения валка, а в качестве критерия оптимальности выражение (2.4):

F(©) min, (4.2)

В результате решения задачи методом квадратичной интерполяции получено значение угловой скорости, при котором эпюра на выходе близка к равномерной (рисунок 4.11), что соответствует рациональному режиму переработки резиновой смеси на валковом оборудовании.

Рисунок 4.11 - Схема распределения скоростей в продольных сечениях канала одновалковой головки при оптимальном значении угловой скорости валка

В двухвалковой головке для выпуска листовых изделий содержащих различные фигурные элементы один из валков, как правило, выполняется с гладкой поверхностью, а другой - с профилирующей частью, соответствующей профилю получаемого изделия. Это позволяет при экструзии подобных профильных изделий получать лучшее качество поверхности в сравнении с одновалковыми головками. При проектировании таких головок аналогично сначала рассматриваем область течения материала как канал с неподвижными стенками (рисунок 4.12).

Рисунок 4.12 - Схема области формования двухвалковой головки

Для выравнивания гидравлических сопротивлений используем два одинаковых вкладыша, расположенных симметрично относительно плоскости XOZ. Подобно одновалковой головке проводим оптимизации размеров вкладышей и значения угловой скорости вращения валка. Рисунок 4.13а иллюстрирует рассчитанную эпюру скоростей после проведения оптимизации. В точке входа валка в мундштук эпюра подобна вогнутой параболе и постепенно выравнивается, приближаясь к выходу. Распределение давления при вращающихся валках имеет явно более нелинейный характер в сравнении со случаем неподвижных валков (рисунок 4.136), причем наблюдается явный экстремум вблизи сечения минимального зазора. Это необходимо учитывать при расчете конструкций валкового оборудования, поскольку распорное уси

Ill лие, действующее на валок, определяется по значениям давления на поверхности валка. а) б)

1 - при вращающемся валке; 2 - при неподвижном валке Рисунок 4.13 - Схема распределения скоростей (а) и давления (б) в продольном сечении канала двухвалковой головки

Таким образом, получена возможность расчета каналов содержащих подвижную стенку, т.е. с переменными граничными условиями на стенках канала. Рассчитанные распределения скоростей в валковых головках согласуются с гидродинамической теорией каландрования [40].

При использовании двухвалковой головки невозможно получить плоские изделия со сложным фасонным профилем (например, Т-образные), поскольку вращающийся верхний валок не допускает получение непрерывной экструдируемой заготовки сложного профиля. Для решения указанной задачи предлагается устройство для формования длинномерных изделий фасонного профиля (рисунок 4.14).

Рисунок 4.14 - Устройство для формования длинномерных изделий фасонного профиля

Устройство содержит экструзионную головку 1, нижний вращающийся валок 2, верхний профилирующий вращающийся валок 3 и две профилеобра-зующие ленты 4. Ленты натянуты верхним валком 3 и дополнительным вращающимся валком 5. В обоих валках 3 и 5 сделаны проточки для профилеоб-разующих лент 4 таким образом, что ленты на валке 3 расположены вплотную друг к другу, а на валке 5 между лентами существуют определенное расстояние. Получаемый экструдируемый профиль 6 отбирается с помощью вращающегося принимающего валка 7. Верхняя половина экструзионной головки 1 содержит вставку 8 с направляющим выступом, прижимающую ленты 4 к поверхности валка 3. Экструзионная головка 1 в области сопряжения поверхностей щелевой части и валковой имеет проточки, соответствующие радиусу валков 2 и 3. Поток полимера проходит через экструзионную головку 1 и захватывается вращающимися валками 2 и 3 и лентами 4, а затем, продавливаемый через зазор, оформляется нижним с цилиндрической поверхностью валком 2 и профилеобразующими лентами 4. Ленты, выполненные из упругого материала, сходясь на валке 3, образуют верхнюю фасонную часть профиля 9 (рисунок 4.15), а гладкая поверхность валка 3 формирует основание 10 прямоугольного сечения. Затем ленты 4 плавно разводятся валком 5, освобождая готовый профиль сложной конфигурации. При этом линейная скорость движения лент 4 и валка 3 в момент выхода экструдируемого материала из мундштука одинакова.

Таким образом, устройство позволяет получать длинномерные изделия фасонного профиля на валковом оборудовании. Кроме того, имея в распоряжении набор лент различной конфигурации, можно создать ассортимент профилей, получаемых без замены головки и валков.

4.4 Методика расчета оптимальной формы профилирующих каналов экструзионных головок

Во второй главе и предыдущих параграфах настоящей главы уже были рассмотрены методики вычисления оптимальных размеров различных профилирующих каналов. Здесь будет сформулирован общий подход к решению

А-А

Рисунок 4.15 - Заготовка сложного фасонного профиля задачи. На основе обобщения вышеизложенных материалов предлагается следующая методика определения основных геометрических параметров головки в зависимости от вида экструдируемого изделия, заданной производительности и типа перерабатываемого материала.

1. По требованиям технологического регламента задаются производительность экструзии и реологические параметры используемого материала. Определяются первоначальные геометрические размеры профилирующего канала экструзионной головки. Основными требованиями к форме канала являются - обеспечение плавного перехода от цилиндра машины к оформляющему каналу заданного профиля и отсутствие мертвых зон;

2. Область формования, спроектированная на предыдущем этапе, разбивается на конечные элементы с учетом изменения конфигурации геометрии канала с помощью используемого для расчета программного пакета;

3. Задаются граничные условия: как правило, равенство нулю значений составляющих скорости в узлах, расположенных на стенках канала, либо определенные значения составляющих скорости в узлах расположенных на поверхности вращающихся валков.

4. Согласно методике, показанной во второй главе, проводится расчет гидродинамических параметров процесса экструзии в данной области. Определяется рабочая характеристика головки и рабочая точка процесса.

5. Проводится расчет оптимальных параметров в соответствии со схемой, предложенной во второй главе, для которого в качестве критерия оптимальности используется суммарная разность скоростей (уравнение 2.4), а в качестве управляющих параметров размеры вкладыша (или вкладышей).

6. Производится прочностной расчет. Как правило, основным параметром использующимся для расчета является распорное усилие в канале, определяемое путем численного интегрирования по площади поверхности распределения давления в канале.

4.5 Результаты и выводы по главе

1) Разработан метод расчета оптимальных параметров оборудования для получения длинномерных резинотехнических изделий на экструзионном оборудовании с применением триплексной головки, позволяющий определить следующие оптимальные размеры дополнительных сопротивлений в каналах для экструзии подложки протектора, минибоковины и беговой дорожки.

2) Предложен способ и рассчитан регулировочный график для корректировки положения вкладыша-сопротивления при флуктуациях свойств материала и условий экструзии.

3) Разработан метод расчета оптимальных размеров конструкции и режима работы валковой головки экструдера.

4) Разработана конструкция устройства для выпуска длинномерных изделий фасонного профиля.

5) Разработана методика проектирования и расчета экструзионных головок.

1. Вострокнутов В.Г., Новиков М.И., Новиков Б.И., Прозоровская Н.В. Переработка каучуков и резиновых смесей. - М.: Химия, 1980. - 279 с.

2. Губер Ф.Е., Тамаркин Б.Ф., Говша А.Г. Проблемы оптимизации процесса шприцевания в промышленности РТИ. М.: ЦИНТИ химнефтемаш, 1981. -76 с.

3. Бекин Н.Г., Шанин Н.П. Оборудование заводов резиновой промышленности. Л.: Химия, 1978. - 400 с.

4. Скачков А.С. Левин С.Ю. Оборудование предприятий резиновой промышленности. М.: Высшая школа, 1968. - 347с.

5. Любартович С. А. Изготовление резиновых профилей. Л.: Химия, 1987. -111 с.

6. Прогрессивное экструзионное оборудование. Progresivni vytlacovaci tech-nika // Plasty a kauc. 1999. - № 4. - c. 124.

7. Dofosse Matthew Т., Colvin Robert. Improvements are subtle but solid in pipe and profile extrusion units // Mod. Plast. Int. 1998. - 28, N 12. - c. 71.

8. Барсков Д.М. Машины и аппараты резинового производства. М.: Химия, 1979.-288 с.

9. Granulierung mit Extruder // Chem.-Ing.-Techn. 2000. - № 1-2. - с. 55.

10. Лукач Ю.Е. Некоторые тенденции развития экструзионного оборудования для переработки полимеров // Процессы и аппараты производства полимерных материалов, методы и оборудование для переработки их в изделия: Тез. докл. Москва, 1986. - С.63-64.

11. Grefenstein A. Reaktive Extrusion und Aufbereitung. Mtinchen: Hanser, 1996.

12. Попов A.B., Соломатин A.B. Непрерывные процессы производства неформовых резиновых изделий.- М.: Химия, 1977. 142с.

13. Говша А.Г., Бастрыкин В.В., Остроумов А.В. Состояние, перспективы применения и развития одночервячных резино-перерабатываощих машин. М: ЦИНТИ химнефтемаш. 1986. - 42с.

14. ГОСТ 11441-76. Машины одночервячные для переработки резиновых смесей. Технические условия.

15. Рагулин В.В. Технология шинного производства. М.: Химия, 1975. -352с.

16. Шварц А.И. Интенсификация производства резино-технических изделий. -М.: Химия, 1989.-205 с.

17. Xanthos М. Reactive extrusion. Miinchen: Hanser, 1992.

18. Oswald Т. Polymer Processing Fundamentals. Miinchen: Hanser, 1998. - 230 s.

19. Скульский О.И. Разработка методов расчета одно- и двухчервячных машин для полимеров и дисперсных систем с учетом гидромеханическж, тепловых и ориентационных явлений: Дис. . д-ра техн. наук. Пермь, 1991.-307 с.

20. Rauwendaal С. Polymer extrusion. Miinchen: Hanser, 1994. - 568 s.

21. Planetwalzen-Extruder // GAK: Gummi, Fasern, Kunstst. 1999. - № 3. - C. 194-202.

22. Klein R., Tadmor Z., U.S. Patent 3,924,842.

23. Parallel und gegenlaufig // Kunststoffe. 1998. - № 9. - c. 1460.

24. Rauwendaal C. // SPE ANTEC, New York. 1980. - с. 110 -113.

25. Harms E. G. // Kunststoffe. 1979. - № 1. - c. 32-33.

26. Пат. 19517247 Германия, МПК 6 В 29 С 45/20. Spritzkopf fur eine Extrusionsanlage der Kautschuk oder Kunststoff verarbeitenden Industrie / Gohlisch H., Ruger W., Becker К. Опубл. 21.11.96.

27. Любашевская В.Г., Гришин Б.С. Опыт эксплуатации и перспективы применения червячных машин холодного питания в шинном производстве. -М.: ЦНИИТЭ нефтехим, 1988. 56с.

28. Сох P. Tube coextrusion heads and products // Book of the Inst, of Materials. -1999.-S. 188-196.

29. Пат. 5468442 США, МПК 6 В 29 С 47/90. Apparatus and process for gauging and controlling extruded profiled elements / Brambilla R. Опубл. 21.11.95.

30. Green W., Luscalu R. Automatic controlling of extrusion process using modem mechanical and electronic tooling // European Rubber Journal and RAPRA Technology Ltd. 1992. - S. 1-29.

31. Marschall U., Reyer К. H. Extruderregelung automatisiert: Kompakte Module und offene Systeme // Kunststoffe. 1998. - № 2. - C. 167-170.

32. Пат. 3871810 США, МКИ B29 F 3/012. Extruder and roller-die combination / Geyer F.

33. Пат. 4304539 США, МКИ B29 F 3/012. Extruder with roller die / Haglwara K., Nahagawa K.

34. Лаврентьев Ю.Б. Интенсификация экструзии резиновых смесей с применением валковых головок и метод расчета оборудования: Дис. . канд. техн. наук. Ярославль, 1996. - 149 е.

35. А.С. 619088 СССР, МКИ В29 D 7/02. Устройство для изготовления листов из полимерных материалов / Зейде А.

36. Пат. 4372736 США, МКИ В29 Н 5/2. Adjustable roller head extrusion die / Gooch K.J., Scharer H.R., Winter W.

37. Пат. 5855830 США, МПК 6 В 29 С 47/32. Controlling device and method for extruder / Abe Masahiko. Опубл. 5.1.99.

38. A.K. Фадеев Шприцевание резиновых заготовок. М.: Госхимиздат, 1960. -108 с.

39. Басов Н.И., Казанков Ю.В., Любартович В.А. Расчет и конструирование оборудования для производства и перереботки полимеров. М.: Химия, 1986.-488 с.

40. Торнер Р.Б. Теоретические основы переработки полимеров. М.: Химия, 1977.-464с.

41. Каплун Я.Б., Ким B.C. Формующее оборудование экструдеров. М.: Машиностроение, 1969. - 159 с.

42. Koopmans R. J., Molenaar J. The "Sharkskin effect" in polymer extrusion // Polym. Eng. and Sci. 1998. - № 1. - C. 101-107.

43. Хан Ч.Д. Реология в процессах переработки полимеров. М.: .Химия, 1979.-366 с.

44. Wortberg S. Neue Wendelverteiler-Werkzeuge // Kunststoffe. 1998. - №2. -С. 175-180.

45. Mackley M.R., Rutgers R.P.G. Predicting extrusion surface instabilities for linear low density polyethylene // J. The World of Polyflow. 2000. - №6. - c. 2-3.

46. Leblanc J. L. Факторы, влияющие на разбухание экструдата и плавление резиновой смеси // Rubber Chemistry and Technology. v.54. - p.905-928.

47. Глухов E.E. Полякова Г.А. О расчете экструзионных головок // Пластмассы. 1963. - №4. - с. 50-55.

48. Поздеев А.А., Шакиров Н.В. Послефильерное разбухание струи // 4 Межд. симп. по хим. волокнам: Препринт докл. ТЗ. Калинин, 1986. - с. 28-33.

49. Кошкина Т.Е., Половина И. П., Славнов Е.Б., Шахов С. В. Применение методов математического планирования к оптимизации процессов экструзии со смазкой // Моделирование процессов переработки полимеров. -Свердловск, 1988. с.77-81.

50. Кряжевских О.Е., Половина, И.П., Славнов Е.В. Течение нелинейно-вязкой жидкости в сложном кольцевом канале со смазкой, подаваемой через пористые стенки // Реологическое поведение деформируемых сплошных сред. Свердловск, 1990. - с.41-48.

51. Володин В.П., Афанасьев Н.Б. Разбухание экструдата на выходе из прямоугольных и кольцевых каналов // Пластические массы. 1985. - Вып 11. - С.39-41.

52. Пат. 5567369 США, МПК6 В 29 С 47/92. Method for die lip temperature adjustment in a thermoplastic extruder / Beckwith R. W. Опубл. 22.10.96. CI.

53. PVC pipe die head // Mod. Plast. Int. 1998. - № 8. - С. 111-112.

54. Дворниченко В.Б. Конвективный теплообмен при вынужденном ламинарном течении неньютоновской жидкости в зазоре между вращающимся и неподвижным дисками. // Всес. Научно-техн. конф.

55. Conley B. New advances in die design improve extrusions, save time and compound // Rubber World. 1999. - 219, N 6. - C. 19-20.

56. Пат. 2134640 Россия, МПК 6 В 29 С 47/20. Экструзионная головка для изготовления полимерных оболочек обрамления труб / Панов А. К., Мехлис А. Н., Бикбулатов И. X., Шулаев Н. С. Опубл. 20.8.99.

57. Мак-Келви Д.М. Переработка полимеров. М.: Химия. 1965. - 442 с.

58. Тадмор 3., Гогос К. Теоретические основы переработки полимеров. М.: Химия, 1984. - 632 с.

59. Виноградов Г. В., Малкин А. Я. Реология полимеров. М.: Химия, 1977. -440 с.

60. Виноградов Г. В., Малкин А. Я. // Высокомолекулярные соединения. -1972. т. 14. - № 1. - с. 2425 - 2442.

61. Фридман М.Л. Регулирование реологических свойств термопластов и композиций на их основе с целью интенсификации процессов формования:

62. Дисс. . докт. тех. наук. М.: ИНХС АН СССР, 1981. - 195 с.

63. Изотов М.О. Метод расчета двумерного течения аномально-вязкой жидкости между вращающимися цилиндрами и оптимизация процессов лис-тования и разогрева резиновых сме-сей: Дис. .канд. техн. наук. Ярославль, 1982,-278 с.

64. Немытков В.А. Машины и аппараты заводов резиновой промышленности. -Ярославль: ЯрПи, 1983. 84с.

65. Бернхардт Э. Переработка термопластичных полимеров. М.: Химия, 1965.-747 с.

66. Виноградов Г.В., Мамаков А.А., Тябин Н.В., Течение аномально-вязких тел в условиях сложного напряженного состояния // Изв. АН СССР. Механика и машиностроение. 1960. - № 2. - с. 65 - 74.

67. Воскресенский A.M. Теоретические основы переработки эластомеров. -Л.: ЛТИ, 1986.-87 с.

68. Л евина Г.В. Точное решение одной задачи течения вязкоупругой жидкости // Течение полимеров и наполненных систем. Свердловск, 1988, -С.38-41.

69. Панов А.К. Глущенко И.Ф. Течение аномально-вязкой жидкости в призматических каналах // Реология, процессы и аппараты химичекой технологии. Волгоград: ВПИ, 1981, с.13-17.71 .Pearson R. А. // Trans. Plast. Inst. 1964. - № 32. - с. 239-244.

70. Hanssen D.M. Optimization of the polymer melt thickness distribution on a cable of large diametr // Polymer Engineering and Science. 1991. - v.31, №16. p. 1165-1171.

71. Schafer M., Sieber R., Lauschke G., Schierholz W. F. Anwendung der CFD auf Wendel- und Dispersionsruhrwerke. Chem.-Ing.-Techn. 1998. - № 9. - C. 1137-1138.

72. Haberstroh E., Hoffmann K., Kropp D. Rechenmoglichkeiten bei der extrusion von elastomeren // Kautsch. und Gummi. Kunstst. 1997. - 50, № 4. - C. 304311.

73. Puissant S., Vergnes В., Agassant J. F. Two-dimensional multilayer coextrusion flow in a flat coat-hanger die. Experiments and theoretical validation // Polym. Eng. and Sci. 1996. - 36, №7. - C. 936-942.

74. Wendt, John F.; Anderson, J. D.; Degrez, G. and Dick, E. Computational fluid dynamics: An Introduction. Berlin: Springer-Verlag, 1996. - 298 p.

75. Kassera V. CFD als Werkzeug zur Bauteiloptimierung Zwei Fallstudien // Chem.-Ing.-Techn. - 1999. - 71, №9. - C. 1031-1034.

76. Muller G., Groth С. FEM fur Praktiker: die Methode der Finiten Elemente mit dem FE-Programm ANSYS: mit CD-ROM, Installationsanleitung und zahlreichen Beispielen. -Renmngen-Malmsheim: Expert-Verl, 1999. 709 S.

77. Ferziger J. Computational methods for fluid dynamics. Berlin: Springer-Verlag, 1997.-388 p.

78. Крайнев Б.К., Первадчук Б.П., Шакиров Н.Б. Расчет нестационарного движения упруговязкой жидкости в трубе // Моделирование процессов течения неклассических жидкостей. Свердловск, 1990. - С.29-33.

79. Filz P. F., Genoske Н. Virtuelle Prozess- und Produktentwicklung: Simulationen helfen Zeit und Kosten zu sparen // Kunststoffe. 1998. - 88, № 10.-C. 1804,1806,1809,1810.

80. Джеймсон Э., Мюллер T, Боллхауз У., Краус В., Шмидт В., Белоцерков-ский О. Численные методы в динамике жидкостей. М.: Мир. — 1981. — 408 с.

81. Canuto, С.; Hussaini, М. Y.; Quarteroni, A. and Zang, Т. A. Spectral Methods in Fluid Dynamics. Berlin: Springer-Verlag, 1988.

82. Бреббиа К., Теллес Ж., Вроубел JI. Методы граничных элементов. М. : Мир, 1987. - 524 с.

83. Глебов С. Ф., Макаров Д. В., Скибин А. П., Югов В. П. Применение совмещенной сетки для численного решения трехмерных задач гидродинамики и теплообмена методом контрольного объема // Инж.-физ. ж. 1998. -71,№4. -С. 744-748.

84. Митчелл Э., Уэйт Р. Метод конечных элементов для уравнений с частными производными. М.: Мир, 1981. - 216 с.

85. Стренг Г., Фикс Дж. Теория метода конечных элементов. -М.: Мир, 1977. -352 с.

86. Gerdes К., Schotzau D. Hp-finite element simulations for Stokes flow stable and stabilized // Finite Elem. Anal, and Des. - 1999. - 33, № 3. - C. 143-165.

87. Сегерлинд Jl. Применение метода конечных элементов. М.: Мир, 1979. -392с.

88. White F. Viscous Fluid Flow. McGraw Hill, 1991.

89. Smith I.M., Griffiths D.V. Programming the finite element method. -Chichester: John Wiley & Sons, 1998. 534 p.

90. Пасконов B.M., Полежаев В.И., Чудов Л.А. Численное моделирование процессов тепло- и массообмена. М.: Наука, 1984. - 288 с.

91. Schaefer К. Numeric in Maschinenbau. Berlin: Springer-Verlag, 1999. -2941. P

92. Betten J. Finite Elemente fur Ingenieure: Grundlagen, Matrixmethoden, elastisches Kontinuum. Berlin: Springer-Verlag, 1997. - 329 S.

93. Mehta U. B. Credible computational fluid dynamics simulations //ALAA Journal 1998. - 36, №5. - C. 665-667.

94. Fritscher Т., Zammert W. FEM-Praxis mit ANSYS. -Braunschweig/Wiesbaden: Vieweg, 1993. 255 S.

95. Реклейтис Г., Рейвиндран А., Рэгсдел К. Оптимизация в технике: В 2-х кн.-М.: Мир, 1986.

96. Бояринов А.И., Кафаров В.В. Методы оптимизации в химической технологии. М.: Химия, 1975. - 575 с.

97. Ногин В.Д. и др. Основы теории оптимизации. М.: Высшая школа, 1986.-386 с.

98. Леонов А.И., Басов Н.И., Казанков Ю.В. Основы переработки реакто-пластов и резин методом литья под давлением. М.: Химия, 1977. - 216 с.

99. Березин И.К., Голубицкий A.M., Пономарчук А.И. Численные методы для расчета течений высоковязких жидкостей со свободной поверхностью. Свердловск: УрО РАН, 1988. - 90 с.

100. Лойцянский Л.Г. Механика жидкости и газа. М.: Наука,1973. - 848 с.

101. Скульский О.И. Итерационная схема МКЭ для вязких несжимаемых жидкостей. Моделирование процессов при получении и переработке полимерных материалов: Сб. статей. Свердловск: УНЦ АН СССР, 1985. -с. 92-95.

102. Лесин В.В., Лисовец Ю.П. Основы методов оптимизации. М.: МАИ, 1995.-344 с.

103. Банди. Б. Методы оптимизации. Вводный курс. М.: Радио и связь, 1988. -128 с.

104. ГОСТ 8.207-76 Прямые измерения с многократными наблюдениями. Методы обработки результатов наблюдений.

105. Иванова В.М., Калинина В.Н., Нешумова Л.А., Решетникова И.О. Математическая статистика. М.: Высшая школа, 1981. - 368 с.