CC BY
18
ИРКУТСКИМ государственный университет путей сообщения
10. Вольмир А.С. Устойчивость деформируемых систем. - М.: Наука, 1967.
11. Каудерер Г. Нелинейная механика: Пер. с нем. - М.: ИЛ, 1961.
12. Migirenko G.S. et al., Nonlinear highly effective systems of vibration protection with mechanisms of "negative" stiffness: Proc. 2nd CISM-IFToMM Symposium. - Moscow, Russia, 1985. - P. 335341.
13.Алабужев П.М. и др. Виброзащитные системы с квазинулевой жесткостью. - Л: Машиностроение, 1986.
14. C.-M. Lee, V.N. Goverdovskiy, A.I. Temnikov, Design of springs with "negative" stiffness to improve vehicle driver vibration isolation. J. of Sound and Vibration 302 (2007) 865-874.
15.Пустовой Н.В., Темников А.И. Тензорные уравнения для расчета тонких оболочек. //Динамика и прочность авиационных конструкций: Сб. научн. тр. - Новосибирск: НГТУ, 1992. - С. 20-34.
16.Новожилов В.В. Линейная теория тонких оболочек. - СПб: Политехника, 1991.
17. Темников А.И. Расчет НДС геометрически нелинейных конструкций по МКЭ с использованием линейных конечных элементов: Тр. меж-дунар. конф. «Проблемы механики современных машин». - Улан-Удэ: РАН, 2000. - С. 6469.
18. Говердовский В.Н. и др. Устройство регулирования жесткости подвески компактного сиденья: Патент РФ 2216461, 2003.
19. Говердовский В.Н., Ли Ч.-М. Способ регулирования жесткости виброизолирующего устройства компактного сиденья для человека-оператора транспортно-технологической машины: Патент РФ 2214335, 2003.
20. Заводские летные испытания экспериментального образца виброзащитного сиденья пилота вертолета Ми-8 ^>17). - Новосибирск: НАРЗ, 1997.
УДК 678.05 Б.А. Сентяков,
д.т.н., профессор, Воткинский филиал ГОУ ВПО Ижевского Государственного технического университета, тел: 8(34145) 5-16-17. Е-mail: sentyakov@inbox.ru.
К.П. Широбоков,
к.т.н., доцент, Воткинский филиал ГОУ ВПО Ижевского Государственного технического университета, тел: 8(34145) 5-15-00. E-mail: vflab101@mail.ru.
В.М. Святский,
аспирант, Воткинский филиал ГОУ ВПО Ижевского Государственного технического университета, тел: 8-9058759300. E-mail: svlad-2000@rambler.ru
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ПЛАВИЛЬНОГО АГРЕГАТА ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ ВОЛОКНИСТЫХ МАТЕРИАЛОВ ИЗ РАСПЛАВА _ТЕРМОПЛАСТОВ_
B.A. Sentjakov, K.P. Shirobokov, V.M. Svjatsky
DEFINITION OF PRODUCTIVITY OF THE FURNACE AT MANUFACTURING OF FIBROUS MATERIALS FROM THE MELT OF THERMOPLAST^
Аннотация. Рассмотрен способ получения волокнистых материалов из расплава термопластов, представлена методика расчета производительности плавильного агрегата.
Ключевые слова: технология, установка, агрегат, волокно.
Abstract. The way of reception of fibrous materials from the melt of thermoplastic is considered, the design procedure of productivity of the melting unit is presented.
Keywords: technology, installation, the unit, a
fibre.
Современные технологии. Механика и машиностроение
Технический прогресс в различных отраслях народного хозяйства определяется качеством машин и агрегатов, реализующих различные технологические процессы, и характеризуется качеством выпускаемой продукции. Качество и себестоимость производства любых изделий в первую очередь зависят от материалов, из которых они изготовлены.
Волокнистые материалы находят широкое применение в различных областях деятельности человека. Основное назначение таких материалов в технической сфере - теплоизоляция различных видов энергетического и транспортного оборудования, а в строительстве - теплоизоляция зданий и сооружений промышленного и гражданского назначения. Волокнистые материалы часто используют для звукоизоляции оборудования и помещений.
Волокнистые синтетические материалы благодаря высокой прочности, стойкости к агрессивным воздействиям, хорошим фильтрующим свойствам, низкому влагопоглощению все больше заменяют в промышленности материалы из природных волокон и являются более привлекательными для потребителя. При этом они создают богатый потенциал для нового поколения современных технических средств и технологий.
В настоящее время большинством промышленных потребителей отдается предпочтение материалам, которые просты в применении, показывают высокую эффективность и имеют низкую себестоимость, поэтому работа в направлении создания современной технологии, позволяющей сократить затраты на производство, обеспечивая при этом получение качественного материала с высокой производительностью, является актуальной.
Традиционная технологическая схема получения синтетических волокон [1], основанная на экструзии расплава через тонкие отверстия фильеры в виде струек с последующим их вытягиванием приемным устройством, сложна, поэтому себестоимость получаемой продукции остается высокой.
Кроме того, традиционный способ ориентирован на переработку качественного промышленного сырья определенного состава. При использовании в качестве сырья бытовых и промышленных отходов, которые неоднородны по составу, содержат инородные включения и в результате этого обладают меньшей вязкостью, температурой плавления, а также низкими механическими характеристиками, не позволяющими применять в таких условиях намоточные устройства, не удает-
ся получить волокнистый нетканый материал по традиционной технологии.
Результаты работы по созданию новой технологии получения волокнистых материалов из расплава термопластов способом вертикального раздува истекающей из фильеры струи расплавленного материала воздухом подтвердили ее положительные качества, в том числе существенное уменьшение себестоимости производства такого волокна по сравнению с традиционной технологией. Кроме того, такая технологическая схема получения волокнистого материала проста и одностадийна, так как все переходы от загрузки сырья до выхода готового материала осуществляются на одном агрегате. Исходным сырьем является безвредный первичный или вторичный термопласт, используемый для изготовления пищевой пластиковой посуды. Готовый продукт - штапельное волокно белого цвета, если оно получено из первичного сырья, и серого цвета, если оно получено из вторичного сырья - дробленых пластиковых бутылок. Такое волокно может быть получено в виде ваты или в виде холстов, в которых элементарные волокна удерживаются между собой либо силами естественного сцепления, либо за счет склеивания части волокон под температурным воздействием. Средний диаметр элементарных волокон можно получить от 1 до 100 мкм, а длину - от 1 до 500 мм. Плотность ваты или холстов - от 10 до 100 кг/м3. Материал обладает низкой гигроскопичностью, высокой прочностью и упругостью. Устойчив в кислотах, щелочах, ацетоне, дихлорэтане, не подвержен действию микроорганизмов. Интервал рабочих температур от -60 до 170 0С. Коэффициент теплопроводности - 0,037...0,040 Вт/(мК).
Формирование волокон из расплава термопластов способом вертикального раздува воздухом сопровождается рядом сложных и специфических явлений, поэтому создание новых прогрессивных технологий, высокопроизводительных машин и агрегатов для получения таких материалов невозможно без моделирования технологического процесса, позволяющего существенно сократить объем натурных испытаний, снизить стоимость и сроки разработок, а также выбрать оптимальные режимы функционирования оборудования.
Для моделирования процесса получения волокнистых материалов способом вертикального раздува воздухом была разработана и изготовлена лабораторная установка, позволяющая исследовать основные закономерности технологического процесса с последующим переносом результатов экспериментов на действующую промышленную линию.
ИРКУТСКИМ государственный университет путей сообщения
Одной из важнейших задач при проектировании установок для получения волокнистых материалов способом вертикального раздува струи расплавленного материала потоком сжатого воздуха является расчет ожидаемой производительности процесса. В одном из вариантов таких установок подача расплавленного полимера в рабочую зону пневматической дутьевой головки производится с применением электрического плавильного агрегата, расчетная схема которого приведена на
рис. 1.
Рис. 1. Расчетная схема плавильного агрегата для получения волокнистых материалов из расплава термопластов: 1 - основная цилиндрическая камера, 2 - электрический нагревательный элемент, 3 - малая цилиндрическая камера, 4 - крышка, 5 - клапан, 6 - генератор пневмоколе-баний
Агрегат состоит из расположенной вертикально основной цилиндрической камеры 1 , на наружной поверхности которой размещены электрические нагревательные элементы. В центральной части этой камеры размещен электрический нагревательный элемент 2. С основной камерой 1 соединена малая цилиндрическая камера 3, также оснащенная электрическим нагревательным элементом и имеющая выходное отверстие для выхода расплавленного термопласта в атмосферу,
размещенная соосно центральному каналу дутьевой головки, которая на схеме не показана. Верхняя часть камеры 1 закрыта крышкой 4 с коническим клапаном 5 шлюзового подающего устройства и соединена с генератором пневматических колебаний 6. Такая конструкция плавильного агрегата обеспечивает равномерный прогрев и плавление исходного сырья, которое происходит при температуре 250...270оС. Автоматизацию загрузки и контроль уровня материала в камере 1 можно отследить по частоте пневматических колебаний. Истечение расплавленного термопласта через выходное отверстие происходит под действием гидростатического давления и пульсирующего давления воздуха, создаваемого генератором пневмоко-лебаний.
Основная сложность теоретического расчета производительности плавильных агрегатов такого типа в отличие от наиболее распространенных агрегатов экструдерного типа состоит в том, что рабочая среда - расплавленный термопласт - может иметь существенную неравномерность вязкости как по высоте, так и по радиусу внутренней поверхности. Именно для уменьшения такой неравномерности в конструкции агрегата предусмотрено разделение его внутренней поверхности на две камеры с индивидуальными нагревательными элементами и установка в центральной части основной камеры 1 дополнительного нагревательного элемента 2. В конструкции внутренней поверхности агрегата предусмотрены плавные конические и радиусные переходы от одной части поверхности к другой, что также способствует уменьшению градиента вязкости. Такое техническое решение позволяет сделать допущение о том, что расплавленный термопласт является вязкой несжимаемой жидкостью. Заметим также, что течение расплавленного материала даже в самых малых сечениях потока ламинарное - с весьма малыми значениями критерия Рейнольдса. Это также несколько упрощает решение поставленной задачи.
Для определения производительности плавильного агрегата, схема которого представлена на рис. 1, воспользуемся методикой расчета характеристик потока вязкой жидкости, использованной П.Ю. Апелем и С.Н. Дмитриевым при расчете формы пор трековых мембран [2], которая подтверждена экспериментом. Заметим, что внутренняя полость плавильного агрегата состоит из четырех геометрических элементов: цилиндра радиусом Я и длиной Ь с размещенным в его центральной части нагревательным элементом радиусом гь конуса с радиусами Я и г и длиной 1, ци-
Современные технологии. Механика и машиностроение
линдра радиусом г и длиной Ll и перегородки близкой к нулю толщиной с отверстием Гф.
Рассмотрим движение расплавленного материала в каждом из четырех указанных выше геометрических элементов плавильного агрегата. Движение расплавленного материала в основной цилиндрической камере может быть определено из формулы Пуазейля:
P1 = 8-^1-L- Q / n(R-ri) '
(1)
где ц - коэффициент динамической вязкости расплавленного термопласта в первом элементе, Пас; Q - объемная скорость течения или производительность агрегата, м3/с; Р1 - давление воздуха в основной цилиндрической камере, Па.
Движение расплавленного материала на втором, коническом участке внутренней поверхности плавильного агрегата определяется соотношением [3]:
Р1+ P2 = (8-Ц2- IQ / 3^r4)(r/R + (r/R)2 + (r/R)3), (2)
где ц2 - коэффициент динамической вязкости расплавленного термопласта во втором элементе, Пас; P2=pgL - гидростатическое давление над вторым элементом, Па (р=1300 кг/м3 - плотность термопласта, g=9,8 м/с2).
Движение расплавленного материала на втором цилиндрическом участке плавильного агрегата определяется также из формулы Пуазейля:
Р1+Р2+ Рз = LiQ / nr4
(3)
где ц3 - коэффициент динамической вязкости расплавленного термопласта во втором цилиндрическом элементе, Пас; Р3=pgl - гидростатическое давление непосредственно над вторым цилиндрическим элементом, Па.
Истечение струи расплавленного термопласта в атмосферу происходит под давлением, которое определяется выражением [2]:
Р1+Р2+ Р3+ Р4= 3- / Гф3 , (4)
где ц4 - коэффициент динамической вязкости расплавленного термопласта на выходе струи в атмосферу, Пас; Р4= pgL1 - гидростатическое давление непосредственно над выходным отверстием, Па.
Заметим, что коэффициент динамической вязкости расплавленного термопласта в разных геометрических элементах внутренней полости плавильного агрегата имеет разное значение. В средней части плавильного агрегата имеется возможность поддерживать температуру расплавленного материала в требуемых пределах - от 270 до
280 оС, при этом ц2 = ц3=190...200 Пас. В верхней части плавильного агрегата, где производится постоянная дозагрузка исходного сырья, температура на поверхности расплавленного материала оказывается меньше, поэтому коэффициент динамической вязкости имеет большее значение ц1>ц2. На выходе струи расплавленного материала в атмосферу происходит ее охлаждение атмосферным воздухом, которое интенсифицируется за счет взаимодействия с дутьевой головкой, поэтому здесь коэффициент динамической вязкости также принимает большее значение ц4> ц2.
Рассматривая полученные выше выражения (1), (2), (3) и (4) как систему уравнений, суммируя их левые и правые части, после преобразований получим формулу для определения объемной производительности плавильного агрегата:
Q = (4P1+3P2+2P3+P4)/(A+B+C+D), (5)
где А=8-Ц1 •L / n-(R-ri)4 ; B=(8^ •l / 3^ r4)(r/R + +(r/R)2 + (r/R)3); C= 8^3 •Li •Q / пт4; D= 3^ / Гф3.
Массовая производительность агрегата G (кг/с) определяется по формуле:
G = Qp . (6)
Результаты анализа полученной формулы (6) представлены на графиках на рис. 2 и 3.
Экспериментальный образец плавильного агрегата, производительность которого рассчитывалась про формуле (6), имел следующие геометрические параметры: L=200 мм, R=40 мм, r1= 9 мм, r = 12,5 мм, l = 25 мм, L1=100 мм, Гф = 1,5 мм. При расчете было принято, что ц1= 250 Пас, ц2= ц3 = 190 Пас, ц 4 = 220 Пас. Расчеты показали, что наибольшее влияние на производительность плавильного агрегата оказывает изменение радиуса выходного отверстия Гф и изменение давления сжатого воздуха, действующего на поверхность расплавленного материала Р1.
0,007 0,006 0,005 0,004 0,003 0,002 0,001 0
1 /
L
К
гИ
у
Л п Г*
У п
Р1=20000Па
Р1=10000 Па Р1=1000 Па
1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 2,2 2,4 2,6 2,8 3 Гф, мм
Рис. 2. Зависимость массовой производительности плавильного агрегата G от радиуса выходного отверстия Гф при различном давлении воздуха Р1
ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ
0,0035 0,003 0,0025 1 0,002 Ок 0,0015 0,001 0,0005 0
гф=2,5 мм
гф=2,0 мм
Гф=1,5 мм
50 75 100 125 150 175 200 225 250
L, мм
Рис. 3. Зависимость массовой производительности плавильного агрегата С от высоты столба материала Ь в основной цилиндрической камере при разных значениях радиуса Гф выходного отверстия
Графики зависимости производительности от указанных параметров приведены на рис. 2. Увеличение высоты столба расплавленного материала Ь в основной цилиндрической камере, как показано на рис. 3, приводит к линейному увеличению производительности. Расхождение результатов расчета производительности по формуле (6) с экспериментальными данными, полученными при испытаниях плавильного агрегата с указанными выше геометрическими параметрами проточной части при изменении радиуса выходного отверстия Гф от 1,5 до 2,5 мм и изменении давления Р1 от нуля до 20000 Па, не превышает 8%.
При испытаниях рассмотренного плавильного агрегата совместно с дутьевой головкой, имеющей кольцевое сходящееся сопло со средним диаметром кольцевой щели 10 мм, установлено, что уменьшение радиуса выходного отверстия гф до величины меньше 1,5 мм приводит к значительному уменьшению радиуса истекающей струи расплавленного материала, ее охлаждению потоком эжектируемого дутьевой головкой воздуха и образования штапельного волокна не происходит - образуется непрерывная нить при весьма малой производительности процесса, что практического интереса не представляет. Изменение Гф до величины свыше 2,5 мм приводит к соответствующему увеличению радиуса истекающей струи расплавленного материала, касанию ее к внутренней по-
верхности центрального отверстия дутьевой головки и прекращению процесса волокнообразова-ния. Увеличение давления Р1 больше 10000 Па приводит к увеличению производительности процесса, но нежелательно из соображений безопасности.
Таким образом, управление производительностью плавильного агрегата возможно без изменения его конструктивных параметров за счет изменения давления воздуха Р1 и высоты столба расплавленного материала Ь в основной цилиндрической камере. Представленная методика расчета производительности плавильного агрегата для получения волокнистых материалов из расплава термопласта способом вертикального раздува позволяет получить расчетные формулы для плавильных агрегатов с произвольным сочетанием и расположением указанных выше основных геометрических элементов его внутренней полости.
Вывод
Представленная методика расчета производительности плавильного агрегата позволяет на стадии проектирования определить основные геометрические параметры плавильной части оборудования и выбрать рациональные режимы технологического процесса на действующем оборудовании, что позволит исключить дорогостоящие натурные испытания.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Папков С.П. Теоретические основы производства химических волокон. - М. : Химия, 1990. - 272 с.
2. Апель П.Ю., Дмитриев С.Н. Оптимизация формы пор трековых мембран. - Критические технологии. Мембраны. - 2004, №3 (23). - С. 32-37.
3. Гусинский Г.М., Кремер Е.Б., Кремер М.И., Мчедлишвили Б.В. Определение размеров микропор ядерных микрофильтров с малым диаметром // Инженерно-физический журнал, 1979. - Т.37. - С.119.
