劉亞秋 孫 垚 曹 軍

(生物質(zhì)材料科學與技術(shù)教育部重點實驗室(東北林業(yè)大學)，哈爾濱，150040)

隨著擠出機生產(chǎn)的不斷深入及工藝的持續(xù)改進提高，多種木塑型材都可以通過擠出成型加工生產(chǎn)［1］。然而，在利用木塑擠出機生產(chǎn)實驗時，由于存在擠出機溫度控制不穩(wěn)定、壓力控制不穩(wěn)定等因素造成擠出型材質(zhì)量較差，需要通過多次反復(fù)試驗才能得到較為理想的實驗結(jié)果，致使產(chǎn)生了實驗重復(fù)率高、實驗材料耗費量大的問題。為消除不穩(wěn)定干擾對工藝實驗帶來的影響，提高木塑擠出成型的加工工藝實驗效率，本文提出采用數(shù)值模擬和計算仿真的方式代替全實物工藝試驗研究，并選擇木塑擠出成型工藝過程中的最主要因素木塑熔體流變性對擠出成型的影響進行了數(shù)值模擬。通過數(shù)值計算，得到了擠出機木塑材料熔融體黏度對木塑型材的影響情況，進一步明確了溫度、剪切速度、壓力與擠出材料木塑熔體流變特性的關(guān)系，為木塑型材生產(chǎn)提供合理的擠出機工藝參數(shù)，減少擠出機實驗次數(shù)，提高實驗效率，進而提高木塑擠出加工的工藝水平和型材產(chǎn)品的質(zhì)量。

1 計算模型與數(shù)值方法

采用計算流體動力學(CFD)軟件ANSYS FLUENT 14.0為研究工具，建立了某型號單螺桿擠出機計量段和法蘭處的三維計算模型，對不同流變特性的木塑熔體(見表1)在單螺桿擠出機內(nèi)的流動和傳熱進行了數(shù)值模擬，得到了相應(yīng)工況下的壓力分布和溫度分布等流場信息。其中，木塑熔體的流變特性，通過影響其黏度的零剪切黏度、松弛時間、非牛頓指數(shù)3個參數(shù)表征;木塑熔體黏度，隨剪切率增大而減小的剪切稀變特性，可采用Cross模型描述。

式中:μ0為零剪切黏度;λ為松弛時間;γ為剪切率;n 為非牛頓指數(shù)［2］。

表1 不同工況下的流變特性參數(shù)

1.1 幾何模型

使用fluent軟件設(shè)計三維模型，在不考慮傳熱的情況下，其中機筒內(nèi)壁分為兩部分(見圖1):計量段定溫內(nèi)壁和法蘭處絕熱內(nèi)壁［3］。對現(xiàn)場測試設(shè)備規(guī)格參數(shù)進行精確計量，數(shù)值計算時需要具體的尺寸參數(shù)為:螺紋導程42.57 mm，機筒內(nèi)徑46 mm，螺桿外徑45 mm，螺槽深度2.143 mm，流道總長320 mm(包括計量部分和法蘭部分，計量部分210 mm，法蘭部分110 mm)，螺紋厚度5.99 mm，螺旋角17°47'。

1.2 數(shù)學模型

根據(jù)實際生產(chǎn)過程，在計算中采用如下假設(shè):流道內(nèi)充滿熔體，熔體不可壓縮，不考慮重力等質(zhì)量力的作用，流道壁面無滑移。由于熔體黏度較大，因而表征流動狀態(tài)的雷諾數(shù)很小，流動狀態(tài)為層流流動，因此描述流道內(nèi)流動和傳熱的控制方程為式(2)～式(4)。

連續(xù)性方程:

動量方程:

能量方程:

式中:ρ為熔體密度，為 965 kg/m3;ui為速度;i、j為1、2、3;p為壓強;T為溫度;k為熔體傳熱系數(shù)，為0.5 W/(m·K);cp為熔體定壓比熱容，為 2 302.7 J/(kg·K);黏度 μ 由(1)式給定［4］。

2 結(jié)果與分析

由于不同工況下流場信息分布趨勢相同，因此以工況I為例進行分析(見圖2)。LINE－1為穿過螺紋，位于螺槽中，其空間位置為x=0、y=0.021 5 m;LINE－2則位于螺紋和機筒內(nèi)壁之間的縫隙中，其空間信息為x=0、y=0.022 75 m;圓環(huán)面為LINE－2所處的圓環(huán)面。

圖2 直線LINE－1和LINE－2位置示意圖

2.1 零剪切黏度對流場的影響

不同成分的木塑熔體具有不同的流變學特性，從而影響流場中木塑熔體的流動和傳熱［5］。根據(jù)實際情況，選取了表1所示的3個不同量級的零剪切黏度(工況Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)，圖3給出了其相應(yīng)的Cross模型。從圖3中可看出，在非牛頓指數(shù)和松弛時間一定的情況下，零剪切黏度只影響木塑熔體的黏度大小，對其黏度隨剪切率的變化趨勢沒有影響(即圖中黏度隨剪切率增大而減小部分的斜率不變)。圖4～圖6分別給出了不同零剪切黏度下LINE－2壓力、剪切率、黏度的分布。從圖4中可以看出，隨著零剪切黏度的增大，計量段壓力的變化更加劇烈，螺槽內(nèi)壓力下降以及螺紋和機筒內(nèi)壁之間壓力的上升更為劇烈，法蘭處壓力也隨之增大;從圖5中可看出，剪切率變化較小，尤其是工況Ⅱ和工況Ⅲ之間的變化，且螺槽內(nèi)和螺紋與機筒內(nèi)壁之間剪切率的變化趨勢相反，螺槽內(nèi)剪切率隨木塑熔體零剪切黏度的增大而增大，螺紋與機筒內(nèi)壁之間的剪切率則隨之減小;從圖6中可看出，黏度隨零剪切黏度的增大呈現(xiàn)10的指數(shù)型的增加趨勢。

2.2 非牛頓指數(shù)對流場的影響

圖7給出了表1所示的3個不同非牛頓指數(shù)(工況Ⅰ、Ⅳ、Ⅴ)下的Cross模型。從圖7中可看出，在零剪切黏度和松弛時間一定的情況下，非牛頓指數(shù)影響?zhàn)ざ入S剪切率的變化趨勢;圖7中黏度隨剪切率增大而減小部分的斜率的絕對值(斜率為負)，隨非牛頓指數(shù)的增加而減小。圖8～圖10分別給出了不同非牛頓指數(shù)下LINE－2壓力、剪切率、黏度的分布。從圖8中可看出，隨著非牛頓指數(shù)的增大，計量段壓力也呈現(xiàn)出更加劇烈的變化，但法蘭處壓力基本保持不變;從圖9中可看出，剪切率變化相對較小，螺槽內(nèi)剪切率隨木塑熔體非牛頓指數(shù)的增大而增大，螺紋與機筒內(nèi)壁之間的剪切率則隨之減小;從圖10中可看出，黏度隨非牛頓指數(shù)的增大而增大，但工況Ⅰ、Ⅳ螺槽內(nèi)木塑熔體黏度隨非牛頓指數(shù)變化的程度較小。

圖3 不同零剪切黏度下熔體黏度隨剪切率的變化

圖4 不同零剪切黏度下LINE－2壓力分布

圖5 不同零剪切黏度下LINE－2計量段剪切率分布

圖6 不同零剪切黏度下LINE－2計量段黏度分布

圖7 不同非牛頓指數(shù)下木塑熔體黏度隨剪切率的變化

圖8 不同非牛頓指數(shù)下LINE－2壓力分布

圖9 不同非牛頓指數(shù)下LINE－2計量段剪切率分布

圖10 不同非牛頓指數(shù)下LINE－2計量段黏度分布

2.3 松弛時間對流場的影響

圖11給出了表1所示的3個不同松弛時間(工況Ⅰ、Ⅵ、Ⅶ)下的Cross模型。從圖11中可看出，在零剪切黏度和非牛頓指數(shù)一定的情況下，隨松弛時間的增大，黏度隨剪切率增大而開始減小，臨界剪切率減小，斜率保持不變。圖12～圖14分別給出了不同松弛時間下LINE－2壓力、剪切率、黏度的分布。實驗結(jié)果表明，隨著松弛時間的增大，計量段壓力的變化趨于平緩，法蘭處壓力也基本保持不變(見圖12);剪切率變化較小，尤其是工況Ⅰ和Ⅶ之間的變化(見圖13);黏度隨松弛時間的增大而減小(見圖14)。

圖11 不同松弛時間下木塑熔體黏度隨剪切率的變化

圖12 不同松弛時間下LINE－2壓力分布

圖13 不同松弛時間下LINE－2計量段剪切率分布

圖14 不同松弛時間下LINE－2計量段黏度分布

2.4 實際木塑成分對流場的影響

根據(jù)王鵬［6］的實驗研究結(jié)果，木塑中木粉含量的變化主要影響木塑熔體的零剪切黏度和松弛時間，對非牛頓指數(shù)影響很小。為了研究實際生產(chǎn)過程中，木塑中的木粉含量對流場的影響，根據(jù)王鵬的實驗結(jié)果選取了相應(yīng)的流變特性參數(shù)(如表1的工況Ⅰ、Ⅷ、Ⅳ)，其對應(yīng)的木粉含量逐漸增大，圖15給出了相應(yīng)的Cross模型。圖16～圖18分別給出了不同木粉含量下LINE－2壓力、剪切率、黏度的分布。實驗表明，隨著木粉含量的增加，計量段壓力的變化加劇，法蘭處壓力也隨之增大(見圖16);剪切率的變化則很小(見圖17);黏度隨木粉含量的增加而增大(見圖18)。

圖15 不同木粉含量下木塑熔體黏度隨剪切率的變化

圖16 不同木粉含量下LINE－2壓力分布

圖17 不同木粉含量下LINE－2計量段剪切率分布

圖18 不同木粉含量下LINE－2計量段黏度分布

3 結(jié)論

通過采用CFD技術(shù)，對不同流變特性參數(shù)下的單螺桿擠出機木塑熔體流動和傳熱進行數(shù)值模擬計算，獲得了計量段和法蘭處內(nèi)部流場信息，分析了零剪切黏度、非牛頓指數(shù)、松弛時間、木粉含量對單螺桿擠出機內(nèi)部流場的影響，結(jié)果表明:隨著零剪切黏度的增大，計量段壓力的變化更加劇烈，法蘭處壓力也隨之增大，剪切率變化較小，黏度隨零剪切黏度的增大而增大;隨著非牛頓指數(shù)的增大，計量段壓力呈現(xiàn)出更加劇烈的變化，但法蘭處壓力基本保持不變，剪切率變化相對較小，黏度隨非牛頓指數(shù)的增大而增大;隨著松弛時間的增大，計量段壓力的變化趨于平緩，法蘭處壓力也基本保持不變，剪切率變化較小，黏度隨松弛時間的增大而減小;隨著木粉含量的增加，計量段壓力的變化加劇，法蘭處壓力也隨之增大，剪切率的變化則很小，黏度隨木粉含量的增加而增大。

［1］Liu Shih Jung，Su Po Chang.Novel three-dimensional in-cavity transient temperature measurements ininjection molding and fluidassisted injection molding［J］.Polymer Testing，2009，28(1):66－74.

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［3］Drummer D，Vetter K.Expansion-injection-molding(EIM)by cavity near melt compression-About the process characteristic［J］.CIRP Journal of Manufacturing Science and Technology，2011，4(4):376－381.

［4］王小龍，徐百平，劉躍軍，等.嵌入式行星螺桿擠出機內(nèi)三維流動數(shù)值模擬［J］.高分子材料科學與工程，2012，28(7):171－174.

［5］朱向哲，袁惠群.三螺桿擠出機擠出特性的數(shù)值模擬［J］.高分子材料科學與工程，2008，24(3):32－35.

［6］王鵬.高填充木塑復(fù)合材料流變行為與結(jié)晶性質(zhì)研究［D］.上海:上海交通大學，2011:30－56.