黃鳳春，馬秀清，周炳斌，梁文虎

（北京化工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，北京100029）

高分散混合元件設(shè)計(jì)及混合性能的研究

黃鳳春，馬秀清＊，周炳斌，梁文虎

（北京化工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，北京100029）

根據(jù)嚙合同向雙螺桿擠出機(jī)的嚙合原理，設(shè)計(jì)了一種高分散混合雙螺桿元件。運(yùn)用Polyflow有限元分析軟件對(duì)該雙螺桿元件的3種螺桿構(gòu)型的流場(chǎng)進(jìn)行了模擬分析，并且對(duì)這3種螺桿構(gòu)型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，錯(cuò)列角為150°的元件的分散混合性能最好，其次是錯(cuò)列角為30°的元件，錯(cuò)列角為90°的元件的分散混合性能最差。

嚙合同向雙螺桿擠出機(jī)；分散混合；雙螺桿元件

0 前言

在聚合物加工過(guò)程中，物料之間存在2種主要的混合形式，即分布混合和分散混合［1］。在分布混合中，物料各粒子之間只有相互位置的變化，其粒徑的大小不變，而分散混合則需要很高的應(yīng)力水平，粒徑大小和粒子的位置都會(huì)發(fā)生改變。對(duì)于分散混合來(lái)說(shuō)，當(dāng)熔融物料流經(jīng)混合元件時(shí)，元件要對(duì)流體施加足夠高的剪切應(yīng)力，所以此區(qū)域內(nèi)要設(shè)計(jì)出幾何上是窄間隙的高應(yīng)力區(qū)，且要使熔融物料重復(fù)地經(jīng)過(guò)高應(yīng)力區(qū)，為了避免過(guò)多的能量損耗和聚合物熔體溫度的上升，熔融物料受到高剪切應(yīng)力的作用時(shí)間應(yīng)該很短［2－3］。同時(shí)，由于拉伸流動(dòng)對(duì)分散混合非常有利，也需要重點(diǎn)考慮物料所受的拉伸作用。根據(jù)上述理論，筆者設(shè)計(jì)了一種高分散混合元件，即類捏合盤元件，運(yùn)用Polyflow軟件對(duì)類捏合盤元件3種不同螺桿構(gòu)型的流場(chǎng)進(jìn)行了模擬分析，并對(duì)這3種螺桿構(gòu)型的分散混合效果進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。

1 類捏合盤元件的設(shè)計(jì)思路與幾何造型

類捏合盤元件的設(shè)計(jì)思路為：（1）根據(jù)圖1所示的Rauwendaal［4－6］在單螺桿擠出機(jī)中應(yīng)用的螺桿元件的三維結(jié)構(gòu)以及圖2所示捏合塊的嚙合原理來(lái)設(shè)計(jì)該元件的幾何結(jié)構(gòu)；（2）與捏合盤元件不同的是，所設(shè)計(jì)的類捏合盤元件截面一側(cè)與機(jī)筒之間的間隙較大，如圖3所示，這樣一來(lái)，螺桿元件截面在間隙變大處形成了較大的楔形區(qū)，對(duì)熔融物料產(chǎn)生了一定的拉伸作用，有利于分散混合；（3）根據(jù)嚙合同向雙螺桿擠出機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)的不干涉條件，而且不應(yīng)產(chǎn)生物料聚集的現(xiàn)象，確定了元件的截面形狀由光滑過(guò)渡的弧線組成，同時(shí)與捏合盤相似，類捏合盤元件的錯(cuò)列角也可以變化，由此來(lái)分析該元件不同錯(cuò)列角度螺桿構(gòu)型的分散混合性能。圖4為類捏合盤元件的三維結(jié)構(gòu)。

圖1 單螺桿元件的三維結(jié)構(gòu)Fig.13Dmodel for single－screw element

圖2 捏合塊的三維結(jié)構(gòu)Fig.23Dmodel for kneading block

圖3 螺桿元件的截面Fig.3 Cross section for twin－screw element

為了說(shuō)明類捏合盤元件相對(duì)運(yùn)動(dòng)的具體情況以及證明運(yùn)動(dòng)過(guò)程中不會(huì)發(fā)生干涉，根據(jù)2根螺桿在雙螺桿擠出機(jī)中的運(yùn)動(dòng)關(guān)系，建立了2根螺桿元件截面的相對(duì)運(yùn)動(dòng)關(guān)系圖，如圖5所示。假設(shè)左螺桿（中心點(diǎn)為O1）靜止，則右螺桿（中心點(diǎn)為O2）相對(duì)左螺桿以一定的角速度繞左螺桿的中心點(diǎn)作圓平動(dòng)。從圖5可以看出，2根螺桿在相對(duì)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生任何干涉。

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)學(xué)模型

為擬定流場(chǎng)，適當(dāng)?shù)睾?jiǎn)化計(jì)算，考慮到熔體輸送的具體條件和聚合物的特性，作出如下假設(shè)：（1）熔體為不可壓縮的流體；（2）流場(chǎng)為穩(wěn)定、等溫流場(chǎng)；（3）雷諾數(shù)較小，流動(dòng)為層流流動(dòng)；（4）慣性力、重力等要遠(yuǎn)小于黏滯力，可忽略不計(jì)；（5）流道壁面無(wú)滑移；（6）熔體在流道中全充滿。

基于以上假設(shè)，在直角坐標(biāo)系下，連續(xù)性方程簡(jiǎn)化如式（1）所示，動(dòng)量方程如式（2）所示。模擬計(jì)算過(guò)程中所用的物料為聚丙烯（PP），采用Cross模型，其本構(gòu)方程如式（3）所示。

式中 η0——零切黏度，Pa·s

λ——時(shí)間常數(shù)，s

m——Cross模型指數(shù)

模擬采用的PP物性參數(shù)為：

η0＝9560Pa·s，λ＝0.3664s，m＝0.7372。

2.2 物理模型

本文選用錯(cuò)列角分別為30°、90°和150°的螺桿構(gòu)型元件進(jìn)行模擬分析以及實(shí)驗(yàn)研究，該元件的外徑為33.4mm，中心距為30mm，機(jī)筒內(nèi)徑為34mm，3種不同錯(cuò)列角度類捏合盤元件流道的幾何模型如圖6所示。

圖6 流道的幾何模型Fig.6 Geometry models for flow channels

2.3 邊界條件

在模擬過(guò)程中采用出口壓力和入口流量來(lái)定義出入口邊界。出口壓力為5MPa，入口端面的體積流量為2×10－6m3/s。螺桿外表面上為周向轉(zhuǎn)動(dòng)速度邊界，左右兩螺桿轉(zhuǎn)速為30r/min。根據(jù)壁面無(wú)滑移的假設(shè)，機(jī)筒是靜止不動(dòng)的，因此機(jī)筒內(nèi)表面速度為0。

3 實(shí)驗(yàn)部分

3.1 主要原料

PP，1008，北京燕山石油化工股份有限公司；

聚苯乙烯（PS），158K，揚(yáng)子巴斯夫苯乙烯系列有限公司。

3.2 主要設(shè)備及儀器

雙螺桿擠出機(jī)，LSM30/34，德國(guó)Leistritz公司；

掃描電子顯微鏡（SEM），Hitachi S－4700，日本Hitachi公司。

3.3 機(jī)筒組合及螺桿構(gòu)型

機(jī)筒組合及螺桿構(gòu)型如圖7所示，SE20/60/2表示導(dǎo)程為20mm，長(zhǎng)度60mm的雙頭常規(guī)螺紋元件，其余類推。實(shí)驗(yàn)采用的螺桿構(gòu)型是將所設(shè)計(jì)的3種不同錯(cuò)列角度的類捏合盤元件在混合區(qū)進(jìn)行相互置換。機(jī)筒溫度T1、T2、T3及機(jī)頭溫度T4均為230℃。

圖7 螺桿構(gòu)型與機(jī)筒Fig.7 Configuration of screw and barrel

3.4 試樣制備

實(shí)驗(yàn)前將PP、PS按比例8/2預(yù)混均勻，主機(jī)轉(zhuǎn)速為30r/min，加料量為6.7kg/h，對(duì)類捏合盤元件的3種螺桿構(gòu)型分別進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，然后各自在機(jī)頭處取樣。

3.5 粒徑分析與表征

通過(guò)SEM照片，測(cè)出分散相粒徑的大小，最后統(tǒng)計(jì)出(PP/PS中少組分PS的數(shù)均粒徑（n）、重均粒徑(w）、體均粒徑（v），如式（4）～（6）所示。

式中 Di——粒徑，μm

Ni——粒徑為Di的粒子個(gè)數(shù)

4 結(jié)果與討論

4.1 出入口壓差

從圖8可以看出，隨著錯(cuò)列角度的增大，流道的出入口壓差依次減小，錯(cuò)列角為30°元件的流道出口壓力大于入口壓力，錯(cuò)列角為90°和錯(cuò)列角為150°元件的出口壓力小于入口壓力。這是由于錯(cuò)列角為30°的元件為正向輸送元件，對(duì)物料具有一定的輸送能力；錯(cuò)列角為90°的元件為中性元件，不具有輸送能力，物料在此段的輸送動(dòng)力完全由上游流場(chǎng)建立的壓力提供；錯(cuò)列角為150°的元件為反向元件，需要螺桿元件上游的流場(chǎng)建立很高的壓力才能使物料向前輸送，所以元件流場(chǎng)的出口壓力比入口壓力小得多。

圖8 出入口壓差Fig.8 The differential pressure between exit and entrance

4.2 加權(quán)平均剪切應(yīng)力

從圖9可以看出，錯(cuò)列角為150°元件的加權(quán)平均剪切應(yīng)力最大，錯(cuò)列角為30°元件的加權(quán)平均剪切應(yīng)力略大于錯(cuò)列角為90°的元件。由于錯(cuò)列角為150°的元件為反向元件，物料在流經(jīng)該元件的時(shí)候，元件的反向輸送能力使物料之間沿著擠出方向產(chǎn)生了很大的相對(duì)速度，這樣物料所受的剪切速率就會(huì)增大，剪切應(yīng)力也隨之增大。對(duì)于錯(cuò)列角為90°的元件來(lái)說(shuō)，由于其不具有輸送能力，熔融物料在此處完全靠元件上游建立的壓力向前輸送，同時(shí)類捏合盤元件是由多個(gè)部件組合而成的結(jié)構(gòu)，加之該元件與機(jī)筒的間隙較大，壓力作用會(huì)使熔融物料可能在部分部件與機(jī)筒的較大間隙處不經(jīng)過(guò)剪切而直接流走，而錯(cuò)列角為30°的元件為正向輸送元件，物料在流道中的輸送動(dòng)力由元件提供，所以，組成整個(gè)螺桿元件的每個(gè)部件對(duì)熔融物料都會(huì)施加剪切作用，這將會(huì)使錯(cuò)列角為30°的元件的剪切效果要優(yōu)于錯(cuò)列角為90°的元件。

圖9 加權(quán)平均剪切應(yīng)力Fig.9 The weighted average shear stress

4.3 累積最大拉伸速率分布

從圖10可以看出，取拐點(diǎn)值（約71s－1）作為基準(zhǔn)來(lái)衡量3種錯(cuò)列角度類捏合盤元件的拉伸作用，錯(cuò)列角為30°的元件大約85%的粒子所承受的最大拉伸速率小于71s－1，所以有15%的粒子所承受的最大拉伸速率大于71s－1；以此類推，錯(cuò)列角為90°的元件有8%的粒子所承受的最大拉伸速率大于71s－1；錯(cuò)列角為150°的元件有27%的粒子所承受的最大拉伸速率大于71s－1。按照累計(jì)最大拉伸速率分布來(lái)判斷，錯(cuò)列角為150°的元件的拉伸效果最好，錯(cuò)列角為30°的元件次之，錯(cuò)列角為90°的元件的拉伸效果最差。這是由于錯(cuò)列角為150°的元件為反向元件，需要元件上游建立更高的壓力才能使物料向前輸送，其反向輸送能力使流道中的物料之間的相對(duì)速度較大，物料在流道中產(chǎn)生了很高的縱向速度梯度，錯(cuò)列角為30°的元件為正向輸送元件，物料的輸送動(dòng)力靠元件提供，故流道對(duì)物料也產(chǎn)生了較高的縱向速度梯度，但相對(duì)于錯(cuò)列角為150°的元件來(lái)說(shuō)，速度梯度較低；錯(cuò)列角為90°的元件為中性元件，憑借元件上游建立的壓力輸送物料，相對(duì)于前2種螺桿構(gòu)型來(lái)說(shuō)，物料受到螺桿元件的作用不是很明顯，所以流道對(duì)物料產(chǎn)生縱向速度梯度較小。

圖10 累積最大拉伸速率分布Fig.10 The distribution of cumulated maximal stretching rates

4.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

從圖11和表1可以看出，錯(cuò)列角為90°元件的分散相粒徑最大，其次是錯(cuò)列角為30°的元件，錯(cuò)列角為150°元件的分散相粒徑最小。從圖12可以看出，按照粒徑分布曲線的波峰位置來(lái)看，錯(cuò)列角為30°的元件介于錯(cuò)列角為150°元件與錯(cuò)列角為90°元件之間，說(shuō)明粒徑分布曲線與表1所得的平均粒徑數(shù)值相吻合。同時(shí)，錯(cuò)列角為150°元件的粒徑分布較窄，而錯(cuò)列角為30°和錯(cuò)列角為90°元件的粒徑分布較寬，說(shuō)明錯(cuò)列角為150°元件的剪切比錯(cuò)列角為30°和90°的元件更加均勻。對(duì)比錯(cuò)列角為150°的元件，錯(cuò)列角為30°和90°元件的粒徑分布曲線具有較長(zhǎng)的右側(cè)拖尾，說(shuō)明這2種元件存在更多分散較差的大粒子，這會(huì)對(duì)力學(xué)性能產(chǎn)生不利的影響。

表1 試樣的粒徑Tab.1 Particle sizes for the samples

圖11 試樣的SEM照片F(xiàn)ig.11 SEM micrographs for the samples

圖12 分散相的粒徑分布曲線Fig.12 Particle size distribution for disperse phase

5 結(jié)論

（1）錯(cuò)列角為150°的元件對(duì)物料的剪切效果優(yōu)于錯(cuò)列角為30°和90°的元件，加權(quán)平均剪切應(yīng)力最大；

（2）錯(cuò)列角為150°元件的流道對(duì)物料的拉伸作用最強(qiáng)，其次是錯(cuò)列角為30°的元件，錯(cuò)列角為90°元件的拉伸作用最差；

（3）就分散混合性能來(lái)說(shuō)，錯(cuò)列角為150°的元件最好，其次為錯(cuò)列角為30°的元件，錯(cuò)列角為90°的元件分散混合性能最差，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符。

［1］ 耿孝正.塑料混合及連續(xù)混合設(shè)備［M］.北京：中國(guó)輕工業(yè)出版社，2007：38－42.

［2］ 耿孝正.聚合物加工中固相的分散及填充改性混合設(shè)備的選用［J］.中國(guó)塑料，2002，16（9）：1－6.

［3］ 王賢惠，曹志清.新型單螺桿CRD分散混合器的理論研究與應(yīng)用［J］.橡塑技術(shù)與裝備，2006，32：1－5.

［4］ Chris Rauwendaal，Tim Osswald，Paul Gramann，et a1.Design of Dispersive Mixing Devices［J］.International Polymer Processing，1999，14（1）：28－34.

［5］ Chris Rauwendaal，Tim Osswald，Paul Gramann.A New Dispersive Mixer for Single Screw Extruders［C］.Atlanta：56th SPE ANTEC，1998：277－283.

［6］ Chris Rauwendaal.New Dispersive Mixers Based on Elongational Flow［J］.Plastics，Additives and Compounding，1999，1（4）：21－23.

Design of Highly Dispersive Mixing Elements for Twin－screw and Their Performances

HUANG Fengchun，MA Xiuqing＊，ZHOU Bingbin，LIANG Wenhu
（College of Mechanical and Electrical Engineering，Beijing University of Chemical Technology，Beijing 100029，China）

A highly dispersive mixing twin－screw element was designed based on the meshing theory of intermeshing co－rotating twin－screw extruders.The flow fields for three screw configurations were simulated by Polyflow.Experimental study was carried out in an intermeshing co－rotating twin－screw extruder.It was found that the screw element with a staggering angle of 150°had a better dispersive mixing performance than those of 30°and 90°.

intermeshing co－rotating twin－screw extruder；dispersive mixing；twin－screw element

TQ320.66＋3

B

1001－9278（2011）10－0090－05

2011－04－11

＊聯(lián)系人，maxq＠m(xù)ail.buct.edu.cn