/
Текст
ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ
И РЕОЛОГИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПОЛИМЕРОВ
СПРАВОЧНИК
Под общей редакцией
академика АН УССР Ю. С. Липатова
6177.55(083)
Т34
УДК [536.2:532.135] : 678.7.01
Теплофизические и реологические характеристики полимеров. Справочник.
Под общ. ред. Ю. С. Липатова. К., «Наук, думка», 1977, 244 с.
Справочник содержит сведения о теплофизических и реологических характери-
стиках термопластичных полимерных материалов, выпускаемых отечественной про-
мышленностью.
Приводятся общие сведения о теплофизических характеристиках термопластов,
графические зависимости их теплоемкости, теплопроводности, относительной энталь-
пии, плотности и удельного объема от температуры, общие сведения о свойствах по-
лимеров в вязкотекучем состоянии, графические зависимости эффективной вязкости
и напряжения сдвига при разных температурах от градиента скорости, а также
примеры применения реологических характеристик для расчета энергетических ха-
рактеристик машин для переработки пластмасс.
Справочник рассчитан на инженерно-технических работников, занятых в облас-
ти производства и переработки пластмасс, а также конструирования и эксплуатации
оборудования для переработки пластмасс.
Ил. 337. Табл. 10. Список лит.: с. 244 (52 пазв.).
АВТОРЫ
А. И. ИВАНЧЕНКО, В. А. ПАХАРЕНКО, В. П. ПРИВАЛКО,
Е. Ф. ПЕТРУШЕНКО, Г. И. ХМЕЛЕНКО, Л. А. ИВАНОВА
Рецензент В. П. Соломка
Редакция справочной литературы
Анатолий Иванович Иванченко, Валерий Александрович Пахаренко, Валерий Пав-
лович Привалко, Елена Федоровна Петрушенко, Галина Ивановна Хмеленко, Люд-
мила Александровна Иванова
Теплофизические и реологические характеристики полимеров
Справочник
Редактор 3. П. Чернюк. Оформление художника В. Г. Самсонова. Художественный редактор
В. М. Тепляков. Технический редактор М. А. Притыкина. Корректор Р. С. Коган.
Информ, бланк № 1142.
БФ 01778. Сдано в набор 20.XII 1976 г. Подписано в печать 10.VI 1977 г. Формат 70Х108'/ш
Бумага типогр. №1. Усл. печ. л. 21,35. Учетно-изд. л. 16,09. Тираж 6500 экз. Изд. № 429.
Заказ 6-1059. Цена 1 руб 23 коп.
Издательство «Наукова думка», 252601, Киев-601, ГСП, ул. Репина, 3.
Киевская книжная типография научной книги Республиканского производственного объеди-
нения «Полиграфкнига» Госкомиздата УССР, 252004, Киев-4, Репина, 4.
00001-357
Т М221(04)-77 43,,‘77
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие...........................5
Часть I. Теплофизические характерис-
тики линейных полимеров
Основные теплофизические характери-
стики полимеров ................ 6
Теплоемкость .................... 6
Теплопроводность ................. 7
Удельный объем....................9
Глава 1. Теплофизические характе-
ристики термопластов............ 11
Полиэтилен........................11
Полипропилен......................32
Поливинилхлорид ................. 37
Алкидная композиция ............ 43
Полистирол........................43
Полиамид.........................45
Поликарбонат......................48
Акрилонитрилбута диенстирольный
пластик........................49
Полиэтилентерефталат .... 52
Кумароновая композиция ... 53
Коллоксилиновая композиция . . 54
Поливиниловый спирт .... 55
Сополимеры......................55
Полиметилметакрилат .... 64
Полиформальдегид................64
Полиэфиры.......................65
Полиуретаны......................68
Влияние температуры па вязкость
полимеров.....................74
Влияние напряжения сдвига на вяз-
кость полимеров...............75
Влияние молекулярной массы па
вязкость полимеров ... 77
Глава 1. Реологические характери-
стики термопластов .... 79
Полиэтилен.......................80
Полипропилен....................136
Поливинилхлорид ............... 152
Полистирол......................180
Полиамид........................194
Поликарбонат .................. 198
Акрилонитрилбутадиенстирольиый
пластик......................200
Полиэтилентерефталат .... 202
Поливиниловый спирт .... 206
Сополимеры......................210
Кожволон........................226
Глава 2. Расчет энергетических ха-
рактеристик машин для переработ-
ки пластмасс....................230
Часть II. Реологические характеристики
полимеров
Свойства полимеров в вязкотекучем со-
стоянии ............................74
Методика определения параметров про-
цесса экструзии, градиентов скоро-
сти и давления при расчете одно-
червячных прессов...............230
Расчет энергетических характеристик
валковой машины...............240
Приложение.......................242
Литература.......................244
4 8402
ПРЕДИСЛОВИЕ
Отечественная химическая промышленность
ежегодно синтезирует и поставляет на ры-
нок новые виды синтетических полимерных
материалов.
Переработку этих материалов, применя-
емых для изготовления одежды, обуви, упа-
ковочных материалов, а также в машино-
строении и строительстве, осуществляют на
высокопроизводительных автоматизирован-
ных установках, которые позволяют по-
лучить в достаточном количестве полимер-
ные изделия высокого качества, способные
конкурировать со всеми известными до сих
пор традиционными материалами того же
назначения.
Тормозом расширения области примене-
ния полимеров является недостаточная
осведомленность о свойствах и возможно-
стях применения полимеров.
В частности, проблема стабилизации
размеров и качества полимерных изделий
разрешима лишь при условии знания
свойств исходного сырья, его стабильности
во время переработки в изделия, технологи-
ческих параметров и экономичности процес-
са (времени воздействия на систему тепла и
давления с целью получения наименьшей
ее вязкости, гарантирующей получение наи-
более стабильных систем и лучшую смачива-
емость наполнителей полимером).
Учет теплофизических характеристик,
меняющихся с изменением температуры и
механических воздействий, позволяет произ-
вести расчеты параметров тепловых процес-
сов при переработке полимеров и оценить
теплоизоляционные свойства готовых изде-
лий. Весьма удачной попыткой системати-
зировать результаты исследований в этом
направлении является монография [1].
Знание реологических характеристик по-
лимеров позволяет выбрать оптимальные
условия их переработки, а также с доста-
точной степенью точности производить рас-
чет энергетических затрат и механической
прочности оборудования. С практической
точки зрения особое значение имеет экспе-
риментальное изучение вязкоупругих свойств
полимеров. В отечественной и зарубежной
литературе имеется мало экспериментальных
данных по реологическим характеристикам
полимеров, пригодных для оценки процесса
переработки, параметрического расчета обо-
рудования и расчета прочности машин. Наи-
более полное отражение результаты изуче-
ния реологических характеристик полиме-
ров нашли в монографиях [26] и [28].
В отечественной литературе обобщенные
комплексные данные по реологическим и
теплофизическим характеристикам полиме-
ров отсутствуют. Настоящая работа являет-
ся попыткой восполнить этот пробел. Все
приведенные в книге данные относятся к
полимерным материалам, выпускаемым оте-
чественной промышленностью.
Справочник состоит из двух частей. В
первой его части приводятся эксперимен-
тальные значения теплофнзических характе-
ристик полимеров, во второй — эксперимен-
тальные значения реологических характери-
стик, полученные при исследовании термо-
пластов УкрНИИпластмаш совместно с Ин-
ститутом химии высокомолекулярных сое-
динений. Приведены также примеры при-
менения этих характеристик для расчета
оборудования, перерабатывающего пласт-
массы.
Авторы понимают, что приведенные в
книге материалы не являются исчерпываю-
щими, и с благодарностью примут все за-
мечания читателей.
Часть I
ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ЛИНЕЙНЫХ ПОЛИМЕРОВ
Основные теплофизические
характеристики полимеров
Основными теплофизическими характери-
стиками вещества при данных температуре
п давлении являются удельная теплоем-
кость ср, теплопроводность %, удельный объ-
ем о и температуропроводность а, которые
связаны между собой зависимостью
K = acp/v. (1.1)
Таким образом, знание эксперименталь-
ных значений любых трех теплофизических
характеристик вещества позволяет по урав-
нению (1.1) определить величину четвертой.
В большинстве случаев экспериментально
измеряют параметры ср, X и о, а значение
а получают расчетным путем.
Теплоемкость
По определению, теплоемкость выражает
собой количество тепла ДЯ, необходимое
для изменения температуры тела на некото-
рую величину ДТ, т. е.
Ср = Aff/AT. (1.2)
Очевидно, ширина температурного ин-
тервала ДТ не имеет существенного значе-
ния в области постоянных или линейно из-
меняющихся с температурой значений Ср,
в то время как в температурных диапазо-
нах фазовых или физических превращений,
где это условие не выполняется, необходи-
мо выбирать как можно более узкий интер-
вал ДТ. Следовательно, в общем случае
вместо (I. 2) можно записать
Cn = lim (ДЯ/ДТ) == dHldT. (1.3)
‘ дт-н)
Соответственно удельной теплоемкостью
ср называется теплоемкость, отнесенная к
единице количества вещества, т. е.
ср = Ср/т =--dH/m-dT, (1.4)
где m—масса образца. Из уравнения (1.4)
видно, что удельная теплоемкость обладает
размерностью единица теплоты/единица мас-
сы-единица температуры, т. е. дж/г-град
или кал/г-град. В дальнейшем сокращенный
термин «теплоемкость» будет использоваться
для обозначения удельной теплоемкости при
постоянном давлении.
Измерение теплоемкости полимеров в
широком диапазоне температур дает инфор-
мацию о характере тепловой подвижности
повторяющихся элементов цепи макромоле-
кулы и его изменении при фазовых (плав-
ление, кристаллизация, полиморфное пре-
вращение кристалла) или физических (стек-
лование) переходах. В области низких тем-
ператур, в которой производится большин-
ство прецизионных измерений, эксперимен-
тальные значения теплоемкости полимеров,
находящихся в твердом состоянии, подобно
теплоемкости других твердых тел, являют-
ся монотонно возрастающей функцией тем-
пературы, достигая относительного «насы-
щения» при некоторой характеристической,
так называемой дебаевской температуре,
соответствующей возбуждению всех внутри-
молекулярных («скелетных») колебатель-
ных степеней свободы полимерной цепочки
[1]. Абсолютные теплоемкости полимеров в
этой области температур (вблизи 300 К)
сравнительно мало изменяются в гомологи-
ческом ряду, однако проявляют заметную
зависимость от массы повторяющихся зве-
ньев цепи [1], что может быть качественно
учтено следующими эмпирическими соотно
шениями [2, 3]:
с-А. = 10,35 дж/г-атом-град, (1.5)
с<А'Ц>/2 = 10,35 (дж/г-атом-град)/(смэ/г)1/2,
(1-6)
где с — удельная теплоемкость, дж/г-град;
А — эмпирический параметр, равный отно-
шению М/п, где М — масса повторяющегося
звена цепи, п — число атомов в повторяю-
щемся звене.
Переход полимера из твердого в жид-
кое состояние (расплав) может происходить
либо при температуре стеклования Тс (для
некрнсталлизующихся полимеров типа
атактических полистирола, полипропилена,
поливинилхлорида и т. п.), либо при тем-
пературе плавления ТПл (для кристаллизу-
ющихся полимеров типа полиэтилена, поли-
амидов, стереорегулярных полипропилена,
полистирола и др.). При переходе через
точку, соответствующую Тс, на кривых тем-
пературной зависимости теплоемкости на-
блюдается положительный скачок, величина
которого Асу в расчете на 1 моль элемен-
тарных структурных «бусинок», входящих в
состав повторяющегося звена макромолеку-
лы (например, метильные и метиленовые
группы, атомы кислорода и т. п.), для пол-
ностью аморфного образца обычно удовле-
творяют эмпирическому правилу [1]
Ас = (2,7-т-2,9) кал/моль-град.
(1-7)
Наличие кристаллической фазы в образце
приводит к понижению экспериментального
значения Дср по сравнению с «универсаль-
ным», причем величина такого понижения в
ряде случаев изменяется пропорционально
содержанию кристаллической фазы, т. е.
степени кристалличности полимера.
При плавлении полимера его теплоем-
кость резко возрастает до некоторого макси-
мального значения при температуре Тпл,
которую обычно принимают за температуру
плавления кристаллической фазы, после че-
го стремительно понижается до величины,
превышающей теплоемкость твердого поли-
мера. Площадь пика, ограниченного кривой
теплоемкости и прямой, полученной путем
линейной экстраполяции кривой теплоемко-
сти расплава до пересечения с кривой те-
плоемкости твердого полимера ниже Гпл,
может служить количественной мерой глу-
бины закристаллизованности полимерного
образца, т. е. теплоты плавления А/7ПЛ.
В отсутствие химических превращений
(термической или термоокислительной де-
струкции, сшивки и др.) теплоемкость
расплавов полимеров обычно линейно воз-
растает с повышением температуры. По-
грешность экспериментальных значений
теплоемкости в температурной области жид-
кого состояния полимеров, как правило,
возрастает от 1—2 до 5—7%. Численное
значение мольной теплоемкости расплава
полимера при 300 К может приближенно
оценить по аддитивной схеме, используя
табулированные значения вкладов различ-
ных атомных групп, входящих в состав
повторяющегося звена цепи [4]. Теплоем-
кость расплава при более высоких темпера-
турах можно затем определить путем экст-
раполяции с помощью следующей линейной
зависимости [3]:
ср (Т) = ср (300 К) +
4- 0,5 (1 + Мб/Л1)Ю~3Т, кал/г-град, (1.8)
где М — масса повторяющегося звена мо-
лекулярной цепи; Мб — часть массы повто-
ряющегося звена, приходящаяся на боковые
группы; Т — абсолютная температура. Со-
отношение (1.8) учитывает наблюдаемое
в эксперименте более быстрое возрастание
при повышении температуры теплоемкости
расплавов полимеров с громоздкими боко-
выми группами (полипропилен, полистирол
и т. п.) по сравнению с расплавами поли-
меров с неразветвленными цепями (линей-
ный полиэтилен или алифатические поли-
эфиры и полиамиды).
Важнейшими экспериментальными мето-
диками, применяющимися для измерения
теплоемкости полимеров, являются адиаба-
тическая и динамическая калориметрия.
Относительная погрешность определения
теплоемкости с помощью прецизионных
адиабатических калориметров находится в
пределах 0,1—0,5%. Однако недостатками
этого метода являются необходимость при-
менения больших (несколько десятков
граммов) масс образца, низкая (до
1 град/мин) скорость ступенчатого повыше-
ния температуры, длительные интервалы
между повышениями температуры для до-
стижения теплового равновесия и др. По
этим причинам адиабатические калоримет-
ры оказываются малопригодными для
определения теплоемкости в температурном
диапазоне структурных превращений поли-
мера (в особенности, протекающих с боль-
шой скоростью), и чаще всего используют-
ся для низкотемпературных абсолютных
измерений. Указанных недостатков лишены
малоинерционные динамические калоримет-
ры, в которых используется широкий (от
0,05 до 50 град/мин и выше) диапазон
скоростей непрерывного нагрева полимер-
ных образцов, масса которых не превышает
0,01—0,2 г [1]. Относительная погрешность
измерения теплоемкости с помощью дина-
мических калориметров обычно на порядок
выше, но путем тщательной калибрации
прибора на стандартных веществах она мо-
жет быть уменьшена до 0,5—1%.
Теплопроводность
Под теплопроводностью понимают явление
передачи теплоты, в результате чего про-
исходит выравнивание температур в объеме
вещества.
Рис. 1.1. Зависимость «приведенной» теплопроводности от температуры.
Термин «теплопроводность» также при-
меняется для обозначения коэффициента
теплопроводности X, размерность которо-
го — единица теплоты/единица длины-еди-
ница времени-единица температуры, т. е.
кал/см-с-град.
Зависимость теплопроводности некри-
сталлизующихся полимеров от температуры
описывается непрерывной кривой с широ-
ким максимумом вблизи температуры стек-
лования Тс (см. «приведенную» кривую
на рис. I. 1). Монотонное возрастание зна-
чения X стеклообразных полимеров при по-
вышении температуры до объясня-
ется увеличением члена С в уравнении [5]
Х = К-Сг)-и.//ц, (1.9)
где К—безразмерная константа; С„—
теплоемкость при постоянном объеме; и —
скорость распространения упругих волн
(«фононов»); I — длина свободного пробе-
га фононов; и и / — приблизительно постоян-
ные параметры. В области высокоэластиче-
ского состояния (т. е. при Т'_>ТС), напротив,
теплоемкость изменяется незначительно, од-
нако уменьшаются значения параметров и
и I в результате увеличения среднего рас-
стояния между сегментами макромолекул,
что приводит к понижению теплопроводно-
сти.
Теплопроводность полимеров в кристал-
лическом состоянии существенно выше, чем
в стеклообразном. Это объясняется как воз-
растанием плотности, так и увеличением
параметра / от значения, соизмеримого с
межатомными расстояниями, до значений,
близких к средним размерам кристалличе-
ских участков полимера. В то же время
теплопроводность твердых кристаллизую-
щихся полимеров, в отлпчие от стеклообраз-
ных, с повышением температуры понижает-
ся согласно уравнению [5]
Х = .4 + В/Т) (1.10)
где А и В — константы. Такое поведение
можно качественно объяснить в рамках
теории диэлектрических кристаллов возрас-
танием амплитуды коллективных колебаний
атомов кристаллической решетки при повы-
шении температуры, приводящим к увеличе-
нию рассеяния передаваемой тепловой энер-
гии и соответственно к понижению тепло-
проводности. При температуре плавления
кристаллической фазы ТПл теплопровод-
ность резко падает и затем остается при
близительно постоянной, или же проявляет
слабую зависимость от температуры.
С увеличением молекулярной массы те-
плопроводность полимеров вначале быстро
возрастает и затем достигает приблизитель-
но постоянного значения, что объясняется
уменьшением концентрации «разрывов
сплошности» системы в виде концевых групп
макромолекул. Теплопроводность также су-
щественно зависит от химической природы
полимера и наличия в нем добавок. Напри-
мер, наблюдается монотонное понижение
теплопроводности при увеличении размеров
боковых групп молекулярной цепи в ряду
полиолефинов, что объясняется как возрас-
танием среднего межцепного расстояния,
так и увеличением массы, приходящейся на
атом главной цепи [5]. Введение наполни-
телей или пластификаторов в полимер так-
же сильно влияет на теплопроводность, при-
чем численное значение X композиции будет
определяться не только количеством вве-
денной добавки, но и характером ее взаимо-
действия с полимерной фазой.
Для экспериментального определения
теплопроводности полимеров применяются
стационарные, нестационарные и квазиста-
ционарные методы. В стационарных мето-
дах производится измерение величины те-
плового потока и разности температур
между определенными точками полимерно-
го образца, в котором поддерживается ста-
ционарное (т. е. постоянное во времени)
распределение температур по сечению. Эти
методы обычно позволяют получать наибо-
лее точные значения теплопроводности, од-
нако их недостатком является длительность
периода установления стационарного тепло-
вого потока. В нестационарных методах из-
меряется изменение разности температур
между средой — термостатом и различными
точками на поверхности или в объеме по-
лимерного образца во времени [5, 6]. Таким
образом, эти методы позволяют определить
лишь значение коэффициента температуро-
проводности путем анализа характера рас-
пределения температур в образце. Наконец,
в квазистационарных методах образец по-
мещается в среду, температура которой яв-
ляется линейной функцией времени, и вы-
держивается определенное время до момен-
та, когда температура любой точки образ-
ца также начнет изменяться во времени по
линейному закону (т. е. градиент темпера-
туры в образце будет постоянным независи-
мо от времени). По величине теплового по-
тока и градиента температур при квазиста-
цнонарном режиме нагрева рассчитывается
значение теплопроводности образца [5, 6].
Удельный объем
Величина удельного объема v служит коли-
чественной мерой объема, занимаемого еди-
ницей массы вещества, и имеет размерность
единица объем а/единица массы, т. е. см3/г
или м3/т.
Зависимость удельного объема от тем-
пературы качественно полностью повторяет
аналогичный график для температурной за-
висимости относительной энтальпии. Для
некристаллизующихся полимеров график
v=f (Т) состоит из двух линейных участков
с углами наклона dvc/dT и dv^dT соответ-
ственно для стеклообразного и высокоэлас-
тического состояния (расплава), которые
пересекаются при температуре стеклования
Тс. Значения температурных коэффициен-
тов dvddT и dvsjdT (размерность—
см3/г-град) можно оценить с помощью сле-
дующих эмпирических уравнений [4]:
dvJdT^V^VjM, (1.11)
dvJdT = K2V0W, (1.12)
где Vo — собственный (ван-дер-ваальсов)
объем повторяющегося звена молекулярной
цепи (размерность — см3/моль); М — мас-
са повторяющегося звена; Ki и Ка—эмпи-
рические «универсальные» константы. Вели-
чину Vo можно рассчитать по схеме адди-
тивности, используя табулированные [4, 7]
значения инкрементов собственного объема
атомных групп, входящих в состав повто-
ряющегося звена цепи. Для случая, когда
значения V(, определяются по данным Ки-
тайгородского [7, 8], константы Ki и Кз
имеют численные значения соответственно
4,15 -10—4 град-1 и 9,2-10~4 град-1.
При повышении температуры удельный
объем кристаллизующихся полимеров в
твердом состоянии вначале линейно по-
вышается при значении температурного
коэффициента, приблизительно равного
dt'ddT, после чего наблюдается нелинейное
быстрое возрастание v в интервале плавле-
ния и последующий линейный рост удель-
ного объема расплава с температурным:
коэффициентом dv^dT. Величина прираще-
ния удельного объема при плавлении пони-
жается при уменьшении степени кристалли-
чности полимера, а также при переходе к.
полимерам с громоздкими боковыми груп-
пами в цепи.
Несмотря на то что абсолютные значе-
ния удельного объема декристаллизующих-
ся полимеров существенно зависят от хими-
ческого строения макромолекулы, наблюда-
ется следующая удовлетворительная корре-
ляция между значениями оа при 300 К и
собственным объемом повторяющегося зве-
на цепи [7]:
оа (300 К) = l,47V0/44, (1.13)
где коэффициент 1,47 в правой части пред-
ставляет собой величину, обратную коэффи-
циенту упаковки полимера в аморфном со-
стоянии [7]. С другой стороны, для кри-
сталлизующихся полимеров значение коэф-
фициента упаковки в кристаллическом
состоянии в принципе не может считаться
универсальной константой [9—11], однако
величину удельного объема закристаллизо-
ванного полимера при 300 К можно грубо-
(погрешность до 10—15%) оценить из со-
отношения [12J
ок(300 К) = 1,35 VJM. (1.14)
Для экспериментального измерения
удельного объема полимеров при нормаль-
ном давлении применяется множество мето-
дов, в том числе методы объемной дилато-
метрии, пикнометрии, гидростатического
взвешивания, градиентных трубок, флотаци-
онный и др.
Перечисленные методы позволяют опре-
делять значения v с погрешностью от 0,0001
до 0,001 см3/г.
Значения удельного объема полимеров
в области повышенных давлений чаще всего
измеряют с помощью установок типа ци-
линдр — поршень [51] или же металличе-
ских дилатометров с сильфонным уплотне-
нием [52]. В широком диапазоне давлении
Р изотермические значения удельного объе-
ма удовлетворительно описываются эмпири-
ческим уравнением Тейта [53]:
1 — о/у0 = С In (1 + Р/В), (1.15)
где v и va — значения удельного объема
при давлении Р и Ро=1 ат соответственно;
С — эмпирическая константа, численное
значение которой для полимеров близко к
0,089 [53]; В — параметр, связанный с вну-
тренним давлением полимера. Как правило,
в твердом (кристаллическом или стекло-
образном) состоянии полимеры обладают
значительно более высокими значениями В,
чем в расплаве. Величину коэффициента
изотермической сжимаемости 0 можно оп-
ределить по формуле
0 = v0C/v (Р + В). (1.16)
При переходе полимера из расплава в стек-
лообразное или кристаллическое состояние
в результате приложения давления в изо-
термических условиях наблюдается резкое
падение 0 от величин порядка (8—10)Х
ХЮ-5 атм-1 до (3—5) • 10“5 ат-1. Значе-
ния 0 закономерно понижаются при перехо-
де от полимеров простого молекулярного
строения (алифатические полиэфиры, поли-
олефины) к полимерам с громоздкими боко-
выми группами.
Глава 1. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТЕРМОПЛАСТОВ
Значения основных теплофизических пара-
метров отечественных марок термопластич-
ных полимеров, представленные в этой гла-
ве в виде графиков, были определены с по-
мощью описанных ниже экспериментальных
методов.
Измерения теплоемкости проводили ме-
тодом динамической калориметрии на уста-
новке, описанной в работе [13], при скоро-
сти нагрева 2—3 град/мнн. Относительная
погрешность измерений составляла от 2—
3% (в области температур до 150° С), до
5—7% (при более высоких температурах).
Графики температурной зависимости отно-
сительной энтальпии &Н были построены
путем графического интегрирования кривых
теплоемкости для соответствующих поли-
меров.
Изменение относительной энтальпии Д/7
при изменении давления на ДР определяли
.по уравнению
Р+ДР
\Н = У [V — T(dV/dT)p]dP (1.17)
р
ПОЛИЭТИЛЕН
Полиэтилен низкой плотности 11502-070
графическим методом, используя результа-
ты исследования зависимости удельного
объема от давления и температуры.
Экспериментальные значения теплопро-
водности определяли методом квазистацио-
парного теплового режима для образцов
кольцевой формы (внутренний диаметр
32 мм, наружный диаметр 45 мм, высота
25 мм), полученных прессованием из рас-
плава непосредственно в измерительной
ячейке. Относительная погрешность опреде-
ления значений X оценивалась в 5—7% (в
области температур до 150° С) и 7—10%
(при более высоких температурах).
Значения удельного объема измеряли
либо с помощью индикаторного дилатоме-
тра с относительной погрешностью 3%,либо
с помощью объемного ртутного дилатоме-
тра с погрешностью 0,001 см3/г.
Для определения величины удельного
объема расплава в зависимости от давле-
ния была использована установка с измери-
тельным узлом типа цилиндр — поршень.
И
Рис. 1.4. Зависимость теплопроводно-
сти от температуры.
Рис. 1.5. Зависимость удельного объе-
ма и плотности от температуры.
Рис. 1.7. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.12. Зависимость теплопро-
водности от температуры.
Рис. 1.14. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188, 5—1 ат.
Рис. 1.15. Зависимость теплопровод-
ности от температуры.
Рис. 1.16. Зависимость удельного
объема и плотности от температуры.
Рис. 1.19. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188, 5 — 1 ат.
2 — 6-1059 .._ 17
4 84 02 ;
Рис. 1.20. Зависимость теп>
лопроводности от темпера-
туры.
Рис. 1.21. Зависимость
удельного объема от давле-
ния при температуре:
/— 200, 2—180, <3—160, 4 —
150° С.
Рис. 1.22. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.26. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188, 5 — 1 ат.
Рис. 1.27. Зависимость теп-
лопроводности от темпера-
туры.
Рис. 1.28. Зависимость
удельного объема от давле-
ния при температуре:
/ — 210, 2 — 190, 3—170, 4—150,
5 — 130° С.
Рис. 1.30. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.33. Зависимость теплоемкости от температуры.
.22
Рис. 1.35. Зависимость теплопроводности
от температуры.
Рис. 1.37. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
/ — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188, 5 — 1 ат.
Рис. 1.40. Зависимость удель-
ного объема от давления
при температуре:
I — 210, 2 — 190, 3 — 170, 4 — 150.
5 — 130° С.
Рис. 1.41. Зависимость теплопровод-
ности от температуры.
Рис. 1.42. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Рис. 1.43. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Рис. 1.44. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Полиэтилен низкой плотности 2020Т, партия 230 (15802-020)
Рис. 1.45. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Рис. 1.46. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Полиэтилен «Manolen» высокой плотности типа 47100 фирмы «Sodefine»
Рис. 1.48. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Полиэтилен высокой плотности 4040-Л (20906-040)
Рис. 1.49. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Рис. 1.50. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Полиэтилен низкой плотности 15802-020
Рис. 1.51. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Рис. 1.52. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Полиэтилен высокомолекулярный
Рис. 1.53. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Рис. 1.54. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Рис. 1.55. Зависимость удельно-
го объема от давления при
температуре:
/ — 193, 2 — 182, 3 — 172° С.
ПОЛИПРОПИЛЕН
Полипропилен 03П10/01
Рис. 1.57. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 752. 2 — 534, 3 — 376, 4 — 188, 5— 1 ат.
Рис. 1.58. Зависимость тепло-
проводности от температуры.
Рис. 1.59. Зависимость
удельного объема и плот-
ности от температуры.
Рис. 1.60. Зависимость
удельного объема от дав-
ления при температуре:
/ — 250, 2 — 230, 3 — 210, 4 —
190е С.
Рис. 1.61. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
Полипропилен 02П10/01, Б
Рис. 1.62. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
удельного
температу-
Полипропилен 04П10, партия 139/5а
Рис. 1.64. Зависимость удельного
объема и плотности от температу-
ры.
Рис. 1.56. Зависимость удельно-
го объема и плотности от тем-
пературы.
ПОЛИВИНИЛХЛОРИД
Поливинилхлорид жесткий
Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура 251
Рис. 1.69. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.72. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.73. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.75. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Рис. 1.79. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.80. Зависимость теплопровод-
ности от температуры.
Рис. J.81. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
Поливинилхлорид жесткий, рецептура С-12
Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура 8
Рис. 1.87. Зависимость удельного объ-
ема и плотности от температуры.
АЛКИДНАЯ КОМПОЗИЦИЯ
Алкидная линолеумная композиция
Рис. 1.88. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.89. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
ПОЛИСТИРОЛ
Полистирол УПМ-ЗЛ
Рис. 1.91. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 725, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188. 5 — 1 ат.
Рис. 1.92. Зависимость
теплопроводности от тем-
пературы.
Рис. 1.93. Зависимость
удельного объема и
плотности от темпера-
туры.
Рис. 1.94, Зависимость
удельного объема от дав-
ления при температуре:
/ _ 150. 2 — 130,3 — 110° С .
ПОЛИАМИД
Полиамид спирторастворимый марки 548
Рис. 1.97. Зависимость отно-
сительной энтальпии от тем-
пературы при давлении:
1 — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 188.
5 — 1 ат.
Рис. I. 98. Зависимость теп-
лопроводности от темпера-
туры.
Рис. 1.99. Зависимость удель-
ного объема от давления
при температуре:
I — 230, 2 — 210, з— 190° С.
Анидная смола
Рис. 1.100. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рнс. 1.103. Зависимость удель-
ного объема п плотности от
температуры.
ПОЛИКАРБОНАТ
Рис. 1.106. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.107. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.108. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
1 — 752, 2 — 564, 3 — 376, 4 — 183, 5 — 1 ат.
Рис. I.НО. Зависимость удельного объема от давления при температуре:
I — 250, 2 — 230 , 3 — 210, 4 — 190, 5 — 170° С.
АКРИЛОНИТРИЛБУТАД ИЕНСТИРОЛЬНЫЙ ПЛАСТИК
Акрилонитрилбутадиенстирольный пластик АБС
Рис. 1.111. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.112. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.114. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.115. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
/ — 752, 2 — 564 , 3 — 376 , 4 — 188, 5 — 1 ат.
Рис. 1.118. Зависимость удельного объема от давления при темпе-
ратуре:
7 — 245. 2 — 210, 3 — 180, 4—150, 5 — 130° С.
Рис. 1.119. Зависимость теплоемкости от температуры.
ПОЛИЭТИЛЕНТЕРЕФТАЛАТ
Рис. 1.123. Зависимость относительной энтальпии от температуры при давлении:
I — 752, 2 — 564 , 3 — 376, 4 — 188, 5 — 1 ат.
КУМАРОНОВАЯ КОМПОЗИЦИЯ
Кумароновая плиточная композиция фирмы «Марли Арлекин
КСЛЛОКСИЛИНОВАЯкомпозиция
ПОЛИВИНИЛОВЫЙ СПИРТ
Поливиниловый спирт ПВС-Э, партия 32
Рис. 1.132. Зависимость удельного
объема и плотности от температуры.
СОПОЛИМЕРЫ
Сополимер СЭП-7Н
Рис. 1.133. Зависимость удельного
объема и плотности от температуры.
Рис. 1.134. Зависимость удельного
объема и плотности от температуры.
Рис. 1.135. Зависимость удель-
ного объема и плотности от
температуры.
Рис. 1,136. Зависимость тепло-
емкости от температуры.
Рис. 1.137. Зависимость относи-
тельной энтальпии от темпера-
туры при давлении1.
1 — 1000, 2 — 750, 3 — 500, 4 — 250.
5 — 1 ат.
Рис. 1.139. Зависимость теплоем-
кости от температуры.
Рис. 1.140. Зависимость относи-
тельной энтальпии от температуры
при давлении:
7 — 1000, .2 — 750, 3 — 500, 4— 250,
5—1 ат.
Рис. 1.141. Зависимость
удельного объема и плотнос-
ти от температуры.
Рис. 1.142. Зависимость
удельного объема от давле-
ния при температуре:
1 — 154, 2 — 144 , 3 — 134 , 4 — 124,
.5 — 114° С.
Рис. 1.143. Зависимость тепло-
емкости от температуры.
Рис. 1.144. Зависимость относи-
тельной энтальпии от темпера-
туры при давлении:
/ — 1000, 2 — 750, <3 — 500. 4 — 250.
5 — 1 аг.
Рис. 1.145. Зависимость
удельного объема от давле-
ния при температуре:
/—186, 2 — 171, 3 — 158, 4—147.
5 _ 137° с .
Рис, 1.146. Зависимость
удельного объема и плот-
ности от температуры.
Рис. 1.147. Зависимость теп-
лоемкости от температуры
Рис. 1.148. Зависимость отно-
сительной энтальпии от тем-
пературы при давлении:
1 — 1000, 2 — 750. 3 — 500, 4 — 250.
.7 — 1 ат.
Рис. 1.149. Зависимость удель-
ного объема и плотности от
температуры.
Рис. 1.151. Зависимость тепло-
емкости от температуры.
Рис. 1.152. Зависимость от-
носительной энтальпии от
температуры при давлении:
I — 1(100, 2 — 750 , 3 — 500. 4 —
250, 5 — 1 ат.
Рис. 1.153. Зависимость
удельного объема и плотнос-
ти от температуры.
Рис. 1.154. Зависимость
удельного объема от давле-
ния при температуре:
I — 150, 2 — 135, 3 - 128. 4 —
117, 5— 105“ С.
Рис. 1.155. Зависимость теплоем-
кости от температуры.
Рис. 1.156. Зависимость относи-
тельной энтальпии от температуры
при давлении:
/—1000, 2 — 750, 3 — 500, 4 — 250.
5 — I ат.
Рис. 1.157. Зависимость удель-
ного объема от давления при
температуре:
1—140, 2—128, 3 — 118, 4—108.
5 - 97° С.
ПОЛИМЕТИЛМЕТАКРИЛАТ
Рис. 1.158. Зависимость удель-
ного объема и плотности от
температуры.
Рис. 1.159. Зависимость удель-
ного объема и плотности от
температуры.
Рис. 1.160. Зависимость удель-
ного объема и плотности от
температуры.
Рис. 1.161. Зависимость
теплоемкости от темпера-
туры.
Рис. 1.162. Зависимость
относительной энтальпии
от температуры.
Рис. 1.163. Зависимость
удельного объема от
температуры.
5 — 6-1059
65
Рис. 1.164. Зависимость
теплоемкости от темпера-
туры.
Рис. 1.165. Зависимость
относительной энтальпии
от температуры.
Рис. 1.166. Зависимость
удельного объема от
температуры.
Полиоксиэтилен
Рис. 1.167. Зависимость
теплоемкости от темпера-
туры.
Рис. 1.168. Зависимость
относительной энтальпии
от температуры.
Рис. 1.169. Зависимость
удельного объема от
температуры.
ПОЛИУРЕТАНЫ
Рис. 1.170. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.175. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.177. Зависимость теплоемкости от температуры.
Рис. 1.178. Зависимость относительной энтальпии от температуры.
Рис. 1.181. Зависимость удельного
объема от температуры.
Концентрат красителя П2КП-001 (ТЮ2—20%)
Рис, 1.182. Зависимость удельного
объема и плотности от температу-
ры.
Ч а сть II
РЕОЛОГИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ПОЛИМЕРОВ
Свойства полимеров
в вязкотекучем
состоянии
В процессе переработки полимерных мате-
риалов происходит их деформирование, ко-
торое сопровождается структурными пре-
вращениями и изменением реологических
свойств полимеров.
Реологические характеристики, получен-
ные при различных температурах и напря-
жениях сдвига для полимеров разных мо-
лекулярных масс, молекулярно-массовых
распределений и полимерных систем разно-
го состава, дают возможность научно обо-
сновать, правильно выбрать и усовершен-
ствовать процесс переработки полимеров в
изделия [20].
С целью получения стабильных по каче-
ственным показателям изделий и стабилиза-
ции их размеров во времени, переработку
и формование полимеров нужно осущест-
влять в области вязкотекучей деформации.
Однако надо помнить, что переработка по-
лимеров в реальных условиях всегда сопро-
вождается и наличием высокоэластической
составляющей общей деформации, которая
в дальнейшем проявляется в виде релакса-
ционных явлений. Четкой грани между те-
кучим и высокоэластическим состояниями
установить нельзя, но факторы, влияющие
на снижение доли высокоэластической де-
формации, известны.
Повышение температуры и снижение мо-
лекулярной массы полимеров приводит к
снижению высокоэластической деформации
и достижению текучего состояния.
Одной из важнейших характеристик про-
цесса течения [21—23] полимеров является
их вязкость, которая в основном зависит от
температуры, напряжения сдвига и молеку-
лярной массы.
Влияние температуры
на вязкость полимеров ,
Существенное влияние на достижение вяз-
котекучего состояния термопластов оказы-
вает температура, так как с ее изменением
в процессе переработки полимеров в значи-
тельной мере изменяется поведение послед-
них. Ниже приводятся эмпирические зави-
симости вязкости от температуры, которые
могут быть использованы при инженерных
методах расчета.
Как известно [24], с повышением темпе-
ратуры увеличивается удельный свободный
объем молекул. С учетом этой закономер-
ности и было получено уравнение (II.1),
часто приводимое под названием Вильям-
са — Лэндела — Ферри. Эта зависимость
может рассматриваться как выражение из-
менения внутренней вязкости г] полимера
при изменении температуры от температуры
стеклования Т0 до температуры испытания
Т:
Сг+tT-TJ
lgT) = lgT)c+ Са + (Т-Тс) ’ (П1)
где Ci и Сг — эмпирические константы,
значения которых (С]=—17,44-, С2=51,6) не
зависят от природы полимера; Г|с—вязкость
системы при температуре стеклования; Тс—
температура стеклования; Т — температура
опыта.
В то же время, согласно активационной
теории, при повышении температуры, когда
возможен переход макромолекул из одного
равновесного состояния в другое, важную
роль играет энергия активации. Исходя из
этой теории, Френкель [25] и Эйринг нашли
температурную зависимость ньютоновской
вязкости
Е
1] = Ае ^т,
где Е — энергия активации вязкого тече-
ния; /? — универсальная газовая постоян-
мая; Т — абсолютная температура; А —
константа.
Эту зависимость называют уравнением
Аррениуса и наиболее часто используют на
практике, так как расчетные и эксперимен-
тальные значения г) дают удовлетворитель-
ную сходимость.
Ниже приводятся значения энергии ак-
тивации £, ккал/моль, вязкого течения для
группы термопластов [26, 27] :
Полиэтилен высокой плотности 6,0— 7,0
Полиэтилен низкой плотности 11,0—12,8
.Полиизобутилен 15,7—16,4
Полистирол 22,0—23,0
Поливинилхлорид 35,0
.Поликапроамид (капрон) ориенти
рованный 45,0
Полипропилен 23,0
Поливинилацетат 60,0
Ацетат целлюлозы 70,0
Тефлон (волокно) 75,0
Энергия активации вязкого течения тер-
мопластичных материалов изменяется при
изменении температуры и механических воз-
действий. Если изменяется напряжение
сдвига и скорость сдвига [28], уравнение
Аррениуса принимает вид
Е-
__у
т] = Аеяг, (П-2)
Ех
r\ = AeRT. (И.З)
Уравнение (II. 2) описывает изменение
вязкости при постоянном напряжении сдви-
га, а уравнение (II. 3) — при постоянной
скорости сдвига. В случае, когда термопласт
ведет себя как ньютоновская жидкость, Ех
равна E.j-
Ниже будут рассмотрены зависимости
вязкости от напряжения сдвига и скорости
сдвига. Если полимеры подчиняются сте-
пенному закону (см. уравнение (II. 12)), то
•соотношение Ех и £^ можно представить
в следующем упрощенном виде:
где п — показатель степени неньютоновско-
го поведения.
В гл. 1 приводятся зависимости реологи-
ческих характеристик от эффективного гра-
диента скорости при разных температурах.
По приведенным данным несложно постро-
Рис. II.1. Зависимость напряжения сдви-
га (а) и вязкости (б) неньютоновской жид-
кости от скорости сдвига.
ить графики зависимости In т] от обратной
1
температуры уА-103 и определить числен-
ное значение энергии активации [29].
Влияние напряжения сдвига
на вязкость полимеров
В процессе переработки полимеров проис-
ходит изменение вязкости в зависимости от
условий деформации (напряжения и скоро-
сти сдвига). Возникающая аномалия вязко-
сти зависит от внутри- и межмолекулярно-
го взаимодействия. Под действием сдвиго-
вых напряжений макромолекулы ориентиру-
ются вдоль направления действия сил, меня-
ется структура, а следовательно, и вязкость.
Графическое изображение (рис. II. 1,а)
кривой зависимости напряжения сдвига от
скорости сдвига (градиента скорости) носит
название кривой течения.
Классическая кривая течения неньюто-
новской жидкости имеет три участка.
Участок наибольшей ньютоновской вяз-
кости соответствует очень малым деформа-
циям сдвига. При этих режимах течения
«не происходит» структурных изменений, а
следовательно, и изменения вязкости. При
малых градиентах скорости интенсивность
теплового движения макромолекул доста-
точна для того, чтобы препятствовать ори-
ентации молекулярных клубков и надмоле-
кулярных образований. Структура полиме-
ра поэтому заметно не меняется, а расплав
ведет себя как ньютоновская жидкость.
Средний участок носит название струк-
турной ветви. На нем с изменением дефор-
маций сдвига происходит изменение вязко-
сти. Необходимо отметить, что этот участок
заслуживает особого внимания, так как в
этой области в основном ведется промыш-
ленная переработка полимеров.
На третьем участке — участке наимень-
шей ньютоновской вязкости — при доста-
Рис. II.2. Универсальная температурно-инвариантная характеристика вязкостных
свойств линейных полимеров.
точно высоких значениях скоростей сдвига
вязкость, достигнув наименьшего значения,
практически не меняется. Следует отметить,
что такого явления практически наблюдать
не удается, так как значительно раньше на-
ступает момент начала интенсивной термо-
механической деструкции и разрыв струн.
Наряду с графиком зависимости т от у
пользуются графиком зависимости вязкости
г| от градиента у (рис. 11.1,6).
В случае, если допустимы приближенные
расчеты, можно использовать метод универ-
сальной характеристики вязкости полиме-
ров. На рис. II. 2 изображена температур-
но-инвариантная зависимость приведенной
вязкости т]/т|нб от приведенной скорости
сдвига у-т]нб-
Результаты экспериментов, посвященных
изучению аномалии вязкости полимерных
систем, аналитически описываются [30, 31]
эмпирическими уравнениями различных ав-
торов
Y =-^-(1 4-ат2); (II.4)
1н
Ферри
V = ^-(1 + 3t); (II.5)
'н
Рейнера — Филиппова
’ Пн — Поо!
^-Поо-г (”-6)
Эйринга — Пауэлла
т/В
11 ~ sh (т/В) ; (П7)
Бикки
П = V (П.8)
Рауса
•П = (П.9)
Бартенева
Y == (П.Ю)
<н
где т)н — начальное значение вязкости при
бесконечно малом напряжении сдвига; a, fl,
Alt В, а,, Р, и Р2 — постоянные, зависящие
от природы полимера.
Наибольшее распространена в практике
получило степенное уравнение Оствальда
де Вила
т==Йэ"ф (11.11)
ИЛИ
Пэф = "Пэф"1 ’ <1Е12>
где п — степень неньютоновского поведения
полимера; т — константа (мера консистен-
ции жидкости). При п=1 уравнение (II. И)
сводится к закону Ньютона. Здесь т —
вязкость материала при п=1. Чем больше
п отличается от единицы, тем более ярко
выражен неньютоновский характер течения.
Данное уравнение применимо для слу-
чая установившегося течения. С повышени-
ем температуры разность между значения-
ми ньютоновской вязкости при низких и вы-
соких скоростях сдвига будет уменьшаться,
а область неньютоновского течения будет
сдвигаться в сторону более высоких скоро-
стей сдвига. С увеличением температуры
показатель степени неньютоновского пове-
дения полимера несколько увеличивается и
приближается к области ньютоновского те-
чения. При этом уменьшаются силы меж-
молекулярного взаимодействия, а следова-
тельно, и вязкость при любых скоростях
сдвига.
Уравнение (II. 12) гораздо проще урав-
нений (II.4) — (11.10) и его легче использо-
вать на практике, к тому же применение
уравнений (II.4) — (11.10) обычно не дает
никаких преимуществ, компенсирующих
сложность математических вычислений.
Значение п.—1 определяется по тангенсу
угла наклона касательной к кривой зави-
симости эффективной вязкости от скорос-
ти сдвига в логарифмических координатах
в данной точке. Если угол наклона кривой
равен 45°, то п=1 п течение материала под-
чиняется закону Ньютона.
Из приведенных ниже графиков (рис.
II.4—11.153) можно определить значения л
для целой группы термопластов.
При теоретическом исследовании процес-
са течения полимеров зависимость напря-
жения сдвига от скорости сдвига часто пред-
ставляют в виде полинома [32], позволяю-
щего описать поведение расплава в широ-
ком диапазоне градиентов скорости,
р
т = 2 vp>
1
где АР— константы; р=А, 2, 3,...
Что касается влияния давления на рео-
логические свойства полимеров, то в на-
стоящее время отсутствуют данные, позво-
ляющие оценить эту зависимость.
Влияние молекулярной массы
на вязкость полимеров
При равенстве температур и напряжений
сдвига вязкость расплава существенно за-
висит от молекулярной массы, молекулярно-
массового распределения, разветвленности
и надмолекулярной структуры текущего по-
лимера.
Для многих высокомолекулярных соеди-
нений зависимость вязкости расплавов по-
лимеров от молекулярной массы при нулевой
скорости сдвига представляется в общем
виде выражением
т] =/гМа. (И-13)
На основании ряда исследований [331
многих полимеров была показана общая
зависимость вязкости полимеров в текучем
состоянии от их молекулярной массы. Эту
зависимость в логарифмических координа-
тах можно представить двумя пересекаю-
щимися прямыми (рис. II. 3). Молекуляр-
ная масса, соответствующая точке пересе-
чения прямых, называется критической.
Рис. II.3. Зависимость вязкости от
молекулярной массы полимера.
Для линейных полимеров
при М > Л4кр т]н = k2Ma\ а2 = 3,4;
(П.14)
при М < Мкр Т]н = k3Ma‘, а3 = 1 : 2,
(11.15)
где 1г2 и k2 — некоторые функции темпе-
ратуры; /И„р — критическая молекулярная
масса; т]п — наибольшая ньютоновская
вязкость.
Во всех случаях при расчете по форму
лам (II. 14) и (II. 15) используются зна-
чения среднемассовой молекулярной массы
Mw.
Температура переработки полимеров на
перерабатывающем оборудовании должна
выбираться с учетом их молекулярной мас-
сы, так как вязкотекучее состояние достига-
ется при определенной вязкости, которая за-
висит от молекулярной массы и темпера-
туры.
Температура текучести линейных поли-
меров Тт быстро возрастает с повышением
их молекулярной массы. Для аморфных ли-
нейных полимеров существует следующая
зависимость:
1g М — Л2 Bj
С-|-(Тт—Тс) ’
где Тс—температура стеклования; А2,
и С — константы для данного полпмергомо-
логнческого ряда [34].
При рассмотрении течения пепьютонов
ских жидкостей недостаточно учитывать
влияние молекулярной массы (ММ) на вяз-
кость полимеров, необходимо принимать во
внимание и влияние на нее молекулярно-
массового распределения (ММР) [35].
При нулевой скорости сдвига вязкость
расплавов обычно зависит от среднемассо-
вой молекулярной массы и при одной и той
же молекулярной массе Mw не зависит от
особенностей молекулярно-массового рас-
пределения. Если расплавы полимеров ве-
дут себя как неныотоновские жидкости и
их вязкость зависит от скорости сдвига, то
форма зависимости определяется молеку-
лярно-массовым распределением полимера.
Вязкость полимеров с узким (Мц>/Мп=1 +
4-1,2) молекулярно-массовым распределе-
нием в широком диапазоне скоростей сдви-
га мало изменяется, а при некоторой кри-
тической скорости сдвига наблюдается срыв
течения. Вязкость полимеров с более широ-
ким молекулярно-массовым распределением
уменьшается при увеличении скорости сдви-
га, причем характер изменения зависит от
молекулярно-массового распределения.
Связь между зависимостью вязкости от
градиента скорости и шириной молекуляр-
но-массового распределения установлена в
работах [36, 37]. При сравнении полиме-
ров с широким и узким ММР, но с одина-
ковой средней молекулярной массой, оказа-
лось, что образец с широким ММР прояв-
ляет неньютоновские свойства при более
низких скоростях течения, чем образец с
узким ММР. Вместе с тем качественное
сравнение разных партий материала по
этим признакам в ряде случаев затруднено..
Это связано с тем, что кривые различаются
по интенсивности изменения скорости спада
вязкости. В работе [38] приводится зависи-
мость вязкости, градиента скорости от
ММР. Полученная закономерность описы-
вается уравнением.
[д218Лэф/<^ЭфЛмакс1_1 =
= 3,451g^u/Mn+ 1,65,
где 1]Эф—эффективная вязкость расплава
полимера; уОф — эффективный градиент
скорости; Л1„, — среднемассовая молекуляр-
ная масса-, Мп — среднечисловая молеку-
лярная масса.
Обобщением известных эксперименталь-
ных данных является предложенная
Г. М. Бартеневым [39] зависимость
т| —СзМп‘ ехр ( у- —,
где С3 — константа, определяемая только-
строением полимерных цепей; ni — пока-
затель степени, характеризующий влияние
молекулярной массы на надмолекулярную-
структуру полимера (он не зависит от строе-
ния полимерных цепей); а4 — константа,,
характеризующая скорость разрушения над-
молекулярной структуры с увеличением на-
пряжения сдвига и зависящая от исходной,
структуры и молекулярной массы (не за-
висит от температуры).
Глава 1. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТЕРМОПЛАСТОВ
В настоящей главе приводятся кривые те-
чения расплавов полимеров, снятые на ка-
пиллярном вискозиметре постоянных давле-
ний КВПД-2. Для определения реологиче-
ских характеристик * использовалась мето-
дика, разработанная в работах [40, 41).
Ниже приводится пример расчета рео-
логических характеристик полиэтилена мар-
ки П4040-Л (соответствует марке 20906—
040 по ГОСТу 16338—70) при температуре
230° С на капиллярном вискозиметре
КВПД-2.
Производятся две серии опытов для
длинного капилляра диаметром di = 2,09 мм
и длиной /дл = 60 мм и короткого с разме-
рами соответственно d2 = 2,099 мм и 1к=
=30 мм.
Определив датчиком объемного расхода Qo
и вычислив эффективный градиент скорости
4Q0
по формуле уЭф= я/.3 , находят эффектив-
ную вязкость из выражения
т
Чэф •
7эф
Так, при показаниях манометра 15 ат,
что соответствует давлению в бомбе
70 кгс/см2 (определяется датчиком боково-
го давления), расход в коротком капилляре
равен 0,195 см3, в длинном — 0,055 см3/с.
Следовательно,
4-0,195 „ „ _
Уэф.к= 3,14-0,10493 = 2,16'10,с >
_ 4-0,055
' эф.дл 3,14-0,10453
= 6,2-10* 1, с-1.
Эффективный градиент скорости определя-
ют при различных давлениях для обоих
капилляров и строят графики зависимости
эффективного градиента скорости от дав-
* Для удобства практического использо-
вания реологических характеристик термо-
пластов физические величины представлены
в системе МКГСС. В системе СИ пред-
ложенные физические величины имеют сле-
дующие значения: 1 кгс/см2=9,81 104 Н/м2;
1 кгс-с/см2=9,81-104 Н-с/м2.
ления. Затем для определенных градиентов-
скорости вычисляют и соответствующие им
напряжения сдвига на стенке капилляра по
формуле
ДРг
т — 2 (I —/ )
' дл W
Так, при у = 100 с~'ДР = 51 кгс/см2,
51-1,046
а т= 2(60—30") = 8,9-9 кгс/см'
Напряжение сдвига определяют для раз-
личных градиентов скорости, а затем строят
графики зависимости напряжения сдвига от
эффективного градиента скорости. По дан-
ным напряжения сдвига и эффективного
градиента скорости определяют эффектив-
ную вязкость
х 8,9-10-1 о
Ч9ф=—=----------[о3--=8,9-10 Зкгс-с/см2.
Тэф
В данной главе приводятся реологичес-
кие характеристики термопластов, выпуска-
емых отечественной промышленностью.
Представлены зависимости эффективной
вязкости и напряжения сдвига от градиента
скорости при разных температурах. Реоло-
гические характеристики получены методом
капиллярной вискозиметрии на приборе
КВПД-2 с учетом входовых эффектов.
Показатели текучести расплава опреде-
лены на приборе ПИРТ по ГОСТу 11645 —
73 для:
полиэтилена низкой плотности при тем
пературе 190° С и нагрузке 2,16 кгс:
полиэтилена высокой плотности при тем-
пературе 190° С и нагрузке 5 кгс;
полипропилена при температуре 230° С и
нагрузке 2,16 кгс;
полистирола при температуре 200° С ш
нагрузке 5 кгс;
сополимера СЭП при температуре 190° С
и нагрузке 5 кгс;
сополимера этилена с винилацетатом при
температуре 190° С и нагрузке 2,16 кгс;
полиамида при температуре 190° С и на-
грузке 0,325 кгс.
ПОЛИЭТИЛЕН*
Полиэтилен высокой плотности 4020-ЭК, партии 148 (20806-024)
i Етотноеть при 20° С — 0,94 г/см3.
Показатель текучести раеилана — 2,21 г/10 мин.
Рис. II.4. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (</ = 2,09мм,
Z,/d=15, Z2/c/ = 30),
Эффективный градиент скорости, с
о
I
6-1059
Рис. 11.5. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, Z,/d=15, Z2/rf=30).
ОО
В скобках указаны соответствующие марки полиэтилена по ГОСТу 16377—70 и 16338—70.
°° Полиэтилен высокой плотности 4020-ЭК, партия 247 (20806-024)
Плотность при 20° С — 0,93 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 1,9 г/10 мин.
Рис. 11.6. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с!=2 09мм
/i/rf=15,/2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.7. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, li/d=l5,
Эффективный градиент скорости, с-
ы
°? Полиэтилен высокой плотности 4009-ЭК (20606-012)
Плотность при 20° С—0,936 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 0,95 г/10 мин.
Рис. II.8. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2.09мм,
(I/rf=7,2, /2/rf = 31).
Эффективный градиент скорости, с'
а>
VI
Рис. II.9. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм, Zi/d=7,2, /2/d = 31).
g> Полиэтилен низкой плотности 2010-В (17702-010)
Плотность при 18° С—0,91 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 0,993 г/10 мин.
Рис. 11.10. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=l,9 мм,
Z!/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. II.11. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d —
= 1,9 мм, h/d=15, ls/d=30).
аа
00 Полиэтилен низкой плотности П2020Т, партия 1534 (15802-020)
Плотность при 20° С—0,9 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,14 г/10 мин.
Рис. П.12. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf=l,9 мм,
Zi/rf= 15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.13. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 1,9 мм, Zi/d=15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости. £*
Полиэтилен низкой плотности 2020 Г, партия 230 (15802-020)
Плотность при 20° С—0,91 г/см9.
Показатель текучести расплава — 1,16 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса — 20500 (0 капилляра — 0,6 мм); Afw/JWn=4,66.
Рис. 11.14. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d— 1,04 мм,
Z,/d=15, /2М=25).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.15. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости
= 1,04 мм, Zi/d=15, lild=25).
|1 । I । I 11 1111 il । 1 । । I । । । ill 11111 1___ilil______1 । I I I I I 11 11 11 il i i ill i I1
3 4 5 6 7 8 910' 2 3 4 5 6 7 8 9Ю2 2 3 4 5 6 7 8 9I03 2 3
Эффективный градиент скорости, с1
to
g Полиэтилен низкой плотности 2020Т, партия 9508 (15802-020)
Плотность при 20° С—0,89 г/см’.
Показатель текучести расплава — 1,133 г/10 мин.
Рис. II.16. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=2,09мм,
ljd=\3, l2/d=30).
Эффективный градиент скорости. с'
Рис. 11.17. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /i/d=15, Z2/d=30).
CD
сс
Полиэтилен низкой плотности 10213-003
Плотность при 20° С—0,91 г/см®.
Показатель текучести расплава -
Рис. 11.18. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<^=2,09мм.
ljd= 15, /2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.19. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Z1/d=15, Z2/d=30).
CD
СП
§ Полиэтилен низкой плотности 10812-020
Плотность при 20° С—0,89 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,33 г/10 мин.
Рис. 11.20. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с/=2,09 мм,
/,/</==15, /2/</=30).
Эффективный градиент скорости, с1
6 1059
Рис. 11.21. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d —
= 2,09 мм, /|/d=15, /2/d = 30).
Полиэтилен низкой плотности 10812-020
Плотность при 20° С—0,84 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1.14 г/10 мин.
Рис. 11.22. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,09 мм,
I, Id =16, hjd = 30).
Эффективный градиент скорости с
СО
со
Рис. 11.23. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (z/=
= 2,09 мм, Z,/d=15, l2/d=30).
4 5 6 7 8 910' 2 з 4 5 6 7 8 910'- 2 3 45678 9I03 2 3 Iff1 1 7 6 5 4 3 2 Iff1 9 8 7 6 5 4 3 2 10'3
У 8 7 6 5 4 3 2 I02 9 8 7 6 5 4 3 2 I03 1 1 I 1 1 1 1 / 1 I 1 1 1 J 1 1 1 1 1111 1 1 1 “Г 1 1 1 1 1111 1— 1 -
-
-
-
- /=140°С -
fk / t=l >о°с -
—
/ < ^х», /
-
*=18 тс
/=200°С
1 1 1 1 1 1 1111 I 1 _1_ 1 1 1 1 1 Illi 1 1 1 1 1 1 X 1 1 1 1 1 1
5 6 7 8 910' 2 3 4 5 6 7 8 91O2 2 3 4 5 6 7 8 9103 2 3 4
Эффективный градиент скорости,с‘
Полиэтилен низкой плотности 10812-020
Плотность при 20° С—0,87 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,324 г/10 мин.
Рис. II.24. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf=2,09 мм,
Z1/d=15, /2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.25. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
-2,09 мм, Z)/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, &’
102
Полиэтилен низкой плотности 11220/020П (10802-020)
Показатель текучести расплава — 1,28 г/10 мин.
Рис. 11.26. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (</ = 2,09 мм,
/,/</= 15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с''
Рис. 11.27. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, ft/d=15, f2/d=30).
о
со
Плотность при 20° С—0,952 г/см3.
Показатель текучести расплава — 2,5 г/10 мин.
Рис. 11.28. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,09 мм,
/i/rf=I5, /г/й=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.29. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=2,09 мм, /,/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
SOI
— Полиэтилен высокой плотности 4040-J1
05 Плотность при 20° С — 0,95 г/см3.
Показатель текучести расплава — 3.04 г/10 мин.
Рис. 11.30. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с/=2,09мм,
Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.31. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
=2,09 мм, /i/d=15, /2/^ = 30).
Эффек1ивный градиент скорости, с1
5 Полиэтилен низкой плотности 2020А (15902-020)
Плотность при 20° С—0,921 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,17 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса —41000 (0 капилляра — 0.6 мм); Мю/Мп = 4,4.
Рис. 11.32. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм.
Zi/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
о
се
Рис. 11.33. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, ?i/d=15, Z2/d=30).
он
Полиэтилен низкой плотности 10203-003
Плотность при 20° С—0,919 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,24 г/10 мин.
Рис. 11.34. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с( = 2,09мм,
/i/d=15, /j/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.35. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, ljd= 15, /г/^ = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
№
Полиэтилен высокой плотности 4010-ЭУС
Плотность при 20° С—0,941 г/см5.
Показатель текучести расплава — 0,67 >'/10 мин.
Рис. П.36. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf=2,09 мм,
/,/d=15, Z2/J=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Оо
I
6 1059
Рис. 11.37. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /,/<7=15, l2/d = 30).
Эффективный градиент скорости с
Полиэтилен высокой плотности «Manolen» типа 47100 фирмы «Sodefine»
Плотность при 20° С—0,94 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,23 г/10 мин.
Среднемассовая молекулярная масса — 300 000 (данные фирмы).
Средневязкостная молекулярная масса —71610 (0 капилляра0,6 мм); Л1,„/Л-1П = 6,3.
Рис. 11.38. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,09 мм.
/,/</= 15, /2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.39. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Zi/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
-3
Полиэтилен высокой плотности «Manolen» типа 56020 фирмы «Sodefine»
! Е'ютность при 20° С—0,956 г/см*.
Показатель текучести расплава — 0.022 г/10 мин.
Среднемассовая молекулярная масса — 500 000 (данные фирмы).
Средвевязкостная молекулярная масса— 185 200 (0 капилляра — 0.6, мм); Mw/M„ =5,7.
Рис. 11.40. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм,
h!d= 15, /2/й! = 30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.41. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, l,/d= 15, /2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
— Полиэтилен высокой плотности 4040-Л (20906-040)
00 Плотность при 20° С—0,94 г/см’.
Показатель текучести расплава — 1,56 г/10 мин.
Рис. 11.42. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й-=2,09мм,
/,/</= 15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с’
119
Рис. 11.43. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Z1/d=15, Z2/d=30).
Полиэтилен высокой плотности 20806-0!
Плотность при 20° С — 0,941 г/см3.
Показатель текучести расплава— 1.7 г/10 мин
Рис. П.44. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с(=2,09мм.
/1/сГ=15, /2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.45. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /!/d=15, /2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с1
Полиэтилен низкой плотности 15802-020
И Плотность при 20° С—0,92 г/см3.
Показатель текучести расплава— 1,56 г/10 мин.
Рис. II.46. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=2,09мм,
^М=15, /2М=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.47. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /,/d=15, Z2/d=30).
Полиэтилен низкой плотности 10802-020
Плотность при 20° С — 0,918 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,67 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса —42 000 (0 капилляра — 0,6 мм); Ми./Мп = 5,5.
Рис. П.48. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости {(/ = 2,09мм,
Zi/rf=15, Z2/rf = 30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.49. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, Z|/c/=15, /2/d = 30).
Полиэтилен низкой плотности 11502-070
Плотность при 20° С—0,916 г/см9.
Показатель текучести расплава — 5,65 г/10 мин.
Рис. 11.50. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
Z,/d=15, /2^=30).
Эффективный градиент скорости, с*
Рис. 11.51. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Z1/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с’1
Полиэтилен низкой плотности (Полимир-50)
Плотность при 20° С — 0,92 г/смэ.
Показатель текучести расплава—0,89 г/10 мин.
Рис. 11.52. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (^=2,09мм,
Zi/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
co
I
6-1059
Рис. 11.53. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (</=
= 2,09 мм, l,ld=\5, 121а = 30).
ю
Полиэтилен высокомолекулярный
Плотность при 20° С — 0,955 г/см3.
Показатель текучести расплава —0,074 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса —212 000 (0 капилляра — 0,6 мм); Mw/M„ =6,2.
Рис. 11.54. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=2,09мм,
Z,/d=15, /2/d=30;.
Эффективный градиент скорости, с’’
co
*
Рис. 11.55. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного гоадиента скорости (d =
= 2,09 мм, /1/о’=15, /2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Полиэтилен среднего давления марки 625 (ванадиевый катализатор)
Плотность при 20° С—0,935 г/см:’.
Показатель текучести расплава — 0,79 г/10 мин.
Рис. 11.56. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
ljd=\5, l2/d=30).
Эффективный градиент скорости, <у'
Рис. 11.57. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, Zi/d=15, /2/d=30).
ы
ы
Концентрат красителя П2КП-001 (ТУ 6—05—1565—72, ТЮ>—20%, ПЭ„„ —8,57%,
ПЭ-15802-020—71,43%)
Плотность при 20 С—0,974 г/см3.
Показатель текучести расплава — 1,06 г/10 мни.
Рис. 11.58. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=2,09мм,
Zi/rf=I5, Z2/d=30).
Рис. 11.59. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d—
= 2,09 мм, /]/с!=15, Z2/d=30).
co
OS
ПОЛИПРОПИЛЕН
Полипропилен 04П10/01
Плотность при 20° С—0,910 г/смэ.
Показатель текучести расплава —
0,72 г/10 мин.
Рис. 11.60. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<7=2,09 мм,
/,/</= 15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.61. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /,/</= 15, /2/d=30).
сХ Полипропилен 02П10/01
Плотность при 20° С—0,905 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,977 г/10 мин.
Рис. 11.62. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости ((/=2,09 мм
/i/d = 15, /2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. II.63. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=2,09 мм, Z,/rf= 15, l2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с’
ы
СО
Полипропилен 02П10/01
Плотность при 20° С—0,869 г/см8.
Показатель текучести расплава —
Рис. 11.64. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,09 мм,
/,/о'=15, /2/</=30).
Эффективный градиент скорости. с?
Рис. 11.65. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d —
= 2,09 мм, Zj/d= 15, /2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
Полипропилен 03П10
Плотность при 20° С—0,866 г/смч.
Показатель текучести расплава—0,23 г/10 Mini.
Рис. 11.66. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
IJd— 15, Z2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.67. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /j/d=15, Zj/d=30).
143
Полипропилен 04П10/010
Плотность при 20° С—0,897 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,637 г/10 мин.
Рис. 11.68. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf=2,09 мм.
/i/rf=15, Z2/rf=30).
in1 10' 5 8 910- 2 4 5 6 7 8 910? 2 3 7 8 9lOA-u
9 -1111 1 1 1 1 1 1 1 1 мн 1 1 1 1 f 1 1 1 Illi 1 1 1 1 1 1 1 4- Q
§
8 7 6 — 7
- 6 к
□ - л
4 - - Q
.5 - 7=1 90°С =21 =23 )°C 3°C - О 2 10°
2 ]ПС - /=250°С —‘1 -
9 — Q
-J У Q
8 — О
7 6 7
D £
о 4 4
- - о
3 - - □ Q
2 10* 1 1 1 1 I 1 t —1—1 1 1 1 1 1 1 J 1 1 fill 1 1 I 1 1 1 1 16’
1 0* 5 8 910? j 8 9102 г 5 7 8 910<
Эффективный градиент скорости, с1
о
I
6-1059
Рис. 11.69. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=2,09 мм, ll/d=\5, l2/>d=3Q).
Полипропилен 04П10, партия 139/5а
Плотность при 20° С—0,88 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 0,521 г/10 мин.
Рис. 11.70. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (Ф=2,09 мм,
ljd=\5t /г/</=30).
Эффективный градиент скорости, с1
о
*
Рис. 11.71. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
=2,09 мм, ll/d=1S, lt/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.72. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (г/=2,09мм,
/i/d=15, /2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.73. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, l\!d= 15, ^/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
— Полипропилен 03П10
° Плотность при 20° С—0,905 г/см3.
Показатель текучести расплава
Рис. 11.74. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (</ = 2,09 мм,
ZI/rf=15, Z2/d=30).
у’Ффективныи градиент скорости, с'
Рис. 11.75. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Zi/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
- ПОЛИВИНИЛХЛОРИД*
to
Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура 7
Плотность при 20° С—1,046 г/см9.
Рис. 11.76. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм.
Z!/rf=9,5, /2/rf=30).
Рис. 11.77. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /j/d=9,5, /2/й=30).
* Рецептуры поливинилхлоридных композиций приводятся в Приложении.
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.79. Зависимость эффек-
— тивной вязкости от эффектив-
ен ного градиента скорости (d =
=2,09 мм, ldd=\5, l2ld=30).
Эффективный градиент скорости, с'
О1
о
Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура 8
Плотность при 20° С—1,228 г/см3.
Рис. 11.80. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
/i/d = 9,5, /2/d=31).
Эффект! вный градиент скорости, с'
Рис. 11.81. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
*=2,0 мм, Z,/d=9,5, Z2/d=31).
“ Поливинилхлорид пластифицированный (пластизоль), рецептура 7
Плотность при 20° С — 1,046 г/см3.
г
Рис. 11.82. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
//d=9,5).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.83. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм, //d = 9,5).
159
Рис. 11.84. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
/,/</-15, /2/</ = 30).
101 10' 2 3 4 5 6 7 8 910- 2 3 4 5 6 7 8 9103 2 3 45678 910,
9 8 7 6 5 4 3 2 10° 9 8 7 6 5 4 3 2 1б' -1111 1 1 1 1 1 1 1 1 Mil 1 1 "Т" 1 1 1 1 1 1111 1 1 1 1 1 1 1 9 8 7 6 5 4 3 2 10" 9 8 7 6 5 4 3 2 101
— —
-
-
- -
t=160°C -
— —
— -
— -
=181 )°С
- /
-
-
1111 1 1 1 1 1 1 1 till 1 1 1 1 1 1 1 1 1111 1 1 1 1 1 1 1
101 2 3 4 5 6 7 8 9I02 2 3 4 5 6 7 8 910’ 2 3 4 5 6 7 8 9104
Эффективный градиент скорости, с’
Рис. 11.85. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /i/d=15, Z2/rf=30).
Рис. 11.86. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (с/ = 2,09мм.
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.87. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d~
= 2,09 мм, Z1/d=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
~ Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура 1183
Плотность при 20° С—1,20 г/смэ.
Рис. 11.88. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм,
h/d= 15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с'
165
Рис. 11.89. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /,/d=15, /г/й=30).
Эффективный градиент скорости, с'
05
05
Поливинилхлорид жесткий
Рис. 11.90. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм,
/==30- мм, /=180° С). Подписи
под кривыми — наименование
рецептур.
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.91. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, 1=30 мм, /=180° С).
Подписи под кривыми — наиме-
нование рецептур.
OS
ОО
Поливинилхлорид пластифицированный, рецептура В
Плотность при 20° С—1,19 г/см3'.
Рис. 11.92. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости при 20° С
(rf=2,0 мм, Z/d=30):
1 — выдержка при 20° С 24 ч- 2 —
выдержка при 20° С 48 ч; 3 вы-
держка при 20° С 72 ч.
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.93. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости при
20° С (£/=2,0 мм, //£/ = 30):
/ — выдержка при 20° С 24 ч; 2-
выдержка при 20° С 48 ч; 3 — вы-
держка при 20° С 72 ч.
169’
Поливинилхлорид пластифицированный наполненный, рецептура В,
Рис. 11.94. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости при 20° С
(d=2,0 мм, //d = 30):
/ — выдержка при 20° С 24 ч; 2 —
выдержка при 20° С 48 ч ; 3 — вы-
держка при 20° С 72 ч.
Рис. 11.95. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости при
20° С (d = 2,0 мм, l/d=30):
1 — выдержка при 20° С 24 ч; 2 —
выдержка при 20° С 48 ч; 3 — вы-
держка при 20° С 72 ч.
Эффективный градиент скорости, с"
Рис. 11.96. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
Z,/d=10, Z2/d=15).
Эффективный градиент скорости, с?'
Рис. II.97. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,0 мм, /i/d=10, Z2/rf=15).
Эффективный градиент скорости, с-1
Рис. 11.98. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
li/d = 10, Z2/rf=15).
Рис. II.99. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,0 мм, /i/d=10, l2/d=\5).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.100. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
/>/</=10, /2/й=15).
Эффективный градиент скорости, с'
ю
I
G-1059
Рис. II.101. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d —
= 2,0 мм, 7]/d=10, l2/d=l5).
Эффективный градиент скорости, с1
Go
Рис. 11.102. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,0 мм,
/,/01=10, lt!d= 15).
Рис. 11,103. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм. Zi/rf=10, Z,/rf= 15).
Эффективный градиент скорости, с'
QO
О
ПОЛИСТИРОЛ
Полистирол УП-1ЛА
Плотность при 20° С—1,044 г/смэ.
Показатель текучести расплава —
Рис. 11.104. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<7 = 2,0 мм,
//rf=I5).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. II. 105. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм, l)d= 15).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.106. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
/ = 3,0 мм).
Эффективный градиент скорости, с"'
Рис. 11.107. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм, / = 3,0 мм).
00
Рис. 11.108. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (г/ = 4,0мм,
1=3,5 мм).
Эффективный градиент скорости, с'1
Рис. 11.109. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=4,0 мм, / = 3,5 мм).
185
Эффективный градиент скорости, с1
<х>
а>
Рис. 11.110. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (</=3.0 мм,
/=3,0 мм).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.111. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (</=
= 3,0 мм, 1—3,0 мм).
188
Полистирол эмульсионный марки А
Плотность при 20° С—1,05 г/см3.
Показатель текучести расплава— 1.4 г/10 мин.
Рис. II.112. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=2,09 мм,
?i/d=15, lz/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'1
189
Рис. 11.113. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, Z)/d=15, Z,/d = 30).
4 5 5 7 8 910' 2 5 4 5 6 7 3 9I02 2 3 4 5 6 7 8 9103 2 3 4 10'1
101 9 8 7 6 5 4 3 2 I02 9 8 7 6 5 4: 3 2 163 ГТ" 1 “Г р т т I I Г I 1 1 “Г 1 1 1 1 1 1111 1 1 1 I 1 Illi
— -
— - 7
- - 6
- - 5
- - 4
- 3
-
- t=l90°C / 7=2 o°c - z
7 9 8
f
7 6 5
- -
- t -230 °C - 4
- 3 2
-
- 1 t 1 t 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Illi 4 1 1 1 -kill? 1 ' Г- 103
4 5 3 8 910' 2 5 8 9 IO2 3 4 5 6 7 8 9103 2
Эффективный градиент скорости, с'
щ Полистирол блочный марки Т
Плотность при 20° С—1,06 г/см3
Показатель текучести расплава — 4,64 г/10 мни.
Рис. II. 114. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<7 = 2,09 мм,
Л/^=15, l2ld = 30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.115. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (rf=
= 2,09 мм, i'i/rf=15, /?/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
QO
ГО
Полистирол ударопрочный УПС
Плотность при 20° С—1,0435 г/см’.
Показатель текучести расплава — 2.017 г/10 мин; Л/,Р/Л1» =2,06.
Рис. 11.116. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
/,ДУ=15, h/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.117. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, /i/d=15, /2/d=30).
со
со
ПОЛИАМИД
Полиамид С-6
Плотность при 21° С—1,104 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,754 г/10 мин.
Рис. 11.118. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,0 мм,
ZI/rf=15, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
сс>
сл
m
Рис. 11.119. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,0 мм, Zr/rf=15, Z2/flf=30).
1л1 0° ' 2 3 4 5 6 7 8 910' 2 3 4 5 6 7 8 9102 2 3 4 5 6 7 8 910^
10 9 8 7 6 5 4 3 2 1б2 9 8. 7 6 5 4 3 2 Ю‘э «1 J 111 1 J 1 1 1 1 1 1 —1—1 1 1 1 1 1 1 1 т т 1 1 1 III I । 1 1 Г 1 1 4 7 6 5 4 3 2 |б2 9 8 7 6 5 4 3 2 10’3
-
-
-
-
- -
- -
- -
- /=160°С
J
— t=l80°Cs
-
- —
-
-ч
-
-
1 III 1 1 1 1 1 1 1 Illi 1 [ t 1 1 1 111Г 1 1 1 I 1 1 I 1
0° 2 345678 910' 2 3 456789Ю2 2 3 4 5678 9103
Эффективный градиент скорости, с'
Анидная смола
Плотность при 20 С—1,15 г/см3.
Рис. 11.120. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf = 2,0 мм,
/)/d=15, l-i/d — 30).
Рис. 11.121. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (rf =
= 2,0 мм, Z|/d=15, Z2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
“ ПОЛИКАРБОНАТ
ОО
Поликарбонат ПК
Плотность при 20° С — 1,21 г/см".
Рис. 11.122. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=2,09мм,
ljd=\5, l.2ld=3Q).
Эффективный градиент скорости, с’
Рис, 11.123. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, li/d=15, l2/d=30).
АКРИЛОНИТРИЛБУТАДИЕНСТИРОЛЬНЫЙ ПЛАСТИК
Акрилонитрилбутадиенстирольный пластик марки АБС ЗА
Плотность при 20° С—1,035 г/смэ.
Рис. 11.124. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й = 2,09мм,
/,/d=15, Z8/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.125. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
=2,09 мм, ljd=\5, lJd=30).
ПОЛИЭТИЛЕНТЕРЕФТАЛАТ
Лолиэтилентерефталат
Плотность при 20° С—1,38 г/см3.
Рис. 11.126. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (й=1,0мм,
Z,/rf=26, /2/d=100).
to
о
Рис. 11.127. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 1,0 мм, /)/d=26, Z2/rf=100).
204
Рис. 11.128. Зависимость напря-
жения сдвига при / = 280° С от
эффективного градиента ско-
рости (d= 1,009 мм, /=100 мм):
1 — крошка полиэтнлентерефтала-
та; 2— пленка полиэтилентерефта-
лата; 3 — крошка пленки полнэти-
дентерефталата.
Рис. II.129. Зависимость эффек-
тивной вязкости при 1 = 280° С
от эффективного градиента
скорости (d= 1,009 мм, 1 =
= 100 мм):
/ — крошка полиэтилентерефтала-
та; 2—пленка полиэтилентерефта-
лата; 3 — крошка пленки полиэтп-
лентерефтал ата.
,„-31и; 2 3 -1 5 6 7 S 91O3 2 3 ' 4 5 6 7 8 9 Ю4 2 3 4 5 6 7 8 91 3 -з 10 9 8 7 6 5 4 3 2 ю‘1 9 8 7 6 5 4 3 2 пт5
9 8 7 6 5 4 3 2 ю1 9 8 7 6 5 4 3 2 Ю’5 -1111 1 1 ] “Г I 1 1 1 1111 1 1 1 1 1 1 1 1 Illi 1 1 1 1 1 1 1
-
-
- — < 3 , / -
—
—
9' —
-у) ч -
1
1 -
-
1111 1 1 1 1 1 111 1 1 1 1 1 1 1 . 1. 1 1 I 1 1 1 1 1 1
I02 2 3 4 5 6 7 8 9I03 2 3 4 5 6 7 8 9I04 2 3 4 5 6 7 8 910
Эффективный градиент скорости, с'
206
ПОЛИВИНИЛОВЫЙ СПИРТ
Поливиниловый спирт ПВС-Э, партия 32
Плотность при 20° С—0.921 г/смэ
Рис. 11.130. Зависимость напря-
жения сдвига от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм. l/d= 15).
1 о’ Ю' 2 3 4 5 6 7 8 910- 2 3 4 5 6 7 S 9I03 2 3 4 5 6 7 8 910,’ t
9 8 7 6 5 4 3 2 10" 9 8 7 6 5 4 3 2 1б' -1111 1 1 1 1 1 1 1 1 I 1 1 1 1 1 1 1 1 1 Т Till 1 1 1 1 1 1 т 9 8 7 6 5 4 3 2 10“ 9 8 7 6 5 4 3 2 10'
—
—
-
- -
- -
/=190°С -
—
—
- у''"'
-
-
-
-
- -
1111 1 1 1111 1 1 |' _L 1 1 1111 1 1 1 1 1 1 1 1
1 О1 2 3 4 5 6 7 8 910- 2 3 4 5 6 7 8 9103 2 3 4 5 6 7 8 9I04
Эффективный градиент скорости, с1
Рис. 11.131. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, ljd= 15).
Поливиниловый спирт ПВС-Э, партия 66
Плотность при 20° С—0,921 г/см3.
Рис. 11.132. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм,
//d=15).
Эффективный градиент скорости, с1
I
6-1059
Рис. 11.133. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=2,09 мм, Z/d=15).
Эффективный градиент скорости, с'
210
СОПОЛИМЕРЫ
Сополимер СЭП-7Н
Плотность при 18° С—0,925 г/см’.
Показатель текучести расплава —0,4 г/10 мин.
Рис. II.134. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<У=2,09мм,
Ijd=30).
Эффективный градиент скорости, с'
14 — 6-1059
Рис. 11.135. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, //d=30).
Эффективный градиент скорости, с1
212
Сополимер СЭП-КМ 82
Плотность при 18° С—0,925 г/см3.
Показатель текучести расплава—0,925 г/10 мин.
Рис. П.136. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d = 2,09 мм,
Z/d=30).
Эффективный градиент скорости, с-1
Рис. 11.137. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (rf=
= 2,09 мм, //d=30).
214
Сополимер этилена (97%) с винилацетатом (3%)
Плотность при 20° С—0,925 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,4 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса (0 капилляра — 0,6 мм)— 29 300; Alw/Aln = 6,8.
Рис. 11.138. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<7=2,09 мм,
ljd= 15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с'
to
сл
Рис. 11.139. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, /j/d=15, /2/d=30).
216
Сополимер этилена (96%) с винилацетатом (4%)
Плотность при 20° С — 0,925 г/см3.
Показатель текучести расплава — 0,63 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса (0 капилляра — 0,6 мм) -- 36 400; Л1„,/Л1„=7,3
Рис. 11.140. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (rf=2,09 мм,
Z1/d=15, Z2/rf=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.141. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
=2,09 мм, Z,/d=15, Z2/cZ=30).
Эффективный градиент скорости, с1
Плотность при 20° С—0,925 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 1,24 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса (0 капилляра — 0,6 мм)—29 300; Л4и,/Л1п = 6,8.
Рис. 11.142. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости ((/ = 2,09 мм,
/,/(/=15, /2/(/ = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.143. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, l\!d~ 15, Z2/d = 30).
220
Сополимер этилена (88%) с винилацетатом (12%) —Миравитен
Плотность при 20° С—0,942 г/см3.
Показатель текучести расплава —2,7 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса (0 капилляра — 0,6 мм)—26 100; Mw/M„ = 5,0.
Рис. II. 144. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (г/ = 2,09мм,
l}/d=l5, l2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.145. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 2,09 мм, Z,/d=15, Z2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с
Плотность при 20° С—0,943 г/см3.
Показатель текучести расплава — 23,34 г/10 мин.
Средневязкостная молекулярная масса (0 капилляра - 0,6 мм) — 20 900; Л1и,/Л1 „ =4,8.
Рис. П.146. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (<7 = 2,09 мм,
/,/</=15, /2/</ = 30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.147. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, li/d=\5, Z2/d=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Плотность при 20° С—0,953 г/смэ.
Показатель текучести расплава — 57,12 г/10 мин.
Средпевязкостпая молекулярная масса (0 капилляра -- 0,6 мм) —17 300; Мк/Мп =3,6.
Рис. II. 148. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (</ = 2,09 мм,
/,/</= 15, /2/</=30).
Эффективный градиент скорости, с'
Рис. 11.149. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d =
= 2,09 мм, /j/d=15, Z2/d = 30).
Эффективный градиент скорости, с1
ьо
ЬЭ
сл
кожволон
Рис. 11.150. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости при t =
= 130° С (rf=3,61 мм, /=30 мм)
при выдержке в вискозиметре
5 мин (/), 10 мин (2) и 15 мин
(3).
Эффективный градиент скорости, с1
15*
Рис. 11.151. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости при
/=130° С (d=3,61 мм, 1=
= 30 мм) при выдержке в виско-
зиметре 5 мин (/), 10 мин (2),
15 мин (3).
Эффективный градиент скорости, с1
228
Рис. 11.152. Зависимость напря-
жения сдвига от эффективного
градиента скорости (d=3,61 мм,
/=30 мм) при /=140° С и вы-
держке в вискозиметре 5 мин
(/) и /=150° С и выдержке 5
(2) и 10 (3) мин.
3 4 5 5 7 8 910' 2 Э 5 8 9102 2 3 4 6 7 8 910s 2 3 4
“Г" “I" • • 1 1 1 1 III 1 1 1 1 1 1 Illi 1 1 1 1 1 1 1 Illi 1 3 9
3
2 1Д1 io'
— 9
У - g
8 -
7
6 - 5
5 - 3 4
4 1
3 2 2
L 10° - - 10°
«X 9
9 - 8
о 7 6 5 7
- - 6
5
4 ; t 1 1 1 1 1 1 1 t f 1 1 I 1 1 1 t 1 I 1 LJ 1 1 1 1 1 1 • I 1 1 (III 1 4
3 4 5 5 7 8 910* 2 3 5 3 7 8 9102 2 3 4 5 5 7 8 910s 2
Эффективный градиент скорости, с“
о
I
о
Рис. 11.153. Зависимость эффек-
тивной вязкости от эффектив-
ного градиента скорости (d=
= 3,61 мм, Z = 30 мм) при 1 =
= 140° С и выдержке в виско-
зиметре 5 мин (1) и Z = 150° С
и выдержке 5 (2) и 10 (5) мин.
Эффективный градиент скорости, с
Глава 2. РАСЧЕТ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК МАШИН
ДЛЯ ПЕРЕРАБОТКИ ПЛАСТМАСС
Определение и применение реологических
характеристик имеет значение не только
для теоретических исследований, но и для
практических целей, в частности для рас-
чета энергетических параметров червячных
прессов и валковых машин.
Методика определения параметров
процесса экструзии, градиентов
скорости и давления при расчете
одночервячных прессов
За последние годы в отечественной и зару-
бежной литературе появилось много публи-
каций, касающихся методов расчета одно-
червячных прессов, с помощью которых
термопластичные полимеры перерабатыва-
ются в изделия. При всем разнообразии
подхода к описанию процесса экструзии и
аналитической трактовке его, авторы оста-
ются единодушными в мнении, что наибо-
лее сложной для математического описания
является зона пластикации термопласта,
расположенная между зоной загрузки и зо-
ной дозирования червяка. В первой зоне
термопласт представляет собой твердый
продукт преимущественно в виде гранул, а
в последней — зоне дозирования — высоко-
вязкий расплав со свойствами неньютонов-
ской жидкости.
В средней зоне, в которой, как правило,
расположен конический сердечник червяка,
первичный термопласт по мере продвиже-
ния по спиральному каналу червяка разо-
гревается, изменяет свое агрегатное состоя-
ние, превращаясь в расплав, и поступает в
зону дозирования уже в новом качествен-
ном состоянии. Такая трактовка изменения
состояния термопласта в зоне пластикации
встречается практически во всех источни-
ках.
Отсутствие четкой границы перехода
термопласта из твердого состояния в рас-
плав, а также специфическая форма кана-
ла червяка в этой зоне приводят большин-
ство авторов к выводу о невозможности
математического описания процесса в зоне
пластикации. По этой причине расчет одно-
червячных прессов сводят, главным обра-
зом, к расчету зоны дозирования, где в си-
лу свойств расплава термопласта возможно
применить для расчета известные уравнения
гидродинамики.
В мировой практике технические харак-
теристики одночервячных прессов в послед-
ние годы значительно повышены за счет
удлинения червяков с 20 до 25—30 d и
более. Вместе с тем уровень теоретическо-
го истолкования процесса экструзии и ма-
тематического описания его изменился мало.
Имеющиеся попытки аналитического рас-
чета средней зоны червяка, как правило,
заканчиваются общими суждениями и не
доводятся до получения расчетных уравне-
ний.
Проведенные нами исследования процес-
са экструзии на одночервячных прессах с
длиной червяка 25 и 30 d убедительно
показали, что расплав полимера, наполнен-
ный оплавленными гранулами, полностью
заполняет канал такого червяка и находит-
ся под избыточным давлением уже в 5—
8 витке после зоны загрузки. В последую-
щих 10—15 витках расплав находится под
большим давлением и по мере удаления от
зоны загрузки до конца конического участ-
ка червяка гранулы превращаются в сплош-
ной расплав. Все это делает, в известной
степени, правомерным применение уравне-
ний гидродинамики не только к зоне дози-
рования, но и к зоне компрессии (плавле-
ния). Следует также по-иному объяснить
и механизм плавления термопласта в спи-
ральном канале червяка.
До сих пор многие авторы описывают
процесс плавления в динамике как среза-
ние витком червяка тонкого слоя расплава
с разогретой стенки цилиндра (корпуса
червячного пресса) и постепенного накоп-
ления расплава у задней, толкающей стенки
витка червяка вплоть до полного заполне-
ния канала расплавом в конце зоны плав-
ления (начале зоны дозирования). Осталь-
ная часть объема витка якобы заполнена
еще нерасплавленными гранулами. Прове-
денные опыты показывают, что механизм
плавления происходит по иному принципу.
Срезание расплава со стенок цилиндра вит-
ком червяка в действительности имеет ме-
сто, но в силу существования поперечного,
циркуляционного потока расплав не скопля-
ется только у задней стенки витка, а уча-
ствует в циркуляционном движении и об-
волакивает нерасплавленные гранулы, за-
полняя пустоты между ними.
В силу конической формы развертки
спирального канала червяка в зоне плавле-
ния за счет фрикционного воздействия стен-
ки цилиндра создается гидравлический клин
и расплав полимера затягивается в этот
клин, создавая громадные давления, зачас-
тую намного превосходящие гидравличес-
кие сопротивления классических головок
червячных прессов. Этот эффект тем более
выражен, чем выше вязкость расплава по-
лимера, в том числе содержащего в смеси
с ним оплавленные гранулы.
Возникновение больших гидростатичес-
ких давлений на коническом участке червя-
ка в сочетании с поперечным циркуляцион-
ным потоком приводит к созданию сплош-
ной среды, и вязкостный характер течения
подобно жидкостям наблюдается уже на 5—
8 витке. Вместе с тем полимер находится по
толщине слоя (высоте витка) в условиях
высоких сдвиговых деформаций, что при-
водит к интенсивному нагреву его по всему
объему и образованию в итоге гомогенного
расплава.
Следует, очевидно, объяснить кажуще-
еся противоречие: по какому механизму
образуется расплав полимера уже на 5—8
витке после зоны загрузки, если впереди
этого участка находится еще основной ра-
бочий участок червяка длиной 17—22 d?
Ответ на этот вопрос сможет объяснить
также, за счет каких факторов производи-
тельность длинных червяков, например 30d,
выше производительности червяков длиной
20 d при одинаковых оборотах червяка и
даже при одинаковой геометрии их по со-
ответствующим зонам.
Объяснение заключается в следующем.
Для характеристики прежних коротких и
нынешних удлиненных червяков введен
условный параметр «степень сжатия», при-
ближенно равный отношению высот витка
в зоне загрузки и зоне дозирования (точ-
нее, отношению объемов впадин червяка на
длине одного шага в названных зонах,
имеющий значения, в зависимости от пере-
рабатываемого материала, от 2,5 до 4). В
установившемся режиме работы червяка
спиральный канал его по всей длине запол-
нен термопластом, подверженным сдвиго-
вым деформациям. За каждый оборот чер-
вяка последним витком выталкивается в го-
ловку примерно половина объема расплава,
заполняющего этот виток. Следовательно,
полный объем будет вытолкнут только за
два оборота, и вторая половина объема
расплава в последнем витке до выталкива-
ния ее участвует в двух оборотах.
Из-за действия сдвиговых напряжений
во времени эта часть расплава получит как
бы большую часть энергии для разогрева.
Из условия неразрывности потока по всей
длине червяка из каждого предшествующе-
го витка в последующий за ним перемести-
тся объем полимера, равный выталкиваемо-
му последним витком. Остальная часть по-
лимера в каждом витке не получает осе-
вого (точнее, вдоль спирали) перемещения,
подвергается действию касательных напря-
жений сдвига, участвует в циркуляционном
потоке и за счет этого интенсивно нагрева-
ется. Поскольку в зонах загрузки и плав-
ления каждый виток имеет объем, в 2—4
раза превышающий объем витка в зоне до-
зирования, то эти зоны образуют громад-
ный аккумулятор полимера, непрерывно
подвергающегося сдвиговым деформациям
и контакту с нагретой поверхностью цилин-
дра, за счет чего происходит нагрев и плав-
ление полимера. Чем длиннее эти зоны, тем
больший аккумулятор образуется и боль-
шее количество термопласта одновременно
нагревается и плавится. Нетрудно опреде-
лить, что частица (гранула) термопласта,
поступающая в канал червяка в зоне за-
грузки, будет вытолкнута из последнего
витка через количество оборотов, численно
равное отношению
п = (ПЛ6)
где И7общ — общий объем термопласта, на-
ходящегося в канале червяка по всей длине
его, включая зону дозирования; 1171 — объ-
ем термопласта, выталкиваемого последним
витком червяка за один оборот.
С другой стороны, более длинные чер-
вяки имеют удлиненную зону компрессии и
плавления, вследствие чего на этих участ-
ках создаются значительно более высокие
давления расплава, превосходящие сопро-
тивления головок и давления в этой зоне
в коротких червяках. Это приводит к до-
полнительному увеличению производитель-
ности червячного пресса, поскольку в зоне
дозирования возникает не противоток, а
дополнительный прямоток, т. е. картина,
обратная той, которая наблюдается в ко-
ротких червяках. Изложенное выше в сум-
ме обеспечивает более высокую производи-
тельность длинных червяков по сравнению
с короткими при прочих равных условиях
(за исключением потребляемой мощности).
Длительное пребывание термопласта в усло-
виях воздействия на него касательных на-
пряжений сдвига уже на первых витках
червяка приводит к нагреву его до темпе-
ратуры плавления и образования расплава
на 5—8 витке. Поэтому изготовление червя-
ков длиной 25—30 d предпочтительно, так
как именно в длинных червяках создаются
более благоприятные условия образования
расплава, что следует из соотношения (II.
16). В коротких червяках расплав образу-
ется на большом удалении от зоны за-
грузки.
Рассмотрим комплексный метод расчета
одночервячного пресса по зоне дозирования
и зоне компрессии.
Для вывода уравнений принимаем сле-
дующие допущения и условия:
в зоне компрессии червяк имеет кониче-
ский сердечник, в зоне дозирования — ци-
линдрический;
рассматриваем задачу плоской, для чего
спираль канала червяка разворачиваем во-
круг оси в плоскость и вращение червяка
заменяем перемещением плоскости — раз-
вертки цилиндра под углом (3, равным углу
наклона витка червяка, относительно раз-
вертки спирального канала, т. е. применяем
принцип перемены относительности движе-
ний;
решаем задачу для изотермического те-
чения ньютоновской жидкости с последую-
щей подстановкой в расчетные уравнения,
значений эффективной вязкости для термо-
пластов;
диссипативные процессы подразумеваем
и для упрощения задачи не учитываем;
механизм перемещения расплава термо-
пласта в спиральном канале или его раз-
вертке рассматриваем как результат фрик-
ционного воздействия на расплав подвиж-
ной стенки цилиндра (его развертки);
течение в конической щели развертки ка-
нала зоны компрессии червяка рассматриваем
как течение в плоской щели высотой В, по
длине которой сущест;зует переменный гра-
dp
диент давления
Геометрические параметры конической
щели, образованной разверткой спирально-
го канала зоны компрессии и разверткой
цилиндра, принимаем следующими:
И — высота щели в начале канала (со-
ответствует высоте витка на длине 5—8 d
от зоны загрузки);
h — высота щели в конце канала (со-
ответствует высоте витка в зоне дозирова-
ния, как граничащая величина перехода ко-
нической щели в плоскую);
В — текущее значение высоты кониче-
ской щели.
Длина развертки спирали
где d — наружный диаметр червяка; zp —
число витков в зоне компрессии; |3 — угол
наклона витка червяка.
Угол наклона стенки конической щели
а = arctg >г~ (11.18)
‘р
(для малых угтов a —tgap,
/д—длина развертки спирального кана-
ла зоны дозирования;
6—радиальный зазор между гребнем
витка червяка и цилиндра;
Ь —толщина витка червяка;
i — число заходов червяка.
Для вывода уравнений распределения
скоростей жидкости по высоте конической
щели, расхода жидкости через эту щель,
распределения давлений по длине кониче-
ской щели и определения координаты мак-
симума давления принимаем в качестве ис-
ходного известное дифференциальное урав-
нение движения при одномерном течении
________дР_
ду ~ дх ’
или (11.19)
ур =. _2_ ( ч
дх ду
При выбранной системе координат (рис.
II. 154)
/ ди \
т == —цНУЧ, (П.20)
ух * \ ду J V 7
где ц— вязкость жидкости в канале червя-
ка па коническом участке.
После подстановки выражения (11.20) в
(11.19) получим
_дР_ &vx
дх — Iх ду2
(П.21)
Дважды проинтегрировав (11.21) по у, по-
лучим
/ дР \ у2
Гбх 2 =рт.х+С^ + С2-
Для определения постоянных интегрирова-
ния С1 и С, принимаем граничные условия:
vx = IIа при у = 0;
vx = 0 при у = В.
После подстановки значений CL и С2 и
преобразований уравнение распределения ско-
ростей по высоте конической щели приобретет
вид
I / дР \ у Un 1
= <IL22)
Проинтегрировав уравнение (II. 22) по
у по всей высоте щели, т. е. в пределах
от 0 до В, получим уравнение расхода жид-
кости в конической щели на единицу шири-
ны ее без учета потока утечки:
в
О = v du •
^Х ) X 3 ’
6
Ц0В дР В3
2 дх ' 12р ‘
Очевидно, что вследствие наличия перепада
давления между смежными витками будет
возникать поток утечки
дР б3
~ дх ' 12и т cos
где gt — вязкость жидкости между гребнем
червяка и цилиндром в зазоре б.
Тогда уравнение расхода в конической
щели примет окончательный вид
UQB дР В3 дР
2 дх ‘12р. дх'
б3
*Т27ГБГГ- (IL23)
Из рис. 11.154 видно, что
В = (а—x)tga, (11.24)
где а — больший катет треугольника, обра-
зованного пересечением, подвижной и про-
должением неподвижной плоскостей, и вы-
сотой щели Н.
Подставив уравнение (II. 24) в (II. 23),
получим
Uo (а — х) а дР (а — х)3а3
= 2 — ~дх~' 12ц —
дР б3
— ~дх~' 1214COS0 ’ (IL25)
Из анализа уравнения (11.25) вытекает, что
в конической щели расход образуется фрик-
ционным потоком, характеризуемым величи-
110 (а — х) а
ной -----2------• и напорным потоком
I дР\
составляющими, содержащими выражение I.
Очевидно, при х= хт давление достигнет
дР
максимума, а градиент давления в этом
сечении будет равен нулю. По обе стороны
от максимума давления градиент давления
будет иметь разные знаки, а расход в се-
чении с координатой хт будет определять-
ся только фрикционной составляющей, т. е
распределение скоростей в этом сечении
будет линейным по всей высоте щели.
Исходя из условия неразрывности пото-
ка, расход в любом сечении конической
щели будет постоянным и равным расходу
в сечении с координатой хт. Тогда
U В
Q = Q = —2—- = const.
где Вт — высота щели в сечении с координа-
той хт (см. рис. 11.154), равная (а — хт) а.
Тогда уравнение (11.25) может быть запи-
сано в виде
l!n (д — xm) а Uri(a—x)a дР
2 2 ~ дх *
(а — х)3 а3 дР б3
Х 12р ~ ~дх~ ‘ IS^cosP ' (П '26)
т дР
Решив (11.26) относительно и разде-
лив почленно числитель и знаменатель на
а3рх cos (3, получим
дР 6р1/0 (а — х)
6р//0 (« — хт)
_____б'У_____1
СС3|Х1 СО S Р
Принимаем
(а — х) = Z,
Ll63
____£___________РЗ
О'Лр! COS Р
Продифференцировав (11.28)
dx = — dZ
(11.27)
(11.28)
(11.29)
(II.30)
и подставив (11.28) —(11.30) в (11.27), получим
дР 6р{70 Z
dZ ~ а2 ’ (Z3 + Е3)
6р(а — xm)U0 1
— а2 ’ (Z3 + Е3) • (П’31)
Распределение давления по длине кони-
ческой щели определим интегрированием
(11.31) по х с учетом замены переменных:
дР
6|Ш0
а2
С ZdZ
J E3 + Z3 +
dZ dZ -~
6ц1/0(а —xm) Р dZ
+ а2 J £3+Z3 •
В результате интегрирования получим вы-
ражение
_ 6рЕ0 Г 1 E2-EZ+Z2
X а" [ 6Е 1П (Е + Z)2 +
1
Е/3
2Z — Е J
arctg----г-— 4-
Е /3 J
6рП0(а — хт) Г ] (E + Z)2
а2 [ 6Е2 1пЕ2— EZ + Г- +
1 2Z — £ ]
+ wTarctg-FFd + c' (IL32)
Граничные условия —Р = 0 при х = 0.
После преобразования и подстановки
граничных условий в (II. 32) выражение
для постоянной интегрирования С будет
иметь вид
- arctg 2д-£ +
Е2а2/3 Е/3
uU„ Г Е2 — Еа 4- а2
+ £а2~[ п СЁ+У)2 “ —
После подстановки выражения (II. 33) в
уравнение (II. 32) и преобразований урав-
нение распределения давления по длине ко-
нической щели будет иметь вид
Е2№
(In А (а — хт Е) 4-
+ 3,46 (а — хт — Е) arctgx
1,73Ех
Х х (2а — Е) — 2 (Е2 — Еа + а2) ’
где
_ (Е3 +а3)(Е + (g —х)]3
А~ (Е + а)3[Е3 + (а-х)3] :
ца3д3 р й3
E31ii1cosP a3|i1cosP ’
Максимальное давление, создаваемое под-
вижной стенкой в конической щели, описы-
вается уравнением
u.t/.,g2
Рmax = {1п Л (д — х,п + £) +
+ 3,46 (а — хт — Е) arctgx
l,73Exm
Х хт (2а ~Е}—2 (Е2 — Еа + Д2) *
Для определения координаты максиму-
ма давления хт рассмотрим течение в зоне
дозирования (соответствует на рис. II. 140
плоской щели).
Учитывая, что подход к выводам урав-
нений распределения скоростей и расхода
в зоне дозирования является идентичным,
приводятся для краткости лишь конечные
результаты и основные выкладки.
Поток утечки в зоне дозирования
_ JL 63
— дх 12р3 cos (3 ’
где ца — вязкость в зазоре б при средней
температуре зоны дозирования; р2 — вязкость
в канале червяка зоны дозирования.
Уравнение расхода в зоне дозирования с
учетом потока утечки имеет, вид
UJi дР h3 ,
*2д - - 2 + дх ' 12р2 +
дР б3
+ дх ' 12p.3cos(J ‘
Градиент давления в зоне дозирования
= 6р3р3£70 cos Р [(п — xj я — h]
&Х /г‘Ц3 COS Р + б3р2
Распределение давления по длине зоны до-
зирования определяем интегрированием урав-
нения (11.35) по х:
< ЭР А
\~д^ЛХ =
6p2p3H0cosPl(a — xm) a — h\ Г
cos Р + б3р2 J Х'
В результате интегрирования получаем вы-
ражение
р _6ц2{х3{/0со8р[(а —xja—Л[х
ха h3n3 cos Р + б3р2
Граничные условия —
Рхд = Рг при Х=1р + 1Д’
т. е. на конце зоны дозирования давление Рхд
равно сопротивлению головки Рг. Тогда посто-
янная интегрирования
^ = РГ~
_ 6ц2ц3£/0 cos Р {(а — хт) а — /г] (/р + /д)
/'.Зр3 со s Р + б3р2
и распределение давления по длине зоны
дозирования выражается уравнением
Р = Р 4-
хд ГГ~
6p2p3Z70 cos р a—h] fx—(/р +/д)]
Л3р3 cos Р + 63|12
Давление в начале зоны дозирования Рд,
равное давлению в конце конической щели,
определяется уравнением
Р = Р +
д ' г ~
0 cos Р [(а — Хт) а —
h3na cos Р + б3ц2
Второе значение постоянной интегрирования
С (выражение (II.33)) может быть найдено
6ц2Ц3и
при подстановке в уравнение (II. 32) вто-
рого граничного условия —
РЖ=РД при х = /р.
Тогда
С=РГ +
6p2p3UucosPI(a —xm) a —/tl/д _
Л3р3 cos Р + б3р2
^'о(«-*т), 1£+(а-/р)12
£2а-2 П £»_£ (а_/р) + (а_/р)2 Ч"
£2-£(a-Ip) + (a-/p)2 _
Еа2' [£ + (а-/р)12
_ 6р£0(Д-хт-£) arctg 2(Д—/р) —Е
£2а2 /3 £ /3
(11.36)
Приравняв (II. 33) и (II. 36) как экви-
валентные значения постоянных интегриро-
вания, удовлетворяющих решению одного и
того же уравнения (II. 32) и решив полу-
ченное уравнение относительно хт, получим
после ряда преобразований выражение для
определения координаты максимума давле-
ния:
Еа (h3p3cosP + б3р2) {рПоа2 [1п£+
+ 3,46 arctg К] — Р2£Е2} +
&ц21л,зи01 ahE-H2 cos Р
Хт - а —------------------------f--Г-
р(/0а3 (Л3М3 cos Р + б3р2) In -L +
L F
+ 3,46 arctg Кj +
+6p2p.3tV„E2E3 cos P
(11.37)
где
p_(£3 + a3)I£+(a-/p)l3-
(£ + Д)3 [£3 + (a — Zp)3l ’
_________1,73£7P_________; (11.39)
2 (E2 — aE + a2) — /p (2a—£)
E — ранее расшифрованная величина.
При использовании для практических
расчетов вышеприведенных уравнений рас-
пределения скоростей, давлений, расхода,
определения максимума давления и его ко-
ординаты в уравнения подставляют значе-
ния эффективной вязкости данного термо-
пласта, усредненные по длине зон и их тем-
пературе.
Определение производительности червяч-
ного пресса наиболее простым способом
может быть выполнено по сечению щели с
координатой хт, где распределение скоро-
стей по высоте витка является линейным.
В силу неразрывности потока в конической
и плоской щелях (зоне компрессии и дози-
рования соответственно), расход (произво-
дительность) в принципе может определять-
ся в любом сечении по уравнению (II. 26),
поскольку эта величина будет постоянной,
однако уравнения и вычисления будут' бо-
лее громоздки.
С учетом ширины канала червяка, рав-
ной (s cos fJ—bi), производительность чер-
вячного пресса будет выражаться уравне-
нием
Q = 1,8 UQBmpt (s cos р — bi), кг/ч, (11.40)
где s — шаг червяка; — плотность рас-
плава в сечении с координатой хт; Ua —
проекция окружной скорости «вращающего-
ся» цилиндра на направление, параллельное
витку червяка, равная
ndn cos В ,.
—er2- <IL41)
где п — число оборотов червяка.
Предпочтительным следует считать ме-
тод расчета мощности, потребляемой чер-
вяком через касательную реакцию «под-
вижного» цилиндра, у стенок которого хо-
рошо изучены граничные условия течения
(скорость и температура), поддерживающи-
еся в стационарном режиме строго постоян-
ными за счет жесткости характеристик
привода п средств тепловой автоматики.
В общем случае потребляемая мощ-
ность может быть выражена как произве-
дение касательного напряжения сдвига т,
скорости v и площади сдвига S. Диффе-
ренциальное уравнение мощности имеет
вид
dN = xvdS.
Расчет мощности, потребляемой в зоне
компрессии (в конической щели), определя-
ют по составляющим. На образование пря-
мотока в этой зоне затрачивается мощность
dNP = xvxvxdS’ (п-42)
Г у U-
где vx = UQ (на стенке цилиндра); dS = dx-1—
площадь сдвига, равная произведению dx на
до / дп \
единичную ширину; т — —р, —- ; —± —
у ду \ ду ]у=о
градиент скорости на стенке цилиндра,
dv \ дР В U
л I — ___ . , —— _ и
ду }у=о дх 211 В"
(11.43)
Уравнение (11.43) определяется как произ-
водная по у от выражения (11.22), взятая при
дР
У = 0. Значение — берется из уравнения
дх
(П.27).
После подстановки значений и приведения
уравнение (П.42) примет вид
dN - ~ dx
р а [(а — х)3 £3J
__ ^М-^0 (a хт) _ (а — x)dx
а ‘ [(а — х)3 + £31
+ . (П.44)
а (а—х)
После интегрирования уравнения (11.44)
в пределах от 0 до Zp, приведения и подста-
новки значения всей ширины канала, рав-
ной (s cos р—bi), составляющая мощности
на образование прямотока в зоне компрес-
сии будет выражаться уравнением
pUga(scosP — bi)
2,04-104£/7
X 2£ In
а3 4- Е3
[(а — Zp)3 4-£3]
4- 2£ In_______±-
4-(а — хт) In £-|-3,46 arctgx
l,73£Zn I) „
X----------------Р---------- , кВт,
Zp (2а — £) — 2 (£2—£а 4-a2)] J
(11.45)
где £ — берется из выражения (II. 38).
Составляющая мощности, затрачиваемая
на образование прямотока в зоне дозиро-
вания Уд, определяется совершенно анало-
гично.
Градиент скорости у стенки цилиндра
ЭР . А _Ца
\ ду ) у=о дх 2ц2 h
Касательные напряжения у стенки
т - иоа2 _ ЭР Л
Ух \ ду ] у—о h дх 2
Градиент давления в зоне дозирования
подставляют из (II. 35).
Тогда дифференциальное уравнение со-
ставляющей мощности, затрачиваемой на
полоске единичной ширины, будет иметь
вид
d V = -
д h
Зр.2ц3(7д/г cos Р [(а — хт) а — h] dx
h3p3 cos p 4- 63P2
(11.46)
После интегрирования выражения (II.
46) по х в пределах от Zp до (1Р+1Д), при-
ведения полученного выражения и подста-
новки значения всей ширины щели (scosp—
—Ы) составляющая Мп будет выражаться
уравнением
H2Ugld (s cos Р — bi) [p3ft2 cos Рх
N Х(4Л-ЗВт) + 5У21
d 1,02-104Л (ft3p3 cos Р-f-63р2) ’ К Т‘
(П.47)
Определяют составляющие мощности на
образование поперечного (циркуляционного)
потока в канале червяка на коническом
участке. Пренебрегая влиянием градиента
давления в направлении, перпендикулярном
дР п
витку, т. е. при —— =0, определяют вели-
oz
чины:
распределение скоростей по высоте вит-
ка в поперечном потоке
где
, ztdn sin Р
= 60 =
при у = 0, т. е. у стенки цилиндра,
= 1/о;
градиент скорости
касательные напряжения у стенки
T»z = -^=0=-g-
Дифференциальное уравнение составля-
ющей мощности, затрачиваемой на образо-
вание циркуляционного потока в полоске
шириной 2=1, примет вид
<4 = V>dS = 7--^0)? dx- <IL48>
р 2 (а — х) а
После интегрирования выражения (II.
48) по х в пределах от 0 до /р, подстановки
значения ширины щели (scos Р—Ы) и при-
ведения полученного выражения конечное
уравнение составляющей мощности А'р при-
мет вид
. = ц(фЧзсозР-&!) кВт>
р 1,02- 104а а — 1р
(11.49)
Аналогично через касательную реакции
цилиндра определяют составляющую мощ-
ности, затрачиваемую в зоне дозирования
на образование течения в перпендикуляр-
dP п
ном витку направлении при —-— =0.
Распределение скоростей по высоте вит-
ка в циркуляционном потоке находят по
формуле
,,У\
vz = uq[1-~ft):
градиент скорости у стенки цилиндра — по
формуле
о
h
касательные напряжения сдвига —
V=-^Y =
__ ^0^2
~~h~
Дифференциальное уравнение составляющей
мощности
Иг (Uq)2 .
dN. = —Y~dx
после интегрирования по х в пределах от
x=Zp до х=(/р + /я) и преобразований пре-
вращается в окончательное выражение со-
ставляющей мощности вида
^(^(scosP-fti)
д 1,02-104h 1
Мощность, затрачиваемую на срез расплава
полимера в зазоре между вершиной витка и
цилиндром, определяют как произведение ок-
ружной скорости витка cos на касатель-
ные напряжения сдвига тс и поверхность сре-
за S раздельно по зоне дозирования и зоне
компрессии на участке, где температура стен-
ки равна температуре плавления термопласта
или выше его.
Для зоны компрессии
где
N - .
ср COS Р
гс = Н1Т- 6cosp ;
Sp=/pbi.
Тогда
IV q =_______________, кВт. (11.51)
ср 1,02-104б cos2 Р
Аналогично для зоны дозирования
где
_ Ц0^д
сд cos Р ’
•____Цз^о _
тс — P-aY — б cos Р ’
S« = V1’-
Полное выражение для составляющей мощ-
ности Мсд имеет вид
, кВт. (11.52)
сд 1,02 104б cos2 Р
Рис. 11.155. Распределение градиентов ско-
рости по высоте конической щели при тече-
нии ньютоновских жидкостей.
Суммарная мощность, потребляемая червяч-
ным прессом, равна сумме составляющих:
N = Np + Np + + N* + Л'ср +ЛГСД +ЛГХ.Х,
(11.53)
где Nx х — мощность холостого хода.
Все составляющие мощности, кроме Nx.x,
превращаются в тепло, которое обеспечива-
ет нагрев, расплавление термопласта и по-
вышение температуры расплава.
Отдельно рассматриваем методы опреде-
ления градиентов скорости как производных
уравнений распределения скоростей для ис-
пользования реологических кривых при рас-
четах одночервячных прессов. Общее урав-
нение градиента скорости в конической ще-
ли (зоне компрессии червяка) имеет вид
/ dv \ 1 / дР \ ( в \ Uа
Vp “ VdjF /Р^7 Нх L V ~2~) В ’
(11.54)
Из анализа выражения (П.54) следуют весьма
важные выводы:
градиент скорости является функцией мно-
гих переменных, в том числе градиента дав-
/ др \
ления > который в свою очередь явля-
ется функцией координаты х, т.е. величины их
изменяются по длине щели;
градиент скорости является функцией ко-
ординаты у, т. е. имеет переменное значение
по высоте щели и в каждой точке по вы-
соте сечения канала имеет свое, отличное
от предыдущего, значение;
В
только при у= (на оси конического
щелевого канала) градиент скорости имеет
и0
значение ур = -д- , которое, как правило, ис-
пользуется в большинстве источников при рас-
четах червячных прессов как некоторое посто-
янное (или усредненное) значение;
в силу изменяемости в конической щели
/ дР \
значении градиента давления > коорди-
нат х и у и высоты щели В ни в одной точке
нормального или осевого сечения коничес-
кого канала червяка не существует повто-
ряющихся равных значений градиента ско-
рости, а следовательно, и величин эффек-
тивной вязкости при экструзии неньютонов-
ских жидкостей, которыми являются термо-
пласты.
Таким образом, о градиенте скорости и
эффективной вязкости в коническом канале
червяка как о физических величинах можно
говорить лишь применительно к точке, име-
ющей фиксированное значение координат
X и у.
При у=В (на «неподвижной» стенке
червяка в принятой расчетной модели) вы-
ражение для градиента скорости имеет вид
_ 5 I дР \ С'о
Чу=в ~ 2у ( дх Jp~ В
и минимальное значение, а при у=0 (на
стенке цилиндра — «подвижной» плоскости)—
В / дР \ и0
2 ц ( дх ур В
и максимальное значение.
Графически распределение градиентов
скорости по высоте конической щели для
ньютоновской жидкости представлено на
рис. II. 155.
Уравнение (11.54) не может быть непосред-
ственно использовано для расчетов, поскольку
в нем содержится
/ дР ,
I | и эффективная
Применительно к
неизвестная величина
вязкость (Л.
конической щели гра-
диент давления принимается как усреднен
ная среднеарифметическая величина под-
становкой в уравнение (II. 27) значений
х = 0 и х=хт:
24 nUea2xm
#Ч(2а-V + 8£s] *
(11.55)
Для вычисления значения эффективной
вязкости [1 в уравнение (II. 55) подставля-
ют усредненный градиент скорости по при-
веденной высоте конической щели
Yep - н + h ’
(11.56)
а значение вязкости определяют из экспе-
риментальных графиков.
Вязкость gi в зазоре 6 определяют при
средней температуре зоны и градиенте ско-
рости
Uo
Y = -677fT- <п-57)
Выражение для усредненного по длине гра-
диента скорости в конической щели после
/ дР \
подстановки значений I 1 примет вид
• В \ Ц0
/р Н2[(2а —xJ3 + 8£3] V 2/ В'
а с учетом усредненной высоты щели В =
_ H + h
Уср №[(2а-хт)3 + 8£3]
Градиент скорости в зоне дозирования
{плоской щели) описывается уравнением
_ = (дР_\ (h _ J
'д \ ду )л \ дх /д р2 \2 / h '
I дР 'l
которое после подстановки значения I I
из уравнения (II.35) принимает вид
• _ 6(x3L'ocos0[(a —хт)а —й]
д /г3ц3 cos р + <5:,р2 Х
/ й \
х\2 -У)-ПГ-
В расчетные уравнения подставляются
значения вязкости ц3, взятые из экспери-
ментальных графиков при градиенте скоро-
го
сти v=-—и средней температуре зоны
о cos р
дозирования. Значения вязкости ц2 берутся
при той же температуре и среднем гради-
енте скорости
YcP = T- (И-59*
Из приведенных выше суждений следу-
ет, что при расчете червячных прессов с ис-
пользованием уравнений, выведенных для
ньютоновских жидкостей, приходится де-
лать ряд упрощений и усреднений, даже
если имеются достаточно точные экспери-
ментальные графики зависимости реологи-
ческих характеристик перерабатываемых
термопластов от условий течения. Поэтому
все эти расчеты имеют приближенный ха-
рактер.
Ниже приводится пример расчета одно-
червячного пресса с диаметром червяка
63 мм и длиной 25d по изложенной выше
методике.
Пример. Требуется рассчитать произ-
водительность и технологическую мощность
одночервячного пресса при переработке
полиэтилена марки 10802—020 при средней
температуре цилиндра в зоне компрессии и
зоне дозирования соответственно 140 и
180° С.
Исходные данные: диаметр червяка d =
= 6,3 см; шаг нарезки червяка s = 6,3 см;
высота витка в начале зоны компрессии
Н=0,743 см; высота витка в зоне дозиро-
вания й=0,35 см; число витков в зоне ком-
прессии др=10,5; число витков в зоне дози-
рования 2д=9,5; ширина гребня витка чер-
вяка 6 = 0,7 см; число заходов червяка i=l;
число оборотов червяка п=180 об/мин; со-
противление головки Рг=100 кгс/см2, ради-
альный зазор между витком и цилиндром
6 = 0,015 см.
Производительность одночервячного
пресса определяем по формуле (II. 40). По
формуле (11.41) рассчитываем £о = 56,4 см/с.
Из графика на рис I. 9 при /=140° С опре-
деляем pi = 0 325 г/см3. Для нахождения
Вт предварительно рассчитываем по фор-
муле (II.18) а=0,0018, а по формуле (11.37),
в которую входят расчетные значения эф-
фективных вязкостей р, и ц3, опреде-
ляемые из графиков на рис. П.27,— хт. При
/=140° С и градиенте скорости, рассчитан-
ном по формуле (П.56) и равном 108 с-1,
находим р=1,4-10-2 кгс-с/см2.
Значения |Лг и |13 определяем при t =
= 180° С при градиентах скорости у, вычис-
ленных по формулам (II.59) и (II.57) и рав-
ных соответственно 161 и 2960 с-1: Ц2=
=7,3-10-3 кгс-с/см2; |Гз=1-10 3 кгс-с/см2.
Затем по формулам (II.17), (11.34),
(11.38) и (1139) находим значения 1Р=
= 218,6 см; £ = 25,64; F=l,21 и К=0,066,
которые необходимы для расчета хт. После
подстановки всех найденных и исходных
данных в (11.37) и (П.24) получаем хт =
= 191,4 см и Вт = 0,4 см.
Производительность пресса, вычислен-
ная по формуле (П.40), составит 177,1 кг/ч.
Мощность, потребляемую червячным
прессом в зонах компрессии и дозирования,
определяем по формуле (II.53). Предвари-
тельно по формулам (II.45), (II.47), (П.49) —
(II.52) рассчитываем <VP = 24,8 кВт; Nx =
= 4,1 кВт; AV = 0,6 кВт; 1Vh' = 0,7 кВт;
7VCp=3,2 кВт и 1УСД = 2,4 кВт.
При расчете Л/р и /Vp' определяем уточ-
ненное значение эффективной вязкости, учи-
тывающее распределение градиентов ско-
рости в конической щели с подвижной стен-
кой. По формуле (II.58) при у = 0 определя-
ем ур=187 с-1. При найденном значении
ур и /=140° С по рис. П.27 находим ц =
= 9,3-10—3 кгс-с/см2, которое и используем
при расчете Аф, и Np'.
Суммарная технологическая мощность
червячного пресса, согласно формуле (11.53),
составит 35,8 кВт.
Действительные производительность и
мощность этого червячного пресса при п =
= 180 об/мин и указанных температурах по
результатам экспериментов составляют со-
ответственно 183 кг/ч и 33 кВт.
Расчет энергетических
характеристик валковой машины
В ряде работ [43—45] было показано, что
наиболее полно процесс вязкого течения по-
лимеров в зазоре между валками описыва-
ется гидродинамической теорией. Преиму-
щества и недостатки этой и других теорий
довольно подробно рассмотрены и проана-
лизированы в работах [45—47]. На основе
гидродинамической теории выполняются
расчеты распорных усилий, крутящих мо-
ментов, мощности и других параметров вал-
ковых машин.
При расчете энергетических характерис-
тик валковых машин предпочтительнее поль-
зоваться реологическими характеристиками,
полученными непосредственно на самой
машине [48, 49]. Однако в некоторых слу-
чаях это бывает сложно. В таких случаях
целесообразно использовать реологические
характеристики, полученные методом ка-
пиллярной вискозиметрии [40].
Ниже приводится пример упрощенного
расчета распорного усилия и мощности на
вальцах при переработке поливинилхлорид-
ной композиции. В основу расчета энерге-
тических характеристик валковой машины
положена методика, изложенная в работах
[48, 50].
Пример*. Рассчитать распорное уси-
лие и мощность привода вальцов при валь-
цевании пластифицированного поливинил-
хлорида (рецептура 230) при температуре
162° С.
Исходные данные: радиус валков Д =
=0,33 м; окружная скорость тихоходного
валка и = 0,6 м/с; зазор между валками
/г0 = 2-Ю~3 м; фрикция f= 14-1,28; длина ра-
бочей части бочки валка L = 2,13 м; коэффи-
циент полезного действия передающих меха-
низмов т]п = 0,94; коэффициент трения в под-
* Двойная нумерация формул означает:
первое число — порядковый номер форму-
лы; второе число — номер этой формулы и
работе [50].
шипниках йтр = 0,045; отношение скорости
вращения цапфы и валка <р = 0,65.
Решение. Распорное усилие определя-
ем по уравнению
^33^(1+/)^, (пбо)
o/l0
где Bi — коэффициент; Т)аф — расчетная
эффективная вязкость, кгс-с/см2.
Из рис. И [50] видно, что при Я/Лп =
= 0,33/2-10-3= 165 Д (безразмерный пара-
метр) равен 9, а (угол захвата) — 17°. Из
табл. 5 [50] при Д=9 находим 131 = 2,71.
Для определения расчетной эффектив-
ной вязкости 1]Эф по данным капиллярной
вискозиметрии рассчитываем средний эф-
фективный градиент скорости у3ф.с и кри-
терий продолжительности сдвига k3 для
данных промышленных вальцов.
Эффективный градиент скорости рассчи-
тываем по формуле
301 (!-[-/) Г /-----
x(-a,)-La_7'1, («.в»
где I — дуга захвата, м; й.—безразмерный
параметр, при А=9 равный 1,22 (табл. 4 [50]).
Дугу захвата определяем по формуле
I = R arcsin 1 /—№_____ — ],
2/? У /г0(А —1)
(11.62) (с. 36 [50])
подставляя в нее значения R, h0 и А. /=
=0,098 м.
Подставляя найденные величины в фор-
мулу (II. 61), определяем средний эффек-
тивный градиент скорости y3<j>.c = 150 с-1.
Критерий продолжительности сдвига
ks определяем из соотношения
k aui + Qarctg/^r^i
s /1-4-2» v г— ’
1,ззз«г Ня/(301 ~Rh°
(11.63) (с. 83 [50])
где п — показатель степени неньютоновско-
го проведения, равный 0,25 (определяется
как тангенс угла наклона касательной к
кривой зависимости т от уЭф на рис. 11.78).
ЗГ.
а1 = <п-64> 84 1501>
1 h0 У А — 1
Из рис. 13 [50] находим Уф =0,58 при
А=9, тогда сц = 305.
Подставляя эту и другие известные ве-
личины в соотношение (11.63) , находим k s-=-
= 0,084.
Из рис. 11.79 находим значение эффек-
тивной вязкости пластифицированного по-
ливинилхлорида (рецептура 230) при тем-
пературе 162° С и вычисленном градиенте
скорости: т]Эф = 1-10~2 кгс-с/см2.
По диаграмме зависимости поправочного
коэффициента от критерия продолжитель-
ности сдвига k3 (рис. 26 [50]) находим со,
соответствующий fes = 0,084: со=1,35. Вяз-
кость, найденная из рис. II. 77, откорректи-
рованная для данного значения /г.,, составит
1,35-10-2 кгс-с/см2.
Подставив эту величину в уравнение
(11.60), находим распорное усилие, равное
66 600 кгс, пли 6,66 105 Н.
Суммарную мощность — технологичес-
кую и потери в подшипниках,— затрачивае-
мую при вальцевании полимера, рассчиты-
ваем по формуле
у - — v t1 ~~ а(д)Ц, (H.65)
Пп I <Р [1 +«1(Л)1 j
Прп Д = 9 по табл. 9 [50] находим k< =
= 0,187. Функции коэффициента трения
определяем из рис. 22 [50]: а(Д)=0,35 и
а^Д) =0,54.
Подставив все величины в формулу (II.
65), находим мощность привода, равную
6,3-Ю1 Вт.
ПРИЛОЖЕНИЕ
Таблица 1. Рецептуры жестких поливинилхлоридных композиций
Компонент Содержа- ние, вес. ч. Компонент Содержа- ние, вес. ч-
Рецептура ПТ-2 Типовин «П» 0,2
Поливинилхлорид суспензионный Барий, кадмий, цинк стеариновокис- 100,0 Модификатор Двуокись титана 15,0 3,0
лый Диоктилфталат 3,0 3,0 Жесткая ПВ X композиция
Эпоксидная смола 2,0 Поливинилхлорид С-70 100,0
Диалкилфталат 2,0 Основной карбонат свинца 5,0
Двуокись титана 2,5 Стеариновокислый двухосновной 3,0
Стеариновая кислота 0,5 свинец
Модификатор (БТА-ЗМ, сополимер Стеарин 0,5
МБС) 15,0 Рецептура ЭС-12
Рецептура УБ-1 Поливинилхлорид С-58 100,0
Поливинилхлорид суспензионный 100,0 Стеарат кадмия 0,5
ЛАСТ ДП-4 (барий, кадмий осаж- Трехосновной сульфат свинца 2,0
денный) 3,0 Двухосновной стеарат свинца 1,5
ЛАСТ «А» (на основе фосфатов) 1,0 Стеарин (или кислота) 0,5
ТРАПКС (эпоксидированное соевое 3,0 Глицерин 0,5
масло) Двуокись титана 0,5
Таблица 2. Рецептуры пластифицированных кабельных поливинилхлоридных композиций
Содержание, вес. ч., для рецептур
Компонент 230 251 489 948 1183
Поливинилхлорид С-70 100 100 100 100 100
Диоктилфталат 43—45 52 — 70—75 —
Ди октилсебацинат — — 28 — 75
Трикрезилфосфат — — 3 .— 10
Стеарат кальпия 3 3 3 3 3
Силикат свинца 10 10 — — —
Свинцовые белила 2 2 10 8 5
Краситель — — 1,0—2,3 — —
Таблица 3. Рецептуры пластифицирован-
ных поливинилхлоридных композиций
Компонент Содержание, вес. ч., для рецептур
7 8
Поливинилхлорид эмуль- сионный Л-5 70,0 100,0
Игелит 30,0 —
Дибутилфталат 30,0 30,0
Диоктилфталат 20,0 20,0
Стеарат кальция 5,0 5,0
Веретенное масло 5,0 5,0
Смола ЭД-16 5,0 5,0
Краситель 0,15 0,15
Таблица 4. Рецептуры поливинил-
хлоридных паст
Компонент Содержание, вес. ч., для пасты
ненапол- ненной, В напол- ненной, В
Поливинилхлорид Е-62 100,0 100,0
Диоктилфталат 65,0 55,0
Хлорпарафин-470 — 10,0
Стеарат кальция 1,0 1,0
Мел гидрофобный — 100,0
Цинковые белила — 5,0
Таблица 5. Рецептуры.
акрилонитрилбутадиенстирольного
пластика
Компонент Содержание. %, в марках
АБС-1308 (АБС-1) АБС-2020 (АБС-2) АБС-2512Э (АБС-ЗА)
Стирол 54 52 47—49
Акрилонитрил 30 28 26—28
Бутадиен 16 20 23—25
Таблица 6. Рецептура
поливинилхлоридного линолеума
Компонент Содержа- ние, %
Поливинилхлорид С-63М 28,8
Дибутилфталат 14,0
Веретенное масло 1,0
Известняковая мука с размером зерен менее 60 мкм 39,7
Тальк 14,0
Краситель 2,0
Стеарат кальция 0,5
Таблица 7. Рецептура кумароновой
плитки
Компонент Содержа- ние. %
Кумароновая смола 22,0
Полидиены 7,5
Асбест К-6-5 57,0
Тальк 8,5
Краситель 5,0
Таблица 8. Рецептура коллоксилинового
линолеума
Компонент Содержа- ние, %
Коллоксилин 20,0
Дибутилфталат 10,0
Диоктилфталат 10,0
Красительф-наполпитель 10,0
Известняковая мука дисперс- 30,0
ностью менее 60 мкм Асбест К-6-5 20,0
Таблица 9. Рецептуры алкидного
линолеума и плиток
Компонент Содержание. %
линолеум ПЛИТКИ
Алкидная смола 30,6 29,8
Древесная мука 35,5 38,2
Известняковая мука с раз- мером зерен менее 60 мкм 25,7 14,8
Кумароновая смола 2,2 2,2
Краситель 4,8 4,8
Отходы 1,2 10,2
Таблица 10. Рецептура кожволона
Компонент Содержа- ние, %
Полиэтилен 10802-020 7,0
Каучук СКМФ-ЗОРП 5,0
Каучук БС-45 38,0
Регенерат кожеподобный 16,0
Стеарин 1,0
Окись цинка 3,0
Альтакт (ускоритель вулканиза- ции) 0,5
Сера 2,0
БФД (ускоритель вулканизации) 0,2
Сажа белая 16,0
Волокнистый наполнитель из хлопковой целлюлозы 7,5
Порообразователь 1,0
Сажа черная 2,8
ЛИТЕРАТУРА
1. Вундерлих Б., Баур Г. Теплоемкость ли-
нейных полимеров. Пер. с англ, и нем.
М., «Мир», 1972.
2. Перепелкин К. Е.— Высокомолек. соед.,
1969, Б11, 902.
3. Привалко В. П., Липатов Ю. С.— Высо-
комолек. соед., 1972, А14, 1420.
4. Kreveleti D. IE. van. Properties of Poly-
mers. Elsevier Publishing Co, 1972.
5. Knappe W.— Adv. Polymer Sei., 1971, 7,
477.
6. Ч удновский А. Ф. Теплообмен в дисперс-
ных средах. М., Гостехтеориздат, 1954.
7. Слонимский Г. Л., Аскадский А. А., Ки-
тайгородский А. И.— Высокомолек. со-
ед., 1970, А12, 494.
8. Китайгородский А. И. Органическая
кристаллохимия, М., Изд-во АН СССР,
1955.
9. Привалко В. П. и др.— Высокомолек.
соед., 1973, Б15, 381.
10. Привалко В. П.— В кн.: Синтез и фпзи-
ко-химия полимеров, вып. 13. Киев, «На-
укова думка», 1974, с. 91.
11. Аскадский А. А., Слонимский Г. Л., Ки-
тайгородский А. И.— Высокомолек. со-
ед., 1974, А16, 424.
12. Бессонов М. И., Смирнова В. Е.— Высо-
комолек. соед., 1971, Б13, 352.
13. Годовский Ю. К., Барский Ю. П.—Пласт-
массы, 1965, 7, 57.
14. Привалко В. П.— Высокомолек. соед.,
1972, А14, 1235.
15. Привалко В. П. Калориметрическое ис-
следование влияния молекулярного стро-
ения и границы раздела с твердой фа-
зой на термодинамические и кинетиче-
ские свойства полиуретанов. Канд. дис.
М., НИФХИ им. Карпова, 1969.
16. Липатов Ю. С. и др.— В кн.: Синтез и
физико-химия полимеров, вып. 7. Киев,
«Наукова думка», 1970, с. 98.
17. Годовский 10. К-, Липатов Ю. С.— Вы-
сокомолек. соед., 1968, АЮ, 32.
18. Привалко В. ГЕ, Липатов Ю. С.— Высо-
комолек. соед., 1972, А14, 200.
19. Керча Ю. Ю. и др.— Высокомолек. соед.,
1973, А15, 1297.
20. Тагер А. А. Физико-химия полимеров.
М.—Л., «Химия», 1968, с. 241.
21. Рейнер М. Деформация и течение. М.,
Гостоптехиздат, 1963.
22. Фокс Т. Реология. М., ИЛ, 1962.
23. Vinogradov О. V. et al.— Plaste und Ka-
utschuk, 1970, 4, 241—249.
24. Ферри Д. Вязкоупругие свойства поли-
меров. М., Издатинлит, 1963.
25. Френкель Я. И. Кинетическая теория
жидкости. М.—Л., Изд-во АН СССР,
1945.
26. Бернхардт Э. Переработка термопла-
стичных материалов. М., «Химия», 1962.
27. Тагер А. А. Физико-химия полимеров.
М.—Л., «Химия», 1968, с. 254—259.
28. Мак-Келви Д. М. Переработка полиме-
ров. М., «Химия», 1965.
29. Виноградов Г. В. и др.— Химические во-
локна, 1965, 2, 7—11.
30. Гуль В. Е., Кулезнев В. П. Структура и
механические свойства полимеров. М.,
«Высшая школа», 1966, с. 179.
31. Уилкинсон У. Л. Неньютоновские жид-
кости. М., «Мир», 1964, с. 22.
32. Литвинов В. Г. Прикладная механика,
1968, 4, вып. 9, 33—38.
33. Фокс Т., Гратч С., Лошек С.—В кн.: Рео-
логия. М., ИЛ, 1962, с. 508—547.
34. Энциклопедия полимеров. Т. 2. М., «Со-
ветская энциклопедия», 1974, с. 285.
35. Берлин А. А. Энциклопедия полимеров.
Т. 2. М., «Советская энциклопедия», 1974,
с. 293.
36. Porter R. S., Cantow И. J., Johnson J. F.—
Trans. Soc. RheoL, 1966, 10, № 2, 621.
37. Busse U7. F.— Polymer Sci., 1967, A25,
1261.
38. Киселев А.П. и др.— Пластмассы, 1971,
10, 17—1-9.
39. Бартенев Г. М.— Пластмассы, 1964, 12,
20—25.
40. Виноградов Г. В., Прозоровская Н. В.—
Пластмассы, 1964, 5, 50—56.
41. Виноградов Г. В. и др.— ДАН СССР,
1964, 154, 890.
42. ГОСТ 11645—73. Пластмассы. Метод
определения показателя текучести рас-
плава термопластов. М., Изд-во стандар-
тов, 1973.
43. Маленко К. С.— В кн.: Химическое ма-
шиностроение, № 2, К., МВССО УССР,
1965, с. 33—43.
44. Торнер Р. В. Основные процессы пере-
работки полимеров. М., «Химия», 1972,
с. 329—372.
45. Лукач Ю. Е., Рябинин Д. Д„ Мет-
лов Б. Н. Валковые машины для перера-
ботки пластмасс и резиновых смесей. М.,
«Машиностроение», 1967.
46. Карпачев П. С. и др. Машины и аппара-
ты производства искусственной кожи и
пленочных материалов. М., «Легкая ин-
дустрия», 1964.
47. Мирзоев Р. Г., Красовский В. Н.— В кн.:
Машины и технология переработки по-
лимеров. Л., Изд-во ЛТИ им. Ленсове-
та, 1967, с. 11—25.
48. Красовский В. И., Минишки В. И., Мир-
зоев Р. Г.— Каучук и резина, 1970, 2,
31—34.
49. Горский Б. 3., Пахаренко В. А., Беже-
нуца Л. П.— В кн.: Строительные мате-
риалы, детали и изделия, № 13, К., «Бу-
д!вельник», 1970, с. 141 —148.
50. Маленко К. С. Переробка пол!мерних
матергалГв на валкових машинах К,
«Техшка», 1971.
51. Maxwell В., Matsuoka S.— SPE J., 1957,
13, 27.
52. Quach A., Simha R.— J. Appl. Phys., 1971,
42, 4592.
53. Curro J. G.— J. Macromol. Sci. Rev. Mac-
romol. Chem., 1974, Cll, 321.
54. Кубо P. Термодинамика. M., «Мир»,
1972.