Виброформование полимеров - Любартович С.А., Басон Н.И., Любартович В.А.

Автор: Любартович С.А. Басон Н.И. Любартович В.А.

Теги: промышленность высокомолекулярных веществ резиновая промышленность промышленность пластмасс химическая промышленность материаловедение полимеры пластмассы полимерные материалы

Год: 1979

Похожие

Переработка полимеров

Экструзия полимеров

Реология в процессах образования и превращения полимеров

Тепло- и термостойкие полимеры

Текст

ВИБРО
ФОРМОВАНИЕ
ПОЛИМЕРОВ
Н. И. БАСОВ

С. А. ЛЮБАРТОВИЧ
В. А. ЛЮБАРТОВИЧ

ВИБРО-
ФОРМОВАНИЕ
ПОЛИМЕРОВ

Ленинград
«Химия»
Ленинградское отделение
1079
6П7.55

Б27

УДК 678.027 : 66.084

Басов Н. И„ Любартович С. А., Любартович В. А.

Б 27 Виброформование полимеров. — Л.: Химия,
1979.— 160 с., ил.

В книге проанализированы физические процессы, протекающие
в расплавах полимеров при виброформоваиии, показано влияние низко-
частотного и ультразвукового вибрационного воздействия на производи-
тельность оборудования и качество изделий из полимеров. Предложены
конкретные методы расчета оборудования п выбора параметров пере-
работки. Описаны различные схемы виброосиастки для модернизации
существующего оборудования. Рассмотрены вопросы эффективности при-
менения внброформоваиия полимеров и техника безопасности при экс-
плуатации виброоснастки.

Кинга предназначена для иижеиерио-технических работников, заня-
тых созданием, модернизацией и эксплуатацией оборудования для пере-
работки полимерных материалов; она может быть полезна студентам
и преподавателям технологических специальностей вузов.

160 с., 4 табл., 93 рис., список литературы 144 ссылки.

Б о!о((Л)—79 67~79-2803090100 © Издательство «Химия», 1979
Под термином виброформование полимеров подразумевают-
ся такие технологические процессы переработки пластмасс и
резиновых смесей, в которых иа протяжении всего технологи-
ческого цикла или иа отдельных его этапах перерабатываемому
материалу сообщаются вибрационные импульсы инфразвуковой,
звуковой или ультразвуковой частоты. Виброформование пред-
ставляет собой эволюционное развитие традиционной техноло-
гии изготовления изделий из полимерных материалов методами
литья под давлением, экструзии, прессования, калаидроваиия
и др.

Использование вибрационной техники позволяет при сравни-
тельно небольшой мощности привода сообщать вибрирующим
элементам оборудования и контактирующим с ними частицам
перерабатываемого материала весьма значительные знакопере-
менные скорости и ускорения, в результате чего в полимерах
протекает целый ряд специфических физических и химических
явлений, приводящих к интенсификации процессов переработки,
снижению энергоемкости полимерного оборудования, повыше-
нию качества готовых изделий и снижению трудоемкости ряда
технологических операций.

Для внедрения вибрационного метода переработки полимеров
на предприятиях, изготавливающих изделия из пластмасс и
резины, не обязательно использовать специализированное виб-
роформующее оборудование, а с успехом можно работать на
традиционных перерабатывающих машинах, оснастив их соот-
ветствующими вибрационными приспособлениями, при этом в
конструкцию основного технологического оборудования и фор-
мующего инструмента часто не требуется вносить каких-либо
существенных изменений. Работы, связанные с изготовлением
и монтажем вибрационной оснастки, могут быть произведены
силами механических цехов и мастерских заводов по переработ-
ке полимеров.

В последние 5—10 лет в СССР и за рубежом ведутся работы
по изысканию путей практического использования вибрацион-
ных эффектов и явлений при переработке полимеров на раз-
личном технологическом оборудовании, разрабатываются

.. • 3
теоретические основы виброформования полимеров и методы
параметрического расчета виброформующего оборудования.
Значительный вклад в эти исследования внесены Москов-
ским институтом химического машиностроения (МИХМ), Ин-
ститутом механики полимеров АН Латвийской ССР, Институтом
проблем механики АН СССР (ИПМ), Институтом нефтехими-
ческого синтеза АН СССР (ИНХС),НИИ шинной промышлен-
ности (НИИШП), Всесоюзным научно-исследовательским и
конструкторско-технологическим институтом резиновой промыш-
ленности (ВНИКТИРП), Московским химико-технологическим
институтом им. Д. И. Менделеева (МХТИ), Ленинградским
технологическим институтом им. Ленсовета (ЛТИ), Всесоюзным
научно-исследовательским институтом резнио-технического ма-
шиностроения (ВНИИРТМАШ), Владимирским химическим
заводом (ВХЗ), Кишиневским заводом им. Котовского, НПО
«Пластик» и другими организациями. Некоторые из этих раз-
работок доведены до промышленного внедрения, а по многим
другим закончился поисковый этап, выявлены технологические
возможности различных методов виброформования и выданы
рекомендации по их промышленной реализации. Все это убеж-
дает в том, что в ближайшие несколько лет виброформование
найдет широкое применение в промышленности переработки
пластмасс и резины.

Предлагаемая книга представляет собой первую попытку
обобщения отечественного и зарубежного опыта в области тео-
рии и практики виброформования полимеров. Авторы стреми-
лись уделить особое внимание рассмотрению конкретных кон-
струкций и методов расчета виброформующего оборудования
и оснастки, а также выбору оптимальных технологических па-
раметров процесса виброформования, с целью максимально об-
легчить работу конструкторов и технологов по реализации иа
практике рекомендованных в настоящей книге методов вибро-
формования полимерных материалов.
Г лава I

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ВИБРОФОРМОВАНИЯ

1.1. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПОЛИМЕРОВ
В УСЛОВИЯХ ВИБРОВОЗДЕЙСТВИЯ

В процессе виброформования на различном технологическом
оборудовании вибрационные импульсы сообщаются перераба-
тываемому полимеру чаще всего по одной из схем, представ-
ленных на рис. 1; при этом не исключается комбинированное
использование указанных вариантов. При виброформовании

Рис. 1. Схемы виброформования.

полимерные материалы испытывают следующие виды деформа-
ционного воздействия: 1) периодическое сдвиговое деформиро-
вание (I, II, IV при отсутствии стационарного течения); 2) пе-
риодическое объемное деформирование (III и V); 3) совмещение
в одном направлении периодического сдвигового деформи-
рования и стационарного течения (I и V); 4) наложение на
стационарное течение ортогонально направленных сдвиговых
колебаний (II и IV); 5) совмещение периодического продоль-
ного и сдвигового деформирования (III).

Таким образом, для пшшмания сущности процессов, про-
текающих при виброформоваиии, а также для параметри-
ческих расчетов оборудования и определения оптимальных

б
технологических параметров необходимо иметь подробное пред-
ставление о реологическом поведении полимеров в указанных
деформационных условиях.

ПЕРИОДИЧЕСКОЕ СДВИГОВОЕ ДЕФОРМИРОВАНИЕ

Полимерные материалы являются упруговязкими системами,
механическое поведение которых, за пределами сравнительно
небольшой области (линейной области), отвечающей малым
деформациям или малым скоростям деформации, определяется

Рис. 2. Осциллограммы синусо-
идального режима сдвигового де-
формирования упруговязкого тела.

зависимостью реологических ха-
рактеристик от величины или
скорости деформации [3—6].

Рассмотрим упруговязкие
свойства полимеров в линейной и
нелинейной областях.

Линейная область. Если ли-
нейное упруговязкое тело подверг-
нуть сдвиговой деформации, ко-
торая является синусоидальной
функцией времени, то касатель-
ное напряжение в общем случае
не будет совпадать по фазе с де-
формацией (рис. 2). В этом слу-
чае реологические свойства си-
стемы можно характеризовать
двумя величинами: 1) отноше-

нием амплитуды касательногона-
пряжения та к амплитуде дефор-
мации I и 2) углом сдвига фаз
между деформацией и напряже-

нием б [3]. С математической точки зрения совокупность этих
величин удобно выражать в комплексной форме, например в
виде комплексного модуля сдвига О*:

6*-у- 1е'а = | О*|ем = |О*|созд + /|О‘|з1пд = С' + 10" (1.1)

где I <3* I = V(О')2 + (О")2’. б = агс1(? / — мнимая единица.

В выражении (1.1) действительная часть комплексного мо-
дуля О' = | О * | соз б, представляющая собой отношение сов-
падающих по фазе компонент напряжения и деформации,
является мерой упругих свойств системы, так как упругая
энергия, накапливаемая в первую и третью четверть цикла коле-
баний, а затем расходуемая во второй и четвертой четверти
цикла, пропорциональна О'. Величину О' часто называют «мо-
дулем упругости» или «модулем запаса».

Мнимая часть модуля 0"=|0*|з1пб определяется отнф
шением компоненты амплитуды напряжения, сдвинутой пофа^
относительно деформации на 90°, к амплитуде деформации. Эта
величина характеризует интенсивность рассеяния энергии в ма-
териале, так как энергия, диссипируемая за цикл колебаний,
пропорциональна О". Поэтому мнимую часть комплексного мо-
дуля обычно называют «модулем потерь».

Соотношение между рассеянной и запасенной в материале за
цикл колебаний энергией характеризуется тангенсом угла по-
терь:

(ед = О"/О' (1.2)

У твердых полимеров О' >> 6" и 1§б 1, у полимеров, на-

ходящихся в области перехода из твердого в вязкотекучее со-
стояние, О' и О" — величины одного порядка, а в области вяз-
кого течения О' < О" и б > 1.

По аналогии с комплексным модулем может быть введено
понятие комплексной вязкости:

п‘ = Т=‘Ш“ = 'Й‘(8,пд“/С08д)в’1'“ЛГ (1-3)

где л' = $•*- 31П б; т)" = соз б; ш — круговая частота колеба-
ний. Действительная часть комплексной вязкости т)' называется
динамической вязкостью. Между составляющими комплексной
вязкости и комплексного модуля существует следующая взаи-
мосвязь:

<Г = << (1.4)

с" = в>т|' (Т.в)

При одномерном периодическом сдвиговом деформировании
упруговязких систем кроме динамических касательных напря-
жений возникают динамические нормальные напряжения [3, 4,
6, 7]. Первая разность нормальных напряжений о состоит в этом
случае из двух слагаемых (см. рис. 2): постоянной составляю-
щей оп и периодически изменяющегося слагаемого о, частота ко-
торого в два раза превышает частоту колебаний касательного на-
пряжения. Это объясняется тем, что разность нормальных напря-
жений пропорциональна квадрату формации (эффект Пойнтин-
га) и при законе деформирования у = $ зш ©/величина о будет
пропорциональна у2 = 52 зт2со/ = &2 1 ~~с°82й>< = -^— -у соз 2®/,
при этом между у и о будет наблюдаться сдвиг по фазе. Вторая
разность нормальных напряжений равна нулю.

Для характеристики нормальных напряжений в условиях пе-
риодического сдвигового деформирования вводятся следующие
коэффициенты нормальных напряжений:

г«-р-=+ -у е2/ =и + г=и+г - (1.6)
где ?п характеризует постоянную составляющую нормальных
напряжений, а и — переменную составляющую.

Исследование динамических свойств полимеров Обычно про-
водится на следующих приборах: реогониометр Вейссенберга;
сдвиговый реометр; торсионные маятники, работающие в ре-
жиме вынужденных и свободных колебаний и др. [5, 8, 10, 11].

Все приведенные выше динамические характеристики линей-
ных упруговязких систем пригодны для описания реологического

Рис. 3. Динамические характеристики полистирола с узким ММР (М = 2,15-10 6)
при 190 ’С в области малых амплитуд сдвиговых деформаций.

поведения многих полимерных материалов в условиях периоди-
ческого сдвигового деформирования малыми амплитудами в ши-
роком частотном диапазоне (10-9—108 Гц и выше). Амплитуд-
ная граница линейной области периодического сдвигового де-
формирования, в зависимости от природы полимера и частоты
колебаний, находится в интервале от 0,001 до 100% [6, 10, 13].

С ростом частоты периодического деформирования и увели-
чением вязкости полимерного материала граница линейного по-
ведения смещается, как правило, в сторону меньших амплитуд.

В области температур, превышающих температуру плавле-
ния и стеклования, физическое состояние полимера определяется
соотношением между скоростью внешнего воздействия (перио-
дом колебаний Тк) и скоростью протекания в системе релакса-
ционных процессов (характерным временем релаксации 6). Если
Т » 0, то полимер ведет себя как вязкая жидкость. В случае,
когда Гиб сопоставимы, система проявляет высокоэластические
свойства. При Г С 0 наблюдается переход в стеклообразное со-
стояние.

На рис. 3 представлены типичные зависимости динамических
характеристик от частоты у монодисперсных полимеров, на ко-
торых четко выражены области физического состояния: на кри-
вых О'(со) наблюдается практически горизонтальное плато вы-
сокоэластичиости, а на кривых О" (со) наблюдается максимум,
соответствующий переходу полимера в высокоэластнческое со-
стояние на зависимости О'(<°)> и минимум, отвечающий мини-
муму на зависимости 1д б от со [3]. В системах с широким ММР
указанные особенности проявляются не столь заметно, так как
результирующие зависимости образуются суммированием боль-
шого числа частотных функций, отвечающих различным моле-
кулярным фракциям со своими характерными точками.

Нелинейная область. При деформировании полимеров с до-
статочно большой амплитудой нарушается линейный характер
связи между т(/) и у(/) и в данном случае напряжение и де-
формация не могут быть одновременно строго синусоидальными
функциями времени. Это свидетельствует о том, что за преде-
лами линейной области абсолютные значения комплексного мо-
дуля и комплексной вязкости становятся функциями не только
частоты основной гармоники, а целого спектра частот, соответ-
ствующего данным нелинейным искажениям. Однако, как пока-
зал гармонический анализ, у многих полимеров даже при до-
статочно больших амплитудах деформации (порядка нескольких
сот процентов) нелинейные искажения не столь велики: кроме
первой гармоники обнаруживается только третья, амплитуда
которой составляет не более 5% от амплитуды первой гармо-
ники [3]. Поэтому в указанной области можно пользоваться ком-
плексными параметрами, описывающими поведение линейных
упруговязких систем, с учетом их зависимости от амплитуды
колебаний.

На рис. 4 представлены типичные зависимости динамических
характеристик от амплитуды сдвиговой деформации при различ-
ных частотах. На всех кривых явно выделяются две области: ли-
нейная, которой соответствуют горизонтальные отрезки зависи-
мостей 16*(|) | и |т)*(?)|, и нелинейная,где динамические ха-
рактеристики убывают с ростом амплитуды деформации. Нали-
чие линейной и нелинейной областей обнаруживается и в ампли-
тудной зависимости нормальных напряжений. Как было показано
в работах [14—19], в нелинейной области однозначным аргумен-
том амплитудно-частотной зависимости вязкостных свойств по-
лимеров является амплитуда скорости деформации 5 = |со, где
5 — амплитуда сдвиговых колебаний, а со — круговая частота
(ш = 2л/). На рис. 5 представлены характерные зависимости
модуля комплексной вязкости |т)*| от амплитуды скорости де-
формации. Для сопоставления в том же масштабе показано, как
зависят от скорости сдвига эффективная вязкость т]Эф того же
материала и характерные времена релаксации 0, замеренные в
режиме релаксации напряжений после прекращения течения
(под 0 понимается время уменьшения касательных напряжений
чет 2,71 раз).

Как видно из рис. 5, в области малых частот зависимости
1*1*1 (I) I практически совпадают с зависимостью Иэф(у)> а Угол 6
близок к 90°. Это обусловлено тем, что при низких частотах ко-
лебаний (меньших Ю"2 Гц) времена цикла деформации много
больше, чем характерные времена релаксации даииого мате-
риала при скоростях сдвига, реализуемых в цикле при периоди-
ческом деформировании (10_’—10~* с _,)> т. е. скорость релак-
сационных процессов существенно превышает скорость деформа-

Рис. 4. Зависимости динамических характеристик полиизобутилена П-20 при
22 °С (а) и полиэтилена при 140 ’С (б) от амплитуды сдвиговой деформации.

ции. Учитывая несущественную зависимость в данной области
скоростей сдвига т]»ф от у, можно заключить, что при периодиче-
ском деформировании полимеров в области очень низких частот
даже при достаточно больших амплитудах колебаний полимеры
ведут себя как линейные неупругие жидкости, а |т]*| « т]0 (яо —
наибольшая ньютоновская вязкость).

В области более высоких частот период колебаний стано-
вится соизмеримым с характерными временами релаксации си-
стемы, и поэтому здесь в общем случае такой корреляции не на-
блюдается. Однако с ростом амплитуды колебаний при неизмеи-
ной частоте будет увеличиваться амплитуда скорости деформа-
ции, при этом должны уменьшаться характерные времена релак-
сации материала, достигая при достаточно больших амплитудах
значений, много меньших времени цикла. В этом случае, как и
в низкочастотной области, при | = у должно соблюдаться ра-
венство между |л*(1)| и Пэф(у), а угол сдвига фаз между век-

Рис. 5. Зависимости характерных времен релаксации 0 от скорости сдвига
у (а), эффективной вязкости т, от скорости сдвига у и модуля комплексной
вязкости | и* I от амплитуды скорости деформации 5 (б) ударопрочного поли»
стирола УП-1ЛД (цифры иа рис. 5,6 соответствуют частоте колебаний в Гц).

торами деформации и напряжения быть близким к 90°. При
максимально реализуемой в опытах амплитуде, как видно из
рис. 5, соблюдается режим, близкий к указанному экстремаль-
ному. Подобные же результаты были получены в работах
[14, 15].

Однако в отличие от области весьма малых частот, поведе-
ние системы данной области будет нелинейно-вязким, так как
деформация осуществляется в пределах нелинейного участка
кривой течения. Вследствие указанной нелинейности эффектив-
ная вязкость 1)эф = т(/)/у(() в течение цикла будет непрерывно
изменяться ОТ Т)тах, СООТВеТСТВуЮЩвЙ У -♦ 0, ДО Т]т1п в 1*1*1» СО*
ответстеующей [у]тах = I- Равенство г]т1п = |*1*1 вытекает из
Рис. 6. Зависимость ампли-
туды сдвиговой деформации
от амплитуды касательного
иапряжеиия у полибутадиена
при 25®С:

/—5 Гц; г—100Гц.

обоснованного выше допущения, что функция г(/) имеет форму
синусоиды с амплитудой та = Тшах. В этом случае величину | п*1
можно представить как отношение ттах/5> которое, очевидно,
равно по величине Цюш.

Если полимерный материал обладает ярко выраженным пе-
реходом в вынужденное высокоэластическое состояние (напри-
мер, линейные полимеры с узким ММР), то при периодическом
деформировании в области больших | наблюдается явление по-
тери адгезии к твердой поверхности
измерительного прибора (или вибро-
формующего инструмента) [3, 21]. Это
явление аналогично явлению срыва
при стационарном течении, когда при
достижении определенной скорости ук₽,
называемой критической, полимер так-
же переходит в вынужденное высоко-
эластическое состояние, теряет способ-
ность к течению и отрывается от стен-
ки прибора.

Как было отмечено ранее, при пе-
риодическом сдвиговом деформирова-
нии полимер переходит в вынужден-
ное высокоэластическое состояние при
частотах, которые превышают частоту,
соответствующую максимуму на зави-
симости 0"(<д), при этом частота, от-
вечающая Отах тем меньше, чем боль-
ше молекулярная масса полимера и
чем ниже его температура. Однако
одного условия превышения частоты,
отвечающей Отах, недостаточно для

реализации срыва — необходимо еще задать определенную ам-
плитуду деформации, которая была бы не ниже так называемой
критической амплитуды §Кр. Справедливость этого подтвер-
ждается зависимостью амплитуды касательного напряжения от
амплитуды периодической деформации в области частот, пре-
вышающих ©о" тах (рис. 6). Как видно из рисунка, при достиже-
нии ?кр рост амплитуды деформации сопровождается падением
амплитуды напряжения, т. е. наблюдается отрыв полимера от
твердой поверхности рабочего органа прибора.

В отличие от высокомолекулярных полимеров узкого ММР
у полидисперсных полимеров отсутствует скачкообразный пере-
ход к срыву, так как при переходе в высокоэластическое состоя-
ние высокомолекулярной фракции низкомолекулярные компо-
ненты будут мешать интенсивному развитию пристенного сколь-
жения [21]. Явление срыва реализуется в этом случае после
перехода в высокоэластическое состояние практически всей низ-
комолекулярной фракции, что будет соответствовать, очевидно,
достаточно высоким частотам.
ПЕРИОДИЧЕСКОЕ ОБЪЕМНОЕ ДЕФОРМИРОВАНИЕ

Реологическое поведение полимерных материалов при перио-
дическом объемном деформировании, как и при сдвиговом де-
формировании, описывается комплексными параметрами, так
как при объемном деформировании полимеров заметно прояв-
ляются упруговязкие свойства [5, 6, 27—30]. Комплексный мо-
дуль объемной упругости К* определяется следующим образом:

К* = — е'в = I Д*|е‘6 = Iк*|созд + /|Д*|з1пд = К' + 1К№ (1.7)

еИа

где Ра — амплитуда колебаний давления; еуа — амплитуда ко-
лебаний относительной объемной деформации ДУ/У (У — объем
деформируемой массы; ДУ — изменение объема деформируемой
массы); б — угол потерь.

Аналогичным образом может быть определена комплексная
податливость В* (величина, обратная модулю объемной упруго-
сти) или комплексная объемная вязкость т)‘г

Для измерения указанных объемных характеристик в усло-
виях чисто объемного деформирования или его совмещения со
статической нагрузкой обычно используются либо акустические
методы, в которых динамические функции вычисляются из дан-
ных по распространению волн в образце [5, 6], либо прямые из-
мерения, в которых весь образец подвергается статическому и
периодическому объемному деформированию [16, 30]. Схема при-
бора, работающего по принципу прямых измерений, приведена
на рис. 7. На этом приборе периодическое объемное деформи-
рование производится вибропоршнем 6, связанным с эксцентри-
ковым вибратором, который генерирует колебания строго опре-
деленной амплитуды, а статическая нагрузка создается поршнем
14, связанным с пневмоцилиндром I. Для непрерывной регистра-
ции давления, соответствующего заданной синусоидальной объ-
емной деформации, на вибропоршне установлен тензодатчик, а
для определения сдвига фаз между Р(1) и е(/) с помощью раз-
мыкателя электроцепи 15 на осциллографе регистрируется мо-
мент ДОСТИЖеНИЯ В ЦИКЛе [е(/)]тах.

Типичные зависимости динамических объемных характери-
стик полимера от частоты при деформировании весьма малыми
амплитудами (линейная область) представлены на рис. 8. Из
рисунка видно, что при очень малых и очень больших частотах
В", а следовательно, и 1§б = В"/В', стремятся к нулю, в то
время как В' достигает, соответственно, максимального Во и ми-
нимального В.» значений. Здесь Во — равновесная объемная по-
датливость, реализуемая в том случае, когда установление тер-
модинамического равновесия в цикле колебаний полностью сле-
дует за изменением объема, а В» — минимальная динамическая
податливость, отвечающая очень быстрым деформациям, при ко-
торых период колебаний много меньше характерных времен ре-
лаксации системы [6].
Динамические эксперименты, охватывающие область боль-
ших амплитуд объемной деформации (0,5—10%) в диапазоне
частот от 6 до 34 Гц и при статической нагрузке 5—200 МПа,
показали, что для ряда полимеров во всем указанном амплитуд-
но-частотном диапазоне осциллограммы давления имеют форму,
близкую к синусоиде, при этом сдвиг по фазе между объемной
деформацией и давлением практически отсутствует. Эти иссле-
дования были проведены на приборе (см. рис. 7), где в качестве
объекта исследования использовался полиэтилен низкой и высо-
кой плотности, ударопрочный полистирол и натуральный каучук
при температурах их переработки.

Рис. 7. Схема прибора для определения динамической сжимаемости полимеров:
1 — пвевмоцвлвндр; колонны; 3— индикатор перемещения часового типа; 4, 7—непо-

движная плита; 5—обогреваемый цилиндр; 6—вибропоршеиь; 3 — тензометрический датчик;
9—неподвижное основание; /7—осциллограф типа Н-700; 11—делитель напряжения рео-
статного типа; 12—усилитель 8АНЧ; 13—шток; И—поршень; /5—клеммы размыкателя
электроцепи.

Рис. 8. Зависимости составляющих комплексной объемной податливости
каучука от частоты.

Сопоставление динамических и статических объемных харак-
теристик показало, что при низкочастотном объемном деформи-
ровании большими амплитудами полимеры проявляют практи-
чески мгновенно-упругое поведение, поэтому для описания
подобных деформационных процессов можно использовать зави-
симости е(Р) или К(Р), полученные в равновесных условиях
[16]. Мгновенноупругий характер поведения полимеров при низ-
кочастотном объемном деформировании большими амплитудами
обусловлен малостью модуля запаздывающей упругости по срав-
нению с модулем мгновенной упругости [16, 29].
СОВМЕЩЕНИЕ В ОДНОМ НАПРАВЛЕНИИ
ПЕРИОДИЧЕСКОГО СДВИГОВОГО ДЕФОРМИРОВАНИЯ
И СТАЦИОНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ

При данной схеме совмещения гармонических сдвиговых ко-
лебаний и стационарного течения деформация сдвига будет из-
меняться по следующему закону:

V То* + 6 в’” (I- 8)

где ?о — скорость сдвига в условиях установившегося сдвиго-
вого течения (рис. 9).

Рис. 9. Осциллограммы процесса периодического сдвигового деформирования
совмещенного со стационарным течением (у = у0 + & з1п ®0.

Если деформирование полимера осуществляется в линейной
области периодического сдвига, то возникающие в данном слу-
чае касательные напряжения будут изменяться по закону

т -- То + г» в1п (в>< + д) (1.9)

при этом амплитуда касательных напряжений та прямо пропор-
циональна амплитуде деформации Следовательно, здесь, как
и в случае уо — 0, для описания динамических свойств системы
можно ввести комплексные параметры О*, г]* и др. [3]. Однако
величины -у-=|<?*|. -у- = Л* и 6 при совмещении стационар-
ного и линейного периодического сдвигового деформирования
зависят не только от частоты и (как это имело место в случае
у0 = 0), но и от уо. Если деформирование осуществляется в не-
линейной области периодического сдвига при амплитудах, отве-
чающих незначительным отклонениям зависимости т(/) от си-
нусоиды, то для анализа реологического поведения полимеров
допустимо использовать комплексные параметры, справедливые
для линейной области, учитывая, что динамические параметры
Н‘1. |6*|, б и другие будут являться уже функцией трех аргу-
ментов — со, 5 и уо-

Возникающая при совмещении непрерывного и периодиче-
ского сдвигового деформирования первая разность нор-
мальны\ напряжений а слагается из нескольких составляющих:
а) постоянной составляющей, обусловленной стационарным тече-
нием; б), постоянной составляющей, связанной с периодическим
деформированием полимера; в) периодически изменяющейся
с частотой 2ш компоненты, появившейся от циклической нагруз-
ки с частотой со; г) добавочной постоянной и периодически изме-
няющейся с частотой со составляющей, возникающей в резуль-
тате взаимодействия обоих типов деформирования [3, 4].

Экспериментальное исследование реологических свойств по-
лимеров в условиях совмещения в одном направлении стацио-
нарного течения и периодического деформирования в диапазоне
частот 10~3—40 Гц при амплитудах скорости периодической де-
формации и скоростях стационарного сдвига до 10*—102 с~*
можно проводить на реогониометре Вейссенберга [13, 32], где
указанные деформационные условия создаются в зазоре между
неподвижным конусом и плоскостью, совершающей одновремен-
но стационарное вращение и круговые колебания (в комплект
прибора входят также рабочие органы типа цилиндр — цилиндр,
однако их использование не позволяет расширить диапазон из-
мерений). Для проведения экспериментальных исследований при
более высоких и уо (до 102—108 с-1) в том же частотном диа-
пазоне используется капиллярный виброреометр [16] (рис. 10).

На капиллярном виброреометре совмещение стационарного и
периодического сдвигового деформирования осуществляется в
цилиндрическом капилляре в процессе выдавливания через него
полимера под действием стационарного напора, совмещенного с
периодически изменяющейся нагрузкой. Стационарный напор
создается поршнем-капилляром 8, связанным с пневмоцилиндром
постоянного давления /, а периодически изменяющийся напор —
вибропоршнем 12, связанным с эксцентриковым генератором ме-
ханических колебаний (последний на рисунке не показан).

Как показали экспериментальные исследования [3, 32], в ли-
нейной области периодического деформирования в зависимости
от соотношения между и и уо можно выделить три характерные
области: 1) область низких частот, где и уо, отличается не-
чувствительностью к изменению частоты и стремлением упру-
гого модуля О' к нулю; 2) при высоких частотах, когда со у0,
зависимость ^(ш) перестает зависеть от у0; 3) в области, где со
и уо по порядку величин сопоставимы, т/ уменьшается с ростом
и и уо, а О' — увеличивается с ростом со и уменьшается с ро-
стом уо.

Экспериментальные исследования, проведенные в [31], пока-
зали, что наложение колебаний достаточно малой амплитуды на
стационарный сдвиговый поток практически не влияет на сред-
нее значение величин нормальных и касательных напряжений.
При этом в нелинейной области стационарного сдвигового тече-
ния динамические характеристики зависят не только от частоты
сдвиговых колебаний, но и от скорости стационарного сдвига:
динамическая вязкость т/ и модуль упругости О' уменьшаются
с ростом у.
Влияние амплитуды периодического сдвигового деформиро-
вания на эффективную вязкость низкоскоростного стационар-
ного потока полимера исследовалось в работе [33]. Было уста-
новлено, что с ростом амплитуды деформирования наблюдается
уменьшение эффективной вязкости и составляющих комплекс-
|8г1’?*1 1в’»?(/7ос)
4г

Рис. 10. Схема капиллярного виброреометра:

/—пневмоинлиндр; 2. в. 10, II—неподвижные плиты: 3—шток. 4—полая цилиндрическая
приставка: 5—текстолитовый поршень; 7—обогреваемый цилиндр; 3 — поршень статиче-
ской иагруаки; 9—вибропоршеиь; 13—шток эксцентрикового вибратора; 13—тензодатчик;
14—осциллограф Н-700; /5—реостатный делитель напряжения; 15—усилитель 8АНЧ;
11 — ползун реостатного датчика перемещения; 13 — катушка реостата; 19—колонны.

Рис. 11. Зависимости | ц* (у0)| (1—3) и д(у0) (1'~3') расплава ударопрочного
полистирола при Т == 240 °С = 212 “С и { = 3,6 • 10_3 (/), / = 3,16 • 10~2 Гц (2)
и / = 3,16-10"' Гц (3).

ного модуля, при этом эффективная вязкость начинает сни-
жаться раньше и убывает быстрее, чем динамические характе-
ристики. В нелинейной области периодического деформирования
зависимости |т]*(^)|, Н"(&)| и Л(у) практически совпадают.

Влияние скорости стационарного сдвигового течения на ди-
намические характеристики полимеров (|т|*| и б), замеренные в
области достаточно больших амплитуд (1034- 105%) и сравни-
тельно низких частот (10~34- 34 Гц), исследовано в работах [13,
16, 35]. Величина |т)*| определялась в данном случае как отно-
шение полного размаха колебаний касательных напряжений к
удвоенной амплитуде колебаний скорости сдвига (обоснование
этому,будет дано ниже).
При | уо стационарное течение практически не влияет на
динамические характеристики (рис. 11). При скоростях стацио-
нарного сдвига, соизмеримых с амплитудой скорости периодиче-
ской деформации, начинает наблюдаться уменьшение |-ц*| и уве-
личение б. При достаточно больших скоростях сдвига, когда ха-
рактерные времена релаксации материала, соответствующие у=
= V» + будут существенно меньше периода колебаний, фазо-
вый угол между деформацией и напряжением становится близ-
ким к 90° и полимер ведет себя как неупругая, нелинейновязкая
жидкость, мгновенное поведение которой на протяжении всего
цикла колебаний может быть описано кривой течения, опреде-
ленной в стационарных условиях. Сказанное иллюстрируется
рис. 11, где наряду с экспериментальными зависимостями
1л*(уо) | (при со = сопз! и ? = сопз!) показаны соответствую-
щие расчетные зависимости, полученные при использовании кри-
вой течения (принцип расчета см. рис. 13). Как показали экспе-
риментальные результаты, для многих полимеров указанный
выше экстремальный режим совмещения, соответствующий не-
упругому, нелинейно-вязкому поведению, реализуется на часто-
тах до 10—20 Гц при & и уо, превышающих 10®—103 с-1 (при
температурах переработки) [16].

Из рис. 11 видно, что, если совмещение стационарного и пе-
риодического сдвига осуществляется в области $ и уо, соответ-
ствующей неньютоновскому участку кривой течения и при этом
интервал изменения скорости периодической деформации за цикл
охватывает значительный «кусок» кривой течения, то в резуль-
тате реологической нелинейности среды симметричному циклу
колебаний скорости сдвига будет соответствовать несимметрич-
ный цикл колебаний касательного напряжения. Поэтому,,как от-
мечалось выше, в качестве |т)*| в нелинейной области следует
брать отношение усредненной амплитуды колебаний касатель-
ного напряжения к амплитуде скорости сдвига, т. е.|т)*|=-|*Та
Естественно, в данном случае |т)*(уо. &) I будет иметь более низ-
кое значение, чем т]эф(у) при у = уо. Данная разница между
|т]*| и т]9ф, обусловленная нелинейным характером связи между
х и у, может быть весьма значительной. Например, в режиме,
представленном иа рис. 13, Н*(уоЛ)| меньше т)эф(у) при
у = у0 в 2,4 раза.

НАЛОЖЕНИЕ НА СТАЦИОНАРНОЕ ТЕЧЕНИЕ
ОРТОГОНАЛЬНО НАПРАВЛЕННЫХ СДВИГОВЫХ КОЛЕБАНИЙ

При ортогональной схеме совмещения стационарного и пе-
риодического сдвигового деформирования реологическое поведе-
ние полимера во многом напоминает его поведение при парал-
лельной схеме совмещения стационарного течения и сдвиговых
колебаний [3]. В частности, здесь также имеет место наличие ли-
нейной и нелинейной областей стационарного и периодического
18
^формирования, а для описания механического поведения поли-
Бров в линейной области и частично в нелинейной можно ис-
Ользовать комплексные параметры О*, т]* и др. В линейной об*
Пасти периодического деформирования при © » уо динамические
характеристики практически не зависят от у0, в то время как
При © <^ у величина »)' практически не зависит от ®, а 6'-*0.
В области у, близких по порядку величин к ©, на величину ди-
намических характеристик оказывает заметное влияние как уо,
так и ©.

Экспериментальные исследования по изучению реологических
свойств полимеров в условиях наложения ортогональных сдвиго-
вых колебаний на установившееся течение могут проводиться
на ротационных приборах типа цилиндр — цилиндр, в которых
внутреннему цилиндру сообщается стационарное вращение, а
наружному — осевые гармонические колебания [35], или на при-
борах капиллярного типа, где полимер продавливается в режиме
Р « соп$1 через цилиндрический капилляр с дорном, совершаю-
щим круговые колебания [37].

В работах [35, 36] было исследовано, как влияет на стацио-
нарное течение полимеров периодическое сдвиговое деформиро-
вание конечных амплитуд (3 X Ю-3 -5- 3 X Ю-1), прикладывае-
мое ортогонально к направлению течения при частотах
10—100 Гц и скоростях стационарного течения 10-3—10* с-1.

В [35] было установлено, что при наложении на стационар-
ный сдвиговый поток, скорость которого отвечает ньютонов-
скому участку кривой течения данного полимера, ортогонально
направленных колебаний в зависимости от амплитуды колеба-
ний.,реализуются две характерные области — 1) линейная, где
ф* фЙановившегося потока не зависит от и 2) нелинейная,
где уменьшается с ростом В нелинейной области эффек-
тивная вязкость полимера однозначно определяется амплитудой
скорости деформации.

В работе [36] исследовалось влияние динамического дефор-
мирования на стационарное течение полимера в случае, когда
уо и & сопоставимы по величине. В данных условиях приложение
нелинейного вибровоздействия также способствует снижению
эффективной вязкости полимера, однако с ростом у0 при I =
= сопз! эффективность вибровоздействия уменьшается, а зави-
симость т]эф(у) не эквивалентна зависимости т)эф(^).

Как показали экспериментальные исследования [37], прове-
денные на капиллярном виброреометре, у линейных полимеров
узкого ММР, переход которых в высокоэластическое состояние
под действием высоких скоростей деформации сопровождается
потерей текучести, даже в области малых у0 при наложении ор-
тогонально направленных сдвиговых колебаний достаточно боль-
шой амплитуды (~ 100%) и частоты (~10 Гц) проявляется
эффект срыва — скачкообразное увеличение в 80—100 раз объ-
емного расхода при сохранении заданного перепада давлений в
капилляре. Это объясняется отрывом полимера от поверхности
капилляра при его переходе в вынужденное высокоэластическо^-
состояние под действием интенсивного периодического дефоршм
рования [37].

СОВМЕЩЕНИЕ ПРОДОЛЬНОГО И СДВИГОВОГО
ПЕРИОДИЧЕСКОГО ДЕФОРМИРОВАНИЯ

При периодическом продольном деформировании упруговяа-
ких систем их реологические свойства, так же, как и при других
видах деформации, характеризуются комплексными парамет*
рами, например комплексным модулем:

Е* = -2а- е‘й =. I Е' I в16 = | Е* | соз д + 11Е* | з!п Ъ = Е' + 1Е" (1.10)

где оа — амплитуда колебаний напряжения растяжения — сжа-
тия; еа — амплитуда колебаний относительной продольной де-
формации; 6 — угол потерь.

Исследование реологических свойств полимеров в условиях
совмещения продольного и сдвигового периодического деформи-
рования с частотой 80 Гц проводилось на приборе, в котором
цилиндрический образец полимера, помещенный между двумя
параллельными пластинами, периодически сжимался и растяги-
вался без нарушения адгезии между полимером и поверхностью
пластины, при этом помимо продольного растяжения — сжатия
образца происходит сдвиг в плоскостях, нормальных к оси ци-
линдра [38].

Было установлено, что при периодическом деформировании
полимеров указанным образом составляющие продольного и
сдвигового модуля в области малых амплитуд продольных и
сдвиговых деформаций сохраняют постоянные значения при за-
данной частоте, однако после достижения определенных значе-
ний и е составляющие Е* и О* начинают снижаться по мере
роста амплитуд деформации. Наличие нелинейного периодиче-
ского сдвигового деформирования вызывает снижение состав-
ляющих продольного модуля, а нелинейное продольное периоди-
ческое деформирование снижает составляющие сдвигового
модуля. При этом, если $ > еа, то снижение продольных характе-
ристик определяется в основном сдвиговым деформированием, в
то время как продольное деформирование практически не влияет
на |Е*| и |<7*|. Если же еа > то переход к нелинейному ре-
жиму сдвигового деформирования наступает при меньших од-
нако нелинейное продольное деформирование уже существенно
не влияет на сдвиговые характеристики.

1.2. РАСПРОСТРАНЕНИЕ КОЛЕБАНИЙ

В ПОЛИМЕРАХ

При виброформовании полимерный материал, находящийся
в твердом, высокоэластическом или вязкотекучем состоянии, кон-
тактирует с осциллирующим органом, который вызывает в поли-
мерной среде в зависимости от характера вибровоздействия ли-
бо продольные (III и V рис. 1), либо сдвиговые (I, II, IV рис. 1)
волны. При распространении в полимерах волн, естественно, на-
блюдается их затухание, обусловленное, во-первых, диссипатив-
ными процессами, связанными со сдвиговой и объемной вяз-
костью (в случае продольных волн) или только сдвиговой вяз-
костью (в случае поперечных волн), и, во-вторых, различными
структурными, химическими и внутримолекулярными процес-
сами, которые в силу своей необратимости сопровождаются рас-
сеянием энергии.

Теоретический анализ процесса распространения колебаний
в линейной упруговязкой среде показывает, что в полимерах ско-
рость распространения с продольных и поперечных волн малой

Рис. 12. Схема периодического сдвигового деформирования образца между
двумя параллельными плоскостями (а) и распределение происходящих при
этом смещений по высоте образца в случаях: IС Л (б); I и А — сопоста-
вимы (в) и I > А, (г).

Ад

амплитуды и коэффициент нх затухания а могут быть рассчи-
таны:

С~ соз 6/2

VIЛГ* | 2я ,

г186/2

(1.И)

где р — плотность; Л — длина волны; 6 — угол потерь; М* —
комплексный модуль сдвига О* (поперечные волны) или Е*
(продольные волны).

В зависимости от соотношения длины волнового поля I и %
возможны три принципиально различных случая распределения
амплитуд смещения (или амплитуд деформации В, определяе-
мых как подлине /) (рис. 12).

1) Если Л > I, то поле деформаций будет практически одно-
родным и распределение смещений по длине будет независимо
от свойств среды либо линейным, либо близким к линейному,
т. е. хОг=-^-г; (рис. 12,6).

2) Если Ли/ сопоставимы, то распределение амплитуд сме-
щений и амплитуд деформаций определяется <ак размерами /,
так н свойствами среды (см. рнс. 12, в).

3) Если Л < /, то затухание колебаний по длине происходит
по экспоненциальному закону, при этом практическое затухание
колебаний происходит в слое материала, толщина которого
меньше расстояния I. Распределение амплитуд смещений и ам-
плитуд деформации в этом случае зависит только от свойств
среды, т. е. Хог = Хов““2 & = -^- = ахог-ог (рис. 12, г).

Определенное представление о характере распространения ко-
лебаний большой амплитуды в полимерах можно получить, при-
няв в качестве нелинейной модели слоистую среду [39], т. е. сре-
ду, состоящую из конечного числа элементарных слоев, толщина
которых намного меньше длины волны. Упруговязкие свойства
среды характеризуются зависящими от амплитуды деформации
комплексным модулем сдвига О* (применительно к сдвиговым
волнам) или продольным модулем Е* (применительно к про-
дольным волнам). Вследствие малости элементарного слоя его
деформацию можно считать постоянной по высоте, что позво-
ляет распространение колебаний в пределах слоя характеризо-
вать соотношениями, справедливыми для линейной упруговяз-
кой среды. Для учета нелинейности среды необходимо задаться
определенными зависимостями составляющих комплексного мо-
дуля от амплитуды деформации. В [39] для этого при больших
амплитудах деформации использовалась степенная зависимость,
а при малых деформациях — модуль принимался независимым
от 5 н равным его значению в линейной области. Учитывая эту
зависимость были рассчитаны значения к и а для каждого эле-
ментарного слоя рассматриваемой среды.

Было показано, что нелинейность среды оказывает двоякое
воздействие на процесс распространения колебаний: во-первых,
увеличивает амплитуду деформации вблизи осциллятора, и, во-
вторых, увеличивает степень затухания колебаний. Это вызвано
тем, что при уменьшении модуля с ростом амплитуды деформа-
ции уменьшается с и к и увеличивается а, а в системах с рас-
пределенными параметрами величина | зависит от длины волны:
с уменьшением к возрастает 5 и |. Деформация увеличивается
также из-за роста градиента амплитуд смещения вследствие
возрастания затухания.

Как следует из вышеизложенного материала, при высокоча-
стотном (ультразвуковом) вибровоздействии, когда длины волн
к = сТК, вследствие малости Тк, весьма малы и. соответственно,
коэффициенты затухания значительны (102—103 см-1), высота
полимерного слоя, в котором происходит практически полное за-
тухание, будет очень малой, а амплитуда скорости деформации
в пределах этого слоя будет достигать очень больших значений.
При этом все последствия интенсивного периодического дефор-
мирования (переход в вынужденное высокоэластическое состоя-
ние, разрушение структуры, разогрев и др.) сосредоточатся в
данном слое, вследствие чего сильно изменяются его адгезион-
ные свойства. Таким образом, при наложении высокочастотного
вибровоздействия на сдвиговый поток полимера из-за наличия
пограничного слоя с низкими адгезионными свойствами будет
наблюдаться пристенное скольжение полимера по поверхностям,
излучающим колебания, и в результате этого интенсифицирует-
ся процесс течения полимера [39, 40].

При низкочастотном вибрировании стенки канала, по кото-
рому движется полимер, возбуждаемые в потоке волны характе-
ризуются малым коэффициентом затухания и большой длиной
волны, которая, как правило, много больше высоты каналов
формующего инструмента, применяемого на практике. В силу
этого распределение 5 по высоте канала здесь будет соответст-
вовать случаю, изображенному на рис. 12,6. когда амплитуда
периодической деформации распределена по высоте канала
практически однородно. При этом, если амплитуда деформации
находится в нелинейной области сдвигового деформирования, то
будет наблюдаться снижение упруговязких характеристик поли-
мера по всему объему внбрируемого потока, что приведет к уве-
личению среднеинтегральной скорости течения.

Вышесказанное справедливо для тех случаев, когда протя-
женность волнового поля в направлении, перпендикулярном на-
правлению распространения волн, такова, что не оказывает су-
щественного влияния на процесс распространения колебаний.
Этот случай реализуется при виброформовании по схемам I, II,
III, IV на рис. 1.

Анализ волновых процессов в узких каналах (схема V,
рис. 1) приведен в разделе IV. 2.

1.3. ОСНОВНЫЕ ЭФФЕКТЫ И ЯВЛЕНИЯ,
ЦЕЛЕНАПРАВЛЕННО ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ

ПРИ ВИБРОФОРМОВАНИИ

Для дальнейшего анализа процессов, протекающих при виб-
роформовании на различном перерабатывающем оборудовании,
целесообразно выделить те особенности поведения полимеров,
которые могут быть использованы целенаправленно. Ниже при-
ведена подобная систематизация, при этом параллельно рассма-
триваются возможности использования отдельных физических
эффектов и явлений, свойственных полимерам при их переработ-
ке виброформованием.

РЕОЛОГИЧЕСКАЯ НЕЛИНЕЙНОСТЬ

Как было отмечено в I. 2 при наложении на стационарный
сдвиговый поток низкочастотных сдвиговых колебаний большой
амплитуды полимерные системы ведут себя как неупругие нели-
нейновязкие жидкости, т. е. связь между непрерывно изменяю-
щимися в цикле колебания т(0 и у(/) количественно соответ-
ствует нелинейной кривой течения, справедливой для условий ста-
ционарного течения. При этом (рис. 13), симметричному циклу
колебаний касательного напряжения соответствует несимметрич-
ный (существенно смещенный в сторону больших у) цикл коле-
баний скорости сдвига. Иначе говоря, происходит увеличение
среднеинтегральной скорости потока. Этот эффект увеличения
среднеинтегральиой скорости течения, вызванный нелинейностью
зависимости у(т) принципиально аналогичен явлению нелиней-
ного усиления электрических колебаний в ламповых усилите-
лях, имеющих нелинейную анодносеточную характеристику.

Рассмотренный здесь нелинейный эффект может быть целе-
направленным образом использован при литье под давлением,

Рис. 13. Нелинейные искажения формы ко-
лебаний в иеупругих иелинейиовяэких средах:
/—кривая течения; 2— график функции т=т0 +
+ та 3—график функции ?(/). соответствую-

щей кривой 2.

эструзии, прессовании и
других методах перера-
ботки полимеров для
улучшения формуемости
и увеличения скорости те-
чения формуемого поли-
мера путем наложения
низкочастотного вибро-
воздействия по любой из
пяти схем, представлен-
ных на рис. 1.

Для полной реализа-
ции эффекта реологиче-
ской нелинейности необ-
ходимо так подобрать па-
раметры вибровоздей-
ствия, чтобы поле перио-
дических деформаций по
всему объему формуемой
массы было практически
однородным (отсутство-
вало затухание колеба-
ний), а периодические
сдвиговые деформации
носили необратимый ха-
рактер. Первое условие

достигается в том случае,
когда протяженность формующей полости в направлении рас-
пространения колебаний много меньше длины волны, а второе
условие — при продолжительности цикла колебаний, существен-
но превышающей характерные времена релаксации полимера.
Оба указанных условия реализуются при использовании низко-
частотных колебаний большой амплитуды.

Величина эффекта возрастания среднеинтегральной скорости
течения при наложении вибровоздействия в рассматриваемом
случае количественно зависит от степени нелинейности кривой

течения, т. е. от показателя степени в уравнении степенного за-
кона течения у = ат". При однородном распределении амплитуд
деформации в формуемой массе и при совпадении направлений
стационарного течения и периодического деформирования (/ и
V, рис. 1) относительный эффект увеличения среднеинтеграль-
ной скорости потока 5 можно рассчитать, очевидно, по следую-
щей формуле:

2я/<в 2я/ш

$ у(0 41 $ а (то + Та мп ®0я Л 2яЛ»

!--Ч-------------2--------------------$ ('+?.,».,)"" <, |2>

Уо ахо о V то /

где то и та — соответственно постоянная составляющая и ампли-
туда переменной составляющей касательного напряжения в лю-
бой заданной точке формуемого потока (см. рис. 13), за исклю-
чением точки, где Та или то равны 0.

Для некоторых целочисленных значений п. формула (1.12)
может быть представлена в более простом виде:

П = 1 5=1

п = 3 (1.13)

Как видно из приведенных формул, с ростом параметра п и
отношения Та/то относительный эффект увеличения скорости по-
тока возрастает, при этом в случае та 3> то скорость потока мо-
жет возрасти в десятки и сотни раз.

Таким образом, эффект реологической нелинейности целесо-
образно использовать при виброформовании полимеров, кривая
течения которых существенно нелинейна (ПВХ, полипропилен,
полистирол, полиэтилен, термоэластопласты, резиновые смеси и
др.), причем для достижения ощутимого эффекта параметры ви-
брации необходимо задавать таким образом, чтобы амплитуда
скорости периодической сдвиговой деформации была по возмож-
ности больше или, по крайней мере, не меньше скорости стацио-
нарного потока формуемого полимера.

ПРИСТЕННОЕ СКОЛЬЖЕНИЕ

При достаточно большой интенсивности стационарного или
периодического сдвигового деформирования, а также при совме-
щении указанных деформационных режимов, полимер может пе-
рейти в вынужденное высокоэластическое или стеклообразное
состояние и потерять текучесть, в результате чего произойдет на-
рушение адгезионного взаимодействия полимера с твердой стен-
кой и он будет вести себя как квазисшитое тело. При напорном
течении в каналах переход полимера в вынужденное высокоэла-
стическое состояние приводит к изменению характера течения
от сдвигового к пробковому, что сопровождается резким увели-
чением объемного расхода (эффект срыва). Причем этот эффект
может проявляться в полимерных системах, характеризующихся
слабой зависимостью вязкости от скорости сдвига, т. е. когда
показатель степей» п в уравнении степенного закона течения не-
многим Обличается от 1.
Особенно четко эффект срыва обнаруживается у линейных
высокомолекулярных полимеров узкого ММР, у которых упру-
гость сильно возрастает с ростом интенсивности деформирова-
ния, а достижение критических режимов периодической дефор-
мации, отвечающих переходу практически всех компонентов

системы в высокоэластическое состояние, происходит при срав-
нительно невысоких частотах и амплитудах вибровоздействия.

Рис. 14. Зависимость отно-
сительного средиеинтеграль-
иого объемного расхода $
моиодисперсиого полибута-
диена от амплитуды сдвиго-
вой деформации § при исте-
чении через кольцевой канал
с дориом, совершающим
круговые колебания.

Например, у моиодисперсных полибу-
тадиенов эффект срыва при напорном
течении в кольцевом канале проявляет-
ся при наложении на низкоскоростной
стационарный поток сдвиговых коле-
баний с частотой ~10 Гц и амплиту-
дой ~100%, при этом наблюдается
80—100-кратное увеличение объемно-
го расхода [37] (рис. 14).

У полидисперсных систем, каковы-
ми являются промышленные полиме-
ры, потеря адгезионной связи с вибри-
рующей твердой поверхностью может
наступить только после перехода в вы-
нужденное высокоэластическое состоя-
ние всех компонентов, в том числе и
низкомолекулярной фракции, что в

принципе возможно только при весь-
ма высоких частотах (в ультразвуко-
вой или близкой к ней частотной обла-
сти). Однако при высоких частотах
процесс периодического деформирова-
ния сопровождается интенсивным за-
туханием колебаний, в результате че-
го колебания не могут проникнуть в

толщу полимера, а концентрируются
в тонком слое, примыкающем к вибрирующей поверхности.
В этом пограничном слое, толщина которого, как правило, много
меньше толщины стенки изделий, формуемых из полимеров (за
исключением тонких пленок), развиваются весьма значительные
периодические деформации н скорости сдвига, в результате чего
в пристенной области достигается не только переход полимера
в вынужденное высокоэластическое состояние, но н наблюдают-
ся другие эффекты, вызванные интенсивным деформационным
воздействием: обратимые и необратимые структурные превраще-
ния (разрушение надмолекулярной структуры, деструкция поли-
мерных цепей, структурирование и др.), повышение температу-
ры, различные химические процессы [39—41]. В силу действия
указанных факторов пограничный слой полимера имеет суще-
ственно отличные от основной массы материала упруговязкие и
адгезионно-фрикционные свойства, что приводит к пристенному
скольжению полимера и существенному снижению напряжений
иа вибрирующей поверхности. При напорном течении это вызы-
вает резкое увеличение объемного расхода. Таким образом при
внешней схожести данного явления с эффектом срыва, наблю-
даемого у высокомолекулярных моиодисперсиых полимеров при
наложении на стационарный поток низкочастотных колебаний
большой амплитуды, его природа в полидисперсиых системах от-
личается более сложным комплексом физических и химических
явлений, связанных с необходимостью использования больших
частот.

Явление срыва можно ожидать также при наложении вибра-
ционного воздействия в жестких полимерных композициях (реак-
топласты и др.), у которых при интенсивном сдвиговом дефор-
мировании наблюдается явление сверханомалии вязкости
(снижение т с ростом у), вызванное пристенным скольжением.
Природа его не связана с вынужденным переходом полимера в
высокоэластическое состояние, а обусловлена другими причинами,
например миграцией связующего компонента к стенке канала
[70]. В этом случае даже за счет сравнительно низкочастотного
вибровоздействия, прикладываемого к напорному потоку, мож-
но, видимо, добиться перехода от сдвигового режима течения к
пробковому и тем самым повысить скорость течения при сохра-
нении заданного напора.

Еще одни частный случай ослабления фрикционного взаимо-
действия у полимеров — снижение внешнего трения между вул-
канизованной резиной и металлической стенкой при ультразву-
ковом озвучивании последней. Указанный эффект во многом
зависит от материала металлической стенки и толщины рези-
новой детали [42].

С целью количественной оценки эффекта увеличения объем-
ного расхода, который может быть достигнут при напорном те-
чении за счет снижения адгезиоиной связи текущего полимера
с вибрирующей поверхностью канала, рассмотрим предельный
случай, когда внешнее трение полимера на стенке полностью от-
“ТСТВует [39]. Сопоставим два режима одномерного, напорного
ЙИЯ нелинейновязкой жидкости в плоском щелевом канале:
вйкидкость прилипает к обеим поверхностям канала; б) жид-
кость прилипает к нижней стенке канала, а на верхней стенке
трение отсутствует. Будем считать, что жидкость подчиняется
степенному закону, который для удобства математических вы-
кладок запишем в виде тЛ/ут (выше употреблялась обратная
форма записи степенного закона, т. е. у = ат", где А = а~^п;
т — 1/п).

В первом случае, когда жидкость прилипает к обеим поверх-
ностям, распределение скорости потока по высоте канала будет
описываться уравнением

1 / 1+т 1+т \

т ( I I । \ т ( А т | /1 |4\

°“ЯЕ-5Г+т(|-ЗГ|т) V* ~у ' <1|4)
а в случае отсутствия треиия на верхней поверхности канала
уравнением:

1 Г 1+т 1 + т~|

”-^ТТ(ЦгН)’ 1«*> " ] <115>

Как видно из приведенных равенств при постоянном градиен-
те давлений скорости течения возрастают с уменьшением пока-
зателя т.

При наличии трения на обеих поверхностях объемный расход
жидкости на единицу ширины щели выражается формулой

I 1+т

«-гйг(т|#|)’» “ »-‘6>

а при отсутствии прилипания на верхней поверхности канала:

I 1+2т

Относительный эффект увеличения объемного расхода 5 при
исчезновении трения на одной из поверхностей канала можно
подсчитать, разделив (1.17) на (I. 16):

1+т

5 = -^- = 2 т «=2п+1 (1.18)

Чп

Как видно из (1.18), устранение внешнего трения на одной
из поверхностей плоской щели даже в случае ньютоновской жид-
кости (л = 1) приводит к 4-кратному увеличению объемного
расхода. По мере усиления неньютоновского поведения материа-
ла (с ростом показателя п или уменьшением показателя т) от-
носительный эффект увеличения объемного расхода при исчез-
новении трения на одной из стенок канала возрастает, достигая
при максимально возможных для реальных полимеров степенях
аномалии вязкости (л = 3—5) значений, равных нескольким де-
сяткам крат.

Увеличение 5 с ростом п связано с тем, что при л > 1 в ре-
зультате перераспределения скоростей, вызванного изменением
граничных условий, происходит увеличение скорости сдвига по
всей высоте канала, что приводит к снижению эффективной вяз-
кости системы, а следовательно, и к увеличению объемного рас-
хода. Это дополнительное увеличение объемной скорости,
вызванное реологической нелинейностью полимеров, является
вторичным эффектом, который не связан непосредственно с уст-
ранением адгезионного взаимодействия на границе жидкость —
твердая стенка [39].

Снижение внешнего трения полимера относительно вибри-
рующей поверхности, которой сообщаются высокочастотные или
низкочастотные колебания (последнее возможно в случае при-
менения монодисперсных высокомолекулярных соединений, тер-
мореактивных пресс-порошков и других жестких высоконапол-
нениых композиций), может быть использовано для интенсифи-
кации различных процессов переработки полимерных материа-
лов. При этом вибрационное воздействие может сообщаться фор-
муемой массе по любой из пяти схем, представленных на рис. 1.

Например, при экструзии полимеров за счет снижения внеш-
него трения в формующей головке и калибрующей насадке мож-
но повысить скорость профилирования, снизить температуру экс-
трудата на выходе из головки, уменьшить степень ориентации,
разнотолщинность и повысить качество внешнего вида профиль-
ных изделий, а при уменьшении трения между червяком и поли-
мером можно добиться повышения пластикационной производи-
тельности экструдера. Возможность снижения трения между
вулканизованной резиной и металлической стенкой, реализуемая
при наложении ультразвукового вибровоздействия, также пред-
ставляет определенный технический интерес в связи с созданием
линий непрерывной вулканизации под давлением длинномерных
резиновых изделий, где используются обогреваемые профильные
каналы [42].

При литье под давлением или литьевом прессовании путем
снижения внешнего трения в формующей полости и литниковой
системе формы можно достичь сокращения времени заполнения
формы, уменьшения давления прессования и повышения одно-
родности изделий. На вальцах или каландрах, оснащенных кли-
новыми устройствами, снижение внешнего трения на поверхности
клина за счет его вибрации позволит уменьшить распорное уси-
лие и крутящий момент. При таблетировании пресс-порошков
кли волокнитов и прессовании изделий с большим отношением
|(лины к диаметру снижение внешнего трения на боковой поверх-
©СТИ посредством вибрирования матрицы будет способствовать
уравниванию плотности по высоте изделия и уменьшению уси-
«мя прессования, а на стадии съема — обеспечит удаление изде-
лий из формы.

Снижение внешнего трения при подведении ультразвуковых
вибраций к роторам смесителей периодического или непрерыв-
ного действия позволит снизить мощность привода оборудова-
ния и за счет исключения прилипания полимера к рабочему ор-
гану повысить качество смесей [40].

ВИБРОТИКСОТРОПИЯ

Некоторые высоконаполненные полимерные композиции при
периодическом сдвиговом деформировании в нелинейной обла-
сти проявляют ярко выраженные тиксотропные свойства: на на-
чальной стадии периодического деформирования (порядка
1 мин) наблюдается снижение упруговязких характеристик до
определенного уровня, соответствующего установившемуся ре-
жиму колебаний, а после прекращения циклического дефор-
мирования упруговязкие характеристики достигают исходных
значений за период времени, измеряемый минутами и даже ча-
сами (рис. 15)/ Тиксотропный характер поведения полимеров
в нелинейной области деформирования является следствием
структурных превращений, вызванных интенсивным механиче-
ским воздействием [22—26]. На стадии перехода кустаиовивше-

тЮ‘*Ла а

с-10~3,Па б

О' / 2 3 4

,1 » - » » ।________1-----!------1

О 60 120 160 240 300 360 420

1,мип

Рис. 15. Проявление тиксотропных
свойств у различных полимерных си-
стем при вибровоздействии:
а—стеклонаполненная формовочная масса
(состав композиции см. на ряс. 71;
— с предварительным вибровоздействием);
б—полиэтилен низкой плотности, напол-

иениый метасиликатом кальция (30%);
в—эпоксидный олигомер ЭПОФ-б (-------из-

менение вязкости при вибрировании,
----- восстановление вязкости без вибра-
ции).

муся режиму сдвиговых коле-
баний происходит, разрушение
исходной надмолекулярной
структуры полимера, наполни-
теля или структурных связей
типа полимер — наполнитель,
а после прекращения периоди-
ческого деформирования боль-
шими амплитудами — наблю-
дается восстановление струк-
турных связей. Процессы раз-
рушения — восстановления
структуры происходят не мгно-
венно, а протекают во времени,
чем и объясняется релакса-
ционный характер изменения
упруговязких характеристик в
переходных режимах периоди-
ческого деформирования.

Времена тиксотропного раз-
рушения и восстановления
структуры у различных поли-
меров могут сильно различать-
ся. Если в высоконаполненных
системах продолжительность
указанных процессов исчис-
ляется минутами [22—24], то
у ряда ненаполненных полиме-
ров (полиэтилен, ударопроч-
ный полистирол и др.) в обла-
сти температур, отвечающих
температурам их переработки,
характерные времена тиксо-
тропных ПрОЦеССОВ СОПОСТаВИ-

мы с характерными временами
релаксации касательных на-
пряжений и при низкочастот-
ном деформировании больши-

ми амплитудами представляют величину, пренебрежимо малую
по сравнению с периодом колебаний [16].

Весьма значительные тиксотропные свойства были обнару-
жены у олигомеров, подвергнутых низкочастотной вибрации [25].

В указанной работе исследовалась кинетика изменения вязко-
сти эпоксидных, полиэфирных, фенолоформальдегидных и крем-
иеорганических олигомеров при вибровоздействии с частотой
70 Гц и амплитудой 0,4 мм, а также после прекращения дина-
мического деформирования. Было установлено, что при вибра-
ционном воздействии, прикладываемом в течение нескольких де-
сятков минут, вязкость полимера снижается примерно на деся-
тичный порядок, после чего уменьшение вязкости прекращается
(см. рис. 15). По окончании периодического деформирования
вязкость олигомера сохраняется на минимальном уровне в тече-
ние 30—100 мин, а затем начинает возрастать до величины, не-
сколько превышающей исходное значение.

Процесс тиксотропного разрушения — восстановления надмо-
лекулярной структуры олигомеров при вибрационном воздей-
ствии сопровождается повышением упорядоченности и регуляр-
ности структуры ассоциатов в олигомере, что в конечном итоге
приведет к улучшению структуры сшитого полимера и его фи-
зико-механических свойств. Следовательно, низкочастотное ви-
брационное воздействие, производимое на олигомер перед его
отверждением, можно рассматривать как метод улучшения
структуры и свойств сшитых полимеров [25]. Улучшения струк-
туры и физико-механических характеристик, а также повышения
скорости полимеризации можно добиться и путем высокочастот-
ного вибровоздействия, например при озвучивании холодноот-
верждаемых полимерных композиций [43].

Явление тиксотропного снижения вязкости и упругости поли-
мерных систем может быть использовано для интенсификации
процессов переработки материалов. С этой целью полимерный
материал, обладающий тиксотропными свойствами, непосредст-
венно перед стадией формования следует в течение определен-
ного времени подвергнуть интенсивным периодическим сдвиговым
деформациям. После того как закончится процесс тиксотроп-
ного разрушения структуры, снизятся упруговязкие харак-
теристики материала и в результате этого улучшится его фор-
муемость — материал подается в формующий орган перераба-
тывающего оборудования (экструзионную головку, литьевую
форму или пресс-форму, каландр и др.).

Литьевое и экструзионное виброформование тиксотропных
полимеров может осуществляться по схеме IV, рис. 1 [46, 66, 93].
Согласно данной схеме полимер подвергается периодическому
воздействию в специальном накопителе кольцевого сечения, на-
ружная стенка которого совершает круговые колебания. Учиты-
вая, что тиксотропное восстановление структуры протекает наи-
более интенсивно в начальный период после прекращения
периодического деформирования, накопитель с осциллирующей
стенкой должен располагаться в непосредственной близости от
формующего инструмента. Объем накопителя-осциллятора рас-
считывается из условия, что время пребывания там полимера
должно быть не меньше времени разрушения в нем структурных
связей. Размеры кольцевого канала накопителя должны быть
подобраны таким образом, чтобы его гидравлическое сопротив-
ление было существенно меньше сопротивления формующего ин-
струмента, уначе пропадет смысл использования тиксотропного
эффекта. Однако увеличивать объем и снижать гидравлическое
сопротивление накопителя за счет увеличения зазора не всегда '
возможно, так как с ростом величины зазора становится труд-
нее получать большие амплитуды деформации в накопителе. Из
приведенных выше соображений следует, что при литье под да-'
влением и экструзии полимеров тиксотропный эффект целесооб-
разно использовать в малопроизводительных процессах, когда
не требуется накопителей-осцилляторов большого объема.

При прессовании тиксотропных композиций за счет предва-
рительного циклического деформирования, производимого в
пресс-форме или специальном автономном вибропластикаторе
(который целесообразно совместить с устройством для предва-
рительного разогрева пресс-массы), можно улучшить условия
формования и повысить качество изделий. Тиксотропное сниже-
ние вязкости и упругости полимера при каландровании (напри-
мер, при введении виброклина в зону запаса) позволит не толь-
ко снизить энергосиловые параметры процесса, но и добиться
повышения качества каландрованных изделий. В частности, при
снижении упруговязких характеристик существенно улучшаются
условия промазки (обрезинивание текстильного или металличе-
ского корда, промазка линолеума и др.) или качество дублиро-
вания различных полимеров.

Тиксотропное снижение вязкости полимерного связующего
при его виброобработке может быть использовано для интенси-
фикации процесса пропитки стеклопластиков, материалов на
основе углеродных волокон и других наполнителей [81].

ВИБРОРАЗОГРЕВ

Периодическое сдвиговое или объемное деформирование уп-‘
руговязких систем, каковыми являются полимерные материалы,
всегда сопровождается диссипативными тепловыделениями,
связанными со сдвиговой или объемной вязкостью. Рассчитаем
диссипацию внешней работы при гармоническом режиме дефор-
мирования упруговязкого тела [3]. Полная работа А, совершае-
мая за цикл сдвиговых колебаний в расчете на единицу объема,
определяется равенством:

Д=^(/)^ (1.19)

Пусть т(0 =тасо8ш/ и у(0 = 5 соз (<в/—б), тогда выра-
жение (I. 19) вычисляется следующим образом:

2п!ч>

А = — $ Та СОЗ ©/ 16© 31П (©< — 6)] Л1 =

2я/ш
соз 6 з1п’ ©/ I

2я/в>

з!п д ( ©/ + 4- з1л 2©/)
X \ I

(120)
Таким образом за цикл колебаний в единице объема необра-
тимо теряется (превращается в тепло) внешняя работа, числен-
но равная л|Та 81п б, а функция диссипации О, характеризующая
интенсивность необратимого рассеивания работы внешних сил
в единице объема-за единицу времени, может быть рассчитана
как:

= 8шд = 1^е* (1.21)

2Л 2 2

Как видно из выражения (1.21), с ростом упругости системы
(уменьшением 6) диссипативные тепловыделения уменьшаются,
достигая в идеально упругом теле (6 = 0) нулевых значений.
При прочих равных условиях максимальная диссипация внеш-
ней работы наблюдается в вязкой системе (6 = 90°).

Все вышеизложенные соображения будут полностью приме-
нимы и для случая объемного деформирования упруговязкого
тела в линейной области, если в аналитических выражениях
(1.19)—(1.21) вместо та, 5 и О" подразумевать соответственно
Ра, «Га и К".

Для примерной оценки эффекта роста температуры при пе-
риодическом сдвиговом или объемном деформировании полиме-
ров, который можно ожидать при виброформовании, по (1.21)
с учетом вышесказанного были проведены расчеты, показавшие,
что при адиабатических условиях сдвигового деформирования
в реальном для низкочастотного виброформоваиия амплитуд-
но-частотном диапазоне (5 = 4; /=10 Гц) температура поли-
мера с О" = 105 н/м2 и удельной теплоемкостью с =
= 2,1 кДж/(кг-°С) повышается примерно иа 25 °С в с, а при
высоких частотах (5 = 0,01; ^=104 Гц) скорость роста тем-
пературы составит 62 °С в с. При объемном деформировании
прирост температуры при еуа = 0,Г, /=10 Гц, с =

= 2,1 кДж/(кг-°С), Л = 10® МПа составит 30° в с, а в высоко-
частотной области (вуа = 0,01; (= 104)— 300 °С в с.

Таким образом как за счет низкочастотного, так и высокоча-
стотного периодического сдвигового или объемного деформиро-
вания представляется возможным в течение сравнительно корот-
кого промежутка времени добиться существенного повышения
температуры полимера, что может быть целенаправленным об-
разом использовано при виброформовании для нагрева формуе-
мой массы. При этом следует учитывать, что в случае использо-
вания низкочастотных колебаний, затухание которых, как пра-
вило, незначительно, можно добиться равномерного нагрева во
всей массе полимера, а при воздействии высокочастотных коле-
баний, претерпевающие обычно в полимерах существенное за-
тухание, температура формуемой массы повышается не по всему
объему, а преимущественно в области непосредственно приле-
гающей к вибрирующей поверхности.

Вибрационный способ разогрева полимеров целесообразно ис-
пользовать, например, при литье под давлением и экструзий та-
ких полимерных материалов, пластикация которых иа червячных

2 Зак. 1366 88
машинах нежелательна в связи с большим выменем пребы-
вания полимера в зоне термического воздействие ;неравноме|г
ностью поля температур по объему, разрушеннйм.чяетнцкапол*
ните л я и других недостатков данного способа пластикации. От*
сюда очевидна целесообразность использования низкочастотного
виброразогрева, который обеспечивает как высокую- однород-
ность поля температур, так и большую скорость нагрева, при
переработке термолабнлъиых полимеров [45]. Кроме того вибра-
ционный способ нагрева рационально использовать при перера-
ботке полимеров, наполненных длинноволокнистым наполните-
лем, так как в этом случае обеспечивается хорошая сохранность
волокон в процессе пластикации [45].

На литьевом и экструзионном оборудовании виброразогрев
может производиться по схеме IV, рис. 1. Нагреваемый полимер
продавливается через кольцевой канал, наружная или внутрен-
няя стенка которого совершают круговые колебания [45, 46] (ви-
брационные импульсы можно сообщать также за счет осевых ко-
лебаний наружной стенки или дорна). На червячных машинах
виброразогрев может использоваться для повышения пластика-
ционной производительности за счет совмещения стационарного
вращения шнека с его осевыми колебаниями. В [44] указывается
на возможность пластикации полимерных материалов в экстру-
дере только за счет круговых или осевых колебаний шнека.

Весьма эффективным методом пластикации полимеров, Ис-
пользуемым при литье под давлением и экструзии, является
«телединамический метод», согласно которому энергия, необхо-
димая для плавления полимера и нагрева его до температуры
переработки, сообщается формуемой массе осциллирующим с не-
большой частотой (3—4 Гц) поршнем, возбуждающим на входе
в пластикациоиный цилиндр (в камере сжатия) очень высокий
пульсирующий напор (до 1000 МПа).

Высокочастотный виброразогрев целесообразно применять в
тех случаях, когда требуется кратковременный местный разо-
грев полимера. Например, при сварке изделий из пластмасс, при
установке в пластмассовых изделиях вставок и арматуры, при
соединении пластмассовых деталей заклепками и др. [47]. Уль-
тразвуковой способ армирования и соединения деталей полимер-
ными заклепками может применяться не только у термопластов,
но и у реактопластов, так как последние ввиду неполного отвер-
ждения связующего при ультразвуковом разогреве размягчают-
ся и приобретают некоторую способность к формованию [12].

ВИБРОУПЛОТНЕНИЕ И ДЕГАЗАЦИЯ

При вибрировании порошкообразных или гранулированных
полимеров и полимерных композиций, находящихся в твердом
состоянии или претерпевающих переход в высокоэластическое
или вязкотекучее состояние, наблюдается уплотнение материала,
сопровождающееся удалением газовой фазы. Указанный эффект
/обусловлен тем, что при воздействии вибрационных импульсов
^/^Ьтдельным частицам материала сообщаются индивидуальные
р скорости и-ускорения, в результате чего разрушаются арочные
, ' образования ^ происходит регулярная укладка частиц порошка
или гранулята [48, 50]. Определенную роль здесь играет сниже-
ние внешнего трения между формуемой массой и вибрирующей
поверхностью колебательной камеры. Степень уплотнения сыпу-
чих во многом зависит от амплитуды колебаний: по мере увели-
чения амплитуды вибровоздействия насыпная плотность увели-
чивается, достигая максимального значения, после чего начи-
нается ее убывание [48, 49]. С целью предотвращения эффекта
разрыхления и «виброкипения» уплотняемого материала необ-
ходимо приложить определенное статическое давление, однако
при этом плотность упаковки частиц будет зависеть в основном
не от величины статической нагрузки, а от параметров механи-
ческой вибрации. Добавка небольшого количества поверхностно-
активных веществ (например, олеата натрия) также улучшает
условия внброуплотнения.

При виброуплотнении сыпучих материалов импульсная энер-
. гня расходуется как на преодоление инерции и упруговязкого
сопротивления вибрируемой массы, так и на преодоление сил
инерции, трения и сцепления частиц уплотняемой системы. Вы-
бор частотного диапазона внброуплотнения необходимо произво-
дить с учетом следующих соображений. Если масса уплотняе-
мого порошка или гранулята не велика, то основную роль будут
играть инерция и другие свойства системы (собственная частота
колебаний всей колебательной системы). В этом случае опти-
мальный режим виброуплотнения реализуется при совпадении
частоты возмущающей силы с частотой колебательной системы.
При виброуплотнении больших масс порошка доминирующее
значение приобретает собственная частота колебаний слоя ча-
стиц и силы связи между ними, поэтому здесь частоту колебаний
выгоднее выбирать в области резонанса по отношению к уплот-
няемой массе [49, 50].

Если в процессе вибрирования порошковый или гранулиро-
ванный полимер переходит в вязкотекучее состояние, то перио-
дические импульсы вызовут в текучей фазе беспорядочную
вибрацию молекулярных агрегатов и отдельных молекул, сопро-
вождаемую их скручиванием и взаимным переплетением, в ре-
зультате чего происходит интенсивная дегазация, перемешива-
ние н сплавление отдельных частиц в однородную, беспористую
массу, обладающую высокой структурной монолитностью н проч-
ностью [51]. Стационарное давление, производимое в этом случае
на вибрируемую массу, будет способствовать концентрации зву-
ковой энергии и более эффективному ее использованию. Наилуч-
ших, с точки зрения эффективности и энергоемкости, результа-
тов можно добиться при ведении процесса внброуплотнения в
резонансном режиме, сопровождаемым образованием в формую-
щей полости стоячих волн.

Зб
Эффект вибрационного уплотнения может быть использован
для повышения производительности и снижения энергоемкости
процессов переработки полимеров, а также для повышения ка-
чества некоторых типов изделий. Одной из областей рациональ-
ного использования эффекта виброуплотнения являются процес-
сы переработки, в которых формованию подвергаются сыпучие
полимеры или их композиции без перевода в вязкотекучее со-
стояние. Сюда относятся таблетирование пресс-порошков и
волокнистых материалов, прессование из порошкового фторопла-
ста таблеток и заготовок с одновременным их спеканием, пред-
варительное формование объемных заготовок из стекловолокни-
стого или зернистого наполнителя, предварительное уплотнение
порошков и другие процессы. В этих процессах за счет вибро-
воздействия можно существенно уменьшить давление формова-
ния, повысить плотность н однородность полуфабрикатов и сни-
зить в них содержание газовой фазы.

Весьма целесообразно использовать эффект вибрационного
уплотнения при формовании стеклопластиков открытым мето-
дом (контактное формование и напыление), при формованитгиз-
делий с помощью эластичной диафрагмы или при прессовании
изделий из стеклопластиков. Перспективно использование эф-
фекта виброуплотнення в процессе центробежного формования
стеклопластиков и порошковых материалов, так как центробеж-
но-вибрационный метод формования позволяет получать высоко-
качественные трубчатые изделия с плотной упаковкой частиц и
равномерной пористостью [50].

Виброуплотняющий эффект можно рекомендовать использо-
вать при прессовании высоковязкнх полимерных композиций,
прессование которых обычным методом требует высоких усилий
формования и не обеспечивает достаточную однородность и мо-
нолитность изделий, или при прессовом методе изготовления из-
делий с большим отношением высоты к диаметру, где трудно
обеспечить равномерное распределение плотности по высоте из-
делий [52]. С этой целью порошковый, гранулированный или таб-
летированный полимерный материал загружают в пресс-форму,
матрице которой сообщают вибрационные импульсы, а пуансо-
ну — стационарное усилие [50—52].

В червячных экструдерах, питаемых порошковым или грану-
лированным материалом, за счет вибрации, сообщаемой шнеку
или цилиндру в зоне загрузки, можно реализовать виброуплот-
нение и снизить внешнее трение в канале червяка, повысив эф-
фективность и равномерность его заполнения порошком или
гранулами, что позволит повысить производительность и стабиль-
ность процесса экструзии [49, 53]. Повышение стабильности про-
цесса весьма положительно отразится иа прецизионности про-
фильных изделий. Кроме того, при экструзии полимеров путем
вибрирования элементов формующей головки можно повысить
плотность профильных изделий [128].
РАЗБУХАНИЕ ЭКСТРУДАТА
И ЭЛАСТИЧЕСКАЯ ТУРБУЛЕНТНОСТЬ

Как известно, при свободном истечении полимеров из фор-
мующих каналов на выходе наблюдается эффект увеличения по-
перечного сечения экструдата («разбухание»), связанный с вы-
сокоэластическим восстановлением упруговязкой системы, в
которой запасены обратимые продольные и сдвиговые деформа-
ции, накопленные в предвходовой зоне канала и релаксирующие
по мере продвижения полимера по каналу [3, 54]. Естественно,
при наложении вибрационного воздействия в предвходовой зоне
нли непосредственно в канале, вследствие изменения упруговяз-
ких свойств полимера, характер развития продольных и сдвиго-
вых деформаций на входе в канал, а также скорость протекания
релаксационных процессов в самом канале существенно изме-
нятся, что повлечет за собой изменение величины разбухания
экструдата. При этом эффект, вносимый вибровоздействием, в
зависимости от схемы наложения вибрационных импульсов, ам-
плитудно-частотных параметров колебаний и типа полимера, мо-
•жет быть как положительным (увеличение разбухания), так и
отрицательным (уменьшение разбухания) по сравнению со ста-
ционарным режимом течения [41, 55—57]. Например, при выда-
вливании эластомеров через круглый канал из цилиндрического
резервуара посредством поршня — излучателя ультразвуковых
колебаний наблюдается существенное (до 2 раз) увеличение раз-
бухания экструдата [41]. При низкочастотном вибровоздействии
(/ = 5—20 Гц; | = 47—380%), сообщаемом полимеру перед
входом в круглый формующий канал (в кольцевом предформа-
торе с вибрирующим дорном), наблюдалось как увеличение сте-
пени разбухания экструдата (у жесткого ПВХ), так и ее умень-
шение (у пластифицированного ПВХ или полиэтилена) [55]. При
экструзии наполненного полиэтилена через кольцевой канал с
продольно вибрирующим дорном (/=10—50 Гц; | = 20—
150%) наблюдалось уменьшение до 1,3—1,5 раз интегрального
фактора разбухания трубной заготовки (рис. 16), где

й' н й' — соответственно толщина стенки и средний диаметр
трубы при наложении периодического деформирования, й и й —
соответственно толщина стенки и средний диаметр трубы при
обычных условиях экструзии [56]. В работах [55—57] было по-
казано, что степень изменения коэффициента разбухания экс-
трудата, обусловленная вибровоздействием, возрастает с ростом
частоты и амплитуды колебаний. Таким образом, используя в
процессе экструзии вибровоздействие, можно не только добиться
направленного изменения эффекта разбухания, но и за счет ре-
гулирования параметров вибрации поддерживать заданные по-
перечные размеры профильной заготовки иа выходе из головки.

Величина разбухания экструдата при прочих равных усло-
виях довольно сильно зависит от скорости сдвига, реализуемой
в формующем канале, увеличиваясь с ее ростом. Следовательно,

если скорость сдвигового течения полимера •
ловке будет изменяться по периодическому зак
стотой и большей амплитудой), то размеры пош

ей го-'
ой ча-
сечения

экструдируемого изделия будут периодически шшЭДЭД* в со-
ответствии с этим законом [58, 59] (рис. 17). Указанный факт мо-
жет быть целенаправленным образом

ния гофрированных про-
фильных изделий (труб,
шлангов, стержней и др.)
или при экструзионной гра-
нуляции полимеров для по-
лучения гранул бочкообраз-
I ной формы, обладающих бо-
лее высокой насыпной плот-

Л</л
/,0

1,6-

использовав для получе-

4, мм

1.4

1.2 •

-4.-^2.

0.9-

0.8-

0,70 80 160 240 320 400

1.с-<

2Т

1,с

0.5Т -I

1,5Т

1Г.С-'

'б

20 зо'
1,мм

Рис. 16. Зависимость интегрального фактора разбухания трубной заготовки
от амплитуды сдвиговых колебаний при экструзии полиэтилена, наполнен-
ного 20% (объемн.) метасилнката кальция (I) н 30% (объеми.) технического
углерода ПМ-70 (2).

Рис. 17. Зависимость коэффициента эластического восстановления резинового
рукава от скорости сдвига в области ее наибольших значений (/) и изме-
нение диаметра экструдата по длине (2) при изменении скорости сдвига по
периодическому закону (3).

; ностью и лучшей сыпучестью, чем гранулы цилиндрической фор-
> мы. Для создания пульсаций расхода на экструзионном обору-
довании могут быть использованы различные способы периоди-
ческого воздействия: посредством вибропоршня, установленного
на входе в формующую головку (V, рис. 1), за счет периодиче-
ского изменения скорости вращения червяка [58], путем сооб-
щения червяку осевых колебаний и др.

При увеличении скорости экструзии выше определенного зна-
чения (выше так называемой критической скорости) разбухание
экструдата будет сопровождаться вторым специфическим для
экструзии явлением — эластической турбулентностью, характер-
ными чертами которой является наличие регулярных и нерегу-
лярных пульсаций расхода, огрубение поверхности экструдата,
дробление и деформация струн полимера и др. Указанные де-
фекты экструдата недопустимы для профильных изделий, по-
2180 ЯО гЬд 210 220 230 240 250
Г.°С

Рис. 18. Зависимость критической
скорости сдвига от температуры при
экструзии полипропилена в условиях
ультразвукового внбровоздействия
при различных амплитудах смешения:
О (/); 4 мкм <2): 8 мкм (3); 14 мкм (4) и
20 мкм (Я.

ггому скорость экструзия в любом случае не должна, превышать
критических значений, отвечающих неустойчивому режиму фор-
мования. ~

Эластическая турбулентность связана с периодическим про-
скальзыванием полимера на стенкеканала [60], а также с вы-
свобождением упругой энергии, запасенной в материале на на-
чальной стадии деформирования, иа выходе их формующего от-
верстия [54]. Очевидно, наложение в формующем канале или в
предвходовой области канала на поток полимера вибрации, ак-
тивно воздействующей на упруговязкие свойства формуемой
массы, должно определенным образом отразиться на проявле-
нии эластической турбулентно-
сти. Так, в работе [61] было
установлено, что при ультра-
звуковом вибровоздействии,
прикладываемом в фильере
круглого сечения, можно повы-
<сить критическую скорость
'^шприцевания резиновых сме-
>сей в 1,5—2,0 раза. Повышение
'.критической скорости было об-
наружено также при шприце-
вании эластомеров через круг-
-Дый канал в случае приложе-
ния ультразвуковых колебаний
к выдавливающему поршню
Дв2]. Увеличение критической
скорости наблюдается также

ВИ экструзии пластмасс в условиях наложения ультразвукового
бровоздействня к формующей фильере [63] (рис. 18).

* гаким обрезом, ультразвуковое вибровоздействие может
ийюльэовано для повышения прозводнтельности экстру-
лоиных установок в случаях, когда скорость профилирования
ограничена явлением эластической турбулентности. Указанного
ИмЬекта можно добиться как за счет приложения сдвиговых ко-
Еебаннй в формующем канале, так и путем возбуждения иа вхо-
де в канал продольных ультразвуковых волн.

ВИБРОСМЕСИТЕЛЬНЫЙ ЭФФЕКТ

* Известно, что смешение полимерных композиций обеспечи-
вается интенсивным деформированием неоднородной сплошной
среды в рабочих камерах или зазорах смесительного и перера-
батывающего оборудования, при этом критерием смесительно-
дяспергирующей эффективности технологического режима может
служить суммарная деформация сдвига, накопленная полимером
в процессе смешения [65]. Очевидно, если в процессе изготовле-
ния смесь дополнительно подвергнуть периодической сдвиговой
деформации, то представляется возможным, не увеличивая вре-
мя смешения, существенно повысить суммарную сдвиговую де-
формацию на конечной стадии процесса и тем самым повысить
качество смеси.

Для примерной оценки смесительного эффекта, который мо-
жет быть внесен низкочастотным вибровоздействием, рассчитаем
величину сдвиговой деформации, которой подвергается полимер
в процессе прохождения кольцевого канала с вибрирующей вну-
тренней поверхностью при следующих параметрах процесса: ам-
плитуда круговых колебаний внутренней поверхности | = 380%,
частота колебаний / = 20 Гц, длина канала I = 150 мм, время
пребывания полимера в канале I = 5 с. Эти данные соответ-
ствуют возможностям виброэкструзионной установки, описанной
в [66, 67]. Суммарная величина деформации, внесенная внбро-
воздействием, может быть рассчитана по формуле

У = 4^ = 4ХЗ,8Х 2,0X5= 1520 (Ш)

Полученная в результате этого расчета величина у сопоста-
вима с деформацией сдвига, получаемой полимерной компози-
цией в процессе смешения в закрытом смесителе [68] или на
вальцах [65], которая обычно находится в интервале 1500—
2500. О наличии существенного смеснтельно-днспергнрующего
эффекта, вызванного вибровоздействием, свидетельствуют так-
же данные сравнительного микроскопического анализа смесей,
подвергнутых вибрации на описанной выше установке, со сме-
сями, переработанными на той же установке без вибровоздей-
ствия: у виброобработанных маточных резиновых смесей было
обнаружено двухкратное уменьшение среднеквадратичных диа-
метров технического углерода и сокращение в 2,5 раза общего
содержания недиспергированного технического углерода, а при
микроскопическом анализе композиций на основе ПВХ было об-
наружено 6—8 кратное уменьшение максимальных размеров
структурных элементов и повышение в 2 раза коэффициента од-
нородности [67, 121].

Таким образом вибросмесительный эффект, реализуемый при
воздействии на полимерную систему низкочастотных сдвиговых
колебаний большой амплитуды в узких зазорах (Л < Л), может
быть целенаправленным образом использован для дополнитель-
ного смешения и диспергирования полимерных композиций на
стадии смешения (на вальцах, червячных смесителях и др.) ил'и
в процессе переработки их в изделия (на экструдерах, литьевых
машинах, каландрах и др.). На экструдерах и литьевых маши-
нах вибрационное домешивание может производиться в копиль-
нике кольцевого сечения, у которого одна из стенок совершает
продольные или круговые колебания (схема IV на рис. 1). Сме-
сительно-диспергирующую способность червячных машин можно
повысить за счет осевых осцилляций червяка, а дискового экс-
трудера— за счет, осевых колебаний диска. Для реализации ви-
бросмесительного эффекта на валковом оборудовании может быть
использован вибрирующий клин, установленный в области запаса.
Для снижения (за счет уменьшения вязкости) усилий и энер-
гозатрат, потребляемых в процессе смешения, а также для по-
вышения качества смешения высоковязких композиций в [49] ре-
комендуется использовать лопастные вибросмесители периодиче-
ского действия, в которых низкочастотное (10—40 Гц) вибриро-
вание смеси производится либо вибратором, расположенным в
смесительной камере, либо путем сообщения вибраций самой ка-
мере, либо за счет вибрирования лопастей совместно с камерой.

В [69] указывается на возможность интенсификации процесса
перемешивания компонентов пластических масс, повышения ка-
чества смешения и снижения приведенных затрат на 1 т смеси
при использовании электрогидравлического способа изготовле-
ния смесей, который основан на смесительном эффекте, возни-
кающем при распространении в смесительной камере ударных
волн, образующихся в результате следующих один за другим с
частотой нескольких герц электрических разрядов в жидкости.

Рис. 19. Схематическая иллюстра-
ция процессов релаксации напря-
жения (/) н виброрелаксацнн (2)
для саженаполненных эластомеров.

УСКОРЕНИЕ РЕЛАКСАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ

• При воздействии вибрационных импульсов у многих поли-
мерных материалов, находящихся в вязкотекучем или высоко-
' эластическом состоянии, наблюдается ускорение механических
релаксационных процессов, что связано с разрушением и пере-
стройкой структурных связей [26,
22—24]. Схематически данное
явление представлено на рис. 19,
где изображена кривая релакса-
ции полимера при наложении ви-
брационного воздействия (в точ-
ке Л) ив обычных условиях [26].
Внброрелаксация особенно ярко
проявляется в наполненных си-
стемах, например резинах, у ко-
торых при внбровоздействии про-
исходит разрушение сажекаучу-
ковой структуры.

Ускорение механических ре-
лаксационных явлений при вибро-

воздействии может быть использовано для улучшения формуе-
мости полимера в различных процессах переработки полимеров:
литье под давлением, экструзия, пневмовакуумформование и др.
При ускорении релаксационных процессов значительно интенси-
фицируется процесс формования, снижаются внутренние напря-
жения, полнее происходит высокоэластическая усадка, снижает-
ся анизотропия свойств в готовых изделиях. В процессе формо-
вания виброрелаксационный эффект может быть реализован по
любой из пяти схем рабочего процесса, представленных на рис. 1.

Весьма ощутимого эффекта ускорения механических релак-
сационных процессов можно добиться в системах, где развитие
деформации одного типа, например объемной, сопровождается
возникновением деформации другого типа, например сдвиговой.
При этом геометрические параметры системы тако>Ц;-что харак-
терное время второго процесса много больше, чем Характерное
время первого процесса. Подобный деформационный . процесс
реализуется, в частности, при литье под давленйештоякостен-
ных изделий на стадии нарастания и выравнивания давления в
форме, когда уплотнение (объемная деформация) ‘ полимера в
оформляющей полости сопровождается его вязким течением, вы-
званным перепадом давлений в форме [70]. Вследствие* этого про-
цесс нарастания давления и выравнивания его по площади
отливки носит релаксационный характер, скорость которого за-
висит от геометрии формующей полости (длины и высоты) и ха-
рактерного времени объемносдвиговой релаксации 0$и, опреде-
ляемым отношением сдвиговой вязкости т) к модулю объемной
упругости К, т. е. 05у = т)/К. Что касается других типов меха-
нических релаксационных явлений, связанных, например, со
сдвиговой упруговязкостью полимеров (0$ = т)/(?) или объемной
вязкостью н объемной упругостью (0у = т)у/К), то имн в дан-
ном случае можно пренебречь, так как при малой высоте и боль-
шой длине оформляющей полости продолжительность объемно-
сдвиговой релаксации, как правило, существенно больше, чем
продолжительность релаксационных процессов, обусловленных
только сдвиговой или только объемной деформацией.

Очевидно, процесс объемносдвиговой релаксации полимер-
ного материала, протекающий в описанной выше системе, может
быть ускорен за счет наложения вибрационного воздействия, так
как оно приведет к снижению (непрерывному илн периодиче-
скому) сдвиговой вязкости при практически неизменном модуле
объемной упругости и, следовательно, вызывет уменьшение ха-
рактерного времени релаксации 05у = ц/К- Экспериментальное
подтверждение описанного выше явления можно найти в ра-
боте [71], где было обнаружено существенное увеличение скоро-
сти нарастания давления в литьевой форме после ее заполнения
резиновой смесью при возбуждении на входе в форму периоди-
ческих импульсов давления с частотой 5—30 Гц (V, рис. 1).
Следствием этого является сокращение цикла формования н по-
вышение качества литьевых изделий, достигаемое за счет вырав-
нивания плотности по длине отливки.

Подобные же объемносдвиговые релаксационные явления
протекают при литьевом формовании полимеров в режиме со
ступенчатым сбросом давления, когда давление в литьевой фор-
ме резко уменьшается до определенной наперед заданной вели-
чины [72] илн при заполнении длинных и узких полостей литье-
вых форм полимером, обладающим повышенной сжимаемостью
(например, вспененным), в результате чего может наблюдаться
заметное уменьшение градиента давления во фронте потока по
сравнению с входным участком, приводящее к замедлению про-
цесса заполнения формы. В первом случае за счет вибровоздей-
ствия, прикладываемого по схемам I, II, III и V (рис. 1), можно
интенсифицировать переход системы на новый уровень давле-
ния, а во втором случае добиться выравнивания градиента дав-
ления по длине течения и интенсифицировать тфоцесс заполнения.

. При прессовании полимерных материалов'также приходится
сталкиваться с релаксационными процессами, связанными с од-
новременным развитием в пресс-массе объемных и сдвиговых
деформаций: при смыкании формы и на дальнейших стадиях фор-
мования уплотнение полимера сопровождается его растеканием
по оформляющей полости, а выравнивание плотности по объему
изделия сопровождается внутренним перетеканием полимера из
более плотных участков в менее плотные области. Указанные
процессы течения, особенно при наличии в формуемом изделии
тонкостенных элементов большой протяженности, могут проте-
кать сравнительно медленно даже при весьма больших усилиях
прессования (т. е. реализуется явление, близкое к эффекту сма-
зочного слоя), в результате чего задерживается во времени
процесс заполнения тонкостенных элементов пресс-массой и вы-
равнивание плотности по объему формуемого изделия. Для ин-
тенсификации данных процессов при прессовании, как и в опи-
санных выше примерах, целесообразно использовать низкочастот-
ную или ультразвуковую вибрацию, прикладываемую к матрице
или пуансону пресс-формы, так как при этом, вследствие сниже-
ния вязкости, произойдет уменьшение характерного времени объ-
емиосдвнговой релаксации. В конечном итоге сократится время
заполнения формы и будет достигнуто более равномерное рас-
пределение плотности по объему прессуемого изделия [73].

Вибрационное воздействие может ускорять механические ре-
лаксационные процессы не только у полимеров, находящихся в
вявкотекучем состоянии, но и при более низких температурах, в
частности в области перехода от высокоэластического состояния
к стеклообразному. Так в работе [74] было показано, что при
воздействии переменных сил звуковой частоты на статически
сжатый резиновый образец, находящийся в условноравновесном
состоянии при температурах перехода к стеклообразному состоя-
нию, наблюдается дополнительная деформация образца и до-
стигается новое условноравновесное состояние. Указанное явле-
ние объяснялось ускорением под действием вибрации взаимосвя-
занных релаксационных процессов изменения формы образца и
его объема. Таким образом, выбрационное воздействие может
быть использовано для ускорения механических релаксационных
процессов на различных температурных стадиях процесса фор-
мования: начиная от температур, отвечающих вязкотекучему со-
стоянию полимера, н кончая температурами, близкими к темпе-
ратуре стеклования.

ПРОЧИЕ ЭФФЕКТЫ И ЯВЛЕНИЯ

Приведенная выше классификация не охватывает всего мно-
гообразия эффектов н явлений, реализуемых в сыпучих и вязких
системах при наложении'вибрационных нагрузок, а ограничена
в основном кругом виброреологических эффектов, которые целе-
направленно используются или могут быть использованы непо-
средственно в процессах переработки полимерных материалов
в изделия. Следует отметить определенную условность подобной
систематизации, так как любому из отмеченных эффектов сопут-
ствует в той или иной степени весь комплекс явлений, связан-
ных с вибровоздёйствием. Однако, сочетая определенным обра-
зом параметры вибровоздействия, схему рабочего процесса и
реологические свойства перерабатываемого материала, можно в
зависимости от специфики поставленных задач создать условия
для превалирования одного из отмеченных эффектов.

При вибровоздействии в полимерных системах, находящихся
в порошкообразном или гранулированном виде, а также в со-
стоянии расплава или раствора, кроме описанных выше реологи-
ческих эффектов, наблюдается целый ряд других специфических
физических и химических явлений, которые могут быть опреде-
ленным образом использованы для интенсификации процесса из-
готовления полимерных изделий на стадиях и технологических
переделах, предшествующих формованию или следующих за
ним. В связи с тем, что в задачу данной книги не входит описа-
ние вибрационных методов интенсификации производственных
процессов на всех участках технологического комплекса, огра-
ничимся только перечислением наиболее важных из этих специ-
фических явлений и связанных с ними технологическими про-
цессами.

1. Вибрационное перемещение сыпучих н кусковых материа-
лов, реализуемое при наложении поступательных гармонических
колебаний, направленных под углом к оси рабочего органа, или
при совмещении динамической нагрузки со статическим усилием
(меньшим силы трения), направленным по касательной к рабо-
чему органу. Указанный эффект используется в вибротранспор-
терах (вибролотки, трубные вибротранспортеры и др.), вибропи-
тателях, вибродозаторах и вибробункерах при непрерывном или
порционном дозировании ингредиентов резиновых смесей и
пластмасс, а также при транспортировке и дозировании поли-
мерных гранул (49, 75].

2. Вибрационное сепарирование сыпучих материалов по раз-
меру частиц, коэффициенту трения или плотности используется
в виброгрохотах, виброситах или других рассеивающих машинах
для разделения по фракциям пресс-порошков, порошков ПВХ,
целлюлозы и т. п. [49, 82], а также в виброклассификаторах и ви-
бросепараторах с кипящим слоем для бесситового разделения
сыпучих материалов на несколько фракций по крупности ча-
стиц [49].

3. Вибрационное измельчение происходит при сообщении от-
дельным частицам твердых материалов колебательной энергии,
достаточной для механического разрушения. Вибрационные из-
мельчители используют для получения дисперсных систем (по-
рошки, суспензии, эмульсии и др.) в широком диапазоне разме-
частиц, вплоть до коллоидных, а также для механодеструк-
. Ши макромолекул [49, 76]. Мельницы грубого помола могут быть
Использованы, например, при получении зернистого наполнителя
пластических масс или для измельчения отходов переработки
термопластов, а мельницы тонкого помола — при изготовлении
порошковых ингредиентов резиновых смесей, пресс-порошков и
других композиций, для приготовления каолиновых суспензий и
других изолирующих составов для гранулированных или листо-
ванных резиновых смесей и т. п.

4. Поверхностная виброобработка связана с разрушением ма-
териала, находящегося на поверхности твердых тел, при воздей-
ствии интенсивных вибрационных импульсов. Указанный процесс
используется для удаления облоя на литых и прессованных из-
делиях из пластмасс и резины (галтовка резиновых изделий про-
изводится при их охлаждении до 60—70 °С [136]), для очистки
пресс-форм [78], для регенерации катализатора [49] и для других
целей.

5. Интенсификация массообмена (сушка, перемешивание, го-
’ могенизация, растворение и др.) обусловлена тем, что вибрация
. вызывает ненаправленное движение частиц дисперсной фазы или
малых объемов жидкостей, которое в сочетании с направленным
движением среды создает благоприятные условия для протека-
ния процессов переноса [49]. В этой связи вибрационное воздей-
ствие может быть использовано для интенсификации процессов
приготовления растворов, паст, суспензии, клеев, мастик и дру-
гих продуктов на основе полимерных материалов, а также для
ускорения процесса сушки гранулированных и порошкообразных
полимеров [49, 82].

в. Интенсификация теплообмена, обусловленная активацией
движения жидких или сыпучих сред вблизи вибрирующих по-
верхностей. Указанный эффект используется для интенсифика-
ции процесса охлаждения экструзионных изделий в ваннах
охлаждения [80, 82], для улучшения условий охлаждения грану-
лированных пластмасс и резиновых смесей при экструзионном
методе гранулирования (охлаждение в виброкипящем слое на
вибротранспортере) нли для ускорения предварительного подо-
грева порошковых и гранулированных пластмасс [49].

7. Интенсификация химических процессов, связанная с уве-
личением площади контакта фаз и уменьшения диффузионного
сопротивления при воздействии вибрационных импульсов, может
быть использована для сокращения времени полимеризации ком-
позиций холодного отверждения [43], для ускорения вулканиза-
ционных процессов [80] и т. п.
Глава II

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ВИБРОФОРМОВАНИЯ
И ЕГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ

11.1. ЭКСТРУЗИОННОЕ ВИБРОФОРМОВАНИЕ

Вибрационное воздействие при экструзии полимеров в зави-
симости от преследуемых целей накладывается как непосред-
ственно в экструдере (червячной машине или поршневом пласти-
каторе), так и в формующей головке. Рассмотрим прежде всего
виброэкструзионное оборудование, в котором периодическое воз-
действие сообщается полимеру в пластикационном узле.

ВИБРОПЛАСТИЦИРУЮЩИЕ ЭКСТРУДЕРЫ

Червячная пластикация наряду с бесспорными достоинства-
ми имеет ряд недостатков: плохие условия загрузки порошковых
и крошковидных полимеров, а при высоких скоростях враще-
ния червяка имеются трудности также и в загрузке гранулята
(вследствие центробежных сил, выталкивающих полимер из на-
резки червяка); большой перепад температур в массе пластици-
руемого материала, достигающий при больших скоростях вра-
щения червяка и при переработке высоковязких материалов
40—70 °С; технологическая сложность переработки термолабиль-
ных полимеров; повреждение хрупкого и длинноволокнистого на-
полнителя в процессе пластикации и др. [83, 84]. В этой связи
ведутся работы по совершенствованию червячных пластикаторов
и созданию новых типов пластицирующих устройств. При этом
для устранения указанных недостатков используются, в частно-
сти, различные вибрационные эффекты (виброразогрев, вибро-
тиксотропия, вибросмесительный эффект, снижение внешнего
трения, внброуплотнение и др.).

Одним из новых типов бесчервячных пластикаторов является
устройство, разработанное в ФРГ Институтом по переработке
пластмасс (1КУ) [83—85, 45] (рис. 20). В данном устройстве пла-
стикация полимера осуществляется за счет продавливания его
через узкий канал под действием пульсирующего давления боль-
шой амплитуды (до 800—1000 МПа). Пластикатор состоит из
горизонтального цилиндра 1, в котором установлено два про-
дольно осциллирующих поршня: дозирующий поршень 8, пред-
назначенный для подачи порошкового или гранулированного ма-
териала из загрузочной воронки в цилиндр, и пластицирующий
48
поршень 9, обеспечивающий проталкивание полимера через
сдвиговый зазор, т. е. зазор между конусной частью цилиндра /,
кольцом 3 и торпедой 5, в мундштук 6 формующей головки 4.
Сдвиговый зазор связан с формующим зазором системой кана-
лов, просверленных в корпусе головки 4. Путем замены проме-
жуточного кольца 3 можно регулировать величину сдвигового за-
зора как в конусной части (за счет изменения ширины кольца),
так и в цилиндрической (за счет изменения внутреннего диамет-
ра кольца).

Привод поршней осуществляется от гидравлического вибра-
тора. Частота колебаний подбирается таким образом, чтобы обе-
спечивалась хорошая загрузка порошка или гранулята в дози-
рующий цилиндр 7 (от 0,2 до 3—4 Гц). Работа поршней строго

синхронизирована (со сдвигом по фазе на 180е), что позволяет
снизить пульсации давления на выходе из пластикационного ци-
линдра. Пластикационный и дозирующий цилиндры жестко свя-
заны с массивным корпусом 2, в котором имеются каналы для
жидкостного обогрева.

В процессе продавливания через узкий сдвиговый зазор (тол-
щина ~ 0,1 мм) полимер переходит в вязкотекучее состояние за
время, не превышающее 1 с, при этом реализуемое на данном
устройстве повышение температуры прямо пропорционально пе-
репаду давлений в сдвиговом зазоре и обратно пропорционально
плотности и удельной теплоемкости полимера. Примерные ре-
жимы экструзии различных пластмасс на установке с пластика-
тором 1КУ представлены в табл. 1.

В процессе пластикации под действием высокого давления
происходит изменение структуры пластических масс, что прояв-
ляется в изменении индекса расплава (рис. 21). На характер
структурных процессов большое влияние оказывает температура
стенки цилиндра. При этом в нижнем диапазоне температур
ТАБЛИЦА!

Результаты технологических испытаний пластикатора 1КУ
с круглой фильерой (</ = 2 ми, /«"8 мм)
при амплитуде колебаний давления пластикации 790 МПа

Материал Температура полимера. "С Индекс расплава, г/10 мин Тамцам-
на входе в власти- катор ва выходе из пластн- катора исходный материал после пласти- кации
Полиэтилен низкой плот- 23 184 7,87 7,94 130
ности (918—920 кг/м’), 23 190 7,87 7,59 160
гранулят 23 190 7,87 7,71 190
Полиэтилен высокой плот- 23 153 3,14 2,45 130
ности (945 кг/м8), поро- 23 161 3,14 2,50 160
шок) 23 175,5 3,14 2,44 190
Полиэтилен высокой плот- 23 145,5 0,91 1,01 130
ности (950—953 кг/м8), 23 155 0,91 — 160
порошок 23 174 0,91 0,91 190
Полипропилен, гранулят 140 223 3,22 3,89 900
ПВХ. гранулят 23 209 — 130
23 230 — —_ 160
23 231 — — 190

происходит частичная механодеструкция полимера, а при высо-
ких температурах — либо термодеструкция (например, у поли-
карбоната), либо структурирование (например, у полиэтилена),
либо дополнительная конденсация (у ПВХ).

8 б

-8.4

А
2.4

Индекс расплода. г/ТО

3.8

7.4

2.6

6.4

-5.4-1.9

0.6

-4.4

5^0,1 мм
Ьш8мм
6^2 мм

2.2

2.0

Об

& Г$0 220 250 2б0 ЗЮ

(.“С

/Я

Исходный
материал

Рнс. 21. Изменение индекса расплава в пластикаторе 1КУ при различных
температурах стенки корпуса у следующих материалов:

А—полиэтилен низкой плотности; В—нолиацеталь; В—поликарбонат.

Рис. 22. Установка для получения пленок и листов иа базе четырех ШМСТИ-
каторов 1КУ.

Средняя производительность пластикатора 1КУ с мощностью
привода 18,5 кВт при переработке таких материалов, как ПЭНП,
ПЭВП, ПВХ, поликарбонат, фенолоформ альдегидный порошок
н другие составляет 40 кг/ч [83, 85] (анализ процесса пластика-
ции см. также гл. IV).
Основными преимуществами системы 1КУ является малое
время нахождения полимера в пластикационном цилиндре и го-
ловке (30—50 с) высокая температурная гомогенность расплава,
простота конструкции и малые габариты, а основной недоста-
ток — высокая энергоемкость (0,3—0,45 кВт - ч/кг). Указанный не-
достаток ограничивает область применения пластикаторов 1КУ
в процессах, где технологически и экономически оправданы до-
полнительные энергозатраты, например при экструзии пленок,
труб или профильных изделий малого сечения, когда производи-
тельность экструдера лимитируется гидравлическим сопротивле-
нием головки; при переработке жесткого нестабилизированного
ПВХ, который перерабатывается в настоящее время, как пра-
вило, на двухчервячных экструдерах; при переработке высоко-
молекулярного ПЭВП, а также структурируемых и стеклонапол-
ненных полимеров [45].

Одной из областей рационального использования пластика-
торов 1КУ является получение изделий из пенопластов (листы,
пленки, трубы, профили и т. д.) методом прямой экструзии или
экструзии с дополнительным вспениванием.

Описана установка для получения методом раздувного фор-
мования вспененных пленок и листов толщиной 0,5—8 мм и ши-
риной до 2 м при производительности 90—150 кг/ч (рис. 22) [45].
Установка состоит из четырех пластикаторов 1КУ, которые на-
гнетают полимер в кольцевую головку, предназначенную для
раздувного формования рукавной пленки. На данном агрегате
были получены пленки и листы из пенопласта на основе ПЭВП
с плотностью, регулируемой химическим путем (дозировкой га-
зообразователя) и за счет довспенивания (при термообработке
горячей водой) в интервале от 0,3 до 0,8 г/см3, при этом в каче-
стве газообразователя использовалась вода.

К недостаткам системы пластикации 1КУ следует также от-
нести необходимость применения для основных конструктивных
элементов высококачественных износостойких сталей и наличие
пульсаций давления в головке, которые хотя и могут быть суще-
ственно понижены за счет повышения частоты и противофазной
синхронизации работы вибропоршней пластикатора, но делают
затруднительным производство ряда экструзионных изделий, в
частности, пленок толщиной менее 50 мкм, получаемых методом
раздувного формования.

Исключить влияние пульсаций давления на качество экстру-
дата можно в случае, если изделие выходит из головки в затвер-
девшем виде, при этом отпадает потребность в приемном устрой-
стве [84]. Однако этот способ возможно реализовать только при
переработке структурируемых полимеров (композиции на основе
отверждаемых смол, структурируемый полиэтилен и др.). Если
переводить в твердое состояние термопласты путем резкого охла-
ждения на выходе из головки в специальной форме, жестко свя-
занной с мундштуком, то при пульсирующей подаче на поверх-
ности экструдата останутся отпечатки от стыка мундштука
с охлаждаемой формой. Кроме того, при резком охлаждении
профильных изделий ие успевают релаксировать обратимые де*
формации, накопленные полимером при пластикации и формова-
нии, что приведет к ухудшению качества экструдата.

Устранить пульсации в формующей головке можно при сов-
мещении пластикатора высокого давления и червячной машины
(рис. 23). В этом комбинированном устройстве перерабатывае-
мый материал поступает самотеком из бункера 1 в загрузочный
цилиндр 2, откуда под действием вибропоршня 3 продавливает-
ся через узкий канал в иарезку червяка 4. Используемый на дан-
(Р = 30 мм, Ь = 70) имел в зоне загруз-

ной установке червяк

Вакуум

^0,05 м/у

яти-га

Рис. 23. Комбинированная конструк-
ция пластикатора высокого давления
и червячной машины.

ки глубокую нарезку при срав-
нительно небольшой глубине
канала в зоне дозирования.
Пластикация полимера проис-
, ходит, в основном, при продав-
ливании массы через сдвиго-
вый зазор (диаметр ~ 0,05 мм),
так что червячная машина
здесь используется для транс-
портирования материала и
создания давления в головке.
Недостатками данной кон-
струкции являются необходи-
мость строгого согласования

производительности пластикатора высокого давления и червяч-
ной машины (приходится использовать привод с переменной
скоростью) и потребность в сравнительно длинном червяке для
создания необходимого давления в головке.

Другой вариант непрерывной бесчервячной пластикации, ос-
нованный на использовании поочередного нагнетания полимера
двумя осциллирующими поршнями в сдвиговый зазор, был пред-
ложен Феннером и Веллесом [83, 87]. Указанный пластикатор
(рис. 24, а) состоит из обогреваемого цилиндра /, внутри кото-
рого с определенным зазором установлен вращающийся дорн 2,
оснащенный приводом с плавной регулировкой скорости. К пла-
стика ционному цилиндру под углом 30—45® примыкают два до-
зирующих цилиндра 7 с осциллирующими в противофазе порш-
нями 3 н 4, нагнетающие исходный материал в рабочий зазор
цилиндра, где под действием интенсивных сдвиговых деформа-
ций, создаваемых вращающимся дорном и пульсирующим напо-
ром (пиковые нагрузки, создаваемые осциллирующими порш-
нями, составляют 60,0—70,0 МПа), происходит пластикация
полимера. После выхода из сдвигового зазора расплавленная
масса поступает в фильеру 6. Изменяя длину и диаметр дорна,
а также размеры проставок 5 и 8 можно регулировать длину и
толщину пластицирующего зазора.

Производительность данного пластикатора можно регулиро-
вать путем изменения частоты и амплитуды колебаний порш-
60
ней, а температуру перерабатываемой массы — за счет подбора
частоты вращения дорна (рис. 24,6). Возможность раздельного
регулирования производительности и температуры — важное
преимущество системы пластикации Феннера и Веллеса, посколь-
ку это повышает технологическую маневренность пластикатора
и упрощает управление технологическим процессом. Кроме того,
преимуществом поршневого экструдера данной конструкции пе-
ред червячным является малый износ внутренних поверхностей
при переработке наполненных полимеров, простота конструкции
и дешевизна. Недостатком указанного пластикатора является

Рис. 24. Конструкция пластикатора Феннера н Веллеса (а) н реализуемая
иа ием в процессе пластикации полиэтилена массовая производительность
при различных температурах массы н частоты вращения дорна (б).

неспособность к самоочищению, что вызывает затруднения при
переходе с одного материала на другой.

Для повышения температурной однородности пластицируе-
мой массы и повышения производительности червячных машин
предложено совмещать вращательное движение червяка с осе-
выми или круговыми колебаниями последнего или даже пол-
ностью заменить стационарное вращение импульсивным движе-
нием червяка [112]. На рис. 25, а представлен один из вариантов
червячного вибропластикатора, в котором червяк вращается от
электродвигателя, а осевые низкочастотные колебания получают
от гидравлического вибратора [112].

Интенсификация процесса червячной пластикации вызвана
в данном случае следующими причинами: а) дополнительными
диссипативными тепловыделениями, обусловленными периодиче-
скими сдвиговыми деформациями полимера в канале червяка;
б) виброгомогенизацней, которая связана с увеличением сум-
марной сдвиговой деформации, полученной перерабатываемой
массой за счет осцилляций червяка; в) виброуплотнением гра-
нулята или порошка в загрузочной зоне червяка и увеличением
тем самым его транспортирующей способности.
Как показали экспериментальные исследования [112]
(рис. 27), изменяя частоту и амплитуду колебаний червяка, мо-
жно в широких пределах регулировать диссипативные тепловы-
деления в канале червяка и тем самым изменять характер рас-

пределения температур по высоте винтового канала от вогнутого
профиля (см. рис. 25,6)
до выпуклого (см. рис.
25, в).

Производительность
червячного экструдера
можно также повысить за
счет снижения трения пе-
рерабатываемого мате-
риала по винтовой по-
верхности, что особенно

Рис. 25. Конструкция червячного пластика-
тора с вибрирующим червяком (а); реали-
зуемое в полимере распределение темпера-
тур по высоте винтового канала при ста-
ционарном вращении (б) н при совмещении
стационарного вращения и продольных коле-
баний червяка (в).

заметно проявляется при
ультразвуковом озвучи-
вании червяка. Так, в ра-
боте [87] было показано,
что путем приложения к
червяку ультразвукового
вибровоздействия можно
повысить его транспорти-
рующую способность на
40% (рис. 26).

Пластикациоиную про-
изводительность экстру-
дера можно повысить,
установив между червяч-
ной машиной и формую-
щей головкой вибропла-

дополнительной обработки полимера

стикационную приставку,
предназначенную для до-
ведения до заданной кон-
диции неполностью пла-
стифицированного и гомо-
генизированного в червяч-
ной машине полимерного
материала. Возможность
в вибропластикационной

приставке позволяет реализовать более скоростные режимы пла-
стикации (за счет сокращения периода пребывания полимера в

экструдере при одновременном снижении температуры и темпе-
ратурной однородности расплава) или использовать червяки с
глубокой нарезкой, обеспечивающие высокую производительность
процесса при низкой гомогенности пластицируемого материала.

В вибропластикационной приставке [46] (рис. 27) вибропла-
стикация производится в кольцевом зазоре между дорном кор-
пуса 5 и втулкой 6, которой сообщаются круговые колебания от
кулачкового механизма с силовым замыканием. Герметизация
подвижного соединения втулки 6 с фланцем 10 и корпусом дор-
ном 5 обеспечивается лабиринтным уплотнением с фторопласто-
выми кольцевыми прокладками 11. Между катушкой с электро-
нагревательными элементами 4 и вибрирующей втулкой 6

О, г/мин

Рнс. 26. Зависимость производительности зоны загрузки червячной машины
от частоты вращения червяка и противодавления при ультразвуково»» озву-
чивании червяка и при обычной экструзии:

1 — гранулированный нолиэтилеи; 2—гранулированный ударощючный полистирол; 3, 4,
5—порошковая композиция К-18-2 (— с вибрацией,-без вибрации).

предусмотрен небольшой зазор, через который тепло может до-
статочно эффективно передаваться деталями копильника, а прн
необходимости в этот зазор можно подавать охлаждающую жид-
кость. Катушка 4 является, одновременно, приставкой между
фланцем и корпусом — дорном, поэтому высоту катушки следует
подбирать таким образом, чтобы она обеспечила необходимое
поджатие уплотнительных прокладок И. Согласно [146] на дан-
ной виброприставке, оснащенной электродвигателем мощностью
3,2 кВт, можно путем изменения эксцентриситета кулачков и
толщины пластицирующего зазора регулировать амплитуду пе-
риодической сдвиговой деформации в интервале 25—300% при
частоте колебаний 6—34 Гц.
Описанную выше вибропластикационную приставку пелесо*
образно применять в экструзионных агрегатах с прямоточными
головками. Если в экструзионной установке используется угло-
вая головка, то вибропластикацню в предформующем кольцевом

Рнс. 27. Конструкция вибропластнка-
ционной приставки к экструдеру:

/ — кулачок; 2— коромысло; 3—пружина;
4—электронагреватель; 5—корпус-дори;

6 — втулка; 7—сопло; в —шпилька: 9— пласти-
кациоиный цилиндр; 10—фланец; //—фторо-
пластовая прокладка; 12—подшипник; 13—вал;
14— плита.

зазоре можно производить
за счет круговых колебаний
дорна, оснащая экструдер
виброприставкой (см. рис.
32). В агрегатах с угловы-
ми головками для предпла-
стикации можно использо-
вать приставки с продоль-
но вибрирующим дорном
(см. рис. 29).

Как показали экспери-
ментальные исследования,
описанные в [66, 67], за
счет круговых колебаний,
прикладываемых к полиме-
ру в кольцевом зазоре в про-
цессе непрерывной экстру-
зии, при | = 380%, / =
= 20 Гц и времени пребы-
вания полимера в полости
вибровоздействия 4—6 , с

температура таких термо-
пластов как пластифициро-
ванный ПВХ, полиэтилен н
другие повышается на 15—
18 °С, а температура резино-
вых смесей в зависимости от
их вязкости — на 25—40 °С.

При этом кроме увеличения температуры наблюдалось повыше-
ние температурной и структурной однородности экструдата.

ВИБРОФОРМУЮЩИЙ ИНСТРУМЕНТ

Если производительность экструдера ограничена гидравличе-
ским сопротивлением формующего инструмента, то, уменьшая
путем вибрирования либо вязкость полимера (за счет реологи-
ческой нелинейности или тиксотропного эффекта), либо внешнее
трение, можно сократить потери давления в головке и тем са-
мым повысить скорость экструзии. На рнс. 28 показаиы рабочие
характеристики червячной машины и экструзионной головки при
стационарном формовании и при виброэкструзии. Реализуемое
при виброэкструзии повышение производительности ф2/Ф1 (сме-
щение рабочей точки вверх) будет тем значительнее, чем больше
эффект снижения гидравлического сопротивления головки и чем
круче рабочая характеристика червяка.
Низкочастотная виброэкструзия

реализована в угловых

Рнс. 28. Рабочие характеристики
червячной машины (3) н формую-
щей головки при обычном (/) и
вибрационном (2) режимах экст-
рузии.

-50 Гц при амплитуде 0,1—

Вибрирование формуемой массы в экструзионной головке мо-
жет быть произведено по любой из пяти схем, представленных
иа рис. 1.

Схема 1, согласно которой сдвиговые колебания сообщаются
полимеру в направлении течения,
трубных головках с продольно ви-
брирующим дорном [56, 57]. На
рис. 29 показан один из вариан-
тов подобной виброэкструзион-
ной головки, установленной на
экструдере Э-45 со следующими
основными характеристиками:
диаметр червяка 45 мм, 1/0 =
= 15, частота вращения червяка
л = 15—50 об/мин [56]. Кон-
струкция головки позволяет регу-
лировать неравномерность про-'
филя скоростей в формующем
канале путем изменения взаим-
ного положения двух вкладышей.
Продольные колебания сообща-
лись дорну от эксцентрикового
вибратора в диапазоне частот 10

2,0 мм, что при ширине кольцевого зазора 1,5 мм соответствует
амплитудам сдвиговой деформации 6,5—133%. Диаметр дорна
20 мм, длина участка периодического деформирования 50 мм.

Рис. 29. Трубная экструзионная головка с продольно вибрирующим дорном.

Такую головку использовали авторы [56] при переработке
ПЭНП с 20% метасиликата кальция (композиция I), ПЭНП с
30% технического углерода ПМ-70 (композиция II) и высоко-
вязкого ПЭВП (композиция III). Определялись следующие ха-
рактеристики: 1) коэффициент увеличения массовой произво-
дительности головки при вибровоздействии 5 = Ог/Оз (см.
рис. 28); 2) коэффициент увеличения массовой производитель-
ности эструдера при вибровоздействии к3 = (^Юг, 3) интеграль-
ный фактор разбухания кан, характеризующий относительное из-
менение степени разбухания трубной заготовки при вибровоздей-

Рис. 30. Зависимости коэффициента
увеличения массовой пронзводнтель-

иости головки от амплитуды перио-
дической сдвиговой деформации поли-
мера в формующем зазоре (а и б) и
коэффициента увеличения массовой
производительности экструдера от ча-
стоты вращения червяка (в) при сле-
дующих частотах колебаний дорна:
/ — 10 Гц; г-20 Гц; 3-25 Гц; <-30 Гц; 5
— 40 Гц; 6—50 Гц.

----композиция /; композиция
//: -— композиция III (состав компози-
ции указан в тексте).

ствин (определение кан см.
стр. 37).

Как видно из представлен-
ных графиков (рис. 30), все
эффекты, вызванные вибровоз-
действием, возрастают с ро-
стом амплитуды и частоты ко-
лебаний. В наполненных систе-
мах эти эффекты проявляются
сильнее, чем в ненаполненных.
С ростом температуры пере-
рабатываемой массы и увели-
чением скорости вращения чер-
вяка эффективность вибровоз-
действия уменьшается.

В работе [56] делается вы-
вод, что трубные экструзион-
ные головки с вибрирующим
дорном целесообразно исполь-
зовать для повышения скорости
экструзии высоковязких поли-
меров и композиций с актив-
ным пористым наполнителем,
когда за счет повышения тем-
пературы экструдата невоз-
можно добиться существенного
снижения вязкости. При сни-

женин вязкости и упругости по-
лимера в вибрационной голов-
ке улучшаются условия калиб-
ровки и вытяжки экструдата,
без повышения степени ориен-
тации расплава, приводящей к
анизотропии прочности в гото-
вом изделии.

Наложение продольных

низкочастотных сдвиговых ко-

лебаний к формуемой массе может производиться не только в
трубных головках, но и в экструзионных головках иного типа, на-
пример кабельных. На рис. 31 представлена конструкция угловой
кабельной головки с продольно вибрирующим дорном, в которой
для возбуждения колебаний используется электромагнитный ви-
братор, встроенный в головку [142]. При вибрировании дорна 2
с частотой 50 или 100 Гц (в зависимости от типа электромагнит-
ного вибратора) кроме увеличения скорости профилирования
происходит выравнивание профиля скоростей в зазоре между
дориом и матрицей, в результате чего оболочка 8 более равно-
мерно и концентрйчно накладывается на жилу 7.

Схема 11. В трубной экструзионной головке (рис. 32) (ис-
пользуется схема виброформования II, рис. 1), в которой сдви-
говые колебания действуют ортогонально направлению течения
полимера [120, 121, 67], вибрирование полимера производится

Рис. 31. Виброэкструзиоиная
новых оболочек на кабели и

головка для наложения пластмассовых и рези»
провода:

/—катушка электромагнита; 2—дорн; 3—фильера; 4—пружина; 5—корпус цилиндра
экструдера; 6—червяк, 7—проволока; 8—оболочка.

дориом 9, совершающим круговые колебания. В качестве гене-
ратора колебаний использовался эксцентриковый вибратор, при-
водимый в движение электродвигателем постоянного тока мощ-
ностью 1 кВт. Вибратор позволял сообщать дорну диаметром
20 мм с рабочей длиной 10—150 мм при толщине формующего
зазора 1 мм, колебания с частотой от 2 до 20 Гц и амплитудой
2,5—20° (это соответствует амплитудам сдвиговых деформаций
47—380%). Обогрев головки осуществлялся кольцевыми омиче-
скими нагревателями, а охлаждение — змеевиками 5 н 7,
встроенными в корпус 6. Равномерное распределение потока по-
лимера при его повороте на 90° достигается за счет расположен-
ных по периметру входовой части формующей полости кана-
лов 12, площадь сечения которых увеличивается с удалением от
места впуска. Конструкция головки позволяет довольно просто
производить ее разборку и чистку, что важно при переработке
нетермостабильных материалов.
Данная головка разработана и испытана на Владимирском
химическом заводе (ВХЗ), где она была установлена на червяч-
ной машине 4П20Х25, оснащенной червяком со степенью сжа-
тия 3. Установка была оснащена контрольно-измерительными
приборами: датчиком давления в головке, термопарами для за-
мера температуры на входе и выходе из головки и др. Перера-
ботке подвергались различные композиции пластифицирован-
ного ПВХ с диэфирными (ПОФ, ПОС, ДИДФ) и полиэфирными

Рнс. 32. Конструкция трубной головки с дорном, совершающим круговые
колебания:

/—червяк экструдера ЧП 20X25; 2—приставка; 3—радиальные подшипники; 4— упорный
। одшипник; 5—змеевик бокового охлаждения; б—корпус; 7—змеевик центрального
охлаждения; 8 — вкладыш основной; 9—дори; /0—вкладыш удлинитель; //—конусный
фланец; 12—каналы для равномерного распределения потока полимера.

пластификаторами [120], полиэтилен, маточные и готовые шин-
ные резиновые смеси (протекторные и каркасные) [67].

В процессе виброэкструзии указанных материалов было об-
наружено существенное (до двух и более раз) снижение гидрав-
лического сопротивления головки, причем с ростом амплитуды и
частоты вибровоздействия данный эффект усиливается (табл. 2).

Это улучшение условий формования полимера в головке при
внбровоздействии позволяет снизить температуру переработки
некоторых полимеров, в частности ПВХ, до 20 *С и более [120],
что особенно важно при экструзии нетермостабильных материа-
лов. Кроме того, вибрирование полимера в экструзионной голов-
ке типа ВХЗ позволяет улучшить качество получаемых изделий
и полуфабрикатов: уменьшить разнотолщинность трубчатой за-
готовки, повысить глянцевитость поверхности, улучшить про-
ба
ТАБЛИЦА 2

Изменение гидравлического сопротивления (перепада давлений)
в трубной головке при виброэкструзии ПВХ,
пластифицированного различными пластификаторами

Содержание пластификатора —50 ч. (масс)*

Частота колебаний дорва, Гц Амнлитуда сдвиговой деформации в формующем зазоре, % Перепад давлений в головке, МПа
ДОФ ПДЭА-4 ДДДф ПАС-22
0 16,0 21,0 14,0 21,0
5 380 11,5 17,0 11,5 17,0
10 380 10,0 14,5 10,0 14,5
15 380 8,0 13,0 9,0 13,0

зрачность (у ПВХ), повысить прочностные показатели изделий,
увеличить индекс расплава (что важно при получении гранули-
рованных пластмасс), повысить степень диспергирования ингре-
диентов композиции (у резиновых смесей н композиций на осно-
ве ПВХ) и др. [67, 121].

Схема III. Схема виброформовання (см. рис. 1) преду-
сматривает наложение вибрационных импульсов путем периоди-
ческого изменения высоты формующего канала. В [112] исследо-
валось, как влияет данный способ наложения вибрации на
скорость истечения ПЭНП, ударопрочного полистирола и нату-
рального каучука через прямоугольный канал. Было установлено,
что при амплитудах колебаний днища 0,3 и 0,5 мм, частоте 6—
17 Гц и длине формующей зоны до 200 мм удается повысить ско-
рость экструзии прямоугольного профиля толщиной 0,5—5 мм
до 3—4 раз (при поршневой экструзии). Кроме того, за счет мно-
гократного сжатия формуемой массы (виброуплотнения) повы-
шаются плотность и прочностные показатели изделий [112].

Данная схема экструзионного виброформования может быть
реализована с помощью вибрационной формующей головки
(рис. 33) [128]. Эта головка предназначена для изготовления по-
гонажных изделий различной конфигурации с минимальным от-
клонением размеров поперечного сечения от заданной величины.
Головка состоит нз корпуса 1, жестко связанного с выходным
отверстием экструдера, и двух полуматриц, одна из которых 2
закреплена в корпусе головки, а другая 3 — совершает верти-
кальное возвратно-поступательное перемещение в направляю-
щих 4 под действием переменного усилия, создаваемого пневма-
тическим вибратором 5. Пневмоцилиндр вибратора закреплен
неподвижно при помощи болтов 6 на нижней полуматрице. По-
движная полуматрица постоянно прижата в плунжеру 7 вибра-
тора посредством пружин 8. В неподвижной полуматрице
имеются каналы охлаждения 9.

Данный метод экструзионного виброформования целесооб-
разно использовать ие только при получении прецизионных
погонажных изделий, но и при переработке жестких, трудноэкс-
трудируемых полимеров и полимерных композиций, а также при
экструзии массивных профилей, так как за счет виброуплотне-
ния полимера в головке достигается четкая конфигурация изде-
лия и исключается образование пор и пузырей. Недостатком
этой схемы виброформования является образование на поверх-
ности экструдата при работе на низких частотах поперечных по-
лос, связанных с периодическим деформированием формуемой

Рис. 33. Виброэкструзиоииая головка для формования погонажных изделий.

массы. Это нежелательное явление можно устранить путем по-
вышения частоты вибровоздействия.

Схема IV. При виброэкструзии по этой схеме (IV, рис. 1)
сдвиговое вибровоздействие производится на входе в формую-
щую головку. Может быть использована описанная выше вибро-
пластицирующая приставка (см. рис. 27). В этом случае сниже-
ние гидравлического сопротивления формующей головки может
быть достигнуто только при переработке тиксотропных систем с
достаточно большим временем тиксотропного восстановления
вязкостных свойств. При виброэкструзии таких полимеров на
ПЭНП, ударопрочный полистирол и другие указанного эффекта
практически не наблюдалось [34].

Схема V. По этой схеме (V, рис. 1) периодическое воздейст-
вие производится на входе в экструзионную головку посред-
ством вибропоршня, совершающего возвратно-поступательное
перемещение, при этом в формующей полости в направлении те-
чения распространяются продольные волны. Для реализации
данной схемы виброформования при экструзии между червячной
машиной и формующей головкой устанавливается вибропорш-
невая приставка, при этом не вносится каких-либо изменений в
конструкцию основного технологического оборудования и фор-
мующего инструмента. Преимуществом вибропоршневого спо-
соба периодического воздействия является его универсальность,
60
К как здесь, в отличие от схем I, II н III (рис. 1), осциллирую-
щий орган не является формующим элементом головки, и, еле*
довательно, представляется возможным экструдировать любой
вид профильных изделий, заменяя при переходе к новому про-
филю, как и при стационарной экструзии, только формующую
головку обычной конструкции.

На рис. 34 представлен один из вариантов конструкции виб-
ропоршиевой приставки, разработанной МИХМом и МИТХТ.

Рис. 34. Вибропоршневая приставка к червячной машине.

Вид Д

Виброприставка состоит из трех основных узлов: а) жесткой пли-
ты /, которая крепится болтами 2 к корпусу червячной машины
и одновременно фундаментальными болтами к полу; б) эксцен-
трикового генератора колебаний Зив) виброкамеры 4, где
вибропоршень 5 производит периодическое деформирование поли-
мера в цилиндрическом канале 6, связанном с формующей по-
лостью 7 и полостью пластиционного цилиндра 8. Размеры ка-
нала, связывающего полости 6 и 8, можно регулировать сменой
втулки 9. Амплитуда колебаний вибропоршня, имеющего диа-
метр 10—20 мм, регулируется в пределах 1—10 мм за счет изме-
нения взаимного положения двух эксцентриковых втулок 10 и
11, а его. предельное положение — гайкой 12, имеющей с двух
концов разностороннюю резьбу. Вибропоршень перемещается в
бронзовой направляющей втулке 13, а жестко связанный с ним
шток 14 ходит в бронзовых направляющих салазках 15. Для уп-
лотнения вибропоршня используется фторопластовое кольцо 16,
поджимаемое втулкой 17. Привод вибратора производится от от-
дельно стоящего электродвигателя постоянного или переменного
тока. В последнем случае регулирование частоты в диапазоне
5—50 Гц производится сменой шкивов 18 клиноременной пере-
дачи.

Рис. 35. Зависимости средиевременного объемного расхода (@) (1—5) и отно-
сительного расхода а (Г—5') от статического напора р0 при экструзии поли-
этилена П-40-40Л через круглый накал (</ = 4 мм; /0“80 мм):

1—1=10 Гц, а=8 мм; 2—1=10 Гц. а—6 мм; 3—/=34 Гц, а=2мм; /—/=24 Гц, а=2мм;
$—/=10 Гц, а=2 мм; в—без вибровоздействия.

Виброприставка была установлена на червячной машине теп-
лого питания МЧТ-63 и оснащена головкой для шприцевания
длинномерных резиновых изделий прямоугольного профиля (вы-
сота профиля регулировалась планкой 19), при этом переработ-
ке подвергались феиольнокаучуковые композиции, содержащие
нитрильные каучуки СКН-26 и СКН-40. Аналогичные устройства
использовались при экструзии изделий различного профиля из
пластмасс: полиэтилена, ПВХ, ударопрочного полистирола и др.
[110, 114, 34, 122].

Технологические особенности данного метода экструзионного
виброформования наиболее ярко проявляются при поршневой
экструзии [ПО]. На рис. 35 видно, что с ростом частоты и ам-
плитуды колебаний интенсифицирующее воздействие, вносимое
вибрацией, увеличивается, причем повышение амплитуды дает
более ощутимые результаты, чем повышение частоты. Зависимо-
сти относительного среднеинтегрального расхода 5 = от
Ро имеют экстремальный характер. Из анализа осциллограмм
давления, замеренных в полости вибровоздействия, было уста-
новлено, что максимум на кривых з(Р0) появляется при таком
сочетании значений амплитуды колебаний давления Ра и по-
стоянного напора Ро, когда Ра несколько больше Ро.

При данном способе виброэкструзни, с одной стороны, отме-
чается снижение внутренних напряжений в профильном экстру-
дате и связанное с этим улучшение его качественных показателей
[2], а, с другой стороны, при низких частотах и больших ампли-
тудах колебаний вибропоршня на поверхности экструдируемых
изделий образовываются регулярные поперечные полосы, свя-
занные с цикличностью давления, действующего в головке. Это
явление нежелательно для многих типов профильного изделия,
избежать его можно путем увеличения частоты (иногда доста-
точно 15—30 Гц). Однако (см. 1.4) регулярные колебания
давления и расхода в головке можно использовать целенаправ-
ленно, например для изготовления гофрированных шлангов или
бочкообразных гранул. В этом случае вибропоршню следует
сообщать колебания низкой частоты и большой амплитуды — с
тем, чтобы добиться максимальных пульсаций расхода.

В [58] исследовалась возможность получения гофрированных
шлангов из резиновых смесей марок НО-68-1 (СКН-18, наи-
рит-Б) и 6123 (наирит-А, регенерат Р-20) путем создания пуль-
саций расхода в формующей головке. Было установлено, что дан-
ным методом можно непрерывно изготовлять гофрированные
трубки с различным шагом и высотой гофров, при этом для кор-
ректировки размеров гофров может применяться растяжение
или сжатие. Особенно качественные гофры получаются при ра-
боте в таком режиме, когда скорость шприцевания в течение оп-
ределенной части цикла колебаний равна нулю, и, вследствие
этого образуется устойчивая шейка с размерами, практически
равными размерам формующего канала. Подобный режим пуль-
сации расхода может быть реализован с помощью вибропоршне-
вой приставки при работе вибропоршня с отрывом от деформи-
руемой массы на определенном фазовом участке.

Наличие регулярных поперечных полос на экструдере, полу-
ченном при низкочастотном колебании вибропоршня, можно ис-
пользовать также в декоративных целях или, как показал опыт
Владимирского химического завода, для облегчения наладки и
подбора формующего инструмента со сложной конфигурацией
фильеры. Действительно, если формующая головка отрегулиро-
вана правильно и скорость выхода экструдата по периметру фор-
мующего канала одинакова, то поперечная полоса на поверхно-
сти изделия будет ровной, а при неравномерном профиле скоро-
стей — полоса будет иметь искривления, причем характер этих
искривлений будет отображать распределение скоростей по пе-
риметру изделия. Наличие подобной картины распределения
скоростей позволяет намного ускорить процесс наладки формую-
щего инструмента, более правильно его настроить, а также со-
кратить отходы полимера, связанные с наладкой головки.
Ультразвуковая виброэкструзия

Особо следует остановиться на виброэкструзионных голов-
ках, в которых используются колебания ультразвуковой частоты
(УЗК). Ультразвуковая вибрация имеет перед низкочастотным
вибровоздействием то преимущество, что длина волн в металлах
при ультразвуковых частотах соизмерима с конструктивными
размерами формующего инструмента, применяемого на промыш-
ленных экструзионных установках, поэтому в вибрирующем эле-
менте головки всегда имеется область (узел стоячей волны), где

Рис. 36а. Конструкция ультразвуковой
экструзионной головки.

смещение частиц детали от-
сутствует. Это позволяет до-
вольно просто решать воп-
рос о сочленении неподвиж-
ных и вибрирующих элемен-
тов головки, производя их
жесткое крепление в узлах
стоячей волны сваркой, пай-
кой, на резьбе и т. п.

При ультразвуковой ви-
броэкструзии колебания мо-
гут сообщаться формуемой
массе за счет осцилляции
оформляющих поверхно-
стей как в тангенциальном
направлении, возбуждая в
полимере сдвиговые волны,

так и в направлении, нор-
мальном по отношению к
вектору скорости потока,

вызывая образование про-
дольных волн [40, 63, 80]. Эффективно также озвучивание поли-
мера с помощью поршня-излучателя, возбуждающего в фильере

продольные ультразвуковые волны в направлении течения поли-
мера [41, 42]. На рис. 36, а представлена конструкция ультразву-
ковой виброэкструзионной головки, в которой сдвиговые колеба-
ния накладывались в направлении течения при экструзии через
круглый канал диаметром 1 мм и длиной 10 мм [132]. Данная
головка состоит из латунного цилиндрического корпуса, связан-
ного с магнитострикционным преобразователем 1 типа ПМС-15.
Преобразователь снабжен стержневым ступенчатым концентра-
тором с экспоненциальным переходом 2, изготовленным из
титанового сплава марки ВТ-5. Источником электрических ко-
лебаний являлся ультразвуковой генератор колебаний типа
УЗ Г-10.

Размеры цилиндра 3 рассчитывались из условия расположе-
ния узла а стоячей волны на середине длины цилиндра, а пуч-
ности б — на его торцах при резонансной частоте ультразвуко-
вых колебаний. Расплав полимера подавался в головку через
патрубок 4, расположенный в месте узла продольных волн в ци-
линдре.

Исследования, проведенные на данной установке показали,
что при экструзии расплавов ПЭНП, ударопрочного полистирола
и ПВХ за счет наложения ультразвуковых колебаний с ампли-
тудой смещения на стенке капилляра 8—20 мкм и частотой
18—22 кГц наблюдается существенное увеличение объемного рас-
хода при неизменном перепаде давлений, при этом с ростом ам-
плитуды колебаний и уменьшением скорости потока эффектив-
ность вибровоздействия увеличивается (рис. 36,6). Например,

Рнс. 366. Зависимости, характеризующие снижение эффективной вязкости
полимера прн различных амплитудах ультразвукового воздействия Ак в ско-
ростях сдвига (приведены на кривых в с-1) для полиэтилена П-20-20Т (слева)
и полистирола УП-1ЛД (справа).

при амплитуде смещения на стенке 20 мкм и уо ~ 1 с~’ дости-
гается 5—10-кратное увеличение объемного расхода, а при
уо ~ Ю2 с-1 эффект, вносимый ультразвуком, не превышает 20—
30%. Двухкратное увеличение амплитуды колебаний приводит
к росту объемного расхода на 10—40%. Учитывая, что ультра-
звуковое воздействие наиболее эффективно при экструзии с низ-
кими скоростями, авторы рекомендуют его использовать при
производстве труб, листов и толстых пленок. При этом сравни-
тельно небольшая инерционность ультразвукового воздействия
позволяет за счет изменения параметров вибрации осуществлять
^оперативное автоматическое управление процессом профилиро-
вания.

В работах [63, 109] указывается на возможность интенсифи-
кации процесса экструзии очень тонких пленок (10 мм и ниже)
за счет наложения в направлении течения формуемого полимера
тангенциальных ультразвуковых колебаний. Авторами указан-
ных работ были разработаны лабораторные и промышленные
головки для получения рукавной пленки, в которых ультразвуко-
вые колебания воздействовали на расплав только в зоне кольце-
вой формующей щели. В промышленной головке УЗК проводятся
в зону формования посредством тарельчатого излучателя, распо-
ложенного во внутренней полости дорна, а в качестве источника
ультразвуковых колебаний используется серийно выпускаемый

3 Зак 1366 66
магнитострикционный преобразователь типа ПМС-16, воз-
буждаемый от ультразвукового генератора типа УЗГ-10. Пере-
дача УЗК излучателю осуществляется через концентратор, аку-
стически жестко связанный с преобразователем. Подача газа для
раздува рукава производится через зазор между дориом и кон-
центратором.

Экспериментальные исследования, проведенные на рукавно-
пленочной головке, показали, что при наложении УЗК в процес-
се экструзии пленки из полипропилена или полиэтилена реали-
зуются по сравнению с обычным режимом формования следую-
щие технологические преимущества: значительно увеличивается
критическая скорость экструзии (см.рис. 18),что позволяет по-
вышать производительность оборудования в случаях, когда ско-
рость формования лимитируется наступлением эластической тур-
булентности; повышается до 40% производительность экстру-
дера за счет снижения гидравлического сопротивления головки;
снижается на 20—30 °С температура экструзии, что особенно
важно при получении пленок из нетермостабильных полимеров
(полипропилен, ПВХ); уменьшается давление в головке и, соот-
ветственно, снижается нагрузка на упорный подшипник червяка;
снижается минимальный предел по толщине получаемой пленки.

Сдвиговые ультразвуковые волны можно возбуждать в экс-
трудируемом полимере не только за счет продольных колебаний
фильеры, ио и путем сообщения формующей части фильеры тор-
сионных (сдвиговых) колебаний. Согласно [80] торсионные коле-
бания имеют следующие преимущества: 1) длина сдвиговых
волн в металлической фильере составляет 2/3 от длины продоль-
ной волны той же частоты, что позволяет использовать более
компактный формующий инструмент; 2) при распространении
в металлической фильере продольных волн звуковые напряже-
ния однородны по сечению, а при распространении торсионных
колебаний касательные напряжения в стенке фильеры линейно
возрастают с удалением от ее оси, при этом на поверхностях,
граничащих с озвучиваемым полимером, удается реализовать
весьма интенсивное вибровоздействие; 3) при одинаковых разме-
рах сужающегося сопла на входе и выходе коэффициент усиле-
ния торсионных колебаний значительно выше, чем у продольных
волн.

Виброэкструзионная головка, в которой формующему ка-
налу сообщается ультразвуковое торсионное колебание (80)
(рис. 37,а), состоит из конусообразного формующего канала 1
и двух ультразвуковых преобразователей для продольных коле-
баний 2, расположенных симметрично по отношению к оси го-
ловки и работающих в противофазе. Пьезокерамические диски 3
и 4 ультразвукового вибратора (рис. 37, б) зажимаются гай-
кой 5. Для возбуждения противофазных колебаний использовал-
ся один высокочастотный генератор.

Как показали исследования, проведенные на лабораторном
экструдере с головкой описанного выше типа, при воздействии
66
торсионных колебаний частотой 12,5 кГц, наблюдается увеличе-
ние скорости экструзии на 25% [80].

Иногда целесообразнее возбуждать в формующем органе
УЗК различного типа (например, продольные и поперечные),

Рис. 37. Виброэкструзнониая головка торсионного типа (а) и схема подклю-
чения ее пьезопреобразователей к ассиметричиому выходу генератора элек-
трических колебаний (б).

находящиеся в противофазе, так как это позволяет повысить ин-
тенсивность вибровоздействия. Примером подобного устройства

является мундштук экстру-
дера, изображенный на рис.
58 [143]. Мундштук, являю-
щийся одновременно магни-
тострикционным излучате-
лем, состоит из корпуса
переменного сечения /, про-
дольной обкладки 2 (возбу-
ждающей осевые колеба-
ния) и торроидальной об-
кладки 3 (возбуждающей
радиальные колебания).
Возникающие стрикционные
эффекты находятся в проти-
вофазе, что позволяет зна-
чительно повысить стрик-
ционное удлинение как в

Рнс. 38. Ультразвуковой мундштук
с продольной н торроидальной обклад-
ками.

осевом, так и в радиальном

направлении, так как наибольшее сокращение в радиальном
направлении реализуется в момент наибольшего удлинения в
осевом направлении и наоборот.

В мундштуке (рис. 38), при наложении УЗК наблюдается на-
правленное перемещение пластической массы (транспортный

«7
эффект). Это связано с тем, что толщина стенки излучателя —
мундштука меняется по длине, вследствие этого стрикционное
удлинение (обратно пропорциональное толщине стеики) будет
различно по длине мундштука, при этом частицы формуемой
массы, находящиеся в контакте с излучающей поверхностью,
будут испытывать неодинаковое перемещение в осевом направ-
лении, приводящее к направленному перемещению всей массы

Рис. 39а. Экспериментальные зависимости, характеризующие изменение ка-
чества поверхности шприцованной резиновой заготовки н скорости профили-
рования при стационарном и вибрационном режимах.

Рис. 396. Абсолютное увеличение скорости шприцевания при ультразвуко-
вом озвучивании в зависимости от пластичности резиновых смесей.

от точки А к точке С. Кроме того, транспортному эффекту будет
способствовать несимметричность цикла колебаний частиц по-
верхности мундштука, связанная с его разнотолщииностью: ам-
плитуда колебаний Кг несколько больше К\.

Использование подобных мундштуков позволяет снизить по-
тери давления в формующем инструменте, повысить производи-
тельность и снизить потери мощности экструдера, а также за
счет воздействия радиальных колебаний добиться гомогениза-
ции, пластикации и уплотнения формуемой массы.

В работе [108] исследовалась возможность повышения скоро-
сти шприцевания резиновых смесей и улучшения качества по-
верхности профильных заготовок за счет введения в профили-
рующее устройство круглого сечения ультразвуковых колебаний.

На рис. 39, а видно, что при скоростях профилирования боль-
ших 1,5 м/мин наложение ультразвукового вибровоздействиг
приводит к существенному улучшению качества поверхности
Способность УЗК улучшать качество поверхности и шприцован-
ных заготовок может быть использовано для повышения произ-
водительности процесса профилирования резиновых смесей в том
случае, когда скорость процесса лимитируется качественными
дефектами на поверхности образца (эластическая турбулент-
ность).
Озвучивание резиновых смесей в процессе профилирования
на данной установке позволяет до 1,5—2,0 раз повысить ско*
рость шприцевания, при этом максимальный эффект реализует-
ся при шприцевании смесей с пластичностью 0,30—0,37
(рис. 39,б).

В той же работе [108] описывается производственная уста-
новка, предназначенная для ультразвукового виброшприцевания

протекторных заготовок грузовых
шин (рис. 40). На установке УЗ К
подводились магнитострикционным
преобразователем, установленным
на торце профильной планки про-
текторной головки червячной маши-
ны теплового питания с диаметром
250 мм. Электрические колебания
на преобразователь подавались от
генератора УЗМ-1-4. При использо-
вании данной установки для шпри-
. цевания резиновых смесей на основе
• комбинации СКД и БСК с техниче-
ским углеродом ПМ-75 (пластич-
ность 0,30 по ГОСТ 415—75) за
счет наложения УЗК скорость про-
филирования протекторной заготов-
ки 260—20 возрастает с 8,5 м/мин
до 10,6 м/мин, т. е. на 25%. Увели-
чение скорости шприцевания сопро-
вождается снижением температу-
ры смеси на выходе из червячной
машины со 135 до 120°С, умень-
шением усадки протекторных заго-
товок с 14% до 8% и сокраще-
нием на 10% потребляемой мощно-
сти.

При выдавливании резиновых

Рис. 40.

Блок-схема ультра-

звуковой акустической системы
для введения ультразвуковых
колебаний в профилирующую
планку червячной машины при
шприцевании протекторных за-
готовок:

Г—генератор УЗК: 3—магнитострик-
ционный преобразователь; 3—про-
филирующая планка; 4—частотомер;
э—вольтметр для определения ам-
плитуды колебаний рабочей частя
профилирующей планки; б—пьезо-
электрический датчик амплитуды.

смесей поршнем-излучателем через
круглый капилляр скорость виброшприцевания возрастает
в 1,5—3,0 раза по сравнению со скоростью истечения при отсут-

ствии ультразвуковых колебаний (частота колебаний 16—
. 20 кГц), генератор колебаний УЗГ-10, давление на поршне
• 2,6 МПа [107]. При таком же способе виброшприцевания этилен-
р пропиленового каучука, а также полиэтилена и полипропилена
. скорость истечения при озвучивании с интенсивностью 2—

6 Вт/см2 и частотой 22 кГц может увеличиваться на два десятич-
ных порядка [41]. В работе [41] исследовалось, как изменяется
текучесть полимеров после воздействия УЗК в течение несколь-
ких минут. Было установлено, что при статической нагрузке бо-
лее 2,0 МПа и интенсивности УЗК до 5 Вт/см2 текучесть поли-
меров повышается: у полипропилена на 39%, а у СКЭП —на
20% и у полиэтилена на 10%. Авторы указанных работ связы-
вают увеличение текучести с деструкцией полимера, отмечая при
этом большую степень деструкции в полимерах с более развет-
вленной молекулярной структурой (полипропилен).

Ультразвук может быть использован для интенсификации
процесса вспенивания при экструзии газонаполненных полиме-
ров, так как в результате кавитации, вызванной ультразвуковы-
ми колебаниями, присутствующие в перерабатываемом мате-
риале пузыри газа или пара быстро увеличиваются в размере и
превращаются в большие «кавитационные пузыри». '

Рис. 41. Устройство для ультразвуковой обработки газонаполненных поли-
меров.

В устройстве для ультразвуковой обработки газонаполнен-
ных полимеров (рис. 41, а) (145] озвучивание полимера произво-
дится в камере /, отделенной от полости пластикационного
цилиндра 2 перегородкой 3. Ультразвуковые излучатели 4 рас-
положены на тонкой сферической перегородке 5 таким образом,
чтобы возбуждаемые в полимере продольные волны фокусирова-
лись на входе в формующее отверстие 6. Процесс вспенивания
происходит в основном в непосредственной близости от выхода
заготовки из формующей головки (рис. 41,6).

II. 2. ЛИТЬЕВОЕ ВИБРОФОРМОВАНИЕ

При литьевом виброформовании периодическое воздействие
обычно прикладывается в следующих узлах литьевой машины:
а) в пластикационном цилиндре; б) в мундштуке или в спе-
циальной приставке, установленной между пластикационным ци-
линдром и мундштуком; в) в литьевой форме. Ниже рассматри-
вается оборудование для литьевого виброформования.

ЛИТЬЕВЫЕ МАШИНЫ С В ИБРОП ЛАСТИК АГОРАМИ

К оборудованию этого типа относятся литьевые машины, ос-
нащенные пластицирующими устройствами высокого давления
1КУ Феннера и Веллеса и др. (см. II. 1). Наиболее совершенный
4 а 46

22 21

Рис. 42. Теледияамнческая литьевая машина:

I—цилиндр неподвижный; 2—цилиндр подвижный; 3, 5—подвиж-
ивя плита; 4(а, 6) —полуформы; в—торпеда; 7—бункер; а—ма-
ховое колесо; 9—вибропоршень; /0. Л—каналы; 12—-пластици-
рующий зазор; 13—копильная камера; И—конечный выключа-
тель; 13—палец; 16—пневмоцилиндр; 17—фиксирующий поршень;
13 — шток эксцентрикового вибратора; 19—кольцевая канавка;
20—пружина; 2/—палец; 22—конечный выключатель.
вариант такого тока —так называемая телединамическая
литьевая машина, выпускаемая фирмами «Энгель» (Австрия),
«Браас» (ФРГ).

Телединамические литьевые машины. На рис. 42 пред-
ставлена одна из моделей телединамической литьевой машины
«Энгель» [94, 95]. Иижекциоииый узел данной машины представ-
ляет собой телескопический цилиндр, состоящий из неподвиж-
ного цилиндра /, жестко связанного с корпусом машины, и по-
движного цилиндра 2, соединенного с подвижной плитой 3, на
которой установлена полуформа 4а. Вторая полуформа 46 ук-
реплена на подвижной плите 5 узла запирания литьевой ма-
шины. Во внутренней полости неподвижного цилиндра 1 установ-
лена электрообогреваемая торпеда 6, а у подвижного цилиндра
2 электронагреватели расположены на наружной поверхности.
Подача сыпучего полимерного материала из бункера 7 в по-
лость пластикационного цилиндра производится вибропоршнем
9, проталкивающим материал через каналы 10 и 11, а также
пластицирующий зазор 12 в копильную камеру 13. При протал-
кивании полимера через узкий (0,1 мм) сдвиговый зазор 12 ви-
бропоршень возбуждает на входе в пластикационный цилиндр
периодические импульсы давления (рис. 43,а), частота которых
соответствует частоте колебаний вибропоршня (4—5 Гц), а ам-
плитуда в зависимости от свойств полимера, геометрии сдвиго-
вого зазора и технологических параметров процесса может до-
стигать 400—500 МПа. При распространении импульсов давле-
ния через сдвиговый зазор, копильную камеру и сопло их
амплитуда существенно уменьшается (рис. 43,а,б,в).

Пластицированный полимер, поступающий в копильную ка-
меру 13, раздвигает телескопический цилиндр и отодвигает впра-
во литьевую форму, преодолевая противодавление гидроцилинд-
ра узла смыкания, которое необходимо для поддержания формы
в сомкнутом виде и для создания заданного давления пластика-
ции. За счет изменения противодавления гидроцилиндра узла
смыкания можно регулировать соотношение между кондуктив-
ной и диссипативной составляющими энергии пластикации, так
как с уменьшением противодавления при прочих равных усло-
виях возрастает величина пиков давления в пластикационном
цилиндре. При пластикации с противодавлением вибропоршень
работает значительно мягче и с меньшим шумом. Однако в этом
случае увеличивается продолжительность процесса на 4—
8% [90].

Пластикация заканчивается в момент, когда в копильной ка-
мере наберется заданная доза впрыска. Количество ее регули-
руется изменением положения конечного выключателя 14, сра-
батывающего при контакте с пальцем 15. По команде конечного
выключателя 14 приводится в действие пневмоцилиндр 16, при
этом фиксирующий поршень 17, связывающий вибропоршень 9
со штоком эксцентрикового вибратора 18 и маховым колесом 8,
выходит из кольцевой канавки 19, что приводит к прекращению
72
подачи полимера из бункера 7 в пластикатор. Однако при
расчленении вибропоршня и штока вибратора циклическое

Р.МПа
ХООг——--------------------------------Г~|

Цикл при обычном литье

Рис. 43. Изменение давления в зоне загрузки (а), перед соплом (б) и
форме (в, г) в цикле формования на теледннамической и обычной (/) литьевой
машине:

/—пластикация; //—размыкание и смыкание формы; ///—впрыск; /V—выдержка под
давлением и охлаждепие.

воздействие на полимер, находящийся в пластикациоином ци-
линдре, не прекращается, так как вибропоршеиь продолжает
совершать колебания.

Одновременно с расчленением вибропоршня и штока вибра-
тора по команде конечного выключателя 14 приводится в действие
гидроцилиндр узла смыкания, форма 4 начинает переме-
щаться влево, надвигая подвижный телескопический цилиндр на
неподвижный и производя тем самым впрыск в форму подготов-
ленной порции расплава. В процессе впрыска вибропоршень про-
должает вибрировать без отрыва от деформируемой массы и
возбуждает в расплаве продольные волны, которые улучшают
условия заполнения полости литьевой формы, а также способст-
вуют повышению и выравниванию по длине растекания плот-
ности изделий. По окончании впрыска палец 21 нажимает на
конечный выключатель 22, по команде которого через опреде-
ленную паузу срабатывает пневмоцилиндр 16 и фиксирующий
поршень 17 входит в кольцевую канавку 19 вибропоршня, жест-
ко связывая его со штоком вибратора для очередной подачи
сыпучего полимера в пластикатор. Затем цикл литья повторя-
ется. Постоянная пульсация поршня во время охлаждения от-
ливки препятствует преждевременному охлаждению литника
и тем самым исключает образование пустот и усадочных рако-
вин.

Телединамические машины по сравнению с традиционным
(червячным) литьевым оборудованием имеет следующие преи-
мущества [95].

1. За счет реологической нелинейности и вибротиксотропии
(см. I. 3), реализующихся при распространении в полости ци-
линдра и в литьевой форме упругих волн, возбуждаемых вибро-
поршнем, удается существенно улучшить формуемость полимера,
что позволяет: а) снизить температуру литья на 10—20 °С, со-
кратив при этом цикл формования, а также уменьшив время ра-
зогрева машины и выхода ее на установившийся режим работы,
т. е. добиться повышения фактической производительности обо-
рудования до 15—20%; б) снизить давление литья и, соответст-
венно, уменьшить усилие смыкания формы (в 1,5—5 раз), по-
следнее позволяет использовать на телединамических машинах
алюминиевые формы, которые на 30% дешевле стальных форм;
в) формовать высоковязкие композиции (в частности, высокомо-
лекулярный полиэтилен, который обычно перерабатывается
прессованием); г) увеличить предельную длину затекания и мак-
симальную площадь отливки; д) снизить внутренние напряже-
ния в готовых изделиях.

2. Отсутствуют потери давления в инжекционном цилиндре,
так как давление прикладывается со стороны формы. Кроме
того, существенно меньше потери давления в мундштуке и лит-
никовой системе формы, что связано со снижением гидравличе-
ского сопротивления указанных каналов за счет распростране-
ния в потоке полимера продольных волн.

3. Возможна более высокая точность дозирования вследствие
практического отсутствия обратного потока в пластикациоином
цилиндре.

4. В результате виброуплотнения формуемой массы (см. 1.3)
и периодической подпитки формы на стадии охлаждения отлив-
74
ки удается получать плотные, монолитные изделия с четкой кон-
фигурацией, при этом даже весьма толстостенные изделия фор-
муются без пузырей, раковин и утяжин.

5. Длинноволокнистый и хрупкий наполнитель разрушаются
в очень незначительной степени.

6. Малое время пребывания полимера в пластикационном ци-
линдре позволяет успешно перерабатывать термолабильные по-
лимеры.

7. Телединамические машины можно с успехом применять
при литье пенопластов, так как полимерная композиция, содер-
жащая газообразователь, в течение всего периода нахождения
в пластикационном цилиндре постоянно подпрессовывается, и
вспенивание не происходит до тех пор, пока формуемая масса
не попадает в полость формы.

8. Машины имеют сравнительно небольшие размеры и массу
оборудования.

Литьевые машины с пластикаторами 1КУ. В указанном
литьевом оборудовании пластикация полимера, как и в теледи-
намических машинах, осуществляется под действием высокого
давления (до 800—1000 МПа), при этом периодические импуль-
сы давления создаются двумя вибропоршнями, один из которых
проталкивает полимер из загрузочной воронки в полость пла-
стикационного цилиндра, а второй — производит продавливание
массы через сдвиговой зазор и сопло непосредственно в форму
[83—92]. Конструкция пластикатора 1КУ подробно рассмотрена
в разделе II. 1, (рис. 20), а описание процессов, протекающих в
нем при пластикации, приведено в разделе IV. 1. Данная систе-
ма пластикации в отличие от телединамической не имеет теле-
скопического цилиндра-копильника или иного аккумулятора рас-
плава, и пластицированный материал сразу же поступает в
полость формы, поэтому при использовании пластикаторов 1КУ
полимер очень короткое время пребывает при высокой темпера-
туре (порядка нескольких секунд), что делает возможной пере-
работку быстроотверждаюшихся реактопластов и нетермоста-
бильных термопластов без ингибиторов и стабилизаторов. Кроме
того, при использовании пластикаторов 1КУ реализуются все
указанные выше преимущества, свойственные телединамическим
машинам. Недостатком данной системы является большое время
заполнения формы, в результате чего возможно существенное
снижение температуры расплава на стадии заполнения, приво-
дящее к недоливу изделия. Отрицательным здесь является и то,
что, ввиду отсутствия копильника, не представляется возмож-
ным осуществлять одновременно с охлаждением отливки пла-
стикацию следующей порции формуемой массы.

В институте 1КУ разработан опытный образец литьевой ма-
шины, работающей по описанному выше принципу. Машина
имеет следующие основные характеристики: максимальный объ-
ем отливки — 50 см3, пластикационная производительность —
40 кг/ч, мощность привода — 18,5 кВт.
Логическим развитием подобного типа машин является уст-
ройство для литья под давлением (рис. 44). В данной машине

Рис. 44. Литьевая машина с пла-
стикатором высокого давления.

сдвиговый зазор, имеющий фор-
му цилиндрического канала диа-
метром ~0,05 мм, предельно
приближен к оформляющей поло-
сти формы и является одновре-
менно точечным литниковым ка-
налом. Это обеспечивает макси-
мально короткое время пребыва-
ния полимера при повышенной
температуре. Бункер машины гер-
метичен и находится под ваку-
умом, что позволяет дегазиро-
вать формуемую массу через за-
грузочную воронку. Для обеспе-
чения заданной температуры мас-
сы на выходе в' бункере преду-
сматривается подогрев гранули-
рованного или порошкового
сырья.

Литьевые машины с вибро-
пластикаторами фирмы «Бухер—
Гюйер». Швейцарской машино-
строительной фирмой «Бухер —
Гюйер» разработана телединами-
ческая литьевая машина, кон-

струкция пластикационного узла которой существенно отлична
от конструкции типа «Энгель» (44]. В телединамическом пласти-

Рис. 45. Пластикационный цилиндр теледннамнческой литьевой машины
фирмы «Бухер —Гюйер»:

1—загрузочное отверстие; 3— цилиндр; 3—конусная поверхность поршня; 4—поршень;
5— червяк; в— камера; 7—головка; в—конусная поверхность головки; 9—полость;
10—сопло; 11—конусная поверхность цилиндра; 13—телескопический цилиндр; 13. 14—ко-
нусные поверхности; 15—спиральная канавка.

каторе типа «Бухер — Гюйер» (рис. 45) подача сыпучего поли-
мера осуществляется через загрузочное отверстие 1 цилиндра 2,
в котором установлен поршень 4, совершающий осевые колеба-

7Б
Рнс. 46. Вибропластикатор фирмы
«Бухер — Гюйер».

ния и проталкивающий порции пластицируемого материала в
камеру 6, при этом полимер уплотняется и частично пластици-
руется. Пульсации поршня продолжаются до тех пор, пока в ка-
мере 6 не наберется порция, достаточная для одного впрыска, и
не разовьется давление, необходимое для дальнейшей пластика-
ции полимера.

По окончании дозирования и уплотнения полимерного мате-
риала приводится во вращение конусная пластицирующая го-
ловка 7, связанная резьбовым соединением с червяком 5. На
задней поверхности 8 конусной
головки 7 имеется транспорти-
рующая спиральная канавка 15.
При вращении конусной головки
полимерный материал пластици-
руется и по коническому каналу
и цилиндрическому зазору пере-
мещается из камеры 6 в полость
9, смещая цилиндр влево. Пла-
стикация заканчивается в мо-
мент, когда конусная поверх-
ность 3 поршня 4 совместится с
конусной поверхностью 8 пласти-
цирующей головки, полностью
удалив полимер из камеры 6
(последнее особенно важно при
переработке реактопластов). На

заключительной стадии пластикации полимер, скопившийся в
полости 9, смещает головку вправо до совпадения конусов 8 к 11,
при этом прерывается связь между полостями 6 и 9.

Впрыск полимера в форму осуществляется посредством на-
движения телескопического цилиндра 12 на цилиндр 2 под дей-
ствием усилия смыкания формы, передаваемого через сопло 10.
Впрыск заканчивается при совмещении конических поверхностей
13 и 14. После выдержки под давлением и охлаждения отливки
цикл литья повторяется (пластикация следующей порции обыч-
но производится на стадии охлаждения).

Телединамическая машина описанной выше конструкции мо-
жет работать и в режиме интрузии. С этой целью цилиндр фик-
сируется таким образом, чтобы между коническими поверхно-
стями 13 и 14 оставался зазор, через который полимер непре-
рывно поступает в литьевую форму. Возбуждаемые при этом
поршнем 4 продольные волны позволяют улучшить условия за-
полнения формы и тем самым расширить технологические воз-
можности литьевого оборудования.

На рис. 46 представлена другая конструкция вибропластика-
тора фирмы «Бухер — Гюйер>, в котором, в отличие от первого
варианта, отсутствует телескопический цилиндр {77]. В началь-
ной стадии литьевого цикла пластицирующий поршень 9 с кони-
ческиу наконечником 12 находится в левом крайнем положении,
когда конические поверхности 12 и 4 совмещены. Гранулирован-
ный или порошковый материал поступает в цилиндр 1 из бун-
кера 2 через загрузочное отверстие 3, при этом дозирующий пор-
шень 7 осциллирует в продольном направлении на участке АБ,
уплотняя и предварительно пластицируя перерабатываемый ма-
териал в камере 15 до тех пор, пока там не разовьется заданное
давление. Затем осциллирующий поршень 7 останавливается в
точке А, и пластицирующий поршень начинает вращаться. При
вращении поршня 9 происходит пластикация и передавливание
полимера из камеры 15 через зазор между корпусом и наконеч-
ником поршня 9 в камеру 10. Для интенсификации процесса и
повышения однородности расплава поршню 7 в процессе пласти-
кации сообщаются осцилляции с частотой 106 Гц. Пластикация
заканчивается в момент совмещения поверхности обратного ко-
нуса 13 с конической выемкой 8 в поршне 4. Впрыск подготов-
ленной порции расплава в форму осуществляется через сопло 5
при совместном движении поршней 7 и 9 влево. Сообщая в про-
цессе впрыска поршню 7 продольные колебания, можно сущест-
венно улучшить условия заполнения формы, повысив предель-
ную длину затекания полимера в форму и увеличив плотность
получаемых изделий.

Литьевые машины с пластикационным узлом в виде кольце-
вого зазора с вибрирующей стенкой. При литье под давлением
полимеров с тиксотропными свойствами (см. 1.3; IV, рис. 1), ка-
ковыми являются многие высоконаполненные композиции, за
счет периодического сдвигового деформирования перерабатывае-
мого материала перед подачей в форму можно существенно
улучшить его формуемость без возмущения потока полимера в
полости формы. При этом достигается снижение давления литья
или увеличение предельной длины затекания полимера в оформ-
ляющую полость. Для реализации данного метода вибролитья
предложен ряд схем модернизации существующих типов литье-
вого оборудования (46, 92, 93].

В предлагаемых устройствах (рис. 47) транспортировка, уп-
лотнение и предварительная пластикация полимера производит-
ся поршневой или укороченной червячной машиной, а оконча-
тельная пластикация (включая тиксотропное снижение вязкости)
осуществляется в кольцевом зазоре между тангенциально виб-
рирующим корпусом и неподвижной торпедой вибропластици-
рующей приставки. Вибропластицирующая приставка устанав-
ливается между соплом и инжекционным цилиндром литьевой
машины, являясь как бы продолжением цилиндра пластикатора.
Один из вариантов конструкции такой виброприставки, разрабо-
танной МИХМом, был описан ранее (см. П. 1, рис. 27), а второй
конструктивный вариант, разработанный 1КУ, представлен на
рис. 48, а. В варианте 1КУ круговые вибрации сообщаются кор-
пусу от электромеханического вибратора мощностью 2 кВт в ин-
тервале частот 0—25 Гц при амплитуде, задаваемой в милли-
метровом диапазоне. Геометрия пластицирующего зазора под-
бирается таким образом, чтобы перерабатываемая масса под-
вергалась по возможности однородным деформациям. Для ис-
ключения проскальзывания на вибрирующем корпусе и торпеде

Окончательная Предварительная пластикация и впрыск Загрузка

пластикация

Рис. 47. Схемы модернизации существующих типов литьевого оборудования
вибропластнкационным узлом типа цилиндр — цнлнндр.

имеются продольные рифления. Виброприставка имеет три зоны
(раздельно регулируемые) жидкостного термостатирования
(корпус, торпеда, сопло) [92].

На литьевых машинах с вибропластицирующими приставками
перерабатывались термореактивные и термопластичные компо-

Рис. 48. Конструкция внбропластикатора типа цилиндр — цилиндр (а) и до-
стигаемое за счет вибрирования относительное увеличение предельной массы
отливкн (б).

Давление литья—8.14 МПа
Время вибрирования—3 мин
Амплитуда —0,4 мм
Температура формы —140 °С
Температура массы—62 °С

Состав композиции, %
30—смола V 16

26 — стекловолокно
45—мел

зиции, наполненные минеральным наполнителем (каолин, мел и
др.) и стекловолокном (исходная длина волокон 13—26 мм), а
также ненаполиенные полимеры [93,94]. В ходе сравнительных
экспериментов температура по зонам литьевой машины и вибро-
рлас^ицирующей приставки задавалась таким образом, чтобы

7?
обеспечить равенство температур формуемой массы на выходе
из сопла при обычном и вибрационном методах формования.
Для количественной оценки эффекта увеличения текучести фор-
муемой массы, внесенного вибровоздействия, в [93, 94] использо-
валось относительное увеличение массы отливки

Ц /щ — /П1/т*

где т\ и т2 — соответственно масса отливки при .вибрационном
и обычном методе формования в режиме недолива. Перед пода-
чей перерабатываемого материала в форму он подвергался ви-
брированию в течение 1—3 мин.

Зависимость увеличения текучести стеклонаполненной термо-
реактнвной композиции от частоты вибровоздействия приведена

Рис. 49. Изменение удельной ударной вяз-
кости литых изделий типа стаканчик, за-
меренной в направлении течения (апрод) и
в поперечном направлении (аПопер) при
варьировании частоты (/) и амплитуды ко-
лебаний (Л) стенкн вибропластнкатора
литьевой машины.

Состав композиции. % (масс)

Обозна-
чение

Смола

Стекло- Наполни- Оста-

волокно тель ток

25 (13-1-26 мм)
25(134-26 мм)
25 (12,5 мм)

35 (мел)

30(каолнн)

43 (мел)

5
8

на рнс. 48, б, откуда видно, что за счет предварительного вибри-
рования формуемой массы удается добиться увеличения макси-
мальной массы отливки на 100%. Одновременно с увеличением
текучести материала при виброформовании улучшается качество
изделий: повышается их однородность, уменьшается степень раз-
рушения стекловолокна, повышаются прочностные показатели.
Для иллюстрации сказанного на рис. 49 приведены зависимо-
сти ударной вязкости, продольной аПрОд (замеренной в направ-
лении течения формуемой массы), и поперечной аПОпер (замерен-
ной в направлении, перпендикулярном направлению течения), от
параметров процесса виброформования. Доказательством повы-
шения степени однородности изделий и уменьшения степени раз-
рушения стекловолокна (помимо данных микроанализа) являет-
ся увеличение продольной ударной вязкости и увеличение сте-
пени ориентации аород/аоопер при постоянных значениях «попер.
ЛИТЬЕВЫЕ МАШИНЫ С ВИБРОСОПЛОМ

Рис. 50. Вибропоршневая при-
ставка к литьевой машинеТГМ>3:
/—шкив; 2— корпус подшипника;
3—плита: 4—вибропоршеиь; 5—втул-
ка: 6—корпус инжекционного ци-
линдра; 7—накидная гайка; в—ко-
лонна; 9—разрезная втулка; 10—хо-
мут; //—корпус внороирнставки;
12—втулка; 13—сопло; 14—уплот-
нение; 13—резьбовая втулка;
16—фланец; 17—направляющие;
13—шатун; 19— эксцентриковая

втулка; 20—вал.

Литьевые машины с вибропоршневой приставкой. В этих ма*
шинах вибрационное воздействие сообщается перерабатывае-
мому материалу при помощи продольно осциллирующего порш-
ня, введенного в канал мундштука или установленного на входе
в этот канал со стороны инжекци-
онного цилиндра (см. V, рис. 1).

На рис. 50 представлен кон-
структивный вариант модернизации
литьевой машины ТП-63 в части
оснащения ее вибропоршневой при-
, ставкой, конструкция которой раз-
работана в МИлМе [НО]. Вибро-
приставка состоит из корпуса 11 с
боковым отверстием для ввода виб-
ропоршня 4 и эксцентрикового ге-
нератора колебаний, проводимого
от электродвигателя переменного
тока (двигатель на рисунке не по-
казан). Вибратор смонтирован на
плите3,укрепленной на колоннах#
литьевой машины посредством разъ-
емных втулок 9 и хомутов 10. Ча-
стота колебаний внбропоршня ре-
гулируется сменой шкивов / клино-
ременной передачи, а амплитуда
может изменяться за счет соответ-
ствующего подбора сменной эксцен-
триковой втулки 19.

В центральное отверстие корпу-
са 11 введена полая втулка 12, ко-
торая имеет три отверстия, связы-
вающие между собой полость ин-
жекционного цилиндра, канал мунд-
штука и полость осциллирующего
поршня. Путем замены втулок 12,
отличающихся размерами и местом
расположения канала между инжек-
ционным цилиндром и полостью ви-

бропоршня, можно регулировать условия возбуждения периоди-
ческих импульсов давления в канале мундштука и тем самым
направленно изменять их параметры.

В [103] описывается разработанная во ВНИКТИРПе
(г. Волжский) литьевая машина для резиновых смесей с вибро-
поршневой приставкой, в которой вибропоршень, приводимый от
гидравлического вибратора, совершает продольные колебания
вдоль оси канала мундштука в его предвходовой зоне
(рис. 51,а). В данной внброприставке поршень в процессе
возвратно-поступательного движения перекрывает канал, связы-
вающий пластикационный цилиндр с полостью вибропоршня, и
тем самым уменьшает обратный поток полимера из полости ви-
броприставки в полость цилиндра (для более эффективного
перекрытия вибропоршень имеет односторонний скос). Вибро-
приставка подобной конструкции может быть использована при
модернизации н разработке новых литьевых машин угловой кон-
струкции с горизонтальной плоскостью разъема.

Рис. 51. Некоторые конструктивные варианты литьевых машин с внбро-
поршневыми приставками.

Вышеописанная вибрационная оснастка имеет следующие па-
раметры:

Амплитуда колебаний внбропоршня, мм До 10

Частота колебаний вибропоршня, Гц 5—27

Диаметр вибропоршия, мм 10

Максимальное значение пульсирующего давления, МПа 80

Внутренний диаметр гидроцнлиндра вибратора, мм 60

На рис. 51, б представлен вариант угловой червячной литье-
вой машины с двумя вибрирующими поршнями 2, работающими
в противофазе [105]. Привод вибропоршней осуществляется от
общего эксцентрикового вала 1, приводимого от электродвига-
теля. Подача полимерного материала из червячного пластика-
тора 4 в литьевую форму 5 производится поочередно из правой
или левой напорной камеры 3. Эта литьевая установка предна-
значена для работы в режиме интрузии (без поступательного
движения червяка) и рекомендуется для формования крупнога-
баритных изделий.

Вибропоршневая приставка с гидравлическим приводом хо-
рошо компонуется не только в угловых литьевых машинах, но и
в горизонтальном оборудовании. Во ВНИКТИРПе на горизон-
тальной литьевой машине фирмы «Краусс Маффей» было уста-
новлено сопло, в канал которого сбоку под некоторым углом (для
удобства компоновки) был введен вибропоршень, связанный с
рабочим цилиндром гидравлического вибратора.

е?
В настоящее время ВНИКТИРПом, ВНИИРТМашем (г. Там-
бов) и СКВ «Полимермаш» (г. Ленинград) разработаны про-
мышленные образцы литьевого оборудования для резиновых
смесей, оснащенного вибропоршневыми приставками с гидрав-
лическим приводом (рис. 52).

При формовании полимерных материалов на описанных вы-
ше литьевых машинах с вибропоршневой оснасткой в формуе-
мой массе на входе в форму возбуждаются продольные волны,

Рис. 52. Промышленный образец вибрационной оснастки к литьевой машине
для резиновых смесей.

которые распространяются через сопло и литниковую систему
в полость формы, способствуя улучшению условий формования
как на стадии заполнения полости, так и на этапе выдержки под
давлением.

Если сопоставить стационарный и вибрационный режимы
литья с равными давлениями формования (т.е.Р = Р0), то об-
наруживаются следующие технологические преимущества по-
следнего:

а) вследствие эффекта реологической нелинейности (см. 1.3
и IV. 2) среднеинтегральная скорость заполнения формы при
вибровоздействии возрастает в несколько раз (см. рис. 87 и
рис. 13);

б) вызванные вибровоздействием снижение среднеинтеграль-
ной вязкости полимера и увеличение скорости заполнения фор-
мы (уменьшение степени охлаждения потока по длине течения)
приводят к увеличению в 1,8—2,0 раза предельной длины зате-
кания формуемой массы в литьевую полость (рис. 53) или в той
же степени способствует увеличению критической (максимально
допустимой) длины каналов литниковой системы формы [101,
102, Л1];
в) за счет наложения вибрации можно не увеличивая давле-
ния формования снизить температуру литья иа 20—25 °С при со-
хранении заданной длины затекания;

г) механические энергозатраты на формование одного изде-
лия в вибрационном режиме в 1,5—1,7 раза меньше, чем при
традиционном методе литья, при этом энергетический выигрыш

Рис. 53. Зависимость от давления предельной длины затекания уд<
ного полистирола в полость литьевой формы прямоугольного сечения
при 240 °С (/, 3, 4) и 260 ’С (5):

1. 2—без вибровоздейстзяя; 1-/-6 Гц, А—4 мм; 4—Гц, Л“4 мм; <ч
А«8 мм. .1

Рнс. 54. Кинетика нарастания давления в полости формы при литьеЯи
моваиии резиновых смесей в вибрационном (/) и обычном режимах ДЗ)

не связан с повышением температуры полимера за счет вибро-
воздействия.

На стадии выдержки под давлением вибрационное воздей-
ствие, производимое осциллирующим поршнем, вызывает уско-
рение объемносдвиговых релаксационных процессов в полимере
(см. 1.3), что приводит к интенсификации процессов нарастания
и выравнивания давления в форме (рис. 54). Следствием этого
является сокращение цикла формования и улучшение качества
изделия — более высокие прочностные показатели, меньшая
усадка и более высокая степень анизотропии свойств [112].

Литьевые машины с ультразвуковым соплом. В данных
литьевых машинах колебания ультразвуковой частоты сооб-
щаются полимеру непосредственно в канале сопла за счет коле-
баний его стенки (рис. 55). В качестве генератора электрических
84
колебаний может быть использован электрогенератор УЗГ-10

[80].

В ультразвуковом сопле данной конструкции возбуждаются
продольные колебания, при этом размеры вибрирующих элемен-

тов и частота колебаний подбираются таким

образом, чтобы обеспечить резонансные усло-
вия работы. Экспериментальные исследова-
ния, проведенные на литьевой машине с уль-
тразвуковым соплом, показали, что за счет
снижения внешнего трения в канале мунд-
штука скорость впрыска формуемой массы
при переработке таких материалов, как фено-
пласты н полиэтилен может быть повышена
на 25% [80].

Литьевые машины с соплом-вибропристав-
кой крутильно-осциллирующего типа. При
литье под давлением полимеров с тиксотроп-
ными свойствами периодическое сдвиговое де-
формирование полимера на выходе из инжек-
ционного цилиндра позволяет улучшить фор-
муемость перерабатываемого материала без
возмущения потока в полости формования.
Для осуществления данного способа вибро-
формования (см. IV, рис. 1) может быть ис-
пользована виброприставка (см. III. 1, рис. 27),
в которой периодическое сдвиговое деформи-
рование полимера производится в кольцевом

Рис. 55. Ультра-
звуковое литьевое
сопло:

/ — мундштук;

2— пьезокерамические
диски; 3— гайки;
4—изоляционная втул-
ка; 5—промежуточ-
ный слой; 6—пласти-
на для понижения ча-
стоты.

канале, расположенном перед входом в канал литьевого сопла,
за счет круговых колебаний наружной стенки.

ЛИТЬЕВЫЕ МАШИНЫ С ВИБРИРУЮЩЕЙ ФОРМОЙ

При литье под давлением вибрационное воздействие может
сообщаться как всей форме (одновременно обеим полуформам),
так и одной из полуформ (или оформляющему элементу формы)
в соответствии со схемами /,// и III рис. 1. Целесообразно про-
изводить вибрирование полимера в форме осциллирующим
поршнем, введенным в литниковую втулку формы или установ-
ленным непосредственно в оформляющей полости (V, рис. 1).
Как показали экспериментальные исследования, проведенные в
МИХМе, при вибрировании одной из стенок оформляющей поло-
сти по схемам I и II (т. е. при тангенциальном воздействии ви-
брационных импульсов на поток формуемого полимера) в обла-
сти низкочастотных колебаний не удается добиться существен-
ного эффекта улучшения формуемости. Поэтому данные схемы
из дальнейшего рассмотрения исключены.

Литьевые машины с продольно вибрирующей полуформой.
Технологические возможности данного метода литьевого вибро-
формования (см. III, рис. I) при иизких частотах исследовались
в МИХМе на лабораторной литьевой машине (рис. 56). Между
двумя неподвижными плитами помещен нагревательный ци-
линдр 8, внутри которого перемещается поршень 4, выдавливаю-
щий разогретый полимер в полость формы, установленной
между неподвижной и вибрирующей плитой. Давление литья соз-
дается сменными грузами 7, установленными на подвижной пли-

Рис. 56. Конструкция литьевой
установки с вибрирующей полу-
формой:

1, 3—неподвижная плита; 2—вибри-
рующая плита; 4— поршень; 5—по-
движная плита; б—колонны: 7—смен-
ные грузы: 8 — нагревательный цилиндр;
У—матрица; 10— пазы; 11—пуансон;
12—гайка; /8—штифт.

те 5. Вибрационные импульсы
плите 2 сообщаются от эксцен-
трикового вибратора [112].

Форма, имеющая литьевую
полость в виде прямоугольного
канала, состоит из матрицы 9 и
пуансона 11, которые крепятся к
плитам в Т-образных пазах 10
при помощи винтовых прижи-
мов. Боковые поверхности пуан-
сона хорошо притерты к сопря-
гаемым поверхностям матрицы,
что исключает затекание поли-
мера в зазор между ними. Рабо-
чая длина канала 200 мм, ши-
рина 6 мм. Заданная высота ка-

нала (в диапазоне 0—15 мм)
устанавливалась посредством
гайки 12, имеющей с одного кон-
ца правостороннюю, а с друго-
го — левостороннюю нарезку.

На данной вибролитьевой ус-
тановке формовались в режиме
недолива стержневые изделия из

ударопрочного полистирола и полиэтилена, при этом давление
литья задавалось от 4 до 20 МПа, а частота колебаний пуан-
сона изменялась от 6 до 17 Гц при амплитудах 0,3; 0,5; 3,7 мм.
Эксперименты показали, что за счет вибровоздействия удает-
ся увеличить длину затекания формуемой массы в 3—4 раза.

Реализация данного метода вибролитья на практике в прин-

ципе возможна на литьевых машинах с узлом смыкания гидрав-
лического типа (за счет пульсирующей подачи рабочей жидко-
сти в гидроцилиндр). Низкочастотное продольное вибрирование
полуформы целесообразно использовать на стадии заполнения
при формовании тонкостенных изделий большой площади, когда
время заполнения формы исчисляется десятками секунд.

На рис. 57 представлена машина для литья под давлением
резиновых смесей, в которой продольные колебания ультразву-
ковой частоты подводятся к полимеру со стороны пуансона по-
средством магнитострикционного преобразователя 5, связанного
с ультразвуковым генератором 1 [79, 129]. Озвучивание формуе-
мого изделия рекомендуется вести на всех стадиях литья. Ча-
стоту УЗК следует подбирать в диапазоне частот от 10 до
80 кГц таким образом, чтобы в формуемой массе по толщине
изделия образовалось целое число стоячих волн. Возникающий
в резиновой смеси распределенный градиент звукового давления

Рис. 57. Литьевая машина с вибрирующей в ультразвуковом диапазоне полу-
формой:

/ — ультразвуковой генератор УЗГ-б; 2—вкладыши; 3—изделие; 4, 6—плиты; 5— магнито-
стрикционный преобразователь; 7—узел впрыска.

вызывает специфические эффекты виброформования: увеличи-
вается на 20—25% объемная скорость заполнения формы, умень-
шается трение на граничных поверхно-
стях, возрастает скорость вулканиза-
ции и снижается необходимое для ка-
чественного формования давление
литья [79, 80]. Кроме того, при литье
термопластов ультразвуковое воздей-
. ствие приводит к 3—5-кратному повы-
шению прочностных показателей отли-
вок [140].

Литьевая машина с вибрирующей
сомкнутой формой. Описана конструк-
ция устройства для литья под давле-
нием, в котором вибрационное воздей-
ствие сообщается всей сомкнутой фор-
ме 3 от вибратора 6 (рис. 58) [106].
При продольном вибрировании формы
корпус 4 напорной камеры совершает
возвратно-поступательное перемеще-
ние относительно головки 2, создавая
в напорной камере периодические им-
пульсы давления.

Таким образом, при работе вибратора на данной установка
кроме вибрирования формы происходит возбуждение продоль-
ных волн в формуемой массе на входе в форму. Указанные фак-
торы способствуют снижению гидравлического сопротивления
формы и улучшению качества литых изделий.

Рис. 58. Литьевая машина
с вибрирующей формой:

/ — нагревательный цилиндр;
2—головка; 3—форма; У—корпус
напорной камеры; 5 — напорная
камера; 6 — вибратор; 7 —крон-
штейн; 8—ось рессоры; 9—опора;
10 — рессора.
Рис. 59. Конструкция литьевой формы с внбропоршием, введенным в литниковую втулку:

1—вибропоршеиь; 3— литниковая втулка; 3—форма; 4—эксцентриковый вибратор; 5—клипоремеиная верещала;
б—электродвигатель; 7— неподвижная плита литьевой машины.
Литьевые машины с формой, оснащенной вибропоршнем.
В тех случаях, когда конструктивные особенности оборудования
или требования технологии не позволяют разместить в передней
части инжекционного цилиндра вибропоршневую приставку, по-
следнюю можно установить непосредственно в литьевой форме.
Для этого случая МИХМом совместно с ВНИИСМИ (г. Москва)
была разработана вибропоршневая приставка к литьевой ма-
шине модели Куаси 650/250 (ГДР), предназначенная для компо-
новки на передней крепежной плите узла смыкания (рис. 59).
В указанной виброприставке осциллирующий поршень 1 вво-
дился в литниковую втулку 2 формы 3. Преимуществом данной
компоновки является более эффективная передача колебаний в
оформляющую полость формы, так как здесь исключается зату-
хание вибрационных импульсов в канале мундштука.

Чтобы исключить затухание колебаний в литниковой системе
формы, вибропоршень можно ввести непосредственно в полость
формы, например против литниковой втулки (при центральном
впуске). В этом случае для привода вибропоршня целесообразно
использовать гидравлический вибратор, на стадии съема изде-
лия вибропоршень может выполнять роль выталкивателя.

11.3. ВИБРОПРЕССОВАНИЕ

Вибрационное воздействие, сообщаемое матрице, пуансону
или другим элементам формующего инструмента, позволяет по-
высить эффективность оборудования для прямого (компрессион-
ного) и литьевого прессования. При вибропрессовании вибра-
ционные нагрузки могут сообщаться полимеру по схемам /—III
и V рис. 1, при этом в формуемом материале возбуждаются про-
дольные или поперечные волны. При распространении в пресс-
массе колебаний реализуются специфические для виброформо-
вания эффекты (реологическая нелинейность, снижение внешнего
трения, ускорение релаксационных процессов, виброразогрев и
другие описанные в 1.5 явления), в результате чего улучшается
формуемость полимера и повышается качество прессованных из-
делий. В зависимости от преследуемых целей и типа прессуемого
изделия виброформование может осуществляться как в низко-
частотном диапазоне (звуковые и инфразвуковые частоты), так
и в ультразвуковой области.

НИЗКОЧАСТОТНОЕ ВИБРОПРЕССОВАНИЕ

Оборудование для низкочастотного компрессионного
ви бропрессован и я

На рис. 60 представлена схема вибропресса, в котором ис-
пользуется пресс-форма, состоящая из матрицы 1, установлен-
ной на пружинах 2, и пуансона 3, создающего статическое уси-
лие прессования [138]. К нижней части матрицы прикреплен
вибратор звуковых колебаний 4, конструкция которого описана в
[138]. Конструкция вибратора позволяет автоматически регули-

Рис. 60. Схема пресса с вибрирующей матрицей.

ровать частоту и фазу колебаний, что позволяет непрерывно под-
страивать колебательную систему под оптимальные (резонанс-

Рис. 61. Схема пресса с вибри-
рующим пуансоном.

ные) условия вибрирования в со-
ответствии с изменяющейся в
процессе формования нагрузкой.

Пресс-масса 5 в виде порош-
ка, гранул или таблетки поме-
щается в гнездо формы, затем
происходит смыкание полуформ
и включается вибратор, возбу-
ждающий в матрице резонансные
упругие колебания. От матрицы
вибрация передается частицам
пресс-массы и в полости формы
образуются стоячие волны. Все
частицы полимера при этом начи-
нают совершать беспорядочные
колебания, что приводит к повы-
шению текучести формуемого ма-
териала, перемешиванию, уплот-
нению и сплавлению частиц в од-
нородную массу. Статическое да-
вление, создаваемое пуансоном,
способствует концентрации зву-
ковой энергии в формуемой мас-
се, повышая эффективность виб-
ровоздействия. Для реализации

оптимальных условий вибропрессования необходимо определен-
ным образом сочетать статическое давление с амплитудой воз-
мущающей силы
При вибропрессовании на описанном выше оборудовании
кроме существенного снижения давления формования достигает-
ся улучшение качества прессованных изделий: повышается плот-
ность, однородность и структурная монолитность, а также до-
стигаются более высокие прочностные показатели.

На рис. 61 представлен вибропресс, у которого вибрация со-
общается пуансону 1, жестко связанному с плитой 2, закреплен-
ной на упругих подвесках [138]. Статическое усилие прессования
сообщается форме снизу.

В [73] описывается аналогичный гидравлический пресс (уси-
лие 200 кН) с вибрирующим пуансоном, в котором для генера-
ции колебаний используется электромеханический вибратор
С-485, закрепленный на станине пресса с помощью опорных пру-
жин. Вибратор сообщает пуансону колебания, действующие в
вертикальном направлении. Частота колебаний может задавать-
ся в диапазоне до 50 Гц, при возмущающей силе, плавно регу-
лируемой в диапазоне 0—200 МПа.

В той же работе [73] приведены результаты сравнительных
испытаний вибропресса с обычным прессом при формовании из
пресс-порошков К-18-2 и АГ-4В одинаковых изделий: стаканчи-
ков квадратного сечения 50 X 50 мм с толщиной стеиок 10 мм и
высотой 80 мм. Режимы прессования указанных изделий квази-
стационарным (числитель) и вибрационным (знаменатель) ме-
тодами, а также некоторые качественные показатели изделий
приведены ниже:

, АГ-4В К-18-2

Давление прессования, МПа 50/3,2 36/6
Температура прессования, °С 130/130 140/140
Время прессования, мин 20/20 20/20
Средняя амплитуда смещения пуансона, —/0,3 -/0,3
мм Частота колебаний, Гц -/50 -/50
.Продолжительность вибрирования, мии -/3 -/1.5
Средняя плотность изделий, кг/м3 1616/1649 1364/1370
Среднее квадратичное отклонение по плот- 2,35/2,5 1,5/0,54
ности, % Разрушающее напряжение при изгибе, 92,6/96 67,8/70,9
МПа Среднеквадратичное отклонение по ои, % 29,7/29,2 17/12

Как показали расчеты, при заданных технологических пара-
метрах амплитудное значение скорости периодической сдвиго-
вой деформации, реализуемое в формуемой массе при вибриро-
вании пуансона, примерно на полтора порядка превышает
скорость квазистационарного течения пресс-массы при традицион-
ном методе прессования. В результате при виброформовании в
несколько раз снижается вязкость и упругость прессуемого ма-
териала, что позволяет в 6—10 раз снизить усилие формования
без снижения механических характеристик и однородности изде-
лий.

Фирмой «Юнироял» (США) разработан двухпозиционный
пресс с виброформами для вулканизации покрышки [77]. Для
генерации колебаний на этом оборудовании используются элек-
тромагнитные вибраторы, устанавливаемые на наружных боко-
вых поверхностях полуформ. Вибрирование формы производится
в направлении, перпендикулярном оси покрышки, с частотой до
83 Гц при амплитуде колебаний 0,0127—1,27 мм. Вибровоздей-
ствие прикладывается до момента полного смыкания полуформ,
а также при раскрытии форм для облегчения отрыва половин
пресс-форм от вулканизованных покрышек. Вибрирование вул-
канизационных пресс-форм не только облегчает процесс формо-
вания покрышки, но и способствует удалению воздуха и летучих
веществ из полости формы (для удаления газообразных продук-
тов в форме имеются специальные каналы).

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ НИЗКОЧАСТОТНОГО
ЛИТЬЕВОГО ВИБРОПРЕССОВАНИЯ

На рис. 62 показана установка для литьевого прессования ре-
зиновых смесей [102—104), в которой через напорный шток 3 в
полость обогреваемой инжекционной камеры 4 введен вибропор-
шень 2, приводимый от эксцентрико-
вого вала /. Пресс-форма 5 устанавли-
вается на подвижном столе, поднимаю-
щемся при помощи винтовой пары.
Этот пресс для литьевого вибропрессо-
вания имеет следующие технические
характеристики:

Рабочий объем инжекционной камеры, см3 40

Максимальное давление, МПа 90

Амплитуда колебаний внбропоршня, мм 0—5

Частота колебаний вибропоршня, Гц 5—30

Диаметр внбропоршня, мм 10

Диаметр напорного штока, мм 25

При литьевом прессовании вибро-
поршень возбуждает в инжекционной
камере периодические импульсы дав-
ления, которые передаются в полость
формы, улучшая условия прессования
(в основном за счет реологической не-
линейности и ускорения релаксацион-

ных процессов при вибрировании полимера). Улучшение фор-
муемости полимера приводит к сокращению времени заполне-
ния формы и интенсификации процесса нарастания давления в
полости пресс-ннструмеита, что укорачивает цикл формования
н способствует увеличению производительности оборудования
[71, 103].

Возможности повышения эффективности оборудования для
литьевого прессования за счет вибрирования штока исследова-
лось выше (см. II. 2, рис. 56). Данная установка может рассма-
триваться как поршневая литьевая машина или как литьевой
пресс.
УЛЬТРАЗВУКОВОЕ ВИБРОПРЕССОВАНИЕ

В ЛТИ им. Ленсовета (г. Ленинград) была разработана
установка для ультразвукового компрессионного прессования по-
лимерных материалов (рис. 63), в которой УЗК сообщались
верхнему пуансону, в качестве источника высокочастотных ко-

лебаний использовался электрический
генератор типа УЗГ-2—10 [133]. На
данном вибропрессе формовались из
стекловолокнистых реактопластов ди-
ски диаметром 100 мм и высотой 4 мм.

Было установлено, что при интен-
сивном ультразвуковом озвучивании
пресс-массы достигается более равно-
мерный нагрев формуемого изделия,
повышается текучесть и снижается
внешнее трение перерабатываемого ма-
териала. Это позволяет добиться по
сравнению с традиционным методом
прессования следующих преимуществ
с точки зрения технологии и качества
изделия: а) снижается усилие прессо-
вания; б) уменьшается температура
и время прессования; в) повышается
структурная однородность изделий
(по плотности, по распределению свя-
- зующего и наполнителя, по степени
отверждения и др.); г) иа 1—2 класса
повышается точность изделий; д) сни-
жается уровень остаточных напряже-
ний в изделиях, что способствует ста-
билизации точности в процессе их экс-
плуатации и хранения.

В работах [79, 80] описана уста-
новка для изготовления формовых ре-

Рнс. 63. Установка для
ультразвукового прессова-
ния полимерных материалов:
I—магнитострикционный пре-
образователь ПМС-15А-18;
2—сменный формующий инстру-
мент; 3— матрица пресс-формы;
4—ограничительное кольцо;

5-гидравлический пресс; 6—ниж-
ний пуансон; 7—установочная
втулка; в—электронагревателя.

зинотехиических изделий методом уль-

тразвукового вибропрессования. На указанном устройстве фор-

мование осуществляется следующим образом: в термостатиро-
ванную форму закладывается холодная заготовка, затем по-
средством гидроцилиндра создается давление прессования при
одновременном озвучивании резиновой смеси через излучатель,
связанный с генератором ультразвука УЗ Г-6.

При наложении ультразвукового воздействия с амплитудой
12—15 мкм уменьшается давление, необходимое для ведения
процесса, увеличивается иа 10—15% объемная скорость запол-
нения формы и скорость вулканизации, увеличивается произво-
дительность оборудования. При увеличении амплитуды ультра-
звукового воздействия до 50 мм даже при сравнительно кратко-
временном озвучивании (10—15 см) наблюдается деструкция
материала.
11.4. ВИБРОСМЕШЕНИЕ

Если на стадии изготовления композиции не достигается не-
обходимая степень смешения, можно добиться заданного каче-
ства конечного продукта за счет вибрирования элементов смеси-
тельного оборудования или путем включения в технологическую
цепочку на стадии формования операции вибродоработки (до-
полнительного смешения). Последнее позволяет повысить произ-
водительности смесительного оборудования за счет сокращения
времени смешения. Достигаемое в этом случае заведомо непол-
ное смешение компенсируется в процессе переработки смеси на
оборудовании, оснащенном вибросмесительными элементами.

ВИБРОСМЕСИТЕЛЬНЫЕ ПРИСТАВКИ К ЭКСТРУДЕРАМ
И ЛИТЬЕВЫМ МАШИНАМ

Рис. 64. Гистограмма распреде-
ления числа структурных эле-
ментов по размерам в экстру-
дате ПВХ-пластиката:

/—при наложении вибрации иа ра-
сплав с частотой 15 Гц и амплиту-
дой 380%; 2—при обычном режиме
экструзии.

В качестве вибросмесительных приставок к литьевому и экс-
трузионному оборудованию могут быть использованы вибропри-
ставки для пластикации полимеров (см. П. 1, рис. 27 и 32, 11.2.
рис. 48). Возможность повышения
структурной однородности и сниже-
ния степени диспергирования ком-
понентов смеси при использовании
подобных виброприставок подтвер-
ждается данными работ [67, 121—
123]. Так [67], за счет вибрирова-
ния резиновых смесей в кольцевом
канале виброприставки при частоте
10—15 Гц и амплитуде сдвиговой
деформации 380% удается снизить
содержание недиспергированного
технического углерода примерно в
2,5 раза и уменьшить среднеквадра-
тичный диаметр его частиц в
2 раза.

На рис. 64 представлено сравни-
тельное распределение числа ча-
стиц структурных элементов по раз-
мерам в экструдате ПВХ-пласти-
ката, полученного при обычной экс-
трузии (2) и при экструзии с ис-
пользованием виброприставки (/).
Обработка приведенных данных по-
казала, что за счет вибрирования

расплава коэффициент однородности смеси повышается с0,4до
0,84. Повышение однородности-структуры экструдата подтвер-
ждается данными по замеру индекса расплава, который у виб-
рированного полимера заметно возрастает при сохранении прак-
тически неизменной молекулярной массы полимера [121, 122].
ВИБРОСМЕСИТЕЛЬНЫЕ ПРИСПОСОБЛЕНИЙ
К ВАЛКОВОМУ ОБОРУДОВАНИЮ

Рис. 65. Схема двухвалкового ка-
ландра с вибрирующим плужком.

Доработка полимерных композиций в процессе калаидрова-
ния может быть достигнута за счет введения в зону запаса ви-
брирующего элемента. На рис. 65 представлен двухвалковый
каландр для получения листов из полимерных материалов, у кото-
рого в зоне запаса 1 установлен вибрирующий вдоль образую-
щей валка плужок 2, приводимый от эксцентрикового вибратора
3 [137]. Плужок в верхней части имеет горизонтальную полку 4,
которая перемещается в роли-
ковых опорах 5. При вибриро-
вании полимера в зоне запаса
кроме дополнительного смеше-
ния достигается более равно-
мерная подача материала в за-
зор, что способствует стабиль-
ности калибра листа. Если в
процессе каландрования в зону
запаса вводятся цветные до-
бавки, то вибрация плужка
способствует более равномер-
ному распределению красите-
ля, а при использовании плуж-
ка зубчатой формы можно до-
биться различной плотности
окрашивания листа в попереч-
ном направлении.

Предложена конструкция
вибрационного приспособле-

ния, предназначенного для интенсификации перемешивания поли-
мерных материалов на вальцах [131]. Это устройство представ-
ляет собой секционный клин-отражатель с перемешивающими
секциями, которые закреплены на опоре, выполненной в виде ко-
ленчатого вала. При вращении вала отдельные секции клина,
установленного в зоне запаса, совершают возвратно-поступа-
тельное перемещение в направление межвалкового зазора, что
способствует устранению застойных зон в запасе и вызывает до-
полнительное периодическое деформирование полимера в запасе
и межвалковом зазоре. Указанные факторы способствуют повы-
шению эффективности обработки смесей на вальцах.

ЧЕРВЯЧНО-ПОРШНЕВОЙ ВИБРОСМЕСИТЕЛЬ
НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ КОНСТРУКЦИИ 1КУ

Смеситель непрерывного действия (рис. 66) представляет со-
бой сблокированную систему нескольких пластикаторов высо-
кого давления 1КУ (см. II. 1) со сдвиговым зазором-дросселем
цилиндрической формы диаметром ~0,05 мм, которые одновре-
менно нагнетают компоненты смеси в общую смесительную го-
ловку червячного типа, оснащенную, в зависимости от области
применения, профилирующей, гранулирующей или литьевой фор-
мующей оснасткой [84, 88]. Количество пластикаторов 1КУ, вхо-
дящих в блок, должно соответствовать общему количеству
смешиваемых ингредиентов. Вибропоршии пластикаторов совер-
шают синхронные колебания, сдвинутые по фазе друг относи-

Рис. 66. Схема смесителя непрерыв-
ного действия иа базе вибропласти-
каторов 1КУ.

тельно друга на величину
2л/Уи (где Ун — количество
пластикаторов), при этом ам-
плитуда колебаний задается в
соответствии с расходом ка-
ждого ингредиента.

В данном смесительном ус-
тройстве функции пластикации
и смешения разделены: пла-
стикация, транспортировка и
дозирование ингредиентов про-
изводятся пластикаторами
1КУ, а диспергирование и ме-
ханотермическая гомогениза-
ция композиции осуществляют-
ся в смесительной головке. Уси-
лие, необходимое для подачи
смеси в формующий инстру-
мент, создается вибропоршня-
ми пластикаторов, приводимы-
ми от гидравлического вибра-
тора. Для привода червяка
смесительной головки исполь-
зуется двигатель с постоянной
частотой вращения. Отсутствие
потребности регулирования ре-

жима вращения червяка связано с тем,что производительность
установки не зависит от частоты вращения червяка, а является
лишь функцией амплитудно-частотных параметров работы виб-
ропоршней пластикаторов.

Преимуществом данной конструкции смесителя является ма-
лое время пребывания ингредиентов и смеси в зоне механиче-
ского и термического воздействия, возможность совмещения сме-
шения с другими технологическими операциями, высокая точ-
ность дозирования ингредиентов и отсутствие необходимости
предварительного смешения компонентов. Подобные установки
рекомендуется использовать для питания каландров, при экс-
трузии и литье под давлением нетермостабильных и структури-
руемых полимерных композиций, совмещая операцию смешения
с формованием.
ДИСКОВЫЕ СМЕСИТЕЛЬНО-ПЛАСТИЦИРУЮЩИЕ
ВИБРОЭКСТРУДЕРЫ

Дисковые экструдеры в настоящее время применяются для
пластикации, смешения и окрашивания пластмасс, при этом на
практике указанные операции обычно совмещаются с гранулиро-
ванием или профилированием перерабатываемых материалов.
Недавно было показано, что дисковые экструдеры могут быть с

Рис. 67. Установка для смешения (доработки) и профилирования резиновых
смесей "На базе вибрационно-дискового экструдера с валковой головкой:
1—дисковый экструдер 3022/320; 2—вибропоршиевая приставка; 8—формующая головка
прямоугольного профиля; 4—валковая головка (двухвалковый каландр с профильными
валками).

успехом использованы для доработки (дополнительного смеше-
ния) и профилирования резиновых смесей.

Основной недостаток дисковых экструдеров — низкое давле-
ние истечения полимера из рабочей полости машины, что в ка-
кой-то степени ограничивает область использования указанного
оборудования. Для устранения указанного недостатка дисковые
экструдеры оснащаются различными приставками — червячны-
ми, шестеренчатыми и др. (32], позволяющими повысить рабочее
давление на выходе из рабочего зазора и тем самым расширить
технологические возможности оборудования. Весьма эффектив-
ной для этих целей оказалась вибропоршиевая приставка, уста-
навливаемая на выходе из зоны пластикации (между экструдером
и формующей головкой). При работе продольно осциллирующе-
го вибропоршня в полимере возбуждаются продольные волны и
за счет реологической нелинейности (см. 1.3) снижается гидрав-
лическое сопротивление головки.

На рис. 67 представлена разработанная НИИШПом и заво-
дом «Кузполимермаш» (г. Кузнецк) установка для смешения
(доработки) и профилирования резиновых смесей и пластмасс.
Виброприставка от приставки к червячной машине (см. II. 1,
рис. 34) отличается тем, что здесь вибропоршеиь при возвратно-
поступательном перемещении иа определенной стадии цикла
полностью перекрывает канал, связывающий экструдер с по-
лостью вибровоздействия. В результате существенно уменьшает-
ся обратный поток полимера в экструдер, и тем самым повы-
шается эффективность работы и к. п. д. виброприставки. Кроме
того, прн движении вибропоршня вперед, когда канал между по-
лостью виброприставки и дисковой машиной полностью пере-
крыт, виброприставка работает как поршневой насос на стадии
нагнетания. При этом на входе в формующий канал может раз-
виваться давление, во много раз превосходящее иапор на выходе
из экструдера. Таким образом, виброприставка данной конструк-
ции позволяет устранить основной недостаток дискового экстру-
дера не только за счет снижения гидравлического сопротивления
формующего инструмента, но и за счет мультипликации напора
на входе в головку.

Формование заготовки производится в две стадии *: предва-
рительное профилирование осуществляется в мундштуке прямо-
угольного профиля, а окончательное формование н калибров-
ка — в прямоугольном зазоре между гладким и профильным
валками каландра (профильный валок имеет прямоугольную ка-
навку, соответствующую по размерам окончательному калибру
шприцуемой ленточной заготовки). Канал мундштука по высоте
в 3—4 раза превосходит профильный канал валковой головки
при равной ширине формующих зазоров. Такое увеличение вы-
соты формующего канала мундштука позволяет во много раз
уменьшить его гидравлическое сопротивление и тем самым су-
щественно поднять производительность дискового экструдера н
снизить температуру полимера на выходе. В процессе формова-
ния валковая головка должна быть максимально приближена
к мундштуку, при этом передней части мундштука желательно
придавать клиновидную форму, чтобы мундштук можно было
вводить непосредственно в межвалковый зазор. Под действием
тягового усилия валковой головки заготовка иа выходе из мунд-
штука подвергается интенсивной продольной вытяжке, сопрово-
ждаемой уменьшением поперечного сечения ленты от калибра
мундштука до величины формующего зазора валковой головкн.
Как показал опыт переработки резиновых смесей, тянущее уси-
лие, прикладываемое к заготовке, способствует «вытягиванию»
полимера нз формующего отверстия (иногда при вытягивании
резиновой смеси наблюдается ее отрыв от стенок формующего
канала на выходном участке длиной 5—7 мм), что способствует
дополнительному росту производительности дисковой машины.
Суммарное действие указанных выше факторов: внбровоздей-
ствие, мультипликация напора, увеличение поперечного сечения

* Идея двухстадийного профилирования с применением на второй стадии
валковой головки широко используется в шннной и шннно-восстаиовительиой
промышленности в установках фирмы АМФ (США) для навивки массива
протектора узкой резиновой лентой.
формующего отверстия мундштука и вытягивание полимера из
фильеры — приводит к тому, что производительность дискового
экструдера становится фактически равной его производительно-
сти при открытом выходе, хотя получаемые в конечном итоге за-
готовки имеют достаточно узкий профиль.

Ниже даны технические характеристики установки для про-
филирования узкой ленты на базе дискового экструдера ЭД
22/320 с внброприставкой:

Производительность (по полиэтилену), кг/ч 120

Максимальная скорость профилирования (по предельной 60
скорости вращения валков), м/мин

Мощность электродвигателей, кВт
дискового экструдера 32

виброприставки 3

валковой головки 1

Диаметр диска экструдера, мм 320

Диаметр валков у валковой головкн, мм 200

Частота колебаний вибропоршня (плавное регулирова- 0—30
ние), Гц

Амплитуда колебаний вибропоршня, мм 2—18

Диаметр вибропоршня, мм 15

Предложена конструкция вибрационнодискового экструдера
(рис. 68) с диском, совершающим круговые колебания [130]. Вал

Рис. 68. Конструкция вибрационно-дискового экструдера с диском, совер-
шающим круговые колебания:

/—диск; 2— корпус; 3—загрузочная воронка; 4—формующий инструмент; 5—кривошинно-
шатунный механизм.

диска связан с крнвошипио-шатунным механизмом, приводимым
от электродвигателя. При колебательном вращении диска более
полно реализуется эффект нормальных напряжений, что позво-
ляет расширить область примеиеиия дисковых экструдеров.
ВИБРАЦИОННЫЕ ДВУХРОТОРНЫЕ СМЕСИТЕЛИ
ПЕРИОДИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ

При вибрировании полимеров снижается их вязкость, в ре*
зультате чего при смешении высоковязких композиций снижают-
ся энергосиловые параметры процесса и повышается однород-
ность смесн. В процессе изготовления высоковязких пастообраз-
ных масс на роторном смесителе вибрационное воздействие
может сообщаться специальным виброэлементом, установленным
в смесительной камере, за счет вибрирования камеры или роторов,
или совместного вибрирования камеры и роторов [49]. Послед-
ний вариант был реализован в двухроторном смесителе кон-
струкции ВНИИНСМа [49]. В верхней части рабочей камеры
данного смесителя имеются загрузочный н разгрузочный люки,
а в нижней части установлен дебалансный вибратор. Смеситель-
ная камера установлена на четырех спиральных пружинах, упи-
рающихся на металлическую раму сварной конструкции. В сме-
сительной камере вдоль ее продольной оси расположено два
ротора с винтообразно расположенными лопатками. В местах
выхода валов через торцевые стенки имеются подшипники с
сальниковыми уплотнениями.

Вибросмеситель периодического действия конструкции
ВНИИСМа имеет следующие технические характеристики:

Объем заправки, л 30

Частота колебаний, Гц 8—33 •

Амплитуда колебаний, мм 1—2,5

Частота вращения роторов, об/мии 50—200

Мощность электродвигателя, кВт 2,8

Масса, кг 740

11.5. ПРОЧИЕ МЕТОДЫ ПЕРЕРАБОТКИ

ВИБРАЦИОННОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ИЗДЕЛИЙ ИЗ СТЕКЛОПЛАСТИКОВ

Вибрационное воздействие позволяет в несколько раз повы-
сить скорость пропитки армирующего наполнителя связующим и
тем самым повысить производительность технологического про-
цесса изготовления изделий из стеклопластиков [51]. Для этих
целей эффективно как низкочастотное вибрирование, приклады-
ваемое по возможности перпендикулярно к поверхности формуе-
мого изделия (рис. 69), так и ультразвуковое внбровоздействне,
подводимое непосредственно к пропитываемой заготовке [81].

При изготовлении изделий из полиэфирных стеклопластиков
весьма эффективно вибрационно-фотополимеризационное формо-
вание, сочетающее в себе два прогрессивных технологических
процесса: вибропропитку и фотополимеризацию ультрафиолето-
выми лучами (на стадии отверждения). Вибрационно-фотополи-
меризационное формование стеклопластиков может осущест-
вляться по периодической или непрерывной схеме.
По периодической схеме (рис. 70, а) формование осуществ-
ляется в три равных по продолжительности этапа.

На первом этапе производится размещение армирующего на-
полнителя в форме, установленной на виброплощадке стола 2, и
пропитка стеклопластика связующим в условиях низкочастот-
ного вибрирования (~30 Гц). Связующее рекомендуется нано-
сить широким зубчатым шпателем, а для лучшего уплотнения из-
делий и для более равномерного распределения связующего
следует использовать прикатчики с рифлеными валкамн.

Рис. 69. Зависимость скорости пропитки полиэфирных пластиков от частоты
вибрирования изделий.

' Рис. 70. Принципиальная схема периодического (а) и непрерывного (б) методов
вибрационио-фотополимеризациоиного формования стеклопластиков.

На втором этапе форма снимается с виброплощадки и по-
дается в камеру ультрафиолетового облучения с низким давле-
нием. При фотополимеризации в условиях низкого давления, как
правило, не происходит полного структурирования связующего,
поэтому для окончательного отверждения необходимо на заклю-
чительной стадии процесса вести облучение при повышенном да-
влении.

На третьем этапе форма извлекается из камеры с низким да-
влением и поступает в камеру облучения с высоким давлением.
После окончательного отверждения и кратковременного охла-
ждения изделие извлекается из формы.

Описанный метод используется в промышленном масштабе
при изготовлении листов размером 1,5 X 1,4 м из стеклопла-
стика на основе полиэфирных смол [51].

По непрерывной схеме (рис. 70,6), слоистый пластик изго-
тавливается на непрерывно движущейся пленочной подложке,
подаваемой с бобины 2. На пленку последовательно наносится
связующее (из распылителя 6) н стеклопластик (с бобины 3).
Затем пленка с обкладкой проходит через непрерывно работаю-
щий вибростол, а оттуда поступает в камеру облучения ультра-
фиолетовыми лучами, имеющую секцию низкого и высокого да-
вления. После выхода из камеры высокого давления на калан-
дре 5 производится калибровка листа. Если при формовании
используется пленка, пропускающая ультрафиолетовые лучи, то
целесообразно использовать двухсторонние облучатели, так как
это позволяет существенно интенсифицировать отверждение и
сократить длину зоны облучения.

На установке, работающей по описанному выше принципу,
изготавливались однослойные листы шириной 90 мм, массой
150 г/м2 со скоростью 1,5 м/мин при длине поля облучения 2 м.
При изготовлении на том же оборудовании двухслойных листов
скорость уменьшалась до 1 М/мин.

Вибрационно-фотополимеризационное формование изделий
из стеклопластиков имеет по сравнению с соответствующими тра-
диционными технологическими процессами следующие преиму-
щества [51]: сокращается в 3—4 раза время технологического
цикла; упрощается конструкция оборудования и снижается его
стоимость; уменьшаются эксплуатационные трудозатраты и улуч-
шаются санитарно-гигиенические условия труда; повышается од-
нородность и прочность изделий, а также имеется возможность
регулировать соотношение между стекловолокном н связующим,
поддерживая его на заданном уровне, что важно с позиции ста-
бильности качества.

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ РАЗДУВН0Г0 ФОРМОВАНИЯ
ПОЛЫХ ЙЗДЕЛИЙ

В агрегатах для раздувного формования полимеров рекомен-
довано использовать вибропластикаторы типа 1КУ (см. II. 1),
которые могут работать как в сочетании с копильником (при из-
готовлении крупногабаритных полых изделий), так и без ко-
пильника (при формовании изделий емкостью 0,5—1,0 л) [88].
Целесообразность оснащения раздувных агрегатов указанными
пластикаторами обусловлена следующими причинами:

1. Короткое время пребывания полимера при высокой темпе-
ратуре в пластикаторе 1КУ делает возможным формование круп-
ногабаритных полых изделий из нетермостабильных материалов
(в частности, изделий из ПВХ, объем которых при формовании
на традиционном раздувном оборудовании ограничен 5 л).

2. Учитывая, что при раздувном формовании изделий, как
правило, в свежий полимер добавляется до 30% размолотых от-
ходов, использование пластикаторов 1КУ, имеющих принудитель-
ную загрузку, позволит исключить все трудности при загрузке
и дозировании материала и обеспечит хорошую сохранность ре-
генерата (последнее связано с кратковременностью механо-тер-
мнческого воздействия).

3. В связи с малыми габаритами и простотой конструкции
пластикаторов 1КУ раздувной агрегат может быть без сущест-
венного увеличения габаритов и стоимости оснащен несколькими
пластицирующими устройствами, что упрощает конструкцию
распределительных каналов и делает возможным независимое
управление процессом формования отдельных заготовок при ис-
пользовании многогнездных форм,
СОЕДИНЕНИЕ И АРМИРОВАНА ИЗДЕЛИЙ

ПРИ ПОМОЩИ УШВАЭВУКА

Ультразвуковая сварка пластмасс в настоящее время хорошо
освоена и зарекомендовала себя как экономичный и высокопро-
изводительный метод соединения пластмассовых деталей [12,
47]. Технология и оборудование для ультразвуковой сварки
пластмасс подробно описаны в монографии [59], поэтому этот
метод соединения изделий нз пластмасс здесь не рассматри-
вается.

На зарубежных предприятиях, начиная с 1965 г., ультразвук
используется в промышленном масштабе для заклепочного со-
единения изделий из пластмасс, при этом заклепки могут изгота-
вливаться как из термопластичных, так и термореактивных ма-
териалов [47, 12]. Заклепочное соединение пластмасс является
силовым, и поэтому может быть с успехом использовано во мно-
гих ответственных конструкциях. Для установки заклепок ис-
пользуется комплект ультразвуковой аппаратуры, применяемый
при сварке пластмасс, в состав которого входит а) генератор
электрических колебаний с рабочей частотой, лежащей в интер-
вале 18—2000 кГц, и номинальной выходной мощностью 0,1—
2,5 кВт; б) акустический узел, включающий магнитострикцион-
ный или пьезоэлектрический преобразователь и концентратор;
в) пресс для создания давления на заклепку и г) механизм
для закрепления и перемещения деталей. Процесс установки од-
ной заклепки длится несколько секунд и ведется при сравни-
тельно малых амплитудах колебаний (3—5 мкм), что практиче-
ски исключает термодеструкцию даже при работе с нетермоста-
бильными полимерами.

В зарубежной практике все в большем масштабе УЗК ис-
пользуются для армирования (введения металлических вставок)
предварительно отформованных изделий [12]. Несколько лет
назад эта технология считалась приемлемой только для термо-
пластов, однако было показано [12], что при ультразвуковом
озвучивании реактопласты также приобретают способность к
деформированию и, следовательно, данный метод может быть
использован для армирования изделий из термореактивных ма-
териалов (см. 1.3).

Ультразвуковой метод армирования пластмассовых изделий
обладает следующим преимуществом перед армированием в про-
цессе литья или прессования: при ультразвуковом армировании
металлическая деталь вводится в отверстие, размеры сечения
которого немного меньше соответствующих размеров вставки,
при этом внутренние напряжения в изделии практически не по-
являются, в то время как при армировании в форме вокруг вста-
вок и арматуры всегда образуется область внутренних напря-
жений.

Для армирования изделий из пластмасс может быть исполь-
зована ультразвуковая аппаратура, применяемая для сварки.
В процессе армирования рекомендуется использовать ультразву-
ковые колебания с частотой 20 кГц и амплитудой 10—20 мкм.
Армирование производится под действием стационарной на-
грузки, задаваемой в интервале 800—1600 Н. На введение одной
металлической вставки тратится не более 4—6 с. Для облегче-
ния ультразвуковой запрессовки арматуры в изделия из реакто-
пластов металлическую деталь следует смазать специальной
жидкостью, которая оказывает замедляющее воздействие на про-
цесс отверждения, а при отсутствии таковой — можно использо-
вать воду [12].

ВИБРАЦИОННАЯ ГАЛТОВКА ИЗДЕЛИЙ

Полимерные изделия, полученные методом литья под давле-
нием, литьевым прессованием или прямым прессованием, часто
имеют облой, который удаляется на заключительной стадии про-
изводства. Наиболее трудоемка эта операция у изделий из эла-
стомеров (резины, силикона и др.). Например, в цехах по про-
изводству РТИ на операциях по удалению выпрессовок занято
до 40% рабочей силы [134].

Весьма перспективен с позиций повышения производительно-
сти и степени механизации метод удаления облоя и заусенцев у
изделий из эластомеров, основанный иа вибрационной (импульс-
ной) обработке замороженных деталей, при котором выпрессов-
ки и заусенцы находятся в хрупком состоянии, а основная масса
изделий (в зависимости от размеров) — в эластичном.

Предложено производить вибрационную обработку изделий
с помощью мембраны, связанной с источником импульсной на-
грузки, при этом детали предлагается размещать непосредствен-
но на мембране или сообщать им ударную импульсную нагрузку
через слой охлаждающей жидкости [134]. Возбуждаемые в охла-
жденной детали продольные волны вызывают периодическое из-
менение ее размеров, что сопровождается возникновением в зоне
контакта между эластичным изделием и твердой выпрессовкой
знакопеременных напряжений, приводящих к хрупкому разру-
шению последней.

Галтовку эластичных изделий в охлажденном состоянии мож-
но производить также за счет их взаимного соударения при
вибрировании. Для этой цели предложена установка [136], со-
стоящая из механического (эксцентрикового) вибропривода и кон-
тейнера, жестко связанного с вибратором. Контейнер представ-
ляет собой удлиненный металлический ящик с крышкой и двой-
ными стенками, заполненными теплоизоляционным материалом.
В одной из коротких боковых стенок имеется люк для ввода обра-
батываемых деталей. У противоположной стеики имеется выход-
ная дверца. С целью регулирования сечения рабочего канала, че-
рез который проходят обрабатываемые детали, внутри контей-
нера имеется перемещающийся по высоте плоский щит. Изменяя
расстояние между днищем и плоским щитом, можно регулиро-
вать интенсивность обработки изделий, степень заполнения и
производительность установки.

В рабочей камере контейнера установлено несколько патруб-
ков с дырчатыми наконечниками, через которые подается хлада-
гент, омывающий обрабатываемые детали и понижающий их
температуру до — 66 °С. Пары хладагента удаляются через вен*
тиляцнонные отверстия в крышке контейнера. В качестве хлад-
агента может быть использован жидкий азот (для силиконовых
деталей), жидкий углекислый газ, жидкий воздух и др.

Под действием вибрационных импульсов хрупкие детали со-
ударяются и освобождаются от облоя, одновременно переме-
щаясь к выходному отверстию контейнера. Галтовку рекомен-
дуется проводить при частоте колебаний контейнера 6—10 Гц и
амплитуде 19—322 мм (в зависимости от проходного сечения ка-
меры). Загрузка контейнера обычно составляет 19,5—48,8 кг на
1 м3 площади дна, при этом время нахождения деталей в кон-
тейнере — от 3 до 10 мин.

УЛЬТРАЗВУКОВАЯ ОЧИСТКА ПРЕСС-ФОРМ

При изготовлении ряда изделий из пластмасс и РТИ выдви-
гаются столь высокие требования к качеству поверхности и точ-
ности деталей, что обычные методы очистки формующего ин-
струмента (ручная или химическая очистка) не обеспечивают
заданного качества отпечатка. Кроме того, ручная очистка с аб-
разивом приводит через определенное время к изменению допу-
сков пресс-формы.

Ультразвуковой способ очистки формующего инструмента по-
зволяет легко и просто, без разрушающего воздействия на пресс-
форму, производить очистку оформляющей полости. При этом
исключается такая трудоемкая операция, как разборка пресс-
формы [78]. Установка для очистки пресс-форм состоит из уль-
тразвукового вибратора, очистительной ванны и промывочной
ванны. В очистительную ванну наливают горячий раствор ще-
лока (при 70—80 °С), опускают туда пресс-форму и против его
гнезда помещают волновод. Ультразвуковое воздействие с ча-
стотой 25 кГц, действующее в течение 3—4 мин, обеспечивает
снятие всех частиц с поверхности оформляющей полости. Очи-
щенную пресс-форму переносят в промывочную ванну, где про-
изводится окончательное смывание остатков от очистки [78].
Г лава III

ГЕНЕРАТОРЫ НИЗКОЧАСТОТНЫХ
И УЛЬТРАЗВУКОВЫХ КОЛЕБАНИЙ

111.1. НИЗКОЧАСТОТНЫЕ ВИБРАТОРЫ

Любое вибрационное устройство или машина представляет
собой колебательную систему, состоящую из генератора колеба-
ний и рабочих органов, соединенных между собой упругими свя-
зями в виде элементов конструкции. Генератор колебаний ис-
пользуется для возбуждения в колебательной системе импуль-
сов различной частоты н амплитуды. В результате суммарного
воздействия отдельных импульсов на рабочий орган в вибра-
ционных машинах осуществляется вибрационное воздействие
специально выбранной частоты и амплитуды на обрабатывае-
мый материал (полимер) и достигается тот или иной полезный
эффект.

Генераторы вибраций низкой частоты (до 1000 Гц) по прин-
ципу возбуждения колебаний делят на механические, электриче-
ские, пневматические и гидравлические. Кроме того, на практике
применяется большое количество вибраторов, являющихся комби-
нацией этих типов.Подробная классификация вибраторов по прин-
ципу возбуждения проиллюстрирована на схеме [97] (стр. 107).

Для каждого из вышеуказанных типов вибраторов имеется
определенный диапазон рабочих частот: механические центро-
бежные— от 3 до 100 Гц; механические эксцентриковые — от 2
до 300 Гц; пневматические — до 200 Гц; гидравлические — от 0
до 1000 Гц; электромагнитные — до 400 Гц; электродинамиче-
ские — от 10 до 5000 Гц.

МЕХАНИЧЕСКИЕ ВИБРАТОРЫ

Механические вибраторы обладают целым рядом преиму-
ществ в сравнении с вибраторами других типов. Они просты по
устройству, несложны в изготовлении, дешевы. В них легко до-
стигается регулировка амплитуды колебаний и допускается ре-
гулировка частоты колебаний в пределах, определяемых воз-
можностями регулирования числа оборотов электропривода. Для
питания приводного электродвигателя используется ток про-
мышленной частоты. К числу недостатков механических вибра-
торов следует отнести сложность компоновки с рабочими орга-
нами, малую долговечность, обусловленную наличием ряда
быстроизнашивающихся деталей — подшипников, кулачков, эк?-

центриков и т. д., в результате время наработки иа Отказ меха*
нических вибраторов не превышает 200 ч, а также шум, сопрово-
ждающий их эксплуатацию и вызывающий необходимость осна-
щения оборудования и помещений устройствами для поглоще-
ния шума.

Центробежные механические вибраторы. Относятся к наибо-
лее ранним конструкциям и в настоящее время представлены
большим числом разновидностей. Известны дебалансные, само-
балансиые, маятниковые вибраторы, в которых возмущающая

Рис. 71. Схема дебалансного (а) и маятникового (б) вибратора.

сила возникает за счет вращения одной или нескольких неурав-
новешенных масс. Наиболее просты по устройству дебалансные
вибраторы, характеризующиеся наличием постоянной по вели-
чине, но непрерывно изменяющейся по направлению возмущаю-
щей силы (рис. 71,а). Основной деталью вибратора является
дебаланс (неуравновешенная масса) 1, вращающаяся с постоян-
ной угловой скоростью вместе с валом 2 в подшипниках кор-
пуса 3. Возникающие под действием центробежной силы коле-
бания корпуса вибратора 3 передаются рабочему органу вибра-
ционной машины. Величина возмущающей силы Рв постоянна и
определяется выражением:

Рв — тд®»г (Ш. 1)

где тА — масса дебаланса; ш — угловая частота вращения, г —
расстояние от оси вращения до центра тяжести дебаланса.

Наибольшее распространение получил дебалансиый вибра-
тор, называемый моторвибратором, представляющий собой элек-
трический, пневматический или гидравлический двигатель с не-
уравновешенным ротором.

С помощью маятникового вибратора также можно получить
постоянную по направлению возмущающую силу (рис. 71,6).
Внутри корпуса на валу 2 вращается дебаланс 1. Корпус 3 уста-
навливается на вибрационной машине с помощью упругого ре-
зинового шарнира 4. Наличие упругого шарнира позволяет, бла-
годаря его малой крутильной жесткости, устранить момент, соз-
даваемый горизонтальной составляющей центробежной силы от-
носительно оси шарнира. В то же время корпус вибратора со-
вершает колебания под действием вертикальной составляющей
Ра 81п а>/, которая проходит через ось упругого шарнира. Эти ко-
лебания и передаются рабочим органам виброоборудования.

Вибраторы маятникового типа имеют значительную мощ-
ность, стабильную частоту колебаний и небольшие габариты.
Широкое распространение в различных отраслях промышленно-

Рнс. 72. Конструкция маятникового вибратора модели С-482.

сти получил среднечастотный маятниковый вибратор С-482
(рис. 72). На обоих концах вала-ротора электродвигателя 2,
установленного в подшипниках корпуса / установлен дебаланс 3.
Промежуточный кронштейн 14 жестко связан болтами 13 с
корпусом 1 и с наружной втулкой амортизатора 10 болтами 9.
Ось 8 болтами 12 закреплена в опоре 11. Между внутренней и
наружной втулками амортизатора помещена резина. Баланс 3
при неподвижном вале двигателя прижимается пружинами 5 к
обойме 4. Возмущающая сила регулируется передвижением
ограничительных колец 7,
Технические характеристики некоторых марок выпускаемых
промышленностью маятниковых вибраторов представлены ниже:

Мощность электродвигателя, кВт
Частота колебаний, мин
Кинетический момент дебаланса,

Н • м

Максимальная возмущающая сила,

С-482 С-483 С-484 С-485
0,4 0,6 1,0 1,4
2800 2800 2800 2800
0,23-0,85 0,47-1,17 0-1,9 0-2,8
0,6 1,0 1,7 2,5

Эксцентриковые механические вибраторы. Преобразуют вра-
щательное движение вала двигателя в колебательное движение

шатуна (эксцентрика), связанного с рабочим органом вибра-
ционного оборудования. В представленной на рис. 73 схеме экс-

центрикового вибратора в конструкцию шатуна введен упругий
элемент. Наличие этого элемента сообщает шатуну необходимую

степень подвижности и снижает пусковой
момент двигателя. Шатун состоит из двух
половин 1 и 4, связь между которыми
осуществляется пружинами 2 и 3. Регу-
лировка амплитуды колебаний возму-
щающей силы осуществляется измене-
нием эксцентриситета.

ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ВИБРАТОРЫ

Электромагнитные вибраторы. Дейст-
вие электромагнитных вибраторов осно-

Рнс. 73. Схема эксиентри- ван0 на принципе возбуждения колеба-
кового вибратора. ний рабочего органа (якоря) путем воз-

действия на него переменного магнит-
ного поля. Электромагнитные вибраторы питаются от сети
переменного тока промышленной частоты непосредственно (ча-
стота вибрации 100 Гц), через однополупериодный выпрямитель
(частота вибраций 50 Гц) или через умножители частоты (ча-
стота 200, 400 Гц) [96]. Электромагнитный вибратор прост в уст-
ройстве и в изготовлении. Он состоит из якоря и статора, обра-
зующих магнитопровод из пружинной системы. Вибраторы этого
типа долговечны, не имеют трущихся деталей, легко регулируют-

ся по амплитуде путем изменения величины тока в катушке
электромагнита. В электромагнитных вибраторах допускается
ступенчатое регулирование частоты колебаний.

К числу недостатков этих вибраторов следует отнести малую

удельную мощность, что не позволяет их использовать при вы-
соких нагрузках. Эксплуатация электромагнитных вибраторов
сопровождается значительным шумом.

Реактивный однотактный электромагнитный вибратор
(рис. 74, а) [98, 96) состоит из электромагнита (статора) 1,
якоря 2 и пружин 3. При включении в сеть переменного тока об-'
мотки электромагнита возникает переменное магнитное поле, ко-
торое возбуждает переменное усилие притяжения якоря. На про-
тяжении периода колебаний магнитного поля усилие притяже-
ния дважды имеет максимум. Пружины (упругая система) воз-
вращает якорь в первоначальное положение при уменьшении

Рис. 74. Схемы однотактного (а) н двухтактного (б) электромагнитных вибра-
торов.

усилия притяжения. Частота возмущающего усилия равна уд-
военной частоте переменного тока, подаваемого в обмотку элек-
тромагнита. При работе такого вибратора с выпрямителем ча-
стота тока будет равна частоте колебаний якоря.

Двухтактный электромагнитный вибратор (рис. 75,6) позво-

ляет получить по сравнению с однотактным, удвоенную ампли-
туду колебаний при прочих равных электромагнитных парамет-
рах. Питание электромагнитов 1 осуществляется от сети пере-

менного тока через однополупериодный
выпрямитель. Благодаря этому якорь 2,
укрепленный на упругой системе 3, по-
переменно притягивается и отпускается
с частотой, равной частоте переменного
тока. Двойной воздушный зазор между
электромагнитами и якорем позволяет
получать удвоенную амплитуду колеба-
ний.

Электродинамические вибраторы. Ви-

братор этого типа (рис. 75) состоит из Рнс 75 Схема 9Лектро.
магнитопровода 1 с постоянным магнит- динамического вибратора,
ным полем, подвижной катушки управле-

ния 2, рабочего стола Зи подвесок4. При пропускании тока че-
рез катушку управления 3, расположенную в кольцевом зазоре
магнитопровода /, в результате взаимодействия тока с постоян-

ным магнитным полем возникают в осевом направлении колеба-
ния стола 3. Направление этих колебаний ограничено подвес-
ками 4. Сила, развиваемая вибратором, прямо пропорциональна
току, питающему катушку управления. Ток в катушку управле-
ния поступает через усилитель от генератора звуковой частоты,
благодаря чему достигается возможность плавного регулирова-
ния амплитуды и частоты вибраций.

Электродинамические вибраторы обладают целым рядом пре-
имуществ: большим частотным диапазоном, почти линейной
зависимостью развиваемой силы от тока, протекающего по обмот-
ке катушки управления, простотой, удобством управления. Дол-
говечность электродинамического вибратора достаточно высока,
так как в нем нет трущихся частей. Эксплуатация этого вибра-
тора не сопровождается шумами. Однако вибраторы электроди-
намического типа обладают небольшой удельной мощностью.
Наличие наводимого вибратором значительного магнитного по-
тока требует установки защитных экранов различного типа, что
конструктивно усложняет виброустройство.

ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ ВИБРАТОРЫ

Эти вибраторы имеют небольшую мощность. Возмущающая-
ся сила в них создается вследствие возвратно-поступательного

движения поршня или колебания диафрагмы под действием пе-
и выпуска сжатого воздуха (рис. 76) [96].
Внутри корпуса 1, имеющего каналы 2,

рнодического впуска

/ 2

О 8 7 6

Рис. 76. Схема пневма-
тического вибратора.

У, 4, 6, 7, находится подпружиненный
поршень-золотник 8. Сжатый воздух по-
ступает из централизованной пневмосети
или от индивидуального компрессора под
давлением не выше 0,6 МПа в простран-
ство с правой стороны поршня через ка-
налы 3 и 4. При этом поршень переме-
щается влево, сжимая пружину 9 и
вытесняя через канал 7 воздух с левой
стороны поршня в атмосферу. В конце

движения поршня влево каналы 7 и 4 перекрываются и воздух
начинает поступать через каналы 2 и 6 в пространство с левой
стороны поршня, который перемещается вправо. Регулирование
частоты колебаний осуществляется путем изменения давления
поступающего воздуха и усилием сжатия пружин 5 и 9. Вибра-
ционное воздействие рабочим органам передается непосредст-
венно от корпуса вибратора или через проходящий сквозь кор-
пус шток, соединенный с поршнем.

Преимущества поршневых вибраторов — малые габариты н
масса, простота конструкции и дешевизна. Недостатки — удар-
ный характер работы и как следствие этого резкие шумы, зави-
симость частоты н амплитуды от давления воздуха, массы дета-
лей и сопротивления движению рабочего органа.

ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ ВИБРАТОРЫ

Вибраторы этого типа могут создавать значительные возму-
щающие силы при больших амплитудах колебаний. Гидравличе-
ские вибраторы отличаются высокой долговечностью, высокой
удельной мощностью, возможностью регулирования в широких
диапазонах частоты и амплитуды колебаний. Известны различ-
ные типы гидравлических вибраторов — пульсаторные, следя-
щие, автоколебательные и др,
В пульсаторных вибраторах (рис. 77) колебания рабочего ор-
гана возбуждаются под действием пульсирующего потока жид-
кости. Принципиальная схема вибратора - включает поршень 1

с упругим элементом 2, генератор
пульсирующего потока рабочей
жидкости — вращающийся зо-
лотник 3, гидромуфту 4, гидрав-
лический клапан 5, электродвига-
тель 6.

При вращении золотника 3
под поршень 1 поступает пульси-
рующий поток жидкости. При из-
менении числа оборотов золотни-
ка с помощью гидромуфты 4 осу-
ществляется регулирование ча-
стоты колебаний поршня /. С по-
мощью клапана 5 регулируется
величина давления пульсирую-
щего потока жидкости и, следо-
вательно, амплитуда колебаний
поршня /.

Следящие гидравлические ви-
браторы позволяют сообщать ра-
бочим органам вибрации задан-
ной формы. Кроме того, в вибра-

Нагрузка

Слив Подвое

Рис. 77. Схема гидравлического
пульсатора.

торах данного типа может быть обеспечено постоянство рабо-
чих характеристик (частоты, амплитуды и т. д.) при изменении
нагрузки.

Рис. 78. Схема следящего гидравлического вибратора.

В следящем гидравлическом вибраторе (рис. 78) генерато-
ром входного сигнала синусоидального вида является кривошип-
но-шатунный механизм с приводом от шестеренчатого гидро-
мотора 5. Кривошипом является сменный эксцентрик 6, а
шатуном — тяга 7. Входной сигнал поступает в гидравлическую
следящую систему, состоящую из силового цилиндра /,
управляющего золотника 2, поршня 3 н золотниковой втулки 4.
При вращении вала гидромотора 5 золотник 2 движется возв-
ратно-поступательно и управляет распределением жидкости в
силовом цилиндре /, при помощи поршня 3. При этом поршень 3
стремится закрыть рабочие окна управляющего золотинка 2, от-
слеживая его движение н задавая тем самым вибрации нагруз-
ке. Частота колебаний регулируется числом оборотов гидромо-
тора посредством дросселя 8. Регулирование амплитуды коле-
баний осуществляется набором кривошипов 6 с различным
эксцентриситетом.

Гидравлические следящие вибраторы работают при частотах
до 60 Гц. В качестве высококачественных вибраторов, работаю-
щих в диапазоне до 200 Гц, применяются автоколебательные ги-
дравлические вибраторы. Эти вибраторы обладают всеми до-
стоинствами следящих вибраторов — долговечностью, высокой
удельной мощностью, регулируемостью, компактностью и дру-
гими, а также имеют весьма важное дополнительное преимуще-
ство — простоту конструкции и дешевизну.

Созданию высококачественных гидромеханических следящих
вибраторов препятствует отсутствие малогабаритных быстроход-
ных приводов управляющих золотников.

Гидравлические вибраторы обладают рядом существенных
недостатков в сравнении с вибраторами других типов. Они
сложнее по конструкции, трудоемки в изготовлении и эксплуата-
ции. Для предохранения рабочей жидкости — минерального мас-
ла — от загрязнения и перегрева необходимо оснащение вибра-
ционных устройств фильтрами н маслоохладителями.

111.2. УЛЬТРАЗВУКОВЫЕ ВИБРАЦИОННЫЕ
УСТРОЙСТВА

Устройства для возбуждения механических ультразвуковых
колебаний состоят, как правило, из следующих основных элемен-
тов: а) генератора электрических ультразвуковых колебаний;
б) усилителя электрических колебаний (если мощность генера-
тора УЗК недостаточна); в) вибратора (преобразователя);
г) концентратора звуковой энергии (трансформатора).

ГЕНЕРАТОРЫ УЗК

В качестве источников УЗК могут быть использованы лампо-
вые или электромашинные электрические генераторы (последние
применяются значительно реже). Отечественной промышлен-
ностью серийно выпускается целый ряд ламповых генераторов
электрических колебаний ультразвуковой частоты, которые раз-
личаются номинальной мощностью, конструкцией, схемными ре-
шениями и интервалами рабочих частот»
Ниже приведены технические характеристики некоторых ма-
рок генераторов УЗК [82]:

УЗГ- 10-22 УЗГ- ОМ УЗГ-2- 4/18 УЗГ- 2.5М УЗГ- 1.5 УЗГ- 2-0,4 УЗГ- 3-0,4 УЗГ- УЗГ-
0,25 0.1
Мощность, кВт
выходная 10,0 6,5 4,0 2,7 1.5 0.4 0,4 0.25 0.1
потребляемая 19,0 12,0 8,0 5,5 4.0 1.0 1,0 0,45 0,18
Напряжение пн- 220/380 220/380 220/380 220/383 220/380 220 220 220 220
тания, В
Рабочая частота, кГц 20,5-23,9 18-22 16,5-19,5 18-22 13-30 17,5-19.317.5-19,3 18 20.4-23; 20,4-23; 39,6-45 39,6-45 18
Система охлажде- ВВ ВВ ПВ ПВ ПВ В В В В
ВИЯ * Габариты
длина 0.78 0,79 0,81 0.77 0,66 0.4 0,4 0,38 0,32
ширина 0,87 0,72 0,64 0,6 0,6 0,42 0,42 0,36 0,22
высота 1.85 1.71 1.8 1.5 1.42 0.44 0,44 0.2 0,2
Масса, кг 020 400 420 420 275 50 А) 20 15

•ВВ—воздушно водяная; ПВ—принудительно-воздушная; В—воздушная.

. ВИБРАТОРЫ

Ультразвуковой вибратор предназначен для преобразования
электрических импульсов, поступающих от генератора УЗК, в
механические колебания ультразвуковой частоты. В большин-
стве случаев для технологических целей используются магнито-
стрикционные и пьезоэлектрические вибраторы.

Магнитострикционные вибраторы. Принцип действия этих
излучателей основан на использовании явления магнитострик-
ции — изменения формы и размеров тел из некоторых материа-
лов (никеля, сплава никеля с алюминием, феррита и др.) под
действием изменяющегося магнитного поля. Частота ультразву-
ковых колебаний, возбуждаемых магнитостриктором, зависит от
переменного магнитного поля. Амплитуда ультразвуковых коле-
баний максимальна при совпадении собственной резонансной ча-
стоты излучателя с частотой переменного магнитного поля.

Получили распространение магнитострикционные преобразо-
ватели трех типов: стержневые, плоские пакетные и кольцевые
пакетные. Стержневые излучатели используются на частотах от
2 до 20 кГц, плоские пакетные — от 8 до 80 кГц, кольцевые па-
кетные от 2 до 40 кГц.

Магнитостриктор — активный элемент излучателя ультразву-
ковых колебаний — обычно конструктивно соединяется с пассив-
ными элементами, которые защищают активный элемент от воз-
действия внешней среды н передают колебания рабочим органам
оборудования. Для технологических целей в большинстве слу-
чаев могут быть использованы стандартные магнитострикцион-
ные преобразователи. Характеристика некоторых типов серий-
но выпускаемых магнитострикционных вибраторов представ-
лена ниже [82, 100] :
ПМС-15А-18 ПМС-27 ПМС-39 ПМС-51
Резонансная частота, 18 22 22 44
кГц Потребляемая мощ- 4,0 1,6 2,5 0,25
ность, кВт Напряжение питания 440 220 220 И
номинальное, В Сила тока подмагничи- 20 14 18 8
вания, А Амплитуда смещения 15 15 20 5
выходного торца при резонансе без нагруз- ки, мкм, не менее Диаметр выходного кон- 65 30 35 24
ца трансформатора, мм Расход воды для охла- 5 2,5 3 1
ждения, л/мин Габаритные размеры 17X35 14X29 14X29 10X19
(диаметр X длина), см Масса, кг 12 4,5 5 1,5

Пьезоэлектрические излучатели. В излучателях этого типа
используется пьезоэлектрический эффект — способность пьезо-
электрического тела (пластинки) совершать механические коле-
бания под воздействием переменного высокочастотного электри-
ческого напряжения. При соприкосновении с упругой средой,
пластинка излучает ультразвуковые колебания в эту среду. Пье-
зоэлектрические излучатели используются при частотах до
3 МГц. Они просты в изготовлении, дешевы. Частота ультразву-
ковых колебаний находится в зависимости от частоты изменения
электрического поля, а максимум амплитуды колебаний соответ-
ствует моменту резонанса частот колебаний.

В качестве пьезоэлектрических материалов применяют кри-
сталлы кварца, титанат бария, пьезокерамика ЦТС и др. Пьезо-
керамические излучатели бывают двух типов: плоские и фоку-
сирующие. Фокусирующие излучатели позволяют получить ко-
лебания более высокой интенсивности.

КОНЦЕНТРАТОРЫ

Амплитуда колебаний на торце УЗК-преобразователя обычно
составляет 3—5 мкм, что часто бывает недостаточно для дости-
жения желаемого вибрационного эффекта. В этом случае для
увеличения амплитуды колебаний и передачи их от преобразова-
теля к виброинструменту используются концентраторы, повы-
шающие плотность звуковой энергии в направлении распростра-
нения колебаний. Концентратор УЗК представляет собой стер-
жень, изготовленный из металла с хорошими акустическими
свойствами (сталь 65Г, 40Х и др.). Концентратор торцевыми сто-
ронами жестко крепится путем пайки или склеивания с одной
стороны — к преобразователю, а с другой — к виброинструменту
(иногда они представляют собой неразрывное целое). Концен-
трация звуковой энергии в этих устройствах достигается за счет
116
Сужения (уменьшения) по определенному закону сечения стерж-
ня в направлении распространения колебаний. В промышленно-
сти нашли применение стержневые концентраторы следующих
типов: цилиндрические, конические, экспоненциальные и др. Ис-
пользование акустических концентраторов позволяет повысить
плотность звуковой энергии до 10—15 раз и увеличить ампли-
туду колебаний вибройнструмента до 50 мкм.

Для расчета геометрии концентраторов УЗК может быть ис-
пользована методика, изложенная в (144].

111.3. ВЫБОР ТИПА И ПАРАМЕТРОВ
ВИБРАЦИОННОГО МЕХАНИЗМА

ДЛЯ ВИБРОФОРМОВАНИЯ

Вибраторы, применяемые для технологических целей (в част-
ности при виброформованин полимеров) должны по возможно-
сти удовлетворять следующим требованиям [97]: 1) иметь доста-
точно высокую мощность при малых габаритах и массе; 2) иметь
достаточно широкий амплитудно-частотный диапазон колебаний;
4) быть простыми в регулировании параметров колебаний н со-
хранять их стабильность в случае изменения нагрузки; 5) быть
высоконадежными, долговечными и ремонтопригодными;
6) иметь низкое шумообразование; 7) требовать мало времени
для выхода на установившийся режим колебаний; 8) быть про-
стыми и дешевыми в изготовлении и эксплуатации; 9) обеспечи-
вать удобство компоновки иа перерабатывающем оборудовании;
10) требовать стандартных источников энергии (желательно ис-
пользовать те же источники, которые применяются на основном
технологическом оборудовании).

Оптимальным типом вибратора применительно к различному
оборудованию для низкочастотного виброформования полиме-
ров является гидравлический вибратор, который характеризует-
ся наибольшей универсальностью, компактностью, долговеч-
ностью, надежностью и бесшумностью в работе. Гидравлический
вибратор легко компонуется на литьевых машинах, экструдерах,
прессах и другом оборудовании существующих конструкций, что
весьма важно с точки зрения возможности модернизации суще-
ствующего технологического оборудования.

При использовании некоторых типов гидравлических вибра-
торов можно определенным образом регулировать форму коле-
баний, что позволяет оптимизировать режим работы вибрирую-
щего органа по форме импульса. Наиболее рационально гидра-
влические вибраторы использовать в тех типах оборудования, где
для привода основных рабочих органов используются гидра-
влические механизмы (литьевые машины с гидравлическим при-
водом, гидравлические пресса и др.). В этом случае питание ви-
братора может осуществляться от гидросистемы основного тех-
нологического оборудования.
Конструкции различных типов гидравлических вибраторов,
вопросы теории гидравлических и электрогидравлическнх виб-
рационных механизмов и методы их расчета подробно рассмо-
трены в монографии [97].

При экструзионном и литьевом виброформовании полимеров
хорошо зарекомендовали себя также механические вибраторы
эксцентрикового типа (см. рис. 34 и рис. 50), приводимые от
электродвигателя постоянного тока. Эти вибрационные устрой-
ства недороги, удобны в эксплуатации и допускают регулирова-
ние по частоте (за счет изменения скорости вращения электро-
двигателя) н амплитуде (за счет смены или изменения эксцен-
триситета эксцентрика). Уровень создаваемого ими шума, как
правило, не превышает шумовыделений от основного технологи-
ческого оборудования. Важным преимуществом эксцентриковых
вибраторов является то, что они могут быть изготовлены силами
механического цеха практически любого завода, эксплуатирую-
щего полимерное оборудование.

Этот тип вибрационных механизмов следует использовать на
оборудовании, которое технически или экономически нецелесо-
образно оснащать вибраторами гидравлического типа (большин-
ство экструзионных машин, литьевые машины с механическим
прнводо’м, при модернизации действующего оборудования и др.).

Проектирование механических вибраторов производится с ис-
пользованием известных методов расчета и конструирования ры-
чажных механизмов.

При вибропрессовании и вибросмешении в двухроторных
смесителях периодического и непрерывного действия с успехом
могут быть использованы дебалансные вибраторы, при исполь-
зовании которых следует особое внимание уделять вопросам
виброизоляции оборудования, так как в процессе работы проис-
ходит значительная передача инерционных вибрационных нагру-
зок на корпус машины. Дебалансные вибраторы следует исполь-
зовать в тех случаях, где важно иметь колебания с определен-
ной возмущающей силой. При проектировании виброформующего
оборудования с дебалансными генераторами колебаний сле-
дует ориентироваться на вибраторы, серийно выпускаемые оте-
чественной промышленностью.

Для привода вибрирующего органа некоторых типов обору-
дования малой единичной мощности могут быть использованы
электрические низкочастотные вибраторы. Возможной областью
их использования является виброформование низковязких поли-
мерных систем (растворы полимеров,олигомерные композиции).

Оборудование для ультразвукового виброформования поли-
меров оснащается, как правило, стандартной ультразвуковой
аппаратурой. Наиболее распространенными типами генератора
УЗК при виброформовании являются УЗК-10 и УЗГ-6М, а в ка-
честве преобразователей — магнитострикционные вибраторы ти-
па ПНС и пьезоэлектрические вибраторы на базе керамики
ЦТС-19 (см. рис. 55).
ТАБЛИЦА 3

Диапазоны изменения параметров колебаний, рекомендуемые
при виброформовании полимеров различными методами

Метод и оборудование Вибратор Колебания Форма колебаний
частота, Гц ампли- туда, мм возмущаю- щая сила, МПа

Низкочастотное виброформоваиие

Экструзия 0-10 0-20 До 1000 Гармони-
вибропласти- Гидравлический,
каторы вы- сокого да- вления; ви- бропласти- кационные приставки эксцентрико- вый ческие, П-образ- ные
вибропласти- кационные приставки и виброфор- мующий ин- струмент Эксцентриковый, гидравлический, кулачковый, электромагнит- ный, пневмати- ческий 0—50 0-10 До 100 То же
Литье под давле- Г идравлический, 0-10 0-20 До 1000 »
нием вибропласти- каторы вы- сокого дав- ления, вн- бропристав- ки эксцентрико- вый 0—30 0—10 До 100 »
виброформы Гидравлический, инерционный, пневматический 0-50 0-2 До 500 Гармони- ческий
Вибропрессоваиие Вибросмешеиие То же 0-100 0-2 До 500 »
виброклии вальцев » 0-30 0-20 До 500
вибросмеси- тельиые приставки эксцентриковый, кулачковый, гидравлический 0-50 0-10 До 100
двухроторные вибросмеси- тели Инерционный 0-50 0-3 До 100

Высокочастотное виброформоваиие

Магиитострик- 10000— 0—0,05 —

циоиный, пье- —80 000
зоэлектричес-
КИЙ
Для уменьшения потерь энергии акустический узел, состоя-
щий из преобразователя и концентратора, следует крепить в
корпусе в местах расположения узла ультразвуковой стоячей
волны (т. е. в точке с нулевой амплитудой) вибратора или кон-
центратора. Крепление удобно осуществлять посредством флан-
ца, приваренного или выполненного за одно целое с концентра-
тором (вибратором). Расчет фланцевого соединения акустиче-
ского узла приведен в IV. 3. Возможные варианты компоновки
акустического узла на перерабатывающем оборудовании см.
гл. II.

Рекомендации по выбору типа вибратора, амплитудно-ча-
стотному диапазону и форме генерируемых колебаний приме-
нительно к различным методам внброформования приведены в
табл. 3.

Методики расчета параметров колебаний в конкретных тех-
нологических процессах для некоторых типов виброформующего
оборудования см. гл. IV.
Глава IV

РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНЫХ

КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ ВИБРОФОРМОВАНИЯ

Специфическими параметрами технологического процесса ви-
броформования полимеров на различном перерабатывающем
оборудовании являются частота и амплитуда колебаний вибри-
рующего элемента или возмущающей силы, которые оказывают
активное воздействие на остальные технологические параметры
(производительность, температуру переработки, давление фор-
мования и др.). Как было показано в гл. I и III, частота и ам-
плитуда колебаний при виброформованни могут задаваться в
очень широких интервалах — в пределах 3—4 десятичных по-
рядков, прн этом для каждого конкретного случая часто суще-
ствует очень узкая амплитудно-частотная область, соответствую-
щая оптимальным условиям ведения процесса. При разработке
оборудования и оснастки для виброформования необходимо
знать наиболее рациональные размеры вибрирующих органов и
других специфических для виброформования конструктивных
элементов. Определение области оптимальных режимов и кон-
структивных размеров опытным путем связано с большими ма-
териальными и временными потерями, поэтому весьма важно
располагать методами инженерного расчета конструктивно-тех-
нологических параметров оборудования и вибрационной оснаст-
ки. В связи с тем, что вибрационные методы формования поли-
меров были предложены сравнительно недавно (в основном, в
последние 5—7 лет), в настоящее время далеко не для всех спо-
собов виброформовання имеются методики параметрического
расчета. Ниже излагается теоретический анализ и методы кон-
структивно-технологического расчета наиболее изученных спосо-
бов виброформования.

IV. 1. РАСЧЕТ ВИБРОПЛАСТИЦИРУЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Существуют, в основном, две принципиально различные схе-
мы вибропластикацни: 1) пластикация под действием периоди-
чески изменяющегося высокого давления (теледннамические ма-
шины, пластикаторы 1КУ и др.) и 2) пластикация в узком
зазоре под действием периодических сдвигов деформаций, соз-
даваемых вибрирующей стенкой (пластикаторы с вибрирующим
корпусом, вибропластикационные приставки с вибрирующим
дорном нли втулкой и др.).

В настоящее время разработаны методы технологического
расчета только для схемы пластикации под действием импуль-
сов высокого давления. В пластикаторах, работающих по дан-
ному принципу, полимерный материал в виде гранул, порошка
или крошки загружается малыми порциями вибропоршнем в
пластик а ционный цилиндр, где под действием импульсов высо-
кого давления, создаваемых загрузочным вибропоршнем или
специальным пластнцирующим поршнем, сжимается и продавли-
вается через узкий зазор, при этом за счет необратимой состав-
ляющей работы объемного сжатия, энергии деформации, затра-
ченной на изменение формы перерабатываемого материала от
профиля цилиндра до профиля сдвигового зазора, а также теп-
ловыделений, связанных с внутренним и внешним трением, про-
исходит пластикация полимера. Важным преимуществом дан-
ного метода пластикации является то, что нагрев полимера от
комнатной температуры до температуры переработки достигает-
ся за десятые доли секунды и, вследствие малых поперечных
размеров пластицирующего зазора, температура также быстро
выравнивается. Давления, реализуемые в цикле деформации,
очень велики (до 1000 МПа), поэтому пластицируемый полимер
сжимается до такой высокой плотности, что ведет себя как ква-
зитвердое тело, проявляющее способность к большим пластиче-
ским (технологическим) деформациям (86, 83]. Это позволяет ис-
пользовать для расчета и теоретического анализа рассматривае-
мых здесь пластикаторов теорию пластического формования
металлов, основанную на гипотезе наибольших касательных на-
пряжений и постоянстве объема материала прн пластическом те-
чении (83, 86].

Согласно гипотезе наибольших касательных напряжений ма-
териал переходит в пластическое состояние при условии, что
максимальное значение касательного напряжения ттах в рас-
сматриваемой точке, определяемое полуразностью между наи-
большим Отах и наименьшим От1п главным напряжением, пре-
вышает предел текучести при сдвиге тт, равный половине пре-
дела текучести при растяжении от. Разность между Стах и Отт
характеризует способность тела проявлять пластические дефор-
мации, поэтому эту величину часто называют устойчивостью к
деформации или деформируемостью, обозначая й/ [83, 86]:

- %ах - = Стт = 2тт (IV. I)

При этом работа №, затраченная внешними силами на раз-
витие пластической деформации, может быть рассчитана по фор-
муле

Г=»Кй//ф (IV. 2)

где V — объем деформируемого материала; <р — главная дефор-
мация, которая в случае поршневого выдавливания пластици-
122
руемой массы из цилиндра с внутренним сечением в зазор с
сечением Аг, рассчитывается следующим образом:

(IV. 3)

Рассмотрим две практически важные конструктивные схемы
пластикации под действием высокого давления: а) схема с цен-
тральным расположением сдвигового зазора (схема А на
рис. 79) и б) с цилиндрическим сдвиговым зазором (схема Б
на рис. 79). При работе по указанным схемам пластикации на
входе в сдвиговый зазор образуются зоны деформации сводча-
того типа, в которых действуют радиальные аР и поперечные оп
напряжения. Поступление полимера в пластицирующий зазор

Рис. 79. Схемы пластикаторов высокого давления с центральным расположе-
нием сдвигового зазора (Л), с кольцевым сдвиговым зазором (5).

начинается при условии, что радиальное напряжение больше по-
перечного на величину к(, необходимую для развития пластиче-
ской деформации. С учетом вышесказанного определим вели-
чину давления, которое должен создать вибропоршень в цикле
деформации для пластикации полимера по указанным схемам
[83, 86].

Расчет пластицирующего усилия по схеме А. Цикл деформа-
ции полимера в данном пластикаторе можно представить сле-
дующим образом. На начальной стадии в полости цилиндра про-
исходит осевое сжатие материала, которое до определенного
момента не сопровождается вытеснением полимера в пластициру-
ющий зазор. Однако как только в полости цилиндра реализуется
давление, достаточное для развития пластической деформации
в предвходовой зоне пластицирующего зазора, в этот зазор на-
чинает поступать полимер, подвергаясь при этом продольной вы-
тяжке. При движении поршня назад происходит отдача запасен-
ной в полимере при объемном сжатии упругой энергии вибро-
приводу. Таким образом, общий перепад давлений, необходимый
для пластикации полимера, образуют следующие составляющие.

1. Перепад давления на участке 1\, связанный с уплотнением
порошкового или гранулированного полимера от насыпной плот-
ности до плотности, соответствующей давлению, при котором на-
чинают развиваться пластические деформации в сдвиговом за-
зоре. В процессе уплотнения сыпучего материала происходит
сжатие гранул, сопровождающееся радиальным течением его
отдельных частиц. При этом на торцевой поверхности плунжера
и внутренней поверхности цилиндра возникает внешнее трение.
Перепад давлений, необходимый для деформации гранул и пре-
одоления фрикционного сопротивления, может быть рассчитан
по формуле:

ДР, - (1 + у 1^,//, + 4И*,//,) (IV. 4)

где кц — деформируемость полимера в зоне уплотнения сыпу-
чего материала; ц — коэффициент треиия полимера по стали;

</1 и Ц — диаметр цилиндрической полости и ее длина, соответ-
ственно.

2. Перепад давлений, необходимый для растяжения поли-
мера от профиля цилиндра до профиля пластицирующего зазора,
который может быть рассчитан по формуле:

ДР2 = *,шФ «V. 5)

где й/ш — деформируемость полимера в зоне сдвигового за-
зора, а главная деформация ф определяется по формуле (IV. 3).

3. Перепад давлений ДР3, вызванный фракционным сопро-
тивлением, возникающим при движении продольно деформируе-
мого полимера на коническом участке пластикационного ци-
линдра. Эти силы внешнего трения, связанные с растяжением
полимера, противоположно направлены силам трения, вызван-
ным сжатием полимера. Перепад давлений ДРз рассчитывается
по уравнению:

ДР3 —= Пц/з1п а (IV. 6)

где — деформируемость полимера в конической части ци-
линдра; а — угол при вершине конуса.

4. Перепад давлений ДР«, обусловленный центростремитель-
ным сдвиговым течением полимера в коническом канале:

ДР4-у*,„з1па (IV. 7)

5. Перепад давлений, необходимый для преодоления сил тре-
ния в пластицирующем зазоре:

(IV. 8)

где — периметр сдвигов зазора; 1$ — его длина.

Общий перепад давлений в пластикаторе равен сумме пере-
численных выше перепадов давлений:

ш I4 (IV, 9)

Я
Расчет пластицирующего усилия по схеме Б [86]. Система
пластикации Б отличается от системы А тем, что пластицируе-
мый полимер на входе в сдвиговый зазор испытывает ие растя-
жение, а радиальное сжатие, при этом главная деформация, дей-
ствующая в радиальном направлении, определяется из равен-
ства

ф=1п-^- —0,16 (IV. 10)

где — диаметр цилиндрической полости; $с—ширина сдвиго-
вого зазора.

Таким образом, процесс деформирования полимера в пласти-
каторе типа Б складывается из аксиального сжатия материала
от насыпной плотности до плотности, соответствующей началу
поступления в сдвиговый зазор, с последующим радиальным
сжатием от профиля цилиндра до профиля кольцевого пласти-
цирующего зазора. Для расчета необходимого перепада давле-
ний в пластицирующей системе данного типа может быть ис-
пользована формула (IV. 9), выведенная для схемы А, при усло-
вии, что<р рассчитывается по (IV. 10).

Расчет температуры пластицированной массы [86]. В пла-
стикаторах, работающих по схемам А и Б (рис. 79), повышение
температуры перерабатываемой массы обеспечивают следующие
факторы:

1. Тепловыделение, возникающее в массе полимера при
адиабатическом сжатии его до входа в пластицирующий зазор.
Однако теплота сжатия обратима, так как иа дальнейших эта-
пах цикла пластикации происходит расширение материала: при
течении в сдвиговом зазоре и в цилиндрической камере при дви-
жении виброплунжера назад. Теплота адиабатического сжатия
обеспечивает нагрев полимера до текучего состояния перед
входом в сдвиговый зазор с тем, чтобы улучшить условия де-
формации материала в зазоре и снизить необходимое давление
пластикации за счет уменьшения к}. Как показали эксперимен-
ты, при быстром сжатии пластмасс на каждые 10 МПа деформа-
ционного усилия приходится прирост температуры на 1 °С при
температуре окружающей среды 140 °С и 0,02—0,03°С при ком-
натной температуре. Отсюда ясно, что для нагрева пластмасс
до текучего состояния требуются очень высокие давления.

2. Кондуктивный теплообмен с обогреваемой стенкой цилин-
дра и сдвиговым зазором. Ввиду кратковременности нахожде-
ния в пластикациоином цилиндре и малой теплопроводности по-
лимера, за счет передачи тепла от наружных нагревателей не
удается сообщить массе достаточно ощутимого количества теп-
ловой энергии, однако этот источник тепла все же оказывает
заметное влияние на процесс пластикации. Во-первых, наруж-
ный обогрев позволяет поддерживать температуру массы в ци-
линдрической полости на уровне, достигнутом при адиабатиче-
ском сжатии полимера. Во-вторых, соприкасающийся с нагретой
стенкой цилиндра пограничный слой полимера переходит в те-
кучее состояние, что позволяет значительно снизить внешнее
трение, а также создать перед входом в сдвиговый зазор об-
ласть с повышенной температурой пластицируемого материала.
В сдвиговом зазоре внешний обогрев способствует некоторому
повышению температуры массы, предотвращает потери тепла
от пластицируемой массы и приводит к образованию в пристен-
ных областях зазора расплавленного слоя полимера. Все пере-
численные выше последствия внешнего обогрева способствуют
улучшению условий пластикации и снижению необходимого дав-
ления на порошке. Вследствие снижения давления пластикации
уменьшится степень сжатия полимера на входе в сдвиговый за-
зор, а значит, уменьшится степень расширения материала в
сдвиговом зазоре, что приведет к менее сильному охлаждению
пластицируемой массы при расширении и в конечном счете к по-
вышению ее температуры.

3. Фрикционные тепловыделения в цилиндре. При работе с
обогреваемым корпусом, вследствие образования в пристенной
области тонкого расплавленного слоя, коэффициент трения о
стенку существенно снижается и в этом случае фрикционным
теплом из-за его сравнительной малости можно пренебречь.

4. Превращение в тепло работы, совершаемой при деформи-
ровании полимера от поперечного сечеиия цилиндра до попереч-
ного сечения сдвигового зазора. Если предположить, что вся ра-
бота деформации превращается в тепло, то реализуемое при
этом повышение температуры может быть рассчитано по фор-

муле:

к{ I

Д/,= ---

2 зтаЧ

3 <р /

(IV. И)

+ (* 4

где р — плотность; ср — удельная теплоемкость при постоянном
давлении.

5. Фрикционные и диссипативные тепловыделения в сдвиго-
вом зазоре. Температура корпуса в области сдвигового зазора
обычно выбирается ие ниже температуры массы, выходящей из
пластикатора. В данном случае за счет образования погранич-
ного слоя с пониженной вязкостью в сдвиговом зазоре реали-
зуется пробковый режим течения. Наблюдаемое при этом повы-
шение температуры полимера, связанное с диссипативными и
фрикционными тепловыделениями в зазоре кольцевого или пря-
моугольного сечения, может быть рассчитано из следующего ра-
венства:

д< = (IV. 12)

РМс

а в зазоре круглого сечения по формуле:

Д6 = у у. 13)

Л/* _/1 *
Если пренебречь теплотой, которая поступает в пластицируе-
мую массу за счет теплопередачи от стенки цилиндра и сдвиго-
вого зазора, а также фрикционными тепловыделениями в цилин-
дрической полости, то общее повышение температуры в процессе
пластикации может быть рассчитано по следующим формулам:

а) пластикатор с кольцевым сдвиговым зазором:

4'-рН‘/1+*< »( + Г2^)+М,...

(IV. 14, а)

где <р = 1п (-^-) — 0,16;

б) пластикатор с прямоугольным сдвиговым зазором:

" - 777 (1 + т-тг)+<1У- “• •>

где фвт-т1-;

А»

в) пластикатор с круглым сдвиговым зазором:

" "777[‘" + (1 + Т + “‘нп-т)] <1У " *>

где ф = 1п-^-.

Анализ расчетных данных и пояснения к расчету. В конеч-
ные расчетные формулы для определения давления пластикации
(IV. 9) и температуры массы на выходе из пластикатора (IV. 14)
входят кроме геометрических параметров физические константы
ц, к}, рис. Рассмотрим каждую из указанных констант и ее
роль в процессе пластикации [83, 86].

При работе пластикатора без обогрева, когда используются
весьма высокие давления, силы трения на единицу площади кон-
такта ттр, как правило, больше, чем максимальное касательное
напряжение ттах, при котором начинается пластическая дефор-
мация. Следовательно, предельное значение коэффициента тре-
ния полимера о стенку ц, реализуемое при ттр = Ттах, составит
0,5, так как

Ттр Тщах

2ттах

(IV. 15)

Общая величина сил трения в пластикаторе ДРТр определяет-
ся не только значениями ц и ДРпл, но и геометрическими разме-
рами пластикационного цилиндра. На рис. 80 приведена зависи-
мость ДРтр/ДРпл от /1/4/1, рассчитанная по (IV. 9) при ц = 0,5.
Как видно из рисунка, при малых значениях АМ почти все дав-
ление поршня идет на преодоление оил трения, которые дейст-
вуют в основном на торцевых поверхностях поршня и цилиндра.
С увеличением АМ (в области АМ > 0,2 4- 0,3) доля сил тре-
ния в общем перепаде давлений возрастает и при /1/1/1 > 3 они

. 127
становятся наиболее весомым компонентом потерь давления в

пластикационном цилиндре.

При нагреве стенок цилиндра до температуры выше темпе-
ратуры плавления данного полимера, внешнее трение за счет об-
разования в пристенной обла-

Рис. 80. Экспериментальные (-) и

расчетные (----) зависимости да-
вления пластикации (и его составляю-
щей ДРО от геометрических размеров
сдвигового зазора и температуры
стенки пластикатора (применительно
к системе Б):

2 —ПЭВП; 2-ПЭНП.

ции: а) при температуре стет
и б) при температуре стенки

сти расплавленного слоя ста-
новится пренебрежимо малым
и превалирующей компонентой
давления пластикации стано-
вится перепад давлений, необ-
ходимый для продольного рас-
тяжения полимера от попереч-
ного сечения цилиндра до се-
чения сдвигового зазора ДЛг-
При расчете этой компоненты
давления необходимо знать де-
формируемость полимера к{.
В качестве первого приближе-
ния к( можно использовать
значение давления, необходи-
мого для сжатия полимера от
насыпной плотности до истин-
ной плотности, при этом в рас-
четах можно сделать допуще-
ние, что

к( I “ II в III 16)

Найденная подобным обра-
зом величина к( для ПЭНП со-
ставляет 50 МПа, а для ПЭВП
—40 МПа. Применительно к
указанным материалам были
проведены расчеты для двух
предельных случаев пластика-
цилиндра 20 °С, когда ц = 0,5
’0°С, когда р, = 0. Результаты

расчетов приведены ниже:
Материал Плотность, КГ/мЭ 11/а, Температура цилиндра, •с МПА и Д₽ПЛ, МПа
ПЭНП 950—953 0,5 20 56 0,5 785,5
950-953 0,5 220 56 0 312
пэвд 918-920 0,5 20 40 0,5 561,2
918—920 0,5 250 40 0 244

Как видно из приведенных данных, за счет подогрева стенки
цилиндра удается более чем в 2 раза снизить давление пласти-
кации, при этом для менее плотного полимера требуется боль-
шее Д/’пл-

Зависимость ДРПл от температуры стенки цилиндра /ст и ве-
личины сдвигового зазора $е приведены на рис. 80. Из представ-
Ленных графиков видно, что изменяя /ст и $с, можно в широких
пределах регулировать величину давления, при котором дости-
гается пластикация полимера. Вместе с тем, каждому давлению
ДРпл, рассчитанному по (IV. 9) для различных /с и $с, соответ-

Рис. 81. Эксперименталь-
ные (а и в) и расчетные
(б) и (/, в) зависимости
температуры пластици-
руемой массы от толщи-
ны сдвигового зазора $с,
относительной длины за-
зора 1/зс и температу-
ры стенки цилиндра /ст.

1/з

ствует определенная температура пластицируемой массы, поэто-
му для правильного выбора конструктивно технологических па-
раметров пластикации кроме зависимостей ДРПл(5с), ДРпл(*«т)
и т. п. необходимо иметь характеристики Д?($с), Д?(/ст) и т. д.

На рис. 81 приведены характерные зависимости температуры
пластической массы от толщины сдвигового зазора зс, относи-
тельной длины зазора 4/зе и температуры стенки цилиндра. Из
рисунка следует, что изменяя геометрию сдвигового зазора и
температуру внешнего обогрева, можно в широких пределах из-
менять температуру полимера на выходе из пластикатора. Наи-
более удобным способом регулирования температуры расплава
является изменение температуры стенки.

В формулах (IV. 14), которые применяются для расчета Д< в
пластикаторе, фигурируют теплоемкость сР, являющаяся функ-
цией температуры, и плотность р, зависящая от температуры и
давления. Для многих полимеров зависимости о(0. р(0 и р(Р)
известны [64]. В формулах (IV. 14) используется допущение о не-
изменности р и ср в процессе пластикации, при этом для опреде-
ления расчетных значений указанных величин может быть вы-
брана средняя температура между начальной и примерно ожи-
даемой температурой полимера на выходе.

В приведенных выше теоретических выкладках давление
ДРПЛ предполагалось постоянным, хотя в действительности на
рассматриваемых пластикаторах оно периодически изменяется
по определенному закону. В промышленных пластикаторах вы-
сокого давления используются, как правило, гидравлические ви-
браторы, которые возбуждают колебания, имеющие форму, близ-
кую к П-образной, при этом задаваемым параметром является
не амплитуда перемещений вибропоршня, а амплитуда возму-
щающей силы. В этом случае все приведенные выше расчетные
формулы будут приемлемы для определения амплитуды П-об-
разных импульсов давления. Диаметр вибропоршня с1в при ис-
пользовании гидравлического вибратора определяется, очевидно,
из следующего равенства:

4в-Ва/ Угтах (IV. 17)

V пл тах

где О — диаметр гидроцилиндра вибратора; ДРГ тах — макси-
мальное давление в гидросистеме; ДРПл тах — предельное давле-
ние пластикации (ДРпл тах — 800-т- 1000 МПа). Частота коле-
баний обычно определяется для каждого полимера эксперимен-
тально, как наибольшая частота, при которой обеспечиваются
нормальные условия загрузки сыпучей массы в пластикатор.

IV. 2. РАСЧЕТ НИЗКОЧАСТОТНЫХ
ВИБРОФОРМУЮЩИХ УСТРОЙСТВ

Из представленных на рис. 1 схем виброформования оптималь-
ным вариантом с точки зрения повышения формующей способно-
сти оборудования, универсальности и простоты конструктивного
оформления является схема V [34]. В то же время (см. II. 1 и
II. 2) эта схема является наиболее сложной с позиции оптимиза-
ции, так как здесь ощутимый эффект от вибрирования достигает-
ся только при строго определенном сочетании вибрационных па-
раметров с конструктивно-технологическими параметрами обо-
рудования. При этом, вследствие затухания колебаний вдоль
формующей полости, с ростом частоты колебаний выше опреде-
ленной величины эффект, вносимый вибровоздейстйием, начи-
нает убывать. Чтобы сознательно подходить к выбору частотного
диапазона при виброформовании по указанной схеме рассмот-
рим процесс распространения плоской низкочастотной волны
большой амплитуды вдоль напорного потока полимера в пло-
ском канале.

АНАЛИЗ КОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ
В ФОРМУЮЩЕЙ ПОЛОСТИ ПРЕСС-ИНСТРУМЕНТА

Исследование данного процесса проводилось на установке
(рис. 82). В данной установке периодические импульсы давления
возбуждались на входе в прямоугольный канал вибропоршнем
13, связанным с эксцентриковым вибратором (последний на ри-
сунке не показан), а стационарный напор создавался в канале
поршнем 17, приводимым от пневмоцилиндра 22. На вибропорш-
не и вдоль канала были установлены тензодатчики для непре-
рывной регистрации давления на входе в канал и в различных
точках пульсирующего потока.

Рис. 82. Схема опытной установки для исследования колебательных процес-
сов в потоке полимера:

/ — усилитель 8АНЧ; 2—осциллограф Н-700: 3— мембрана; 4—гайка; 5— штырь; б—кор-
пус датчика давлении; 7—мембрана; 8 —планка; 9—вставка для изменения высоты
канала; // — корпус вибростенда: 12. 18, 20—неподвижные плиты; 13—внбропоршеиь;
И—заглушка; 15—литниковая втулка; 16—нагревательный цилиндр; 17—поршей.
/9—шток; 2/—колонны; 22—пневмоцнлнндр.

Длина прямоугольного канала 200 мм, ширина 20 мм, а вы-
сота может задаваться от 1 до 20 мм (за счет смены вкладыша
8). Исследования производились на полиэтилене высокой и низ-
кой плотности, ударопрочном полистироле и натуральном кау-
чуке при частотах 3—34 Гц в области амплитуд колебаний дав-
ления от 20 до 40 МПа при температурах, соответствующих тем-
пературам переработки указанных материалов [119, 153].

Как видно из представленных осциллограмм (рис. 83), пер-
воначальная форма импульсов давления по мере удаления от ис-
точника колебаний несколько искажается, однако эти искаже-
ния, как правило, невелики и в первом приближении форму им-
пульсов давления можно считать неизменной по длине потока.

Замеры фазового сдвига, проведенные в точках с Р = Ро
(где Р — мгновенное давление в данной точке потока, Ро — ста-
ционарная составляющая давления в точке замера), показали,
Ряс. 83. Типичные осциллограммы
давления, зарегистрированные на уста-
новке, представленной на рнс. 82, в про-
цессе распространения продольных
волн с частотой 6 Гц в сдвиго-
вом потоке ударопрочного полисти-
рола (цифры у кривых соответствуют
расстоянию точки замера давления от
источника колебаний в мм).

В этой работе было показано,
цесс описывается уравнением

что этот сдвиг по фазе возрастает с удалением от источника ко-
лебаний по закону, близкому к линейному.

По полученным осциллограммам было установлено, что при
низких частотах колебаний, высоких температурах расплава,
больших высотах формующего канала, и небольших длинах по-
тока (последний случай исследовался в опытах по заполнению
канала) амплитуда колебаний
давления линейно уменьшает-
ся по длине течения. С ростом
частоты колебаний и длины
канала, или уменьшением его
высоты и температуры наблю-
дается отклонение этой зависи-
мости от линейного закона, а
начиная с некоторых значений
указанных параметров, ампли-
туда колебаний давления за-
тухает в направлеиии течения
по закону, близкому к экспо-

иенциальному.

Аналитическое рассмотре-
ние процесса распространения
периодических импульсов дав-
ления вдоль стационарного
изотермического потока поли-
мера в плоской щели длиной
/о (при свободной экструзии
полимера) приведено в [119].
го данный колебательный про-

дР . д
---— т —
д1 дх

аКкп+1
где

(IV. 18)

с граничными условиями

(IV. 19)

Здесь т — коэффициент пьезопроводности; К и а —реоло-
гические константы (см. 1.1); Л—высота канала; /о — длина
канала.

Для получения приближенного решения будем пользоваться
методом осреднения. Основываясь на результатах описанных
выше исследований (т. е. принимая сдвиг по фазе линейно воз-
растающим и пренебрегая искажениями формы колебаний по
длине течения), запишем функцию, аппроксимирующую реше-
ние уравнения (IV. 18) в виде

Р-Р9Ар* + рл **(<^>~2*1з1п(о/_рх) (IV.20)

где аир — искомые константы; со — волновое число,
132
Подставим выражение (IV. 20) в уравнение (IV. 18) и полу-
ченное равенство проинтегрируем по х от 0 до /о- Затем произ-
водится временное усреднение, т. е. обе части уравнения пооче-
редно умножаются на 51П и соз и производится интегриро-
вание по / от 0 до 2л/<о. В результате двухкратного осреднения
получим систему двух уравнений, решая которую, определяем
искомые параметры аир.

Рис. 84. Зависимости а (Г) (а) и |(Г) (б), полученные при временном осредне-
нии по периоду (1—3, 6 и Г—3', 6'), по первому полупериоду (5, 3’) и по
второму полу периоду (4, 4'):
1—п—1; е«1! 2—п—2; с—1; 3, 4. 5—п—3. с—1; в—л=3. с—0,5.

Рассмотрим сначала эту систему для случая I оо, когда
зЛа/о-><», с/Ла10-*1 и что соответствует отсутствию

среднего течения в канале. В этом случае решение системы
уравнений (IV. 20) для некоторых целочисленных п имеет сле-
дующий вид:

1 а 2.45 ( ©

П_1, = = А

- в 2,15 ( а> Хз
л = 2, —А

„-3. (IV.!!)

Выясним далее, каким образом длина канала 10 и среднее
давление Ро влияют на параметры колебаний. Введем безраз-
мерные переменные:

в — а/а*,; ₽ = ₽/₽«,; /“ОоЛ; с = Р&/Ря (IV. 22)

Если проделать описанную выше процедуру временного ос-
реднения при /о < оо, то получим выражения, которые здесь
опущены ввиду их чрезвычайной громоздкости. Эти уравнения,
замкнутые относительно искомых параметров 5 и ₽, решались
численно методом последовательных приближений, критерием
сходимости которого являлось совпадение приближений с точ-
ностью до третьего знака включительно (результаты расчетов
см. рис. 84).

Из рис. 84 видно, что в области сравнительно небольших 1о
значения а и ₽ с ростом указанного параметра увеличиваются,
достигая при достаточно больших значениях 7о единицы. Для 5
это наступает при 7о ~ 3—4, а для 0 при 1о ~ 1,5—2.

Построенные с использованием полученных выше даииых
кривые распределений амплитуды Р,(х) и сдвига фаз <р(х) для

Рнс. 85а. Схемы устройства для непрерывной регистрации графика переме-
щения фронта потока полимера в прямоугольном канале:

Г—форма; 3— плоский текстолитовый поршень; 3— направляющие салазки; 4—стойка;
в— подвижный контакт; 4—катушка; 7—нерешенное сопротивление; в—осциллограф.

Рис. 856. Затухание (1—3) и измеиеиие фазы (Г—3') колебаний по длине
потоке в процессе заполнения прямоугольного канала расплавом УП-1ЛД:
й—1 мм. /—17 Гц, <—180°С ( — '' —эксперимент, ---• расчет).

нескольких конкретных режимов показаны на рис. 85,6. Здесь
же показаны соответствующие этим режимам эксперименталь-
ные точки. Расхождение расчетных и экспериментальных резуль-
татов не превышает 20%.

Оцеиим теперь с учетом затухания относительное увеличение
среднеинтегрального расхода полимера на выходе из канала
(Р) при наложении на стационарный поток низкочастотных ко-
184
лебаний. Для целочисленных п имеем следующие

п —1,

п—2,
п-з,

«г> . , ра «2/о

8“ <Эо “ + 2Р0 ' $йа/0

«?> , 3/^ а2/2

О0 * 2Р2 5А*а/

выражения:

(IV. 23)

Здесь « — относительный среднеинтегральный расход, <2 — рас-

ход на выходе из канала при стационарном напорном течении

при Р = Р&.

Результаты расчетов,
проведенных по формулам
(IV.23) с использованием
данных рис. 85, представ-
лены на рис. 86.

Все кривые на рис. 86
имеют горизонтальный уча-
сток, соответствующий сред-
неинтегральному расходу
при отсутствии затухания, и
участок довольно быстрого
убывания «?>/(?о вследст-
вие роста а. Длина горизон-
тального участка от л и с
зависит несущественно и
имеет протяженность ~1,5,
а значения «?>/(?о на этом
участке значительно увели-
чиваются С ростом ПИРа/Ро-

Во всех изложенных вы-
ше расчетах предполагалось,
что форма импульсов в про-
цессе распространения ос-
тается неизменной. Однако,
как было отмечено ранее,

имеют место определенные искажения исходного импульса по
длине канала. Характер этих искажений можно оценить, произ-
водя временное осреднение, не по периоду, как это делалось
выше, а по полупериодам от 0 до л/<а и от л/<а до 2л/ю.

Проведенные указанным образом для целочисленных п вы-
числения показали, что при п > I осредненный по первому по-
лупериоду коэффициент фазового сдвига 01 при небольших зна-
чениях /о (приблизительно 0,7) превосходит осредненный по
второму полупериоду коэффициент 02, однако за пределами это-
го участка наблюдается обратная картина. При 10->-оо постоян-
ные 0| и 02 стремятся к 0<» (см. рис. 24).
Полученный при осреднении по первому полупериоду коэф-
фициент всегда меньше, чем коэффициент б2, осредненный по
второму, за исключением области сравнительно малых значений
?о, где б] = й2 = 0, и области весьма больших значений ?о, где
б| = а2 = бда.

Следовательно, при умеренных значениях параметра 70 пер-
воначально синусоидальные импульсы давления приобретают
возрастающую по длине асимметрию относительно уровня
постоянной составляющей давления Ро(1—х/10). При этом ос-
реднениая по первому полупериоду амплитуда превосходит
амплитуду, осредненную по целому периоду, а та, в свою оче-
редь, превосходит амплитуду, осредненную по второму полупе-
риоду. Увеличение амплитуды в первом полупериоде и уменьше-
ние ее во втором (относительно усредненной по всему периоду
амплитуды будет способствовать увеличению среднеинтегрально-
го расхода за соответствующие полупериоды, в результате чего
расход (О) = у*»/ будет больше вычисленного ранее осред-

ненного по всему периоду расхода <(?> «<?1> и <<Эг> — осред-
ненный, соответственно, по первому и второму полупериодам
расход). Из зависимостей <Ф1>, <ф2> и <<?> от ?о (см. рис. 86)
следует, что за счет несимметричного затухания (заметного
уменьшения амплитуды во втором полупериоде при незначи-
тельном затухании в первом) на участке /о ~ 1,2—2,1 наблю-
дается некоторое увеличение <$>, в то время как <ф умень-
шается. Следствием этого является увеличение на 20—25% (до
?о ~ 2) зоны, в пределах которой затухание ие уменьшает расход.

Из вышеизложенных теоретических выкладок можно сделать
следующие выводы.

1. При распространении в стационарном потоке расплавов
полимеров низкочастотных периодических импульсов давления
большой амплитуды возникают продольные волны с длиной
Л = 2л/р, затухающие вдоль потока, вследствие диссипативных
процессов, обусловленных преимущественно сдвиговой вяз-
костью.

2. Если длина канала /о С к (при малых а», /о), то затуха-
нием и изменением фазы колебаний вдоль потока можно прене-
бречь и деформацию системы считать однородной по длине.
В этом случае наложение колебаний интенсифицирует процесс
течения нелинейно-вязких расплавов, причем относительный эф-
фект увеличения среднеинтегрального расхода возрастает при
увеличении относительной амплитуды колебаний давления с и
степени нелинейности п.

8. Если /о » к (при больших а«>/), то импульсы давления на
выходе из канала практически полностью затухают и поэтому
уже не оказывают заметного влияния на расход выходящего из
канала полимера, а стационарный напор, вследствие малости
градиентов давления не оказывает существенного влияния на ха-
рактер распространения колебаний. Коэффициент затухания ко-
лебаний а»,, равный в данном случае коэффициенту фазового
сдвига 0оо, увеличивается с ростом частоты и уменьшением ко-
эффициента пьезопроводности а в нелинейно-вязких средах,
кроме того, растет при уменьшении степени нелинейности п и
амплитуды Р,.

4. Если / сопоставима с А, то с ростом длины канала и отно-
сительной амплитуды Р./Ро (последнее при п>1) коэффи-
циенты аир быстро возрастают от нулевых значений до вели-
чин, близких к а<» и р«>, а относительный среднеинтегральный
расход на выходе <<2>/<2о наоборот, резко уменьшается от зна-
чений, соответствующих однородной по длине деформации, до 1.

5. При низкочастотном виброформовании параметры вибро-
воздействия следует выбирать таким образом, чтобы длина воз-
никающих при этом продольных волн была значительно больше
длины зоны формования. Как следует из вышеизложенного, об-
ласть эффективного применения низкочастотных колебаний при
вибропоршневом способе формования ограничена неравенством
Ооо1о 2.

Сказанное выше согласно [34] справедливо не только для вол-
новых процессов, протекающих при экструзии полимеров, но и
при литье под давлением на стадии заполнения формы. При ана-
лизе процесса вибролитья в расчетных формулах, справедливых
для виброэкструзии, следует вместо длины формующего канала
1о подразумевать текущую длину затекания /.

АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ВОЗБУЖДЕНИЯ
ПЕРИОДИЧЕСКИХ ИМПУЛЬСОВ
В ПОЛОСТИ ВИБРОПРИСТАВКИ

Анализ процесса возбуждения колебаний необходим для
установления количественной взаимосвязи между амплитудно-
частотными параметрами вибровоздействия, геометрией каналов
виброприставки и формующего инструмента, свойствами пере-
рабатываемого материала и параметрами колебаний давления
в полости вибрационной приставки, а также для выявления оп-
тимального сочетания указанных параметров.

Рассмотрим процесс возбуждения импульсов в полости виб-
роприставки. Уравнение баланса массы для полости А (рис. 87)
имеет вид: . ,

г г с

\ ^(х. 1)ау+ 1)ау+ /)-

п V,

& < I

- Р (V» + УI + У») - Ро $ а (П 4- 5 р» (0 (/) <11 (IV. 24)

О * о

где У(0—объем полости А в момент времени /; Уо — объем
полости А при среднем положении вибропоршня; V] и — со-
ответственно объемы каналов I и //; <2|(/) —объемный расход
полимера на выходе из канала /; — объемный расход
Рнс. 87. Схема процесса возбуждения
периодических импульсов давления
в полости виброприставки.

Начальный момент отрыва

полимера во входовом сечении канала //; ро—плотность поли-
мера в недеформированном состоянии; рв(О — плотность поли-
мера во входовом сечеиии канала //.

Объемный расход (Щ) в пределах одного цикла колебаний
вибропоршня будет изменяться как по величине, так и по напра-
влению, в зависимости от величины и знака разности давлений
в полостях Б и А. При опреде-
ленном сочетании конструктив-
но-технологических параметров
исследуемого процесса в по-
лости А может возникнуть та-
кая ситуация, когда объемная
скорость поступления в нее ма-
териала Рг(О на некотором
участке движения вибропорш-
ня будет меньше, чем скорость
увеличения объема полости
У(1), и тогда будет наблю-
даться отрыв вибропоршня от
деформируемой массы.

вибропоршня от полимера (Л)

можно определить из равенства:

(1У25)

Вибропоршень вновь придет в соприкосновение с расплавом
в момент Л, когда объем полости А станет равен объему поли-
мера в ней, т. е. при условии:

V (/,) - ИЛ) + $ <?» (0 41 (IV. 26)

Пренебрегая пространственным распределением плотности в
объеме У(0, заменяя распределение плотности в объеме 1Л,
средним между р0 и плотностью полимера в объеме У(/) и учи-
тывая, что Уз мало по сравнению с У(1) и 1Л, получим из

(IV. 24) для участка безотрывной работы вибропоршия следую-
щее выражение:

<1+Г <|+Г

р(о[У(П + уК1]-ро(к. + уУ|)-р. <2(<)Л+ Р» (0 <?»(<)««

6 6 (1У.27)

Согласно данным I. 1, для амплитудно-частотного диапазона,
реализуемого иа вибропоршневой приставке, имеем
Р (О -Р»П + ₽/’•(<)) (IV. 28)

V (/) = Л - яг*Л з!п со/ (IV. 29)

<?,«)-*,-??«) (IV. 30)

Р»(0-.Р»и+^.(01 (IV. 31)

<?. (<) ” кз [Рз (0 - Р| (0Г &П (Р8 (О - Р, (/)] (IV. 32)
Здесь ₽ —объемная сжимаемость расплава; Р1(/) и Р2(/) —
соответственно давление в полостях А н Б; г — радиус вибро-
поршня; Л и со — соответственно амплитуда и круговая частота
колебаний вибропоршня (ш = 2л/Т); Т — период колебаний;
р(0 —плотность материала в полости А; и — постоянные
коэффициенты, зависящие от геометрических размеров, соответ-

Рис. 88. Расчетные (--) н экспериментальные (- —) зависимости у (0) при

л— 2,67 и 6, =0,01.

ственно каналов / и 1Г, п— показатель степени в уравнении сте-
пенного закона течения.

Пренебрегая членами, содержащими малые параметры, из
исходных уравнений получим следующую систему:

Ь»(1 — У)лзеп(1 — у) — Ьхуп=- — соз2л0
2л0] =» — агссоз Ьг

— з!п 2я0а =» — 81п 2л0| + 2л6а (0» — 0,)

(IV. 33)

где 0 = у

Р(ё).

Р, ’

₽(и» + у И|)р’

1 = ЛГ2Й<0 ’

*в ролг’й® ’

।

Результаты расчетов по данным формулам с использованием
метода итерации приведены на рис. 88—90.

Из системы уравнений (IV. 13) следует, что процесс возбу-
ждения периодических импульсов давления определяется тре-
мя безразмерными параметрами — п, Ь\, Ьг.
Параметр п — показатель степени в уравнении степенного за-
кона течения, характеризует нелинейность деформируемой си-
стемы. Этот параметр (см. рис. 88 и 89), оказывает заметное
влияние на характер кривых у(й) и а (9) = . С ростом

п при неизменных Ь\ и Ь2 амплитуда колебаний безразмерного

Рис. 89. Расчетные (-----) и экспериментальные (• —) зависимости г (0) при

/1 = 2,67 и 0,01.

Рис. 90. Зависимости з (&») (1—4} и з (&0 (5—8} при следующих параметрах
процесса:

1—п—3, 6, •* 0; 2—п—2,67, 6, -> 0; 3—п—2. 6, -» 0: 4—п~2. 61—0,1; в—п—3, 6»—0,7;
3—п—2,67, 61—0,7: 7—л—2, 61—0,7; 3 —п—2, 6,—2.

давления несколько уменьшается, а форма импульсов становит-
ся менее заостренной.

Если пренебречь объемной сжимаемостью полимера, то меха-
нический к. п. д. виброприставки можно рассчитать по формуле:

6+Г в,+1

$ Р|(0«.(0Л Ьх ип+1<&

Ап Д|

* "б+Г 9»+'

( Р( (О [Ф1 (0 + <?» (01 ) исоз2л§</0

Л б,

(IV. 34)
кит в интервале ц/

кпд

3-КПД

Рнс. 91. Зависимость механического к. п. д.
внброприставкн и произведения $Х к. п. д.
от параметра Ь\.

I, К—л=3; 2, 2'—п—2,67; 3. 3'—п=2.

Результаты расчетов, проведенных по формуле (IV. 34),
представлены на рис. 91. Здесь же показана графическая
зависимость произведения « X к.п.д. от параметра Ь}. На приве-
денных графиках видно, что компромиссный экстремум, соот-
ветствующий оптимальному сочетанию среднеинтегральной про-
изводительности и к.п.д. виброприставки (область, где^ произве-
дение зX к.п.д. = шах), ле "

практических расчетов мож-
но ПРИНЯТЬ бюпт == 0,07).

Таким образом, опти-
мальный режим работы ви-
бропоршня реализуется при
таком сочетании конструк-
тивно-технологических па-
раметров процесса, когда
61 = 0,07, 62 = 0,7 и-^- =
= 10, т. е. пропускная спо-
собность канала, связы-
вающего полость вибропри-
ставки с пластикационным
цилиндром, должна быть
примерно в 10 раз больше
пропускной способности фор-
мующего канала. В практи-
ке виброформования зада-
ваемым параметром являет-
ся величина Ь\, определяе-
мая геометрией формующе-
го инструмента, поэтому
подбор оптимального сочетания параметров Ь\ и 62 может быть
произведен только за счет изменения параметра 62 путем целена-
правленного изменения геометрии канала, связывающего полость
вибропристапки с пластикационным цилиндром экструдера или
литьевой машины. Технически наиболее просто настройку вибро-
приставки на заданное значение 62 производить в том случае, ко-
гда канал // имеет сечение прямоугольной формы, при этом одна
из стенок канала выполнена в виде подвижной планки.

Зная оптимальные значения параметров 62 и и, можно по по-
лученным выше зависимостям рассчитать соответствующие им
значения относительной амплитуды колебаний давления в поло-
сти виброприставки сопт /Ч/Рг и относительный среднеинте-
гральный расход $ = <ф2>/ф1 при заданном п. (рис. 93).

Амплитуда колебаний безразмерного расхода, наоборот, сро-
стом п увеличивается, и форма кривых у (в) становится более
заостренной при вершине.

Параметр 62, как видно из уравнений (IV. 42), представляет
собой отношение объемного расхода, реализуемого при свободном
истечении расплава через канал II под действием давления
Р2> к максимальной скорости изменения объема полости Л. Дан-
ный параметр характеризует пропускную способность канала II,
т. е. им контролируется количество расплава, поступающего из
полости Б в полость А и утекающего назад из полости А в по-
лость Б.

Параметр 61 представляет собой отношение объемного рас-
хода полимера, реализуемого при свободном шприцевании через
канал / под действием давления Р1 (/) = Р2 = сопз! к макси-

Рис. 92. Зависимости с0Пт, стах, р*/рз и
«опг от п.:

‘~сот <п>: г-сшах <п): *-\>пт 4~р* 'п)

мальной скорости изменения
объема полости А. Этим па-
раметром контролируется
количество расплава, выте-.
кающее за цикл из полости
А через канал I.

Для анализа работы ви-
броприставки целесообразно
ввести еще один безразмер-
ный параметр и = у- = -^-,
который характеризует со-
отношение между пропуск-
ной способностью канала /
и канала // при одинаковом
напоре. Чем меньше 61 и
и, тем больше относитель-

ный эффект увеличения про-
изводительности при со-
хранении постоянства к\
и 62.

Изменяя параметры 6| и 62, можно определенным образом
регулировать количество полимера, перетекающего за цикл че-
рез каналы / и II, что позволяет изменять условия возбуждения
импульсов давления, а следовательно, их величину и форму.

Как видно из рис. 90, графическая зависимость относитель-
ного среднеинтегрального расхода 5 от параметра 62 имеет ха-
рактерный максимум, соответствующий оптимальному режиму
виброформования. Этот режим реализуется при таком сочетании

конструктивно-технологических параметров процесса, когда па-
раметр 62 « 0,7, что соответствует работе вибропоршня с отры-
вом от деформируемой массы на фазовом участке в от 135 до
270°. Зависимость з(п) приведена на рис. 91.

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ЭКСТРУЗИОННОГО ВИБРОШОРМОВАНИЯ

Вышеизложенный материал позволяет рассчитать оптималь-
ные параметры виброэкструзии и величину относительного эф-
фекта увеличения объемной производительности формующей го-
ловки «опт при заданном Р2. Все это дает возможность по извест-
ной рабочей характеристике головки в обычном режиме экстру-
зии рассчитать рабочую характеристику головки при вибрацион-
ном режиме экструзии (простым умножением ординат 0 исход-
ной рабочей характеристики головки на «опт прн каждом
заданном Р2). При этом новая рабочая точка экструдера оп-
ределяется либо графически (см. рис. 48), либо при решении
уравнения

8опт = Л1 (IV. 35)

где левая часть описывает рабочую характеристику головки при
оптимальных режимах экструзионного виброформования, а пра-
вая — рабочую характеристику червячной машины (В( и В2 —
константы).

Обобщая сказанное выше, можно рекомендовать следующую
методику расчета оптимальных конструктивно-технологических
параметров виброэкструзии:

1) определить экспериментальным нли расчетным [60, 64]
путем коэффициенты к\, В\ и В2;

2) по кривым течения или рабочей характеристике головки
при стационарной экструзии определить значение п, а по рис. 92
определить «опт для данного п;

3) подставить значения къ В\, В2, п и «0Пт в уравнение
(IV. 35), при решении которого находится Р2 и <?ь т. е. опреде-
ляется среднее давление и производительность, соответствующие
«рабочей точке» экструзионной установки прн оптимальном ре-
жиме виброэкструзии;

4) по формуле к2 = 61/0,1 определить величину 62, зная ко-
торую, можно определить размеры канала, связывающего по-
лость виброприставки с пластикационным цилиндром; для пло-
ского канала высотой Л2, длиной /2 и шириной о>2 высота рассчи-
тывается по формуле:

к Рп

5) подставить значения 62, Р2, п и г в формулу Пггны =
и определить величину произведения [Ясо]опт;

6) по рис. 92 определить значение сопт и, подставив ее в фор-
мулу Ра — Сопт/Рг, найти значение Ра;

7) рассчитать максимально допустимый коэффициент зату-
хания колебаний [а«>]тах — 2/Го;

8) подставить значения [аортах, Ра и Лщш (минимальная вы-
сота формующего канала), а в выражение (IV. 30) и рассчитать
предельно допустимую частоту колебаний вибропоршня сотах;

9) зиая значения сотах и [Ясо]опт, подобрать в соответствии
с диапазоном регулирования амплитуд и частот, реализуемом иа
конкретной виброприставке, значения параметров Н0Пт и со0пт-
МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ ПА РАМЕТРОВ
ЛИТЬЕВОГО ВИБРОФОРМОВАНИЯ

При литье под давлением в отличие от экструзии длина по-
тока формуемого полимера 1(1) не постоянна, а в процессе за-
полнения формы непрерывно увеличивается от 0 до /щах, при
этом полимер постепенно охлаждается. Следовательно, в процес-
се заполнения литьевой формы параметр непрерывно умень-
шается, а параметры 5 и с увеличиваются. Однако, как было
показано в [34] при ««./тах < 2 и Ь2 = 0,7 (т. е. при оптималь-
ных условиях виброформования) в практических расчетах мож-
но принять, что на всей длине течения $опт « сопз1 и с = стах=
= « сопзх и их значения для различных п могут быть опре-

делены из графиков на рис. 92.

Для количественной оценки эффекта увеличения предельной
длины затекания полимера в полость литьевой формы предло-
жена корреляционная зависимость между параметрами вибра-
ционного и обычного режимов литья, которые характеризуются
равными предельными длинами затекания [34]:

х 2я ч 1/п

*>,= | + -^§-з!п<р)%ф | (IV. 37)

где Р* — давление литья при стационарном режиме формования,
соответствующем по длине затекания вибрационному режиму
литья при постоянной составляющей давления Р2, амплитуде ко-
лебания давления Ра и коэффициента затухания а; <р — фаза ко-
лебаний; I — длина затекания.

Результаты расчетов, проведенных по (IV. 45) для различных
значений п применительно к оптимальному режиму работы ви-
бропоршня (Ь2 = 0,7) и при а/щах < 2 (4, рис. 92).

При расчете оптимальных режимов литьевого формования
необходимо учитывать, что максимально реализуемая скорость
поступления полимера из инжекционного цилиндра в полость ви-
броприставки не может превысить паспортную скорость впрыска
литьевой машины ($тах» Т. 6.

^2«?мах «V. 38)

Следовательно, для получения достаточно большого увели-
чения предельных длин затекания при использовании вибрацион-
ного режима паспортная скорость впрыска машины должна быть
повышена в 2,0—2,5 раза (т. е. увеличиться примерно в зОпт раз).
Этого можно добиться прн сочетании вибрационного режима
литья и режима с предварительным сжатием расплава. Кроме
того, если вибролитьевая машина укомплектована червяком,
имеющем диаметр Отах больше нормально установленного Оном,
то в результате замены червяка достигается увеличение макси-
мальной скорости впрыска и объема отливки в Ртах/Рнои число
раз, при этом, несмотря на уменьшение максимального давления
литья формующая способность машины (предельная площадь
отливки) может быть увеличена.

Из приведенного выше материала вытекает, что оптимальный
режим колебаний вибропоршня находится при решении следую-
щей системы:

<хА/_ + а I + <х I 2
Ф шах • с с л л

___2_2_ = 0,7
яг2На> ’

^2^*2 в Фтах

7- Стах

(IV. 39)

Здесь ас, ал, аф — соответственно, коэффициенты затухания
продольных волн в канале сопла, литниковой системы и оформ-
ляющей полости формы, а /с, /л, /ф — соответственно, длина ка-
нала сопла литникового канала и оформляющей полости формы.
Значение Стах в (IV. 39) находят из рис. 92. Параметр п опреде-
ляется по кривой течения полимера или по зависимости 9(Р)
при свободном истечении материала через литьевое сопло. Имея
зависимости ($(Р) для конкретной литьевой машины, можно при
решении системы (IV. 39) определить оптимальные параметры
колебаний вибропоршня (частоту и амплитуду) и величину Р2
во всем диапазоне давлений литья для заданного полимерного
материала. Если полость виброприставки связана с инжекцион-
ным цилиндром плоским каналом шириной (о2 и длиной/2, то его
высота рассчитывается по формуле:

3*2/2-2',+1
а<о»

(IV. 40)

IV. 3. РАСЧЕТ УЛЬТРАЗВУКОВОГО
ФОРМУЮЩЕГО ИНСТРУМЕНТА

При ультразвуковом виброформовании полимерных материа-
лов металлическим элементам оборудования или формующего
инструмента сообщаются, как правило, либо продольные, либо
торсионные (поперечные) колебания. Для определения места
крепления вибрирующего элемента к неподвижным частям ма-
шины или пресс-инструмента необходимо знать места располо-
жения узлов стоячей волны, которые находятся от осциллятора
на расстояниях г = (лГ-|-у)у, где А — длина волны, а # — чис-
ло (целое). В случае возбуждения продольных колебаний в ме-
талле скорость распространения и длина волны рассчитываются
по формулам:

Сп=л/?: Кп=с1^ (IV. 41)
где Е— модуль упругости; р — плотность; сп — скорость распро-
странения волн; I — частота.

Для стали; у которой Е = 2-10® кг/ма = 1,96-10" кг/(м-с2)
и р = 78-103 кг/м3, скорость распространения волн сп =
= 5-103 м/с, а длина волны при / = 20 000 Гц составляет =
= 0,25 м.

Скорость распространения ст и длина волны торсионных коле-
баний рассчитывается согласно [80]:

^=ст/1, где Мт_—_

х = 0,2 — 0,5

(IV. 42)

В качестве примера рассмотрим схему расчета вибрацион-
ного сопла, которому сообщаются торсионные колебания [80]
(рис. 93). Сопло состоит из конусообразной фильеры /, фланца

2, предназначенного для кре-

Рис. 93. Схема ультразвукового сопла.

пления фильеры к экструде-
ру, и захвата 3, к которому
крепятся два ультразвуко-
вых вибратора для продоль-
ных колебаний, работающих
в противофазе. Исходными
параметрами является ча-
стота колебаний /, внутрен-
ний Л и наружный Р диа-

метры фланца, диаметр рас-
положения крепежных от-
верстий на фланце Ру, диа-

метр болтового отверстия с?б, количество болтов Мб, наружные
диаметры конусного сопла на входе Ро и выходе Ре. Определяе-
мыми величинами являются: а) длина формующей части сопла /,
б) толщина фланца /;, в) расстояние между фланцами и захва-
том 4- Расчет указанных геометрических параметров проводится

в следующей последовательности:

, 1) определяется ст и Лт по формулам (IV. 41)

2) рассчитывается коэффициент формы сопла

= (IV. 43)

8) вычисляется длина формующей части сопла

/ = Лт/Кф1 (IV. 44)

4) расстояние между фланцем и захватом /2 находят из ура-
внения

= (IV. 45)

4 I

5) для расчета толщины фланца необходимо определить ко-
эффициент Яф, зависящий от геометрических параметров флан-
цевого соединения

^=4^7
6) рассчитывается толщина фланца

2"'V

(IV. 47)

По описанной выше схеме был проведен расчет вибрацион-
ного сопла для частоты 13,5 кГц [80]. В действительности резо-
нансная частота составляла 12,5 кГц, что иа 7% меньше расчет-
ной величины. Данная погрешность обусловлена тем, что при
расчете ие учитывалось наличие полимера внутри сопла.

Как было отмечено выше, при литьевом виброформовании и
вибропрессовании полимерных материалов в ультразвуковом
диапазоне частота колебаний должна быть подобрана таким об-
разом, чтобы по толщине формуемого изделия укладывалось
целое число стоячих волн. Для расчета длины ультразвуковых
волн в нелинейных упруговязких средах может быть использова-
на сложная модель (см. 1.3).
Г лава V

ЗАЩИТА ОТ ШУМА И ВИБРАЦИЙ
ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ВИБРАЦИОННЫХ УСТРОЙСТВ

При использовании оборудования для переработки пласт-
масс, оснащенного режимом виброформования, особо важное
значение приобретает проведение мероприятий по борьбе с шу-
мом, сопровождающим работу вибрационных устройств, а также
с вибрациями, передающимися корпусам и станинам машин,
фундаментам и элементам конструкции зданий и сооружений,
коммуникациям, рабочим местам и т. д.

С точки зрения физики между шумом и вибрацией по суще-
ству нет различия. И вибрация, и шум представляют собой гар-
монические колебания физических тел. Есть разница только в
восприятии их человеком: шум воспринимается слуховым аппа-
ратом, вибрация — осязанием.

Шумом принято называть сочетание звуков, различных по
силе и частоте, возникающих в результате колебательного про-
цесса в диапазоне частот от 16 до 20 000 Гц. В зависимости от
среды, в которой распространяется звук, шумы бывают струк-
турные (корпусные) и воздушные. Структурные шумы обра-
зуются при непосредственном контакте источника вибраций с
элементами конструкции машин, корпусными деталями и стани-
нами, трубопроводами, фундаментами. Колеблющиеся поверх-
ности приводят в колебание окружающий источник вибрации
воздух, образуя при этом звуковые волны. Если генератор коле-
баний не имеет жесткой связи с какими-либо конструкциями,
шум, излучаемый им непосредственно в воздух, называется воз-
душным шумом.

Шум и вибрация оказывают неблагоприятное воздействие на
организм человека, приводят к снижению производительности и
качества труда работающих. Под влиянием производственного
шума большой интенсивности у человека происходит утомление
слухового аппарата, снижение слуховой чувствительности, нару-
шение тонуса и ритма сердечной деятельности. Под воздей-
ствием шума возникают серьезные нарушения функционального
состояния центральной нервной системы [124]. Шум является од-
ной из причин снижения работоспособности, влияет на состояние
психического равновесия человека [124—126].

Вибрации разрушают машины, стены и фундаменты зданий,
оборудование и конструкции, нарушают технологический процесс,
148
искажают показания контрольно-измерительной аппаратуры.
Вредное действие вибраций на здоровье людей заключается в
повышении энергетических затрат организма, падении мышечной
силы и массы, повышении артериального давления, нарушении
остроты зрения, возникновении спазмов сосудов сердца. В зави-
симости от формы воздействия различают общие и местные ви-
брации. Общие вибрации вызывают сотрясение всего человека,
местные — вызывают колебания отдельных частей тела (напри-
мер, рук).

Ультразвуковые колебания с частотой свыше 20 000 Гц орга-
нами чувств человека не воспринимаются. Однако под воздей-
ствием ультразвука у человека наблюдается изменение состава
крови, поражение кожных покровов и нервной системы, повыше-
ние температуры тела [125].

Борьба с шумом и вибрацией на производстве позволяет обе-
спечить нормальные условия труда, повысить его производитель-
ность, снизить аварийность оборудования. Шумоглушение и ви-
броизоляция — это целый комплекс инженерно-технических и
строительно-планировочных мероприятий, снижающих нли устра-
няющих неблагоприятное воздействие шума, вибраций и ультра-
звука на производственных предприятиях.

Если уровни колебаний превышают допустимые [126], необхо-
димо проводить снижение избыточных уровней звукового давле-
ния, ультразвука н вибрации до допустимых значений.

Нормируемым параметром шума является уровень (в деци-
белах) среднеквадратичного звукового давления, измеряемого
на линейной характеристике прибора «шумометра» при значе-
ниях среднегеометрических частей в октавных полосах * от 63 до
8000 Гц. Допустимые уровни звукового давления на постоянных
?абочих местах в производственных помещениях изменяются от
03 дБ при 63 Гц, до 80 дБ при 8000 Гц [125]. Допустимые уров-
ни звукового давления для рабочих мест у ультразвуковых уста-
новок при среднегеометрических частотах 12 500 Гц — 75 дБ, при
20000 Гц—110 дБ.

Нормируемыми параметрами вибрации являются среднеква-
дратичные величины колебательной скорости в октавных поло-
сах частот или амплитуды перемещений, возбуждаемые работой
оборудования и передаваемые на рабочие места в производст-
венных помещениях (сидеиья: пол, рабочая площадка) [125]. На-
пример, допустимые величины параметров вибрации на постоян-
ных рабочих местах при непрерывном воздействии в течение 8 ч
при частоте 1,4 Гц таковы: амплитуды смещений 3,1 мм, средне-
квадратичное значение колебательной скорости 11,2 мм/с.

В соответствии с характером распространения звуковой энер-
гии по воздуху основные методы борьбы с шумом заключаются
в звукоизоляции и звукопоглощении. Целью звукоизоляции

* фктавная полоса — стандартный интервал частот для оценки уровня
пума.
является создание таких условий на пути распространения колеба-
ний, которые способствуют необратимым потерям энергии коле-
баний. Для локализации шума в пределах источника его возник-
новения — вибрационного устройства — используются различные
однослойные и многослойные звукоизолирующие ограждения и
кожухи, закрывающие генератор колебаний целиком с выводом
наружу органов управления и контроля. С внутренней стороны
кожухи имеют звукопоглощающую облицовку, состоящую из
шлаковаты, войлока, поролона и т д. В некоторых случаях, с
целью увеличения эффекта звукоизоляций устанавливается двой-
ной кожух с воздушной прослойкой. Для обеспечения нормаль-
ного режима работы внутрь кожуха с целью охлаждения генера-
тора колебаний должен подаваться свежий воздух через спе-
циальные каналы, оснащенные глушителями.

Защита от шума с помощью звукоизоляции является наибо-
лее эффективной и распространенной. Кроме того, для снижения
уровня шума в помещении устанавливаются звукопоглощающие
ограждения, поглощающие звуковую энергию поверхностью.
Ограждения выполняются из легких материалов с открытыми
порами в виде панелей. За счет трения воздуха в узких порах
рыхлого материала осуществляется превращение звуковой энер-
гии в тепловую. Наличие воздушного зазора между панелями
повышает поглощение звуковой энергии.

Защита работающих от воздействия ультразвуковых колеба-
ний проводится также с помощью специальных изолирующих
кожухов и панелей. Регламентом работы на установке строго
ограничивается время контакта рук работающего с озвучивае-
мыми элементами конструкции акустического устройства и ма-
териалом.

Нашли применение и индивидуальные средства защиты от
шума в виде наушников, предохраняющие слуховой аппарат от
акустической травмы. В качестве звукопоглощающего материа-
ла в наушниках используются поролон или ультратонкая стекло-
вата.

Наиболее распространенным средством борьбы с вибрацией
является виброизоляция агрегата путем установки источника
вибрации на амортизаторы. Виброизоляторы создают упругую
связь между генератором колебаний н конструкцией агрегата и
уменьшают амплитуду передаваемых колебаний. В качестве
амортизаторов могут быть использованы прокладки из резины
или спиральные витые стальные пружины, а также комбиниро-
ванные устройства.

Резиновые амортизаторы имеют то преимущество, что они за
счет значительного внутреннего трения гасят колебания высоких
частот. Учитывая малую сжимаемость резины, следует избегать
применения в качестве амортизаторов монолитных резиновых
прокладок и лент из листовой резины. Резиновые амортизаторы
должны иметь форму, позволяющую свободное растягивание ма-
териала в стороны, например форму ребристых и дырчатых плит.
Амортизаторы изготавливаются из таких марок резины, которые
отличаются стойкостью к воздействию света, влаги, масел, кис-
лорода воздуха. Амортизаторы из стальных оружии применяют-
ся в основном с целью ослабления вибрации низкой частоты.
Они конструктивно просты, долговечны, малогабаритны.

Виброизоляторы должны быть расположены симметрично от-
носительно центра тяжести виброустройства.

Дополнительным средством борьбы с шумом и вибрацией яв-
ляется покрытие вибрирующей поверхности демпфирующими по-
крытиями. Поглощающий колебания материал наносится не на
всю вибрирующую поверхность, а только в местах, где колеба-
ния наиболее интенсивны. Толщина покрытия принимается рав-
ной двум-трем толщинам покрываемой детали. Хороший эффект
вибропоглощения дает никелировка металлической поверхности,
укладка свинцовой фольги, оклейка толем или рубероидом. В ка-
честве вибропоглощающего покрытия нашли распространение
специальные мастики № 579, А-1, А-2, ШВИМ-18, УП-10; лино-
леумы и пластикат.
Приложение

ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ
ВИБРОФОРМОВАНИЯ

Пример 1. Рассчитать оптимальные параметры внброэкструзии профиля
прямоугольного сечения 60X1,5 мм из ударопрочного полистирола УП-1ЛД
на червячной машине, оснащенной внбропоршневой приставкой (рис. 34).
Длина формующего канала 100 мм, температура экструдата на выходе из
головки 180 “С. Константы, определяющие рабочую характеристику червяка,—
В| = 105 м3/с, = 5Х 10-10-13 м/(и-с). Ширина канала, связывающего по-

лость виброприставки с червячной машиной (канала П на рис. 87) состав-
ляет юг = 10 мм, а его длина 1 = 5 мм. Подбор оптимального гидравличе-
ского сопротивления данного канала производится за счет регулирования
высоты данного канала. Диаметр вибропоршня 4=10 мм.

Расчет оптимальных параметров внброэкструзии производится по мето-
дике, изложенной на стр. 142.

1. Учитывая, что константы н В2 заданы, определим только Дан-
ный полимер характеризуется следующими реологическими константами [34]
Х=109н/м2; а = 3,2-10~13; л = 2,9

с учетом этих данных рассчитывается величина к\

шо,А"+2 3,2-10_,3-6-10_2(1,5-10-3)2’9+2 „

кх ~ 3/п2п+1 “ 3-(10-,)2'9-22-9+| = 635" 10~

2. По кривой 2 на рнс. 93 находим «опт = 2,04, соответствующее п = 2,9.

3. Подставляя значения к2, В1< В2, п н «опт в (4.35), получим уравнение;

2,04 • 6,85 • 10"27 • Р22л = 10-6 - 5 • 10“ ,3Р2

решая которое графическим методом, находим, что Рг = 13,7 МПа. Из ра-
венства Р2 = *1^2 =®>85" 10~27(1,37• 107)2,9 = 3,1 • 10-6 м3/с. Следовательно,
новая рабочая характеристика имеет координаты Р = 13,7 МПа и 0 =
= 3,1-10~в м9/с (см. рис. 28). Аналогичным образом из уравнения (4.35)
находят координаты, соответствующие рабочей точке при стационарной экс-
трузии (т. е. считая, что з=1): Р' = 15 МР,, = 2,4-10-* м3/с. Таким
образом, относительный эффект увеличения производительности экструзион-
ной установки при наложении внбровоздействня составляет

100% =29%

<?' 2,4-10 ”

4. Определив

к, 6,85-10"27 г®

^=07“------------0Л----6,85-10
рассчитаем высоту канала И (рис. 88), согласно формуле, приведенной в п. 4
методики для плоскощелевого канала:

а,_ГЗ-М5-10-“(5.10-у-61д» _м,ю-. ..

I 10_2-3,2-10-13 ]

5. Далее рассчитывается [Яю] ОПТ

г„ , 6,85 • 10-27 (1,37 • 107)2,9 ... 1П—I .

[Яв>]оптв я (10-2)29,7 — 1,41-10 м/с

6. По кривой I на рис. 93 определяем, что при п =>
величину 1,02 и рассчитываем Ра = 1,02-13,7 = 14 МПа.

7. Максимально допустимый коэффициент затухания

2,9 Сопт составляет

— 20 м-1.

(аоо]гаах “ к)—1 ”

8. Предельно допустимая частота колебаний вибропоршия согласно (1)
при п = 3 (ближайшее целочисленное значение по отношению к п — 2,9)
рассчитывается по формуле

<№аКР2л (20)4 (1,5 • 10"3)4 3,2 • 10“13 • 109 (1,4 • 107)2

®тах “ [в — [б = 3,2 • 10» с“*

9. Таким образом, параметры колебаний вибропоршия должны удовлетво-
рять условиям:

1 ((о/Попт—МЫО"*

Пусть внброоснастка позволяет реализовать частоты в диапазоне 5—50 Гц,
при амплитудах I; 2; 5; 8 и 12 мм. Зададимся амплитудой НОТГ1 = 2 нм.
Тогда ©опт-1’4^-^— = 7,05-10* с-1, а /Опт= Н,2 Гц, что удовлетворяет
частотному диапазону виброоснастки и меньше Ютах.

Пример 2. Рассчитать оптимальные параметры вибролигья пластины
200 X 20 X 20 из ПНП прн Т — 200 “С (реологические параметры п = 2,07,
а — 8,45-Ю-*0 иа литьевой машине, оснащенной вибропоршневой приставкой.
Давление литья Р = 70 МПа, паспортная скорость впрыска — 30 си’/с. Диа-
метр вибропоршия — 20 мм.

Расчет производится по методике, изложенной на стр. 144. Согласно
рис. 93, при п — 2,07 ст>х = 1,1, откуда Ра = Сты/Рг = 84 МПа. Представ-
ляя в систему (4.39) значения заданных и найденных параметров н пренебре-
гая потерями в мундштуке и литниковой системы формы, получим:

21^2 Г____________5____________К с 2

0,002 |_ 8,45 10-'°-7 108-7,7 Ю7]

-,о7

я-0,01*-Яф ’

к3-7-107=3-10-6

После преобразований и подстановки получим

{(О 36,5

<йЯ—1,35-Ю-1

Пусть со — 31,4 с~* (5 Гц), тогда Н = 4,3 мм.
1. Зисман Г. А., Тодес О. М. Курс общей физики. Т. I. М., Наука, 1969.
340 с.

2. Акутин М. С., Шифрановский А. И., Володин В. П. — Пластмассы, 1971,
№ 5, с. 2—7.

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

4. Лодж А. Эластические жидкости. М., Наука, 1969, 463 с.

5. Ферри Дж. Вязкоупругие свойства полимеров. М., ИЛ, 1963. 535 с.

6. Свойства полимеров и нелинейная акустика. Т. II./Под ред. У. Мезоиа
М.. Мир, 1969. 428 с.

7. Файтельсон Л. А., Алексеенко А. И. — Механика полимеров, 1973, № 2.
с. 321-328.

8. Белкин И. М., Виноградов Г. В., Леонов А. И. Ротационные приборы. М.,
Машиностроение, 1967. 272 с.

9. Виноградов Г. В., Яновский Ю. Г., Исаев А. И. — В кн.: Успехи реоло-
гии полимеров./Под ред. Г. В. Виноградова. М., Химия, 1970, с. 79—97.

10. Бриедис И. П., Яковлев Ю. П., Файтельсон Л. А.— Механика полимеров,
1968, № 3, с. 428—432.

11. Яновский Ю. Г., Дзюра Е. А. —Зав. лаб., 1969, т. 35, № 1, с. 107—113.

12. 8скбп1ка1ег Г., Те1г /. — КипзЫоИе, 1974, В<1. 64, № 5, 8. 239—240.

13. Басов Н. И., Леонов А. И., Любартович С. А. и др. — Механика поли-
меров, 1974. № 6, с. 1127—1130.

14. РкШрроо Ц7. — Тгапз. 8ос. КИео!.. 1966, V. 10, № 1, р. 317—334.

15. Циприн М Г., Леонов А. И., Файтельсон Л. А. — Механика полимеров,
1970, № 2, с. 357—336.

16. Ваззоо И. I., Ьеопоо А. Ь]иЬаг1ои>Изск 5. А. е. а. — Р1аз1е и. Каи1-
зсЬик, 1975, В<4. 22, № 12, 5. 970—975.

17. Любартович С. А., Соколов-Бородкин Е. С., Фелипчук И. И.— Тр. МИХМ,
1974. вып. 54, с. 128—134.

18. Виноградов Г. В., Яновский Ю. Г., Исаев А И — ИФЖ, т. 19, 1970, № 3,
с. 377—386.

19. Виноградов Г. В., Яновский Ю. Г., Исаев А. И. и др. — ИФЖ, т. 20,
1971, № 3, с. 389-395.

20. Любартович С. А., Соколов-Бородкин Е. С., Фелипчук И. И. — Тр.
МИХМ, вып. 51, 1974, с. 28—31.

21. Виноградов Г. В. — Механика полимеров, 1975, № 1, с. 160—172.

22. Файтельсон Л. А., Циприн М. Г.— Механика полимеров, 1968, № 5,
с. 927—931.

23. Бриедис И. П., Яковлев Ю. П. — Механика полимеров. 1969, № 3,
с. 528-533, 561-564.

24. Файтельсон Л. А., Леонов А. И., Циприн М. Г. — Механика полимеров,
1970, № 3. с. 521-529.

25. Каспаров С. Г., Акутин М. С., Меныиутин В. П. и др. — Пластмассы,
1977, № 2, с. 67.
26. Бартенев Г. М., Зеленев Ю. В.— Механика полимеров, 1975, № 1,
с. 107—125.

27. Корнфельд М. — Упругость и прочность жидкостей. М., Гостехнздат,
1951. 103 с.

28. Ма1виока 5., МахшеН В. 1. Ро1утег 8с1, 1958, № 32, р. 131—137.

29. 8скепке1 О. — КипзЫоШесПтк, 1973, № 12, № 3, 8. 61—67.

30. Любартович С. А., Фелипчук И И —Тр. ВНИРТМАШ, 1974, вып. 8,
с. 198-202.

31. Леонов А И., Циприн М. Г., Файтельсон Л. А. — Механика полимеров,
1969, № 3, с. 519-527.

32. Циприн М. Г., Файтельсон Л. А. — Механика полимеров, 1970, № 5,
с. 913-919.

33. Циприн М. Г., Леонов А. И., Файтельсон Л. А. — Механика полимеров,
1970, № 2, г. 357—366.

34. Любартович С. А. Канд. дисс. М., МИХМ, 1975, с. 218.

35. Яковлев Ю. П. Бриедис И. П., Файтельсон Л. А. — Механика полимеров,
1970, № 3, с. 514—520.

36. Бриедис И. П. — Механика полимеров, 1971, № 3, с. 489—496.

37. Исаев А. И., Кацюкевич Е. В. — В кн.: Машины и технология перера-
ботки каучуков, полимеров и резиновых смесей. Межвузовский сборник
научных трудов. Вып. 1. 1977, с. 27—35.

38. Бриедис И. П., Лейтланд В. В.— Механика полимеров, 1972, № 5,
с. 880-885.

39. Бриедис И. П. — Механика полимеров, 1973, № 4, с. 722—728.

40. Ие1таг Р„ Мап(гед С. — Уег(аЬгеп1есИп1к, 1972, В<1. 6, № 5, С. 152—156.

41. Билайлов Я. М., Исмайлов Т. М., Иванов А. В. и др.— Каучук и резина,
1976, № 5, с. 33—34.

42. Попов А. В., Ищенко В. Г., БурячеНко А. Р.— Производство шин, РТИ
н АТИ, 1970, № 6, с. 16-17.

43. Беневоленский И. Е., Пичугин И. К. — В кн.: Тезисы докладов Всесоюзя.
научн.-техи. коиф. «Интенсификация переработки полимерных материа-
лов в крупно- н мелкосерийном производстве». Свердловск, 1974, с. 65—68.

44. Пат. Швейцарии 541412.

45. Модегп Р1азисз, 1974, V. 4, № 6, р. 22—24.

46. Басов Н. И. Леонов А. И., Любартович С. А. и др. Авт. свнд. № 423670.

47. Еигор1ав1. Мои., 1973, V. 46, № 9, р. 56—57.

48. Шаталова И. Г., Горбунов П. С., Лихтман В. И. Физико-химические
основы вибрационного уплотнения порошковых материалов. М., Наука,
1966. 98 С.

49. Лесин А. Д. Вибрационные машины в химической технологии. М.,
ЦИНТИХИМНЕФТЕМАШ, 1968. 78 с.

50. Терехов А. И. Канд. дисс. М., МИТХТ нм. Ломоносова, 1974.

51. 8сМеее1 Н. Р1аз1е и. КаиЬсИик, 1976, Вб. 23, № 5, 8. 362.

52. Волошин-Чеплан Э. К. Каид. дисс. М., МИХМ. 1965.

53. Салосин А. В., Кардашев Г. А., Петров Б. А. и др.— В кн.: Тезисы до-
кладов Всесоюзн. иаучно-техн. коиф. «Процессы и аппараты производ-
ства полимеров». М., 1977, с. 67—68.

54. Сафулин Д. М. Канд. дисс. М., МИХМ, 1974.

Й. Генендер М. М., Мануишн В. И, — В ки.: Тезисы докладов республ.
научно-техн. конф. «Процессы и аппараты производства полимеров, ме-
тоды и оборудование для переработки их в изделия». Тамбов, 1974,
с. 61—62.

56. Файтельсон Л. А., Циприн М. Г., Приедитис Д. Б. — Пластмассы, 1970,
№ 9, 38—41.

57. Рудницкий В. П., Тимергалиев Р. Г., Орлов М. В. —В кн.: Материалы
научно-технического совещания по реологии и переработке полимеров.
Казань, 1974, с. 48—49.

58. Шершнев П. Н., Тябин И. В., Виноградов Н. Н. — Тр. Волгоградского
политехнического института, 1975, с. 140—146.

59. Волков С. С., Орлов Ю. И., Астахова Р. Н. Сварка и склеивание пласт-
масс. М.. Машиностроение. 1972. 128 с.
60. Торнер Р. В. Теоретические основы переработки полимеров, М., Химия,
1977, с. 106-107.

61. Акастелов А. И., Хасхачих А. Д., Флейшакер Г. Е. и др.— Каучук и ре-
зина, 1972, № 3, с. 17—19.

62. Иванов А. В., Исмайлов Т. М., Билалов Я. М. — В ки.: Тезисы докладов
Всесоюзного симпозиума <Теория механической переработки полимерных
материалов». Пермь, 1977, с. 55—57.

63. Фридман М. Л., Гуль В. Е. — Пластмассы, 1975, № 9, с. 27—30.

64. Бернхардт Э. Переработка термопластичных материалов. М., Госхимиз-
дат, 1962. 747 с.

65. Коротышев Е. В., Воскресенский А. М., Богданов В. В. и др. — Каучук и
. резина, 1975, № 6, с. 28—30.

66. Генендер М. М., Манушин В. И., Малышев Л. И. и др.— В ки.: Произ-
водство и переработка пластмасс и синтетических смол. Вып. 10. М.,
НИИТЭХИМ. 1976, с. 34—36.

67. Любартович С. А., Генендер М. М., Любашевская В. Г. и др. — Каучук
и резина, 1978, № 1, с. 19—21.

68. Шихирев Н. И., Губер Ф. Б., Попова С. Г. и др. — Каучук и резина,
1971, № 11, с. 4-7.

69. Мирзоев Р. Г., Ларионов К. И., Богданов В. В. — Пластмассы, 1975, № 8,
с. 35—37.

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

71. Ищенко В. Г., Попов А. В., Майзель М. М. — Производство шии, РТИ
и АТИ, 1969, № 2, с. 6—7.

72- Завгородний В. К., Калинчев Э. Л., Марам Е. И. Литьевые машины для
термопластов и реактопластов. М., Машиностроение, 1968. 376 с.

73. Киселев В. Д., Файтельсон Л. А. — Пластмассы, 1972, № 12, с. 46—48.

74. Слонимский Г. Л., Алексеев П. И, —ДАН СССР, 1956, т. 106, № 6,
с. 1053—1055.

75. Блехман И. И., Джанелидзе Г. Ю. Вибрационное перемещение, М., Нау-
ка, 1964. 164 с.

76. Баромбойм И. К- Мехаиохимия полимеров. М„ Гослегиздат, 1961. 363 с.

77. Пат. Швейцарии 509145.

78. 81епуе1 К. — Оез&п Ие\уз, 1969, V. 24, № 6, р. 40—41.

79. Тарасов В. И., Шабанов А. А., Кардашев Г. А. — Тр. ВНИИРТМАШ,
вып. 8, с. 54—57.

80. Кагдазскеи) О. А., 8а!азЫп К. А., 8а1озз1п А. V., е. а. — Р1аз1е и. Каи-
(зскик, 1977, Вб. 24, № 1, 5. 46—48.

81. Шмергальский С. Г., Валеев Р. Г., Карамышев М. А. — В ки.: Тезисы до-
кладов Всесоюзи. научио-техн. коиф. «Интенсификация переработки поли-
мерных материалов в крупно- и мелкосерийном производстве». Сверд-
ловск, 1974, с. 69—72.

82. Оборудование для переработки пластмасс. Справочное пособне./Под ред.
В. К. Завгороднего. М., Машиностроение, 1976. 407 с.

83. Мепеез О., Ддппе Е. — КипзЫоИе, 1973, Вб. 63, № 10, 8. 642—646.

84. Мепцез О., Па1НоЦ Мокгеп Р. — Кип$1з1оПе, 1970, Вб. 60, № 2,
8. 85—88.

85. ПдПпв Е.— Скега. 1пб„ 1972, V. 24, № 10, р. 633-634.

86. Мепвез О. — Кип51з1оН1ескп1к, 1972, Вб. 11, Нг 12, 8. 314—321.

87. Геппег Я, —Р1аз1. ипб Ро1уга., 1975, Вб. 43, № 168, 8. 224—228.

88. Мепвез С., Пдппу Е,— Кипз1з1оШесЬп1к, 1974, Вб. 13, 8. 211—214.

89. Мезскептозег Я. —чЗитпи, АзЬез!, Кипз1з1оПе, 1974, Вб. 27, № 9,
8. 727—737.

90. Козз1я М. — КипзЫоИе, Вб. 62, 1972, № 9, 8. 541—543.

91. Мемез О., V., Мокегеп Р. — КипзЫоИе, 1970, Вб. 60, № 2,

8. 85—88.

92. Мепдез О., Зскгатт К. — Р1аз1уегагЬеНег, 1975, Вб. 26, № 11, 8. 647—
649.

93. Мепуез С. — Р1аз1уегагЬе11ег, 1975, Вб. 26, № 9, 8. 477—486,

94. Англ. № 1279991.
95. Епде1 Т — Модегп РкзНсз, 1970, V. 47, № 8, р. 96—102; № 7, р. 71—73.

96. Повидайло В. А., Силин Р. И., Щигель В. А. Вибрационные устройства
в машиностроении. М., Машгиз, 1962, с. 5—24, 102—103, ПО с.

97. Баранов В. И., Захаров Ю. Е. Электрогидравлические и гидравлические
вибрационные механизмы, М., Машиностроение, 1966. 21—40, 248 с.

98. Генкин И. Д., Русаков А. М., Яблонский В. В. Электродинамические ви-
браторы, М., Машиностроение, 1975. с. 3—7, 42—88.

99. Гладков С. Н. Электромеханические вибраторы. М., Машиностроение,
1966. 82 с.

100. Фридман В. М. Ультразвуковая химическая аппаратура. М., Машино-
строение, 1967. с. 13.

101. Ищенко В. Г., Швецов В. А., Слашаев Ю. С, —Каучук и резина, 1975,
№ 12, с. 17—18.

102. Ищенко В. Г., Швецов В. А., Рахманов О. Я.— Каучук и резина, 1972,
№ 9, с. 17—18.

103. Ищенко В. Г.—Канд. дисс. М., НИИШП, 1970.

104. Ищенко В. Г, Кириченко И. Я-, Попов А. В. н др. — Производство шин,
РТИ н АТИ, 1070, Я» 8, с. 6—7.

105. Ищенко В. Г. и др. Авт. свнд. № 180328.

106. Пархоменко А. Г. и др. № 352680.

107. Попов А. В., Цурпин И. И., Буряченко А. Г. и др.— Каучук и резина,
1968, № 10, с. 49—50.

108. А касте лов А. И., Хасхачих А. Д., Флейшакер Г. Е.— Каучук и резина,
1972, № 3, с. 17—19.

109. Попов В. Л., Пешковский С. Л., Фридман М. Л. — В ки.: Тезисы докла-
дов Всесоюзн. иаучно-техн. конф. «Процессы и аппараты производства
полимеров». М., 1977, с. 89—90.

110. Басов И. И., Леонов А. И., Любартович В. А. и др. — Хим. и нефт. ма-
шиностроение, 1973, № 6, с. 6—7.

111. Басов Н. И., Леонов А. И., Любартович С. А. и др. — ИФЖ, 1973, т. 25,
Яг 6, с. 1096—2000.

112. Ва$$оо И. /., Ьеопоо А. I., Е/идаНои/НвсЬ 5. А. е. а. — Р1а$1е и. Каи-
(зсНик, 1974, Вб. 21, № 6, 8. 436—439.

113. Любартович С. А., Басов Н. И., Фелипчук И. И. — Пластмассы, 1974,
№ 6, с. 25—27.

114. Любартович С. С., Басов И. И., Леонов А И. —В кн.: Тезисы докладов
на Всесоюзн. иаучио-техн. конф. «Интенсификация процессов переработки
полимерных материалов в крупно- и мелкосерийном производстве».
Свердловск, 1974, с. 51—54.

115. Любартович С. А., Фелипчук И. И. — Тр. ВНИИРТМАШ, вып. 7, 1974,
с. 74—78.

116. Басов Н. И., Леонов А. И., Любартович С. А. и др. — Пластмассы, 1975,
№ 2, с. 19—23.

117. Басов Н. И., Леонов А. И., Любартович С. А. и др.— Тр. МИХМ, вып. 54,
1974, с. 31—35.

118. Басов Н. И., Любартович С. А., Юшкевич В. И. и др.— В кн.: Произ-
водство и переработка пластмасс н синтетических смол. М., НИЙПМ,
1974, № 9, с. 54—58.

119. Басов Н. И., Леонов А. И., Любартович С. А. и др.— Механика поли-
меров, 1976, № 3, с. 493—500.

120. Генендер М. М., Манушин В. И., Малышев Л. И. и др. — В кн.: Произ-
водство и переработка пластмасс и синтетических смол. М., НИЙПМ,
1976, № 10, с. 34—37.

121. Генендер М. М., Малышев Л. И., Манушин В. И. и др. — В ки.: Тезисы
докладов Всесоюзн. научио-техи. конф. «Процессы и аппараты производ-
ства полимеров, методы и оборудование для переработки их в изделия».
М„ 1977, с. 59—61.

122. Генендер М. М., Малышев Л. И., Манушин В. Я.— Там же, с. 61—62.

123. Айзенгарт Л. И., Заппаров Ф И., Муратова И. Г. и др. — В ки.: Мате-
риалы республ. научно-техн, совещания по переработке полимеров. Ка-
зань, 1$74, с, 118.
124 Алексеев С. П., Казаков А. М., Колотилов И. Н. Борьба с шумом и
вибрацией в машиностроении. М., Машиностроение, 1970. 208 с.

125. Гладких П. А. Борьба с вибрацией и шумом в машиностроении. М.,
Машиностроение, 1966. 98 с.

126. Санитарные нормы проектирования промышленных предприятий СН
245—71. М., Стройнздат, 1972. с. 89—95

127. Губаев В. В., Айзенгарт Л. И., Муратова И. Г. и др.— В кн.: Мате-
риалы республ. научно-техн, совещания по реологии и переработке поли-
меров. Казань, 1974, а 143—144.

128. Шапенков М. П. и др. Авт. свнд. 172476.

129. Кардашев Г. А. и др. Авт. свнд. 492395.

130. Морозов В. И. и др. Авт. свнд. 269472.

131. Бирсов И. М и др. Авт. свнд. 522061.

132. Карелин Ю. М., Мазуренко Ю. С., Пешковский С. Л. — В кн.: Полимер-
ное оборудование и переработка пластмасс. Киев. Техника, 1973, с. 31—
34.

133 Раскин Е. Б., Трофимов Н. Н., Брагинский В. А. — В кн.: Машины и
технология переработки полимеров. Межвузовский сборник научных тру-
дов. Вып. 1. Л., 1976, с 87—90.

134. Тарасов В. И., Шабанов А. А., Кардашев Г. А. — Тр. ВНИИРТМАШ
1975, с. 15—17.

135. Пат. ФРГ 1216526.

136. Пат. США 3827186.

137. Пат. США 3060502.

138. Пат. США 3717427, 2960314, 3233012.

139. Пат. США 3460988.

140. Айзенгарт Л. И — Пластмассы, 1974, К® 6, с. 73.

141. Шершнев П. Н., Виноградов Н. Н. Авт. свнд. № 322278.

142. Абрамов В. Г. и др. Авт. свнд. № 143071.

143 Степанюк В. Н. и др. Авт. свнд. № 149956.

144. Пешковский С. Л. Канд. дисс. М., МИХМ, 1972.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие................................................3

Глава I

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВИБРОФОРМОВАНИЯ
1.1. Реологические свойства полимеров в условиях вибровоздействия 5
1.2. Распространение колебаний в полимерах.............20

1.3. Основные эффекты и явления, целенаправленно используемые при
внброформованни.....................................23

Глава II

ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ВИБРОФОРМОВАНИЯ
И ЕГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ

II. 1. Экструзионное виброформование.....................46

11.2. Литьевое виброформование...........................70

II. 3. Вибропрессование .................................89

II. 4. Внбросмешение.....................................94

11.5 . Прочие методы переработки .......................100

Глава III

ГЕНЕРАТОРЫ НИЗКОЧАСТОТНЫХ И УЛЬТРАЗЗУКОВЫХ
КОЛЕБАНИЙ

III. I. Низкочастотные вибраторы.........................106

111. 2. Ультразвуковые вибрационные устройства ..........114

111. 3. Выбор типа и параметров вибрационного механизма для виброфор-
моваиия................................................. 117

Глава IV

РАСЧЕТ ОПТИМАЛЬНЫХ

КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ ВИБРОФОРМОВАНИЯ

IV. 1. Расчет внбропластицирующих устройств.................121

IV. 2. Расчет низкочастотных виброформующпх устройств.......130

IV. 3. Расчет ультразвукового формующего инструмента........145

Глава V

ЗАЩИТА ОТ ШУМА И ВИБРАЦИЙ ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ВИБРАЦИОННЫХ УСТРОЙСТВ

Приложение. Примеры расчета оптимальных параметров внброформова-
ния...............................................................152

Литедатура........................................................154
Николай Иванович Басов
Сергей Анатольевич Любартович
Валерий Анатольевич Любартович

ВИБРО-
ФОРМОВАНИЕ
ПОЛИМЕРОВ

Редактор Л. Б. Мясникова
Техн, редактор 3. Е. Маркова

Художник А. И. Бородин'
Корректор Л. С. Александрова

ИБ Кв 685

Сдано в наб. 14.11.78. Подп. к печ. 2.02.79.
М-18068. Формат бумаги 60 X ЭО'/и- Бум. тип.
№ 1. Литературная гарнитура. Высокая печать.
Усл. печ. л. 10,0. Уч.-изд. л. 10,82. Тираж 2500 экз.
Зак. 1366. Цена 55 коп. Над. № 1332.

Ордена „Знак Почета" издательство «Химия», Ленин-
градское отделение. 191186, г. Ленинград. Д-186, Нев-
ский пр., 28.

Ордена Трудового Красного Знамени Ленинградская
типография № 2 имени Евгении Соколовой «Союз-
полиграфпрома» при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной тор-
говли, 198052, Ленинград, Л-52, Измайловский пр., 29.