36.Шнековое и шнек-плунжерное формование

К основной трудности литьевого формования относится необходимость разогрева и выдержки резиновой смеси в течение некоторого времени. Оптимальной, с точки зрения литьевых и вулканизационных свойств, является температура смеси, близкая к температуре вулканизации изделия, но склонность резиновых смесей к подвулканизации при повышенных температурах ограничивает 70—100 °С верхние пределы нагрева резиновой смеси перед вулканизацией. Рецептурные и технологические разработки не обеспечивают резиновым смесям требуемых подвулканизацион-ных свойств, поэтому общеприменимые в литьевом формовании смеси со временем подвулканизации по Муни при 120 °С, равном 10—30 мин, требуют для улучшения текучести и уравнения степени вулканизации по объему предварительного подогрева (пластикации) в литьевой машине непосредственно в ходе набора смеси или во время ее впрыска. Для плунжерного формования эта операция сложна в конструктивном исполнении. Для шнекового и шнек-плунжерного литья нагрев смеси осуществляется во время транспортировки ее шнеком в точку впрыска. Для этого шнеки делают удлиненными, с отношением их длины к диаметру 8—20 и более, а также применяют специфические узлы типа «торпедо» для нагрева смеси при впрыске. Шнековое формование. Основным достоинством шнекового формования является теоретически неограниченный объем впрыскиваемой в форму смеси. Однако подобный процесс заполнения формы шнековым питателем, носящий название интрузии, возможен при изготовлении изделий с максимальным соотношением длины пути течения (или длины изделия) к толщине канала (или толщине изделия) 70:1, а при других методах указанное соотношение может достигать 200:1. Это определяется низким давлением литья, создаваемым шнековым инжекционным механизмом — до 40 МПа. Кроме того, процесс литьевого формования является периодическим, что снижает производительность шнековых литьевых машин, а при заполнении формы смесью резко уменьшается скорость течения материала, увеличивается обратный поток резиновой смеси и ее перегрев, возрастает опасность подвулканизации. Данные недостатки определили малое распространение шнековых машин в производстве — в основном для переработки маловязких смесей в изделия простой конфигурации. Увеличения давления литья до 150 МПа и снижения обратного потока добиваются применением шнекового механизма с зубчатыми шестернями, находящимися в зацеплении с витками шнека (рис. 5.10) и запирающими, отделяющими зону впрыска от зоны питания шнека. Шнек-плунжерное формование. Широкое распространение в практике получили шнек-плунжерные литьевые машины, принцип действия которых иллюстрируется рис. 5.11, При впрыске (рис. 5.И, а) накопленная и разогретая резиновая смесь поступательным движением шнека, который в этой операции служит плунжером, подается в форму. За время вулканизации червяк вращается (рис. 5.11,6), пластицирует (нагревает) новую порцию смеси, которая накапливается в цилиндре, и перемещает шнек в исходное состояние (рис. 5.11, в). После вулканизации форму раскрывают, изделие извлекают и повторяют рабочий цикл. Рабочий ход шнека определяется его диаметром и не должен превышать (1-^4) D. Большое значение в подобных машинах имеет форма шнеков, основные характеристики которых приведены в табл. 5.1. Анализ и практика работы шнеков показали, что для переработки мягких смесей целесообразно использовать однозаходные шнеки с отношением длины к диаметру L/D=10-hI6 и небольшой глубиной нарезки (О,ID). Высоковязкие, склонные к подвулканизации смеси рекомендуется обрабатывать с помощью укороченных (L/D = 8-HlO) шнеков с глубиной комбинированной нарезки 0,25D и степенью сжатия 1,1 —1,3. Нецелесообразно применение двухзаходных шнеков в литьевых питателях с диаметром шнека до 90 мм. Минимальные потери давления и хороший разогрев смеси при впрыске наблюдаются при угле конусной части шнека в узле впрыска в пределах от 30 до 70°. По мере заполнения резиновой смесью камеры питателя происходит ее разогрев, интенсивность которого определяется временем набора дозы и конструктивными особенностями шнека и может приближенно рассчитываться по формуле: Тем = Гк + an + b Ар. Здесь Тц — температура стенки корпуса, °С; п — частота вращения шнека; Ар— противодавление смеси; а — определяется экспериментально по тангенсу угла наклона прямых зависимости Тс„ от л; b — экспериментальное значение тангенса угла наклона прямых зависимости ТСц от Др. Экспериментальные зависимости Тсы от п и Др нетрудно получить непосредственно для конкретных литьевой машины и резиновой смеси. Дополнительный нагрев резиновой смеси осуществляется при ее течении через литьевое сопло и особенно по литниковым каналам за счет диссипации механической энергии и теплообмена с нагретой стенкой формы. Прирост температуры за счет диссипации можно определить из уравнения энергетического баланса для адиабатического режима течения PV - = QpCp (Ткои — Г„аЧ) , где р — общее усилие на плунжере; и — скорость перемещения плунжера; А — механический эквивалент теплоты; Q — объемная производительность литьевого устройства; р, ср — плотность и удельная теплоемкость резиновой смеси, соответственно. Выражаем Р через удельное давление р в литьевой камере и площадь поперечного сечения плунжера (червяка) S: В свою очередь Из последнего выражения следует, что прирост температуры за счет диссипации механической энергии определяется удельным давлением литья. Рассеяние энергии проявляется в потере напора при литье. Расчеты показывают, что потеря давления в 10 МПа приводит к среднему повышению температуры резиновой смеси на 4—5 °С. При потере напора в 100 МПа температура смеси может увеличиться на 40—50 °С, что в сочетании с нагревом смеси при пластикации (до 60—100 °С) и за счет контакта с литниковыми каналами обеспечивает выравнивание температур заливаемой смеси и стенок пресс-формы, т. е. приводит к равномерной и быстрой вулканизации изделия.