Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ технологий, оборудования и материалов, применяемых при производстве пустотелых керамических изделий 7
1.1. Анализ технологии и оборудования, применяемого при производстве керамических изделий 7
1.2. Анализ процессов экструдирования керамических материалов 14
1.2.1. Общая структура очага деформации при производстве пустотелых керамических изделий 14
1.2.2. Изменение структуры масс в условиях деформации 18
1.2.3. Анализ методов определения напряженно-деформированного состояния 21
1.2.4. Трение при экструзии керамических масс 26
1.3. Классификация керамических изделий и требования, предъявляемые к ним 28
1.4. Классификация, состав и свойства материалов, применяемых при производстве керамического камня 33
1.4.1. Физические свойства частиц глины и строение концентрированных масс 34
1.4.2. Технологические свойства концентрированных масс 38
1.5. Выводы и постановка задач исследования 40
ГЛАВА 2. Структура и кинематика очага деформации при экструзии керамических некомпактных сред 42
2.1. Обоснование структуры трехзонного очага деформации при экструзии некомпактных сред 42
2.2. Математическая постановка задачи определения кинематических параметров экструзии неоднородных сред 44
2.2.1. Зона уплотнения очага деформации 44
2.2.2. Кинематика второй зоны очага деформации 46
2.2.3. Кинематика зоны течения массы через пустотообразователь 51
2.3. Аналитические исследования кинематики очага деформации при экструзии керамической массы 54
2.3.1. Исследование параметров экструзии в зоне уплотнения 54
2.3.2. Исследование кинематических параметров процесса экструзии во второй зоне очага деформации 56
2.3.3. Исследование кинематических параметров процесса экструзии в третьей зоне очага деформации 59
2.4. Выводы по главе 62
ГЛАВА 3. Постановка задачи определения напряженного состояния керамической массы в очаге деформации 64
3.1. Математическая постановка задачи определения напряженного состояния вязкопластических сред при экструзии 64
3.2. Постановка краевых задач определения напряженного состояния вязкопластических масс в различных зонах очага экструзии 68
3.2.1. Напряженное состояние в зоне свободного пластического течения 68
3.2.2. Напряженное состояние в зоне течения через пустотообразователь 71
3.3. Алгоритм решения краевых задач экструзии некомпактных масс 72
3.4. Выводы по главе 78
ГЛАВА 4. Анализ напряженного состояния в очаге экструдирования керамических сред 80
4.1. Экспериментальное исследование реологических свойств керамического материала 80
4.1.1. Исследование свойств керамического материала в зоне уплотнения 81
4.1.2. Анализ уравнений состояния для керамического материала в зоне пластического течения 85
4.2. Конкретизация уравнения состояния 91
4.3. Обоснование критериев напряженного состояния керамических масс при экструзии 95
4.3.1. Показатели напряженного состояния 95
4.3.2. Показатель контактного трения при экструзии керамических масс 101
4.4. Экспериментальное определение «опережения-отставания» сечений бруса на выходе из головки пресса 102
ГЛАВА 5. Совершенствование конструк ии пустотообразователя и промышленная реализация технических и технологических мероприятий 106
5.1. Основные направления совершенствования процесса экструзии пластических композиционных сред 106
5.2. Расчет элементов пустотообразователя 106
5.2.1. Выбор диаметра кернодержателей 106
5.2.2. Выбор длины кернодержателей 109
5.2.3. Расположение кернодержателей по линиям тока 111
5.3. Исследование износостойкости материалов для упрочнения элементов пустотообразователя 113
5.4. Совершенствование конструкции и разработка технологии сборки формообразующего инструмента 117
Заключение 123
Список использованной литературы 126
Приложения. 133
- Анализ процессов экструдирования керамических материалов
- Математическая постановка задачи определения кинематических параметров экструзии неоднородных сред
- Постановка краевых задач определения напряженного состояния вязкопластических масс в различных зонах очага экструзии
- Конкретизация уравнения состояния
Введение к работе
Среди многих видов керамической продукции, производимой в России и за рубежом, первое место по объему производства занимают пустотелые керамические изделия, используемые в строительной индустрии, металлургии и других отраслях промышленности. Поэтому повышение качественных показателей пустотелых керамических изделий, позволяющее обеспечить их максимальную надежность и долговечность, является актуальной задачей как для производителей, так и потребителей данного вида продукции.
Геометрические, механические и специальные свойства пустотелых керамических изделий определяются технологическими операциями переработки глинистого сырья и формованием изделий, и окончательно формируются при термической обработке. Однако доминирующим технологическим звеном при производстве пустотелых керамических изделий является процесс формования, в ходе которого формируются регламентированные стандартом качественные показатели готовой продукции.
Несмотря на серьезный уровень общих теоретических разработок механизма пластической деформации концентрированных масс, в настоящее время отсутствуют конкретные научно-обоснованные технические и технологические решения, позволяющие управлять качественными показателями керамической заготовки и конструировать технологический инструмент, определяющий стабильное производство пустотелых керамических изделий с требуемым комплексом и уровнем эксплуатационных свойств продукции.
В связи с вышеизложенным целью диссертационной работы является повышение качества пустотелых керамических изделий и разработка технологического инструмента для их производства на основе исследования параметров состояния деформируемой среды при экструзии пластических масс.
В соответствии с поставленной целью сформулированы следующие задачи исследования:
- аналитическое обоснование структуры очага деформации при производстве пустотелых керамических изделий, математическое моделирование процесса экструзии для определения кинематических параметров концентрированных сред;
- аналитическое исследование закономерностей распределения
напряжений в деформируемой среде, включающее постановку и решение
задачи определения компонент тензора напряжений с выявлением функций
напряжений и показателя напряженного состояния для зонной структуры очага
деформации, экспериментальное исследование формуемости и уплотняемости
материала, получение уравнения состояния деформируемой среды;
- совершенствование процесса пластического формования на основе
разработки новых конструкций технологического инструмента для
производства пустотелых керамических изделий.
Научная новизна работы заключается в следующем*:
разработана математическая модель определения кинематических параметров и напряженного состояния для трехзонной структуры очага деформации при экструзии керамических масс, где первая зона характеризуется процессом уплотнения дискретной среды до предельных значений плотности, во второй зоне происходит свободное течение материала и третья зона - зона пластического течения среды через пустотообразователь;
определены функции напряжения для каждой выделенной зоны в структуре очага деформации и в различных областях очага деформации;
выведено уравнение состояния и определены значения пределов текучести и вязкости, в зависимости от влажности, для среды Бускульского месторождения;
- обосновано применение показателя напряженного состояния
Колмогорова В. Л. для оценки склонности деформируемой среды к расслоению
структуры при экструзии.
* - в качестве соруководителя в работе принимал участие к.т.н. Барышников М. П.
Анализ процессов экструдирования керамических материалов
Приведенное в п. 1.1 диссертационной работы заключение о доминирующем характере процесса пластического формования на качественные показатели керамических изделий определяет необходимость более подробного рассмотрения вопросов механизма и особенностей деформации глинистых сред.
Процесс формования глинистой массы в брус происходит при взаимодействии винтового вала пресса и формующего инструмента, к которому относятся головка пресса и мундштук. При вращении винтового вала масса выдавливается через головку пресса с неравномерной скоростью. Это обусловлено тем, что в каждой точке сечения потока скорость изменяется в зависимости от угла поворота выпорной лопасти вала. Создается пульсация потока, которая уменьшается с увеличением числа выпорных лопастей. Двухзаходные выпорные лопасти обеспечивают симметричное распределение скорости потока массы и некоторое выравнивание его по сечению [15, 16, 17].
При формовании тонкодисперсных глиняных масс, характеризующихся большой связностью, неравномерность скоростей течения массы выражена наиболее ярко. В поперечном сечении потока наблюдается эллипсовидное расслоение, обусловливающее в дальнейшем появление свили в кирпиче-сырце. В процессе формования грубодисперсных умеренно- и малопластичных глин небольшой связности неравномерность движения по сечению потока выражена слабо и она перемещается равномерно [16, 17, 18]. Данный механизм течения иллюстрирует рис. 1.3.
Рис. 1.3. Структура очага деформации в головке и мундштуке пресса:а - тонкодисперсной пластичной в продольном сечении потока,б - то же, в поперечном сечении, в - грубодисперснойумеренно- и малопластичной в продольном сечении;1 - мундштук, 2 — головка, 3 - винтовой вал.
Используя предложенный подход к описанию структуры очага деформации, авторы работы [15] предлагают комплекс технических мероприятий, позволяющих избежать дефектов при экструзии керамических материалов. Данные мероприятия сводятся к реализации следующих конструктивных решений:- для прессов с винтовым валом диаметром на выходе 450 мм длину головки рекомендуется принимать следующим образом (мм): для среднепластич-ных глин - не более 180, для умеренно пластичных глин - 180...250, для малопластичных (тощих) глин - 270...300;- на выходе головки устанавливать мундштук, в котором происходит окончательное формование глиняного бруса. Мундштук для формования полнотелого кирпича (рис. 1.4) из невакуумированной массы представляет собой металлический корпус с канавками по периметру, через которые отводится и подводится вода или масляная эмульсия для смазывания поверхности бруса. Внутри мундштук облицован латунными или стальными пластинами-чешуями толщиной 1...3 мм, перекрывающими друг друга. Между пластинами остаются щели высотой 0,5...1 мм;- в конструкциях таких мундштуков предусмотрено орошение их стенок для улучшения скольжения массы. Оно уменьшает силу трения массы о внутренние стенки мундштука, расход энергии и в то же время способствует выходу глиняного бруса правильной формы. Водяное орошение переувлажняет поверхность бруса, что отрицательно сказывается на процессе сушки. Поэтому целесообразно использовать для орошения мундштука эмульсии на основе отработанных масел, солярового масла, отходы переработки нефти, образующие на гранях кирпича-сырца пленку. При этом создаются благоприятные условия сушки кирпича-сырца, в особенности наиболее уязвимых его мест — ребер и углов.
Как следует из анализа работ, посвященных решению задач повышения качества керамических изделий, представленная (см. рис. 1.3) схема очага деформации является общепринятой [3, 9, 10, 19]. Однако очевиден факт, что данная структура очага деформации справедлива только для описания процессов экструзии полнотелых керамических изделий, когда отсутствует инструмент для формирования внутренних полостей.
Чтобы получить пустотелые кирпичи и камни из вакуумированных масс, используют мундштуки (рис. 1.5) с пустотообразователями (рис. 1.6) [3, 8, 9, 10, 20]. Керны используют для образования в брусе отверстий требуемого размера и формы и регулирования скорости истечения глины из мундштука.
Общие рекомендации при разработке конструкций инструмента для производства пустотелых керамических изделий, согласно работы [20], можно свести к обеспечению следующих требований. Во избежание образования трещин-посечек в углах прямоугольных и на кромках круглых отверстий концевую профилирующую часть керна выполняют горизонтальной. Длина этой части не менее 10 мм. Острые боковые грани кернов должны быть закруглены, чтобы в отверстиях кирпича не создавались зоны концентрации напряжений. Керны закрепляют на кернодержателях электросваркой, с помощью резьбового соединения, на кернодержателях-вилках или с помощью косынок-ребер.
Толщина и количество кернодержателей на одной скобе должны быть такими, чтобы между ними было достаточное пространство для течения массы. При большом количестве пустот кернодержатели располагают на нескольких скобах. Диаметр кернодержателей 4...10 мм.
Скобу крепят в мундштуке. С увеличением количества скоб в мундштуке повышается нагрузка на двигатель пресса. Скоба должна быть достаточно прочной, чтобы противостоять нагрузке движущейся глиняной массы и в то же время не создавать большого сопротивления прохождению массы. Ширина скобы 25...30 мм, толщина 12...15 мм. Лобовой торец скобы делают заостренным. Для улучшения сцепления разрезаемых потоков массы поверхность скобы делают шероховатой. С этой целью на ее поверхность наносят с помощью электросварки наплывы металла, делают отверстия или канавки произвольной формы, не снижающие прочность скобы. Скобу располагают на значительном расстоянии от мундштука, но не ближе чем на 100... 120 мм от выпорной лопасти.
Длину мундштука выбирают в зависимости от пластичности массы. При формовании невакуумированных умеренно- и среднепластичных масс длина составляет 200...260 мм, малопластичных - 220...300 мм. Вакуумированные массы формуют с помощью мундштуков длиной 70...120 мм.
Приведенные авторами [20] рекомендации носят весьма общий характер и базируются на обобщении экспериментального и производственного опыта. Однако широкий спектр применяемого при производстве пустотелых керамических изделий оборудования и материалов делают, на сегодняшний день, необходимым формирование научно-обоснованного подхода, позволяющего проведение процесса перспективного управления метода пластического формования.
Таким образом, отсутствие литературных данных о структуре очага деформации при пластическом формовании пустотелых керамических изделий, ставит решение данной задачи в разряд важных и актуальных.
Математическая постановка задачи определения кинематических параметров экструзии неоднородных сред
Различный механизм поведения глиняной массы в очаге деформации требует постановки задачи определения кинематических параметров и показателей напряженно-деформированного состояния для каждой из выделенных зон в структуре очага экструдирования.
Как уже отмечалось [46, 47], первая область очага деформации характеризуется тем, что масса попадает в конусообразную часть мундштука, начинает уплотняться и, через определенное расстояние, при движении вдоль оси экструзии, приобретает плотность, близкую к плотности компактного материала.
При постановке задачи в данной области были приняты следующие допущения: - гипотеза плоских сечений, т.е. условное, бесконечно тонкое сечение остается плоским как на входе, так и на выходе из зоны уплотнения; - данная область характеризуется только уплотнением, т.е. изменения размеров элементарного объема при экструзии не происходит. В рассматриваемой области принимается закон постоянства масс, т.е. где т0 - масса сечения до входа в очаг деформации; тх - масса в х-ом сечении после входа в очаг деформации. ЭТО выражение, с учетом принятых допущений, можно записать в следующем виде индексом 0) и в х-ом сечении (с индексом х) соответственно; h - условная толщина элементарного сечения; р0,рх — начальная плотность массы и плотность в х-ом сечении соответственно. Используем величину относительной плотности (у). где рк и р - плотности компактного и пористого материала соответственно. В дальнейшем используются следующие обозначения относительной плотности: После подстановки (2.3) в (2.2), с учетом принятых обозначений, относительная плотность в х-ом сечении определяется как a, P - углы конусности в плоскостях (хОу) и (xOz) соответственно. Граничные условия рассматриваемой области имеют следующий вид: [- на входе в очаг деформации (х = 0) = у = у0; р = р0; на выходе из зоны уплотнения (х = хк)= у = у,;р = рк, где хк - координата конца зоны уплотнения. Подставляя в (2.4) граничные условия (2.5) и проведя ряд преобразований, выражение для определения хк примет следующий вид:
Скорость движения массы в I области постоянна и равна v0 вследствие принятия закона постоянства масс. Определение кинематических параметров процесса уплотнения довольно затруднительно в связи с невозможностью принятия условия несжимаемости и является самостоятельной задачей, решения которой не предусматривает цель данной диссертационной работы.Таким образом, зона уплотнения очага деформации характеризуется отсутствием пластической деформации среды, а изменение формы и размеров входного сечения происходит только за счет переупаковки частиц структурно-неоднородного материала. Достижение предельной плотности рк возможно на расстоянии хк от плоскости входа в очаг деформации, определяемой по (2.6), причем данная координата является границей зоны уплотнения. Текущие значения величин относительной плотности определяется по (2.4), а абсолютной -по (2.7). Данные параметры среды зависят от ее начального состояния и геометрии очага деформации.
Во И-ой области принимается условие несжимаемости деформируемого материала. Для нахождения компонент тензора скоростей деформации используется равенство секундных объемов при движении вдоль оси экструзии [48, 49,50]: axbxvx= (2.8) где аь bi - размеры канала мундштука на выходе из очага деформации;vx, Vj - скорость движения массы в х-ом сечении и на выходе из очага деформации сответственно.
Следовательно, из (2.8), скорость перемещения массы в продольном направлении определяется по формуле:где о - скорость относительного изменения объема,vx, vy, vz - компоненты вектора скорости перемещения.
Аналитическое выражение значений vx, vy и vz невозможно из одного условия неразрывности (2.10). Поэтому рассмотрим несколько частных случаев, позволяющих определить компоненты скорости перемещения и скорости деформации при экструзии керамических масс.1. На диагональных плоскостях АС и BD, расположенных вдоль оси экструзии (рис. 2.3). Определение кинематических параметров на этих плоскостях позволит проанализировать напряженно-деформированное состояние керамической массы внутри очага деформации.Из рис. 2.3 следует, что dy = tgtaiz, т.е. условие несжимаемости можно записать в виде
Постановка краевых задач определения напряженного состояния вязкопластических масс в различных зонах очага экструзии
В главе 2 была представлена структура очага экструдирования керамической массы, где каждая условная область имеет свои особенности пластического течения. Следовательно, напряженное состояние керамической массы в разных условных областях будет также различным.
Напряженное состояние массы в 1 зоне - зоне уплотнения — рассматриваться не будет. Это связано с тем, что, как показали теоретические и экспериментальные исследования для используемого в производстве материала (см. п. 4.2), длина зоны уплотнения составляет не более 30% от общей длины очага деформации, при этом данная область не оказывает существенного влияния на конечные технологические свойства готовой продукции. Кроме того, в этой области не действует условие несжимаемости, что делает задачи определения напряженно-деформированного состояния довольно затруднительным и переводит их в класс задач, требующих самостоятельного решения, что не является целью данной диссертационной работы.
Поэтому в настоящем разделе подробно рассмотрена постановка краевых задач определения напряженного состояния в зонах II и III с учетом особенностей деформированного состояния среды и граничных условий применительно к рассматриваемым областям очага деформации с учетом принятых допущений.Аналогично, как и в п. 2.2.2, будет рассматриваться три частных случая пластического течения керамической массы.
В связи с тем, что выражения для определения хх в каждой условной области в структуре очага деформации различны, функция напряжений В в (3.11) для каждой рассматриваемой зоны будет также различной, в то время как введенная функция А постоянна в любом случае. В зоне пластического течения компонента тензора скорости деформации хх определяется по (2.15), а величина В определяется по следующему, полученному после дифференцирования, выражению:Напряженное состояние на диагональных плоскостях, расположенных вдоль оси экструзии определяется с учетом граничных условий (2.12).
Используя обозначения (3.11) и (3.14), после подстановки в систему (3.12), получим Сопоставляя (3.16) с обобщенным уравнением равновесия (3.13) для рассматриваемой области очага деформации, функция напряжений к примет сле Аналитическое определение компонент тензора напряжений на диагональных плоскостях, расположенных вдоль оси экструзии, производится аналогично первому частному случаю по методике и алгоритму, представленному в п. 3.3. Напряженное состояние для случая плоского деформированного состояния определяется с учетом граничных условий (2.15).
Аналогично, применяя обозначения (3.11) и (3.14), а также систему (3.12), получим Используя аналогичный подход, как при рассмотрении предыдущих областей зоны свободного течения, функция напряжений к примет значение, равное 1/2.Следовательно
Аналитическое определение компонент тензора напряжений в случае плоского деформированного состояния производится аналогично по методике и алгоритму, представленному в п. 3.3.
Таким образом, для рассматриваемых частных случаев деформированного состояния в зоне вязкопластического течения, функция В при определении осевого напряжения ахх в уравнении равновесия (3.13) находятся по (3.14), а функция к определяется как:- для случаев плоского деформированного состояния- на диагональных плоскостях вдоль оси экструзии Также как и в п. 2.2.3, будет рассматриваться напряженное состояние на угловых кернодержателях (палец №1) и кернодержателях, расположенных внутри очага деформации (пальцы №2, 3 и др.) (см. рис. 2.6).
В данном случае выражения для определения компонент %хх отличаются от аналогичных для зоны свободного пластического течения. Поэтому следует принять следующие обозначения-для пальца№1 алгоритм численного интегрирования представлены далее в п. 3.3. Функция напряжений к принимает постоянное значение, равное 1/2.Таким образом, полученные выражения позволяют, с использованием метода численного интегрирования Ньютона-Котеса, определить компоненту охх тензора напряжений на кернодержателях - (3.26) и (3.27), а функции В и к в уравнении (3.13) находятся как:- для пальца №1 функция В по (3.22), функция к по (3.20);
Для более наглядного представления полученные результаты сведены в табл. 3.1.Для аналитического исследования напряженного состояния в очаге экс-трудирования керамической массы был разработан алгоритм определения компонент тензора напряжений.
В связи с тем, что аналитическое интегрирование выражения (3.13) связано с неоправданно высокой степенью формализации, был использован численный метод интегрирования Ньютона-Котеса [44], который основан на интерполяции функции f(x) в п промежутках полиномом Лагранжа.
Конкретизация уравнения состояния
Для конкретизации коэффициентов, используемых в уравнении состояния (4.11), был проведен пробный расчет напряженного состояния с имеющимися числовыми данными. Однако данный расчет показал, что числовые коэффициенты в уравнении (4.11) сильно завышены, т.к. полученные значения напряжений, действующих на контактные поверхности между стенками мундштука и керамической массой, превышали реальные значения в несколько раз. Под реальными значениями контактных напряжений понимаются значения, замеряемые на выходе из экструзионной головки пресса «Handle» завода керамических материалов «Керамик» ЗАО «Строительный комплекс». Данные показания снимаются датчиком давления и фиксируются для различных условий производства постоянно в ходе экструзии. Анализ значения давления проводился для влажности сырья 24-28%, при этом показания прибора составляли 0,8-1,2 МПа. Такое противоречие свидетельствует о том, что структурно-механические свойства вязкопластическои массы во многом зависят от используемого глинистого сырья, т.е. от месторождения и, соответственно, минералогического состава, что также подтверждается литературными данными [10, 15, 21, 52, 53, 80, 87-89].
Таким образом, кроме введенных и обоснованных в п. 2.2 геометрических граничных условий дополнительно введено граничное условие по уровню контактных напряжений на выходе из третьей зоны структуры очага деформации. Данное граничное условие соответствует реальным условиям действующего производства при выпуске пустотелого керамического камня [32] для глины Бускульского месторождения. Данные промышленного эксперимента сведены в табл. 4.3.
В связи с этим была проведена корректировка уравнения состояния методом подбора наиболее подходящих числовых коэффициентов. Методика проведения эксперимента заключается в следующем. Поскольку контактные напряжения подразумевают наличие нормальной и касательной составляющих, то необходимо выделить компоненту, зависящую от уровня коэффициента трения. Для эого ипользуем зависимостьгде 1, m, п - направляющие косинусы углов между нормальным вектором к площадке п и направлением оси х, у, z соответственно.
В данном случае датчик давления расположен на верхней стенке экструдера, и направляющие косинусы имеют следующие значения:
Используя метод прямого поиска [65] значения an, полученные в ходе проведения промышленного эксперимента, сопоставлялись со значениями, полученными в ходе расчета величины an по разработанной методике. В качестве варьируемых параметров использовались значения ат и v (4.8), (4.9). Шаг варьирования для первой величины составлял 0,1 Па, а для второй величины - 100 Па-с. Как показали первые результаты расчета, влияние величины ат, при варьировании данным параметром, не вносило существенных изменений на значение an. Диапазон разброса an не превышал от среднего значения 3-4%.
Основное влияние на величину тп, а, следовательно, на реологические свойства материала, оказывало значение вязкости, что хорошо согласуется с проведенным анализом зависимости реологических свойств от влажности и структуры материала (см. п. 1.4). Поэтому, значение ат было принято из уравнения (4.9), а коэффициент вязкости v (4.8) будет принимать значение, приведенное в табл. 4.4. Полученные экспериментально-аналитическим путем значение вязкости в зависимости от влажности глины обрабатывались с помощью программы Microsoft Excel с целью установления регрессионной зависимости (рис. 4.11). Рис. 4.11. Зависимость коэффициента вязкости от влажности.
Таким образом, как следует из рис. 4.11, данная зависимость хорошо аппроксимируется кривой второго порядка:
