PVC-U管材共用擠出機頭設計與分析

張王康，于玉真，荊孟杰，陳遠晟，張長森

(鹽城工學院機械工程學院，江蘇鹽城 224051)

由于硬質聚氯乙烯(PVC-U)管材具有耐腐蝕性能優良、力學強度高、流動阻力小、安裝方便、造價低等特點，已經廣泛應用在人們日常生活中[1]。中國是世界上最大的PVC生產國，年產量達到2 400萬t，根據Global Data公司預測，到2024年，全球的PVC年產量將由2019年的5 613萬t增加到6 560萬t[2]。PVC作為一種資源節約型、耐用、安全和可回收的材料，大量用在給排水管材上。管材的直徑系列有很多，生產不同直徑的管材一般需要不同的擠出模具，導致很多管材擠出模具投入大、制造周期長。因此，研究一種PVC-U管材機頭共用模具具有較大意義。

目前對擠出機頭的研究主要是利用數值模擬優化管材機頭的結構，但是對于共用擠出機頭的具體研究比較少。Huang等[3]在機頭分流器支架上設置了一個額外的應力松弛區，減少了熔體在到達口模前應力松弛的時間，從而提高了管材熔接痕附近的力學性能。張文明等[4]對螺旋式管材機頭內的流道進行數值模擬，發現由于螺旋分配器的存在可以降低壓縮段的設計要求。丁晚景等[5]提出了管材模具的可重構設計，即在可重構范圍內，盡量少更換零件，構成新的機頭模具。張友新[6]對共擠雙層復合管機頭進行優化設計，在芯棒處增設了雙阻流和緩沖槽裝置，提高了物料的塑化性能和料流的穩定性。阮楊[7]使用POLYFLOW對PVC熔體在不同壓縮比和壓縮角的直角式機頭中的流動進行數值模擬，優化了機頭的設計變量，熔體在機頭中的流動性得到了改善。潘建武等[8]對雙層微管的擠出脹大進行數值分析，得出了內外層熔體的黏度和松弛時間的變化對微管尺寸的影響規律，對微型管材機頭的設計具有指導意義。

利用機頭經驗設計公式，筆者設計了一種PVC-U管材共用擠出機頭，通過數值模擬的方法對機頭流道的壓力、速度和壁面剪切應力分布等進行分析，對管材共用擠出機頭的設計具有一定的指導作用。

1 管材共用擠出機頭的設計

1.1 機頭材料的選型

機頭材料的選擇要考慮到加工PVC-U的材料特性和機頭內工作狀態。由于PVC-U材料具有流動性差、易分解且具有非結晶性[9]，同時機頭內工作溫度非常高，選擇機頭的材料為38CrMoAL。38CrMoA是調質鋼，耐磨性和耐腐蝕性較好[10]。

1.2 口模的設計計算

口模是成型管材外部輪廓的機頭零件，其結構如圖1所示，由于管材離開口模后會發生離模膨脹導致管材的斷面積增大[8]，且后續對管材的冷卻又會使其斷面面積減小，管材斷面積增大和縮小的結果很難在理論上進行計算，通常是根據要求的管材截面尺寸，結合經驗公式和拉伸比確定口模成型段內徑[11]。

(1)口模內徑。

口模內徑(D)的計算公式為：

式中：D為口模內徑，mm；d1為塑料管材外徑，mm；k為經驗系數。

(2)口模成型段長度。

口模成型段長度(L1)計算公式為：

式中：L1為口模成型段長度，mm；d1為塑料管材的外徑，mm；t為管材壁厚，mm。

(3)壓縮區壓縮角。

為了使熔體流經支撐板后得到充分的剪切與混合，需要對熔體在流經成型段前，進行一定比例的壓縮[3]。因此應設有壓縮角，壓縮角的選取與熔體的黏度有關[12]。

由于考慮到口模的共用性，在口模壓縮段靠近成型段的部分將口模分成壓縮模套與成型模套，將口模分成兩段模套之后，可以在日后的生產活動中生產不同管徑的管材，只有當尺寸影響到了拉伸比、壓縮比[13]等要求使其不在規定范圍內再繼續更換壓縮模套。

1.3 芯棒的設計計算

芯棒是成型管材內部輪廓的機頭零件，與壓縮模座通過螺紋聯接，其結構如圖2所示，PVC-U管材芯棒收縮角γ一般取30°～50°[14]。

圖2 共用芯棒結構圖

芯棒的外徑d可按下式計算：

式中：D為口模內徑，mm；δ為芯棒與口模的間隙，mm。

芯棒的內部設置加熱棒，可以縮短加熱時間，減少管材內外層溫度差[7]?？紤]到芯棒的共用性，在芯棒壓縮段靠近成型段的地方將芯棒分成兩部分，即壓縮模座與成型模芯，壓縮模座和成型模芯通過螺紋連接。生產不同壁厚的管材，只需要調換不同直徑的成型模芯。

壓縮模座的輪廓做成弧形過渡的形狀，當PVC-U熔體通過壓縮模座時，流道橫截面積減小，物料被壓縮，管材密實度增加，塑化性能提升，可有效減少熔體流過分流器支架產生熔接痕的影響[15]。

1.4 分流錐和支撐板的設計計算

分流錐的主要作用是改變物料流動方向，同時將料層變薄，為物料的進一步塑化做準備，其結構如圖3所示，分流錐中軸穿過支撐板，與壓縮模座通過螺紋連接。

圖3 分流器及支架結構圖

分流器的擴張角α一般大于收縮角γ，α過大會使熔體流動阻力增加，甚至造成PVC-U物料分解；α過小，會使機頭過于笨重[14]。分流錐的長度一般按下式確定：

式中：D0為過濾板出口處的流道直徑。

為減少擠出管材熔接痕，支撐板上分流筋的輪廓應設置成流線型[11]，以便熔體內部應力在支架段后端松弛，從而提高熔體在壓縮段內的結合質量[3]。

1.5 管材共用擠出機頭的特性

PVC-U管材共用擠出機頭由成型芯棒、成型口模、壓縮模套、壓縮模座、分流器支架、分流錐、機頭體和過濾板等組成，其結構如圖4所示。

圖4 PVC-U管材共用擠出機頭結構圖

管材共用擠出機頭使用性能的好壞取決于機頭流道設計參數，機頭參數一旦確定直接影響管材的擠出質量，因此不能盲目地根據管材的管徑和壁厚更換不同的成型模套和成型模芯。比如說對于外徑90 mm，壁厚不同的PVC-U排水管，不只是更換不同直徑的成型模芯來獲得不同口模間隙的模具，且要根據其壓縮比和拉伸比的要求更換不同長度的成型模套和成型模芯，因此對于使用相同共用部分模具的管材進行分組可以提高生產效率[5]。

2 機頭流道的數值模擬

為了驗證壓縮模座弧形過渡的PVC-U管材共用擠出機頭可以適用于 PVC-U管材的實際生產需求，以生產直徑90 mm且壁厚3.5 mm的PVC-U管材為例，選用ANSYS軟件中的FLUENT模塊對機頭內的熔體流動進行了數值模擬，分析流道中的壓力、速度和剪切應力的分布。

2.1 幾何模型

采用ANSYS中的Design Modeler模塊對PVC-U熔體流道按1∶1建模，如圖5所示。熔體通過過濾網從擠出機進入機頭體，經過分流錐由螺旋運動轉為直線運動，經過壓縮段時，流道橫截面面積不斷減小，熔體在壓縮段充分熔融混合，塑化性能得到提升，最后進入成型段充分均化，擠出高分子塑料管材。

圖5 管材機頭流道模型

2.2 網格劃分

用ANSYS軟件中的meshing模塊對模型進行網格劃分，使用狹縫控制函數對網格進行總體尺寸控制，將擴張段劃分為四面體單元，其余部分劃分為六面體單元，最后劃分好的網格如圖6所示，其中有321 510個單元，206 467個節點。

圖6 管材機頭流道網格劃分

2.3 數學模型

由于PVC-U熔體為擬塑性流體，采用冪律流體黏度模型來描述熔體的黏度[16]。為簡化實際工況并建立數學模型，在滿足工程要求前提下，做出如下假設[17]：①熔體為不可壓縮流體；②機頭內熔體為等溫流動；③熔體在機頭內的流動為定常流動；④機頭模腔壁面無滑移；⑤熔體在機頭內為層流流動。

管材共用擠出機頭流道的熔體在流動過程中需要滿足連續性方程，力學運動方程以及冪律流體本構方程[7]。

2.4 邊界條件

管材所用的材料為PVC-U，它的密度為ρ=1 400 kg/m3，加工溫度為180℃，稠度m=14 000 Pa·s，冪律指數n=0.19。邊界條件如下：

入口邊界：流道入口壓力為11 MPa。

出口邊界：流道出口壓力為0 MPa。

壁面邊界：模腔壁面設置為無滑移邊界條件。

2.5 控制方程求解

由于所研究的PVC-U熔體為定常不可壓縮的黏性流體，控制方程是定常不可壓縮的納維-斯托克斯方程，采用SIMPLE算法(壓力耦合方程的半隱式算法)求解[18]。

3 模擬結果與分析

分別對管材機頭內流道的壓力分布、速度分布和剪切應力進行分析，以驗證管材機頭設計的合理性，并對不合理的地方進行改進。

3.1 壓力分析

圖7所示為壓縮模座為弧形過渡的流道整體壓力分布圖。從圖7可以看出，壓力損失主要發生在成型段上，且沿著擠出方向壓力逐漸減小。

圖7 機頭流道壓力分布云圖

為了直觀地分析流道的壓力變化，取熔體中間層為研究對象，繪制沿著熔體沿擠出方向的壓力曲線，如圖8所示。

圖8 機頭流道壓力曲線

從圖8可以看出，機頭內熔體的壓力從成型段入口附近開始沿著擠出方向呈線性下降，直至成型段出口壓力降為0 MPa。

3.2 速度分析

圖9為機頭流道截面的速度分布圖。從圖9可知，熔體在入口處以一定的初始速度進入機頭，經過分流錐時，速度減小，進入壓縮段后開始加速，進入成型段后速度趨于穩定。

圖9 機頭流道速度分布云圖

為了更加直觀地分析機頭流道內的速度分布，沿擠出方向取中間層熔體為研究對象，繪制速度曲線，如圖10所示。從圖10可知，PVC-U熔體在壓力作用下以一定的初始速度進入機頭體，在流經分流錐時速度逐漸下降，隨后以0.18 mm/s的速度緩慢流過分流器支架，熔體進入壓縮段后，由于壓縮段橫截面面積沿擠出方向不斷減小，熔體在機頭流道內各處流量一致，熔體流速不斷增加，再以穩定的流速經過成型段，流出機頭體。

圖10 機頭流道速度分布曲線

成型段的速度分布直接影響管材的擠出質量，因此單獨繪制了機頭流道中間層熔體沿擠出方向的速度曲線，如圖11所示。從圖11可知，經過弧形過渡的壓縮模座后，熔體進入成型段，速度由2.665 mm/s降 低 到2.635 mm/s，再 以2.635 mm/s的速度平穩地沿擠出方向流動，在靠近成型段出口附近，熔體速度進一步減小到2.63 mm/s，最終以2.63 mm/s的速度流出成型段。從圖11可以看出，熔體在成型段內速度基本穩定，最大速度和最小速度僅僅相差0.035 mm/s，熔體經過弧形過渡的壓縮模座后，在成型段內的流速更加平穩。

圖11 機頭流道成型段速度分布曲線

圖12為成型段上入口截面、中間截面和出口截面上熔體沿流道半徑方向上的速度對比圖。從圖12可以看出，熔體中間截面和出口截面上熔體沿半徑方向速度分布基本重合，由于熔體在入口截面上剛剛進入成型段，流道橫截面上面積發生了變化，外壁面和內壁面的壁面剪切速率不一樣，入口截面流速分布略有不同，整體上成型段上沿擠出方向各處的流速是均勻分布的。

圖12 成型段上不同截面的速度分布

3.3 壁面剪切應力分析

圖13和圖14分別是機頭流道外壁面剪切應力與內壁面剪切應力分布云圖。從圖13和圖14可以看出，內壁面和外壁面剪切應力變化基本一致，主要是從壓縮段后端開始明顯增大，隨后以最大的壁面剪切應力流經成型段，從機頭流道流出。

圖13 流道外壁面剪切應力云圖

圖14 流道內壁面剪切應力云圖

為了更加直觀地看出壁面剪切應力在機頭流道內的分布情況，繪制了外壁面剪切應力沿擠出方向的分布曲線，如圖15所示。從圖15可看出，壁面剪切應力在壓縮段之前幾乎不變，從進入壓縮段開始增大，到壓縮段后端沿擠出方向呈線性增大，熔體在成型段內以穩定的剪切應力從機頭流道內擠出。

圖15 流道外壁面剪切應力分布曲線

由于成型段對管材的成型至關重要，因此單獨繪制了內外壁面剪切應力在成型段內的分布曲線，如圖16所示。從圖16可以看出，外壁面剪切應力在成型段入口從0.204 MPa下降到0.194 MPa，熔體在0.194 MPa的壁面剪切應力的作用下經過成型段，在成型段出口，剪切應力值略有下降，在0.192 MPa的剪切應力下流出成型段；內壁面剪切應力在成型段入口從0.182 MPa上升到0.198 MPa，熔體在0.198 MPa的作用下經過成型段，在成型段出口，壁面剪切應力值略有下降，在0.196 MPa的剪切應力下流出成型段。

圖16 成型段壁面剪切應力分布

從圖16還可以看出，外壁面與內壁面剪切應力在成型段中間段的剪切應力非常平穩，且內外壁面的剪切應力值僅僅相差0.004 MPa。剪切應力是剪切速率的函數，成型段上高的剪切應力意味著高的剪切速率。根據冪律流體的黏度模型，高的剪切速率意味著低的黏度，成型段壁面上熔體的黏度較低，從而熔體不容易在成型段壁面上發生粘滯，且擠出管材的壁面更加光滑。

4 結論

(1)結合管材機頭的經驗設計公式，設計了一種壓縮模座弧形過渡的PVC-U管材共用擠出機頭?？梢栽趯嶋H生產中根據管材的尺寸，靈活地更換機頭的部件。

(2)對熔體在機頭流道內的壓力進行分析，發現壓力在損失主要發生在成型段上，且沿擠出方向呈線性下降，壓力在機頭流道內沒有明顯的波動。

(3)對熔體在機頭流道內的速度進行分析，熔體在成型段內沿擠出方向流速平穩，中間層熔體最大速度與最小速度相差僅僅0.035 mm/s，塑料熔體在成型段內可以充分均化。

(4)對熔體在機頭流道內的壁面剪切應力分析，發現壁面剪切應力在壓縮段后端開始明顯增加，在成型段內剪切應力保持穩定，且成型段內外壁面剪切應力相差僅為0.004 MPa。成型段內較大的壁面剪切應力，意味著壁面上低的黏度，從而熔體不易在成型段發生粘滯，有利于提高管材表面質量。