где Qm , Qmn — тепло, разогревающее массу в канале винта,
теплопотери; |
_ диссипативный фактор с изменяю- |
д Z |
д Z |
щимися по каналу скоростью сдвига и напряжением сдвига. Для инженерного решения примем допущения:
—скорость сдвига по длине канала не изменяется;
—напряжение сдвига в связи с тем, что влага из закры той части канала не удаляется, по длине канала не изменяет ся;
—вязкие свойства пороховой массы определяются сле дующим выражением т^кт"
Интенсивность обратного потока массы в канале, характе
ризующего величину скорости сдвига, определяется суммой трех компонент:
—интенсивностью сжатия (коэффициентом сжатия), ха рактеризуемой скоростью уменьшения сечения канала винта;
—степенью снижения удельной производительности, оп ределяющей величину скорости сдвига вследствие «недопитки» пресса;
—величиной обратного потока в канале, вызванного про тиводавлением со стороны фильеры, внешним трением массы по поверхности винта и втулки и составляющей давления ре борды на массу по направлению вращения винта.
Ÿ = î c * + f i e « + î ^ . |
(4 - 1 ° 9 ) |
где усж, y0 , уд/, — соответственно вышеперечисленные компо ненты скорости сдвига.
Первые две компоненты суть скорость изменения относи тельного линейного размера элемента деформируемой массы вследствие сжатия канала винта и падения удельной произво дительности:
|
__ ^ н а ч ^ к о н __^ с ж ^ |
(4.110) |
||
Sdx |
Sm -t |
к„ • / ’ |
||
|
||||
где к сж= —^ ---- коэффициент сжатия, характеризующий сте-
^кон
пень изменения сечения канала винта; t — время нахождения массы в зоне деформаций (в напорной зоне).
Надо заметить, что полученное конечное выражение спра ведливо для винта с равномерным изменением сечения кана-
d S
ла, т. е. ---- = const.
286
Вторая компонента определится аналогичным образом че рез коэффициент производительности:
. |
_ dV _ Ур -У* _ 1 -кпр |
(4.111) |
||
Укл |
Vdt VPdt |
t |
||
|
||||
где Vp, Уф— соответственно расчетная и фактическая удельная производительность (объемная); кпр — коэффициент произво дительности, характеризующий отношение фактической удель ной производительности к расчетной; t — время нахождения в зоне деформации.
Заметим, что под расчетной производительностью понима ется так называемая геометрическая производительность, рас считываемая из условия движения массы как гайки по винту, т. е. без сдвига слоев.
Скорость сдвига, вызванную силовым воздействием на по ток массы при ее течении в канале винта, определим в соот
ветствии |
с работой |
[115]: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Tçp-coscp-T"1 |
|
|
(4.112) |
|
|
|
|
|
|
K +AZ |
yt |
|
|
|
|
|
\ |
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
где к, |
п |
коэффициенты в законе у = ктл ; т“", тср — соответст |
||||||
венно |
напряжения |
внешнего |
трения по |
поверхности |
винта |
|||
и среза; |
h„p — глубина винта в прессующей зоне (на выходе); |
|||||||
А = sin ср(/&а, + tga2), где а! |
и а2 — углы конусности соответст |
|||||||
венно |
винта и втулки. |
|
|
|
|
|
||
Итак, |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
К сж 1 |
j ^ К пр |
+ К |
Tcp-CQsy—с;н V |
(4.113) |
||
|
|
+ |
|
у |
||||
|
|
У = Кс*-/ |
t |
|
h^+AZ |
/ |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Как видно, скорость сдвига для конусного винта является функцией многих параметров, включая и реологические хаг рактеристики массы, и изменяется как по глубине канала (у), так и по его длине (2).
Для определения интегральной диссипативной энергии за время одного цикла нагрева используем выражение (4.113) и работу [115]:
287
(1+1
/I +
(4.114)
где 9,8*10~2 — переводной коэффициент из кгс-см/с в Дж;
дР | 2т“" +т"т6^ф |
дР |
дР |
|
, где----, ------- соответственно градиен- |
|
|
д Z |
9 / |
ты давлений по оси канала и оси пресса; 5 — зазор между ре бордами винта и втулкой корпуса пресса; t — время деформа ции массы.
Строго говоря, в выражении последние два члена являются функцией осевой координаты Z и их нужно было бы опреде лять как интеграл по оси канала. Поэтому данное выражение может быть использовано только для ориентировочных инже нерных расчетов.
Анализ диссипативного разогрева, проведенный в соответ ствии с выражением (4.114), показал, что в шнековом прессе возможен разогрев на 40...60 К дозой в 50...75 Дж, однако для этого в конструкции пресса необходимо выполнить ряд требо ваний:
—степень сжатия должна быть в пределах 1,8...2,0;
—коэффициент производительности — не более 0,5;
—винт должен быть достаточно глубоким (для повыше ния удельного веса третьей компоненты — уЛР);
—время нахождения массы в зоне сдвиговых деформаций
взависимости от различных условий целесообразно назначать
впределах 15...25 с, что предполагает наличие сравнительно длинной напорной зоны (около 1.5...2 шагов). Это в свою очередь требует достаточно высокого сопротивления на выходе из напорной зоны (15...25 МПа).
Поскольку интенсивность удельных тепловыделений и уро вень дозы диссипативной энергии определяются в основном реологией топливной массы и геометрическими параметрами канала винта, управление степенью разогрева массы в широ ких пределах маловероятно. Проведенные расчеты показали, что с этой целью могут быть использованы два технологиче-
288
ских параметра, которые можно изменять в достаточно широ ких границах:
— удельная производительность пресса за счет изменения скорости вращения винта при одной и той же общей произ водительности (коэффициент производительности изменять
впределах 0,3 — 0,8);
—сопротивление фильеры, установленной на выходе из зоны диссипативного нагрева за счет температуры теплоноси теля.
Интегрально это позволит изменять температуру в пределах 15.. .20 К (в режиме нормальной работы), что, очевидно, дос таточно для практических целей.
Скорость процесса влагоудаления в зоне вакуумной сушки зависит кроме температуры массы, определяемой степенью диссипативного разогрева в предыдущей зоне, от глубины ва куума и физического состояния массы в этой зоне (размера частиц полуфабриката, выходящих из фильеры и их пористо сти).
Для оптимизации процесса сушки была исследована кине тика процесса влагоудаления в различных условиях.
Работа проводилась на лабораторной установке с использо ванием предварительно полученного порохового полуфабрика та и непосредственно в процессе формования порохового шнура.
Лабораторная установка включала несколько герметичных бюксов, обогреваемых водно-глицериновой смесью до темпе ратуры 383 К и подсоединенных к вакуум-насосу. Исследова ния проводились при остаточном давлении 5000...40000 Па и времени вакуумирования 5...120 с. Время достижения задан ного разрежения не превышало 0,5 с. Плотность образцов из менялась в пределах 1400...1600 кг/м3 (пористость — 15.. .0.5%), толщина свода — (1,3...5,0)-10-3 м. При работе ис пользовались как штатные, так и новые топлива (НМФ-2Д, ВИК-2Д, РАМ, РБФ, БП-10, СПУ).
На рис. 140, 141 представлены графики зависимости влаж ности полуфабриката от толщины элемента при различных временах сушки под вакуумом, на рис. 142, 143 — аналогич ные графики функций влажность — плотность полуфабриката. Очевидно, чем меньше размер полуфабриката и его плотность, тем выше скорость сушки. С этой точки зрения при организа ции производственного процесса и то, и другое должно мак симально снижаться, однако необходимо учитывать альтерна-
289
w, %
Рис. 140. Зависимость конечной влажности от размера полуфабриката (со став РБФ, р = 1,4 г/см3, T = 383К, Рост = 5,3 КПа) для времени суш ки:
0 |
КО 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 VV, % |
Рис. 141. Зависимость скорости сушки от влажности для полуфабриката (состав РБФ, р = 1,4 г/см3, T = 383К, Р ^ = 5,3 КПа) с геометриче скими размерами:
1 — 1,6 мм; 2 — 2,7 мм; 3 — 3,4 мм; 4 — 4,6 мм
290