Теоретические основы переработки полимеров (механика процессов)
..pdfГлава V
НЕИЗОТЕРМИЧЕСКОЕ ТЕЧЕНИЕ РАСПЛАВОВ
V. 1. НЕИЗОТЕРМИЧЕСКОЕ ТЕЧЕНИЕ ПСЕВДОПЛАСТИЧНОЙ ЖИДКОСТИ В ЦИЛИНДРИЧЕСКОМ КАНАЛЕ
Изотермическое течение расплава является, по существу, идеали зированным режимом, который не осуществляется не только в ре альных процессах переработки полимеров, но даже в лаборатор ных условиях. Так, проводя реологические исследования, всегда приходится сталкиваться с ограничениями скорости сдвига вслед ствие интенсивного разогрева испытываемого материала.
Поскольку вся работа внешних сил при течении расплава по трубе превращается в конечном итоге в тепло, то, если пренебречь потерями в окружающую среду, среднее приращение температуры определится непосредственно из уравнения энергетического ба ланса:
ДГ = Д/М/(рср) |
|
|
|
(V.1) |
где ДР — перепад давлений; А — механический эквивалент тепла; |
р — плотность |
|||
расплава; сР — теплоемкость расплава. |
|
|
|
|
Для большинства |
расплавов |
полимеров [р ^ 800 кг/м3, |
ср ^ |
|
« 2 ,5 кДж/(кг-К)] |
увеличение |
перепада давления |
на 10 |
МПа |
эквивалентно разогреву на 5 К.
Для более точной оценки тепловых эффектов необходимо сов местное рассмотрение уравнений движения, уравнения энергии, реологического уравнения и уравнения неразрывности. При этом строгое рассмотрение требует одновременного учета сжимаемости и температуры расплава. Если при этом учесть зависимость тепло физических констант от температуры, то задача становится чрез вычайно сложной. Совершенно очевидно, что строгое решение та кой задачи может быть выполнено только численными методами.
В ряде работ [1—5] приводятся аналитические решения, полу ченные при некоторых упрощающих предположениях: 1) дисси пация механической энергии за счет вязкого трения отсутствует; распределение скоростей параболическое; 2) эффективная вяз
кость не зависит от температуры; теплообмен между |
расплавом |
и стенкой отсутствует; сжимаемость и термическое |
расширение |
пренебрежимо малы. Решения первого типа представляют интерес при анализе неизотермического течения маловязких жидкостей (например, слабоконцентрированных растворов полимеров). Ре зультаты, полученные из решений второго типа, имеют существен ное значение при анализе процессов переработки полимеров.
По характеру теплообмена на границе полимер — стенка все полученные решения можно разделить на две группы: 1) темпе ратура стенки неизменна; часть тепла, выделяющегося в резуль тате вязкого трения, отводится через стенку; граничные условия первого рода [6]; 2) теплообмен между полимером и стенкой канала отсутствует; стенка играет роль абсолютного геплоизолятора; режим течения адиабатический; граничные условия четвер того рода [6]. Разумеется, обе группы не существуют в действи тельности в чистом виде. В реальных условиях температура стенки не остается неизменной. Однако рассмотрение этих крайних слу чаев полезно хотя бы потому, что реальные условия всегда можно свести к одному из двух режимов.
СТЕНКА ПОСТОЯННОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ
В потоке, движущемся по каналу, можно выделить три области: а) область нестационарного течения, в пределах которой происхо дит перестройка эпюры скоростей и температурного поля; в этой области значения температуры и скорости зависят от продольной
(х) и радиальной (г) координат, а также от времени t\ б) область формирования температурного поля, в пределах которого темпе ратура и скорость потока зависят только от г и х; в) область ста ционарного течения, в пределах которой температура и скорость потока зависят только от г.
В работах [1, 2] приведены результаты интегрирования системы уравнений (III. 9) и (III. 11), выполненного в предположении, что эффективная вязкость не зависит от температуры, а теплопере дача в продольном направлении пренебрежимо мала. При таких допущениях профиль скоростей в областях «б» и «в» не зависит от продольной координаты.
Уравнение сохранения энергии |
принимает в этом случае вид |
|||||
k_d_( |
дТ\ , |
дР . |
(V. 2) |
|||
г dr V дг ) + aVxW |
+ ^ |
|||||
|
||||||
где k — коэффициент теплопроводности; |
е — коэффициент сжимаемости. |
|||||
Начальные и граничные условия определяются следующим об |
||||||
разом: |
|
|
|
|
|
|
T(R) = |
TW\ |
v x = 0 |
при г = R |
|
||
дТ/дг = 0; |
d v x /d r = 0 |
при г = 0 |
|
|||
Т = Т0 = Tw\ дТ/дг = |
0 при х =* 0 |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Для |
достаточно |
больших х |
|||||
|
|
|
|
|
|
|
распределение температур в |
по |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
токе описывается выражением [2]: |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
T - T w |
|
2(д + |
3 )» %, |
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
(Тс |
Тср)о |
п -{- |
1 |
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(V.3) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Разность |
температур |
на |
оси |
||||
|
|
|
|
|
|
|
потока |
Тс и на стенке при отсут |
|||||||
|
|
|
|
|
|
|
ствии |
сжимаемости |
(е |
= |
0) |
||||
|
|
|
|
|
|
|
равна |
|
|
|
|
|
|
||
|
|
|
|
|
|
|
(Тс |
Тw)o |
Rn+3 (дР/дх)п+г |
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
k(n + |
З)2 |
ng2n+l |
|
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
(V.4) |
|
|
Применение безразмерных переменных дает: |
|
|
|
|
||||||||||
Я------7* |
Tw . |
Z = J_. |
2 ( д + 1 ) |
* |
|
, |
|
|
|
(V.5) |
|||||
|
(TC~ T W)o' |
|
R ’ |
Х |
/г + 3 |
|
/? |
Fe |
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
Здесь |
Ре = |
2R U /a — критерий |
Пекле |
[где U — максимальная |
скорость |
на |
|||||||||
оси |
потока, определяемая |
уравнением |
(III. 31); а — коэффициент |
температуро |
|||||||||||
проводности расплава]. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
Если пренебречь теплопередачей вдоль оси х, то уравнение |
||||||||||||||
энергии сведется к виду |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
" |
( |
■ |
£ |
) |
+ |
с +«■ * " '- |
|
|
" - |
*“+'> |
|
||||
|
Решение этого уравнения для достаточно больших %имеет вид |
||||||||||||||
|
Анализ решения показывает, |
что |
при |
значении |
е = |
0,3 темпе |
ратура в центре потока в случае ньютоновской жидкости оказы вается примерно равной температуре у стенки, а в случае ано
мально-вязкой |
жидкости — даже |
ниже |
этой |
температуры |
(рис. V. I). Это |
снижение температуры |
обусловлено эффектом |
охлаждения, являющегося следствием адиабатического расшире ния расплава. Влияние аномалии вязкости проявляется в том, что с увеличением п область интенсивного тепловыделения сужается. Это и приводит к дальнейшему понижению температуры. Учет за висимости вязкости от температуры должен привести к дальнейШему уменьшению расчетного значения интенсивности тепловыде ления в пристенном слое, поскольку увеличение температуры
всегда сопровождается падением вязкости. Поэтому можно Счи тать, что профиль температур будет еще сильнее выравниваться и перепад температур по сечению окажется невелик [3J.
АДИАБАТИЧЕСКОЕ ИСТЕЧЕНИЕ, ТЕРМОИЗОЛИРОВАННАЯ СТЕНКА
В случае адиабатического истечения теплоотвод через стенку от сутствует. Уравнение (V.6) приобретает вид
ИЛИ |
|
|
„я+1 |
|
|
|
|
г - г ш= — |
( - |
+ 1 |
|
е) |
(V. 9) |
||
1-2-,п |
+ 1 |
||||||
Р |
\ |
|
|
||||
Ср |
|
|
|
||||
Перепад температуры между стенкой и центром потока опре |
|||||||
делится выражением [2] |
|
|
|
||||
Д Г . = - ^ - в |
|
|
|
|
|
(V. 10) |
|
9 ср |
|
|
|
|
|
|
Распределение температур по сечению, описываемое выражением (V. 8 ),‘приведено на рис. V. 2. Отметим, что даже при малых е расплав в центре потока охлаж дается, поскольку расширение в центре максимально, а тепловыде
ление отсутствует.
Все приведенные выше аналити ческие решения получены в предпо ложении постоянства градиента давлений и неизменности профиля скоростей. В действительности эти допущения нельзя считать пол ностью правомерными. Условие по стоянства градиента давлений мо жет соблюдаться только в случае изотермического течения, когда тем пература и, следовательно, эффек тивная вязкость жидкости у стенки неизменны. Аналогичным образом только в случае изотермического те чения можно ожидать постоянства профиля скоростей. Эти предполо жения подтверждаются результата ми численного интегрирования урав нений (III.3) и (III. II), выполнен ного Джи и Лайоном [5], которые исследовали поле скоростей и тем-
&
5
Рис. |
V.3. |
Распределение температур (а) |
|||
и скоростей (б) |
по сечению |
потока поли |
|||
этилена |
низкой |
плотности |
(5). |
Цифры |
|
У |
кривых — относительное |
расстояние |
|||
от входа |
в канал; температура |
расплава |
ператур |
для |
течения |
акриловой |
|
смолы |
по |
каналу |
диаметром |
|
1,6 мм и длиной 100 мм. |
|
|||
Распределение температур для |
||||
участка |
установившегося |
тече |
||
ния показано на рис. V. 3, а; рас |
||||
пределение |
скоростей |
на |
входе |
в канал и на выходе из него — на рис. V. 3, б. Распределение ско ростей близко к распределению в случае изотермического течения только для условия Tw= Т0. В ос тальных случаях поле скоростей деформируется, и градиент ско рости в пристенной зоне оказы вается существенно меньшим, чем в случае изотермического тече ния [7].
Продольное изменение гра диента давлений показано на рис. V. 4, из которого видно, что градиент давления почти не из меняется только в случае по стоянной температуры стенки.
Течение по каналу с холодной стенкой сопровождается охлаж дением расплава в пристенном слое, которое приводит к росту градиента давлений.
Экспериментальные исследо вания распределения температур в потоке расплава, приведенные Н. В. Тябиным [8], показывают, что форма профиля температур существенно зависит от направ ления теплового потока, скорости течения и радиуса канала. Если тепловой поток направлен от рас плава к стенке, то в канале ма лого сечения (d = 6 мм) профиль температур имеет клиновидную форму (рис- V. 5, а).
Увеличение диаметра канала вызывает существенные измене ния формы температурного про филя. По мере удаления от вхо да в канал температурный про филь резко меняет конфигурацию,
изменяясь иг клиновидного до параболического, как показано на рис. V.5, б. При этом в центральной части канала в центре потока возникает явно выраженный минимум.
Если тепловой поток направлен от расплава к стенке, то про филь температур имеет принципиально иную форму (рис. V. 6). В этом случае совместный эффект разогрева за счет диссипации механической энергии и теплопередачи от стенки приводит к воз никновению максимума температуры у стенки. Температура расплава в центре потока может быть ниже, чем у стенки, на 20—40 К.
ПРИБЛИЖЕННЫЙ МЕТОД РАСЧЕТА ПАРАМЕТРОВ НЕИЗОТЕР МИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ В КРУГЛОМ КАНАЛЕ
Приведенные выше результаты получены методом численного ин тегрирования уравнения теплопроводности. Однако иногда в ин женерной практике возникает потребность в более грубых реше ниях, позволяющих оценить средние значения температуры рас плава и перепада давлений в канале при неизотермическом течении. В этом случае удовлетворительные результаты дает сле дующая аппроксимация.
Предположим, что реальное течение моделируется |
потоком, |
в котором на участке длиной Дтемпература расплава |
остается |
неизменной, а поле скоростей удовлетворяет условиям, наблюдаю щимся при изотермическом течении. При переходе к следующему участку длиной температура расплава изменяется скачком так, что теплосодержание расплава оказывается равно сумме (или разности) двух тепловых потоков: диссипативного разогрева и теплообмена через стенку. При этом также скачкообразно изме няются и все термодинамические функции. В этом случае имеем
для участка длиной А** два уравнения: уравнение движения
(V. II)
(где Tw — температура расплава в при стенном слое) и уравнение энергетиче ского баланса:
Д7\р(?Ср = Дw t + 2а (Т - Г .) nR Ьх. |
(V. 12) |
|
|
xj L |
|
|
|
|
0 |
|
|
--------------- |
|
Рис. |
V. 4. |
Продольное изме |
|
нение |
градиента |
Давлений |
|
(Т0 = 525 К) |
[5]. |
Цифры у |
кривых — значения Т^.
(где а — коэффициент теплоотдачи, а Т — средняя температура расплава).
Работу сил вязкого трения Д№\-, обусловливающую средний диссипативный разогрев, можно определить как работу сил внешнего давления:
ДWt = A bPnR2U = ДPQA |
(V. 13) |
где А — механический эквивалент тепла; О — сред няя скорость.
Рис. V. б. Изменение распределения температур в потоке расплава полиэтилена низкой плотности в зависимости от расстояния от входа. =403 К; диаметр канала:
о—6 мм; 6—12 мм.
Рис. V. в. Распределение температур в потоке расплава полиэтилена низкой плотности на различном расстоянии от входа. 7 ^= 4 8 3 К.
Подставляя выражение |
(V. 13) |
в уравнение |
(V. 12) |
и учитывая |
||
уравнение (V. 11), получим: |
|
|
|
|
|
|
^ t9Qcp = — + (^ |
, f BQ’'+'/П Но А * / (Г°"Г“’) + 2а(Г - |
T J я R Д*г |
(V. 14) |
|||
Преобразуя |
выражение |
(V. 14) |
и полагая |
Ал^->0 |
и |
T'W= T, |
получим: |
|
|
|
|
|
|
_g_pQcp = 2-^ (" + 3)'^Q '+'/ra |
|
+ 2nRa(T _ ГяЛ |
|
(V-15) |
||
|
|
|
|
|
|
Уравнение (V. 15) легко преобразовать к виду
dt
= d*
the bt + а2 (t — с)
Здесь
2^Мцо(« + 3)|/л
<1|
(я/?',+3)'/" рср aj = 2nR/Qpcp
t = T - T 0\ c = Tw - T 0
Интегрируя уравнение (V. 16), получим:
|
dt |
|
а\в |
bt + a. (t — c) |
|
Для того чтобы вычислить интеграл, |
стоящий в правой части |
|
(V. 20), воспользуемся подстановкой ebt = |
z: |
|
dz = |
bcbt dt] t = In z/b; l n z = - l n ( l / z ) |
|
(V.I6)
(V-17)
(V. 18) (V. 19)
(V. 20)
выражения
is1 |
0\ + 0>(in |
—с) Z- и |
I 0| —02 (с + -у In |
2 |
||||
|
|
dz |
|
|
|
dz |
|
|
Воспользуемся разложением |
In* » |
* — 1: |
|
|
||||
Ф = ± ( _________ _____________С |
|
dz |
|
|||||
|
Ь } a, - a 2[C+ | ( i - l |
) ] 2 |
} |
а ф - а г - а , ( Ь с - \ ) г |
||||
Интегрируя и подставляя пределы, получим: |
|
|
||||||
Ф = |
1 |
In |
axb — а2 — a2(bc — \) z |
z — 1 |
|
1 |
||
|
a2(bc— |
1) |
a\b — а2— а2 (be — 1) |
b |
а\ — а2с |
(V.21)
(V.22)
(V. 23)
Окончательно имеем:
2_ 1=ai O _ cf O Ьх
ДГ = |
In z |
___ In [1 + fli (1 — a^c/di) bx] |
|
b |
b |
T = T0 + |
Д7* |
(V.24)
(V.25) (V. 26)
Введем обозначение
1 — a2c/a i = k |
(V. 27) |
и назовем k коэффициентом политропичности. Физический смысл коэффициента политропичности заключается в том, что он харак теризует интенсивность теплообмена расплава, текущего в трубке, с окружающей средой.
Если коэффициент теплообмена очень мал и перепад между температурой стенки и средней температурой расплава незначи телен, течение будет происходить в условиях, близких к адиаба тическим. Этому режиму соответствует k = \ . Если все тепло, вы деляющееся в результате вязкого трения, отводится через стенку и температура расплава остается неизменной, то режим течения близок к изотермическому (квазиизотермический). Этому режиму соответствует условие k = 0. Если текущий в трубе расплав разо гревается не только за счет диссипативного эффекта, но и за счет тепла, подводимого от более горячих стенок, то это политропический режим, при котором k > 1. Наконец, если часть тепла, выде ляющегося вследствие вязкого трения, отводится в окружающую среду (TW<C.T), то это политропический режим при k < \ . Если расплав охлаждается очень интенсивно и температура его на вы ходе из трубы меньше, чем на входе, то этому режиму соответ ствует значение k < 0.
Использованное разложение справедливо, если значение z не превышает 1,3 (при этом ошибка в разложении составляет менее 12%); это означает, что выражением (V. 23) можно пользоваться, если АТ составляет около 20—30 К (b « 0,01). Если же значение z
|
|
|
|
|
|
|
|
для всего канала превышает 1,3, то |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
необходимо вести расчет по участ |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
кам, разделив канал |
на |
два |
или |
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
больше участка, так чтобы в преде |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
лах каждого |
участка |
соблюдалось |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
условие z ^ |
1,3. |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Распределение давлений. Выра« |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
жение, описывающее поле давлений |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
в пределах каждого участка, легко |
||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
получить |
из уравнения (V. 11) |
под |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
становкой в него z из соотношения |
||||||
|
|
|
X , СМ |
|
|
|
(V. 24): |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Р = Р0 — аъх (1 — a\kbx) |
|
|
(V. 28) |
|||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
Рис. V. 7. |
Продольное |
распределение |
где |
|
|
|
|
|
|
|||||
a3 = 2n0[Q(n + 3)/nRn+3]'ln |
|
(V.29) |
||||||||||||
давлений |
(/, 2, 3) и |
температур |
(/', |
|
||||||||||
2/ , 3/ ) |
для канала радиусом 0,25 |
см и |
Из формулы (V. 28) следует, что |
|||||||||||
длиной |
10 см. Материал — полиэтилен |
|||||||||||||
низкой плотности |
(|1о — 0,02 |
МПа с~~^п1 |
линейное |
распределение |
давлений |
|||||||||
b — 0,01 |
к - 1 ; п = |
2); |
Г0 = |
7 ^ = |
423 К; |
имеет место только при квазиизо- |
||||||||
Q равно: |
|
|
|
|
|
|
||||||||
/, / ' —0,1 смЗ/с; 2, |
2/ — 1 смЗ/с; |
3, |
3 ' — |
термическом |
течении |
(& = |
0). |
Во |
||||||
10 см3/с. |
|
|
|
|
|
|
|
всех остальных случаях поле дав |
||||||
этом для k > |
0 |
|
|
|
|
лений существенно нелинейно. При |
||||||||
(течение с разогревом) |
падение давлений меньше, |
|||||||||||||
чем в случае изотермического течения |
(рис. V. 7). При k < |
0 |
(те |
|||||||||||
чение с охлаждением) |
падение давлений |
больше, |
чем |
в |
случае |
|||||||||
изотермического течения. |
поля температур и |
распределения |
||||||||||||
Типичный |
пример |
расчета |
давлений для течения расплава полиэтилена низкой плотности через круглый канал (R = 0,25 см) приведен на рис. V. 7. Сопо ставление кривых для поля давлений показывает, что при малых расходах, когда диссипативный разогрев невелик, поле давлений практически линейно (кривая 1). По мере увеличения расхода диссипативный разогрев возрастает. Соответственно увеличивается и нелинейность поля давлений, которая становится особенно за метной при больших расходах (кривая 3), когда диссипативный разогрев достигает 18 К.
V. 2. ПРЯМОЛИНЕЙНО-ПАРАЛЛЕЛЬНОЕ УСТАНОВИВШЕЕСЯ ТЕЧЕНИЕ ПСЕВДОПЛАСТИЧНОЙ ЖИДКОСТИ ПРИ НАЛИЧИИ ПРОДОЛЬНОГО ГРАДИЕНТА ТЕМПЕРАТУР
Рассмотрим гипотетический случай прямолинейно-параллельного течения псевдопластичной жидкости (см. рис. III. 22) при наличии продольного градиента температур. Обычно при исследовании неизотермического одномерного течения допускают существование только одного (поперечного) температурного градиента [12, 13]