任重1，2，黃興元3，柳和生4
1 江西科技師范大學光電子與通信重點實驗室，南昌 330038 2 江西科技師范大學光電檢測與信息處理重點實驗室，南昌 330038
3 南昌大學機電工程學院，南昌 330031
4 東華理工大學化學生物與材料科學學院，南昌 330013
為了解決傳統塑料微管擠出產生的擠出脹大、熔體破裂和擠出變形等問題，本工作采用內外雙層氣體輔助技術開展了塑料微管氣輔擠出實驗，并將其與傳統擠出實驗結果進行了對比。為了進一步揭示氣輔技術可以消除傳統擠出產生上述問題的機理，利用有限元方法對塑料微管氣輔擠出和傳統擠出進行了數值模擬和對比分析。實驗結果表明，氣輔技術不僅很好地克服了擠出脹大和擠出變形，而且使得擠出的塑料微管表面平整度、光澤度和透明度均有很大提高。數值結果表明，氣輔技術較好地減小了熔體在口模流道內尤其是口模出口處的壓力、剪切和法向應力差分布，使得塑料微管熔體在口模內的流動從黏著無滑移剪切流動轉變為完全滑移無黏著流動，并且在口模出口處流速分布均勻且無突變和徑向流速，從而較好地克服了塑料微管傳統擠出方式產生的問題。
關鍵詞 塑料微管 擠出成型 氣輔技術 有限元分析
0引言
塑料微管在醫學、光纖通信和汽車油路等領域中的應用越來越廣泛，尤其是在醫學領域，如冠狀動脈導管、造影導管和心胸、泌尿等外科手術中的各種微管等。據報道，近年來我國每年消費的各類微管費用達數億美元，具有巨大的經濟市場[1-2]。但是，在傳統塑料微管擠出過程中，由于高分子塑料熔體本身固有的高黏彈特性，加上在高速螺桿旋轉推動下，熔體在口模流道內與口模壁面相互作用，使得熔體分子鏈產生了取向并存儲了較大的彈性能。當熔體被擠出口模時，由于彈性儲能恢復、應力突變和流速不均等因素，使得被擠出口模的熔體產生明顯的擠出脹大、熔體破裂和擠出變形等問題[3-7]，嚴重影響了塑料微管產品的品質，造成巨大的人力、財力和物力浪費。
為了解決上述問題，本工作提出將氣輔技術[8-9]應用于塑料微管擠出，并將一定壓力的氣體導入到塑料微管擠出口模的環形熔體與口模內壁面和芯棒外壁面之間[10]，形成內外雙層的穩定氣輔層，使得塑料微管熔體以完全柱塞狀的方式擠出[11-13]，最終消除塑料微管擠出產生的上述三個問題[14-15]。為了實現上述目標，首先本工作搭建了一套塑料微管氣輔擠出實驗裝置，對塑料微管氣輔擠出和傳統擠出進行了實驗研究和對比分析。然后，利用有限元方法對塑料微管傳統和氣輔擠出進行了數值模擬，并且對氣輔技術可以消除傳統塑料微管擠出產生的擠出脹大、熔體破裂和扭曲變形進行了機理分析。
1實驗
1.1設備和材料
為了實現塑料微管氣輔擠出，構建了一套塑料微管氣輔擠出實驗裝置，如圖1所示。該裝置主要包括:塑料微管擠出子系統、塑料微管氣輔擠出口模和氣體輔助子系統。
該裝置中，塑料微管擠出子系統由小型單螺桿擠出機、冷卻定徑水槽和皮帶牽引機(GＲQ-25PVC，科勞斯)構成。其中，擠出機螺桿直徑為25mm，長徑比為25:1，螺桿轉速可調范圍為0~100r/min。冷卻定徑水槽長2m，為不銹鋼材質。皮帶牽引機為變頻電機驅動的皮帶牽引裝置，牽引速度范圍為0~30m/min。
同時，本研究還設計了一款塑料微管氣輔擠出口模，如圖2所示。該氣輔口模主要由口模連接法蘭、多孔板、機頭體、分流錐、內氣輔芯棒、外氣輔口模、外氣輔圓筒和壓圈等構成。
體輔助子系統由空壓機(颶霸LD-800×3-80L，臺州)、閥門、儲氣罐(型號:1V-3/8，0.4m3)、減壓閥(AFC2000，中國臺灣)、流量計、三通閥、精密調壓閥(IR1000-01BG，武漢百靈)、流量調節閥(ASC-06，昆山凱意隆氣動有限公司)、氣體加熱器(1000W，上海淶恒電熱電器有限公司)、溫度控制器、輸氣管和接口等組成。其中，儲氣罐最大壓力值為0.8MPa，其作用是存儲高壓壓縮氣體，并減小塑料微管氣輔擠出過程中氣體的壓力波動。
1.2實驗步驟
(1)開啟擠出機電源開關，將熔體溫度加熱到230℃。為了使塑料原料能快速熔融又不至于在機筒進料段產生過熱降解，可以將擠出機的三段區域和擠出口模的兩段區域按照表2逐級遞增的方式進行溫度設置，擠出機和口模開始加熱，預計加熱時間為30~40min。(2)在擠出機和口模加熱期間，打開氣輔子系統中空壓機和儲氣罐之間的閥門，啟動空壓機將空氣壓縮并存儲于儲氣罐中直至達到儲氣罐最大壓力(0.7MPa)時，空壓機自動停止。(3)待擠出機和口模溫度達到設定值后，開啟儲氣罐出口閥門，并通過減壓閥將氣體壓力適當降低至0.3MPa，再經過三通閥將氣輔氣路分為內氣輔氣路和外氣輔氣路，當兩路氣體分別經過精密調壓閥和流量控制閥后，利用氣體加熱器將兩路氣體加熱至與熔體溫度相同。(4)由輸氣管道將加熱后的內外氣輔氣體通過進氣接口流入到塑料微管氣輔擠出口模的內外氣輔通道中。(5)開啟擠出機電機電源開關，將擠出機電機頻率設定在一定值后，擠出機螺桿轉動對熔融的塑料進行擠出，同時開啟冷卻定徑水槽和皮帶牽引機，擠出的塑料微管經過水槽冷卻后在皮帶牽引機的牽引下開始進行塑料微管氣輔擠出實驗。(6)通過內外氣輔氣路中的精密調壓閥和流量控制閥來調節內外氣輔氣體壓力或流量，當內外氣輔層氣體輸出穩定以及塑料微管表面質量穩定后，則最終可以實現穩定的塑料微管氣輔擠出。
2實驗結果
2.1氣輔擠出對塑料微管擠出脹大的影響
塑料微管內外壁面均不施加氣輔層時，塑料微管的擠出屬于傳統擠出，擠出得到的塑料微管如圖3a所示。而當塑料微管內外壁面均施加氣輔層且內外雙氣輔穩定時，得到的氣輔擠出塑料微管如圖3b所示。
從圖3a可知，傳統擠出的塑料微管在口模出口處產生了明顯的擠出脹大現象，壁厚增厚。而對氣輔擠出而言，如圖3b所示，可以清楚地看出，塑料微管環形熔體與口模內壁面之間存在明顯縫隙，說明氣墊膜層已經形成，且氣輔擠出的塑料微管尺寸均勻一致，沒有產生擠出脹大現象。這表明氣輔擠出技術很好地消除了傳統塑料微管擠出產生的擠出脹大和擠出變形問題。
2.2氣輔擠出對塑料微管熔體破裂的影響
經過冷卻和牽引后，得到了傳統和氣輔條件下擠出得到的塑料微管，分別如圖4a、b所示。
圖4a可知，在相同工藝條件下，相比于傳統擠出的塑料微管，氣輔擠出的塑料微管外徑稍小，內徑稍大，壁厚更薄。此外，從圖4b可以清楚地看出，氣輔擠出的塑料微管的表面平整光滑、光澤度和透明度較好，質量優于傳統擠出塑料。
利用電子顯微鏡（XSP-37XB，上海締倫光學儀器有限公司）分別對傳統擠出和氣輔擠出得到的塑料微管內外壁面進行微觀表征，結果如圖5所示。
從圖5a、b的微觀表征可知，傳統擠出的塑料微管內外壁面均出現了粗糙和破裂紋理，其表面平整度和透光性差。而從圖5c、d可知，通過氣體輔助作用擠出的塑料微管內外壁面沒有出現明顯的褶皺和破裂紋理，其表面光滑度、平整度和透光性相比于傳統擠出塑料有了很大提高。
3數值分析
3.1模型
本工作利用有限元數值方法[10]來揭示氣輔技術應用于塑料微管擠出可以克服傳統塑料微管擠出產生的擠出脹大、熔體破裂和擠出變形等問題的機理。塑料微管入口橫截面形狀和尺寸如圖6a所示，其外直徑為3mm，內直徑為2mm。由于塑料微管呈軸對稱幾何結構，為了提高計算效率，本研究利用1/4部分的塑料微管幾何結構來進行數值模擬，其三維幾何結構如圖6b所示。其中，AA'BB'CC'DD'為口模內區域，其長度為10mm。CC'DD'EE'FF'為口模外熔體自由區域，其長度為10mm。AA'BB'為熔體入口面，CC'DD'為口模出口面，EE'FF'為熔體末端面，ABCDEF面為塑料微管外壁面，A'B'C'D'E'F'為塑料微管內壁面，AA'CC'EE'和BB'DD'FF'為塑料微管熔體對稱面。
3.2控制方程
連續方程和動量方程見式(1)、式(2):
于聚合物熔體為黏彈流體，本研究采用能很好反映黏彈流體特性且應用較多的Phan-Thien-Tanner(PTT)微分黏彈本構方程[16-17]來描述聚合物熔體的流動特性。該本構方程為:
式中:ηr=η2/η為黏度比，其中η2為偏應力張量純黏性部分對應的黏度、η為熔體總黏度，其滿足關系式η=η1+η2，η1為熔體的非牛頓黏度；λ為熔體松弛時間；ε為與熔體拉伸特性有關的材料參數；ξ為與熔體剪切黏度有關的材料參數；τ和τ分別為偏應力張量 τ 的上隨體導數和下隨體導數; D 為熔體形變速率張量。
3.3邊界條件
入口面:假設熔體在進入定型段后，其流動基本已經充分發展。故熔體在入口面邊界滿足如下關系:vx=vy=0，其中vx、vy和vz為塑料微管熔體在口模內沿x、y和z方向上的流速。
壁面:對傳統擠出而言，熔體壁面滿足無滑移(No-slip)邊界條件，即vn=vs=0，其中vn和vs分別表示熔體的法向速度、切向速度。而對氣輔擠出而言，采用完全滑移邊界條件(Full-slipcondition)，即vn=0，fs=0，其中fs為熔體的切向應力。
自由界面:在外界無壓力和表面張力附加的情況下，滿足的動力學邊界條件為fn=0，fs=0和vn=0，其中fn為熔體的法向應力。
對稱面:滿足的邊界條件為fs=0，vn=0。
末端面:塑料微管熔體末端未施加任何牽引力，則滿足如下關系，即fn=0和vs=0。
3.4物性參數
采用PTT本構方程來描述塑料微管熔體的屬性，其物性參數［18］如表3所示。
4數值結果與分析
4.1擠出脹大
通過上述有限元數值模擬，得到了氣輔條件和傳統條件下塑料微管的擠出成型效果，如圖7a、b所示。同時，為了更加準確地表現出氣輔擠出和傳統擠出造成的塑料微管擠出脹大現象，模擬了傳統和氣輔時塑料微管的入口和末端截面形狀，如圖7c、d所示。
從圖7a、c可知，傳統塑料微管出現明顯的擠出脹大現象。按照式(6)—式(8)可以分別計算得到塑料微管的內徑、外徑和壁厚的擠出脹大率(wi、wo和wt)，即:
wi=(ri'－ri)/ri×100% (6)
wo=(ro'-ro)/ro×100% (7)
wt=(rt'-rt)/rt×100% (8)
式中:wi、wo和wt為塑料微管入口截面的內半徑、外半徑和壁厚；wi'、wo'和wt'為塑料微管擠出口模后末端截面的內半徑、外半徑和壁厚。
經計算得到傳統擠出制備的塑料微管內半徑、外半徑和壁厚的脹大率分別為38%、37.6%和36.8%。而從圖7b、d可以看出，氣體輔助技術制備的塑料微管內半徑、外半徑和壁厚的脹大率基本為0，即塑料微管未發生任何擠出脹大和變形現象。
4.2流速分析
圖8a、b分別為傳統和氣輔條件下塑料微管熔體在口模出口截面上的徑向流速及沿軸向的Z流速分布曲線。
從圖8a可知，對傳統擠出而言，塑料微管靠近外壁面的熔體向外層膨脹(流速為正值)，而靠近內壁面的熔體向內層膨脹(流速為負值)，這種流速分布是傳統塑料微管擠出口模時的流速體現。而對塑料微管氣輔擠出而言，由于氣輔作用，塑料微管熔體在口模出口沒有產生徑向流速，表明氣輔技術消除了塑料微管徑向的擠出脹大現象。另外，從圖8b可知，對傳統擠出而言，沿軸向方向，熔體在口模流道內壁面上的流速為0，為無滑移流動方式；而在口模出口處，熔體流速產生了一個巨大的突變，這種突變是熔體受到快速拉伸以及熔體流速迅速重排的表現。此外，在實際擠出生產中，這種流速突變極易使得塑料微管表面產生熔體破裂現象。從圖8b還可以看出，引入氣輔技術后，熔體在軸向上的流速分布均勻一致;在出口處也未產生流速突變現象，材料熔體破裂問題得到改善。
4.3壓力分析
為了揭示上述熔體流速分布現象，得到了熔體在傳統方式和氣輔方式下塑料微管熔體的壓力及應力等分布情況，其中壓力分布如圖9所示。從圖9中可知，在傳統擠出條件下，熔體入口處產生了很大的入口壓力;而對塑料微管氣輔擠出而言，其入口壓力非常小。因此，傳統條件下塑料微管擠出容易在口模出口處殘留壓力降，使得易出現擠出脹大現象。而氣輔條件下的入口壓力很小，且隨著熔體流出口模，口模出口處的多余壓力降基本消失，因此擠出脹大等現象得到了改善。
4.3壓力分析
為了揭示上述熔體流速分布現象，得到了熔體在傳統方式和氣輔方式下塑料微管熔體的壓力及應力等分布情況，其中壓力分布如圖9所示。從圖9中可知，在傳統擠出條件下，熔體入口處產生了很大的入口壓力;而對塑料微管氣輔擠出而言，其入口壓力非常小。因此，傳統條件下塑料微管擠出容易在口模出口處殘留壓力降，使得易出現擠出脹大現象。而氣輔條件下的入口壓力很小，且隨著熔體流出口模，口模出口處的多余壓力降基本消失，因此擠出脹大等現象得到了改善。
4.4應力分析
圖10a、b分別為沿軸向方向上傳統擠出和氣輔擠出方式制得的塑料微管熔體在內壁面、外壁面上的剪切應力及第一法向應力差分布曲線。
圖10a、b可知，傳統塑料微管擠出在口模流道內、熔體內壁面和外壁面上均產生了較大的剪切應力和第一法向應力差。此外，在口模出口處，剪切應力和第一法向應力差突然增大。這種較大的剪切應力和第一法向應力差使得流道內的熔體分子鏈產生了取向效應，并存儲了較大的彈性能。當熔體從口模出口擠出時，熔體之前所存儲的彈性能將釋放回復，使得塑料微管熔體的內壁面和外壁面均向內外徑向方向產生膨脹，從而引發塑料微管直徑和壁厚的增大，這是傳統擠出方式中引發熔體在口模出口處產生徑向流速分布并進而產生擠出脹大的主要原因[19]。而對氣輔擠出而言，塑料微管氣輔擠出在熔體的內壁面和外壁面上產生的剪切應力及第一法向應力差非常小，對熔體存儲彈性能幾乎沒有影響，在整個流動過程中熔體均處于無彈性能存儲和分子鏈松弛的狀態。故當熔體被擠出口模時，不產生任何擠出脹大和變形現象。
5結論
(1)需要在塑料微管內外壁面與口模壁面之間建立內外雙層氣體輔助層，才能較好地消除塑料微管擠出產生的諸多問題。
(2)內外氣體輔助層的引入不僅極大減小了口模流道內熔體所受到的壓力，而且使得熔體與口模壁面之間的剪切應力和第一法向應力差也得到了極大消除。
(3)由于氣輔作用下熔體的壓力和應力得到消除，減小了熔體在口模流道內的彈性儲能和口模出口處的流速突變分布，最終較好地消除了傳統擠出所產生的擠出脹大、熔體破裂和擠出變形等問題。
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