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Schneckenpresse
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Die Erfindung betrifft eine Schneckenpresse für die Verarbeitung von
plastischen, thermoplastischen oder elastomeren Kunststoffen oder Kautschuk oder
sonstigen thermoplastischen Nassen. Eine solche Schneckenpresse hat in der Regel
die Aufgabe, den meist bei Raumtemperatur als rieselfähiges Schüttgut aufgegebenen
Kunststoff-Feststoff zu fördern, zu verdichten, aufzuschmelzen bzw. bei Kautschuk
zu plastifizieren, thermisch und mechanisch zu homogenisieren und schließlich mit
dem erforderlichen Druck durch das Ausformwerkzeug zu pressen. im Falle der kontinuierlich
arbeitenden Schneckenpressen können auf diese Weise und in Verbindung mit entsprechenden
Kühlanlagen endlose Halbzeuge wie Profile, Platten, Folien, Ummantelungen etc. hergestellt
werden. Diskontinuierlich arbeitende Schneckenpressen kommen beispielsweise bei
Spritzgießmaschinen zum Einsatz.
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Bei den konventionellen Schneckenpressen mit glatter Innenfläche des
zylindrischen Einzugszonengehäuses beruht der Stofftransport bzw. Druckaufbau im
wesentlichen auf der Schleppströmung im aufgeschmolzenen bzw. plastifizierten hochviskosen
Medium infolge der Relativbewegung von Schnecke und Gehäuse. Entsprechend diesem
Transportmechanismus ist die Geometrie der Schnecke auszulegen, wobei neben der
Erfahrung der Ingenieure auch mathematische Ansätze und Berechnungsmethoden hilfreich
sein können /1/.
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Vor allem die Ermittlung des Steigungswinkels ZO und der Eanaltiefe
h, bzw. der Kanaltiefenabstufung zwischen den einzelnen
Funktionsabschnitten
Einzugszone, Aufschmelzzone und Ausstoßzone (engl.: metering-zone) ist von Bedeutung.
So findet man beispielsweise für die schmelzeführende Ausstoßzone unter gewissen
vereinfachenden Annahmen einen optimalen Steigungswinkel von (f= 300, während für
die feststoffüurende Einzugszone wesentlich kleinere Steigungswinkel günstig sind
/1/.
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In fertigungstechnischer Hinsicht ist es jedoch vorteilhaft, einen
konstanten mittleren Steigungswinkel über die gesamte Schneckenlänge einzuhalten.
Der klassische Kompromiß, den diesbezüglich weltweit praktisch alle Hersteller von
konventionellen Schneckenpressen eingegangen sind, sieht einen mittleren konstanten
Steigungswinkel von t = 17,6° bzw. eine Steigung s = 1.D = jr-D-tan t vor (D = Außendurchmesser
der Schnecke).
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Im Gegensatz dazu kann die günstigste Gangtiefe der Schnecke nicht
allgemein angegeben werden, da sie in hohem Maße von der Schmelzeviskosität und
von Betriebsparametern abhängt.
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Zur Erhöhung des Massedurchsatzes bzw. zur Sicherstellung des Stofftransports
bei schwierig zu fördernden Schüttgütern werden seit mehreren Jahren mit Erfolg
in die (meist) zylindrischen Innenflächen der Einzugszonengehäuse von Schneckenpressen
Längsnuten oder neuerdings auch Wendelnuten eingearbeitet. Der Massedurchsatz bei
derartigen sogenannten Nutenextrudern wird im wesentlichen von dem Fördervorgang
in der genuteten Einzugszone bestimmt, der sich vollkommen von dem der Schmelzezone
unterscheidet. Während in der Schmelzezone die Viskosität den Durchsatz und Druckaufbau
(oder -abbau) bestimmt, sind es in der genuteten Einzugszone derinnere ei und äußere
Reibungskoeffizient p des Schüttgutes. Bei Verwendung einer Schnecke mit durchgehend
konstanter Kanaltiefe h und konstanter Steigung s, üblicherweise 0,06D zu h C 0,1.D
bzw. 0,8D <s<1,2D werden in aller Regel die Folgezonen (Aufschmelz- und Homogenisierzone)
von der als Feststoffpumpe arbeitenden Einzugszone "überfahren", d.h. sie wirken
als Druckverbraucher und nicht als Druckerzeuger wie bei der konventionellen Schneckenpresse,
was auf die enorme Steigerung des Durchsatzes zurückzuführen ist. Mit Ausnahme der
Anpassung der Kanaltiefe h und in geringem Maße der Steigung s
hat
man jedoch bisher in der Praxis beim Übergang vom konventionellen zum genuteten
System keine wesentlichen geometrischen Änderungen an der Förderschnecke vorgenommen,
wenn man einmal von der Anbringung besonderer Misch- und Homogenisierzonen am Schneckenende
absieht.
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Aufgrund dieses Sachverhalts ergeben sich nun beim Nutenextruder zahlreiche
Probleme, die immer noch nicht befriedigend gelöst sind. Sie werden nachfolgend
kurz erläutert.
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1. Kühlung Das Druckmaximum im Fördergut, das unmittelbar am Ende
der in der Regel ca. 3*D langen Nutenzone erreicht wird, liegt im allgemeinen in
der Größenordnung von 1000 bar, häufig sogar noch darüber. Die an der Zylinderinnenfläche
in Wärme umgesetzte Reibleistung muß durch eine intensive Kühlung dieses Bereichs
abgeführt werden, um ein Anschmelzen des Thermoplasten zu verhindern, wodurch die
Nuten ihre Förderwirksamkeit verlieren würden /2/. Man hat dann entweder einen großen
Kühlmittelverbrauch (z.B. Verbrauch von Leitungswasser) oder man muß die Kosten
für Anschaffung und Betrieb eines Wärmetauschers auf sich nehmen. Eine weitere Folge
der intensiven Kühlung ist ein beträchtlicher Wärmeverlust am Beginn der anschließenden
Aufschmelzzone, der nur mit erheblichem konstruktiven Aufwand (Teilung des Zylinders,
Wärmetrennung) vermindert werden kann.
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2. Verschleiß Durch den sehr hohen Druck im festen Fördergut unmittelbar
vor oder am Ende der genuteten Einzugszone kann ein großer mechanischer Verschleiß
an Schnecke und Zylinder auftreten. Dies gilt insbesondere bei Anwesenheit von abrasiv
wirkenden Zusätzen wie beispielsweise anorganischen Farbpigmenten oder Glasfasern
/3/. Neben dem sehr hohen Druck ist bei axialgenutetem Zylinder auch noch das Abscheren
des Fördergutes im Bereich des Nutenauslaufs sowie die radiale Asymmetrie der normalerweise
verwendeten eingängigen Schnecke mitverantwortlich. Für die beiden letztgenannten
Probleme sind Lösungsvorschläge bekannt:
- Durch Anwendung von
Wendelnuten (statt Axialnuten) mit einem Steigungswinkel, der etwa dem Förderwinkel
des Feststoffs entspricht, wird das Abscheren im Nutenbereich weitgehend vermieden
und zudem die Wärmeentwicklung reduziert, und - durch Einfräsen von mindestens zwei
Schneckenkanälen, symmetrisch um die Schneckenachse verteilt, neutralisieren sich
die auf die Schnecke wirkenden Radialkräfte, und die Lagerkräfte zwischen Schneckensteg
und Zylinderinnenfläche werden auf ein Minimum reduziert.
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3. Aufschmelzen Durch die Erhöhung des Massedurchsatzes beim Nutenextruder
gegenüber der konventionellen Schneckenpresse, wird bei vergleichbarer Baulänge
das von der Feststoffzone angelieferte Material nicht mehr vollständig aufgeschmolzen.
Dies hat vor allem zwei Gründe: - Die Verkürzung der Verweilzeit im System verursacht
eine ungenügende Erwärmung des Feststoffs.
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- Wie weiter unten noch gezeigt wird, vermindert sich durch die Erhöhung
des Massedurchsatzes bei gleicher Schneckengeometrie und Drehzahl die Relativbewegung
zwischen Feststoff und Zylinder. In dem hauptsächlichen Aufschmelzbereich, nämlich
im Schmelzefilm zwischen Feststoff und Zylinder, wird aber dadurch die Energiedissipation
und Schmelzeabfuhr bzw.
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insgesamt die Aufschmelzleistung verringert.
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Man behilft sich in der Praxis mit Misch- und Scherelementen unterschiedlichster
Bauart, die etwa im letzten Drittel der Schnecke angeordnet sind und sowohl eine
ausreichende Zerteilung einzelner Feststoffteilchen als auch eine gute Verteilung
von Zusätzen bewerkstelligen sollen. Trotz dieser Maßnahme ist man inzwischen beim
Nutenextruder an einer gewissen Grenze des erreichbaren Massedurchsatzes angelangt.
Die angestrebten höheren Durchsätze können kaum mehr ohne eine axiale Verlängerung
des Gesamtsystems realisiert werden, es sei denn, daß man zu speziellen
Schneckenkonstruktionen
übergeht, die eine forcierte Aufschmelzung ermöglichen, jedoch in der Herstellung
relativ teuer sind.
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4. Antrieb Schneckenpressen sollten vor dem Abschalten der Maschine
leergefahren werden, was insbesondere für Extruder mit genuteter Einzugszone gilt.
Nuß nämlich ein solcher Nutenextruder aus vollem Betrieb einmal abgeschaltet werden,
so kann das Wiederanfahren erhebliche Probleme bereiten, weil das dazu benötigte
Anfahrdrehmoment wesentlich über dem eigentlichen Betriebsdrehmoment der Schnecke
liegt, und der Antrieb dafür zu schwach ausgelegt sein kann. Aus Gründen der Betriebssicherheit
muß man daher die Anlage überdimensionieren und mehr Mittel für stärkere Getriebe
und Motoren investieren, die letzten Endes doch unwirtschaftlich arbeiten, da sie
im normalen Betrieb nicht annähernd ausgelastet sind.
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Das hohe Anfahrdrehmoment bei gefüllter Schnecke wird durch den sehr
hohen Druck im Feststoffbereich verursacht, in Verbindung mit den beim Anfahren
zunächst wirkenden hohen inneren und äußeren Haftreibungskoeffizienten des Fördergutes.
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Aus den bisher dargelegten Sachverhalten geht hervor, daß die Probleme
bei der Thermoplastverarbeitung mit den modernen Hochleistungsschneckenpressen mit
genuteten Einzugszonen trotz Detailverbesserungen und beachtlichem Fortschritt bezüglich
der Erhöhung des Massedurchsatzes und Stabilisierung des Feststofftransports nicht
befriedigend gelöst sind. Der Erfindung liegt demnach die Aufgabe zugrunde, eine
Schneckenpresse der eingangs geschilderten Art zu schaffen, bei welcher die beschriebenen
Mängel ganz oder zumindest teilweise behoben sind, d.h.
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- Verringerung des Druckes am Ende der Aufschmelzzone, - Verringerung
des Verschleißes von Schnecke und Zylinder, - Reduktion des Anfahrdrehmoments bei
voller Schnecke, - Verringerung der notwendigen Kühlleistung in der Einzugszone,
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Erhöhung der Aufschmelzleistung, - Verbesserung der Schmelzehomogenität, - Verfahrenstechnische
Optimierung des Gesamtsystems durch Ermittlung optimaler Geometriedaten der Extruderschnecke
in der Aufschmelz- bzw. Schmelzezone.
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Diese Aufgabe wird in überrraschend einfacher Weise und erfindungsgemäß
dadurch gelöst, das der Steigungswinkel / der Schnekkenkanäle in der Aufschmelzzone
und gegebenenfalls in der Homogenisierzone des Extruders im Bereich von 250 4 t
C 900 liegt.
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Die weitere Ausgestaltung der Erfindung und die damit erzielbaren
Vorteile werden nachstehend an Ausführungsbeispielen anhand der Zeichnung näher
beschrieben. Außerdem soll versucht werden, eine wissenschaftliche Begründung für
die zunächst überraschenden Effekte zu finden, um Anhaltswerte für eine Optimierung
des Systems zu erhalten. Es zeigen Fig.1 einen Längsschnitt durch den Verfahrensteil
einer Schneckenpresse mit erfindungsgemäßer Extruderschnecke, Fig.2 eine schematische
Darstellung des Aufschmelzvorgangs anhand eines Querschnitts durch den abgewickelten
Schneckenkanal in der Aufschmelzzone, Fig.3 Geschwindigkeitskomponenten im Schneckenkanal
am Beginn der Aufschmelzzone (Vergleich: konventionellgenutet), Fig.4 Geschwindigkeitskomponenten
im Schneckenkanal am Beginn der Aufschmelzzone (Vergleich: Großer Steigungswinkel
/2 - kleiner Steigungswinkel Y1 Fig.5 Geschwindigkeitskomponenten im Schneckenkanal
am Beginn der Aufschmelzzone (Vergleich: Große Axialgeschwindigkeit - kleine Axialgeschwindigkeit
bei großem Steigungswinkel Y22s Fig.6 Geschwindigkeitsprofile in Kanalrichtung im
Schneckenkanal an verschiedenen Stellen in der Aufschmelzzone, Fig.7 verschiedene
Kanaltiefenverläufe h als Funktion der axialen Koordinate z,
Fig.8
verschiedene Abwicklungen von Schneckenkanälen in die Ebene sowie ganalquerschnitte,
Fig.9 weitere Abwicklungen von Schneckenkanälen in die Ebene, sowie keilförmige
Kanalquerschnitte, Fig.10 eine Abwicklung einer viergängigen Schnecke, sowie zwei
Schneckenquerschnitte.
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Fig.1 zeigt einen Längsschnitt durch den Verfahrensteil einer erfindungsgemäßen
Schneckenpresse mit erfindungsgemäßer Extruderschnecke. Eine zweigängige Schnecke
S mit Durchmesser D ist drehbar in einem zylindrischen Gehäuse Gl und G2 gelagert.
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Die im Gehäuse G1 vorhandene Einzugsbuchse EB ist an ihrer zylindrischen
Innenfläche mit konisch auslaufenden Wendelnuten N versehen und bildet zusammen
mit der Schnecke S eine Feststoffpumpe von an sich bekannter Bauart. Statt Wendelnuten
können auch konisch auslaufende Axialnuten vorgesehen sein, die fertigungstechnisch
zwar einfacher, verfahrenstechnisch jedoch ungünstiger sind /5/. Zur Abfuhr der
im Betrieb entstehenden Reibungswärme ist die Buchse EB kühlbar, mit einem Kühimittelzulauf
KE bzw. -auslauf KA. Das Gehäuse G2 und das Ausformwerkzeug W sind mit Heizelementen
HK ausgerüstet, denen auch Kühlelemente, beispielsweise Kühlgebläse parallel geschaltet
sein können, um gegebenenfalls überschüssige Dissipationsenergie aus der Schmelze
abzuführen.
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Das Fördergut wird bei E meist als rieselfähiges Schüttgut aufgegeben,
von der Feststoffpumpe gefördert und verdichtet und gelangt sodann bei erhöhtem
Druck in die Aufschmelzzone AZ, in der das Material mehr oder weniger homogen aufgeschmolzen
bzw. plastifiziert wird. Ein Scherteil ST und Mischteil MT besorgen die notwendige
mechanische und thermische Homogenisiebung der Rohschmelze, ehe sie in das Ausformwerkzeug
W gelangt und bei A den Extruder verläßt.
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Im Falle einer Schnecke S mit von Pos. @ bis Pos. 0 durchgehend konstanter
Steigung s von 1,2-D bis 0,8.D, wie sie bisher
in derartigen Extrudern
verwendet wird, erreicht der Massedruck etwa bei Pos.03 am Ende der genuteten Zone
der Einzugsbüchse EB sein Maximum, und die nachfolgenden Zonen AZ, ST und MT werden
überfahren, d.h. sie wirken als Druckverbraucher. Die bei Pos.0 entstehenden Drücke
können sehr groß sein und liegen häufig bei 1000 bar und darüber. Das unter diesen
Bedingungen längs der Schneckenachse sich ausbildende Druckprofil ist in der gestrichelten
Kurve P1 typmäßig dargestellt. Die nachteiligen Konsequenzen, die sich aus derart
hohen Drücken ergeben, sind weiter oben schon ausführlich erläutert worden.
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Vergrößert man nun in erfindungsgemäßer Weise die Steigung s bzw.
den Steigungswinkel 9 des Schneckensteges T des Schneckenabschnittes S2 etwa ab
Pos. bis Pos. @ , so kann man bei sonst gleichen geometrischen und betriebsmäßigen
Voraussetzungen eine drastische Absenkung des Massedruckes am Ende der Einzugszone
bzw. am Beginn der Aufschmelzzone erreichen. Der Druckverlauf,der sich dann bei
einer erfindungsgemäßen Schnekkenpresse einstellt, ist typmäßig in der Kurve P2
dargestellt, wobei ein gewisser Spielraum nach oben, Kurve P20, bzw. nach unten,
Kurve P2U, möglich und zulässig ist, je nachdem wie die Steigung s und die Gangtiefe
h des Schneckenkanals 5K aufeinander abgestimmt sind. Günstige Verhältnisse liegen
dann vor, wenn die Schnecke in der Aufschmelzzone nicht als Druckverbraucher wirkt.
Dies kann selbst bei hohen Massedurchsätzen und verbesserter Schmelzequalität unter
bestimmten erfindungsgemäßen Voraussetzungen erreicht werden, wie nachfolgend gezeigt
wird.
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Zur weiteren Einführung in die Problematik werden kurz die prinzipiellen
Vorgänge beim Aufschmelzen von wandhaftenden bzw. im wesentlichen wandhaftenden
Thermoplasten in Einschnekkenpressen dargestellt. Fig.2 zeigt einen Querschnitt
durch den abgewickelten Schneckenkanal am Anfangsbereich der Aufschmelzzone. Die
Schnecke S mit dem Schneckensteg T (oder mehreren Stegen T) wird in üblicher Betrachtungsweise
als ruhend und das Gehäuse G2 als bewegt betrachtet, wobei zwischen beiden die Relativgeschwindigkeit
vr herrscht. Zwischen der heißen Schnecke S und dem Feststoff F bilden sich Schmelzefilme
SF2
und SF3, auf denen der Feststoff in Kanalrichtung gleitet.
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Der hauptsächliche Aufschmelzprozeß findet jedoch im Schmelzefilm
SF1 zwischen Feststoff F und Gehäuse G2 statt, weil dort die entstehende Schmelze
sofort weggeschleppt wird und weil die Energiedissipation infolge innerer Reibung
in dem nur wenige Zehntelmillimeter dicken Film SF1 vergleichsweise groß ist. Eine
Verkleinerung der Relativgeschwindigkeit v r verursacht, wegen der Verkleinerung
der Energiedissipation, bei sonst gleichen Bedingungen auf jeden Fall eine Verringerung
der Aufschmelzleistung.
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In der Fig.3 werden beispielhaft die Vektordiagramme im Schneckenkanal
im Anfangsbereich der Aufschmelzzone beim konventionellen Extruder dargestellt und
verglichen mit denjenigen der genuteten Schneckenpresse. Vergleichsbasis ist gleiche
Schneckengeometrie an dieser Stelle, insbesondere gleicher Steigungswinkel und und
gleiche Kanaltiefe h sowie gleiche Drehzahl bzw. gleiche Umfangsgeschwindigkeit
v . Die Erhöhung u des Massedurchsatzes beim genuteten System kann dann gleichgesetzt
werden mit einer Erhöhung der mittleren Axialgeschwindigkeit von vaxk auf vax; im
gezeichneten Beispiel ist vax = 1,5 vaxk. Die Relativgeschwindigkeit v5 zwischen
kompaktiertem Feststoffstrang und Schneckenkanal erhöht sich in gleicher Weise,
v51 = 1,5 vsk, während die Relativgeschwindigkeit vr zwischen Feststoff F und Gehäuse
G2 um knapp 40 % abnimmt, VrI # 0,6 . vrk. Allein schon durch diese Tatsache wird
die Aufschmelzleistung wegen Verkleinerung der Energiedissipation deutlich verringert.
Berücksichtigt man zudem noch die geringere Erwärmung des Feststoffes F seitens
der heißen Schnecke über die Schmelzefilme SF2 und SF3 in Fig.2 wegen der kleineren
Verweilzeit, so ergibt sich insgesamt eine wesentliche Verschlechterung der Aufschmelzleistung,
die bei gleicher Schneckenlänge nur durch zusätzliche Scher- und Mischteile ausgeglichen
werden kann. Vergrößert man nun, bei sonst gleichen geometrischen und betriebsmäßigen
Bedingungen, wie in Fig.4 dargestellt, in erfindungsgemäßer Weise den Steigungswinkel
des Schmelzekanals von beispielsweise 1 = 17,60 auf Y2 = 450, so erhöht sich die
Relativgeschwindigkeit vr(und damit die Energiedissipation)
auf
vr2 # 2,5.vr1 und liegt sogar noch wesentlich über der des konventionellen Systems
mit geringerer Durchsatzleistung aus Fig.3. Selbst bei weiterer Erhöhung des Massedurchsatzes,
in Fig.5 symbolisiert durch die Erhöhung der mittleren Axialgeschwindigkeit auf
vax3 = 1,67vax,wird die Relativgeschwindigkeit vr3 bzw. Energiedissipation gegenüber
Vr2 nur geringfügig reduziert.
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Allgemein kann festgestellt werden, daß durch eine Vergrößerung des
Steigungswinkels # der Schnecke in der Aufschmelzzone über eine Erhöhung der Energiedissipation
im Schmelzefilm SF1 zwischen Feststoff und Gehäuse die Aufschmelzleistung erhöht
werden kann. Bei gleicher axialer Länge der Aufschmelzzone kann somit entweder -
bei gleicher Schmelzequalität wesentlich mehr Feststoff aufgeschmolzen werden, oder
- bei gleichem Massedurchsatz die Schmelzehomogenität wesentlich verbessert werden,
weil der Feststoff früher aufgeschmolzen wird.
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Eine Erklärung für die überraschende Absenkung des Massedrucks am
Ende der Einzugszone bei überfahrener Aufschmelzzone durch Erhöhung des Steigungswinkels
in der Aufschmelzzone bei sonst konstanten Bedingungen kann wie folgt gegeben werden:
Die Gesamtvolumenströmung G eines Newtonschen Mediums im Schneckenkanal setzt sich
zusammen aus der Schleppströmung G5 abzüglich der Druckströmung Gp /1/: G = Gs -
GP (1), mit Gs = ½Q.vu.fssin # .cos# (2),
und Q = #.Dh2-(1-h2/D).(1-BSU) (4), wobei Q = freier Fließquerschnitt bei Projektion
in axialer Richtung,
vu = Umfangsgeschwindigkeit, D = Außendurchmesser
der Schnecke, h2 = Schneckenkanaltiefe am Ende der Aufschmelzzone, # = mittlere
dynamische Viskosität am Ende der Aufschmelzzone, BSU = Flächenanteil der Schneckenste
e an der Ringfläche dp/dX = Druckgradient in Achsrichtung, fs = Korrekturfaktor
für Flanken- und Krümmungseinfluß für die Schleppströmung Gs /5/, fp = Korrekturfaktor
für Flanken- und Krümmungseinfluß für die Druckströmung Gp /5/.
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Wird die Schnecke überfahren, so ist dp/dL <0 und G = Gs + /Gp/,
d.h. Druck- und Schleppströmung werden addiert und die maximale Gesamtvolumenströmung
G wird bei # > 45° erreicht, wie man leicht zeigen kann.
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Die maximale Volumen-Schleppströmung G smax wird bei einem Steigungswinkel
von SP = 450 erreicht: Gsmax w ¼.Q.vu.fs (5) Im Gegensatz zu /1/ scheint es sinnvoller
zu sein, den Volumendurchsatz G mit einer bekannten, konstanten Größe, nämlich mit
der maximalen Volumen-Schleppströmung Gsmax dimensionslos zu machen. Mit Hilfe der
Gleichungen (1) bis (5) erhält man dann nach einigen Umformungen den dimensionslosen
Volumendurchsatz G Gs Gp Gsmax = Gsmax = Gsmax bzw. G = sin 2 # - a" sin2 (6), Gsmax
mit
Die Kenngröße a" kann als dimensionsloser Druckgradient gedeutet
werden. Durch Nullsetzen der Ableitung der Gl.(6) nach t erhält man einen Steigungswinkel
#opt, für den der Volumendurchsatz G/Gsmax bei einem vorgegebenen Druckgradienten
a0' ein Maximum aufweist zu tan 2#opt = ## (8), oder, wenn der dimensionslose Volumendurchsatz
G/Gsmax vorgegeben wird, folgt mit Gl.(6) und #opt aus Gl.(8) nach einigen Umformungen
tan #opt = G/Gsmax (9).
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Gleichung (9) ist eine einfache und sehr zweckmäßige Beziehung zur
Bestimmung des optimalen Steigungswinkels gopt da G/Gsmax in der Regel mindestens
näherungsweise vorgegeben werden kann: Die Feststoffpumpe gibt den Massedurchsatz
ih vor und bei Kenntnis der geometrischen Größen D, h2, BSU sowie der Umfangsgeschwindigkeit
v und der mittleren Dichte kann sowohl der Volumendurchsatz (G = m/ #s) als auch
mit den kann sowohl Vldht ) als auch mit den Gleichungen (4) und (5) die maximale
Volumen-Schleppströmung G smax ermittelt werden. Ist G/G smax <1, so wird #opt
< 450 und mit Gl.(8) der dimensionslose Druckgradient a11>O (dp/dL>0);
für G/Gsmax > 1 wird #opt > 450 und a" < 0 (dp/dL < O). Im neutralen
Fall mit G/Gsmax = 1 ist gopt = 450 und a" = 0 (dp/dL = 0).
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Durch Umformung von Gl.(6) erhält man a" = 2 - G . 1 +1) (10) tan#
= Gsmax tan²# und man erkennt sofort, daß bei unabhängiger Vorgabe von z.B.
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G/Gsmax = 1 und 450 # # 900 der dimensionslose Druckgradient a im
Bereich von 0 > a11 # - 1 liegt. Setzt man wie oben G/Gsmax = 1 und für den Steigungswinkel
?Werte ein, die im üblichen Bereich von 140< # < 210 liegen, so erhält man
mit -9,1 < a"< -2,6 für a" Zahlenwerte, die weit unter dem Grenzwert für #
= 900 liegen! Dies ist ein ausgesprochen. überraschendes Ergebnis, besagt es doch,
daß sogar Schneckenkanäle, die erfindungsgemäß achsparallel angeordnet sind, bei
sonst gleichen geometrischen
und verfahrenstechnischen Bedingungen
einen wesentlich geringeren Widerstand gegen Überfahren aufweisen können, als Schnekkenkanäle
mit bisher üblichen Steigungswinkeln. Grundsätzlich sollten jedoch möglichst optimale
Steigungswinkel #opt nach Gl.(9) eingehalten werden, um den Druck am Anfang der
Aufschmelzzone niedrig zu halten. Realisierbare Werte für G/Gsmax dürften im Bereich
von 0,5 <G/G5max < 5 (11) liegen; für gopt ergibt sich dann etwa ein Bereich
von 250 < #opt < 800 (12).
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Bei Verwendung einer förderstabilen genuteten Einzugszone oder Feststoffpumpe
ist man nicht darauf angewiesen, daß die Aufschmelz-bzw. Plastifizierzone einen
zusätzlichen Druck aufbaut. Man sollte sogar bewußt den Druckaufbau der Feststoffpumpe
überlassen, da deren energetischer Wirkungsgrad in aller Regel günstiger ist als
derjenige von Schraubenpumpen für viskose Medien (es sei denn, daß zu großer mechanischer
Verschleiß in der Feststoffzone und/oder mischtechnische Gesichtspunkte dagegen
sprechen). In erfindungsgemäßer Weise folgt dann mit G/G smax # 1 für den optimalen
Steigungswinkel gopt % 45 i G/Gsmax X 1 (13)-Die Schneckenkanaltiefe h2 oder über
den Schneckenumfang arithmetisch gemittelte Kanaltiefe h2 ist eine weitere Zielgröße
bei der Optimierung einer erfindungsgemäßen Schneckenpresse. Mit den Gleichungen
(4) und (5) findet man nach einigen Umformungen für die dimensionslose Schneckenkanaltiefe
G/Gsmax sollte möglichst im Bereich von 0,5 < G/Gsmax <1 vorgegeben werden.
Für den Fall, daß h2/D zu groß bemessen wird und die Fourier-Zahl Fo zu kleine Werte
liefert (siehe unten), ist die Rechnung mit größerem G/Gsmax zu wiederholen.
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Ein Maß für die Erwärmung des kompaktierten Feststoffs mit der Temperaturleitfähigkeit
a durch die heiße Schmelze in einem Zeitintervall Zt ist die Fourier-Zahl Fo; Fo
= a dt (15).
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h2 Eine gute Durchwärmung und hohe Aufschmelzleistung wird bei großen
Fõ-Zahlen, d.h. u.a. bei kleinen Schneckenkanaltiefen h erreicht. Deshalb sollten
in der Aufschmelzzone möglichst kleine h -Werte vorgesehen werden. Man hat jedoch
diesbezüglich wenig Spielraum, da h durch die Gl.(14) vorgegeben ist und lediglich
durch die Wahl von G/G smax beeinflußt werden kann (siehe (11)).
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Es wurde schon vorgeschlagen, den Widerstand der Extruderschnecke
gegen Überfahren durch Vergrößerung der Schneckenkanaltiefe h zu verringern und
mindestens den Anfangsbereich der Aufschmelzzone als sogenannte Dekompressionszone
auszubilden. Dies erbringt zwar den gewünschten Effekt, ist aber aus den o.a. Gründen
wenig sinnvoll.
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Untersucht man die Vorgänge am Beginn der Aufschmelzzone, so können
auch dort die überraschenden Beobachtungen anhand eines theoretischen Modells bestätigt
werden. In Fig.6 sind Längsschnitte mit Geschwindigkeitsprofilen durch den Schneckenkanal
gegenübergestellt und zwar - in Fig. 6c im Endbereich der Aufschmelzzone mit einem
homogenen Geschwindigkeitsprofil, - in Fig. 6b im Mittelbereich der Aufschmelzzone
mit einem durch den kompaktierten Feststoffstrang verursachten inhomogenen Geschwindigkeitsprofil
und mit h2 = h3 und - in Fig. 6a im Anfangsbereich der Aufschmelzzone mit h1 >
h2.
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Um eine Vergleichsbasis zu schaffen, wurde für alle Geschwindigkeitsprofile
reine Schleppströmung angenommen, d.h. dp/dL = 0 gesetzt. Ferner ist der Einfachheit
halber der Volumendurchsatz an jeder Stelle gleich groß angenommen worden. Der Feststoffstrang
gleitet
am Schneckenkanalgrund mit der Geschwindigkeit Vs2 bzw. v51 auf einem Schmelzefilm
SF2 mit der Dicke #s2 bzw.
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#s1. Am Gehäuse G2 wird er über den Schmelzefilm SF1 (Dicke #z, Viskosität
tz) wegen der in Kanalrichtung gelegenen Komponente vu.cos tf der Umfangsgeschwindigkeit
Vu stromabwärts geschleppt.
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In Fig. 6a ist der Schmelzefilm SF2 am Ende der Einzugszone bzw.
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am Anfang der Aufschmelzzone noch dünn ( #s1) und seine mittlere Viskosität
sl ist noch sehr hoch. Deshalb sollte dort im Hinblick auf einen günstigen Druckgradienten
dp/dL die Kanaltiefe h1 groß gewählt werden, allerdings unter Beachtung der Fo-Zahl.
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Wie Fig. 6b veranschaulicht, kann im Mittelbereich der Aufschmelzzone
hingegen die Kanaltiefe schon so klein sein wie an deren Ende, da der Schmelzefilm
SF2 schon vergleichsweise dick ( #s2) und niederviskos ( 77s2)ist und die Bewegung
des Feststoffstranges nicht mehr wesentlich hemmt.
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Ein Kräftegleichgewicht am Feststoffstrang (Impulssatz) im Anfangsbereich
der Aufschmelzzone liefert in analoger Weise wie am Ende der Aufschmelzzone (vgl.
Gl.(6)) für den dimensionslosen Volumendurchsat z GF/GFsmax Gp = sin 2.# - a' .
sin²# (16), Gsmax mit
und Q nach Gl.(4). Die Kennzahl a kann, ähnlich wie a" als dimensionsloser Druckgradient
gedeutet werden. Auch hier wird bei Vorgabe von a der optimale Steigungswinkel (vgl.
Gl.( 8)) tan 2- gopt = S (19) bzw. bei Vorgabe des dimensionslosen Volumendurchsatzes
GF/GFsmax (vgl. Gl.( GF 9)) tan #opt = GF (20).
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GFsmax
Die gesuchte dimensionslose Kanaltiefe der
mittleren Dicken #s und dz und der mittleren Viskositäten #s und #z der Schmelzefilme
SF2 und SF1 sowie des Massedurchsatzes m und der mittleren Feststoffdichte #F berechnet
werden zu
wobei fFs = Korrekturfaktor für den Flanken- und Krümmungseinfluß, fFs # fs X ...
1,0.
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Gleichung (21) ist überraschenderweise formal identisch mit Gl.
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(14) und geht sogar praktisch in Gl.(14) über, wenn folgende Bedingungen
erfüllt sind a) #z . #z = 1 71z 6s b) m/#F#m/#s , (22) c) GF/GFsmax # G/Gsmax Die
Bedingung a) ist an irgendeiner Stelle im ersten oder zweiten Viertel der Aufschmelzzone
erfüllt, je nach den Betriebsbedingungen, insbesondere der Temperatur der Schnecke
am Beginn der Aufschmelzzone bzw. im Endbereich der Feststoffzone. Dort ist in der
Regel ( #s/ ist ( #z/ #s) » 1, wodurch die Kanaltiefe nach Gl.(21) entsprechend
zu vergrößern wäre h1/D > h2/D, es sei denn, daß in diesem relativ kurzen Abschnitt
ein erhöhter Druckabfall zugelassen wird. Eine Schneckenheizung kann in vorteilhafter
Weise Qs verkleinern und #s vergrößern, wodurch die Bedingung a) evtl. schon am
Beginn der Aufschmelzzone erfüllt und dort schon die Gangtiefe h1/D = h2/D vorgesehen
werden kann.
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Fig. 7 zeigt ineiner Gegenüberstellung über der Schneckenachse aufgetragene
mögliche Kanaltiefenverläufe h(z). Die Kurve ha markiert die bisher übliche konstante
Schneckenkanaltiefe.
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Davon ausgehend kann bei gleichem Massedurchsatz die Kanaltiefe bei
einer erfindungsgemäßen Schneckenpresse in der Aufschmelzzone beispielsweise gemäß
Kurve hb linear, d.h. proportional mit der Achskoordinate z, abnehmen oder gemäß
Kurve hc zunächst überproportional und gegen Ende der Aufschmelzzone unterproportional
mit z. Aus der Verkleinerung der Kanaltiefe bei einer erfindungsgemäßen Schneckenpresse
resultiert wegen der Vergrößerung der Fo-Zahl eine wesentlich schnellere Aufschmelzung
des Feststoffs. Dadurch kann entweder - bei gleichem Massedurchsatz die Homogenität
der Schmelze verbessert, oder - bei gleichem Massedurchsatz und gleicher Schmelzequalität
die Aufschmelzzone verkürzt werden.
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Eine dritte Möglichkeit ist in den Kurven hd und he gezeigt, nämlich
- bei gleicher Schmelzequalität und gleicher Baulänge eine drastische Erhöhung des
Massedurchsatzes durch Vergrößerung der Schneckenkanaltiefe in der Einzugszone.
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Die Verweilzeit bt des Feststoffs im System wird dadurch zwar verkürzt,
aber wegen der Verkleinerung der Kanaltiefe h im größten Teil der Aufschmelzzone
kann die mittlere Fo-Zahl nach Gl.(15) konstantgehalten oder sogar noch vergrößert
werden.
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Die Kompression des Feststoffs in der Einzugszone kann, wie Kurve
hde2 zeigt, durch entsprechenden Kanaltiefenverlauf ganz oder teilweise ausgeglichen
werden. Vorteilhaft ist es, den Kurvenverlauf prinzipiell ähnlich zu gestalten wie
bei Kurve hc oder ihn wenigstens durch einen Polygonzug anzunähern, wie die Kurven
hd und he zeigen.
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Zur Verdeutlichung des Verlaufs des Steigungswinkels f längs der Achse
einer erfindungsgemäßen Schneckenpresse mit einer
ebenfalls als
Schneckenpresse ausgebildeten Feststoffpumpe nach Fig. 1 ist in Fig. 8 die Abwicklung
(Schneckenumfang = 7f D) einer 3-gängigen erfindungsgemäßen Extruderschnecke und
deren Lage relativ zum Gehäuse dargestellt. Die Axial-oder Wendelnuten N der Einzugsbuchse
EB laufen etwa bei Pos.0 konisch auf Null aus. Vorteilhaft ist es, schon im Bereich
des Nutenverlaufs, also etwa zwischen Pos. und Q den Steigungswinkel (spontan oder
allmählich von dem Steigungswinkel 1 der Einzugszonenschnecke auf den Steigungswinkel
t2 der Aufschmelzzonenschnecke zu vergrößern. Wegen der geringen Nuttiefe geht nämlich
die Förderwirksamkeit der Nuten in diesem Bereich verloren und man hat praktisch
schon ein Gehäuse mit glatter Innenwand, ähnlich dem Gehäuse G2,vorliegen.
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Schnitt I - I in Fig. 8 zeigt einen Querschnitt durch die abgewickelten
Schneckenkanäle mit dem üblichen im wesentlichen rechteckigen oder trapezförmigen
Profil mit ausgerundeten Ecken. Es wird jedoch ausdrücklich darauf hingewiesen,
daß auch andere Kanalquerschnittsformen bei der erfindungsgemäßen Schnekke möglich
sind (siehe auch weiter unten).
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In Fig.8 ist außerdem dargestellt, wie etwa in der zweiten Hälfte,
frühestens ab dem Punkt, wo die oben erwähnte Bedingung a) erfüllt ist, d.h. in
der Regel etwa ab Beginn des zweiten Viertels oder des zweiten Drittels der Aufschmelzzone,
der Steigungswinkel des Schneckensteges TbI vergrößert werden kann (Tb2) \ bis auf
ß= = 900 (Tb3) und darüber. Dies kann sinnvoll sein im Hinblick auf eine forcierte
Aufschmelzung und gute Durchmischung der Rohschmelze oder Schmelze durch die erhöhte
Transversalströmung. Zu überprüfen ist jedoch im Einzelfall, ob der Widerstand beim
Überfahren des Systems durch die Vorzonen nicht zu groß wird.
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Weiter oben wurde gezeigt, daß durch die Vergrößerung des Steigungswinkels
f in erfindungsgemäßer Weise die Aufschmelzleistung durch Erhöhung der Energiedissipation
im Schmelzefilm SF1 zwischen Feststoff F und Gehäuse G2 gesteigert werden kann.
Dies kann jedoch, insbesondere bei schnellaufenden modernen Schneckenextrudern,
zu unerwünschten Temperaturspitzen
im Schmelzefilm SF1 selbst führen,
bzw. in der Folge zu einer überhöhten mittleren Schmelzetemperatur TM, wodurch das
Material thermisch geschädigt werden kann. Zur Absenkung von ist es zweckmäßig,
frühzeitig heiße Schmelze mit kälteren Masseteilchen zu vermischen, was in hervorragender
Weise mittels keilförmigen Arbeitsspalten bewerkstelligt werden kann, deren verfahrenstechnische
Überlegenheit bei ähnlich gelagerten Anwendungsfällen schon bewiesen worden ist
/6/.
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In Fig. 9 sind die Abwicklung und einige Schnitte einer zweigängigen
Extruderschnecke gezeigt, bei der in erfindungsgemäßer Weise die ausgesprochen vorteilhafte
Kombination von Keilspalt, großem Steigungswinkel Y2 . Schneckenkanal mit offenen
Enden und vergleichsweise einfacher Fertigungsmöglichkeit verwirklicht ist. Das
Fördergut wird bei E aufgegeben und fließt in den beiden Schneckenkanälen SK etwa
gemäß den eingezeichneten Pfeilen. An einigen Stellen ist abwechselnd der eine oder
andere Schneckensteg T ersetzt durch eine in Umfangsrichtung und entgegen der Drehrichtung
der Schnecke ansteigende Rampe SKS, wodurch zwischen Gehäuse G2 und Schnecke S ein
Keil- oder Sichelspalt Sp gebildet wird (Schnitt III-III und V-V), der an seiner
engsten Stelle deutlich größer ist als das Schneckenspiel zwischen T und G2. Der
in den Spalt eingezogene heiße Schmelzefilm SF1 kann sich im oberen Teil der Rampe
mit kälteren Masseteilchen aus dem Bereich des Feststoffbettes bzw. Kanalgrundes
mischen, wodurch in gewünschter Weise eine relativ niedrige Mischungstemperatur
erzielt werden kann. Dieser Vorgang wird mehrmals wiederholt, wobei das Material
mindestens teilweise abwechselnd von einem Schneckenkanal in den benachbarten und
umgekehrt transportiert wird. Kerben E, die im Bereich der engsten Stelle des Spaltes
Sp in die Rampe eingearbeitet sind, erleichtern den Masseübertritt und sorgen durch
Vergrösserung der Oberfläche für einen guten Wärmeaustausch mit der heißen Schnecke
und anschließend mit der umgebenden Schmelze, siehe u.a. Schnitt II-II. Die Kombination
von großem Steigungswinkel t2 und Keilspalt ist wegen der vergleichsweise großen
Geschwindigkeitskomponente v = v sin CP2 quer zum Kanal mischtechnisch deshalb besonders
günstig, weil dadurch selbst sehr
hochviskose oder noch unaufgeschmolzene
Materialteilchen durch den verstärkten Schlepp-Effekt in den Keilspalt eingezogen,
geknetet und aufgeschmolzen werden.
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Es sind Schneckenkonstruktionen bekannt /7-11/, bei denen das Fördergut
durch enge Scherspalte geleitet wird, um eine gleichmäßige Plastifizierung aller
Masseteilchen sicherzustellen.
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Solche Schnecken wirken wie ein Filter für die Schmelze, d.h.
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zufällig mit dem Fördergut in den Prozeß gelangte gröbere Schmutzteilchen
werden zurückgehalten, verbleiben in der Schnekke und können Anlaß zu Störungen
geben, insbesondere wenn thermisch empfindliche Kunststoffe verarbeitet werden oder
wenn ein Farbwechsel vorgenommen wurde.
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Die erfindungsgemäße Schneckenpresse hingegen wirkt nicht als Filter,
da der Querschnitt der Schneckenkanäle an jeder Stelle groß genug bemessen ist und
selbst groben Verunreinigungen Durchlaß gewährt, die gegebenenfalls stromabwärts
in besonderen Filtervorrichtungen abgefangen werden können. Durch geeignete Wahl
der Sichelspalthöhe, -länge und -anzahl kann auch bei der vorliegenden Erfindung
sichergestellt werden, daß das Material mindestens einmal einen engen Scherspalt
passiert hat.
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In diesem Fall kann sogar auf ein nachgeschaltetes Scherteil (ST in
Fig. 1) verzichtet und die Baulänge verkürzt werden.
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Verfahrenstechnisch besonders günstig sind achsparallele Sichelspalte,
wie sie beispielsweise in Fig. 9 zwischen Pos.
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und Pos. @ angedeutet sind /10, 11/.
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Bei der Fertigung einer erfindungsgemäßen Extruderschnecke nach Fig.
9 oder Fig. 10 auf modernen Werkzeugmaschinen werden kaum höhere Anforderungen gestellt
als bei der Produktion bisher üblicher Schnecken. Lediglich beim Bearbeiten der
Ubergänge bei Änderungen des Steigungswinkels muß ein geringer Mehraufwand getrieben
werden.
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Fig. 10 zeigt eine ähnliche erfindungsgemäße Schneckenkonstruktion
wie Fig. 9 in der Abwicklung und in zwei Querschnitten, jedoch mit vier Kanälen
SK bzw. Stegen T und im Anfangsbereich
der Aufschmelzzone jeweils
zwei gegenüberliegenden Rampen SKS bzw. Sichelspalten SP und Kerben K (5. Schnitt
VI-VI). Im Endbereich der Aufschmelzzone sind vier Rampen SKS bzw. Sichelspalte
SP vorgesehen, die eine intensive Bearbeitung der Rohschmclze sicherstellen und
die bei geeigneter Abstimmung von Spaltweite und -länge ein Scherteil ST und evtl.
sogar ein Mischteil MT in vorteilhafter Weise ersetzen (Verkürzung der Baulänge).
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Durch die symmetrische Anordnung der Schneckenkanäle bezüglich Lage,
Größe und Form neutralisieren sich die auf die Schnecke wirkenden Radialkräfte weitgehend,
so daß die Verschleiß verursachenden Lagerkräfte zwischen Schneckensteg T und Gehäuse
G2 auf ein Minimum reduziert werden.
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Literaturverzeichnis /1/ Schenkel, G. Kunststoff-Extrudertechnik.
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Carl Hanser Verlag München (1963).
-
/2/ Menges, G.; Ein neues Extruderkonzept mit verbesserter Hegele,
R. Förderwirkung der Einzugszone.
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Kunststoff-Berater 15 (1970) S.1071-1076.
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/3/ Fritz, G. Verschleißerscheinungen an Plastifiziereinheiten von
Hohlkörperblasanlagen.
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Kunststoffe 65 (1975), S.176-182 u. S.258-264.
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/4/ Grünschloß, E. Die Theorie der Wendelnuten-Einzugszone bei Einschnecken-Extrudern.
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Vortrag auf dem 6. Stuttgarter Kunst stoffkolloquium 21.-23.März
1979.
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/5/ Schenkel, G. Der Volumendurchsatz von Schraubenpumpen und Schmelze-Extrudern
mit kombiniertem Flanken- und Kriimmungseinfluß.
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Kautschuk + Gu=i.Kunststoffe 28 (1975), S.21-28.
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/6/ Rodenacker, W. Keilspaltmaschinen - Fördern und Evakuieren von
nicht newtonschen Stoffen.
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Chem.Ing.Techn.36 (1964), S.898-906.
-
/7/ CH-PS 363 149 /8/ US-PS 3 698 541 /9/ GB-PS 1 492 590 /10/ DT-OS
1 729 364 /11/ DT-GM 7 530 164 /12/ DT-OS 2 559 068