第26卷第6期可真生能驃Vol 26 No 62008年12月Renewable Energy ResourcesDec.2008生物質(zhì)成型螺桿的受力分析袁全紅1,蔣恩臣2(1羅定職業(yè)技術(shù)學(xué)院,廣東羅定527200;2華南農(nóng)業(yè)大學(xué)工程學(xué)院,廣東廣州510640)摘要:以B0-15型生物質(zhì)成型機(jī)為例,借鑒單螺桿成型機(jī)的固體塞輸送理論—Dame-Ml模型,對(duì)成型機(jī)進(jìn)料段、壓縮段所受壓力進(jìn)行分析分別采用線性指數(shù)函數(shù),通過求解功率平衡方程,得出螺槽前向螺紋面和背向螺紋面的壓力分布規(guī)律,經(jīng)功率檢驗(yàn),計(jì)算結(jié)果基本與實(shí)際相符關(guān)鍵詞:生物質(zhì);成型螺桿;壓力;固體塞中圖分類號(hào):TK6;TH123文賦標(biāo)志碼:A文章編號(hào):1671-5292(2008)06005903Study on the stress of the extruding screw for biomass briquettingYUAN Quan-hong, JIANG En-chen2'Polytechnical College, Luoding 527200, China; 2. College of Engyneering South China AgriculturalUniversity, Guangzhou 510640, China)Abstract: With BIO-15 type briquetting machine as example, the stress on the screw shaft surfaceis calculated base on the single-screw extrusion theory--Dannel-Mol Model, analysis has been car-ried out on the stresses at the feedstock convey section and the compressing section, a linear functionand an exponential function were used, through solving the power balance equation, the stress distri-bution characteristic of the screw slot, the forward screw surface and backward screw surface werebtained, after verifying through the power measurement, the calculation results are approximately inaccordance with the measured values. The maximum extrude pressure is 15.8 MPa.Key words: biomass; screw shaft; pressure; solid plug生物質(zhì)螺旋擠壓成型機(jī)是最早開發(fā)的生物工作狀況及設(shè)計(jì)尺寸(圖2),可將物料成型區(qū)大質(zhì)固化成型設(shè)備,目前已有多種機(jī)型問世,但有關(guān)生物質(zhì)螺旋擠壓成型機(jī)設(shè)計(jì)分析的研究還很少,難以滿足生物質(zhì)壓縮成型設(shè)備開發(fā)生產(chǎn)的需要。遼寧省能源研究所研制的BI015型生物質(zhì)成型機(jī)系國(guó)家“九五”科技攻關(guān)成果2,本文結(jié)合該成型機(jī)的結(jié)構(gòu)尺寸,借簽 Darnmelk-Mol的固體塞輸送理圖1成型擠壓的成型塊論習(xí),對(duì)該生物質(zhì)成型機(jī)的螺桿進(jìn)行受力分析Fig. I Briquette after processing試驗(yàn)表明,當(dāng)鋸屑以散粒體的形式從擠出機(jī)的料斗進(jìn)入螺桿的螺槽后,先是以非塞流的形式進(jìn)行固體輸送,由于受摩擦力的作用,物料受到的接觸壓力逐漸增加,非塞流輸送變?yōu)槿鬏斔?。試圖2鄭桿裝配結(jié)構(gòu)圖驗(yàn)得到的成型塊如圖1所示。根據(jù)成型機(jī)的實(shí)際Fig2 The assembly structure of the briquette screw sha收稿日期:2007-11-05作者簡(jiǎn)介:寰全紅(1981-)男助教主要從事模具的教學(xué)工作。E-mail:yuan通訊作者:蔣恩臣(1960-),男教授博士生導(dǎo)師主要從事生物質(zhì)能利用的研幾。TH中國(guó)煤化工CNMHG可耳生能2008,26(6)致分為3個(gè)部分:進(jìn)料區(qū)壓縮區(qū)和保壓區(qū)。成型kW,半空載(加料)功率為3kW,正常工作功率為螺桿的結(jié)構(gòu)則相應(yīng)地分為3段:進(jìn)料段(160mm)、8-12kW,n=240r/min。壓縮段(120mm)保壓段(70mm)。半空載功率與空載功率之差,再扣除部分壓成型螺桿結(jié)構(gòu)參數(shù)的計(jì)算縮段的功耗就是加料段功耗,取為15kW;正常已知條件:螺桿外徑D=63mm,螺棱法向?qū)捁ぷ鞴β逝c半空載功率之差,扣除軸尖導(dǎo)錐段部度e=8mm,螺槽深度H1=13mm,螺距S=40mm,分功耗就是壓縮段功耗,取為7kW。成型棒密度p=1.2gm3,成型機(jī)生產(chǎn)率Q=130kgh當(dāng)固體塞在螺槽中運(yùn)動(dòng)時(shí),作用在固體塞微成型機(jī)轉(zhuǎn)速n=240mmin,可計(jì)算出如下參數(shù)。元上的力有8個(gè)(圖4)。螺桿根徑:D=D-2H1=63-26=37mm平均直徑:D=(D+D)2=50mm;外徑螺旋升角:d=an[S/(xD)}=-1140°;內(nèi)徑螺旋升角:φ= atan(S/(mxD,)=1900°;平均螺旋升角:d= atan(S(丌xD)}=1330°;外徑螺槽法向?qū)挾?W÷ Sxcos-e=302lmm;內(nèi)徑螺槽法向?qū)挾?W= Sxcosoe=28.83mm;平均螺槽法向?qū)挾?W=S× cose=2977mm。圖4固體塞微元受力分析2固體塞的運(yùn)動(dòng)分析Fig 4 The mechanical analysis on solid plug在固體塞上取一微元進(jìn)行運(yùn)動(dòng)分析(圖3)F1-微元和機(jī)筒內(nèi)壁的摩擦力;F2-微元前端的正壓力;F微可得固體塞沿螺桿軸線方向的移動(dòng)速度v(即V元和背向螺槽的摩擦力;F-微元和前向螺槽的摩擦力;F微元和螺槽底面的摩擦力;F6-微元后端的正壓力;F-徽元受背向螺的軸向分量):槽的正壓力;F微元受前向螺槽的正壓力P-固體塞與機(jī)筒內(nèi)壁v=v tan tand=mD, tan Btan g.的正壓力;dZ-機(jī)筒內(nèi)表面沿蝶槽方向的長(zhǎng)度增量tan 0+tan d固體塞輸送的體積流率Q(1)加料段受力分析Q=πhnDH(DH)anan(W由于在進(jìn)料段沒有形成料塞,因此可假設(shè)在此tan 0+lan d wte段螺槽壓力為線性增大,設(shè)此段Z處的螺槽壓力為P Zpz=(Z-16)xp/20(p為Z=136mm處壓力);F=×1+ XW Sin(θ+φ)/ H,lxHiXp'ixdz;F=XH,xp ixdzFsHF1=[1+6× W,xSin(6+φ)/H]×H1xpz×dZ圖3固體塞運(yùn)動(dòng)分析1.3F3Fig 3 The motion analysis on solid plugW-平均螺槽法向?qū)挾?v-回轉(zhuǎn)速度;V-軸向速度;-絕對(duì)速根據(jù)實(shí)測(cè)值,取鋸屑與螺桿的摩擦系數(shù)fs=度;Vaz-沿螺槽方向的速度;0-牽引角075,機(jī)筒內(nèi)壁與鋸屑的摩擦系數(shù)f=0.75,Sin(6+3功率平衡方程φ)=028,設(shè)螺槽平均直徑為D=(Ds+D)2,則該借鑒固體塞模型,分別采用線性模型和指數(shù)段的轉(zhuǎn)矩M模型分析進(jìn)料段(低壓段)、壓縮段螺桿受力情況。M1=(F3+F4)XD/2xcosφ+F×xD2Xc0sd+(F-F8)根據(jù)成型機(jī)工作實(shí)測(cè)參數(shù)來求取螺桿受力P,XD2 xsing=217870Ppep(kZ)MPa,k為假設(shè)的指數(shù)系數(shù),Z為螺槽為率可韶很進(jìn)魁段末端的壓力p=中段與螺槽起點(diǎn)的軸向距離,為進(jìn)料段結(jié)束處029中國(guó)煤化工的壓力值。成型機(jī)工作實(shí)測(cè)參數(shù):空載功率為12CNMHG袁全紅,等生物質(zhì)成型螺桿的受力分析由于在壓縮段形成料塞,因此(圖6),故一般須在這一圈用耐磨焊條堆焊成小P0.29e1;斜面,以增大受力面,減小應(yīng)力集中。F3=f x[+ Sin(0+o)Ww/H, xPxdz前證F=×H1 xPdl;Fsf xPxdZsHixPxdz:F={[1+ xW XSin(葉+川H1H1 xPdl=13F根據(jù)實(shí)測(cè)值,取料塞與螺桿摩擦系數(shù)∫0.55料塞與機(jī)筒摩擦系數(shù)后=0.5,根據(jù)螺桿結(jié)構(gòu)軸向距離/mm特點(diǎn),可知壓縮段D3,D,H1線性減小螺桿受力情況D=40-24×Z350Fig. 5 The stress distribution of screw shaftD=63-27×(Z-160)/20;H1=63-27x(z-160)/120-40+24×2350y2;則該段的轉(zhuǎn)矩M2=(F3+F4)xD2 coso+F3xDy嚴(yán)重2xcos+( FrFs)x D/2xsind由該段的功率可解得k=0.025,壓縮段結(jié)束處的螺槽壓力P2=0.29Xexp(0.025×120)=58MPa。由此可得螺桿各部分壓力分布圖6螺桿的磨損狀況前向螺紋:Z=0-120mm,Pm=0.29×Z/20MPa;Fig. 6 The abrasion of the screw shaft∠=120-280mmP=0.29xexp0025×(Z-120MPa。3結(jié)論螺槽:z=16-136mm,pz=0.29×(z-16)/120本研究借鑒單螺桿成型機(jī)固體塞輸送理MPa:Z=136-~256mpz=0.29Xexp[0.025×(z-論— Darnel-Mol模型,分別采用線性模型和指136)MPa。數(shù)模型對(duì)成型機(jī)輸送段、壓縮段螺桿受力情況進(jìn)背螺紋:z=32-152mm,P囀=038×(Z-32》120行分析,通過求解功率平衡方程,得出螺槽、前向MPaZ=152-272mmP*=0.38Xexp0025×(Z-螺紋和背向螺紋的壓力分布規(guī)律,經(jīng)功率檢驗(yàn),152)JMPao計(jì)算結(jié)果基本與實(shí)際相符。研究結(jié)果表明:前向因?yàn)閷?dǎo)錐段(280mm