Onderzoek naar de energieverdeling bij extrusie van geschuimde profielen

Departement Industriële Wetenschappen en Technologie Opleiding master in de industriële wetenschappen: industriële kunststofverwerking

Onderzoek naar de energieverdeling bij extrusie van geschuimde profielen

Industrieel project aangeboden tot het behalen van het diploma van master in de industriële wetenschappen: industriële kunststofverwerking door Stijn Vanveerdeghem

o.l.v. Frederik Desplentere, KHBO Johan Cottyn, Orac

Academiejaar 2009 - 2010

KHBO Campus Oostende ● Zeedijk 101 ● B-8400 Oostende ● Tel. +32 59 56 90 00 ● Fax +32 59 56 90 01 ● www.khbo.be

Vanveerdeghem S.

Katholieke Hogeschool Brugge Oostende

2009-2010

Mededeling Deze eindverhandeling was een examen. De tijdens de verdediging geformuleerde opmerkingen werden niet opgenomen.


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Woord vooraf Als laatstejaarsstudent kreeg ik de opdracht om een masterproef te maken teneinde het diploma Master na Master in de Industriële Wetenschappen: Industriële Kunststofverwerking te kunnen behalen. Dit was een goede kennismaking met het bedrijfsleven, waarbij ik de theorie aan de praktijk kon koppelen. Het resultaat van deze masterproef is tot stand gekomen dankzij hulp, steun en begeleiding van meerdere personen die ik hierbij wil bedanken. Ik wens in de eerste plaats mijn ouders te bedanken voor de kans die ze mij gegeven hebben om deze studies te volgen. Tijdens mijn studies heb ik mij volledig kunnen ontplooien, dit op zowel intellectueel als op sociaal vlak. Graag dank ik de directie en alle personen van Orac NV die aan deze masterproef hebben meegewerkt. In het bijzonder wil ik mijn buitenpromotor Johan Cottyn bedanken die me steeds bijstond met raad en daad. Ik wil mijn binnenpromotor, dr. Ir. Frederik Desplentere, bedanken voor het opvolgen van mijn eindverhandeling en mij bij te sturen waar nodig. Daarnaast wens ik ook ing. Bart Buffel te bedanken voor zijn steun bij het uitwerken van deze masterproef.

Wakken, juni 2010

Vanveerdeghem Stijn


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Abstract Het energieverbruik binnen een kunststofverwerkend bedrijf heeft een grote invloed op de kostprijs van de producten. Het beperken van dit verbruik resulteert in een daling van de kosten. Het doel van de masterproef is het onderzoeken van de energieverdeling bij de extrusie van geschuimde profielen. Dit zorgt voor een beter inzicht in de energiestromen van het extrusieproces. Hierdoor komen de energiestromen waarop bezuinigd kan worden zichtbaar. Het onderzoek werd vooraf gegaan door een voorstudie aan de Katholieke Hogeschool Brugge Oostende. Binnen de KHBO staat er een labo-extrusielijn ter beschikking, waarmee de mogelijkheden van de masterproef werden uitgetest. Hieronder valt het theoretisch voorspellen, de theoretische bepalingen en de praktische meetbaarheid. De invloed van materiaal en instelparameters werd ook onderzocht. Het onderzoek naar de energieverdeling bij de extrusie van geschuimde profielen werd uitgevoerd bij Orac NV in Oostende. Doordat de materiaalkeuze en de instelparameters vastliggen, bestaat de opdracht eerder uit het inventariseren en verklaren van de energiestromen binnen de totale extrusielijn. Er werden vermogenmetingen uitgevoerd op een aantal verschillende profielen uit het gamma. Hierdoor wordt de invloed van het massadebiet op de energieverdeling duidelijk. Het energieverbruik hangt nauw samen met het rendement van een extrusielijn. Daarom werd er naast het opmeten van de praktische verbruiken, ook een studie uitgevoerd naar het theoretische verbruik bij zowel de labo-extrusielijn als de industriële extrusielijn. Deze studie bestaat uit zowel literatuurstudie als opmetingen. Uit het onderzoek bij Orac NV blijken er aanzienlijke verliesstromen te zijn. Dit komt hoofdzakelijk doordat de extrusielijn gedimensioneerd is voor een breed gamma aan profielen. Deze hebben elk een invloed op het nut van vacuümafzuiging en het rendement van de extruder. Door de verscheidenheid van het gamma, dienen er voor elk profiel afzonderlijke richtlijnen te worden opgesteld om de verliesstromen te beperken. Dit is vrij omslachtig, maar er blijkt toch voldoende ruimte voor kostenbesparing. Een ander voordeel is de besparing op het koelvermogen. Veel bedrijven zijn immers qua productievolume gebonden aan het maximale koelvermogen.


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Inhoudsopgave Mededeling .............................................................................................................................. 1 Woord vooraf ........................................................................................................................... 2 Abstract .................................................................................................................................... 3 Inhoudsopgave ......................................................................................................................... 4 Lijst met figuren ....................................................................................................................... 8 Inleiding ................................................................................................................................. 11 1.

2.

3.

Voorstelling van Orac ...................................................................................................... 12 1.1.

Geschiedenis van het bedrijf .................................................................................... 12

1.2.

Productengamma ..................................................................................................... 13

Het energieverbruik in extrusiebedrijven......................................................................... 14 2.1.

Volgens studies bij kunststofverwerkende bedrijven ................................................ 14

2.2.

Het energieverbruik binnen Orac.............................................................................. 15

2.3.

Energieverdeling bij extrusielijnen ............................................................................ 16

De energieverdeling bij een labo-extruder....................................................................... 17 3.1.

Taakomschrijving ...................................................................................................... 17

3.2.

Beschrijving van de extrusielijn................................................................................. 18

3.2.1.

Algemeen .......................................................................................................... 18

3.2.2.

De extruder ....................................................................................................... 18

3.2.3.

De koelinstallatie ............................................................................................... 19

3.2.4.

De trekeenheid en het snijgereedschap............................................................. 22

3.3.

Theoretisch benodigde energie ................................................................................ 23

3.3.1.

Werking en verwerking van een DSC-meting ..................................................... 23

3.3.2.

Opwarm- en opsmeltenergie ............................................................................. 25

3.4.

Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van HDPE ........... 28

3.4.1.

Materiaalbeschrijving ........................................................................................ 28

3.4.2.

Instelparameters en de energieopname van de extruder zonder productie....... 28

3.4.3.

De energieopname tijdens de productie van HDPE ............................................ 30

3.4.4.

Het rendement van de extrusielijn bij de verwerking van HDPE......................... 34


Orac

Vanveerdeghem S.

3.4.5.


2009-2010

Het drukverloop tijdens de productie van HDPE ................................................ 34

3.5. Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van gerecycleerd HDPE 36 3.5.1.


3.5.1.


3.5.2.

De energieopname tijdens de productie van gerecycleerd HDPE ....................... 36

3.5.1.

Het rendement van de extrusielijn bij de verwerking van gerecycleerd HDPE.... 38

3.5.2.

Het drukverloop tijdens de productie van gerecycleerd HDPE ........................... 39

3.6.

Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van PP................ 40

3.6.1.


3.6.2.


3.6.3.

De energieopname tijdens de productie van PP ................................................ 41

3.6.4.

Het motorrendement van de extruder bij de verwerking van PP ....................... 43

3.7.

Praktische energieopname van de andere onderdelen van de extrusielijn................ 45

3.7.1.

De vacuümpomp ............................................................................................... 45

3.7.2.

De waterpomp .................................................................................................. 45

3.7.3.

De trektafel ....................................................................................................... 46

3.7.4.

De koelgroep ..................................................................................................... 47

3.8.

Simulaties met behulp van MatLab........................................................................... 48

3.8.1.

Doel van de simulaties....................................................................................... 48

3.8.2.

Het model ......................................................................................................... 48

3.8.3.

Resultaten van de simulaties ............................................................................. 50

3.9.

Simulaties met behulp van Virtual Extrusion Laboratory........................................... 51

3.9.1.


3.9.2.

Input in VEL ....................................................................................................... 51

3.9.3.

Resultaten van de simulatie............................................................................... 51

3.10. 4.

Conclusies ............................................................................................................. 54

De energieverdeling bij een industriële extrusielijn bij Orac te Oostende ........................ 58 4.1.

Taakomschrijving ...................................................................................................... 58

4.2.

Beschrijving van de extrusielijn................................................................................. 59

4.2.1.

Algemeen .......................................................................................................... 59


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.2.2.

De extruder ....................................................................................................... 59

4.2.3.

De koelinstallatie ............................................................................................... 60

4.2.4.

De trekeenheid en het snijgereedschap............................................................. 64

4.3.

Theoretisch benodigd opsmeltvermogen ................................................................. 65

4.3.1.

Opwarm- en opsmeltvermogen ......................................................................... 65

4.3.2.

Energie voor de reactie van het schuimmiddel .................................................. 66

4.4.

Theoretisch benodigd koelvermogen ....................................................................... 67

4.4.1.

Het benodigd koelvermogen ............................................................................. 67

4.4.2.

Hoe onttrek je de warmte uit het profiel ........................................................... 68

4.4.3.

Bepaling van het totale koelvermogen .............................................................. 70

4.5.

Praktische energieopname van de extruder ............................................................. 71

4.5.1. 4.6.

Metingen van het rendement bij de Axxent-lijn ................................................. 71

Praktisch verbruik van de andere onderdelen van de extrusielijn ............................. 75

4.6.1.

De vacuümpompen ........................................................................................... 75

4.6.2.

De waterpompen .............................................................................................. 76

4.6.3.

De trektafel ....................................................................................................... 76

4.6.4.

De koelgroep ..................................................................................................... 77

4.6.5.

Het geheel ......................................................................................................... 77

4.7.

Simulaties met behulp van Virtual Extrusion Laboratory........................................... 80

4.7.1.


4.7.2.

Input in VEL ....................................................................................................... 80

4.7.1.


4.8.

Koelsimulaties met behulp van NX6.0....................................................................... 87

4.8.1.


4.8.2.

Materiaal in NX6.0............................................................................................. 87

4.8.3.

Het model in NX6.0 ........................................................................................... 91

4.8.4.


4.8.5.

Invloed van de warmtegeleidingscoëfficiënt λ* op het koeltraject ..................... 95

4.9.

Conclusies ................................................................................................................ 96

Besluit .................................................................................................................................... 99


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Bibliografie ........................................................................................................................... 100 Bijlagen ................................................................................................................................ 102


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Lijst met figuren Figuur 1 : voorbeelden uit het Luxxus-gamma ........................................................................ 13 Figuur 2 : voorbeelden uit het Axxent-gamma ........................................................................ 13 Figuur 3 : onderverdeling energieverbruik in extrusiebedrijven .............................................. 14 Figuur 4 : directe kosten bij Axxent-profielen ......................................................................... 15 Figuur 5 : foto's van de labo-extruder KHBO ........................................................................... 18 Figuur 6 : korte koelbak KHBO ................................................................................................ 19 Figuur 7 : lange koelbak KHBO ................................................................................................ 20 Figuur 8 : foto koelinstallatie KHBO ........................................................................................ 21 Figuur 9 : foto trekeenheid KHBO ........................................................................................... 22 Figuur 10 : vereenvoudigd principe van een DSC-meting ........................................................ 23 Figuur 11 : voorbeeld van een DSC-thermogram .................................................................... 24 Figuur 12 : soortelijke warmte van zuiver HDPE ...................................................................... 25 Figuur 13 : aanduiding verwarmingsbanden ........................................................................... 28 Figuur 14 : drukverloop bij verwerking van HDPE ................................................................... 35 Figuur 15 : drukverloop bij verwerking van gerecycleerd HDPE............................................... 39 Figuur 16 : meetopstelling motorrendement KHBO ................................................................ 43 Figuur 17 : motorrendement van de extruder bij verwerking van PP ...................................... 44 Figuur 18 : verbruik trektafel KHBO ........................................................................................ 46 Figuur 19 : primair koelcircuit labo KHBO ............................................................................... 47 Figuur 20 : stuk broncode van zone 5 KHBO............................................................................ 49 Figuur 21 : drukverloop in simulatie ....................................................................................... 53 Figuur 22 : werkelijk drukverloop volgens sensordata ............................................................ 53 Figuur 23 : energieverdeling bij HDPE ..................................................................................... 56 Figuur 24 : elektrisch verbruik per massa-eenheid bij HDPE .................................................... 56 Figuur 25 : energieverdeling bij PP.......................................................................................... 57 Figuur 26 : elektrisch verbruik per massa-eenheid bij PP ........................................................ 57 Figuur 27 : tekening extruder Orac ......................................................................................... 59 Figuur 28 : foto kaliber Orac ................................................................................................... 60


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Figuur 29 : foto koelbakken Orac ............................................................................................ 61 Figuur 30 : vacuümafzuiging na koelbakken Orac.................................................................... 62 Figuur 31 : globaal koelwatercircuit Orac ................................................................................ 63 Figuur 32 : intrede trektafel Orac............................................................................................ 64 Figuur 33 : trektafel Orac ........................................................................................................ 64 Figuur 34 : meelopende zaag na trektafel Orac ....................................................................... 64 Figuur 35 : rendement extruder Orac ..................................................................................... 72 Figuur 36 : aanduiding motor overbrenging Orac.................................................................... 72 Figuur 37 : analyse van de DC-motor uit Orac ......................................................................... 73 Figuur 38 : energieverdeling bij Axxent-profielen ................................................................... 78 Figuur 39 : rendementen van de extrusielijn bij Orac .............................................................. 79 Figuur 40 : instelparameters barrièreschroef Orac.................................................................. 81 Figuur 41 : instelparameters cilinder Orac .............................................................................. 82 Figuur 42 : resultaat VEL-simulatie Orac ................................................................................. 83 Figuur 43 : grafiek VEL-simulatie Orac .................................................................................... 84 Figuur 44 : vermogensresultaat VEL-simulatie Orac ................................................................ 85 Figuur 45 : doorsnede CX100 .................................................................................................. 87 Figuur 46 : warmtegeleidingscoëfficiënt in functie van de temperatuur ................................. 89 Figuur 47 : warmtegeleidingscoëfficiënt ifv dichtheid ............................................................. 90 Figuur 48 : beschouwde punten voor koelsimulatie Orac........................................................ 92 Figuur 49 : grafiek koeltraject Orac ......................................................................................... 92 Figuur 50 : kleurschaal in °C koelsimulatie Orac ...................................................................... 93 Figuur 51 : invloed van de warmtegeleidingscoëfficiënt op het koeltraject ............................. 95 Figuur 52 : Sankey-diagramma bij Orac ................................................................................... 96


Orac

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Inleiding De opdracht van deze masterproef bestaat erin een energieverdeling te maken van de extrusielijn uit het labo van de Katholieke Hogeschool Brugge Oostende en van een extrusielijn uit de industrie. Als bedrijf werd er gekozen voor Orac NV uit Oostende. De studie op de extrusielijn uit de KHBO was oorspronkelijk gezien als een voorstudie op de metingen bij Orac. Door de grotere vrijheid van parameters en te extruderen materialen, is er dieper ingegaan op de invloeden van deze parameters. Door het uitvoeren van verschillende simulaties kunnen de gemeten resultaten vergeleken worden. Op die manier wordt er een beter inzicht bekomen in de werking van de extruder zelf. Tijdens de stageperiode werden er metingen uitgevoerd in opdracht van een lopend projectmatig wetenschappelijk onderzoek. Dit PWO-project heeft als titel: “Technologische en economische valorisatie van kunststofscrap in eigen bedrijf”. Hierdoor werd de studie van de extrusielijn uitgebreider dan een loutere voorstudie. Bij de extrusielijn van Orac is de opdracht eerder het inventariseren en verklaren van de energiestromen binnen de totale extrusielijn. In het verleden zijn hier nog geen uitgebreide metingen voor uitgevoerd, waardoor er geen gedetailleerd zicht is op de verbruikstromen tijdens het extruderen van geschuimde profielen. De inventaris zal vervolgens leiden tot mogelijke verbeteringen en besparingen. Verder zijn er geen experimenten voorzien richting het sturen van machineparameters, omdat deze experimenten niet kunnen ingepast worden in de productieplanning. Dit zorgt ervoor dat de interne werking van de extruder minder uitgebreid kan bestudeerd worden. Aan de hand van deze metingen kan er een energieverdeling opgesteld worden. Dit zal vervolgens in een Sankey-diagramma worden voorgesteld.


Orac

11

Vanveerdeghem S.


2009-2010

1. Voorstelling van Orac Orac NV produceert en verdeelt decoratieve onderdelen op basis van verschuimd PS (extrusie) en geschuimd PU (PU gieten). Op de internationale markt heeft Orac Decor een stevige reputatie qua kwaliteit en innovatie. De producten zijn reeds in meer dan 50 landen leverbaar. Orac NV heeft een productie-unit in Oostende en Slovakije. In Oostende wordt PS geextrudeerd en in Slovakije wordt het gamma aan decoratieve onderdelen in polyurethaan geproduceert. Naast decoratieve producten worden eveneens technische onderdelen vervaardigd via PUgieten (Slovakije) of Lage Druk Injectie (Oostende). Deze activiteit wordt beheerd door Orac Industries.

1.1. Geschiedenis van het bedrijf In 1970 werd Orac NV opgericht door Guy Taillieu. Het bedrijf start met de productie van meubelonderdelen in PUR. Daarnaast wordt er ook een gamma opgericht met decoratieve onderdelen binnen de afdeling Orac Decor. In 1987 wordt de afdeling Orac Industries opgericht. Deze afdeling richt zich op innoverende toepassingen uit PUR. De eerste technische onderdelen vinden toepassingen in medische toestellen, behuizingen van projectoren en onderdelen van industriële voertuigen. In 1998 investeert Orac NV in de technologie van geschuimde thermoplasten. Schuiminjectie is een technologie die toelaat om middelgrote tot grote stukken te produceren uit alle verschillende soorten thermoplasten, voor middelgrote tot grote series. Dankzij het gebruik van schuim verhoogt de dimensionele stabiliteit en de slagvastheid zonder gewichtstoename. Vooruitstrevende toepassingen vinden plaats in ventilatie en waterbehandeling. In 2000 wordt in de afdeling Orac Decor een geheel nieuwe extrusietechnologie geïntroduceerd. Hierbij worden er geschuimde profielen geëxtrudeerd uit polystyreen.


Orac

12

Vanveerdeghem S.


2009-2010

1.2. Productengamma Binnen het productengamma van Orac Decor wordt er onderscheid gemaakt tussen drie productgroepen: Luxxus, Axxent en Basixx. Het Luxxus-gamma bestaat uit exclusieve en creatieve decoratie-onderdelen. Deze lichtgewicht onderdelen zijn ter vervanging van de klassieke lijsten uit plaasterwerk. Voorbeelden zijn lijsten, kroonlijsten, pilaren,...

Figuur 1 : voorbeelden uit het Luxxus-gamma

Het Axxent-gamma bestaat hoofdzakelijk uit kwaliteitsvolle lichtgewicht lijsten. Deze zijn gemaakt uit geschuimd polystyreen.

Figuur 2 : voorbeelden uit het Axxent-gamma

Het Basixx-gamma bestaat uit standaard low-budget lijsten. Deze hebben een lagere dichtheid dan het Axxent-gamma, namelijk 50kg/m³ in tegenstelling tot 350 kg/m³.


Orac

13

Vanveerdeghem S.


2009-2010

2. Het energieverbruik in extrusiebedrijven 2.1. Volgens studies bij kunststofverwerkende bedrijven Volgens een studie van de Nederlandse instelling Informatiecentrum Milieuvergunningen (InfoMil), blijkt dat het energieverbruik in de Nederlandse kunststofverwerkende industrie circa 13 PJ (1015 J) bedraagt. Dit is equivalent aan 400 miljoen m³ aardgas. De energiekosten bedragen gemiddeld 1,9% van de omzet en 4,3% van de productiekosten. Het energieverbruik kan opgesplitst worden in drie delen: 





Gebouwen: Het gasverbruik bij kunststofverwerkende bedrijven wordt in hoofdzaak voor ruimteverwarming gebruikt en varieert van 5 tot 15% van het totale energiegebruik. Het energieverbruik voor ruimteverwarming hangt sterk samen met de interne warmteafgifte door de opgestelde machines en het toegepaste ventilatiesysteem. Faciliteiten: De belangrijkste faciliteiten bij kunststofverwerkende bedrijven zijn waterkoeling en perslucht. Deze nemen ongeveer 15% van het totale energieverbruik op zich. Processen: Het energieverbruik van de verschillende processen bedraagt ongeveer 75% van het totale energieverbruik. Hieronder worden alle machines, aggregaten en interne transportkosten ondergebracht.

10%

15% gebouwen faciliteiten processen

75%

Figuur 3 : onderverdeling energieverbruik in extrusiebedrijven


Orac

14

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Volgens een andere studie uitgevoerd door het Vlaams Kenniscentrum voor Beste Beschikbare Technieken, onderdeel van de Vlaamse instelling voor technologisch onderzoek (Vito), in opdracht van het Vlaams Gewest, blijken deze verhoudingen ook in Vlaanderen te gelden. Volgens de studie verbruiken de machines en randapparatuur het merendeel van de energie. Daarnaast wordt er ook nog energie verbruikt voor de koeling van het product, ventilatie en opwekking van perslucht. Het energieverbruik varieert echter sterk met de grootte van de machine. Er is ook een duidelijk verschil tussen het elektriciteitsverbruik bij extrusie van platen, profielen en buizen enerzijds en de extrusie van film anderzijds. Deze verbruiken gemiddeld respectievelijk 1,2 kWh/kg en 0,6 kWh/kg.

2.2. Het energieverbruik binnen Orac Bij het produceren van de Axxent-profielen komen er een aantal directe kosten bij kijken. Deze kosten bestaan uit materiaalkosten (grondstoffen, schuimmiddelen, nabehandelingen,…), arbeidskosten en energiekosten. Onder energiekosten worden de kosten van het productieproces beschouwd. De energiekosten van gebouwenverwarming en verlichting worden hier dus niet bij gerekend. Deze behoren tot de indirecte kosten. Andere indirecte kosten zijn personeelskosten, gebouwkosten, transportkosten,…

7% 16% elektriciteit arbeidskosten materiaal

77%

Figuur 4 : directe kosten bij Axxent-profielen


Orac

15

Vanveerdeghem S.


2009-2010

2.3. Energieverdeling bij extrusielijnen Het opstellen van een algemene energieverdeling bij extrusielijnen is zeer moeilijk omdat het verbruik door zoveel verschillende factoren bepaald wordt. Enkele factoren zijn:       

De grondstof die wordt verwerkt Het kaliberconcept Grootte van de koelinstallatie Enkelschroef- of dubbelschroefextruder Co-extruder of niet Zaag of guillotine …

Om de energieverdeling van de labo-extrusielijn en de industriële extrusielijn te vergelijken met gekende standaarden uit de kunststofverwerkende industrie, werd er contact opgenomen met het Vlaams Kunststofcentrum (VKC) in Kortrijk. Het centrum heeft veel knowhow in huis en deelt dit met bedrijven onder de vorm van opleidingen. Dit centrum voert ook onderzoeken uit in opdracht van bedrijven. Voor een standaard extrusielijn in productieregime wordt er algemeen gesteld dat het energieverbruik verdeeld is volgens 60/30/10. Hierbij neemt de extruder 60% op zich en de kalibertafel 30%. De kalibertafel omvat het koelverbruik en de vacuümvoorziening. De overige 10% wordt vertegenwoordigd door de zaag, de trektafel, de stofafzuiging en eventuele kleine randapparatuur.


Orac

16

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3. De energieverdeling bij een labo-extruder 3.1. Taakomschrijving De studie op de extrusielijn uit de KHBO was oorspronkelijk gezien als een voorstudie op de metingen bij Orac. Er werd gezocht naar de mogelijkheden om de vermogenstromen in kaart te brengen. De invloed van materiaal en instelparameters werd ook onderzocht. Energieverbruik hangt nauw samen met rendement. Daarom is er naast het bestuderen van de praktische verbruiken tijdens het extruderen, ook een grondige studie vereist van het theoretische verbruik bij extrusie. Deze studie bestaat uit een deel literatuurstudie en een deel metingen. Het tweede deel is het effectief opmeten van de praktische vermogenstromen. Hiervoor werd er gebruik gemaakt van een vermogenmeter en van de sensordata van de extruder. Het laatste deel zijn de simulaties. Er werd een simulatiemodel opgesteld in MatLab om de elektrische energieopname van de verwarmingsbanden te kunnen voorspellen wanneer de cilinder op temperatuur gehouden wordt zonder dat er geproduceerd wordt. Er werden ook simulaties uitgevoerd met behulp van Virtual Extrusion Laboratory (VEL). Met dit programma wordt het opsmelttraject gesimuleerd. Het doorstromen van de matrijs werd ook gesimuleerd. Voor deze simulaties is er echter nood aan materiaaleigenschappen zoals thermische eigenschappen en reologische eigenschappen. Hiervoor werden de noodzakelijke testen uitgevoerd waarbij deze informatie in VEL werd ingegeven.


Orac

17

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.2. Beschrijving van de extrusielijn 3.2.1. Algemeen Het labo van de KHBO is voorzien van een labo-extruder van de fabrikant Dr. Collin. Het verschil tussen een labo-extruder en een industriële extruder is de hoeveelheid aan sensoren. Deze worden vertaald naar de bijhorende Fecon besturingssoftware.

Tijdens het extruderen op deze lijn worden de volgende onderdelen doorlopen: -

De extruder De matrijs De koelinstallatie De trektafel Het snijgereedschap

3.2.2. De extruder

temperatuursensoren hopper extrusieschroef matrijs

druksensoren

Figuur 5 : foto's van de labo-extruder KHBO

De extrusielijn uit het labo van de KHBO is voorzien van een enkelschroefextruder. Deze kan een debiet aan LDPE leveren van maximum 15 kg/h. De motor heeft een vermogen van 8,8 kW. Dit vermogen wordt door middel van een riemoverbrenging op de schroef overgebracht. Het regelen van het toerental gebeurt door middel van een frequentieomvormer.


Orac

18

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tijdens productie kan de schroef tot maximaal 160tr/min draaien. De schroef heeft een lengte van 25D waarbij de diameter D gelijk is aan 30mm. Dit resulteert in een schroeflengte van 750mm. De schroef is opgebouwd in drie verschillende zones: -

De voedingszone: Deze zone heeft een lengte van 8D. De kanaaldiepte is hier constant en bedraagt 6,3mm. De compressiezone: Deze zone heeft een lengte van 6D. De kanaaldiepte neemt lineair af tot 1,8mm. De drukzone: Deze zone heeft een lengte van 11D. De kanaaldiepte is hier constant en bedraagt 1,8mm.

De extruder is voorzien van vijf verwarmingsbanden. De intrekzone waarop de standaard hopper is aangesloten, is voorzien van een koeling. Na de schroef bevindt zich de buismatrijs, die voorzien is van twee verwarmingsbanden. De diameter van de bekomen buis bedraagt 25mm met een wanddikte van 1,8mm. Volgens de treksnelheid zal deze wanddikte wijzigen. De finale diameter wordt bepaald door het kaliber.

3.2.3. De koelinstallatie De koelinstallatie bestaat uit twee koelbakken, namelijk een korte afsluitbare koelbak en een lange niet-afsluitbare koelbak.

extruder

watertoevoer vacuümafzuiging

kaliber

watersproeiers

Figuur 6 : korte koelbak KHBO


Orac

19

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Na het verlaten van de matrijs, wordt de buis in een kaliber gebracht zodat de vorm van de buis wordt vastgelegd. Dit kaliber wordt opgehangen in de eerste koelbak. Het kaliber heeft een lengte van 100mm. Tijdens productie wordt de eerste koelbak afgesloten en wordt het vacuüm aangelegd. In het kaliber zijn er fijne gaatjes voorzien zodat het vacuüm de buis tegen de binnenwand van het kaliber zuigt. Na het kaliber loopt het profiel nog 500mm verder in de eerste koelbak. Door de vacuümafzuiging in de eerste koelbak wordt er een goede circulatie van het koelwater bekomen. Deze circulatie bevordert het afkoelend vermogen van de waterbak. Op de overgang van de korte naar de lange koelbak is er een afdichting voorzien. Dit moet ervoor zorgen dat er weinig tot geen valse lucht wordt aangezogen.

trektafel

vacuümafzuiging

watertoevoer

Figuur 7 : lange koelbak KHBO

De lange koelbak van 2400mm wordt niet altijd in werking gebracht. Bij lage massadebieten en smelttemperaturen zorgt de korte afsluitbare koelbak voor voldoende koelvermogen. Bij hoge massadebieten is de buis onvoldoende gekoeld, waardoor het snijden kan zorgen voor een vormverandering van de buisdoorsnede. In deze koelbak wordt de circulatie van het koelwater ook voorzien door de vacuümafzuiging.


Orac

20

Vanveerdeghem S.


2009-2010

De koelinstallatie is voorzien van een gesloten koelcircuit waarvan de buffertank met behulp van een koelspiraal wordt gekoeld door de overkoepelende koelgroep uit het labo. Het water uit deze buffertank wordt rondgepompt naar de verschillende zones in de koelstraat van de extrusielijn. Het water wordt uit de koelstraat gezogen door middel van een vacuümpomp. De uitgang van deze vacuümpomp is aangesloten op de buffertank. Op deze manier wordt er een continue circulatie voorzien. Op Figuur 8 worden de verschillende onderdelen voorgesteld. De rode pijlen geven de stromingsrichting van het koelwater weer.

debietregelaars

buffertank

vacuümpomp

waterpomp

Figuur 8 : foto koelinstallatie KHBO


Orac

21

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.2.4. De trekeenheid en het snijgereedschap De trektafel van de extrusielijn in het labo is opgebouwd uit twee rubberen rupsen. Om de buis te kunnen trekken worden de rupsen gesloten zodat deze de buis klemmen. Op deze manier wordt voldoende grip gecreëerd om de buis te trekken. Doordat de rupsen aangedreven zijn, wordt er een lineaire verplaatsing van de buis verkregen.

guillotineschaar

Figuur 9 : foto trekeenheid KHBO

Na deze trektafel zorgt een meetlopende guillotineschaar ervoor dat de buizen op maat gebracht worden.


Orac

22

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.3. Theoretisch benodigde energie De energie die nodig is om ronde buizen te extruderen bestaat uit de energie die nodig is om de kunststof op te smelten tot zijn verwerkingstemperatuur in de matrijs. Voor de bepaling van deze energie moet er een studie worden uitgevoerd van de grondstof. De meest gebruikte methode is het uitvoeren van een DSC-meting.

3.3.1. Werking en verwerking van een DSC-meting DSC staat voor Differential Scanning Calorimetry. Deze techniek bestaat erin een proefstaal en een referentie aan een bepaald temperatuursprogramma te onderwerpen gedurende de analyse. Hierbij wordt de temperatuur lineair met 10°C/min opgedreven onder stikstofatmosfeer.

Figuur 10 : vereenvoudigd principe van een DSC-meting

Het energieverschil tussen de beide stalen wordt opgemeten. Op deze manier wordt de warmtestroom, met andere woorden de heat flow in W/g, opgemeten in functie van de temperatuur. Een thermische verandering in een kunststofmolecule wordt gekenmerkt door afwijkingen in het DSC-thermogram.


Orac

23

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Dit kan in endotherme of exotherme richting zijn, al naargelang er meer of minder energie naar het staal moet worden gestuurd om deze te smelten. Om een kunststof te smelten, heb je energie nodig. De meting zal dus in endotherme richting verlopen. In de praktijk zal de endotherme richting meestal naar beneden aangeduid worden, tenzij anders vermeld op het DSC-thermogram. Bij (semi-)kristallijne kunststoffen zal er een smeltpiek ontstaan. De temperatuur waarop deze piek optreedt is de smelttemperatuur Tm. Amorfe kunststoffen hebben geen smelttemperatuur, enkel een glasovergangstemperatuur Tg. Dit is de temperatuur waarbij de kunststof overgaat van de vaste toestand in een zachte, rubberachtige toestand. Deze Tg wordt weergegeven door een sprong in het DSCthermogram.

Figuur 11 : voorbeeld van een DSC-thermogram

In de eenvoudigste vorm levert een DSC- meting dus een grafiek op, waarin de warmtestroom van het proefstaal is uitgezet in functie van de temperatuur. Deze warmtestroom kan ook worden omgerekend naar de soortelijke warmte cp van de onderzochte stof. Op deze manier wordt de soortelijke warmte cp verkregen in functie van de temperatuur. Door de integraal te nemen van deze curve, wordt de totale opwarmen opsmeltenergie gevonden. Deze wordt vervolgens omgezet naar het aantal kWh/kg dat nodig is om een bepaalde kunststof tot een bepaalde smelttemperatuur te brengen.


Orac

24

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.3.2. Opwarm- en opsmeltenergie Tijdens de experimenten werden er een aantal verschillende kunststoffen verwerkt, namelijk: -

Zuiver HDPE-materiaal Regrind HDPE-materiaal Geregranuleerd HDPE-materiaal Zuiver PP-materiaal

Zuiver HDPE-materiaal High-density polyetheen is een semi-kristallijne kunststof. Om de kunststof op te smelten zal er een smeltenthalpie moeten overwonnen worden. De waarde van de smeltenthalpie werd bepaald door middel van een DSC-meting. Deze is terug te vinden in bijlage. Er werd een smeltenthalpie van 178 J/g gevonden en een smelttemperatuur van 130°C. Voor de bepaling van het theoretisch benodigd vermogen wordt de opwarmen opsmeltenergie vermenigvuldigd met het massadebiet. De opwarmen opsmeltenergie wordt uit de curve van de soortelijke warmte cp gehaald. Op deze manier moet er geen rekening gehouden worden met de smeltenthalpie. Deze piek zit namelijk vervat in de curve van de soortelijke warmte.

soortelijke warmte cp [J/kg.K]

25000 20000 15000 10000 5000 0 0

50

100

150

200

250

temperatuur [°C] Figuur 12 : soortelijke warmte van zuiver HDPE


Orac

25

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Met behulp van trendlijnen wordt de soortelijke warmte doorgetrokken totdat het volledige verwerkingsgebied beschouwd wordt. Dit loopt vanaf de omgevingstemperatuur van 20°C tot aan de temperatuur waarmee de kunststof de matrijs verlaat. De opwarmen opsmeltenergie is dus afhankelijk van de temperatuur tijdens productie. De theoretisch benodigde energie kan dus niet op voorhand bepaald worden.

Regrind HDPE-materiaal Dit is het zuiver HDPE-materiaal dat reeds verwerkt werd en daarna vermaald werd in de maalmolen. Het regrinden heeft een merkbaar gevolg voor de thermische eigenschappen van het bekomen materiaal. Dit valt duidelijk te merken uit het DSC-thermogram. Dit is in bijlage terug te vinden. Voor het regrind materiaal werd er een smeltenthalpie van 205 J/g gevonden en een smelttemperatuur van 131°C. Deze ligt 10% hoger dan bij het zuiver HDPE-materiaal. Er is dus meer energie nodig om de regrind op te smelten. Doordat het regrind materiaal reeds tot een buisvorm verwerkt werd, kreeg de kunststof meer tijd om kristallen te vormen. Bij het hergebruiken van deze kunststof is er dus meer energie nodig om deze kristallen terug te ontbinden. In de praktijk was het echter niet mogelijk om dit regrind materiaal zelf te verwerken. Daarom werd het gemalen materiaal naar het VKC in Kortrijk gebracht om het materiaal te laten regranuleren.

Geregranuleerd HDPE-materiaal Door het materiaal te regranuleren, wordt de thermische geschiedenis van de buisextrusie teniet gedaan. De granulaten worden versneld afgekoeld, waardoor de kristallen weinig tijd krijgen om zich te ontwikkelen. De smeltenthalpie zal hier dus terug lager liggen dan bij het regrind materiaal. Door middel van een DSC-meting werd er een smeltenthalpie van 160 J/g gevonden en een smelttemperatuur van 129°C. Deze meting is in bijlage terug te vinden. Voor de bepaling van de opwarmen opsmeltenergie bij zuiver HDPE-materiaal, werd er gebruik gemaakt van de curve van de soortelijke warmte. Voor de bepaling bij geregranuleerd HDPE-materiaal werd deze bepaling niet uitgevoerd. Volgens de meetresultaten tijdens de verwerking, blijkt er echter geen merkbaar verschil te zijn met de theoretisch benodigde energie van het zuiver HDPE-materiaal. Daarom werd er gebruik gemaakt van dezelfde bepaling voor het theoretisch benodigd vermogen.


Orac

26

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Zuiver PP-materiaal Polypropyleen is een semi-kristallijne kunststof. Er zal dus een smeltenthalpie nodig zijn om de kunststof op te smelten. Deze waarde werd bepaald door middel van twee DSC-metingen, deze zijn in bijlage terug te vinden. Tijdens de eerste meting werd er een smeltenthalpie van 92 J/g gevonden en een smelttemperatuur van 166°C. Tijdens de tweede meting werd er 87,5 J/g en 165°C gevonden. Voor de bepaling van de opwarmen opsmeltenergie bij zuiver HDPE-materiaal, werd er gebruik gemaakt van de curve van de soortelijke warmte. Voor de bepaling bij zuiver PPmateriaal werd deze omzetting niet uitgevoerd. Er werd gebruik gemaakt van een gemiddelde cp en de opgemeten smeltenthalpie. Er werd gekozen voor een gemiddelde cp van 2400 J/kg.K. Voor de smeltenthalpie werd 90 J/g gekozen.


Orac

27

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.4. Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van HDPE 3.4.1. Materiaalbeschrijving Binnen de KHBO is er een PWO-project lopende met als titel: “Technologische en economische valorisatie van kunststof-scrap in eigen bedrijf”. Hierin werd onder andere HDPE verschillende malen verwerkt. Hiervoor moesten de gerealiseerde producten worden vermalen om hergebruik mogelijk te maken. Op deze manier konden de nodige experimenten voor dit project gedeeltelijk in deze masterproef opgenomen worden. De resultaten van de experimenten werden ook voor het project gebruikt. Dit HDPE-materiaal werd beschikbaar gesteld voor het PWO-project door Ducaplast. Dit bedrijf uit de Franse gemeente Wormhout is een onderdeel van Kaysersberg Plastics.

3.4.2. Instelparameters en de energieopname van de extruder zonder productie Om een goed opsmeltgedrag en verwerking van de kunststof te garanderen, dient er een keuze te worden gemaakt van de temperaturen van de verschillende zones op de extruder. De eerste zone is een gekoelde intrekzone. De vijf zones hierna zijn de verwarmingszones van de cilinder waarbinnen de schroef zit. De laatste twee zones zijn deze van de matrijs. Buiten de eerste zone is elke zone voorzien van een elektrische verwarmingsband.

matrijsverwarming

cilinderverwarming

intrekzone Figuur 13 : aanduiding verwarmingsbanden


Orac

28

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Voordat er geproduceerd wordt, wordt de extruder eerst op temperatuur gebracht. Na de opstartperiode ontstaat er een evenwicht tussen het vermogen dat de verwarmingsbanden leveren en de afgifte van de cilinder naar de omgeving. Dit vermogen kan dus beschouwd worden als een verliesvermogen dat ook moet overwonnen worden tijdens productie. Door het aanbrengen van isolatie rond de cilinder kan dit verliesvermogen verlaagd worden. Dit blijkt echter voor meer nadelen dan voordelen te zorgen. Tijdens de productie kan het gebeuren dat er meer warmte wordt gecreëerd door de schroef dan dat er nodig is om de kunststof op te smelten. Dit teveel aan energie wordt dan via de buitenoppervlakte van de extrusiecilinder naar de omgeving gebracht. Indien de cilinder geïsoleerd is, dan zal de cilinder en dus ook de kunststof oververhitten met alle gevolgen van dien. In Tabel 1 worden de insteltemperaturen weergegeven met daarbij de maximale vermogens van de verwarmingsbanden en de vermogens op het moment dat de cilinder op temperatuur is. Deze laatste vermogens worden uit de sensordata van de extruder gehaald. Tabel 1 : instelparameters en energieopname zonder productie van HDPE

Elektrisch opgenomen vermogen van de verwarmingsbanden [W]

Zone

Insteltemperatuur [°C]

Maximaal vermogen van de verwarmingsbanden [W]

1

35

/

/

2

190

1000

394,8

3

200

1000

46,6

4

210

1000

109,6

5

220

1200

117,5

6

220

1000

145,4

7

230

1700

213,0

8

230

700

81,9

Uit Tabel 1 wordt een totaal verliesvermogen gevonden van 1108,8W. Dit vermogen wordt hoofdzakelijk aan de omgeving afgegeven door middel van natuurlijke convectie. Zoals eerder vermeld is de eerste zone een gekoelde zone. Bijgevolg liggen er rond deze zone koelkanalen en een temperatuurssensor. Het koeldebiet door deze kanalen wordt geregeld door middel van een aan/uit klep. Indien de temperatuur buiten de grenswaarden van de ingestelde temperatuur komt, dan wordt deze klep geopend of gesloten. Doordat er geen


Orac

29

Vanveerdeghem S.


2009-2010

thermische barrière is tussen de eerste en de tweede zone, gaat een groot deel van de verwarming van de tweede zone via de stalen cilinder naar de gekoelde eerste zone. Om deze vermogenstroom te kwantificeren werden er een aantal statische metingen uitgevoerd. Met behulp van MatLab werd er een model opgesteld waarmee de statische verliezen voorspeld kunnen worden. Dit model wordt in hoofdstuk 3.8 nader besproken. Volgens het model stroomt er maar liefst 260W rechtstreeks vanuit de tweede zone naar de eerste zone wanneer de cilinder op temperatuur wordt gehouden zonder dat er effectief geproduceerd wordt. Er wordt dus nutteloos verwarmd en gekoeld.

3.4.3. De energieopname tijdens de productie van HDPE Er werden experimenten uitgevoerd op zowel lage als hoge toerentallen. Op deze manier werd het volledige werkgebied van de machine onderzocht. Als toerentallen werd er gekozen voor 50, 75, 100 en 150tr/min. Nadat deze vier werkpunten werden opgemeten, bleek dat de verwarmingsband van de tweede zone dicht bij het maximale vermogen zat. Uit de statische meting is er geweten dat er een grote verliesstroom is van de tweede naar de eerste zone. Bij deze hoge vermogens van de tweede zone, zal dit niet anders zijn. Daarom werd er een aanpassing van de insteltemperaturen aangebracht om deze verliesstroom te verlagen. Op deze manier wordt er een energetisch optimalere productie bekomen. De aangepaste insteltemperaturen worden in Tabel 2 weergegeven. Tabel 2 : aangepaste insteltemperaturen bij verwerking van HDPE

Zone


Insteltemperatuur optimale productie [W]

1

35

35

2

190

160

3

200

190

4

210

210

5

220

220

6

220

220

7

230

230

8

230

230


Orac

30

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 3 : meetresultaten bij verwerking van HDPE

100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

Elektrisch opgenomen vermogen van de verwarmingsbanden

[W]

1548

1580

1586

1348

1107

Koppel van de schroef

[Nm]

135,0

158,0

174,8

195,0

195,6

Mechanisch schroefvermogen

[W]

707

1241

1830

3063

3072

Temperatuur na de matrijs

[°C]

252

255

257

266

269

Massadebiet

[kg/h]

4,67

6,97

9,16

13,09

12,63

Het vermogen van de verwarmingsbanden wordt uit de besturingssoftware van de extruder gehaald. Uit deze data wordt een gemiddelde regelwaarde bekomen. Na vermenigvuldiging van deze waarde met het maximale vermogen van de verwarmingsband, wordt het werkelijke vermogen gevonden. Het koppel dat de schroef levert wordt met behulp van een sensor geregistreerd. Het mechanische vermogen kan gevonden worden met de volgende formule: ℎ

ℎ

=

∗

∗ ∗

De temperatuur van de geëxtrudeerde buis na de matrijs wordt met behulp van een IRtemperatuuropnemer geregistreerd. Hiermee kan de theoretische opsmeltenergie gevonden worden zoals aangegeven in hoofdstuk 3.3. Het massadebiet wordt opgemeten door middel van een tijdsmeting waarna de geproduceerde hoeveelheid met behulp van een weegschaal opgemeten wordt.


Orac

31

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 4 : vermogens bij verwerking van HDPE

Parameter

Symbool Eenheid 50tr/min 75tr/min 100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Elektrisch opgenomen vermogen van de verwarmingsbanden

[W]

1548

1580

1586

1348

1107


[W]

707

1241

1830

3063

3072

Netto vermogen

[W]

1146

1712

2307

3302

/

Theoretisch opsmeltvermogen

[W]

1035

1565

2074

3082

3012

Verhouding van netto vermogen en theoretisch vermogen

[%]

110,7

109,4

111,3

107,1

/

Aandeel mechanisch schroefvermogen tov netto vermogen

[%]

61,7

72,5

79,3

92,8

/

In Tabel 4 worden de verschillende vermogens onder elkaar geplaatst en met elkaar vergeleken. Hierbij is het netto vermogen gelijk aan het vermogen dat door de kunststof wordt opgenomen. Dit resulteert in het volgende verband: =

+

−

Met PV het verliesvermogen. Dit werd bepaald in hoofdstuk 3.4.2 en bedraagt 1108,8 W. Voor de meting “150tr/min opti” werd het verliesvermogen niet opgemeten, waardoor het netto vermogen niet kan bepaald worden. Het theoretisch vermogen kan bepaald worden uit de theoretische opsmeltenergie in kWh/kg en het massadebiet. Hiervoor wordt er verwezen naar hoofdstuk 3.3. Volgens de verhouding van het netto vermogen en het theoretisch vermogen blijkt dit geen 100% te bedragen. Er wordt namelijk een onderschatting gemaakt van het verliesvermogen. Tijdens productie treedt er hoogstwaarschijnlijk een groter geleidingsverlies van de tweede zone naar de eerste zone op. Deze vermogenstroom is echter moeilijk te kwantificeren. Een


Orac

32

Vanveerdeghem S.


2009-2010

andere oorzaak is de versterkte convectie van de ventilatoren. In sommige zones is er zoveel shear heating vanuit de kunststof dat de verwarmingsbanden minder energie moeten toevoeren. Voor sommige zones wordt de convectie zelfs versterkt met behulp van ventilatoren om te verhinderen dat ze oververhitten. De lokale shear heating bemoeilijkt het interpreteren van de bovenstaande vermogens. Door de individuele vermogens van de verwarmingsbanden te bestuderen worden de zones met grote shear heating zichtbaar. Tabel 5 : vermogens van de verwarmingsbanden bij verwerking van HDPE

Zone


Vermogen zonder productie [W]

Vermogen tijdens 150tr/min [W]

1

35

/

/

2

190

394,8

968,2

3

200

46,6

167,3

4

210

109,6

70,9

5

220

117,5

0

6

220

145,4

0

7

230

213,0

134,8

8

230

81,9

6,7

1108,8

1347,9

totaal

Uit de regelwaardes van de verwarmingsbanden blijkt dat er in de vierde en vijfde zone geen energie wordt toegevoegd aan de cilinder. Volgens de sensordata draaien de ventilatoren van de vierde zone 4,25% van de tijd en deze van de vijfde zone 17,55% van de tijd. Deze versterkte convectie wijst erop dat er veel energie vrijkomt door de shear-heating in deze zones. Het kwantificeren van deze versterkte convectie is heel moeilijk. Dit is een combinatie van omgevingstemperatuur, luchtdebiet, temperatuur van de behuizing, enz. De regelwaarde kan dus niet eenvoudigweg vermenigvuldigd worden met een experimenteel bepaalde convectiecoëfficiënt.


Orac

33

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.4.4. Het rendement van de extrusielijn bij de verwerking van HDPE Het totale elektrische vermogen van de extrusielijn werd opgemeten aan de hoofdtoevoer van de machine. Dit elektrisch vermogen is de som van het vermogen van de extruder en al de aggregaten van de extrusielijn, met uitzondering van de primaire koelgroep. De individuele vermogens van deze aggregaten worden verder toegelicht in hoofdstuk 3.7. Door dit totale vermogen te delen door het theoretisch opsmeltvermogen kan het totale rendement van de extrusielijn bepaald worden. Tabel 6 : rendement van de extrusielijn bij verwerking van HDPE

100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

Massadebiet

[kg/h]

4,67

6,97

9,16

13,09

12,63

Totale vermogen van de extruder

[W]

4574

5132

6090

7309

7027


[W]

1035

1565

2074

3082

3012

Rendement

[%]

22,6

30,5

34,1

42,2

42,9

Doordat het energieverbruik van de aggregaten van de extrusielijn onafhankelijk is aan het massadebiet, worden er hogere rendementen gevonden bij grotere massadebieten. Door de geoptimaliseerde insteltemperaturen blijkt het rendement ook wat gestegen te zijn, van 42,2% naar 42,9%. Ten opzichte van elkaar resulteert dit in een relatieve verbetering van 1,6%.

3.4.5. Het drukverloop tijdens de productie van HDPE Een belangrijk onderdeel van het opsmelttraject, naast het temperatuursverloop, is het drukverloop van de kunststof in de schroef. Dit werd onderzocht om de invloed van de insteltemperaturen op het drukverloop te bekijken. Na elke verwarmingszone bevindt er zich een druksensor binnenin de extruder. Er zijn vijf druksensoren aanwezig, waarvan de laatste sensor zich op het einde van de schroef bevindt, tussen zone zes en zeven. Op Figuur 14 wordt het drukverloop weergegeven.


Orac

34

Vanveerdeghem S.


2009-2010

40 35

druk [MPa]

30 25 75tr

20

100tr

15

150tr

10

150tr opti

5 0 0

1

2

3

4

5

6

druksensor Figuur 14 : drukverloop bij verwerking van HDPE

Door de grotere massadebieten, stijgt de drukval over de matrijs. Dit zorgt ervoor dat de druk ter hoogte van de vijfde sensor stijgt in functie van het toerental. Er valt duidelijk te zien dat de maximale druk lager is bij het extruderen met de aangepaste insteltemperaturen in vergelijking met de standaard insteltemperaturen. Dit zorgt voor een rustiger opsmelttraject. Tijdens de metingen bleek de kwaliteit van de buis zelfs toe te nemen. De kwaliteit van een geëxtrudeerd product wordt echter door meerdere factoren bepaald, waardoor deze vaststelling niet als algemeen mag verondersteld worden.


Orac

35

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.5. Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van gerecycleerd HDPE 3.5.1. Materiaalbeschrijving In de vorige experimenten werd er gebruik gemaakt van het HDPE-materiaal voor het PWOproject binnen de KHBO. Voor het project werden deze geëxtrudeerde buizen vermalen en vervolgens in de hopper van de extruder gebracht voor een vergelijkende studie tussen zuiver HDPE en 100% regrind-materiaal. Dit bleek echter niet te lukken omdat de gemalen deeltjes in elkaar schuiven en op die manier een brug vormen waardoor de deeltjes onvoldoende zakken in de hopper. Dit probleem kan verholpen worden door gebruik te maken van een Crammer voedingsinstallatie. Hierbij is er in de hopper een schroef voorzien die het materiaal beter naar de intrekzone brengt. Een dergelijke installatie is echter niet aanwezig op de laboextruder. Om de brugvorming te verhelpen werd het gemalen materiaal naar het VKC in Kortrijk gebracht om te regranuleren. Op deze granulaten werden er vervolgens experimenten uitgevoerd. De resultaten van de experimenten werden ook voor het PWO-project gebruikt.

3.5.1. Instelparameters en de energieopname van de extruder zonder productie Om de metingen op HDPE-materiaal en op het gerecycleerde HDPE-materiaal te kunnen vergelijken, werden dezelfde instelparameters gebruikt. Het verbruik van de extruder zonder productie is hetzelfde en bedraagt 1108,8W.

3.5.2. De energieopname tijdens de productie van gerecycleerd HDPE Er werden experimenten uitgevoerd op dezelfde toerentallen als tijdens de verwerking van het zuiver HDPE-materiaal. Deze toerentallen bedragen 50, 75, 100 en 150tr/min. De meting bij de aangepaste insteltemperaturen werd ook uitgevoerd op het gerecycleerd materiaal.


Orac

36

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 7 : meetresultaten bij verwerking van gerecycleerd HDPE

100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

Vermogen verwarmingsbanden

[W]

1512

1578

1598

1305

1116


[Nm]

135,7

155,8

174,4

197,5

195,0


[W]

711

1223

1827

3102

3063


[°C]

254

256

259

268

270

Massadebiet

[kg/h]

4,58

6,88

9,18

13,33

12,89

Tabel 8 : vermogens bij verwerking van gerecycleerd HDPE

Parameter

Symbool Eenheid 50tr/min 75tr/min 100tr/min 150tr/min

150tr/min opti


[W]

1512

1578

1598

1305

1116


[W]

711

1223

1827

3102

3063

Netto vermogen

[W]

1113

1692

2316

3298

/


[W]

1024

1550

2097

3165

3087


[%]

108,7

109,1

110,5

104,2

/


[%]

63,8

72,3

78,9

94,0

/


Orac

37

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Indien de waardes uit Tabel 7 en Tabel 8 vergeleken worden met deze uit Tabel 3 en Tabel 4, dan blijken er amper verschillen te zijn tussen de verwerking van 100% zuiver en 100% recycleerd materiaal. Aangezien het recyclaat geregranuleerd werd, werd de thermische geschiedenis van het HDPE-materiaal terug gereset. Door te regranuleren wordt het materiaal terug afgeschrikt waardoor er amper verschil is tussen het zuiver en het gerecycleerd materiaal. Er is in beide gevallen te weinig tijd om kristallen te vormen. Op deze manier zullen er geen wijzigingen optreden in de thermische eigenschappen. Dit werd reeds in hoofdstuk 3.3.2 besproken.

3.5.1. Het rendement van de extrusielijn bij de verwerking van gerecycleerd HDPE Het totale elektrische vermogen van de extrusielijn werd opgemeten aan de hoofdschakelaar van de machine. Dit elektrisch vermogen is de som van het vermogen van de extruder en al de aggregaten van de extrusielijn. De individuele vermogens van deze aggregaten worden verder toegelicht in hoofdstuk 3.7. Door dit totale vermogen te delen door het theoretisch opsmeltvermogen kan het totale rendement van de extrusielijn bepaald worden. Tabel 9 : rendement van de extrusielijn bij verwerking van gerecycleerd HDPE

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

100tr/min 150tr/min

Massadebiet

[kg/h]

4,58

6,88

9,18

13,33

Totale vermogen van de extruder

[W]

4503

5380

5906

7167


[W]

1024

1550

2097

3165

Rendement

[%]

22,7

28,8

35,5

44,2

Doordat het energieverbruik van de aggregaten van de extrusielijn onafhankelijk is van het massadebiet, worden er terug hogere rendementen gevonden bij grotere massadebieten. Indien deze rendementen vergeleken worden met deze voor zuiver materiaal uit Tabel 6, dan zijn er terug weinig verschillen op te merken. Sommige rendementen zijn wat groter en andere wat kleiner. Deze verschillen vallen binnen de marges van de meetonzekerheid.


Orac

38

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.5.2. Het drukverloop tijdens de productie van gerecycleerd HDPE Een belangrijk onderdeel van het opsmelttraject, naast het temperatuursverloop, is het drukverloop van de kunststof in de schroef. Dit werd onderzocht om de invloed van de insteltemperaturen op het drukverloop te bekijken. Op Figuur 15 wordt het drukverloop weergegeven.

40 35

druk [MPa]

30 25

50tr

20

75tr

15

100tr

10

150tr 150tr opti

5 0 0

1

2

3

4

5

6

druksensor Figuur 15 : drukverloop bij verwerking van gerecycleerd HDPE

Door de grotere massadebieten, stijgt de drukval over de matrijs. Dit zorgt ervoor dat de druk ter hoogte van de vijfde sensor stijgt in functie van het toerental. Er valt duidelijk te zien dat de maximale druk lager is bij het extruderen met de aangepaste insteltemperaturen in vergelijking met de standaard insteltemperaturen. Dit zorgt voor een rustiger opsmelttraject.


Orac

39

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.6. Praktische energieopname van de extruder tijdens de verwerking van PP 3.6.1. Materiaalbeschrijving Er werd tijdens de masterproef gekozen om ook een ander materiaal te testen waarbij er op andere temperaturen gewerkt wordt en met andere viscositeiten. Het materiaal dat verwerkt werd is PP van de grondstoffenfabrikant LyondellBasell. Het type PP is Moplen HP420M. Deze kunststof is een goed vloeiend polypropyleen homopolymeer, het bezit namelijk een MFI-index van 8,0 g/10min. Het wordt gebruikt voor de productie van biaxiaal georiënteerde PP-films. De kunststof is eveneens geschikt voor contact met voedingsmiddelen en wordt daarom ook veel gebruikt als verpakkingsmateriaal in de voedingssector.

3.6.2. Instelparameters en de energieopname van de extruder zonder productie Om een goede opsmelting en verwerking van de kunststof te garanderen, dient er terug een keuze te worden gemaakt van de temperaturen van de verschillende zones op de extruder. In Tabel 10 worden deze insteltemperaturen weergegeven met daarbij de maximale vermogens van de verwarmingsbanden en de vermogens op het moment dat de cilinder op temperatuur is. Tabel 10 : instelparameters en energieopname zonder productie van PP

Zone


Maximaal vermogen van de verwarmingsbanden [W]

Vermogen van de verwarmingsbanden [W]

1

35

/

/

2

140

1000

214,7

3

170

1000

56,4

4

180

1000

68,9

5

190

1200

82,3

6

195

1000

131,4

7

195

1700

164,9

8

195

700

65,7


Orac

40

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Uit Tabel 10 wordt een totaal verliesvermogen gevonden van 784,3W. Dit vermogen wordt hoofdzakelijk aan de omgeving afgegeven door middel van natuurlijke convectie. Zoals eerder vermeld is de eerste zone een gekoelde zone. Doordat er geen thermische barrière is tussen de eerste en de tweede zone, gaat een groot deel van de verwarming van de tweede zone via de stalen cilinder naar de gekoelde eerste zone. Volgens het model binnen MatLab stroomt er maar liefst 180W rechtstreeks vanuit de tweede zone naar de eerste zone vloeit wanneer de cilinder op temperatuur wordt gehouden zonder dat er effectief geproduceerd wordt. Er wordt dus opnieuw nutteloos verwarmd en gekoeld.

3.6.3. De energieopname tijdens de productie van PP Er werden experimenten uitgevoerd op zowel lage als hoge toerentallen. Op deze manier werd het volledige werkgebied van de machine onderzocht. Als toerentallen werd er gekozen voor 50, 75, 100 en 125tr/min. Tabel 11 : meetresultaten bij verwerking van PP

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

100tr/min 125tr/min


[W]

753

584

527

465


[Nm]

109,5

127,7

128,6

132,0


[W]

573

1003

1347

1728


[°C]

195

201

199

206

Massadebiet

[kg/h]

4,14

5,69

7,51

9,39


Orac

41

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 12 : vermogens bij verwerking van PP

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

100tr/min

125tr/min


[W]

753

584

527

465


[W]

573

1003

1347

1728

Netto vermogen

[W]

542

802

1089

1408


[W]

587

829

1084

1400


[%]

92,3

96,7

100,5

100,6


[%]

105,8

125,0

123,7

122,7

Het verliesvermogen

Symbool

werd in hoofdstuk 3.6.2 bepaald en bedraagt 784,3W.

Volgens Tabel 12 wordt er meer mechanische energie toegevoegd dan wat er theoretisch nodig is om de kunststof op te smelten. Dit wijst dus op veel shear heating. Door de individuele vermogens van de verwarmingsbanden te bestuderen worden de zones met grote shear heating zichtbaar. Tabel 13 : vermogens van de verwarmingsbanden bij verwerking van PP

Zone


Vermogen zonder productie [W]

Vermogen tijdens 125tr/min [W]

1

35

/

/

2

140

214,7

0

3

170

56,4

1,3

4

180

68,9

37,9

5

190

82,3

148,7

6

195

131,4

67,5

7

195

164,9

160,5

8

195

65,7

49,0

784,4

464,9

totaal


Orac

42

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Uit de regelwaardes van de verwarmingsbanden blijkt dat er in de tweede en derde zone geen energie wordt toegevoegd aan de cilinder. Volgens de sensordata worden de ventilatoren niet aangestuurd, dus is er hier geen sprake van versterkte convectie. Het blijft opmerkelijk dat er door de verwarmingsbanden geen energie wordt toegevoegd aan de intrekzone. Dit wil dus zeggen dat er voldoende warmte wordt gegenereerd door de wrijving van de kunststof binnenin de schroef. Een ander deel is afkomstig van geleiding via de cilinder vanuit de warmere zones naar deze koeler ingestelde zones. In de twee zones van de matrijs, namelijk zone zeven en acht, is er amper verschil tussen de vermogens tijdens en zonder productie. Er treedt hier dus maar weinig shear heating meer op.

3.6.4. Het motorrendement van de extruder bij de verwerking van PP Het totale elektrische vermogen van de extrusielijn werd echter niet opgemeten. Tijdens de metingen werd het motorrendement opgemeten. De vermogenmeter werd aangesloten voor de frequentieregelaar. Op deze manier werd het totale rendement van de motor en de frequentieregelaar bepaald. Tussen de motor en de schroef bevindt er zich een riemoverbrenging. De machinecatalogus geeft aan dat het rendement van een dergelijke overbrenging rond de 95% ligt. Op deze manier kan het mechanische schroefvermogen dat opgemeten wordt door middel van een meting van het koppel, omgerekend worden tot het mechanisch vermogen van de elektromotor.

Frequentie omvormer

Elektromotor

Riemoverbrenging

Vermogenmeter

Schroef Koppel en toerental meting

Figuur 16 : meetopstelling motorrendement KHBO


Orac

43

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 14 : motorrendement van de extruder bij verwerking van PP

Parameter

Eenheid

50tr/min

75tr/min

100tr/min 125tr/min


[W]

573

1003

1347

1728

Mechanisch motorvermogen

[W]

604

1056

1417

1819

Opgemeten elektrisch vermogen

[W]

788

1295

1707

2136

Rendement

[%]

76,6

81,5

83,1

85,2

100 95

rendement [%]

90 85 80 75 70 65 60 500

700

900

1100

1300

1500

1700

1900

mechanisch schroefvermogen [W] Figuur 17 : motorrendement van de extruder bij verwerking van PP

Het rendement is duidelijk afhankelijk van de belasting. Tijdens de verwerking van PP liep het mechanisch schroefvermogen op tot 1728W. Tijdens de verwerking van HDPE liep dit vermogen op tot 3102W. Tijdens deze meting bleek de druk dicht bij zijn maximale grens, waardoor wordt aangenomen dat dit werkingspunt dicht bij het maximum van de machine ligt. Het cumulatieve rendement van de motor en de frequentieregelaar zal hier nog wat hoger liggen. Het maximum wordt op 88% geschat.


Orac

44

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.7. Praktische energieopname van de andere onderdelen van de extrusielijn 3.7.1. De vacuümpomp Om een mooie ronde buis te bekomen wordt de buis door een kaliber gebracht. Door middel van vacuüm sluit de buis nauw aan tegen het kaliber. Dit vacuüm wordt geleverd door een vacuümpomp. Dit vacuüm zorgt tevens voor een betere afvoer en dus ook voor een betere circulatie van het koelwater. Volgens de machinecatalogus bedraagt het vermogen van de vacuümpomp 750W. Tijdens de eerste proeven bleek er telkens een onverklaarbare vermogenstroom. Dit wees erop dat het vermogen van de vacuümpomp en de waterpomp waarschijnlijk niet hetzelfde was als weergegeven in de machinecatalogus. Het effectieve vermogen van de vacuümpomp dient dus te worden opgemeten. Er werd een vermogen opgemeten van 1200W in de plaats van de 750W uit de catalogus.

3.7.2. De waterpomp Om de waterbakken te vullen en een constante circulatie van het koelcircuit te verkrijgen, is er een waterpomp voorzien in de extrusielijn. Volgens de machinecatalogus bedraagt het vermogen van de waterpomp 450W. Ook hier blijkt dat er een groter vermogen opgenomen wordt dan in de catalogus vermeld wordt, namelijk 520W. Indien er geen debiet gerealiseerd werd, is er een vermogen van 360W opgemeten. Dit is echter nefast voor de pomp doordat deze toestand zichzelf doet oververhitten.


Orac

45

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.7.3. De trektafel De trektafel van de extrusielijn in het labo is opgebouwd uit twee rubberen rupsen, zoals te zien op Figuur 9. Om de buis te kunnen trekken worden de rupsen gesloten zodat deze de buis klemmen. Doordat de rupsen aangedreven zijn, wordt er een lineaire verplaatsing van de buis verkregen. Elke rups heeft een nominale trekkracht van 400N. Hiermee kan het theoretisch trekvermogen bepaald worden: [ ] = 2 ∗ 400 [ ] ∗

ℎ 60

Het vermogen dat theoretisch nodig is om de buis te trekken is laag, maar indien het elektrisch verbruik van de trektafel wordt opgemeten, dan valt dit toch niet te verwaarlozen. Het vermogen stijgt vlot tot 300W. Dit vermogen is natuurlijk in functie van de treksnelheid. Deze vermogens werden opgemeten en worden in Figuur 18 weergegeven. Naast het opgemeten vermogen is ook de curve van het theoretisch trekvermogen getekend.

350 300

vermogen [W]

250 200 werkelijk

150

theoretisch 100 50 0 0

1

2

3

4

5

6

treksnelheid [m/min] Figuur 18 : verbruik trektafel KHBO

Uit deze twee curves kan het rendement van de trektafel bepaald worden. Op deze manier wordt er een rendement bekomen van 7% bij lage treksnelheden tot 22% bij hoge treksnelheden.


Orac

46

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Dit lage rendement kan verklaard worden door: -

De energie die de rubberband opneemt om deze te vervormen Het rendement van de motor Het rendement van de reductiekast De frequentieregelaar die de treksnelheid regelt

3.7.4. De koelgroep De koelgroep staat in voor het koelen van het koelwater dat zich in het gesloten koelcircuit bevindt in het labo, zoals te zien op Figuur 19. Dit koelcircuit is aangesloten op de intrekzone en op de koelspiraal aanwezig in de buffertank van de extrusielijn. Het water uit deze buffertank wordt rondgepompt naar de verschillende zones in de koelstraat van de extrusielijn om het kunststofproduct te koelen.

extruder 1e spuitgietmachine koelgroep 2e spuitgietmachine thermoformeermachine

Figuur 19 : primair koelcircuit labo KHBO


Orac

47

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.8. Simulaties met behulp van MatLab 3.8.1. Doel van de simulaties Er werd een simulatiemodel opgesteld in MatLab om het elektrisch verbruik van de verwarmingsbanden te kunnen voorspellen wanneer de cilinder op temperatuur gehouden wordt zonder dat er geproduceerd wordt. Door gebruikt te maken van dit simulatiemodel dient er niet telkens een meting te worden uitgevoerd om dit verliesvermogen te bepalen.

3.8.2. Het model Het probleem van voorspellen Het grootste probleem om het verliesvermogen te voorspellen is het feit dat de verwarmingsbanden in zones werken. Deze worden aangestuurd als de temperatuur in het midden van deze verwarmingsbanden buiten de ingestelde grenswaarden komt. Deze insteltemperaturen worden zo gekozen dat er een gunstig temperatuursprofiel ontstaat over de cilinder. De verwarmingsbanden hebben de afmetingen van de zone, waardoor deze een stapvormig vermogen naar de cilinder overbrengen. Maar doordat de stalen cilinder warmte zal geleiden van de ene zone naar de andere, zal het temperatuursprofiel in de cilinder niet stapvormig zijn. Tijdens de verschillende metingen bleek dat de vermogens van de zones een zeer sterke invloed hebben op de vermogens van de naburige zones. Om rekening te houden met deze verbanden, dienen de zones in meerdere delen beschouwd te worden. Op deze manier kunnen de interacties met de naburige zones beter berekend worden. Door met meerdere delen te rekenen, verdwijnt het stapvormig temperatuursprofiel. Indien elke zone in 30 delen wordt opgesplitst, dan zal er in elk deeltje een evenwicht zijn tussen het toegevoerd vermogen van de verwarmingsbanden, de convectie naar de omgeving en de interactie met zijn naburige deeltjes.


Orac

48

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Het principe van het model Het model werkt in op dit evenwicht. Indien er geen evenwicht heerst in het deeltje, dan zal dit vermogen resulteren in het opwarmen van het deeltje zoals weergegeven in de broncode op Figuur 20. Indien de temperatuur van het middelste deeltje van de zone boven de insteltemperatuur komt, dan wordt het vermogen van de verwarmingsband verlaagd. Indien de temperatuur lager is, dan wordt het vermogen verhoogd. Hierna wordt het evenwicht terug bepaald. Er zal terug een compensatie gebeuren. Deze handeling zal iteratief worden herhaald totdat er een evenwicht wordt gerealiseerd.

Figuur 20 : stuk broncode van zone 5 KHBO

Bepaling van de parameters De parameters werden bijgeregeld totdat de resultaten van de simulaties overeen kwamen met de statische metingen. Er werden 10 verschillende regime-toestanden opgemeten. Dit met een breed scala aan temperaturen en temperatuursprofielen. De vermogenstroom naar de gekoelde eerste zone werd afgeleid uit de statische metingen. Deze waarde is functie van het temperatuursverschil tussen de eerste (35°C) en de tweede zone (T1). Dit volgens het volgende verband: _

=

∗ 280

De volledige broncode van het model kan in bijlage teruggevonden worden.


Orac

49

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.8.3. Resultaten van de simulaties Indien de resultaten van de simulaties vergeleken worden met deze van de metingen, dan blijkt de afwijking van het totale vermogen van de verwarmingsbanden slechts maximaal 50W af te wijken met het totale van 1000W in werkelijkheid. Deze van de verwarmingsbanden onderling kunnen 20W afwijken van elkaar.


Orac

50

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.9. Simulaties met behulp van Virtual Extrusion Laboratory 3.9.1. Doel van de simulaties Het opstellen van een smeltmodel is vrij moeilijk. Daarom zijn er simulatieprogramma’s op de markt die deze bepaling kunnen uitvoeren door middel van een eenvoudige interface. Als simulatiesoftware werd er gekozen voor Virtual Extrusion Laboratory (VEL). Om een voorspelling te kunnen maken van het massadebiet en de energieverdeling bij het extruderen op de labo-extruder, werden er simulaties uitgevoerd die dit bij benadering kunnen voorspellen. Om de resultaten overzichtelijk te houden, zullen enkel simulaties worden uitgevoerd op het HDPE-materiaal bij de toerentallen 100 en 150tr/min. Er wordt ook een simulatie uitgevoerd met de geoptimaliseerde insteltemperaturen bij 150tr/min.

3.9.2. Input in VEL Voordat de simulatie kan uitgevoerd worden, moeten de materiaalparameters in VEL ingegeven worden. De thermische eigenschappen werden uit de DSC-meting gehaald zoals in hoofdstuk 3.3.2 werd besproken. Voor de rheologische eigenschappen werden er reeds rheometingen uitgevoerd in opdracht van het PWO-project. Met behulp van VEL werden deze metingen vertaald in een viscositeitsmodel.

3.9.3. Resultaten van de simulatie Voordat de simulatie van de extrusieschroef kan uitgevoerd worden, moet de druk op de schroefpunt eerst gekend zijn. Hiervoor wordt er eerst een 2D FEM-simulatie uitgevoerd op de buismatrijs. Tabel 15 : druksimulatie in VEL

100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Parameter

Eenheid

Massadebiet

kg/h

9,16

13,09

12,63

Gesimuleerde einddruk

MPa

12,85

15,41

15,13

Werkelijke einddruk

MPa

17,6

19,6

20,1


Orac

51

Vanveerdeghem S.


2009-2010

De drukken worden vervolgens teruggekoppeld naar de simulatie van de extrusieschroef. Met behulp van deze simulatie wordt het opsmeltgedrag in de schroef gesimuleerd. Tabel 16 : simulatie van het opsmeltgedrag

100tr/min 150tr/min

150tr/min opti

Parameter

Eenheid

Gesimuleerd massadebiet

kg/h

9,28

13,80

13,82

Werkelijk massadebiet

MPa

9,16

13,09

12,63

Gesimuleerd koppel

Nm

180

184

184

Werkelijk koppel

Nm

175

195

196

In werkelijkheid zal het massadebiet dalen indien de insteltemperatuur van de intrekzone lager wordt gekozen. Dit komt doordat de wrijvingscoëfficiënt tussen de kunststof en de cilinder stijgt bij dalende temperatuur van de cilinderwand. Het massadebiet van een extruder wordt namelijk bepaald door de wrijvingscoëfficiënt van de intrekzone. Door een stapvormig temperatuursprofiel op te leggen aan de cilinder, zal er een afwijking ontstaan met de werkelijkheid. Het temperatuursprofiel kan in werkelijkheid geen stapvormig profiel aannemen. Dit heeft natuurlijk een invloed op de warmteafgifte aan de kunststof. Dit stapvormig temperatuursprofiel zal ervoor zorgen dat het aandeel verwarming door de verwarmingsbanden verkeerd voorspeld wordt. Bijgevolg zal de mechanische energie van de schroef ook wijzigen. In de werkelijkheid zal de kunststof opgemolten zijn op het einde van de compressiezone. In de simulatie is dit echter niet het geval. Hierdoor zal het gesimuleerde drukverloop een ander beeld geven dan het werkelijk drukverloop. Dit zal ook een invloed hebben op het bekomen koppel.


Orac

52

Vanveerdeghem S.


2009-2010

30 25

druk [MPa]

20 15

100 150

10

150 opti 5 0 0

5

10

15

20

25

30

afstand vanaf intrek [D] Figuur 21 : drukverloop in simulatie

40 35

druk [MPa]

30 25 20

100

15

150

10

150 opti

5 0 0

5

10

15

20

25

30

afstand vanaf intrek [D] Figuur 22 : werkelijk drukverloop volgens sensordata

Volgens de simulatie heeft het veranderen van de insteltemperatuur van de intrekzone geen invloed op het drukverloop. Het wijzigt enkel op het einde van de schroef, maar dit komt door de verschillende druk van de matrijs. In de werkelijkheid wijkt het drukverloop bij 100tr/min weinig af van dit bij 150tr/min. Volgens de simulatie ligt het drukverloop van beide gevallen sterk uit elkaar.


Orac

53

Vanveerdeghem S.


2009-2010

3.10. Conclusies

Invloeden op de energieverdeling Uit de metingen is gebleken dat de grootste invloed op de energieverdeling het massadebiet is. Hierdoor wijzigt het aandeel van de verbruiken die onafhankelijk zijn van het massadebiet. Hieronder valt onder andere de sturing, de vacuümpomp en de waterpomp. Andere onderdelen die beperkt afhankelijk zijn van het massadebiet, zijn de trektafel en het snijgereedschap. Indien het massadebiet hoger is, zal de trektafel sneller moeten trekken en zullen er meer buizen moeten afgesneden worden. Het verbruik van de trektafel is niet lineair evenredig met de treksnelheid. De tweede grootste invloed op de energieverdeling is de aard van de kunststof. Het massadebiet wordt bepaald door de wrijvingscoëfficiënt tussen de kunststof en de cilinderwand. De rheologische eigenschappen van de kunststof zullen ervoor zorgen dat er veel of weinig shear heating optreedt in de kunststof. Deze shear heating bepaalt de verhouding tussen de energie die aan de kunststof wordt toegevoegd door de verwarmingsbanden en de schroef. Het verschil tussen een amorfe en een (semi-)kristallijne kunststof werd niet bestudeerd. Dit om de volgende redenen: -

Er was geen amorfe kunststof beschikbaar in het labo tijdens de stageperiode. Dit zou de masterproef te ver afleiden van het vooropgestelde doel, namelijk het onderzoeken naar de meetbaarheid van de energieverdeling bij een extrusielijn. Aan de hand hiervan werd er dan onderzocht naar de mogelijkheid om de energieverdeling te kunnen voorspellen.


Orac

54

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Mogelijkheid tot het voorspellen van de energieverdeling Enkele zaken kunnen reeds voorspeld worden zonder dat er kennis is van de gebruikte kunststof: -

De vaste vermogens zoals de vacuümpomp, de waterpomp en de sturing Vermogen van de trektafel in functie van de treksnelheid Het verliesvermogen van de verwarmingsbanden naar de omgeving indien de cilinder op temperatuur is, zonder dat er geproduceerd wordt. Dit kan voorspeld worden door middel van het model opgesteld in MatLab.

Met behulp van Virtual Extrusion Laboratory wordt het opsmeltgedrag gesimuleerd. Hierin ontstaan er echter te grote afwijkingen om de resultaten als input te gebruiken voor het voorspellen van de energieverdeling.

Door het uitvoeren van een DSC-meting kan de theoretisch benodigde energie bepaald worden om een kunststof op te smelten tot de temperatuur waarmee de kunststof de matrijs verlaat. Hiervoor moet de temperatuur van de kunststof worden opgemeten tijdens productie. Om het theoretisch benodigde vermogen te bepalen dient het massadebiet ook te worden opgemeten.

Zoals blijkt uit hoofdstuk 3.4.3 kan de vermogenverdeling tussen de verwarmingsbanden en de schroef bepaald worden aan de hand van het netto vermogen: -

Het netto vermogen wordt gelijk gesteld aan het theoretisch benodigde vermogen. Het verliesvermogen van de cilinder wordt door middel van een simulatie in MatLab bepaald. Het mechanisch schroefvermogen wordt bepaald uit de combinatie van het af te lezen koppel en schroeftoerental.

Op deze manier wordt het vermogen bepaald van de verwarmingsbanden. De afwijking hierop blijkt volgens de experimenten aanvaardbaar klein te zijn.

Op deze manier kan er een vrij snelle energieverdeling opgesteld worden. Door de onnauwkeurigheid van VEL kan er echter geen energieverdeling opgesteld worden zonder dat er geproduceerd wordt.


Orac

55

Vanveerdeghem S.


2009-2010

De energieverdeling bij de productie van HDPE

verhouding tov theoretisch benodigd vermogen [%]

450 400 50

350 300

116

sturing

33

250

trekeenheid

25

77 200

waterpomp

58

17 39

91 150

17

vacuümpomp

40

elektrisch motor

101

verwarmingbanden

109

100

118

121

35

31

150tr

150tr opti

133

50

88

62

0 50tr

75tr

100tr

elektrisch verbruik per massa-eenheid [kWh/kg]

Figuur 23 : energieverdeling bij HDPE

1 0,94

0,9 50tr

0,8

0,72

0,7 0,62

75tr

0,6

0,53 0,52

0,5

100tr

150tr opti

0,4

150tr

0,3 0,2 0,1

0,24

0,23

0,22

0,22

0,24

0 0

2

4

6

8

10

12

14

massadebiet [kg/h] werkelijk

theoretisch

Figuur 24 : elektrisch verbruik per massa-eenheid bij HDPE


Orac

56

Vanveerdeghem S.


2009-2010


De energieverdeling bij de productie van PP

700 600 89

500

sturing

63

400

205

trekeenheid

48 145

300

111

elektrisch motor 157

100

vacuümpomp

86

133

200

waterpomp

37

158

verwarmingbanden

153

144 79

52

36

75tr

100tr

125tr

0 50tr

werkpunt

elektrisch verbruik per massa-eenheid [kWh/kg]

Figuur 25 : energieverdeling bij PP

1 0,88

0,9 0,8

50tr

0,71

0,7 0,6

0,58

75tr

0,50

0,5

100tr

0,4

150tr

0,3 0,2 0,14

0,1

0,15

0,15

0,14

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

massadebiet [kg/h] werkelijk

theoretisch

Figuur 26 : elektrisch verbruik per massa-eenheid bij PP


Orac

57

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4. De energieverdeling bij een industriële extrusielijn bij Orac te Oostende 4.1. Taakomschrijving Mijn opdracht bestaat erin een inventaris te maken van de energiestromen van de extrusielijn die instaat voor de productie van geschuimde profielen met de merknaam Axxent. Hierbij wordt het energieverbruik van elk onderdeel van de extrusielijn opgemeten. Aan de hand hiervan kan er een verdeling opgemaakt worden en dit kan dan vervolgens in een Sankeydiagram voorgesteld worden. Om het rendement van de extrusielijn te bepalen dient het theoretisch vermogen bepaald te worden om het profiel te extruderen. Dit vermogen is het vermogen dat nodig is om de kunststof op te smelten en het schuimmiddel te laten reageren. Voor deze bepaling moet er een grondige studie uitgevoerd worden van de grondstoffen en het schuimmiddel. Het materiaal dat in de extruder gebracht wordt bestaat uit een hoofdbestanddeel aan General Purpose Polystyrene (ca. 85%), een aandeel aan High Impact Polystyrene (10-15%) en een aandeel schuimmiddel (1,5-3%). Al naargelang de kwaliteit en moeilijkheid tot verwerking kan dit mengsel aangevuld worden met een aandeel aan regranulaat (tot 20%). De verhoudingen en hoeveelheden van deze bestanddelen worden gekozen volgens de gewenste eigenschappen van de profielen. De voornaamste eigenschappen zijn de dichtheid, de sterkte en de impactbestendigheid.


Orac

58

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.2. Beschrijving van de extrusielijn 4.2.1. Algemeen Tijdens het extruderen op de Axxent-lijn worden de volgende onderdelen doorlopen: -

De doseerinstallatie De extruder De matrijs Het kaliber De vier koelbakken De trektafel Het snijgereedschap

4.2.2. De extruder

Figuur 27 : tekening extruder Orac

De extrusielijn van Orac is voorzien van een extruder die een nominaal massadebiet van 120 kg/h aan zuiver polystyreen kan leveren. De extruder wordt aangedreven door een DC-motor met een nominaal geleverd vermogen van 59 kW. Dit vermogen wordt door middel van een


Orac

59

Vanveerdeghem S.


2009-2010

riemoverbrenging en een tandwieloverbrenging op de schroef overgebracht. Om het toerental te regelen is er een automatisch regelbare voeding voorzien die de spanning aanpast voordat deze de DC-motor bereikt. De schroef heeft een lengte van 25D waarbij de diameter D gelijk is aan 80mm. Dit resulteert in een schroeflengte van 2000mm. Bij de simulaties in hoofdstuk 4.7 wordt de geometrie van de schroef nader besproken. De extruder is voorzien van vijf verwarmingsbanden. De intrekzone waarop de hopper is aangesloten, is voorzien van een koeling zoals op de labo-extruder uit de KHBO, maar deze wordt niet gebruikt. De hopper is tevens geen standaard hopper. Er is een menger in voorzien om het mengsel van de doseerinstallatie homogeen te houden. Na de schroef bevindt zich de matrijs. Hier wordt de smelt tot een profielvorm vervormt. Na het verlaten van de matrijs valt de druk in de kunststof weg, waardoor de kunststof begint op te schuimen.

4.2.3. De koelinstallatie Na het verlaten van de matrijs, wordt het profiel in een kaliber gebracht zodat de vorm van het profiel wordt vastgelegd. Het kaliber heeft een lengte van 200mm. matrijs

kaliber

1e koelbak

Figuur 28 : foto kaliber Orac


Orac

60

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Na het kaliber doorloopt het profiel vier koelbakken van telkens twee meter. Deze koelbakken zijn voorzien van aluminium tussenschotten. Door uitsparingen in de wanden van deze koelbakken kan het koelwater van het ene compartiment naar het andere. Bij effectief gebruik van het “turbobad”, waarbij koelwater versneld wordt afgevoerd via een vacuümpomp vanuit een gesloten koelbak, ontstaat een sterke stroming in de koelbakken. In de eerste koelbak zijn het meeste tussenschotten geplaatst. De snelheid van het koelwater ligt hier dan ook hoger dan bij de andere koelbakken.

Figuur 29 : foto koelbakken Orac


Orac

61

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Op het einde van de laatste koelbak zijn er twee slangen voorzien met vacuümafzuiging. Deze moeten ervoor zorgen dat de profielen voldoende droog zijn om de trektafel binnen te gaan.

Figuur 30 : vacuümafzuiging na koelbakken Orac

De watervoorziening van de koelinstallatie gebeurt door drie waterpompen. Deze zijn een onderdeel van een grote koelgroep die instaat voor de koeling van de volledige extrusieafdeling van Orac. Op Figuur 31 wordt het globale koelwatercircuit van de extrusieafdeling van Orac geschetst.


Orac

62

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Figuur 31 : globaal koelwatercircuit Orac

De twee XPS-lijnen produceren profielen uit polystyreen met een dichtheid van 50 kg/m³. Bij dit extrusieproces maakt men gebruik van een fysisch schuimmiddel. Het schuimmiddel wordt in vloeibare toestand onder druk in de smelt meegespoten. Via de schroef wordt het schuimmiddel opgelost en gehomogeniseerd in de kunststofsmelt. Bij de matrijsuitgang expandeert het blaasmiddel door de drukval. De NGR-recyclagelijn staat in voor het regranuleren van het interne kunststof-crap. Hiervoor worden enkel eigen polystyreen profielen gebruikt. Dit regranulaat wordt dan in beperkte mate toegevoegd aan nieuwe granulaten om opnieuw profielen te extruderen.


Orac

63

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.2.4. De trekeenheid en het snijgereedschap Na de koelinstallatie wordt het profiel in de trektafel getrokken. Deze is voorzien van rupsen met blokken in de vorm van het profiel. Op deze manier wordt voldoende grip gecreëerd om het profiel te trekken. Door de vorm van het profiel aan te nemen, zal de vervorming ook miniem zijn.

Blokken in de vorm van het profiel Figuur 32 : intrede trektafel Orac

Figuur 33 : trektafel Orac

Na deze trektafel zorgt een meelopende zaag ervoor dat de profielen op maat afgezaagd worden.

Figuur 34 : meelopende zaag na trektafel Orac


Orac

64

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.3. Theoretisch benodigd opsmeltvermogen Het vermogen dat nodig is om geschuimde profielen te extruderen bestaat uit twee delen. Ten eerste het vermogen dat nodig is om de kunststof op te smelten tot zijn verwerkingstemperatuur in de matrijs. Het andere deel is het vermogen dat nodig is om het schuimmiddel te laten reageren en op te nemen in de smelt. Voor de bepaling van beide vermogens moet er een studie worden uitgevoerd van de grondstoffen en van het schuimmiddel.

4.3.1. Opwarm- en opsmeltvermogen Polystyreen is een amorfe kunststof. Er zal dus geen smeltenthalpie nodig zijn om de kunststof op te smelten. Er moet dus enkel gerekend worden met de soortelijke warmte cp van polystyreen. Deze waarde werd teruggevonden in datasheets van de verschillende gebruikte componenten. Via de mengregel werd een waarde van 1470 J/kg.K gevonden. Bij het overschrijden van de glasovergangstemperatuur treedt er een sprong op in de soortelijke warmte. De grootte van deze sprong is echter niet gekend. Daarom wordt de soortelijke warmte cp verondersteld op 1550 J/kg.K. De cp-waarde werd gecontroleerd met behulp van een DSC-meting. De bekomen resultaten waren echter onbetrouwbaar. Daarom werd er geopteerd om uitsluitend de literatuurdata te gebruiken. Het opwarmen opsmeltvermogen wordt bekomen met de volgende formule uit de warmteleer: ̇ = ̇ ∗

∗∆

Het massadebiet ̇ wordt bekomen uit het gewicht per lopende meter en de afnamesnelheid. ̇ =

[ ⁄ ]

∗

[ ⁄

]

= [

⁄ ]

Het temperatuurverschil T is het verschil tussen de kunststof op omgevingstemperatuur en de smelttemperatuur in de matrijs. Deze laatste temperatuur wordt gecontroleerd en op de productiefiches genoteerd. De smelttemperatuur is verschillend voor elk profiel maar bedraagt altijd tussen de 145 en 152°C.


Orac

65

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Voorbeeld: CX100 ̇ =

,

̇ = ̇ ∗

∗

,

= 17,9 ∗ 10

∗ ∆ = 17,9 ∗ 10

/ ∗ 1550 ∗ (151 − 20) = 3630

4.3.2. Energie voor de reactie van het schuimmiddel Om een lage dichtheid te bekomen wordt er schuimmiddel toegevoegd aan het mengsel. Bij de extrusie van de Axxent-profielen wordt er gebruik gemaakt van een nucleant-agent. Dit is een materiaal dat vanaf een bepaalde temperatuur zal beginnen reageren. Deze reactie is endotherm. Er is dus energie nodig om deze reactie te kunnen uitvoeren. Hierdoor zal het theoretisch benodigd opsmeltvermogen van de extruder toenemen. Deze reactie zal zorgen voor de vorming van water en CO2. Door de druk in de extruder zal dit gas ingesloten blijven in de smelt. Na het verlaten van de matrijs valt de druk in de smelt weg en ontstaat er een fysische expansie van het ingesloten gas. Door de lage temperatuur van de smelt bezit de kunststof een grote viscositeit en zal het gas niet gemakkelijk emigreren uit de kunststof. Het kaliber bevindt zich op minder dan 2cm van de matrijs waardoor het gas ook geen tijd krijgt om te emigreren. In het kaliber wordt de buitenwand van het profiel dichtgevroren. Hierdoor wordt het volume van het profiel vastgelegd. Door het stollen van de kunststof zal er zich een poreus materiaal vormen. Het profiel bevat dus een groot aantal kleine holle ruimtes. De reactie-energie kan bepaald worden door het uitvoeren van een DSC-meting. Om de reactie-energie te weten te komen, werd er contact opgenomen met de producent van het schuimmiddel. Deze heeft de resultaten van een DSC-meting teruggestuurd die door hem werd uitgevoerd. Dit document is in bijlage terug te vinden. Volgens de producent bedraagt de reactie-energie 529 J/g. Deze waarde dient te worden vermenigvuldigd met het massadebiet aan schuimmiddel dat geëxtrudeerd wordt. Dit massadebiet kan teruggevonden worden uit de samenstelling van het te extruderen mengsel. De percentages zijn in massaprocent, waardoor het benodigd vermogen voor de reactie eenvoudig bepaald kan worden.


Orac

66

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.4. Theoretisch benodigd koelvermogen Na het verlaten van de matrijs moet de gesmolten kunststof afgekoeld worden om op die manier een profiel met gekende afmetingen te bekomen. Hiervoor wordt de kunststof eerst in een kaliber gebracht. Aan de buitenwand zal er een harde korst gevormd worden, waardoor de afmetingen van het profiel ingevroren worden. Hierna wordt het profiel door een aantal koelbakken gebracht om het profiel verder af te koelen totdat het koud genoeg is om getrokken en op maat gebracht te worden zonder beschadiging en vervorming van het profiel. Het materiaal dat moet gekoeld worden is nu geen zuiver polystyreen meer, maar een tweefasig systeem. Het systeem bestaat uit een combinatie van gasvormige fase en vaste fase. De gasvormige fase zijn de ingesloten cellen en de vaste fase is de kunststof. In het koelproces zijn er een aantal doorslaggevende parameters die niet altijd manipuleerbaar zijn en dus zorgen voor beperkingen in het maximale koelvermogen. Deze parameters worden bekomen uit twee belangrijke formules uit de warmteleer.

4.4.1. Het benodigd koelvermogen Tijdens het extruderen moet de koelinstallatie een bepaalde energiehoeveelheid afvoeren. Deze wordt gevonden met behulp van de volgende formule uit de warmteleer: =

∗

∗∆

Bij extrusie wordt er geproduceerd aan een bepaalde snelheid. Hieruit kan het massadebiet bepaald worden. Indien de bovenstaande formule hieraan wordt aangepast, dan wordt de formule voor het nodige koelvermogen bekomen. ̇ = ̇ ∗

∗∆

Het massadebiet ̇ wordt bekomen uit het gewicht per lopende meter en de afnamesnelheid. De soortelijke warmte cp is de energie die nodig is om 1kg materiaal met 1 graad Kelvin te doen stijgen. Voor een twee-fasig systeem, is de soortelijke warmte de som van de twee fases vermenigvuldigd met zijn gewichtsprocent. Aangezien zelfs bij veel kleinere dichtheden het gewichtsaandeel aan gas te verwaarlozen is, kan de soortelijke warmte cp van een schuim gelijkgesteld worden aan deze van de zuivere kunststof. In dit geval wordt cp gelijk aan 1550 J/kg.K.


Orac

67

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Het temperatuursverschil T is het verschil tussen de kunststof voor en na de koelinstallatie. Dit is dus de temperatuur van de smelt (ca 145-152°C) verminderd met de temperatuur na de koelinstallatie (ca 30-40°C). Met behulp van de bovenstaande formule kan het nodige koelvermogen bepaald worden. Het is echter niet evident om dit koelvermogen ook te realiseren. Daarom wordt er hieronder verder ingegaan op de manier van koelen en de daarbijhorende theoretische formules.

4.4.2. Hoe onttrek je de warmte uit het profiel Om warmte over te dragen moet er een warmtestroom gecreëerd worden. Algemeen gezien kan warmte op drie verschillende manieren overgedragen worden van het ene naar het andere medium: 1) Door middel van straling : doordat de temperatuur van de wand laag is, zal er zeer weinig straling optreden 2) Door middel van geleiding : doordat er binnen de Axxent-lijn gekoeld wordt met behulp van een vloeistof is dit hier niet van toepassing 3) Door middel van convectie : dit is het geval bij de Axxent-lijn Bij convectie wordt de warmte overgedragen door het koelwater op te warmen dat langs de warme kunststof stroomt. Hoe goed deze warmte-uitwisseling gebeurt, wordt bepaald door de convectiecoëfficiënt . Deze wordt weergegeven in [W/m².K]. Deze coëfficiënt kan zeer sterk verschillen. Er bestaan geen éénduidige bepalingen en cijfers hiervoor, er bestaan wel richtwaarden. Bij een kaliber is dit bijvoorbeel 500 W/m².K en voor een koelstraat 200 W/m².K. Deze convectiecoëfficiënten zijn echter zeer moeilijk te bepalen. Ze hangen hoofdzakelijk af van de volgende zaken:

Soort fluïdum Hiervoor wordt meestal water, lucht of olie gekozen. Bij de Axxent-lijn wordt gebruik gemaakt van water. De eigenschappen die aan het koelwater zijn verbonden, kunnen niet gewijzigd worden.


Orac

68

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Snelheid en stromingsrichting De stromingsrichting bij de Axxent-lijn is bij toepassing van het turbobad hoofdzakelijk dwars op het profiel. De snelheid waarmee het fluïdum stroomt ten opzichte van de kunststof kan benaderd worden via het afnamedebiet en de doorstroomdoorsnede in de waterbak. Bij de eerste koelbak bevinden er zich meer tussenschotten. Hierdoor verkleint de doorstroomopening van het koelwater en bijgevolg zal de snelheid van het koelwater toenemen. De snelheid van het koelwater is dus afhankelijk van de toevoerdruk en het debiet. Dit wordt geregeld door middel van pompen en kleppen.

Het Reynolds-getal Het Reynolds-getal bepaalt de graad van turbulentie van het koelwater. Het soort stroming, laminair of turbulent, kan uit deze waarde gevonden worden. Aangezien er gekoeld wordt in een grote waterbak bij relatief lage koelwatersnelheden, zal het Reynolds-getal vrij laag zijn. Bij spuitgietmatrijzen en ook in het extrusiekaliber, wordt er gekoeld met behulp van dunne leidingen. Hierin ligt de snelheid hoger en treedt er een grote turbulentie op in de leidingen. Deze turbulentie bevordert de convectie. Deze turbulentie zorgt echter ook voor een grote stromingsweerstand. Over leidingen met een hoog Reynolds-getal, met andere woorden een hoge turbulentie, zal er een vrij grote drukval ontstaan. Dit zorgt voor een energieverlies. Om deze verliezen te beperken worden er soms vrij dikke leidingen gebruikt bij nochtans vrij lage debieten. Een lage drukval zorgt er immers voor dat het vermogen van de pomp hoofdzakelijk gebruikt wordt om debiet te leveren en niet om onnodige drukverliezen te overwinnen. Om een voldoende hoge convectiecoëfficiënt in het kaliber te hebben moet er hier wel een grote turbulentie zijn.


Orac

69

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Om het te realiseren koelvermogen te bepalen, wordt de onderstaande formule gehanteerd: ̇ =

∗

∗∆

Hierin is: -

 = de convectiecoëfficiënt = gekend A = kunststofoppervlak waarop gekoeld kan worden T = het temperatuursverschil tussen de kunststof en het fluïdum

Binnenin de kunststof heerst er een temperatuursverloop dat varieert in functie van de tijd, met name de positie in de koelingsinstallatie. Hierdoor is het zeer moeilijk om het koelingsverloop analytisch op te lossen. Daarom wordt er gebruik gemaakt van eindige elementen software om dergelijke problemen op te lossen. Er werd gekozen voor NX 6.0 als simulatieprogramma. De resultaten worden in hoofdstuk 4.8 besproken.

4.4.3. Bepaling van het totale koelvermogen De totale energieopname van de koelingsinstallatie zou idealiter gelijk zijn aan het koelvermogen dat wordt onttrokken aan het profiel. Het koelwater dat zich in de koelbakken bevindt, wordt door middel van vacuümpompen weggezogen om een goede circulatie te bekomen. Hierbij zal er een aanzienlijke hoeveelheid energie aan het water worden afgegeven. Door het temperatuursverschil tussen het koelwater en de omgeving zal er ook een energiestroom zijn vanuit de omgeving naar het koelwater. Het totale koelvermogen wordt bepaald aan de hand van de algemene formule uit de warmteleer: ̇ = ̇ ∗

∗∆

Hierin is ̇ het massadebiet aan koelwater en is de soortelijke warmte cp van het koelwater gelijk aan 4186 J/kg.K.


Orac

70

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.5. Praktische energieopname van de extruder In werkelijkheid zal het energieverbruik echter hoger liggen dan wat er theoretisch nodig is om het geschuimde profiel te produceren. Dit grotere verbruik is afkomstig van het rendement van de extruder zelf en al de aggregaten die er bij een extrusielijn bijkomen. De aggregaten zijn onder andere de doseringsinstallatie, de vacuümpompen, de waterpompen, de trektafel en het snijgereedschap. Aangezien de doseringsinstallatie en het snijgereedschap slechts weinig energie opnemen, worden deze buiten beschouwing gelaten. Het belangrijkste onderdeel van een extrusielijn is logischerwijs de extruder zelf. Deze moet de kunststof opsmelten en uitstoten met een bepaald massadebiet.

4.5.1. Metingen van het rendement bij de Axxent-lijn Om het rendement van de extruder te bepalen werden er metingen uitgevoerd bij verschillende massadebieten. Aangezien de metingen bij verschillende profielen zijn uitgevoerd met telkens een andere formulatie en smelttemperatuur, is het niet correct om de vermogens rechtstreeks te vergelijken. Bij de bepaling van het rendement wordt er rekening gehouden met het theoretisch benodigd opsmeltvermogen. Hierin zitten de variabelen zoals de formulatie en de smelttemperatuur vervat. De rendementen mogen hierdoor wel met elkaar vergeleken worden. Het opgemeten verbruik is het totale verbruik van de extruder. Hiervoor werd er gemeten op de toevoerkabel die toekomt in de schakelkast van de extruder. Uit dit verbruik werd het vermogen gevonden en vervolgens het rendement met behulp van de volgende formule: =

∗ 100%


Orac

71

Vanveerdeghem S.


2009-2010

35

rendement [%]

30 25 20 15 10 5 0 0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

theoretisch benodigd vermogen [kW] Figuur 35 : rendement extruder Orac

Uit Figuur 35 valt duidelijk te merken dat de extruder een vrij laag rendement heeft. Er wordt een groot verbruik bekomen doordat er teveel shear heating optreedt in de schroef dan er effectief nodig is om de kunststof op te smelten. Dit wordt vastgesteld door het feit dat de verwarmingsbanden van de extruder niet moeten bijverwarmen. De ventilatoren slaan tevens nu en dan eens aan om het teveel aan warmte te verwijderen. Er wordt dus veel energie toegevoegd aan de schroef die de extruder vervolgens terug afgeeft aan de omgeving in de plaats van deze af te staan aan de kunststof. Deze mechanische energie wordt verkregen door een DC-motor. schroef raderkast

Riemoverbrenging

DC-motor Figuur 36 : aanduiding motor overbrenging Orac


Orac

72

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tussen de DC-motor en de schroef bevindt er zich een riemoverbrenging en een raderkast. De literatuur geeft aan dat het rendement van een dergelijke overbrenging rond de 88% ligt. Om het rendement van de DC-motor te bepalen, werd het opgemeten vermogen geanalyseerd. Op deze manier werd de volgende indeling gevonden:

Elektrisch vermogen opgemeten aan de toevoer

DC-motor

Theoretisch benodigd vermogen

Verliezen tot aan de DC-motor

Verliezen na de DC-motor

Figuur 37 : analyse van de DC-motor uit Orac

De verliezen tot aan de DC-motor zijn: -

De ventilator van de DC-motor die instaat voor de koeling van de motor. Deze draait continu en neemt een vermogen van 0,55kW op. De ventilatoren die nu en dan aanslaan om de verwarmingsbanden te koelen Het vermogen van de verwarmingsbanden die zich rond de matrijs bevinden De sturing van de extruder De automatisch regelbare voeding van de DC-motor

De verliezen na de DC-motor zijn: -

De riemoverbrenging en de raderkast. Het totale rendement van de overbrenging bedraagt volgens literatuur ongeveer 88%. Het verlies door natuurlijke en gedwongen convectie

Deze verliezen samen zorgen ervoor dat het rendement van de DC-motor begrepen is tussen de 65 en 70%.


Orac

73

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Volgens de motorgegevens op de kenplaat bedraagt het nominaal mechanisch vermogen 59kW. Op deze belasting wordt het nominale rendement bereikt. Volgens de kenplaat bedraagt dit 88%. Het vereiste mechanisch vermogen bedraagt tijdens de productie nooit meer dan 10kW. Tijdens productie werkt de motor echter niet op zijn nominaal toerental. Door de regelbare voeding daalt het toerental tot op het gewenste toerental. Het toerental is immers evenredig met de aangelegde gelijkspanning. Bij een gewijzigde gelijkspanning verandert de werkingskarakteristiek, waardoor het nominaal rendement licht afneemt. Het afwijken van deze nominale belasting zorgt ook voor een daling van het rendement. Het kwantificeren van het rendement is echter moeilijk. Hiervoor dienen de karakteristieken van de motor opgemeten te worden. Voor dit opmeten moet de DC-motor gedemonteerd worden. Dit demonteren valt echter niet te verantwoorden. Tijdens de metingen bleek de temperatuur van het motorblok op te lopen tot 80°C. De kerntemperatuur van de motor zal dus nog wat hoger liggen. Deze hoge temperatuur heeft een negatief effect op het rendement. Om deze temperatuur onder controle te houden, is er een externe ventilator voorzien op de DC-motor. Aan de aanzuigzijde van deze ventilator is er een filter geplaatst. Deze blijkt echter licht vervuild te zijn. Hierdoor vermindert de ventilatie en zal de temperatuur van het motorblok toenemen. Indien al deze opmerkingen worden opgeteld, dan zal het rendement van de DC-motor waarschijnlijk tussen de 65 en 70% liggen zoals uit de metingen werd verondersteld.


Orac

74

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.6. Praktisch verbruik van de andere onderdelen van de extrusielijn 4.6.1. De vacuümpompen In de koelbakken moet er een goede doorstroming van het water zijn. Op deze manier worden de profielen voldoende gekoeld vooraleer ze de koelbakken verlaten. Deze doorstroming wordt bekomen door gebruik te maken van vacuümafzuiging. Op deze manier wordt er een mengsel van lucht en water afgezogen uit de koelbakken. Op de tweede en derde extrusielijn wordt er gebruik gemaakt van twee vacuümpompen. Deze hebben elk een vermogen van 3kW. Dit vermogen werd op twee verschillende momenten gecontroleerd door middel van een vermogenmeting en er werd een vermogen van 5kW en van 5,6kW bekomen. Dit vacuüm is onafhankelijk van het massadebiet. Het is hoogstwaarschijnlijk afhankelijk van de verhouding lucht/water die aangezogen wordt. Een bijkomend nadeel van deze vacuümpompen is het feit dat het koelwater een zeer groot deel van het vermogen van de vacuümpomp opneemt onder de vorm van warmte. Deze warmte moet terug ontnomen worden aan het gebruikte koelwater in de koelgroep. Deze problematiek werd opgemeten door Kenny De Zutter. Als laatstejaarsstudent kreeg hij de opdracht om een eindwerk te maken, met als titel “Analyse en optimalisatie van het koelsysteem bij extrusie”, teneinde het diploma professionele bachelor elektromechanica te kunnen behalen.

Metingen van Kenny De Zutter In deze meting worden de verliezen van de koelinstallatie opgemeten door te meten zonder dat er profielen geproduceerd worden. Het koeldebiet en de ingangstemperatuur van het koelwater blijft hetzelfde zoals tijdens normale productie. Tabel 17 : opmeting koelverlies extrusielijn 3 Orac

Ingangstemperatuur Uitgangstemperatuur Koelwaterdebiet [°C] [°C] [l/min] 15,4

16,2

74,7

Afgegeven vemogen [kW] 4,17

Volgens de meting blijkt dat 2 3 van het elektrisch vermogen van de vacuümpompen integraal in het koelwater wordt gestopt onder de vorm van warmte. Dit vermogen wordt geschat op 3,5kW.


Orac

75

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Het benodigd koelvermogen om de verschillende profielen te koelen, varieert van 2 tot 4kW. Deze variatie wordt bepaald door de extrusiesnelheid en de maximale dikte van het profiel. Deze twee parameters zorgen voor een beperking van het koelvermogen zoals in hoofdstuk 4.8 verder verduidelijkt wordt. Er kan dus gesteld worden dat de helft van het koelvermogen van de koelgroep niet nuttig gebruikt wordt. Er moet dus gezocht worden naar een koelsysteem waarbij er slechts een minimum aan vacuüm nodig is. De essentiële punten waarvoor er altijd vacuüm zal nodig zijn, is het kaliber en de afzuigslangen na de koelbakken om ervoor te zorgen dat het profiel droog is. Door het verminderen van de capaciteit aan vacuüm wordt er naast elektriciteit ook bespaard op het beschikbare koelvermogen. Op deze manier kan de koelinstallatie gebruikt worden voor de reden waarvoor het ontworpen is, namelijk om de geschuimde profielen te koelen.

4.6.2. De waterpompen Om een aanvoer van water te bekomen in de koelbakken, dienen er pompen te worden voorzien. Deze verpompen het water vanuit de watertank, die zich buiten bevindt, tot aan de extrusielijn. Deze pompen staan in voor het volledige watercircuit binnen de extrusieafdeling. Naast de extruders voor de Axxent-profielen wordt dit water ook gebruikt voor de XPSextrusielijn en de regranulator. Er zijn drie waterpompen voorzien van 2,2kW elk. Deze leveren samen een debiet van 66m³/h bij een druk van 3,5bar. Volgens metingen heeft de extrusielijn nood aan ongeveer 4m³/h. Op deze manier wordt er een vermogen bekomen van ongeveer 0,4kW per extrusielijn.

4.6.3. De trektafel De trektafel is een onderdeel dat essentieel is in de extrusielijn en jammergenoeg een laag rendement bezit. Bij Orac zijn er twee verschillende trektafels voor extrusielijn 2 en 3. Deze van lijn 2 werd opgemeten en bedroeg 0,73kW bij een treksnelheid van 4,3m/min. De trektafel van lijn 3 is groter van dimensies. Deze werd ook opgemeten en het vermogen bedraagde 0,77kW bij een treksnelheid van 2,17m/min. Uit de voorstudie aan de KHBO bleek dat het vermogen toeneemt in functie van de treksnelheid. Volgens de metingen bleek er een vast aandeel te zijn. Bij de trektafel van Orac zal dit niet anders zijn. Aangezien er geen getal kan op geplaatst worden, is het moeilijk om de invloed van de treksnelheid te bepalen. Ten opzichte van het totale energieverbruik van de


Orac

76

Vanveerdeghem S.


2009-2010

extrusielijn, neemt de trektafel slechts een klein aandeel in. Het kan dus weinig kwaad om geen rekening te houden met de afhankelijkheid van de treksnelheid op het verbruik.

4.6.4. De koelgroep Dit onderdeel staat niet op de extrusieafdeling zelf, maar mag daarom niet vergeten worden. Al de warmte die in de koelbakken onttrokken wordt, moet op zijn beurt terug gekoeld worden. Dit gebeurt door middel van een koelgroep. Het elektrisch verbruik kan uit de COPwaarde van de koelgroep gehaald worden. Voor de meeste koelgroepen wordt er uitgegaan van een standaard COP-waarde van 3. In het koelcircuit moet er ook nog rekening worden gehouden met de warmteverliezen in de leidingen en het warmteverlies bij het doorlopen van de waterpompen. Aangezien hier geen metingen op werden uitgevoerd, wordt er in de plaats gewerkt met een correctie op de COPwaarde van 3 naar 2. Om een koelvermogen van 1kW in de extrusielijn te verkrijgen zal er dus een elektrisch vermogen van 0,5kW nodig zijn.

4.6.5. Het geheel In de vorige hoofdstukken werden de verschillende vermogens van een extrusielijn besproken. Indien deze worden samengebracht, dan wordt de energieverdeling bekomen. De extrusielijn bij Orac wordt gebruikt voor de productie van een breed gamma aan geschuimde profielen. Dit met telkens andere massadebieten en instelparameters. Om algemene besluiten te kunnen trekken uit de energieverdeling, werd de energieverdeling van verschillende profielen bepaald. De typenummers van de opgemeten profielen worden niet weergegeven omdat deze nummers weinig zeggend zijn. In de plaats daarvan worden de profielen uitgezet in functie van het theoretisch benodigd vermogen om het profiel te vormen in de matrijs.


Orac

77


Vanveerdeghem S.


2009-2010

900 800 700 600 228

208

500

196

158

400

146

122

300 200

440

404

394

379

353

332

2,69

2,86

3,16

3,84

4,60

100 0 2,19

theoretisch benodigd vermogen van de opgemeten profielen [kW] extruder

vacuüm

trekeenheid

waterpomp

elek vr koeling

Figuur 38 : energieverdeling bij Axxent-profielen

De extruder neemt duidelijk het grootste deel van het verbruik voor zijn rekening. De tweede grootste verbruiker is de vacuümvoorziening. Dit resulteert terug in de vraag naar het nut van vacuümafzuiging. De derde grootste verbruiker is het elektrisch verbruik van de koelgroep. De andere aggregaten zoals de trekeenheid en de waterpomp nemen slechts een miniem aandeel van het totale verbruik in.

Door de inverse te nemen van de totale verhouding ten opzichte van het theoretisch benodigd vermogen, wordt het totale rendement van de extrusielijn gevonden. In dit rendement zit ook het verbruik van de koelgroep inbegrepen. Het rendement van de extrusielijn zonder koelgroep en het rendement van de extruder zijn ook opgenomen in Figuur 39. Deze rendementen worden opnieuw uitgedrukt in functie van het theoretisch benodigd vermogen.


Orac

78

Vanveerdeghem S.


2009-2010

35 30

rendement [%]

25 20 rend extruder 15

rend zonder koelgroep rend met koelgroep

10 5 0 0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

theoretisch benodigd vermogen [kW]

Figuur 39 : rendementen van de extrusielijn bij Orac


Orac

79

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.7. Simulaties met behulp van Virtual Extrusion Laboratory 4.7.1. Doel van de simulaties Door het uitvoeren van simulaties kan er verklaard worden waarom er in de praktijk teveel shear heating optreedt dan er nodig is om het materiaal op te smelten. Dit blijkt uit de regelwaardes van de verwarmingsbanden. Deze wijzen op een te hoge temperatuur en sturen dan de ventilatoren aan. Onder elke verwarmingsband zit er een ventilator die de zone afkoelt door warme lucht weg te blazen.

4.7.2. Input in VEL Vooraleer de simulatie kan uitgevoerd worden, moeten de materiaalparameters in VEL ingegeven worden. Er werd gekozen voor het standaard polystyreen uit de materiaaldatabase van het programma. Hiervan werden de thermische eigenschappen aangepast volgens de waardes die in hoofdstuk 4.3 besproken werden. De geometrie van de enkelschroefextruder moet ook ingegeven worden. Hiervoor werd er gebruik gemaakt van de beschikbare datasheet. Hierop zijn echter weinig details vermeld, waardoor de schroef uit het model kan afwijken van de realiteit. De extruder is opgebouwd volgens een PVC-extruder. Als schroef werd er ook gekozen voor een algemene PVC-schroef, met name een barrièreschroef. De schroef heeft een diameter van 80mm en een lengte van 25D of met andere woorden 2000mm. Op Figuur 40 worden de instelparameters van de barrièreschroef weergegeven.


Orac

80

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Figuur 40 : instelparameters barrièreschroef Orac


Orac

81

Vanveerdeghem S.


2009-2010

De gegevens van de cilinder moeten ook ingegeven worden. Hiervoor werden de lengtes van de temperatuurszones opgemeten. De insteltemperaturen werden uit de productiefiches gehaald.

Figuur 41 : instelparameters cilinder Orac


Orac

82

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Nadat de extruder gedefinieerd is, kan er worden overgegaan naar de instellingen van de simulatie. Met name het toerental en de insteltemperaturen. Er werd gekozen voor de extrusie van een courant profiel, namelijk CX100. In Tabel 18 zijn de voornaamste parameters weergegeven: Tabel 18 : instelparameters VEL-simulatie Orac

Instelparameter

Waarde

Eenheid

Schroeftoerental Temperatuur zone 1 Temperatuur zone 2 Temperatuur zone 3 Temperatuur zone 4 Temperatuur zone 5 Druk voor de matrijs

21,3 152 155 158 160 165 6,3

tr/min °C °C °C °C °C MPa

4.7.1. Resultaten van de simulatie

Figuur 42 : resultaat VEL-simulatie Orac


Orac

83

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Volgens de simulatie wordt er een massadebiet van 67,7 kg/h bekomen. In de realiteit is dit 64,5 kg/h. Aangezien deze massadebieten weinig afwijken van elkaar, blijkt dit al een eerste indicatie voor een geslaagde simulatie. Tabel 19 : vergelijking van simulatie met meting

Massadebiet meting [kg/h]

Massadebiet simulatie [kg/h]

Procentuele afwijking [%]

64,5

67,7

5

Er moet echter ook gekeken worden naar het opsmelttraject. Dit wordt weergegeven aan de hand van de “solid bed ratio”. Dit is de volumeverhouding aan vaste deeltjes. Dit wordt weergegeven in de onderstaande grafiek in functie van de langsrichting van de schroef. De andere curve geeft de druk weer in de kunststof. Indien dit geen vloeiend verloop vertoont, dan wijst dit meestal op een foutieve instelling van het simulatiemodel.

Figuur 43 : grafiek VEL-simulatie Orac


Orac

84

Vanveerdeghem S.


2009-2010

De lichtgrijze verticale lijnen duiden de overgangen van de schroef aan. Er is te zien dat de kunststof tijdens het verlopen van de barrièreschroef begint op te smelten. Voor het einde van de barrièreschroef is al de kunststof opgesmolten. Dit smelttraject is een verloop dat als correct mag beschouwd worden.

Resultaten van de vermogens

Figuur 44 : vermogensresultaat VEL-simulatie Orac

De “energy for material heating” is de energie die effectief door de kunststof wordt opgenomen. Dit is dus gelijk aan het theoretisch opsmeltvermogen om de kunststof op te smelten tot op de temperatuur waarbij de kunststof de extruder verlaat. Hier bedraagt deze temperatuur 177°C. Het mechanische vermogen dat de schroef levert, bedraagt 7,40kW. Dit kan hierboven afgelezen worden ofwel omgerekend worden vanuit het koppel en het toerental: [ ]=

[

]∗

∗ ∗


Orac

85

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Indien deze twee vermogens vergeleken worden, dan blijkt dat slechts 54% van het mechanische vermogen effectief in opsmeltenergie wordt omgezet. De rest van het vermogen gaat verloren aan de omgeving via de cilinder.

Verklaring van het grote verschil tussen mechanisch en nuttig vermogen Om aan een bepaald debiet te komen, wordt de schroef op een bepaald toerental aangedreven. Aangezien de cilinder stilstaat zal er een snelheidsgradiënt, ookwel shear rate genoemd, ontstaan in de doorsnede van het kanaal. Hierdoor zal er wrijving ontstaan in de kunststof, waardoor de kunststof zal opwarmen. Er ontstaat met andere woorden shear heating. Door de grote snelheid van de extruder en de relatief hoge viscositeit van de kunststof, treedt hier vrij veel shear heating op. Er treedt zelfs meer shear heating op dan de kunststof kan opnemen door op te warmen. Dit teveel aan energie zal worden afgegeven aan de cilinder en vervolgens aan de omgeving.

Vergelijking met de werkelijkheid Uit metingen blijkt dat het mechanisch toegevoegd vermogen groter is dan het nuttig opsmeltvermogen. Dit blijkt ongeveer 75% meer te zijn dan het theoretisch benodigd vermogen. Uit de simulatie blijkt dit 85% meer te zijn. Dit kan verklaard worden door de volgende redenen: 



Het theoretisch benodigd vermogen is berekend op de uitgangstemperatuur van de schroef. In de simulatie is de temperatuur van de smelt veel hoger opgelopen dan in de werkelijkheid. In de werkelijkheid wordt de temperatuur in de matrijs opgemeten, deze bedraagt 151°C. De temperatuur op het einde van de extruder zal waarschijnlijk niet meer dan 160°C bedragen. In de simulatie wordt er echter 176°C bekomen. De viscositeit van het mengsel is onbekend. Tijdens de simulatie werd er gebruik gemaakt van de standaard viscositeitscurven die in de materiaaldatabase zitten. Naast polystyreen wordt er ook schuimmiddel toegevoegd aan het mengsel. Deze stof zal de viscositeit gevoelig doen dalen. Exacte getalwaarden kunnen hier echter niet voor worden gegeven. Door een daling van de viscositeit zal er minder shear heating optreden waardoor de eindtemperatuur ook lager zal worden.


Orac

86

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.8. Koelsimulaties met behulp van NX6.0 4.8.1. Doel van de simulaties Na het extruderen dient het profiel afgekoeld te worden tot onder zijn maximale ontvormingstemperatuur. Hiervoor doorloopt het profiel de koelinstallatie. Om een beter inzicht te verkrijgen in het koelingstraject van het profiel werd er een koelsimulatie uitgevoerd met behulp van de eindige elementen software NX6.0.

4.8.2. Materiaal in NX6.0 Voor de simulatie werd er gebruik gemaakt van een doorsnedetekening van het profiel CX100.

Figuur 45 : doorsnede CX100

Binnen het programma moet het materiaal gedefinieerd worden. Voor de simulatie is er enkel nood aan de soortelijke warmte cp, de dichtheid  en de warmtegeleidingscoëfficiënt λ.

Bepaling van de soortelijke warmte cp Deze waarde werd in voorgaande hoofdstukken reeds bepaald. De waarde bedraagt 1550 J/kg.K.

Bepaling van de dichtheid  De dichtheid kan bepaald worden door het volume per lopende meter te delen door de massa per lopende meter. Voor het profiel CX100 werd er een dichtheid van 318,6 kg/m³ gevonden. De dichtheid van de verschillende Axxent-profielen variëert tussen 300 en 350 kg/m³.


Orac

87

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Bepaling van de warmtegeleidingscoëfficiënt λ In tegenstelling tot de soortelijke warmte cp is de warmtegeleidingscoëfficiënt λ sterk afhankelijk van de dichtheid. Lage dichtheden veroorzaken bij schuimen heel lage warmtegeleidingscoëfficiënten. Omwille van deze eigenschap worden schuimen massaal gebruikt als isolatiemateriaal.

De warmtegeleidingscoëffciënt λ van een schuim wordt beschouwd als de som van vier verschillende onderdelen: -

De geleiding door het vast materiaal De geleiding door het ingesloten gas Convectie binnenin de cellen Straling door de celwanden

De geleiding door het vast materiaal wordt bepaald door de warmtegeleidingscoëfficiënt bij normale dichtheid vermenigvuldigd met de volumefractie binnen het schuim. De geleiding door het ingesloten gas wordt analoog bepaald. De convectie binnenin de cellen wordt hier buiten beschouwing gelaten door de kleine afmetingen van de cellen. De straling wordt om dezelfde reden buiten beschouwing gelaten.

Door de laatste twee onderdelen van de warmtegeleidingscoëfficiënt buiten beschouwing te laten, kan de warmtegeleidingscoëfficiënt met behulp van één formule bepaald worden. ∗

=

∗

+

∗

∗

=

∗

∗

= 0,06

+

∗ 1−

= 0,16 ∗

318,6 318,6 + 0,016 ∗ 1 − 1040 1040

.

De warmtegeleidingscoëfficiënt van een schuim is sterk afhankelijk van de temperatuur. Dit komt door het feit dat de warmtegeleidingscoëfficiënt van kunststoffen en gassen sterk toeneemt in functie van de temperatuur. Deze afhankelijkheid kan enkel bepaald worden door λ van polystyreen en CO2 op te meten in functie van de temperatuur. Hiervoor is er echter nood aan geavanceerde meettoestellen.


Orac

88

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Om toch een idee van deze afhanklijkheid te krijgen, wordt er gekeken naar de temperatuursafhankelijkheid bij schuimen met een dichtheid van 50 kg/m³.

Figuur 46 : warmtegeleidingscoëfficiënt in functie van de temperatuur

In het simulatieprogramma wordt er gewerkt met een vaste waarde voor de warmtegeleidingscoëfficiënt. Daarom wordt er gekozen voor een gemiddelde waarde over het gehele temperatuursgebied van de koelinstallatie. De bekomen ∗ wordt daarom met 150% verhoogd. Op deze manier wordt er een curve gevonden voor de warmtegeleidingscoëfficiënt in functie van de dichtheid van het profiel zoals op Figuur 47.


Orac

89

Vanveerdeghem S.


2009-2010

warmtegeleidingscoëfficiënt [W/m.K]

0,13 0,12 0,11 0,1 lambda

0,09 0,08

rekening houdend met hogere temperatuur

0,07 0,06 0,05 0,04 150

250

350

450

dichtheid [kg/m³] Figuur 47 : warmtegeleidingscoëfficiënt ifv dichtheid

In deze toepassing zorgt de heel lage warmtegeleidingscoëfficiënt echter voor grote beperkingen qua koelvermogen. Als er een perfecte warmteovergang beschouwd wordt, dan kan de minimum koeltijd bepaald worden aan de hand van de volgende formules. =

1

∗

∗ ln

8

∗

− −

Met:     

= constante oppervlaktetemperatuur van het profiel = 15°C = begintemperatuur = 150°C = gemiddelde temperatuur van het profiel na de koelinstallatie = 30°C = koeltijd = dikte van het profiel = 11mm



= thermische diffusiviteit =

∗ ∗∗

=

, , ∗

= 182 ∗ 10

²/

Op deze manier wordt er een minimum koeltijd van 134 seconden bekomen. Aan een extrusiesnelheid van 3 m/min, komt dit neer op een minimum koelinstallatie van 6,7 meter. In werkelijkheid is er echter geen perfecte warmteoverdracht en ligt de lengte van de koelinstallatie vast. Toch kan de invloed van de profielgebonden parameters op de extrusiesnelheid gevonden worden.


Orac

90

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Er is geweten dat ∗ daalt in functie van de dichtheid ∗ . Als er naar de thermische diffusiviteit wordt gekeken, dan blijkt dat deze daalt in functie van de dichtheid. Indien daalt, dan stijgt de minimum koeltijd . Indien de lengte van de koelinstallatie vastligt, dan zal de extusiesnelheid afnemen. Zoals blijkt uit de formule voor de koeltijd, heeft de dikte van het profiel een kwadratisch verband op deze koeltijd. De extrusiesnelheid zal dus zeer snel afnemen bij stijgende dikte van het profiel.

4.8.3. Het model in NX6.0 Naast het materiaal, dienen de convectiecoëfficiënten van de verschillende onderdelen van de koelinstallatie gedefinieerd te worden. Uit de lengte van de verschillende onderdelen wordt de tijdsduur van elke simulatie gevonden. Hiervoor dient de lengte gedeeld te worden door de treksnelheid van het profiel. Bij het profiel CX100 is dit 3m/min. Tabel 20 : instelparameters koelmodel Orac

Parameter

Eenheid

Kaliber

Koelbak 1

Koelbak 2, 3 en 4

Luchtlaag tot aan de trektafel

Convectiecoëfficiënt

W/m².K

400

150

100

10

Totale lengte

m

0,2

2

6

3

4.8.4. Resultaten van de simulatie Uit de simulatie wordt het koeltraject van het profiel gevonden. Hiermee wordt de maximum temperatuur van het profiel gevonden samen met de gemiddelde temperatuur van het profiel. Deze twee temperaturen zijn het criterium om het profiel te mogen trekken en afzagen. Als bovengrens wordt er algemeen gesteld dat de gemiddelde profieltemperatuur niet boven de 40°C mag liggen. Het monitoren van de maximumtemperatuur heeft tot doel om de profielen met een vrij hoge, maar aanvaardbare gemiddelde temperatuur toch te kunnen afkeuren. Dit komt voor bij profielen met een onregelmatige vorm waarbij een aantal dikke zones voorkomen.


Orac

91

Vanveerdeghem S.


2009-2010

In Figuur 49 wordt de temperatuur van de twee punten uit Figuur 48, samen met de gemiddelde temperatuur van het profiel weergegeven.

Figuur 48 : beschouwde punten voor koelsimulatie Orac

Het punt dat de kern voorstelt, is het punt waar steeds de maximale temperatuur tijdens het koeltraject optreedt. Het punt dat de wand voorstelt, is een punt aan de holle zijde van het profiel. Dit punt kan in de praktijk opgemeten worden met behulp van een IR-meettoestel.

160

temperatuur van de kunststof [°C]

140 120 100

wand kern

80

gemiddeld 60

einde kaliber einde 1e koelbak

40

einde koelbakken

20 0 0

2

4

6

8

10

12

afstand vanaf de uitgang van de matrijs [m] Figuur 49 : grafiek koeltraject Orac


Orac

92

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Om een beter inzicht te verkrijgen in het koeltraject van het volledige profiel, wordt het koeltraject in Tabel 21 verduidelijkt met temperatuurbeelden en getalwaarden. Om een duidelijk beeld te krijgen van het koeltraject worden de temperatuurbeelden met een vaste schaal weergegeven. De kleurschaal loopt van 15°C tot 150°C zoals op Figuur 50.

Figuur 50 : kleurschaal in °C koelsimulatie Orac


Orac

93

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Tabel 21 : verduidelijking koeltraject Orac

Gemiddelde temperatuur [°C]

Maximum temperatuur [°C]

Minimum temperatuur [°C]

Na kaliber

129,6

150,0

22,9

Na koelbak 1

81,9

125,7

17,0

Na koelbak 2

58,5

92,3

16,2

Na koelbak 3

43,4

69,2

15,6

Na koelbak 4

34,1

53,8

15,3

Na trektafel

31,9

41,6

19,9

Locatie

Temperatuurbeeld


Orac

94

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Uit Tabel 21 blijkt dat de rand van het profiel sterk afkoelt in het kaliber. Hierdoor zal er zich een gestolde rand vormen. De temperatuur van de kern bevindt zich nog steeds op de temperatuur waarop de kunststof de matrijs verlaat. Bij het verlaten van de eerste koelbak bedraagt de gemiddelde temperatuur van het profiel slechtst 82°C. De maximum temperatuur van de kern is nog steeds hoog, namelijk 126°C. Na het verlaten van de laatste koelbak is er nog steeds een groot temperatuursverschil tussen de wand en de kern. Door het profiel nog drie meter door de lucht te laten lopen, kan de warmte van de kern zich over het profiel verspreiden. Op deze manier worden er slechts beperkte temperatuursverschillen bekomen in de doorsnede van het profiel.

4.8.5. Invloed van de warmtegeleidingscoëfficiënt λ* op het koeltraject Zoals blijkt uit de bepaling voor λ* wordt de temperatuursafhankelijkheid geschat. Om de invloed van λ* op de koelsimulatie van het profiel CX100 te onderzoeken, werden er simulaties uitgevoerd met λ* van 0,075 tot 0,115 W/m.K. Hierbij werd de dichtheid van het profiel niet gewijzigd. Volgens theoretische bepalingen zal de mimimale koeltijd afnemen indien λ* toeneemt. Als deze koeltijd echter vastligt, dan zal de eindtemperatuur van het profiel dalen. Bij een grotere λ* wordt er dus beter en sneller gekoeld.

gemiddelde profieltemperatuur [°C]

Op Figuur 51 wordt de gemiddelde profieltemperatuur voor de trektafel weergegeven in functie van de warmtegeleidingscoëfficiënt.

38 36 34 32 30 28 26 24 0,07

0,08

0,09

0,1

0,11

0,12

warmtegeleidingscoëfficiënt [W/m.K] Figuur 51 : invloed van de warmtegeleidingscoëfficiënt op het koeltraject


Orac

95

Vanveerdeghem S.


2009-2010

4.9. Conclusies Analyse van de energieverdeling Uit de metingen is gebleken dat de grootste invloed op de energieverdeling ook hier het massadebiet is. Hierdoor wijzigt het aandeel van de verbruiken die onafhankelijk zijn van het massadebiet. Hieronder valt onder andere de sturing, de vacuümpompen en de waterpompen. Andere onderdelen die beperkt afhankelijk zijn van het massadebiet zijn de doseringsinstallatie, de trektafel en het snijgereedschap. Indien het massadebiet hoger is, zal de trektafel sneller moeten trekken en zullen er meer profielen moeten afgezaagd worden. Het verbruik van de trektafel is niet lineair evenredig met de treksnelheid. Indien er naar de energieverdeling van de extrusielijn zelf gekeken wordt, dan wordt er geen rekening gehouden met het elektrische verbruik van de koelgroep. Dit verbruik kan vervolgens in een Sankey-diagramma voorsteld worden.

Figuur 52 : Sankey-diagramma bij Orac

De extruder blijkt gemiddeld 65% van het energieverbruik op te nemen. De vacuümpompen nemen maar liefst 29% van het energieverbruik op en het overige deel wordt opgenomen door de aggregaten zoals de waterpompen, de doseringsinstallatie, de trektafel en het snijgereedschap. Volgens het VKC wordt er algemeen gesteld dat het energieverbruik voor een standaard extrusielijn in productieregime verdeeld is volgens 60/30/10. Bij de extrusielijn bedraagt de verdeling 65/29/6. Deze algemene stelling blijkt weinig af te wijken van de verdeling bij Orac.


Orac

96

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Mogelijke besparingen op het verbruik van de extruder Zoals uit de voorstudie blijkt, heeft de aard van de kunststof een grote invloed op de energieverdeling. Bij Orac wordt er polystyreen verwerkt. Uit de metingen blijkt deze kunststof voor veel shear heating te zorgen. Dit veroorzaakt zelfs meer energie dan de kunststof kan opnemen. Het verminderen van deze shear heating is een heel moeilijke opdracht. De voornaamste oorzaak ligt in de schroefgeometrie. Door het optimaliseren van de schroefgeometrie voor een bepaald proces, kan er een rustiger opsmeltgedrag ontstaan waardoor er minder shear heating optreedt. Het vinden van een optimale schroef voor de verwerking van polystyreen bij de gebruikte instelparameters en uiteenlopende massadebieten is niet eenvoudig. Er zijn reeds veel studies uitgevoerd en veel boeken geschreven over schroefgeometrie en ontwerp, maar een handleiding voor een perfecte schroefgeometrie bestaat er echter niet. Er zijn teveel factoren die hierin meespelen. Door de verscheidenheid van productie werd er bij Orac gekozen voor een universele schroef. Indien het toch mogelijk is om de shear heating te beperken, dan zal dit resulteren in minder mechanisch schroefvermogen en dus een lager verbruik van de DC-motor. Het zal tevens niet meer nodig zijn om de cilinderwand op temperatuur te houden met behulp van ventilatoren. Hierdoor daalt de afgestraalde warmte van de extruder. Dit zorgt ervoor dat de temperatuur in de productiehal minder hoog oploopt. In de buurt van de extruder loopt de temperatuur snel op tot 30°C.

Mogelijke besparingen op het verbruik van de vacuümpompen Zoals blijkt uit de metingen nemen de vacuümpompen maar liefst een vierde van het verbruik op zich. Als de vacuüminstallatie bekeken wordt, dan blijkt dat niet al de vacuümafzuiging nuttig gebruikt wordt. In de meeste gevallen brengt het aanleggen van vacuüm in de laatste twee koelbakken weinig verbeteringen in koelvermogen teweeg. Voor sommige profielen is het vacuüm echter noodzakelijk. Hierdoor kan niet zomaar 1 van de 2 vacuümpompen verwijderd worden. Het bypassen van de vacuümpomp kan een oplossing bieden, maar de afvoer blijkt niet altijd groot genoeg te zijn voor een voldoende natuurlijke afvoer. Het wegnemen van een vacuümpomp heeft nog een bijkomend voordeel. Zoals blijkt uit hoofdstuk 4.6.1 wordt maar liefst 2 3 van het elektrisch vermogen van de vacuümpompen integraal in het koelwater gestopt onder de vorm van warmte. Door een vacuümpomp te


Orac

97

Vanveerdeghem S.


2009-2010

elimineren moet de koelgroep minder koelen, waardoor het verbruik van de koelgroep daalt en er meer koelcapaciteit vrijkomt.

Besluiten uit de koelsimulaties Uit de simulaties blijkt dat de thermische eigenschappen van het schuim doorslaggevend zijn voor de snelheid waarmee het profiel afkoelt. De voornaamste parameters zijn: -

De soortelijke warmte cp : deze ligt vast volgens de gebruikte kunststof De dichtheid * van het schuim : dit bepaald de hoeveelheid warmte die de kunststof bevat bij het binnenkomen van de koelinstallatie De warmtegeleidingscoëfficiënt λ* : deze bepaald de snelheid waarmee de warmte van de kern verdeeld wordt naar de wand. Deze waarde is tevens sterk afhankelijk van de dichtheid van het schuim


Orac

98

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Besluit De opdracht van deze masterproef bestond erin een energieverdeling te maken van de extrusielijn uit het labo van de Katholieke Hogeschool Brugge Oostende en van de extrusielijn bij Orac NV uit Oostende. Uit het onderzoek aan de KHBO en bij Orac blijkt dat er een aantal sterke invloeden zijn op het energieverbruik en de energieverdeling van een extrusielijn. De voornaamste invloeden zijn massadebiet, de aard van de kunststof en de schroefgeometrie. Het onderzoek aan de KHBO heeft geresulteerd in een voorspellingstool waarmee de energieverdeling berekend kan worden uit een beperkt aantal metingen. Om de theoretisch benodigde energie te bepalen, wordt er een DSC-meting uitgevoerd. Tijdens productieregime dient het massadebiet, het koppel, het schroeftoerental, de treksnelheid en de kunststoftemperatuur na de matrijs opgemeten te worden. Het onderzoek bij Orac bestond eerder uit het inventariseren en verklaren van de energiestromen in de extrusielijn. Hieruit blijkt dat de extruder gemiddeld 65% van het energieverbruik op zich neemt. De vacuümpompen nemen maar liefst 29% van het energieverbruik op zich en het overige deel wordt opgenomen door de aggregaten zoals de waterpompen, de doseringsinstallatie, de trektafel en het snijgereedschap. Tijdens de metingen bij Orac bleek er veel shear heating op te treden. Dit manipuleren is echter heel moeilijk. Er kan gekozen worden voor een geoptimaliseerde schroef, maar deze zal niet op elk werkpunt even goed functioneren. De kost van een geoptimaliseerde schroef weegt ook niet op tegen de flexibiliteit en lage kost van de huidige universele schroeven. Deze grote hoeveelheid shear heating zorgt er wel voor dat het rendement van de extruder slechts 30% bedraagt. Er blijkt wel grote ruimte te bestaan voor energiebesparingen op het gebruik van vacuüm in de koelinstallatie. De grote capaciteit is niet voor elk profiel nodig. Door het bypassen en dus uitschakelen van één van de twee vacuümpompen kan er sterk bespaard worden op deze energieverslindende pompen. Een bijkomend voordeel is het ontbreken van het opwarmen van het koelwater tijdens het doorlopen van deze vacuümpompen. Het onderzoeken van energiestromen en energieverdelingen bij extrusielijnen zorgt voor een beter inzicht in het proces. Het creëert een nieuw kader waarbinnen er progressief kan gezocht worden naar energiebesparingen.


Orac

99

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Bibliografie Boeken Geysen, W. & Vandeput, A. (1986). Elektrische machines deel 2 : Gelijkstroommachines. Leuven: Acco. InfoMil. (1996). Informatieblad “Kunststofverwerkende industrie (Spuitgieten en extrusie)”. Leiden: Drukkerij Groen. Gibson, L. & Ashby, M. (1997). Cellular solids: Structure and properties – Second edition. Cambridge: Cambridge university press. Rauwendaal, C. (2001). Polymer Extrusion. Munich: Hanser. van der Vegt, A.K. & Govaert, L.E. (2005). Polymeren: van keten tot kunststof. Delft: VSSD. Jacobs, A., Hooyberhs, E., Meynaerts, E. & Vrancken, K. (2006). Beste Beschikbare Technieken (BBT) voor kunststofverwerking. Mol: Vito.

Cursussen Desplentere, F. (2008). Reologie. Onuitgegeven cursus. Oostende: KHBO.

Eindwerken De Zutter, K. (2010). Analyse en optimalisatie van het koelsysteem bij extrusie. Onuitgegeven eindwerk professionele bachelor elektromechanica. Oostende: Katholieke Hogeschool Brugge Oostende.

Tijdschriften Verfaille, M. (2007, december). DSC analyse, oplossing voor uw probleem!. Vlaams Kunststofcentrum magazine, winter 2007, 22-23.


Orac

100

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Website’s http://www.oracdecor.com http://www.wikipedia.org http://www.ejpau.media.pl http://www.sciencedirect.com


Orac

101

Vanveerdeghem S.


2009-2010

Bijlagen 1.

DSC-meting van zuiver HDPE

2.

DSC-meting van regrind HDPE

3.

DSC-meting van geregranuleerd HDPE

4.

DSC-metingen van zuiver PP

5.

Broncode van het model in MatLab


Orac

102

Vanveerdeghem S.


2009-2010

1. DSC-meting van zuiver HDPE


Orac

Sample: HDPEvirgin Size: 2.1000 mg Method: HDPE 10C/min

File: D:...\DSC 2 april\HDPEVIRGIN.001 Operator: Bart Run Date: 02Apr2010 13:41 Instrument: DSC Q200 V24.4 Build 116

DSC

6 119.32°C

Afkoelen

121.92°C 195.2J/g

4

Heat Flow (W/g)

2

0

2

4

smelten run 2 122.81°C 201.7J/g

smelten run 1 123.23°C 178.4J/g

130.12°C

132.28°C

6 20 Exo Up

40

60

80

100

120

Temperature (°C)

140

160

180

200

Universal V4.7A TA Instruments

Vanveerdeghem S.


2009-2010

2. DSC-meting van regrind HDPE


Orac

Sample: HDPEregrind Size: 2.9000 mg Method: HDPE 10C/min

File: D:...\DSC 2 april\HDPEREGRIND.001 Operator: Bart Run Date: 02Apr2010 14:47 Instrument: DSC Q200 V24.4 Build 116

DSC

6 119.68°C

Afkoelen 122.59°C 210.5J/g

4

Heat Flow (W/g)

2

0

2

Smelten run 2 123.20°C 233.5J/g

4 Smelten run 1 124.42°C 131.42°C 205.1J/g

132.39°C

6 20 Exo Up

40

60

80

100

120

Temperature (°C)

140

160

180

200


Vanveerdeghem S.


2009-2010

3. DSC-meting van geregranuleerd HDPE


Orac

Sample: HDPE regranulaat Size: 2.7000 mg Method: HDPE 10C/min

File: D:...\DSC 2 april\HDPEREGRANULAAT.001 Operator: Bart Run Date: 03May2010 12:17 Instrument: DSC Q200 V24.4 Build 116

DSC

6

4

Heat Flow (W/g)

2

124.11°C 160.1J/g

0

2

4

129.24°C

6 20 Exo Up

40

60

80

100

120

Temperature (°C)

140

160

180

200


Vanveerdeghem S.


2009-2010

4. DSC-metingen van zuiver PP


Orac

Sample: PP Moplen HP 420M Size: 2.7000 mg Method: PP 10C/min

File: C:...\Stijn_Vanveerdeghem\PP.001 Operator: Bart Run Date: 04May2010 10:45 Instrument: DSC Q200 V24.4 Build 116

DSC

6

111.97°C

Heat of fusion

4

Heat Flow (W/g)

115.68°C 116.6J/g

2

0

2

smeltenthalpie run 2

smeltenthalpie run 1 155.54°C 92.25J/g

155.45°C 101.3J/g

165.75°C

161.19°C

4 0 Exo Up

50

100

150

Temperature (°C)

200

250 Universal V4.7A TA Instruments

Sample: PP Moplen HP 420M Size: 3.4000 mg Method: PP 10C/min

File: C:...\Stijn_Vanveerdeghem\PP.002 Operator: Bart Run Date: 04May2010 13:09 Instrument: DSC Q200 V24.4 Build 116

DSC

4 Heat of fusion

112.17°C

115.69°C 106.4J/g

Heat Flow (W/g)

2

0

2



165.07°C

160.86°C

4 0 Exo Up

50

100

150

Temperature (°C)

200

250 Universal V4.7A TA Instruments

Vanveerdeghem S.


2009-2010

5. Broncode van het model in MatLab


Orac

D:\extruder.m echo off clc clear %invoer gegevens Tomgeving zone2T zone3T zone4T zone5T zone6T zone7T zone8T Q0_1=(zone2T35) Q2oud Q2nieuw Q3oud Q3nieuw Q4oud Q4nieuw Q5oud Q5nieuw Q6oud Q6nieuw Q7oud Q7nieuw Q8oud Q8nieuw dikte dikterichting beschouwd breedte=pi lengte oudetemp=zeros(1,205) nieuwetemp=zeros(1,205) oudeQ=zeros(1,205) nieuweQ=zeros(1,205) lambda dichtheid alfa alfa6 alfa6t7 alfa7 alfa8 alfa8eind cp begintemperatuur oudetemp(1,1:205)=begintemperatuur tottempval tijdstap teller while ((tottempval > 0.005)||(teller<10)) teller=teller convectievermogen=alfa*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(2)oudetemp(1)) totalevermogen=convectievermogen+Q0_1+Q2oud/30+Qrechts

1 of 4

D:\extruder.m oudeQ(1)=Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(1)=oudetemp(1)+deltaT for i=(2:30) convectievermogen=alfa*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q2oud/30+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(31:60) convectievermogen=alfa*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q3oud/30+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(61:90) convectievermogen=alfa*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q4oud/30+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(91:120) convectievermogen=alfa*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q5oud/30+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(121:150) convectievermogen=alfa6*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q6oud/30+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(151:162) convectievermogen=alfa6t7*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT

2 of 4

D:\extruder.m end for i=(163:187) convectievermogen=alfa7*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q7oud/25+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end for i=(188:204) convectievermogen=alfa8*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(i)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) Qrechts=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i+1)oudetemp(i)) oudeQ(i)=Qrechts totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q8oud/18+Qrechts deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(i)=oudetemp(i)+deltaT end convectievermogen=alfa8eind*breedte*lengte*(Tomgevingoudetemp(205)) Qlinks=breedte*dikte*lambda/lengte*(oudetemp(i)oudetemp(i1)) totalevermogen=convectievermogenQlinks+Q8oud deltaT=totalevermogen*tijdstap/(dichtheid*cp*breedte*dikte*lengte) nieuwetemp(205)=oudetemp(205)+deltaT if (oudetemp(15)zone2T) Q2nieuw=Q2oud end if (oudetemp(45)zone3T) Q3nieuw=Q3oud end if (oudetemp(75)zone4T) Q4nieuw=Q4oud end if (oudetemp(105)zone5T) Q5nieuw=Q5oud end if (oudetemp(135)zone6T) Q6nieuw=Q6oud end if (oudetemp(175)
3 of 4

D:\extruder.m Q7nieuw=Q7oud end if (oudetemp(175)>zone7T) Q7nieuw=Q7oud end if (oudetemp(196)zone8T) Q8nieuw=Q8oud end %berekening van de tottempval ten opzichte van de instelling tempval2=abs(nieuwetemp(15)zone2T) tempval3=abs(nieuwetemp(45)zone3T) tempval4=abs(nieuwetemp(75)zone4T) tempval5=abs(nieuwetemp(105)zone5T) tempval6=abs(nieuwetemp(135)zone6T) tempval7=abs(nieuwetemp(175)zone7T) tempval8=abs(nieuwetemp(196)zone8T) tottempval=tempval2+tempval3+tempval4+tempval5+tempval6+tempval7+tempval8 Q6oud oudetemp=nieuwetemp Q2oud=Q2nieuw Q3oud=Q3nieuw Q4oud=Q4nieuw Q5oud=Q5nieuw Q6oud=Q6nieuw Q7oud=Q7nieuw Q8oud=Q8nieuw end

4 of 4

Onderzoek naar de energieverdeling bij extrusie van geschuimde profielen

Recommend Documents