李曉旭，張成旭，花軍，陳光偉

(1. 國家林業(yè)和草原局北京林業(yè)機械研究所，北京 100029； 2. 東方電氣(天津)風電葉片工程有限公司，天津 300480； 3. 東北林業(yè)大學，哈爾濱 150040)

磨片是熱磨機磨室中的關鍵部件，在研磨纖維的過程中，磨片結構對纖維解離質(zhì)量及能耗有較大影響，因此開展磨片結構的研究對于提質(zhì)降耗、延長磨片的使用壽命，具有重要的現(xiàn)實意義。國內(nèi)外一些學者近年來圍繞熱磨機磨片結構、纖維解離質(zhì)量及制備成本、熱磨能耗等展開了較為深入的理論研究。

劉歡等[1]利用對比實驗分析的方法探究了磨齒傾角對磨漿特性的影響，結果表明，磨齒傾角變化會造成打漿度、細纖維化率、抗張及撕裂性能的變化。張成旭等[2]研究了纖維目數(shù)區(qū)間、密度及施膠量變化對纖維板力學性能及成本的影響，試驗結果表明，粒徑0.147～0.420 mm(40～100目)纖維板性能較佳且可獲得較大的收益。徐登偉等[3]利用磨片齒形設計理論，設計了用于解離草木復合纖維的小型尺寸磨片，結果表明，該磨片使用性能較佳，可達到預期解離效果。Kral 等[4]探究了不同齒形結構磨片纖維制備質(zhì)量及壽命的差異，結果表明，采用螺旋磨齒結構的磨片時，纖維質(zhì)量較佳且磨片壽命較長。吳江等[5]利用磨損機理研究了磨片在使用過程中的磨損情況，并分析了磨片材料、鑄造方法及齒形結構對其使用性能的影響，結果表明，非正常磨損將嚴重影響磨片使用壽命；改善磨片材料、鑄造方法及齒形結構有利于提高磨片的使用性能及壽命。蔣思蒙等[6]對傳統(tǒng)磨片進行研究后，改進設計了新型弧形齒磨片，生產(chǎn)應用表明新型磨片可提高磨漿質(zhì)量及效率，降低能耗。Kim 等[7]研究了熱磨法和化學法聯(lián)合預處理對纖維質(zhì)量的影響，結果表明，利用該方法可提高纖維質(zhì)量。姜俊聲等[8]利用流體力學理論分析了纖維在磨片齒槽中的流態(tài)及纖維運動的能量損失，在此基礎上建立了具有新型齒槽的磨片結構，通過實驗方法，驗證了齒槽結構改進設計的合理性。Corbett 等[9]研究了熱磨過程對纖維質(zhì)量及酶消化率的影響，結果表明，熱磨過程中的纖化和分層效應是影響纖維質(zhì)量及酶消化率的主要因素。

目前有關磨片結構與纖維解離質(zhì)量及能耗之間關系的研究正處于不斷深入階段，但基于傳熱學理論對上述關系展開的研究則相對較少。為此，本研究以此為切入點，利用傳熱學理論和建模分析的方法，探究磨片結構變化前后工作過程中的熱穩(wěn)定性變化情況及其對纖維解離質(zhì)量及能耗的影響，為改進磨片結構、優(yōu)化生產(chǎn)流程提供理論基礎。本研究目前尚處于理論分析驗證的階段，進行試驗及生產(chǎn)性試驗驗證將是未來的一個重要研究內(nèi)容。

1 現(xiàn)有磨片結構分析

1.1 磨片主要結構參數(shù)分析

磨片主要結構參數(shù)包括磨齒的齒寬、齒高及齒傾角，周向齒的齒寬及齒高、齒槽寬等(圖1)。磨齒起到切斷纖維的作用，在齒數(shù)固定時，齒寬的變化對槽寬產(chǎn)生影響，齒高對原料交換頻率產(chǎn)生影響，齒傾角對原料在磨片中的流速產(chǎn)生影響；周向齒可起到阻擋作用，齒寬及齒高的變化對阻擋效果產(chǎn)生影響；齒槽起到容納原料的作用，齒槽寬的變化對磨片中的原料積存量產(chǎn)生影響。在實際生產(chǎn)中，需要選用主要結構參數(shù)與生產(chǎn)條件相匹配、使用性能較佳的磨片。

1.2 磨片結構建模分析

1.2.1 磨片結構建模

以用于58英寸(1英寸=25.4 mm)BM系列熱磨機(主電機功率為5 600 kW)的58-5型磨片(共8片)為研究對象，其各區(qū)域的結構參數(shù)見表1。

表1 磨片齒形結構參數(shù)Table 1 Tooth profile parameters ofrefining disk

該磨片為圓環(huán)分區(qū)磨片，逆時針旋轉(zhuǎn)，由磨齒、周向齒、齒槽等主要結構組成。根據(jù)磨片各區(qū)域功能的差異，將其分為破碎區(qū)、粗磨區(qū)、精磨區(qū)，磨片結構如圖1所示。

圖1 磨片結構圖Fig. 1 Structural drawing of refining disk

1.2.2 磨片工作狀態(tài)分析

傳熱分為熱傳導、熱對流[10]兩種主要類型。在磨片工作的過程中，上述兩種傳熱類型均存在。傳熱過程的類型分為穩(wěn)態(tài)過程和非穩(wěn)態(tài)過程，磨片在穩(wěn)定的工況下工作，其傳熱過程為穩(wěn)態(tài)過程。

由傅里葉定律得知，穩(wěn)態(tài)傳熱過程的導熱微分方程如式(1)所示[11]。

(1)

由式(1)可知，磨片穩(wěn)態(tài)傳熱的過程中溫度t的變化情況與導熱的熱流密度和導熱系數(shù)相關。由生產(chǎn)經(jīng)驗得知，通常采用不銹鋼材料鑄造磨片，對于該材料而言，傳熱過程中導熱系數(shù)變化不明顯，基本可以忽略不計，因此溫度t的變化情況主要受導熱的熱流密度變化的影響。

磨片傳熱的過程中，對流換熱系數(shù)和流體(軟化后的原料)溫度為常量，由邊界條件的定義得知，該過程符合第三類邊界條件，可用公式(2)表示[11]。

(2)

式中：α為對流換熱系數(shù)，W/(m2·℃)；Δt為流體溫度與磨片表面溫度之差， ℃；αΔt為單位時間及面積的對流換熱膨脹量，W/m2。

由式(2)可知，通過單位時間及面積的對流換熱膨脹量的變化情況可得出溫度的變化情況，從而判斷出傳熱現(xiàn)象是否明顯。磨片工作過程中，流體溫度與磨片表面溫度之差較大，單位時間及面積的對流換熱膨脹量較大，溫度變化較大，傳熱現(xiàn)象較明顯。

根據(jù)公式(1)和(2)可對磨片工作過程中傳熱問題進行求解，求得磨片中任意微元立方體的溫度變化情況。根據(jù)磨片中任意微元立方體的溫度變化情況，可得出磨片傳熱過程中的溫度及對流換熱膨脹量的變化規(guī)律。

1.2.3 邊界條件設定

采用手持式測溫槍(型號：FLUKE 62MAX；測溫范圍：-30～500 ℃)對文中所述熱磨機磨室體進料側外表面進行多點測溫，測得進料口圓周位置溫度最低，平均溫度為123.6 ℃；距磨室體邊緣約7 cm處溫度最高，平均溫度為148.8 ℃。取兩者平均值132.6 ℃作為磨室體內(nèi)溫度，也即下文中磨片工作中熱力學建模分析的環(huán)境溫度。

軟化后的原料溫度為175 ℃[12]，查閱本領域相關文獻得知，纖維對流系數(shù)為0.01 W/(mm2× ℃)[11]。根據(jù)實際情況提出如下假設：磨片中不與原料直接接觸的區(qū)域，由于原料進入磨室體原因，實際溫度大于132.6 ℃；與原料直接接觸的區(qū)域，由于摩擦作用，實際溫度應大于175 ℃。查閱相關資料得知，摩擦作用帶來的溫升在12.60～49.20 ℃[13]。以此為參考得出，不與原料接觸區(qū)域，磨片溫度下限在145.20～181.80 ℃，上限在187.60～224.20 ℃，再綜合考慮磨片結構及原料與磨片之間的摩擦作用對實際工況的影響，通過傳熱學建模分析可知具體的上下限溫度。

1.2.4 磨片結構傳熱學建模分析

因磨片結構(共 8 片)具有相似性，取其中1片磨片進行傳熱學建模分析，包括溫度場、熱通量分析。對磨片結構進行網(wǎng)格劃分并進一步對其進行穩(wěn)態(tài)熱分析[14]，得到磨片溫度場、熱通量分布如圖2和圖3所示。

對圖2和圖3進行分析可得：

圖2 磨片結構溫度場分布圖Fig. 2 Temperature field distribution of refining disk structure

圖3 磨片結構熱通量分布圖Fig. 3 Heat flux distribution of refining disk structure

1)磨齒根部到頂部溫度逐漸升高，頂部所在平面與根部所在平面的溫差較大，這是由于原料逐漸從根部平面聚集到頂部平面；對于根部平面而言，從破碎區(qū)到精磨區(qū)的溫度逐漸升高，這是由于原料從破碎區(qū)流動到精磨區(qū)的過程中，齒槽空間逐漸減小，纖維積存量逐漸增加，導致熱膨脹量呈階梯狀增加，溫度逐漸升高。

2)從破碎區(qū)到粗磨區(qū)，磨齒根部所在平面的熱通量逐漸增加，說明磨片熱量變化量及熱變形量逐漸增加。其中破碎區(qū)和粗磨區(qū)熱通量相對較小，上述兩區(qū)域原料流通性較好，故摩擦產(chǎn)生的熱量變化及熱變形較小，沒有精磨區(qū)明顯。較根部平面而言，磨齒及周向齒熱通量較大，說明磨齒及周向齒區(qū)域的熱量變化及熱變形更明顯。從磨齒及周向齒根部到頂部，熱通量逐漸增大，原料的密集程度逐漸增加，導致熱量變化逐漸增加。

3)木片、纖維與磨片之間有摩擦作用，在此過程中摩擦生熱，也會引起磨片的受熱膨脹，使磨片產(chǎn)生形變，由于破碎區(qū)和粗磨區(qū)、粗磨區(qū)和精磨區(qū)磨齒交界處直接相連，木片與纖維經(jīng)過交界處流通不暢，摩擦作用會更強，上述兩個邊界區(qū)域會有較明顯的局部熱量集中現(xiàn)象，會使磨片產(chǎn)生局部形變量，不利于木片、纖維的流通。由于磨片實際工況較復雜，目前還無法得知準確的摩擦熱值、局部形變量。

根據(jù)實際工況提出假設條件，假設熱量集中在磨齒表面，通過計算得到磨齒表面熱通量平均值為0.020 374 W/mm2，則產(chǎn)生的總熱量為37.355 MJ/h。

纖維研磨過程中，原料內(nèi)部的相互摩擦及原料與磨片之間的摩擦對纖維質(zhì)量和磨片的影響是多方面的，其中比較重要的有3點：一是摩擦是原料分離為纖維、帚化的重要原因，即適當?shù)哪Σ習岣呋蚋纳评w維質(zhì)量；二是摩擦會產(chǎn)生熱量，高強度的摩擦會使原料的溫度過高，這會造成其水解加劇，纖維長度將減小，同時會降低纖維得率；三是過度摩擦會使磨片溫升過高，各區(qū)域溫度場及熱通量分布不均，熱量變化不均導致熱膨脹量增加幅度差異較大，動靜磨片間平行度變化較大，熱穩(wěn)定性較低，對磨片使用性能產(chǎn)生不利影響，會造成纖維解離質(zhì)量下降，能耗增加。

2 磨片結構改進設計及對比分析

2.1 磨片結構改進設計

根據(jù)磨片結構工作狀態(tài)的理論及建模分析結果，針對其存在的不足，綜合考慮原料特點后對其進行改進設計，實現(xiàn)在保證纖維解離質(zhì)量的條件下減小磨片溫度場及熱通量(熱流密度)分布差異，增加磨片熱穩(wěn)定性，實現(xiàn)節(jié)能降耗。

提出改進方案如下：

1) 參考流線型設計理念，對破碎區(qū)磨齒進行改進設計，將其由直齒齒形改為流線型齒形，以增強原料在破碎區(qū)的流通性；

2)將粗磨區(qū)和精磨區(qū)磨齒齒傾角分別減小為20°和10°，以適當增加原料在上述兩個區(qū)域的停留時間，保證其被充分研磨；

3)適當減少粗磨區(qū)磨齒數(shù)量(由168個減少為144個)，粗磨區(qū)周向齒齒高改為半齒(3.5 mm)，破碎區(qū)和粗磨區(qū)間、粗磨區(qū)和精磨區(qū)間分別設置5 mm和4 mm的緩沖區(qū)域，以適當增加原料的流通性，防止其被過度研磨。

按照上述改進方案，得到改進型磨片齒形結構參數(shù)如表2所示，其結構如圖4所示。

表2 改進型磨片齒形結構參數(shù)Table 2 Tooth profile parameters of improved refining disk

圖4 改進型磨片結構圖Fig. 4 Structural drawing of improved refining disk

2.2 改進型磨片結構傳熱學建模分析

參照分析現(xiàn)有磨片結構的方法，對改進型磨片結構進行溫度場、熱通量分析，得到改進型磨片結構的溫度場及熱通量分布圖如圖5和圖6所示。

分別將圖2和圖5、圖3和圖6進行對比分析，可得到磨片結構改進前后的溫度場及熱通量分布變化情況如下：

圖5 改進型磨片結構溫度場分布圖Fig. 5 Temperature field distribution of improved refining disk structure

圖6 改進型磨片結構熱通量分布圖Fig. 6 Heat flux distribution of improved refining disk structure

1) 改進型磨片工作過程中，磨齒頂部和根部所在平面的溫度差由30.02 ℃變?yōu)?3.00 ℃；各區(qū)域溫度場分布差異減小，傳熱現(xiàn)象減少，熱膨脹量變化減小，動靜磨片間平行度變化減少，磨片熱穩(wěn)定性提高。

2) 從破碎區(qū)到精磨區(qū)，磨齒根部所在平面的熱通量略有增加，增幅減少，說明磨片熱膨脹量變化及熱變形減小。其中破碎區(qū)和粗磨區(qū)熱通量相對較小，精磨區(qū)熱通量略有增加，各區(qū)域熱通量較現(xiàn)有磨片結構而言均減??；緩沖區(qū)域的設置，原料流通性較好，故摩擦產(chǎn)生的熱量變化及熱變形減小。磨齒及周向齒與磨齒根部平面熱通量差值減小，說明磨齒及周向齒區(qū)域的熱量變化及熱變形減弱。磨齒及周向齒根部到頂部，熱通量增幅減少，這是由于原料的密集程度減弱，熱量變化減??；較現(xiàn)有磨片結構而言，熱通量平均值減小，熱量傳遞現(xiàn)象減弱，熱穩(wěn)定性提高。

3)相對現(xiàn)有磨片結構而言，由于破碎區(qū)和粗磨區(qū)、粗磨區(qū)和精磨區(qū)之間設置了過渡區(qū)域，木片與纖維經(jīng)過交界處流通較順暢，摩擦作用減弱，兩個邊界區(qū)域局部熱量集中現(xiàn)象減少，使磨片的摩擦熱值、局部形變減小，木片、纖維的流通更加順暢，有利于在較短的時間內(nèi)使原料被充分研磨，實現(xiàn)節(jié)能降耗。

通過計算得到磨齒表面熱通量的平均值為0.015 585 W/mm2，則產(chǎn)生的總熱膨脹量為28.884 MJ/h，與已分析的磨片相比較，摩擦能耗減少了22.7%。

以溫度場和熱通量分析結果為依據(jù)，進一步對改進前后磨片結構進行熱應力分析，得到現(xiàn)有及改進型磨片的熱應力分布圖如圖7和圖8所示。

將圖7和圖8進行對比分析，可得到磨片結構改進前后的熱應力分布變化情況：

圖7 現(xiàn)有磨片結構熱應力分布圖Fig. 7 Thermal stress distribution of refining disk structure

圖8 改進磨片結構熱應力分布圖Fig. 8 Thermal stress distribution of improved refining disk structure

1)通過計算得知，現(xiàn)有磨片熱應力平均值為18.342 MPa，改進型磨片平均值減小為15.942 MPa，熱應力最大值及平均值分別減少30.3%和13.1%。

2)磨片結構改進后，破碎區(qū)和粗磨區(qū)交界處無明顯的局部熱應力集中現(xiàn)象，各區(qū)域熱應力值減小，熱膨脹量減少，磨片熱穩(wěn)定性提高，有利于提質(zhì)降耗。

2.3 對比分析

基于建模分析結果并參考相關領域的研究成果[15]，將現(xiàn)有與改進型磨片結構的纖維解離質(zhì)量及能耗進行對比分析，探究磨片結構對上述兩個指標的影響。

2.3.1 現(xiàn)有磨片結構纖維解離質(zhì)量及能耗

磨片破碎區(qū)磨齒采用直齒結構，原料流經(jīng)破碎區(qū)時受到較大阻力；各區(qū)域磨齒齒傾角均相同，部分原料在粗磨區(qū)和精磨區(qū)以較快的速度流出磨片外圓，未得到充分研磨；粗磨區(qū)周向齒與磨齒高度相同，對原料施加的阻力較大，使部分原料積存在齒槽內(nèi)，產(chǎn)生較大的摩擦熱，以上因素造成纖維解離質(zhì)量下降，能耗增加。

磨片結構工作過程中溫度場、熱通量分布差異較大，各區(qū)域熱膨脹量呈不同程度的增加，且磨片受到的熱應力較大，存在較明顯的局部熱應力集中現(xiàn)象，動靜磨片間平行度發(fā)生較大變化，熱穩(wěn)定性降低，造成研磨工況不穩(wěn)定：原料與磨片之間的摩擦較明顯，纖維解離質(zhì)量下降，能耗增加。

2.3.2 改進后磨片結構纖維解離質(zhì)量及能耗

改進型磨片破碎區(qū)磨齒采用流線型結構，原料流經(jīng)破碎區(qū)時受到的阻力較小；粗磨區(qū)和精磨區(qū)磨齒齒傾角分別減小為20°和10°，適當增加了原料在粗磨區(qū)和精磨區(qū)的停留時間，使其被充分研磨；粗磨區(qū)周向齒變?yōu)槟X高度的一半，對原料施加的阻力減小，原料積存在齒槽內(nèi)的現(xiàn)象減少，摩擦熱減小，纖維解離質(zhì)量提高，能耗降低。

磨片工作過程中溫度場、熱通量分布差異減小，各區(qū)域熱膨脹量變化相對較??；磨片受到的熱應力減小，局部熱應力集中現(xiàn)象減弱，動靜磨片間平行度變化減小，熱穩(wěn)定性提高，研磨工況較穩(wěn)定；原料與磨片之間的摩擦作用減弱，纖維解離質(zhì)量提高，能耗降低。

3 結 論

基于傳熱學理論，探究磨片結構對纖維解離質(zhì)量及能耗的影響，可得出如下結論：

1)磨片磨齒結構、磨齒齒傾角、周向齒齒高及各區(qū)域間緩沖區(qū)域均對纖維解離質(zhì)量及能耗有較大影響。由傳熱學理論得知，現(xiàn)有磨片工作時，單位面積對流換熱膨脹量較大，溫度變化較大，傳熱現(xiàn)象較明顯。由建模分析得知：磨片不同區(qū)域溫度場及熱通量分布存在較大差異，受到的熱應力較大，研磨工況不穩(wěn)定；原料與磨片之間的摩擦較明顯，熱穩(wěn)定性較低，使纖維解離質(zhì)量降低，能耗增加。

2)改進型磨片充分考慮了原料特點，改變了破碎區(qū)磨齒結構、粗磨區(qū)和精磨區(qū)磨齒齒傾角、周向齒齒高，并在各區(qū)域間設置了緩沖區(qū)域。由建模分析得知：磨片不同區(qū)域溫度場及熱通量分布差異減小，整體的平均熱通量減小，受到的熱應力較小，研磨工況較穩(wěn)定；原料與磨片之間的摩擦作用減弱，磨片熱穩(wěn)定性提高，纖維解離質(zhì)量提高，因摩擦產(chǎn)生的能耗降低22.7%，驗證了磨片結構改進設計的合理性。