Influence of different grinding media on grinding effect of fine-grained magnetite
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摘要: 为了解决钢球磨矿存在的高耗能和过粉碎严重等问题。本文以细粒磁铁矿为研究对象，通过纯矿物磨矿实验考察了陶瓷球和钢球对磨矿性能的影响，采用响应曲面法分析磨矿操作因素及其交互作用对磨矿细度(γ< 0.074 mm)的显著性影响顺序。结果表明：当入磨磁铁矿粒度 < 0.15 mm时，陶瓷球的磨矿效果显著优于钢球。在较优磨矿对比条件下，陶瓷球磨矿效果全面优于钢球，其磨矿过程中比能耗下降35.82%，噪声降低21.85%，技术效率增加26.12%；磨矿产品中γ< 0.074 mm提高5.96%，γ< 0.023 mm下降32.49%。响应曲面法分析结果表明，磁铁矿磨矿细度γ< 0.074 mm的显著性影响顺序为：球径 > 充填率 > 磨矿浓度；球径与充填率的交互作用对磁铁矿磨矿细度的影响达到高度显著水平，而充填率与磨矿浓度的交互作用不显著。本研究结果可为陶瓷球在黑色金属矿中的细磨作业提供参考。Abstract: The use of steel balls in the process of ore milling can cause some serious problems, such as high energy consumption and over-grinding. In this paper, fine-grained magnetite was used as the research object. The effects of ceramic and steel balls on mineral grinding performance were investigated by pure mineral grinding experiments. The response surface method was used to analyze the influence order of grinding operation factors and their interaction on grinding fineness (γ< 0.074 mm). The results showed that the grinding effect of ceramic balls was significantly better than that of steel balls when the particle size of the in-ground magnetite was less than 0.15 mm. Under the optimal grinding comparison conditions, the grinding effect of ceramic balls was better than that of steel balls. The specific energy consumption in the grinding process was reduced by 35.82%, the noise was reduced by 21.85%, and the technical efficiency was increased by 26.12%. In grinding products, γ< 0.074 mm increased by 5.96%, while γ< 0.023 mm decreased by 32.49%. The results of the response surface method showed that the influence order of magnetite grinding fineness γ< 0.074 mm was as follows: medium size > filling rate > grinding concentration. The interaction between the medium size and filling rate has a highly significant effect on the grinding fineness of magnetite, while the interaction between the filling rate and grinding concentration is not significant. The results can be valuable for the fine grinding of ceramic balls in black metal ore.
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0 引言
多头螺旋管作为近几年来兴起的新型高效换热元件，已然成为传热行业研究的热点，相比对称型良好的传统换热管材，如光管、翅片管等，螺旋管内的流体在进行管内外对流换热的过程中，涉及一个更为复杂的旋转紊流的三维流动[1].考虑到多头螺旋管复杂、特殊的结构及换热过程流体复杂的流动状态，文中选用数值模拟的方法对其换热过程进行研究，通过模拟计算，得到螺旋管内流体紊流流动过程中的温度场与流场分布，为其强化换热的研究提供理论依据.
1 换热过程的有限元模型
实体模型是建立有限元模型的基础，考虑到多头螺旋管非轴对称的结构特性，文中选用了三维实体建模软件Pro/E 来建立多头螺旋管的模型，然后以特定格式导入到ANSYS 中进行数值模拟分析.表 1示出了实验管材的基本结构参数.
表 1 多头螺旋管结构参数
根据表 1 给出的管材结构参数，建立多头螺旋管的实体模型，选用当量直径为内径20 mm, 管长为200 mm 的光管，由于文中研究的是管内紊流流体的流场及温度场变化，所以在建立模型时只需建立流体的实体模型，这使得模型得到了科学的简化.图 1及图 2 分别为螺旋管换热过程的几何模型及有限元模型[2].
2 边界条件及载荷施加
固体壁面处确定为无滑移条件，为了简化计算模型，假定换热过程，液体的物性参数为常值，管外的高温空气以恒定的壁面热流率形式施加[3-5]，具体的载荷及流体物性参数如表 2 所示.
表 2 载荷及流体物性参数
3 模拟结果及分析
3.1 温度场结果分析
图 3及图 4 分别示出了光管及六头螺旋管换热过程中的温度分布，从图 3、图 4 不难看出，低温的水在流动过程中，温度逐渐升高，越靠近管壁，温度越高，但由于流体存在轴向的速度，各个部分的温度并不相同，沿着流动方向温度分布呈现峰状，低温流体区域逐步递减，并且相对光管，螺旋管的峰形更尖锐，这也从侧面说明螺旋管内流体的换热更剧烈，效率更高.临近出口端，流体的温度分布基本趋向均匀.
图 5和图 6 将温度分布以数据的形式反映在数学曲线上，其中横坐标代表从入口端到出口端的管的轴向长度，纵坐标代表对应管长截面上的温度值.设温升的相对提高为ε，Tg为光管中流体从入口端到出口端的温升，Tl为螺旋管内流体入口端与出口端的温差[6].则根据曲线中的数据不难得到：
相对光管，螺旋管内流体的温升相对提高了近2.6 倍.这从客观数据上证明了螺旋管的强化传热作用.
3.2 流场结果分析
图 7及图 8 表征了光管和螺旋管中流体运动过程的速度分布，从图 7、图 8 可以看出，沿管材的径向呈现速度由近壁处向中心逐渐增大，且近壁处速度升幅剧烈，中间部位速度变化较为平缓，速度几近峰值.相对光管，螺旋管内紊流的流体，紊流的无序特征变得明显，特别是在近壁处，流体已出现明显的流体回旋运动，即所谓的有涡流动[7]，正是由于这种三维有涡流动的存在，使得螺旋管内壁不易结垢，从而起到自除垢的作用.
图 9和图 10 以数值曲线的方式反映了出口流体沿径向上合速度的变化，不难发现无论光管还是螺旋管，其管内流体的合速度分布均沿管的轴向成中心对称，相比之下，螺旋管内流体近壁处速度变化更剧烈.根据曲线上的速度值可得出光管出口流体的平均速度约为0.6 m/s, 螺旋管出口流体的平均速度约为0.3 m/s.这主要是因为螺旋管旋转的凸筋结构增加了流体流动的阻力，但是在流体流动过程中，螺旋管正是由于其具有这种特殊的螺旋凸筋结构，破坏了流体传热的边界层，才使得其强化传热强度得到了提高[7-14]，同时，根据过增元院士的场协同理论可知，速度矢量与热流矢量的夹角越小，速度场与热流场的协同性越好，则其强化传热性能越好.相对光管，螺旋管内流体靠近管壁处其速度表现为轴向、径向和周向上三维流动，这种有涡流动大大改善了速度场和热流场的协同效应，从而起到明显的强化传热作用[15-19].
4 结论
（1）在等热流的情况下，多头螺旋管的换热性能优于光管，以文中研究的六头螺旋管为例，其流体出口温升较之基准管相对提高近2.6 倍.
（2）流体流动过程中，流体流速的变化与到管壁的距离成反比，近壁处速度变化剧烈.相比光管内流体，多头螺旋管内流体流动阻力更大，其出口速度相对降低了50 %.
（3）多头螺旋管特有凸筋结构的存在，一方面破坏了流体传热的边界层，并且改善了速度场与热流场的协同性，使得强化传热效率得到提高，另一方面，有涡流动对管壁的冲刷作用，使得多头螺旋管管壁不易结垢.
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图 3 采用不同介质时3种粒级磁铁矿筛的负累积曲线
Fig 3. Negative cumulative curve chart of three types of granular magnetic ore sieve under different grinding ore media
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图 4 不同球径下磁铁矿磨矿产品粒度组成分布：(a)钢球；(b)陶瓷球
Fig 4. Particle size distribution of magnetic mineral milling products under different ball diameters: (a) steel ball; (b) ceramic ball
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图 5 不同充填率下磁铁矿磨矿产品粒度组成分布图：(a)钢球；(b)陶瓷球
Fig 5. Particle size distribution of the magnetic mineral milling products under different filling ratios: (a) steel ball; (b) ceramic ball
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图 6 不同磨矿浓度下磨矿产品粒度组成分布：(a) 钢球；(b) 陶瓷球
Fig 6. Particle size distribution of the magnetic mineral milling products under different grinding ore concentrations: (a) steel ball; (b) ceramic ball
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图 7 最佳磨矿条件下陶瓷球与钢球磨矿产品粒度分布
Fig 7. Particle size distribution of ceramic and steel ball milling products under the best grinding conditions
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图 8 不同因素交互作用下磁铁矿磨矿产品γ< 0.074 mm响应曲面以及等高线：(a)、(b)球径与充填率；(c)、(d)充填率与磨矿浓度；(e)、(f)球径与磨矿浓度
Fig 8. Magnetic mineral milling products γ< 0.074 mm response curved diagram and equivalent graphics under the interaction of different factors: (a), (b) ball diameter and filling rate; (c), (d) filling rate and grinding concentration; (e), (f) ball diameter and grinding concentration
表 3 不同介质磨矿下磨矿能耗、磨矿噪声和磨矿技术效率对比
Table 3 Efficiency comparison of milling energy consumption, grinding noise and grinding technology under different grinding media
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