新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片的設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)1)

姜俊聲 花軍 陳光偉

(東北林業(yè)大學(xué)，哈爾濱，150040)

新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片的設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)1)

姜俊聲 花軍 陳光偉

(東北林業(yè)大學(xué)，哈爾濱，150040)

分析纖維分離磨片的作用機(jī)理，利用連續(xù)性方程及黏性流體運(yùn)動(dòng)微分方程，推導(dǎo)木材纖維原料沿齒槽二維流動(dòng)的N-S方程；求解齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)軌跡，得到纖維沿齒槽流動(dòng)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。利用黏性流體流動(dòng)能量損失計(jì)算公式分析齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)能量損失，設(shè)定變化的齒刃側(cè)傾角及齒槽寬度，從沿程損失及局部損失兩方面降低纖維流動(dòng)能量損失。基于纖維在齒槽內(nèi)的流動(dòng)規(guī)律及能量損失分析，設(shè)計(jì)具有扭轉(zhuǎn)曲面齒槽結(jié)構(gòu)的新型磨片，緩解周向齒區(qū)域加工強(qiáng)度，延長(zhǎng)磨片使用壽命。采用新型磨片與普通磨片進(jìn)行纖維解離實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片設(shè)計(jì)的合理性；結(jié)果表明，新型齒槽結(jié)構(gòu)可以明顯改善纖維束堵塞齒槽的現(xiàn)象，新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片可以提高纖維的合格率約13%。

纖維分離；運(yùn)動(dòng)軌跡；齒槽結(jié)構(gòu)；黏性流體力學(xué)

熱磨機(jī)是纖維板生產(chǎn)的核心設(shè)備，如何提高纖維分離質(zhì)量、降低能耗是木質(zhì)纖維解離的研究熱點(diǎn)[1-3]。磨片是熱磨機(jī)纖維分離的關(guān)鍵部件，磨片的齒形參數(shù)影響木質(zhì)纖維的形態(tài)、尺寸和生產(chǎn)效能[4]。根據(jù)熱磨法纖維分離理論，木片及待解離的纖維束主要沿齒槽流動(dòng)，齒槽結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理性將直接影響纖維的解離質(zhì)量[5-6]。我國(guó)磨片制造企業(yè)主要依靠進(jìn)口磨片進(jìn)行測(cè)繪和仿制，尚缺乏對(duì)磨片齒形結(jié)構(gòu)的深入研究[7]。華南理工大學(xué)李世揚(yáng)、朱小林等人針對(duì)造紙磨片齒高對(duì)紙漿質(zhì)量及能耗的影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并得出較為合理的齒高參數(shù)范圍。本課題組多年來(lái)致力于熱磨機(jī)磨片的相關(guān)研究，用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究磨片間隙、磨齒數(shù)量、齒傾角對(duì)纖維形態(tài)質(zhì)量的影響；通過(guò)提高磨齒對(duì)纖維束的作用頻率、延長(zhǎng)纖維束的研磨時(shí)間等方法提高了熱磨機(jī)纖維分離質(zhì)量[8]。相關(guān)領(lǐng)域?qū)W者均未系統(tǒng)研究熱磨機(jī)磨片齒槽對(duì)纖維分離質(zhì)量及能耗的影響。本研究圍繞著磨片齒槽結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)問(wèn)題，對(duì)纖維沿齒槽流動(dòng)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律與能量損失開展理論分析及實(shí)驗(yàn)研究，促進(jìn)國(guó)內(nèi)針對(duì)磨片齒槽結(jié)構(gòu)研究的發(fā)展，為齒槽結(jié)構(gòu)優(yōu)化奠定基礎(chǔ)。

1 纖維分離磨片作用機(jī)理

1.1 磨片主要齒形結(jié)構(gòu)參數(shù)及作用

常見(jiàn)扇形分區(qū)磨片齒形結(jié)構(gòu)如圖1所示，齒形結(jié)構(gòu)主要參數(shù)包含齒傾角1、齒槽寬2、齒寬3、周向齒4、齒長(zhǎng)5和齒面斜度6等。齒傾角大小決定齒紋的傾斜程度，在固定磨片半徑下直接決定磨片齒長(zhǎng)及齒槽長(zhǎng)，改變纖維原料在磨片研磨區(qū)的研磨時(shí)間。齒槽寬指相鄰兩條磨齒間距離，齒寬指磨齒寬度，齒寬與齒槽寬共同決定磨齒排布密度；根據(jù)磨片各分區(qū)功能、纖維原料尺寸不同，齒槽寬與齒寬不同。周向齒對(duì)沿齒槽流動(dòng)的纖維原料起阻攔作用，使分離不充分的纖維束重新回到齒面參與纖維分離；周向齒數(shù)是指磨片齒槽中設(shè)置的周向齒數(shù)量，周向齒數(shù)量決定了纖維原料的研磨程度。齒面斜度指磨片各區(qū)磨齒表面相對(duì)垂直面的傾斜程度，磨片不同區(qū)域內(nèi)齒面斜度不同，有利于齒槽適應(yīng)纖維原料的流動(dòng)，提升相應(yīng)分區(qū)的加工能力。

1.齒傾角;2.齒槽寬;3.齒寬;4.周向齒;5.齒長(zhǎng);6.齒面斜度。

上述各齒形結(jié)構(gòu)參數(shù)在不同方面影響磨片性能，但纖維原料良好的流動(dòng)性是磨片齒形結(jié)構(gòu)發(fā)揮作用的前提條件。纖維原料的流動(dòng)性除與纖維原料自身的材料特性相關(guān)外，磨片齒槽結(jié)構(gòu)也會(huì)影響纖維原料流動(dòng)性，磨片齒槽結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)是發(fā)揮磨片效能的重要影響因素。

1.2 磨片分離木片纖維的過(guò)程

磨片分3個(gè)區(qū)域，區(qū)域分布如圖1所示。木片投入熱磨機(jī)后首先進(jìn)入磨片破碎區(qū)，破碎區(qū)齒面斜度較大，磨齒較少；木片在磨齒作用下，相互擠壓發(fā)生斷裂完成初步破碎。在磨齒推送作用下，破碎后的木片進(jìn)入磨片粗磨區(qū)；粗磨區(qū)齒面斜度減小，磨齒相對(duì)密集，木片受到磨齒施加的剪切力以及磨盤盤壓的作用被剪切、壓潰，形成尺寸進(jìn)一步減少的纖維束。得到的纖維束在齒槽中堆積，在離心力、纖維束間壓力以及磨室內(nèi)高壓蒸汽的作用下，纖維束沿齒槽向精磨區(qū)流動(dòng)；精磨區(qū)磨片間隙極小，磨齒數(shù)量增加且齒槽內(nèi)設(shè)有周向齒，在同等轉(zhuǎn)速下線速度高于其他區(qū)域，力作用強(qiáng)度變大，纖維束從齒槽躍升至磨片表面，并與在周向齒處流出的纖維束一同在齒面參與研磨。纖維束受磨齒周期性的拉伸、壓縮、剪切、扭轉(zhuǎn)、摩擦、沖擊等力作用，迅速解離成細(xì)小單體纖維。

2 磨片齒槽結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)狀態(tài)分析

2.1.1 齒槽內(nèi)纖維二維流動(dòng)N-S方程的求解

纖維在磨片研磨區(qū)的運(yùn)動(dòng)是纖維沿磨片旋轉(zhuǎn)中心圓周運(yùn)動(dòng)和沿齒槽擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)的合成運(yùn)動(dòng)，設(shè)齒槽內(nèi)纖維質(zhì)點(diǎn)M的周向速度為u，擴(kuò)散速度為w，合成速度為v，位置矢量為r，磨片的磨齒傾角為φ，磨片轉(zhuǎn)動(dòng)角速度為ω，則u=ω·r，w=ω·rsinφ,v=ω·rcosφ[8]。木材纖維屬高分子聚合物，木材纖維原料在磨片齒槽內(nèi)流動(dòng)屬于黏性流體力學(xué)范疇[9]，將木材纖維視作不可壓縮黏性流體，其運(yùn)動(dòng)狀態(tài)可以利用連續(xù)性方程、黏性流體運(yùn)動(dòng)微分方程進(jìn)行求解。

纖維質(zhì)點(diǎn)在流場(chǎng)中流動(dòng)如圖2所示，木材纖維在齒槽流動(dòng)過(guò)程中，如果體積力只考慮離心力，則流場(chǎng)中任意點(diǎn)P處單位體積流體受力ρf只有背離旋轉(zhuǎn)中心的離心力F=ρrω2。在YOZ平面上，OY軸與水準(zhǔn)線O′-O′的夾角為α。

圖2 纖維質(zhì)點(diǎn)在流場(chǎng)中流動(dòng)示意圖

體積力表示為

ρf=jρrω2cosα+kρrω2sinα。

(1)

流動(dòng)中的壓強(qiáng)P由兩部分壓強(qiáng)組成，流體靜壓強(qiáng)Ps及流體動(dòng)壓強(qiáng)Pd[10]，設(shè)齒槽高度為H，則流體的全壓強(qiáng)為

P=Pd+Ps=Pd+ρg(H-z)。

(2)

視OY軸與水準(zhǔn)線O′-O′平行，將式(1)與式(2)代入不可壓縮黏性流體運(yùn)動(dòng)微分方程得

υ2u。

(3)

式中：ρ為流體密度；p為壓力；υ為運(yùn)動(dòng)學(xué)黏性系數(shù)；2為拉普拉斯算子。

將式(3)整理得到木材纖維原料在齒槽中的二維流動(dòng)的N-S方程

(4)

式中：vy、vz為t時(shí)刻流體在(x、y、z)處y、z方向的速度分量。

2.1.2 齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)軌跡的求解

(5)

對(duì)式(5)進(jìn)行積分運(yùn)算，得到纖維流沿齒槽運(yùn)動(dòng)的速度表達(dá)式

(6)

由于纖維自身黏性，在齒槽上部的纖維更容易都受齒面纖維束的擾動(dòng)，齒槽底部的纖維幾乎不受齒面加工情況影響。在理想條件下，設(shè)齒槽內(nèi)纖維流動(dòng)的邊界條件為z=0,vy=0；z=H,vy=w；ΔP=0。將邊界條件代入式(6)得到纖維流沿齒槽運(yùn)動(dòng)的表達(dá)式為

(7)

在極坐標(biāo)下，O為極點(diǎn)，OX為極軸。若纖維質(zhì)點(diǎn)M在t時(shí)刻的極徑為位置矢量r，經(jīng)過(guò)時(shí)間dt后，以速度v到達(dá)點(diǎn)M′處，極徑為r+dr，對(duì)應(yīng)的極角變化量為dθ，如圖3所示。

圖3 纖維在齒槽中的運(yùn)動(dòng)示意圖

dθ極小時(shí)cosdθ趨于1，當(dāng)t=0時(shí)刻r=r0。根據(jù)余弦定理整理可得

(8)

解微分方程(8)得到纖維在齒槽內(nèi)運(yùn)動(dòng)的軌跡方程：

(9)

根據(jù)纖維在齒槽內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡可知：纖維原料在齒槽內(nèi)緣向磨片外緣方向擴(kuò)散同時(shí)逐漸貼近齒槽工作齒刃一側(cè)，在磨盤的高速轉(zhuǎn)動(dòng)以及纖維原料的持續(xù)流動(dòng)作用下，部分纖維原料會(huì)沿齒槽工作齒刃一側(cè)躍升至齒面參與研磨，完成研磨后流入相鄰齒槽。重新進(jìn)入齒槽后的纖維原料將繼續(xù)上述運(yùn)動(dòng)過(guò)程，反復(fù)流出齒槽進(jìn)入相鄰齒槽并逐漸接近磨片外緣，最終從齒槽外緣端流出進(jìn)入磨室，完成纖維分離。

2.2 齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)能量損失分析

黏性流體流過(guò)固體壁面時(shí)，存在速度變化區(qū)域，由于各流層速度不同，流層間會(huì)出現(xiàn)相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的切向作用力，形成流動(dòng)阻力，消耗流體的機(jī)械能，產(chǎn)生損失。流體在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中克服黏性阻力而消耗的機(jī)械能包括沿程損失hf和局部損失hj兩部分[11]。

沿程損失可以由達(dá)西公式計(jì)算

(10)

沿齒槽流動(dòng)纖維流體雷諾數(shù)約為10左右[12]，可以認(rèn)為齒槽內(nèi)的纖維流動(dòng)屬于層流。由尼古拉茲實(shí)驗(yàn)曲線可知，在層流情況下沿程阻力系數(shù)(λ)與相對(duì)粗糙度無(wú)關(guān)僅與雷諾數(shù)有關(guān)。視纖維流體雷諾數(shù)保持不變，在確定的生產(chǎn)工況下，纖維流的平均流速(v)變化不大，因此在齒槽長(zhǎng)度(l)固定時(shí)，提高通流管路內(nèi)徑(d)可以降低沿程損失。

黏性流體流經(jīng)變截面邊界時(shí)會(huì)引起流線彎曲、流動(dòng)方向改變、流體脫離邊界甚至產(chǎn)生漩渦，此時(shí)質(zhì)點(diǎn)間進(jìn)行動(dòng)量交換而產(chǎn)生的阻力稱為局部阻力。流體克服阻力所消耗的機(jī)械能稱為局部損失。局部損失計(jì)算公式

(11)

由式(11)可知，減小局部阻力系數(shù)(ζ)可以降低局部損失。局部阻力系數(shù)通常根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)定，纖維流從齒槽側(cè)面躍升齒面的流動(dòng)過(guò)程與流體沿折圓管流動(dòng)類似。引入折圓管的局部阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式

(12)

式中:θ為發(fā)生彎折的管路與水平面的夾角。由式(12)可知減小齒側(cè)面與齒槽底面的夾角，可以減少局部損失。

理論分析表明：提高齒槽通流截面積，增大工作齒刃側(cè)傾角，可以從沿程損失及局部損失兩方面降低纖維流動(dòng)的能量損失。

2.3 新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片設(shè)計(jì)

根據(jù)上述對(duì)齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)特性及纖維運(yùn)動(dòng)能量損失的分析，設(shè)定變化的齒刃側(cè)傾角及齒槽寬度，設(shè)計(jì)新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片(如圖4所示)。齒槽的兩側(cè)面分別為非工作齒刃側(cè)面2與工作齒刃側(cè)面5，在齒槽兩側(cè)面與垂直于齒槽延伸方向上的平面相交形成的截面上，兩側(cè)面與平面垂線之間的夾角為齒槽的兩個(gè)側(cè)傾角。非工作齒刃側(cè)面的頂邊為非工作齒刃1，工作齒刃側(cè)面的頂邊為工作齒刃6，非工作齒刃側(cè)面的底邊為第二槽底邊3，工作齒刃側(cè)面的底邊為第一槽底邊線4。

1.非工作齒刃；2.非工作齒刃側(cè)面；3.第二槽底邊線；4.第一槽底邊線；5.工作齒刃側(cè)面；6.工作齒刃；7.周向齒。

圖4新型齒槽結(jié)構(gòu)示意圖

在磨片內(nèi)緣方向纖維原料需要充分解離，在磨片外緣方向需要迅速流出，處于磨片不同區(qū)域的纖維原料所需加工強(qiáng)度不同。綜合考慮纖維運(yùn)動(dòng)的能量損失，應(yīng)使齒槽通流截面積沿纖維流方向逐漸增大，工作齒刃側(cè)傾角也逐漸增大；工作齒刃側(cè)傾角大于非工作齒刃側(cè)傾角可以弱化磨齒齒刃的剪切作用，提高齒面的研磨作用。周向齒區(qū)域是加工強(qiáng)度最大、最易磨損的區(qū)域之一，周向齒7能阻擋纖維流動(dòng)，迫使其躍升至齒面參與研磨；增大工作齒刃側(cè)傾角可以促使纖維束沿齒側(cè)流出齒槽，緩解周向齒區(qū)域的加工強(qiáng)度。周向齒的交錯(cuò)布置可以減輕兩相鄰齒槽間周向齒附近區(qū)域纖維流擾動(dòng)的互相干擾，同時(shí)避免局部壓力過(guò)大對(duì)設(shè)備造成的不良影響。

基于上述設(shè)計(jì)思想，針對(duì)熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)的磨片參數(shù)要求對(duì)新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片進(jìn)行具體設(shè)計(jì)。磨片齒槽寬度通常為纖維長(zhǎng)度2～3倍，設(shè)定齒槽頂部外緣端寬度(H)為9 mm，內(nèi)緣端寬度(H′)為5 mm，齒槽槽底半徑(R)為1.5 mm的圓弧，槽底半徑沿磨齒內(nèi)緣向磨齒外緣方向上保持不變，槽底與齒槽的兩側(cè)面平滑連接。沿磨齒內(nèi)緣向磨齒外緣方向，齒槽的兩個(gè)側(cè)傾角均由小變大。熱磨機(jī)磨片齒側(cè)傾角多在10°～30°，考慮到應(yīng)盡量增加齒寬以增加磨齒強(qiáng)度，設(shè)定齒槽的非工作齒刃側(cè)面的側(cè)傾角(μ)的變化范圍為0°～4°。為增加齒槽通流面積，減少纖維沿工作齒刃流出能量損失，設(shè)定齒槽的工作齒刃側(cè)面的側(cè)傾角(λ)的變化范圍為11°～40°；第一槽底邊線與工作齒刃在平行于磨齒齒面的平面上投影形成的夾角為3.5°，第二槽底邊線與非工作齒刃在平行于磨齒齒面的平面上投影形成的夾角為0.4°。工作齒刃與第一槽底邊線、非工作齒刃與第二槽底邊線分別在空間扭轉(zhuǎn)0.4°、3.5°形成兩個(gè)扭轉(zhuǎn)曲面。每個(gè)齒槽內(nèi)間隔40 mm設(shè)置兩道周向齒，相鄰兩齒槽內(nèi)的周向齒彼此之間交錯(cuò)布置，完成具有扭轉(zhuǎn)曲面齒槽結(jié)構(gòu)的磨片設(shè)計(jì)(如圖5所示)。

圖5 新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片

3 新型齒槽磨片性能實(shí)驗(yàn)

3.1 實(shí)驗(yàn)條件

實(shí)驗(yàn)原料：根據(jù)我國(guó)東北地區(qū)林業(yè)資源現(xiàn)狀，選取落葉松為實(shí)驗(yàn)原料，使用盤式削片機(jī)將木材進(jìn)行削片，用2目(孔徑12.5 mm)篩網(wǎng)篩選木料，使木片尺寸接近木片最佳工藝尺寸(20 mm×15 mm×4 mm)并對(duì)合格木料進(jìn)行收集存放。保持木料絕對(duì)含水率在40%左右，依照工業(yè)生產(chǎn)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)對(duì)木片進(jìn)行蒸煮軟化。

實(shí)驗(yàn)設(shè)備：纖維分離設(shè)備采用由東北林業(yè)大學(xué)自主設(shè)計(jì)，鎮(zhèn)江中福馬機(jī)械有限公司制造的開放式熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)(如圖6所示)。熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)磨盤需安裝外徑300 mm、內(nèi)徑125 mm、90°夾角的扇形磨片，磨盤轉(zhuǎn)速可在1 100 r/min之內(nèi)調(diào)節(jié)。

圖6 開放式熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)

實(shí)驗(yàn)?zāi)テ阂罁?jù)熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)磨片的安裝尺寸要求，自主設(shè)計(jì)并定制加工具有新型齒槽結(jié)構(gòu)的磨片。使用普通齒槽磨片(磨片1)與具有新型齒槽結(jié)構(gòu)的磨片(磨片2)對(duì)落葉松進(jìn)行纖維分離，兩種磨片研磨區(qū)齒形結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

3.2 結(jié)果與分析

采用600～1 000 r/min 5組不同磨盤轉(zhuǎn)速進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，將經(jīng)過(guò)軟化的木片勻速等量投入熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)料口，經(jīng)過(guò)磨片分離得到纖維。每組纖維分離實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)熱磨實(shí)驗(yàn)機(jī)磨室內(nèi)的纖維進(jìn)行采樣，每組實(shí)驗(yàn)采集3個(gè)平行樣本，經(jīng)干燥處理后，裝入密封袋并標(biāo)明所用磨片及解離轉(zhuǎn)速。

表1 磨片研磨區(qū)齒形參數(shù)

參考纖維板纖維篩分要求，視纖維尺寸120目以下為細(xì)小纖維，20～120目為合格纖維，20目以上為粗大纖維。將經(jīng)干燥裝袋的纖維樣本進(jìn)行篩分，稱量各組分質(zhì)量。計(jì)算3個(gè)平行樣本各組分質(zhì)量的平均值，求得相應(yīng)纖維的百分比，進(jìn)而計(jì)算相應(yīng)磨盤轉(zhuǎn)速的纖維合格率差值，如表2所示。

表2 磨片解離落葉松纖維樣本合格率及差值

按照上述實(shí)驗(yàn)要求進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，排除外力對(duì)纖維原料流動(dòng)的干擾，僅考查磨片齒槽結(jié)構(gòu)改變對(duì)纖維原料解離質(zhì)量的影響規(guī)律。通過(guò)纖維合格率的變化反應(yīng)出纖維原料在磨片各區(qū)域的流動(dòng)性變化。在5組不同磨盤轉(zhuǎn)速下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，避免根據(jù)一種磨盤轉(zhuǎn)速實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析結(jié)論的偶然性，得到一般性結(jié)論。

觀察磨片1精磨區(qū)齒槽發(fā)現(xiàn)：磨片1精磨區(qū)齒槽中存在大量長(zhǎng)條狀木片，不完全解離的木片依然保留表面粗糙且有棱角的材料特性，大量木條因?yàn)樾螤钇鹾隙氯菪锡X槽并造成纖維流動(dòng)受阻，使部分齒槽失去容納纖維流動(dòng)的功能，纖維束堆積在齒面。觀察磨片2精磨區(qū)齒槽發(fā)現(xiàn)：磨片2平滑的扭轉(zhuǎn)曲面齒槽內(nèi)基本沒(méi)有解離不充分的木條，有效改善了纖維束堵塞齒槽問(wèn)題。實(shí)驗(yàn)表明：扭轉(zhuǎn)曲面齒槽可以減少纖維束與磨齒齒側(cè)的接觸面積進(jìn)而減少纖維束通過(guò)齒槽受到的摩擦阻力，改善纖維的流動(dòng)性，提高纖維分離質(zhì)量。

纖維原料經(jīng)過(guò)磨片研磨最終流入磨室，磨室內(nèi)纖維質(zhì)量可以直觀反映磨片纖維分離性能。磨片2沿纖維原料流動(dòng)方向齒槽兩側(cè)的刃傾角由小變大，使得纖維原料在流動(dòng)時(shí)更容易從齒槽工作齒刃側(cè)面躍出參與研磨，在磨齒高頻率沖擊作用下被剪切、分解、分絲帚化。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明：5種磨盤轉(zhuǎn)速下，磨片2的纖維合格率均高于磨片1，與磨片1相比磨片2可以平均提高纖維合格率13%左右。

4 結(jié)論

利用黏性流體力學(xué)流動(dòng)阻力與能量損失計(jì)算公式分析齒槽內(nèi)纖維運(yùn)動(dòng)能量損失的影響因素，理論分析證明：提高齒槽通流截面積，增大工作齒刃側(cè)傾角，可以從沿程損失及局部損失兩方面降低了纖維流動(dòng)的能量損失。

基于纖維在齒槽內(nèi)的流動(dòng)特性及能量損失分析，設(shè)計(jì)了一種具有扭轉(zhuǎn)曲面齒槽結(jié)構(gòu)的新型磨片。新型齒槽結(jié)構(gòu)能夠促使纖維原料沿工作齒刃側(cè)面流出，緩解周向齒區(qū)域的齒面加工強(qiáng)度，可以一定程度的延長(zhǎng)磨片使用壽命。

實(shí)驗(yàn)表明，扭轉(zhuǎn)曲面齒槽結(jié)構(gòu)可以有效改善纖維束堵塞齒槽的現(xiàn)象，充分發(fā)揮各分區(qū)磨齒性能；在同等生產(chǎn)條件下，新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片比普通磨片纖維分離質(zhì)量好，新型齒槽結(jié)構(gòu)磨片可以提高纖維合格率約13%左右。

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DesignandExperimentofRefiningPlatewithNewGrooveStructure

Jiang Junsheng, Hua Jun, Chen Guangwei

(Northeast Forestry University, Harbin 150040, P. R. China)Journal of Northeast Forestry University，2017,45(12)：67-71.

Separating fiber; Motion trajectory; Groove structure; Viscous fluid mechanics

1)黑龍江省教育規(guī)劃課題(GJB1214003)、教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金(博導(dǎo)類)課題(20130062110005)。

姜俊聲，男，1992年7月生，東北林業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，碩士研究生。E-mail：junsheng0713@163.com。

花軍，東北林業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，教授。E-mail：huajun81@163.com。

2017年5月17日。

戴芳天。

TS643

We studied the mechanism of refining plate separating fiber, derived of the N-S equation for the two-dimensional flow of wood fiber material in the groove by means of continuity equation and motion differential equations of viscous fluid. We solved the fiber motion trajectory in grooves, and obtained the motion law of the fiber flow along the groove. We analyzed the energy loss of fiber flow in grooves by the formula of energy loss of viscous fluid flow and set the parameters such as the bar edge heeling angle and the width of the groove, the fiber flow energy loss was reduced from both linear loss and local loss. Based on the flow characteristics and energy loss analysis of the fiber flow in grooves design a refining plate with twisting curved surface groove structure, the processing strength of transverse bar region was relieved, the service life of the refining plate was prolonged. A series of experiments were conducted for separating fiber using the new refining plate and ordinary refining plate, approved the rationality of the design of the new groove structure. The new groove structure can improve the phenomenon of fiber bundle blocking groove significantly, and the refining plate with new groove structure can increase the qualified rate of fiber by 13%.