多槽浮選機液位差研究與液位調(diào)整機構(gòu)設(shè)計

李紅旗

(1.中煤(天津)地下工程智能研究院有限公司，天津 300120；2.中煤(天津)礦山科技有限責(zé)任公司，天津 300120)

為保證浮選時間和浮選效果，XJX-T型浮選機、XJM-YS/KS/S型浮選機和ZJF型智能化一體浮選機等均采用多個浮選槽串聯(lián)為一組的形式[1-4]，并均將電機減速機、刮泡軸和刮泡板等直線布置在矩形槽體兩側(cè)，組成刮泡機構(gòu)[5]，從而加快浮選泡沫層流動并及時排出精礦。當一組浮選機串聯(lián)的槽數(shù)較多時，生產(chǎn)中有時會出現(xiàn)以下異?，F(xiàn)象：入料礦漿流量較大或精煤產(chǎn)率很低時，尾部浮選槽液面過低，精礦泡沫難以刮出；入料礦漿流量過大時，礦漿從頭部浮選槽溢出，導(dǎo)致浮選機礦漿通過能力不足。各槽液面高差設(shè)計不合理是導(dǎo)致此類異?，F(xiàn)象的主要原因。目前，該方面設(shè)計多依賴經(jīng)驗確定，尚無成熟的計算方法。因此，研究浮選機液位差計算和液位調(diào)整機構(gòu)，對完善浮選機設(shè)計方法，確保浮選機礦漿通過能力和刮泡性能具有重要實踐意義。

1 液位差計算及其影響因素

相鄰兩槽的液位差與礦漿流經(jīng)槽間中礦箱的水頭損失有關(guān)，該水頭損失即為水平配置[6]的兩槽槽底面水壓(測壓管水頭)差[7]。不考慮攪拌機構(gòu)充氣影響時，槽間水頭損失即為兩槽的液位差。礦漿沿中礦箱直段自上而下產(chǎn)生的水頭損失為沿程水頭損失，礦漿進入和流出中礦箱孔口以及在中礦箱內(nèi)流向和流速變化而產(chǎn)生的水頭損失為局部水頭損失。

槽間中礦箱長度3360mm，其寬度方向詳細結(jié)構(gòu)和水損計算模型如圖1所示，圖中箭頭表示礦漿流向。根據(jù)礦漿流經(jīng)中礦箱的特征與豎流折板絮凝池相近，應(yīng)用水力學(xué)[8]知識，借鑒絮凝池水頭損失計算方法[9]對中礦箱的水頭損失進行計算。為簡化計算，假設(shè)中礦箱后的礦漿流量按水平支流和上升支流過流截面的面積比分配。通過實測四座選煤廠XJM-YS/KS/S28型浮選機不同工況下的礦漿通過量和液位差，并與式(1)[9]計算所得值比較可知，礦漿通過量在700～1100m3/h范圍內(nèi)時，計算值與實測值最大誤差為10%，故該計算方法可用于中礦箱結(jié)構(gòu)設(shè)計的粗略計算，礦漿流經(jīng)浮選機中礦箱水頭損失見表1，浮選機液位差實測與計算值比較見表2。

式中，h為總水頭損失，m；hy為沿程水頭損失，m；hj為局部水頭損失，m；n為粗糙系數(shù)；v為斷面水流平均流速，m/s；R為水力半徑，m；l為通道長度，m；ζ為局部水頭損失系數(shù)；S為當量摩阻；Q為礦漿通過量，m3/h。

表1 蒙太選煤廠礦漿流經(jīng)XJM-YS/KS28浮選機中 礦箱的水頭損失

表2 XJM-YS/KS28浮選機液位差實測值與計算值比較

1.1 礦漿流量和煤泥可浮性

由式(1)可知，浮選機液位差和礦漿流量的平方成正比。但在正常浮選過程中，礦漿流經(jīng)每一浮選槽，每槽浮選精礦會帶走一定的水量，會使進入浮選機各槽的礦漿量逐漸遞減，遞減的礦漿量與煤泥的可浮性有關(guān)。

不考慮攪拌機構(gòu)充氣影響，進入串聯(lián)4槽浮選機的礦漿流量Q，礦漿濃度100g/L，各浮選機槽的當量摩阻S，各槽回收精煤泥量比4∶3∶2∶1，浮選精煤濃度200g/L。不同浮精回收率下的液位差見表3。隨著浮精回收率的提高，浮選機首尾槽液位差迅速降低；清水試車(即浮精回收率為0)時的液位差是浮精回收率80%時的3倍，浮精回收率30%時的液位差是浮精回收率80%時的2倍，煤泥可浮性的變化對浮選機的液位差的變化有顯著影響。

表3 不同浮選精煤回收率下的液位差

1.2 槽間中礦箱

由表1可知，礦漿流經(jīng)中礦箱的水頭損失主要為局部水頭損失，其沿程水頭損失可忽略不計，這主要是由中礦箱的通道長度短，礦漿流向頻繁變化的特征決定的。局部水頭損失是由于水流邊界發(fā)生不連續(xù)突然改變，水流的慣性導(dǎo)致水流與邊壁的脫離現(xiàn)象而產(chǎn)生的水頭損失，其大小的影響因素是流速和局部水頭損失系數(shù)，故增大水流截面面積減小礦漿流速、加強水流通道圓滑過渡避免水流邊界突然改變和減少礦漿水流方向變化等措施能有效降低浮選機液位差，而改善中礦箱表面粗糙度和通道長度等影響沿程水頭損失的因素對降低浮選機液位差幾乎沒有效果。

1.3 充氣影響

為了研究充氣對浮選機液位和液位差的影響，對1臺兩槽XJM-S28-2浮選機進行了清水實驗。實驗中，充氣量為0.89m3/(m2min)[10]，改變槽內(nèi)充氣前液位和前、后兩槽充氣工況，以前、后兩槽的充氣后液位為對比指標，結(jié)果見表4。

結(jié)果表明，前、后槽的充氣工況，對XJM-S28-2浮選機前后槽液位和液位差影響明顯：僅前槽充氣時，前、后槽液位分別升高65～75mm和25～27mm，前后槽液位差38～45mm；僅后槽充氣時，前、后槽液位分別升高5～10mm和70～80mm，前后槽液位差-75mm至-63mm；前槽和后槽充氣時，前、后槽液位分別升高80～110mm和80～115mm，前后槽液位差-25mm至10mm。綜上所述，實際生產(chǎn)中可采用調(diào)節(jié)充氣量大小的方式在一定范圍內(nèi)調(diào)整和控制各槽的液位和槽間的液位差。

表4 不同充氣方式下XJM-S28-2浮選機的液位對比 mm

2 浮選機液位差調(diào)整機構(gòu)

根據(jù)特征和應(yīng)用處所的不同，浮選機液位調(diào)整機構(gòu)可分為三種：浸沒式閘板機構(gòu)、溢流式中礦箱和溢流式尾礦箱。浸沒式閘板機構(gòu)主要有XJX-T型浮選機槽間閘板機構(gòu)[11，12]、方山縣華豐選煤廠XJM-YS20型浮選機槽間閘板結(jié)構(gòu)和唐山森普的專利[13]公布的調(diào)整裝置；溢流式中礦箱主要有XJM-S28(3+2)型浮選機[14]和XJX-12浮選機[15]3、4槽之間設(shè)置的中礦箱；溢流式尾礦箱主要有傳統(tǒng)的XJM-YS/KS/S型水平配置的多槽浮選機的尾礦箱。浮選機液位調(diào)整機構(gòu)如圖2所示，詳細對比見表5。

表5 液位調(diào)整機構(gòu)對比

3 ZJF型浮選機液位調(diào)整機構(gòu)

ZJF型浮選機充分融合上述三種液位調(diào)整機構(gòu)的優(yōu)點，采用多槽體分前、后兩段階梯配置[7]、段尾溢流尾礦箱和段內(nèi)階梯溢流堰的方案，如圖3所示。ZJF型浮選機采用多槽體分前后兩段階梯配置，前或后段礦漿經(jīng)段尾溢流尾礦箱的溢流閘板溢流跌落至后段或下一環(huán)節(jié)，前后兩段液位獨立調(diào)整控制，不相干擾，每段再輔以單獨的刮泡機構(gòu)，可有效保證各槽的刮泡效果。由式(1)和表3可知，理論上ZJF型4槽浮選機采用兩段階梯配置的礦漿通過能力是其采用水平配置的1.732倍。段內(nèi)階梯溢流堰是指同一段內(nèi)的溢流堰逐槽降低，使浮選機槽內(nèi)泡沫層液面不低于溢流堰過大，便于將浮選槽內(nèi)泡沫順利排出。

4 結(jié) 論

1)絮凝池水頭損失計算方法可用于浮選機中礦箱的結(jié)構(gòu)設(shè)計的粗略計算中，與蒙太等四座選煤廠工業(yè)試驗所得實測值對比，XJM-YS/KS/S28型浮選機液位差計算值最大誤差為10%。

2)煤泥可浮性的變化對浮選機的液位差的變化有顯著影響，隨著浮精回收率的提高，浮選機首尾槽液位差迅速降低；清水試車(即浮精回收率為0)時的液位差是浮精回收率80%時的3倍，浮精回收率30%時的液位差是浮精回收率80%時的2倍。

3)浸沒式閘板機構(gòu)前后液位相關(guān)聯(lián)、調(diào)整范圍小、調(diào)整過程復(fù)雜；溢流式中礦箱前后液位完全獨立、調(diào)整范圍大、調(diào)整過程簡單。

4)ZJF浮選機采用分兩段階梯配置、段尾溢流尾礦箱和段內(nèi)階梯溢流堰的技術(shù)，實現(xiàn)液位分段獨立控制，礦漿通過能力是采用水平配置的1.732倍。