王林偉，高 勇，宋偉剛，劉 宇

1東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院 遼寧沈陽 110819

2北方重工集團(tuán)有限公司 遼寧沈陽 110000

旋 回破碎機(jī)應(yīng)用于煤礦、冶金建材等行業(yè)的初級(jí)破碎階段，是中粗碎礦石的典型機(jī)械設(shè)備。為預(yù)測旋回破碎機(jī)的性能、優(yōu)化腔型以及為研制新型旋回破碎機(jī)提供理論根據(jù)，對旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算方法的研究具有重要意義。國內(nèi)外學(xué)者已對破碎機(jī)生產(chǎn)率的計(jì)算進(jìn)行了深入研究：Briggs 分析了散體物料在動(dòng)錐上的受力及運(yùn)動(dòng)特性，推導(dǎo)了圓錐破碎機(jī)的生產(chǎn)率計(jì)算模型[1]；Evertsson 基于散體物料和動(dòng)錐運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)特性，建立了圓錐破碎機(jī)的生產(chǎn)率計(jì)算模型[2-5]；郎寶賢等人[6]根據(jù)動(dòng)錐每轉(zhuǎn)一周排出的一個(gè)環(huán)形體積的物料，結(jié)合物料物理參數(shù)計(jì)算旋回破碎機(jī)的生產(chǎn)率；黃冬明[7]結(jié)合 Evertsson 的研究成果，提出了動(dòng)錐在高轉(zhuǎn)速下物料以自由落體方式通過破碎腔的圓錐破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算新方法；李強(qiáng)等人[8]基于物料運(yùn)動(dòng)特性建立動(dòng)錐在低轉(zhuǎn)速下物料滑動(dòng)模型，提出了旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算的新方法。

目前對旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率的研究大多基于物料以自由落體的方式通過破碎腔，未考慮物料以滑動(dòng)方式通過破碎腔。而在實(shí)際生產(chǎn)中動(dòng)錐轉(zhuǎn)速不同，物料通過破碎腔的運(yùn)動(dòng)方式亦不同，直接影響破碎機(jī)生產(chǎn)率。相對于細(xì)碎圓錐破碎機(jī)，中粗碎旋回破碎機(jī)的破碎比較大，擠壓破碎力大，若采用高轉(zhuǎn)速，襯板磨損速度加快，破碎機(jī)壽命降低，因此物料在旋回破碎機(jī)中多以滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)方式為主。

筆者對物料在擠壓和排料半周期的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究，推導(dǎo)物料的運(yùn)動(dòng)方程，并采用數(shù)值計(jì)算方法求解。依據(jù)物料運(yùn)動(dòng)特性和層壓破碎機(jī)理，建立動(dòng)錐在低轉(zhuǎn)速下物料以滑動(dòng)方式通過破碎腔的旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算模型。最后以 PXF6089 旋回破碎機(jī)為例，通過離散元法仿真和現(xiàn)場測量試驗(yàn)，驗(yàn)證該旋回破碎機(jī)理論生產(chǎn)率計(jì)算模型的可行性。

1 散體物料通過破碎腔的運(yùn)動(dòng)方式

1.1 旋回破碎機(jī)腔型結(jié)構(gòu)分析

如圖 1 所示，PXF6089 旋回破碎機(jī)的動(dòng)錐襯板由直線段和曲線段組成，曲線段又由 18 段直線段相連而成。為便于研究，建立以懸掛點(diǎn)為原點(diǎn)O，豎直方向?yàn)閅軸的全局坐標(biāo)系。當(dāng)動(dòng)錐對稱中心線和Y軸重合時(shí)，取曲線段上各直線段端點(diǎn)作為擬合點(diǎn)，采用最小二乘法構(gòu)造正則方程組，運(yùn)用 Gauss 消去法求解得到二次擬合函數(shù)各項(xiàng)系數(shù)。動(dòng)錐擬合曲線如圖 2 所示，在全局坐標(biāo)系下動(dòng)錐母線函數(shù)式為

圖1 PXF6089 旋回破碎機(jī)三維圖Fig.1 3D diagram of PXF6089 gyratory crusher

圖2 動(dòng)錐擬合曲線Fig.2 Fitting curve of moving cone

式中：am、bm分別為動(dòng)錐直線段斜率和截距，m；cm、dm、em分別為動(dòng)錐曲線段擬合二次項(xiàng)系數(shù)、一次項(xiàng)系數(shù)和常數(shù)項(xiàng)，m。

1.2 散體物料的運(yùn)動(dòng)方式分析

物料通過破碎腔的運(yùn)動(dòng)方式主要取決于動(dòng)錐轉(zhuǎn)速及動(dòng)錐在擠壓和排料極限同一位置的高度差。其運(yùn)動(dòng)方式分為自由落體、滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)以及 2 種運(yùn)動(dòng)方式并存3 種。

如圖 3 所示，在給料口，物料在A點(diǎn)與動(dòng)錐襯板接觸，假設(shè)物料發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)，將在B點(diǎn)與動(dòng)錐再次接觸，則物料自由下落距離為hmin；同理，在排料口處，物料自由下落距離為hmax，其中hmax>hmin。若物料在破碎腔內(nèi)每個(gè)旋回周期都發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)，則物料在重力作用下的位移應(yīng)小于hmin，即動(dòng)錐轉(zhuǎn)速應(yīng)大于物料發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)的臨界速度nc2；若每個(gè)周期內(nèi)物料都發(fā)生滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)，則物料的位移應(yīng)大于hmax，即動(dòng)錐轉(zhuǎn)速應(yīng)小于物料發(fā)生滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)的臨界速度nc1。因此旋回破碎機(jī)動(dòng)錐的臨界轉(zhuǎn)速模型為

圖3 動(dòng)錐的臨界轉(zhuǎn)速模型Fig.3 Critical speed model of moving cone

式中：hmax、hmin分別為動(dòng)錐在擠壓和排料極限同一位置高度差的最大和最小值，m。

根據(jù)動(dòng)錐擠壓和排料極限位置方程求得hmax=0.178 m，代入式 (2) 得出 PXF6089 旋回破碎機(jī)物料發(fā)生滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)的臨界速度nc1=157.5 r/min。該破碎機(jī)推薦的動(dòng)錐轉(zhuǎn)速n=120 r/min，因此，物料通過破碎腔的運(yùn)動(dòng)方式為滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)。

2 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算

2.1 生產(chǎn)率建模

為了預(yù)測 PXF6089 旋回破碎機(jī)的生產(chǎn)性能和進(jìn)行腔型優(yōu)化，需要基于物料運(yùn)動(dòng)特性和層壓破碎理論，建立動(dòng)錐在低轉(zhuǎn)速下物料以滑動(dòng)方式通過破碎腔的旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算模型。

如圖 4 所示，根據(jù)物料滑動(dòng)和隨動(dòng)錐襯板旋擺上拱的運(yùn)動(dòng)特性，將堵塞層截面分為排料和擠壓半周期，在動(dòng)錐轉(zhuǎn)角α處任取微元進(jìn)行二重積分，可分別計(jì)算出排料和擠壓半周期的排料量Qdown及上拱量Qup，兩者之差即為旋回破碎機(jī)的生產(chǎn)率，如式 (3)～(5) 所示。

圖4 堵塞層截面物料的運(yùn)動(dòng)分布Fig.4 Motion distribution of material on cross section of clogged layer

式中：R0為定錐半徑，m；R(α) 為動(dòng)錐橢圓上的點(diǎn)到定錐中心距離，m；ρ(α) 為堵塞層物料堆積密度，t/m3；vdown(α) 為堵塞層截面排料半周期的下落速度，m/s；vup(α) 為堵塞層截面擠壓半周期上拱速度，m/s；η為單位時(shí)間，h。

由生產(chǎn)率計(jì)算模型可知，一旦知道堵塞層截面排料和擠壓半周期的下落速度和上拱速度的表達(dá)式，便可通過積分求出旋回破碎機(jī)的生產(chǎn)率，因此需對排料和擠壓半周期的物料運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析。

2.2 排料半周期物料運(yùn)動(dòng)特性分析

雖然動(dòng)錐在空間上做旋回運(yùn)動(dòng)，但從縱截面上看，動(dòng)錐上的各點(diǎn)都是以懸掛點(diǎn)為圓心、以到懸掛點(diǎn)的距離為半徑的單擺運(yùn)動(dòng)，最大擺角為進(jìn)動(dòng)角的 2倍。因此，排料半周期內(nèi)物料沿動(dòng)錐襯板滑動(dòng)下落的同時(shí)，隨著動(dòng)錐繞懸掛點(diǎn)擺動(dòng)。

2.2.1 相對坐標(biāo)系的建立

為研究排料半周期的物料和破碎機(jī)的運(yùn)動(dòng)特性，以懸掛點(diǎn)為原點(diǎn)，以動(dòng)錐對稱中心線為y軸，建立如圖 5 所示相對坐標(biāo)系Oxy。相對坐標(biāo)系與全局坐標(biāo)系的夾角為θt(以順時(shí)針方向旋轉(zhuǎn)為正)，相對坐標(biāo)系的擺動(dòng)角速度、角加速度分別為ω、˙ω，擠壓極限處對應(yīng)的時(shí)間t=0。

式中：θm為最大擺角，rad；ωn為動(dòng)錐角速度，rad/s。

2.2.2 受力分析

如圖 5 所示，任取第i破碎層中靠近動(dòng)錐襯板的單顆粒物料為研究對象，物料沿動(dòng)錐襯板表面滑動(dòng)下落時(shí)受到自身重力G、摩擦力Ff和動(dòng)錐襯板對它的支持力N的作用。支持力N與摩擦力Ff的合力用Nres表示，將Nres和G在相對坐標(biāo)系中進(jìn)行正交分解，根據(jù)牛頓第二運(yùn)動(dòng)定律可得到物料的受力平衡方程為

圖5 單顆粒物料受力分析Fig.5 Force analysis on single particle

式中：γ為摩擦角，rad；ψxy為支持力N與y軸之間夾角，rad。

消去式 (9) 中Nres，可得在相對坐標(biāo)系下絕對加速度ax與ay的關(guān)系為

2.2.3 加速度分析

如圖 6 所示，物料沿?cái)[動(dòng)的動(dòng)錐襯板滑動(dòng)下落時(shí)，將產(chǎn)生相對速度vr和相對加速度ar；物料與動(dòng)錐襯板重合的A點(diǎn)繞懸掛點(diǎn)擺動(dòng)時(shí)將產(chǎn)生牽連加速度ae，切向與法向分量分別為和ω×(ω×r)，大小為r˙ω和rω2；當(dāng)牽連運(yùn)動(dòng)是轉(zhuǎn)動(dòng)形式時(shí)會(huì)產(chǎn)生科氏加速度ac，矢積為 2ω×vr，方向采用右手定則確定。根據(jù)加速度合成定理可得物料在相對坐標(biāo)系下的絕對加速度為

圖6 物料加速度分析Fig.6 Analysis on material acceleration

對式 (11) 進(jìn)行矢量積計(jì)算后，可得相對坐標(biāo)系下的絕對加速度aa的表達(dá)式如式 (12)、(13) 所示。

2.2.4 運(yùn)動(dòng)方程的推導(dǎo)

只要物料與動(dòng)錐襯板接觸，ry就完全由rx和動(dòng)錐襯板母線函數(shù)fgeo決定。因此，式 (13) 中ry、和rx之間具有以下關(guān)系：

將式 (13)～ (16) 代入式 (10)，可推導(dǎo)出物料滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)方程為

令q=tan (ψxy-γ)，則式 (17) 可以化簡為

由式 (18) 可知，該運(yùn)動(dòng)方程是關(guān)于rx為自變量的二階非線性微分方程。為求解該方程，對于每個(gè)位置的rx，fgeo、tanψxy、的值必須為已知，而這些值是由動(dòng)錐襯板母線函數(shù)提供的。

2.2.5 運(yùn)動(dòng)方程的求解

當(dāng)相對坐標(biāo)系和全局坐標(biāo)系重合時(shí)，將式 (1) 中的X、Y替換成rx、ry，可得此刻的動(dòng)錐母線在相對坐標(biāo)系下的函數(shù)。盡管動(dòng)錐母線在全局坐標(biāo)系下作旋擺運(yùn)動(dòng)，但在相對坐標(biāo)系下卻保持相對靜止，因此在任意時(shí)刻動(dòng)錐母線在相對坐標(biāo)系下的函數(shù)fgeo保持不變，如式 (19) 所示。

如圖 7 所示，ψ xy為支持力N與y軸之間的夾角，根據(jù)幾何關(guān)系，ψ xy等于動(dòng)錐母線在該點(diǎn)的切線與x軸的夾角，即切線在相對坐標(biāo)系下的傾斜角，因此ψxy的函數(shù)為

圖7 幾何關(guān)系Fig.7 Geometric relationship

令vx=，將二階非線性微分方程式 (18) 轉(zhuǎn)化為一階微分方程組，即

采用四階標(biāo)準(zhǔn) R-K 方法對一階微分方程組求解，過程如下：

對任意給定的時(shí)間步長 Δt，經(jīng)過多次迭代求出rx、和后，與之相關(guān)的ry、和可通過式 (14)～ (16) 求得。

當(dāng)動(dòng)錐母線上A點(diǎn)相對坐標(biāo) (rx，ry) 已知，通過坐標(biāo)變換，可計(jì)算出A點(diǎn)的全局坐標(biāo)。因此，在全局坐標(biāo)系下可繪制物料在破碎腔中的滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)軌跡。

2.2.6 下落速度vdown(α) 的求解

由式 (13) 可計(jì)算出在相對坐標(biāo)系下的絕對加速度ax和ay，必須將其變換到全局坐標(biāo)系下，如圖 8 所示。由式 (26) 可得物料在Y軸方向的加速度aY，當(dāng)時(shí)間步長 Δt特別小時(shí)，可認(rèn)為物料在每個(gè)步長內(nèi)的aY恒定。在整個(gè)排料半周期內(nèi)，物料作變加速度的加速滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)，任意時(shí)刻的下落速度vY,n+1通過式 (26)、(27) 迭代計(jì)算出，再將其與動(dòng)錐轉(zhuǎn)角α采用最小二乘法進(jìn)行二次擬合，可得物料在任意轉(zhuǎn)角α處的下落速度vdown(α)，如式 (28) 所示。

圖8 全局坐標(biāo)系下的絕對加速度Fig.8 Absolute acceleration in global coordinate system

式中：A1、B1、C1為擬合系數(shù)。

2.3 擠壓半周期物料運(yùn)動(dòng)特性分析

物料滑動(dòng)下落后會(huì)立即隨動(dòng)錐襯板旋擺上拱，破碎腔中的物料被緊密壓實(shí)，無向下運(yùn)動(dòng)趨勢，因此，擠壓半周期內(nèi)物料只作單純的單擺運(yùn)動(dòng)。(XB，YB) 為單擺起點(diǎn)坐標(biāo)，則物料單擺終點(diǎn)坐標(biāo) (XC，YC) 為

式中：θ為進(jìn)動(dòng)角，rad。

如圖 9 所示，物料上拱速度與相應(yīng)位置動(dòng)錐上拱速度一致，轉(zhuǎn)角α處物料的上拱速度vup(α) 沿徑向?yàn)榫€性分布，與定錐接觸處物料速度最小，與動(dòng)錐接觸處物料速度最大，即

圖9 物料上拱速度分布Fig.9 Distribution of upwards creeping speed of material

式中：vd為擺動(dòng)速度，m/s；τ為擺徑與X軸夾角，rad。

在任意半徑r處物料上拱速度

2.4 旋回破碎機(jī)理論生產(chǎn)率算例分析

以 PXF6089 旋回破碎機(jī)為例，對生產(chǎn)率進(jìn)行計(jì)算。PXF6089 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算參數(shù)如表 1 所列。

表1 PXF6089 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算參數(shù)Tab.1 Parameters of calculating productivity of PXF6089 gyratory crusher

若滿足給料充分、給料粒度均勻和給料可破碎性等要求，即可確保物料在旋回破碎機(jī)破碎腔中實(shí)現(xiàn)層壓破碎，而不是傳統(tǒng)的單顆粒破碎。

旋回破碎機(jī)的破碎層可根據(jù)破碎腔中單顆粒物料的運(yùn)動(dòng)軌跡來劃分，這樣既考慮了旋回破碎機(jī)本身的運(yùn)動(dòng)特性，同時(shí)又考慮了物料在破碎腔中的運(yùn)動(dòng)特性。具體分層方法：根據(jù)式 (25) 和式 (29) 可繪制破碎腔中單顆粒物料的運(yùn)動(dòng)軌跡，如圖 10 所示。A點(diǎn)為單顆粒物料的初始點(diǎn)，B點(diǎn)和C點(diǎn)為物料隨動(dòng)錐繞懸掛點(diǎn)的擺動(dòng)軌跡BC與動(dòng)錐母線的交點(diǎn)，過C點(diǎn)作擺動(dòng)軌跡切線，切線與定錐母線相交于D點(diǎn)，則切線DC與擺動(dòng)軌跡BC共同構(gòu)成了當(dāng)前破碎層的邊界線。散體物料在動(dòng)錐直線段經(jīng)過 3 次層壓破碎，在曲線段經(jīng)過 4 次層壓破碎，最后一個(gè)破碎層為堵塞層。

圖10 物料運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.10 Motion trajectory of material

根據(jù)式 (28)、(31) 對堵塞層物料豎直方向速度進(jìn)行繪制，如圖 11 所示。在排料半周期內(nèi)，物料作變加速度的加速下滑運(yùn)動(dòng)，下落速度vdown(α) 隨轉(zhuǎn)角α的增大而增大；在擠壓半周期內(nèi)，動(dòng)錐的上擺具有簡諧運(yùn)動(dòng)特點(diǎn)，上拱速度vup(α) 呈現(xiàn)出簡諧運(yùn)動(dòng)的規(guī)律。

圖11 堵塞層物料豎直方向速度Fig.11 Speed of material on clogging layer in vertical direction

將堵塞層物料的下落速度vdown(α) 和上拱速度vup(α) 代入動(dòng)錐在低轉(zhuǎn)速下的生產(chǎn)率模型 (式 (3)～(5))，計(jì)算出理論生產(chǎn)率Q=4 052.992 t/h。

3 生產(chǎn)率離散元法仿真驗(yàn)證

為確保旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算模型的可行性，采用離散元法進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

近年來，EDEM 軟件被廣泛應(yīng)用于破碎領(lǐng)域并取得了良好效果。Potyondyd 提出了一種用粘結(jié)顆粒模型 BPM (Bonded Particle Model) 模擬礦石破碎過程的先進(jìn)手段，該模型具有較好的數(shù)值計(jì)算特性[9]。Quist 和Evertsson 等人[10-13]都通過大量試驗(yàn)驗(yàn)證了 BPM 的準(zhǔn)確性。使用 EDEM 軟件采用 Hertz-Mindlin 和 BPM 模型對旋回破碎機(jī)礦石破碎過程進(jìn)行離散元仿真分析。

3.1 仿真模型建立

對旋回破碎機(jī)關(guān)鍵零部件進(jìn)行建模，簡化與仿真無關(guān)零部件。根據(jù)某選礦企業(yè)提供的礦石給料粒度曲線，將礦石粒度離散化處理，采用均勻分布方式確定各礦石顆粒的大小和數(shù)量，采用模具擠壓法，按照礦石實(shí)際的幾何形狀形成由填充顆粒構(gòu)成的礦石模型，在 EDEM 軟件后處理模塊中導(dǎo)出填充顆粒的位置坐標(biāo)及半徑，將其寫入 API 文件中的替換顆粒坐標(biāo)數(shù)據(jù)文件和顆粒替換文件，具體過程如圖 12 所示。

圖12 仿真模型建立Fig.12 Establishment of simulation model

3.2 仿真計(jì)算過程

3.2.1 參數(shù)設(shè)置

仿真破碎過程主要分為 3 個(gè)階段：顆粒替換、粘結(jié)鍵形成及粘結(jié)鍵斷裂，如圖 13 所示。為確保仿真的可靠性，需對礦石模型粘結(jié)鍵參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定。Quist采用夾逼處理的方法，以礦石宏觀力學(xué)特性為目標(biāo)，對細(xì)觀參數(shù)進(jìn)行標(biāo)定[14]。采用 EDEM 軟件模擬礦石單軸壓縮試驗(yàn)的方法來標(biāo)定鐵礦石模型的粘結(jié)鍵參數(shù)，如表 2 所列。材料屬性和材料間接觸屬性根據(jù)資料和文獻(xiàn)設(shè)定[15]，分別如表 3、4 所列。

圖13 仿真破碎過程Fig.13 Simulation of crushing process

表2 礦石力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanical parameters of ore

表3 材料屬性Tab.3 Material properties

表4 材料間接觸屬性Tab.4 Contact properties of material

3.2.2 仿真過程

選取固定時(shí)間步長 (Rayleigh 步長的 5%)，文件自動(dòng)保存時(shí)間間隔為 0.01 s，仿真時(shí)間為 15 s，文件大小為 10～ 30 GB。仿真過程如圖 14 所示。

圖14 仿真過程Fig.14 Simulation process

3.3 仿真結(jié)果分析

在 EDEM 軟件后處理模塊中將質(zhì)量傳感器放置于集料槽處，以統(tǒng)計(jì)集料槽內(nèi)破碎產(chǎn)品的質(zhì)量。

由圖 15 可知，產(chǎn)量曲線分為 4 個(gè)階段：初始階段 (0～ 0.85 s)，包括物料生成、顆粒替換和落入破碎腔；產(chǎn)量不平穩(wěn)階段 (0.85～ 3.13 s)，只有少許物料以單顆粒破碎形式破碎；產(chǎn)量平穩(wěn)階段 (3.13～ 10.24 s)，物料完全進(jìn)入破碎腔并以層壓破碎形式破碎，產(chǎn)量平穩(wěn)增加；最終階段 (10.24～ 15.00 s)，破碎腔內(nèi)剩余的物料以單顆粒破碎形式被逐漸破碎。取產(chǎn)量平穩(wěn)階段作為計(jì)算對象，采用平均生產(chǎn)率計(jì)算公式

圖15 產(chǎn)量隨時(shí)間變化曲線Fig.15 Variation curve of throughput with time

式中：Q(t1)、Q(t2) 為不同時(shí)刻生產(chǎn)量，t。計(jì)算得出平均生產(chǎn)率Qa=3 715.20 t/h。

為了更好地分析旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率，需對導(dǎo)出的產(chǎn)量數(shù)據(jù)進(jìn)行相應(yīng)后處理工作：使t2～t1趨于很小的值，按照式 (32) 計(jì)算得出的生產(chǎn)率為瞬時(shí)生產(chǎn)率。根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制瞬時(shí)生產(chǎn)率隨時(shí)間的變化曲線，如圖16 所示。

圖16 瞬時(shí)生產(chǎn)率隨時(shí)間變化曲線Fig.16 Variation curve of instantaneous productivity with time

由圖 16 可知，瞬時(shí)生產(chǎn)率曲線也分為 4 個(gè)階段：初始階段，瞬時(shí)生產(chǎn)率為 0；生產(chǎn)率上升階段，大量粒度小于破碎機(jī)排料口尺寸的物料未經(jīng)破碎直接被排出，導(dǎo)致生產(chǎn)率激增；生產(chǎn)率波動(dòng)階段，生產(chǎn)率在 3 700～ 4 200 t/h 之間小幅波動(dòng)；生產(chǎn)率下降階段，破碎腔中物料逐漸減少，導(dǎo)致生產(chǎn)率逐漸降低。

4 現(xiàn)場測量試驗(yàn)驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證該生產(chǎn)率模型的可行性和可靠性，對某選礦廠 PXF6089 旋回破碎機(jī)的生產(chǎn)率進(jìn)行現(xiàn)場測量。如圖 17 所示，現(xiàn)場測量試驗(yàn)包括物料卸載、破碎起始、破碎終止和產(chǎn)量測量。在輸送帶托輥下方安裝稱重傳感器 (皮帶秤)，用于實(shí)時(shí)測量和記錄破碎產(chǎn)品質(zhì)量。經(jīng)過近一年的記錄，實(shí)際測量的 PXF6089旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率為 3 600～ 4 100 t/h。

圖17 現(xiàn)場測量試驗(yàn)Fig.17 Field test

將 PXF6089 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率理論計(jì)算值、離散元仿真值和現(xiàn)場測量數(shù)據(jù)匯總，如表 5 所列。

表5 PXF6089 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率匯總Tab.5 Summarization of productivity of PXF6089 gyratory crusher t/h

由表 5 可知，PXF6089 旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率理論計(jì)算值略大，這是由于生產(chǎn)率計(jì)算模型是基于層壓破碎理論建立的，它滿足充分給料、給料粒度均勻、給料可破碎性等基本前提和假設(shè)，是一種理想的工作狀態(tài)，該數(shù)值在仿真和現(xiàn)場測量的可行域中，驗(yàn)證了該生產(chǎn)率理論計(jì)算模型的可行性。

5 結(jié)論

(1) 對物料在擠壓和排料半周期的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究，推導(dǎo)了物料的運(yùn)動(dòng)方程，并采用數(shù)值計(jì)算方法求解。

(2) 依據(jù)物料運(yùn)動(dòng)特性和層壓破碎理論，提出了根據(jù)單顆粒物料運(yùn)動(dòng)軌跡對旋回破碎機(jī)腔型分層劃分方法，建立了動(dòng)錐在低轉(zhuǎn)速下物料以滑動(dòng)方式通過破碎腔的旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算模型。

(3) 采用 EDEM 軟件進(jìn)行仿真分析和實(shí)際生產(chǎn)測量，驗(yàn)證了低速旋回破碎機(jī)理論生產(chǎn)率計(jì)算模型的可行性，但該模型是基于層壓破碎理論建立的，是理想工作狀態(tài)，造成理論值偏大，可視為 PXF6089 旋回破碎機(jī)的最大生產(chǎn)率。