李　強(qiáng)　鞏亞?wèn)|　宋偉剛

東北大學(xué)，沈陽(yáng)，110819

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基于物料運(yùn)動(dòng)特性的旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率分析

李強(qiáng)鞏亞?wèn)|宋偉剛

東北大學(xué)，沈陽(yáng)，110819

為研究旋回破碎機(jī)動(dòng)錐低速運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)下對(duì)散體物料的破碎性能并改善破碎腔型，結(jié)合物料在破碎腔內(nèi)的運(yùn)動(dòng)和力學(xué)特性，提出了破碎機(jī)生產(chǎn)率計(jì)算方法。從分層破碎原理出發(fā)，基于破碎腔幾何結(jié)構(gòu)，研究物料在排料和擠壓半周期的運(yùn)動(dòng)形式，并對(duì)運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行繪制；再根據(jù)物料在阻塞層的上拱速度和排料速度對(duì)生產(chǎn)率進(jìn)行求解，并以PXF6089旋回破碎機(jī)為算例，進(jìn)行離散元方法和實(shí)際生產(chǎn)驗(yàn)證。仿真及物理實(shí)驗(yàn)證明該計(jì)算方法可行。

旋回破碎機(jī); 運(yùn)動(dòng)特性; 生產(chǎn)率; 離散元方法

0　引言

在煤炭礦山、建筑建材等工業(yè)部門，為提高燃料燃燒效率或?qū)ΦV物有用成分進(jìn)行解離，需對(duì)原礦進(jìn)行碎磨加工。目前，已出現(xiàn)基于電、熱、磁、聲等的多種新型破碎方法，但基于經(jīng)濟(jì)性考慮，各選礦企業(yè)仍以機(jī)械破碎為主，其中旋回破碎機(jī)可完成巖石粗中碎。

為提高企業(yè)經(jīng)濟(jì)效益，需對(duì)旋回破碎機(jī)生產(chǎn)性能進(jìn)行深入研究，提高產(chǎn)品生產(chǎn)率。而散體物料通過(guò)破碎腔的運(yùn)動(dòng)方式直接影響破碎機(jī)生產(chǎn)效率，所以需建立物料流動(dòng)方程并研究物料運(yùn)動(dòng)軌跡。國(guó)內(nèi)外已有學(xué)者在破碎機(jī)生產(chǎn)性能方面開(kāi)展相關(guān)研究。文獻(xiàn)[1-4]提出了分層破碎原理，并采用選擇函數(shù)、破碎函數(shù)和分級(jí)函數(shù)建立矩陣模型對(duì)破碎機(jī)破碎性能進(jìn)行預(yù)測(cè)。

文獻(xiàn)[5-8]結(jié)合Evertsson的研究成果，提出了圓錐破碎機(jī)生產(chǎn)率建模新方法，并以此為主目標(biāo)對(duì)破碎腔型進(jìn)行多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化，根據(jù)該理論制成物理樣機(jī)，破碎性能顯著提高。Atta等[9]以物料流動(dòng)模型和破碎產(chǎn)品粒度模型為理論基礎(chǔ)，通過(guò)控制閉邊排料口尺寸和動(dòng)錐轉(zhuǎn)速來(lái)提高破碎機(jī)生產(chǎn)性能。

目前對(duì)破碎機(jī)生產(chǎn)率的研究大多基于細(xì)碎圓錐式破碎機(jī)，該類型破碎機(jī)襯板與巖石之間作用力及壓縮比較小，為實(shí)現(xiàn)生產(chǎn)性能優(yōu)化，需提高動(dòng)錐旋擺速度以實(shí)現(xiàn)物料在排料半周期的自由落體運(yùn)動(dòng)。而中粗碎旋回破碎機(jī)破碎比較大，破碎過(guò)程中巖石對(duì)襯板作用力大，若采用較高的旋擺速度易加速襯板磨損，會(huì)降低破碎機(jī)使用壽命。所以散體物料在旋回破碎機(jī)與圓錐破碎機(jī)破碎腔中流動(dòng)模型不同，以滑動(dòng)形式為主，物料受力復(fù)雜。雖然Evertsson等[2]基于牛頓運(yùn)動(dòng)定律和加速度合成定理對(duì)散體物料流動(dòng)模型進(jìn)行了深入研究，但該模型過(guò)于復(fù)雜，解析解求解困難，故需在保證生產(chǎn)率理論解與實(shí)際生產(chǎn)結(jié)果相符的前提下，對(duì)物料流動(dòng)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理或重新建立物料在腔體中的流動(dòng)模型。

本文在充分研究旋回破碎機(jī)動(dòng)錐低速運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下破碎腔中散體物料在排料和擠壓半周期的流動(dòng)特性，并忽略如小擺角造成的曲線運(yùn)動(dòng)等運(yùn)動(dòng)學(xué)次要因素，提出了建立物料流動(dòng)模型及旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率模型的新方法。以PXF6089旋回破碎機(jī)為算例，通過(guò)離散元仿真方法和實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)對(duì)模型準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。

1　散體物料在破碎腔中的運(yùn)動(dòng)形式

物料在破碎腔中的運(yùn)動(dòng)形式主要取決于動(dòng)錐轉(zhuǎn)速及動(dòng)錐在給料口和排料口的擺動(dòng)行程。物料運(yùn)動(dòng)主要存在三種形式：沿動(dòng)錐襯板和物料群滑動(dòng)、自由落體運(yùn)動(dòng)以及自由落體和滑動(dòng)并存[8]。

根據(jù)Evertsson的研究，在實(shí)際工況下，將物料運(yùn)動(dòng)形式發(fā)生轉(zhuǎn)變的兩個(gè)極限轉(zhuǎn)速定義為n1和n2。若動(dòng)錐旋擺速度小于n1，物料發(fā)生純滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)；若動(dòng)錐旋擺速度大于n2，物料將發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)；若轉(zhuǎn)速介于n1和n2之間，當(dāng)物料靠近給料口時(shí)，發(fā)生滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)，而在排料口附近將發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)[8]，即

(1)

(2)

式中，S1、S2分別為動(dòng)錐在入料口和排料口的擺動(dòng)行程；t1、t2分別為物料發(fā)生自由落體運(yùn)動(dòng)和滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)的臨界時(shí)間；αB為動(dòng)錐底角。

2　旋回破碎機(jī)物料運(yùn)動(dòng)軌跡

2.1PXF6089破碎機(jī)破碎腔結(jié)構(gòu)參數(shù)分析

PXF6089旋回破碎機(jī)動(dòng)錐襯板母線由多段相互連接的直線段構(gòu)成，但各直線段斜率差別不大。為便于研究，將動(dòng)錐襯板母線阻塞點(diǎn)以上部分在以懸掛點(diǎn)為原點(diǎn)、豎直方向?yàn)閥軸的絕對(duì)坐標(biāo)系下進(jìn)行一元線性回歸擬合，取母線上各線段的端點(diǎn)為擬合點(diǎn)，得到動(dòng)錐母線在擠壓半周期極限位置的直線方程：

y=5.251x+2117

(3)

相似度R2=0.9942，該擬合直線的斜率K1=5.251，傾斜角αB=79.2177°。PXF6089旋回破碎機(jī)在給料口、排料口動(dòng)錐擺動(dòng)行程分別為S1=8mm，S2=44mm，可計(jì)算出物料發(fā)生純滑動(dòng)的臨界轉(zhuǎn)速n2=137r/min，而該型號(hào)破碎機(jī)推薦動(dòng)錐擺速n=120r/min，因此，物料在破碎腔的運(yùn)動(dòng)為純滑動(dòng)形式。

2.2擠壓半周期物料運(yùn)動(dòng)軌跡

當(dāng)物料破碎過(guò)程趨于穩(wěn)定時(shí)，擠壓半周期內(nèi)破碎腔中物料嚴(yán)密壓實(shí)，無(wú)向下流動(dòng)趨勢(shì)，其運(yùn)動(dòng)形式由動(dòng)錐轉(zhuǎn)速?zèng)Q定。當(dāng)動(dòng)錐轉(zhuǎn)速小于滑動(dòng)臨界轉(zhuǎn)速時(shí)，物料沿其他物料群或襯板發(fā)生純滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)，且兩種運(yùn)動(dòng)形式及受力狀態(tài)相似。

取第i破碎層靠近動(dòng)錐襯板某物料質(zhì)點(diǎn)為研究對(duì)象，為便于觀察物料運(yùn)動(dòng)形式，對(duì)動(dòng)錐擺動(dòng)行程適當(dāng)放大，如圖1所示。

圖1　擠壓半周期物料運(yùn)動(dòng)軌跡

擠壓半周期內(nèi)物料運(yùn)動(dòng)形式為以懸掛點(diǎn)O為圓心、物料質(zhì)心到懸掛點(diǎn)距離Ri為矢徑的單擺運(yùn)動(dòng)，該運(yùn)動(dòng)最大擺角γ為動(dòng)錐進(jìn)動(dòng)角的兩倍，則物料擺動(dòng)軌跡為弧線ABC，而國(guó)內(nèi)外生產(chǎn)的旋回破碎機(jī)進(jìn)動(dòng)角大多小于0.5°，因此，可將物料運(yùn)動(dòng)軌跡近似成一條直線AD，擺動(dòng)行程li為

li=Riγ

(4)

設(shè)物料在第i破碎層排料口極限位置A點(diǎn)的坐標(biāo)為(xA，yA),則物料質(zhì)點(diǎn)到懸掛點(diǎn)O的矢徑Ri及物料運(yùn)動(dòng)軌跡AD方程分別為

(5)

(6)

設(shè)該軌跡終點(diǎn)坐標(biāo)為D(xD，yD),根據(jù)兩點(diǎn)之間距離公式及矢徑擺動(dòng)行程，可得D點(diǎn)坐標(biāo)為(xA-γyA，yA+γxA)，則物料在擠壓半周期運(yùn)動(dòng)軌跡可唯一確定。

將該破碎層物料的運(yùn)動(dòng)速度在全局坐標(biāo)系下進(jìn)行分解，水平方向運(yùn)動(dòng)使物料發(fā)生擠壓破碎，豎直方向運(yùn)動(dòng)使物料上拱，物料上拱速度為

(7)

其中，ω為物料質(zhì)點(diǎn)在縱截面上單擺擺動(dòng)速度，該參數(shù)與物料運(yùn)動(dòng)時(shí)間t、動(dòng)錐旋擺角速度ωn及進(jìn)動(dòng)角γ相關(guān)，即

ω=ωnγsinωnt

(8)

設(shè)ξ為矢徑和動(dòng)錐母線之間的夾角，根據(jù)兩直線夾角定理，該參數(shù)與矢徑斜率K2和動(dòng)錐母線斜率K1相關(guān)，即

(9)

2.3排料半周期物料運(yùn)動(dòng)軌跡

取第i個(gè)破碎層靠近動(dòng)錐襯板某物料質(zhì)點(diǎn)為研究對(duì)象，如圖2所示。

圖2　排料半周期物料運(yùn)動(dòng)軌跡

以物料質(zhì)心為原點(diǎn)，以襯板母線方向?yàn)閥軸建立相對(duì)坐標(biāo)系x′o′y′。相對(duì)坐標(biāo)系在全局坐標(biāo)系下最大擺角γ=0.012rad，忽略動(dòng)錐的擺動(dòng)，則相對(duì)坐標(biāo)系只發(fā)生平移運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)形式為沿動(dòng)錐襯板或其他物料群滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)和垂直于矢徑Ri勻速直線運(yùn)動(dòng)的合成，將這兩個(gè)運(yùn)動(dòng)在相對(duì)坐標(biāo)系下進(jìn)行正交分解，設(shè)起點(diǎn)A坐標(biāo)為(xA，yA)，則物料在第i個(gè)破碎層的運(yùn)動(dòng)軌跡為

(10)

則排料半周期第i個(gè)破碎層物料在全局坐標(biāo)系的運(yùn)動(dòng)軌跡方程為

(11)

若散料可破碎，且在破碎過(guò)程中滿足充分平穩(wěn)給料，忽略動(dòng)錐自轉(zhuǎn)和物料切向運(yùn)動(dòng)的影響。根據(jù)式(5)～式(11)，在MATLAB環(huán)境下對(duì)PXF6089旋回破碎機(jī)破碎腔物料運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行繪制，如圖3所示。

圖3　PXF6089旋回破碎機(jī)物料運(yùn)動(dòng)軌跡

3　PXF6089旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率建模

破碎機(jī)生產(chǎn)率的研究大多基于物料在破碎腔內(nèi)自由落體運(yùn)動(dòng)而開(kāi)展，未考慮當(dāng)動(dòng)錐轉(zhuǎn)速過(guò)低時(shí)，物料的滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。為了對(duì)PXF6089旋回破碎機(jī)性能進(jìn)行預(yù)測(cè)和優(yōu)化，需對(duì)其生產(chǎn)率進(jìn)行理論建模。

圖4　破碎機(jī)阻塞層橫截面結(jié)構(gòu)參數(shù)

根據(jù)物料運(yùn)動(dòng)特性，在排料半周期內(nèi)，物料運(yùn)動(dòng)可在全局坐標(biāo)系下分解為沿豎直和水平兩個(gè)方向的運(yùn)動(dòng)。在豎直方向上位移可表示為f(t)，對(duì)其進(jìn)行一階求導(dǎo)，可表示在t時(shí)刻物料運(yùn)動(dòng)速度。

圖4中A點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的是擠壓半周期的極限位置，C點(diǎn)為排料半周期的極限位置，物料在A、C點(diǎn)的速度分別與破碎層縱截面中物料在每一破碎層的滑動(dòng)起點(diǎn)和終點(diǎn)速度相等，且圖4中速度基于α的分布與縱截面中速度基于時(shí)間的分布是相同的。因此，物料在阻塞層的排料速度為

(12)

同理，物料在排料半周期阻塞層C點(diǎn)和D點(diǎn)的速度與阻塞層縱截面起點(diǎn)和終點(diǎn)的速度相等，且阻塞層基于α的速度分布與基于時(shí)間的速度分布相同，則物料在阻塞層的上拱速度為

(13)

結(jié)合余弦定理，則物料在阻塞層的排料量和上拱量分別為

(14)

(15)

4　PXF6089生產(chǎn)率模型離散元驗(yàn)證

4.1礦石物料物性參數(shù)標(biāo)定

為保證理論模型的準(zhǔn)確性和有效性，需對(duì)以PXF6089旋回破碎機(jī)為算例的生產(chǎn)率模型進(jìn)行驗(yàn)證。根據(jù)破碎機(jī)在低速狀態(tài)下的生產(chǎn)率模型及PXF6089旋回破碎機(jī)推薦幾何結(jié)構(gòu)和運(yùn)動(dòng)參數(shù)(表1)，設(shè)物料在破碎腔的松散密度為1.6 t/m3。則可計(jì)算其理論生產(chǎn)率Q=3997.44 t/h。

表1　PXF6089旋回破碎機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)和結(jié)構(gòu)特性

近年來(lái)，隨著對(duì)高精度、高復(fù)雜度破碎過(guò)程模型的需求，一些計(jì)算機(jī)軟件(如EDEM)被廣泛采納并應(yīng)用于破碎領(lǐng)域，取得了很好的效果[10-13]。由于破碎過(guò)程模型的建立主要依賴于巖石本構(gòu)參數(shù)，而目前對(duì)該參數(shù)的研究多從黏結(jié)顆粒模型(bonded particle model，BPM)著手[14-17]，采用夾逼處理的方法，以巖石的宏觀力學(xué)特性為指標(biāo)進(jìn)行微觀參數(shù)標(biāo)定[18]。對(duì)PXF6089旋回破碎機(jī)常規(guī)處理的鐵礦石進(jìn)行BPM平行鍵參數(shù)標(biāo)定，具體標(biāo)定參數(shù)及其他散體物料物性參數(shù)見(jiàn)表2。

表2　巖礦物料物性參數(shù)

4.2基于EDEM旋回破碎機(jī)工作過(guò)程仿真

根據(jù)某選礦企業(yè)提供的礦石物料粒度分布形式，對(duì)給料巖礦進(jìn)行離散化處理，并采用模具擠壓的方法按照實(shí)際礦石形態(tài)建立礦石模型。對(duì)PXF6089旋回破碎機(jī)進(jìn)行結(jié)構(gòu)和運(yùn)動(dòng)建模并簡(jiǎn)化處理，其工作過(guò)程的仿真主要包括三個(gè)階段：顆粒物料替換、平行鍵生成及物料破碎。選擇數(shù)據(jù)記錄時(shí)間間隔為0.01 s，仿真時(shí)間為25 s，計(jì)算機(jī)實(shí)際工作時(shí)間為123 h，文件大小為70 GB。圖5所示為不同時(shí)刻物料破碎仿真過(guò)程。

(a)t=0.4 s(b)t=4.6 s

(c)t=9 s(d)t=13 s圖5　PXF6089旋回破碎機(jī)工作過(guò)程仿真

4.3仿真結(jié)果分析

在EDEM后處理模塊中，建立質(zhì)量傳感器，可記錄PXF6089旋回破碎機(jī)破碎產(chǎn)量，如圖6所示。

圖6　PXF6089旋回破碎機(jī)產(chǎn)量

從圖6可看出，在2 s前破碎機(jī)產(chǎn)量較少，此時(shí)物料剛下落，未填滿破碎腔；物料填滿破碎腔后，物料破碎產(chǎn)量直線上升，破碎均勻；14 s后物料破碎基本完成，產(chǎn)量增加趨于平緩。

為計(jì)算破碎機(jī)瞬時(shí)生產(chǎn)率，需提取離散元中數(shù)據(jù)，并進(jìn)行相應(yīng)處理，如圖7所示。從圖7可看出，在2 s前，巖礦未填滿破碎腔，隨礦石物料逐漸下落，破碎機(jī)生產(chǎn)率直線上升。在4 s時(shí)，瞬時(shí)生產(chǎn)率達(dá)到3400 t/h。在6 s到12 s內(nèi)，物料在破碎機(jī)滿載工作狀態(tài)下進(jìn)行破碎，可看出此過(guò)程破碎機(jī)生產(chǎn)率為3700 t/h，且存在波動(dòng)，但基本穩(wěn)定在3500～4000 t/h之間。在12 s后，瞬時(shí)生產(chǎn)率急劇下降，破碎腔內(nèi)物料減少，破碎效率降低。

圖7　PXF6089旋回破碎機(jī)瞬時(shí)生產(chǎn)率

5　PXF6089生產(chǎn)率現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量

為驗(yàn)證生產(chǎn)率理論公式計(jì)算的可靠性，還需對(duì)某選礦廠旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量，該選礦廠選用一臺(tái)PXF6089旋回破碎機(jī)作為粗碎設(shè)備。完成物料卸載、擠壓破碎和產(chǎn)量的記錄，如圖8所示。為記錄實(shí)際生產(chǎn)率，選礦廠采用在輸送帶托輥下方安裝稱重傳感器(即皮帶秤)的方式實(shí)時(shí)監(jiān)控并記錄產(chǎn)量。經(jīng)過(guò)近一年的記錄，在排礦口調(diào)整為170 mm情況下，實(shí)際測(cè)量PXF6089旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率為3500～4000 t/h。

(a)物料卸載(b)物料破碎起始

(c)物料破碎終止(d)產(chǎn)量記錄圖8　PXF6089旋回破碎機(jī)工作過(guò)程

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(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)匯總，見(jiàn)表3。

表3　PXF6089旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率匯總　t/h

從表3可看出，計(jì)算、仿真和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)趨于一致，但理論值偏大，因?yàn)楫?dāng)物料在排料半周期從擠壓極限位置向排料極限位置運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中，矢徑發(fā)生變化，而理論計(jì)算所代入矢徑為最大值，因此，理論生產(chǎn)率偏大，但該數(shù)值仍在仿真和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量可行參數(shù)域中，證明生產(chǎn)率計(jì)算模型可行。

6　結(jié)論

(1)基于層壓破碎原理，對(duì)物料在擠壓和排料半周期運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究，并利用MATLAB對(duì)物料通過(guò)破碎腔運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行繪制。

(2)基于物料和破碎機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)特性及物料在破碎腔受力特性，建立低速旋回破碎機(jī)生產(chǎn)率理論模型。

(3)以PXF6089旋回破碎機(jī)為算例，進(jìn)行離散元仿真和實(shí)際生產(chǎn)驗(yàn)證，所得生產(chǎn)率理論計(jì)算值在仿真和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)參數(shù)域中，但由于對(duì)計(jì)算方法進(jìn)行簡(jiǎn)化，造成理論值偏大，故該值可作為PXF6089的最大生產(chǎn)率。

[1]Evertsson C M，Bearman R A. Investigation Interparticle Breakage as Applied to Cone Crushing[J]. Minerals Engineering，1997，10(2)：199-214.

[2]Evertsson C M.Modelling of Flow in Cone Crushers[J]. Minerals Engineering，1999，12(12)：1479-1499.

[3]Evertsson C M. Output Prediction of Cone Crushers[J]. Minerals Engineering，1998，11(3)：215-231.

[4]Lindqvist M，Evertsson C M. Improved Flow and Pressure Model for Cone Crushers[J]. Minerals Engineering，2004，17(11/12):1217-1225.

[5]Huang Dongming， Fan Xiumin，Wu Dianliang，et al.Multi-objective Planning of Cone Crusher Chamber，Output and Size Reduction[J].Minerals Engin-eering，2009，22(12)：1091-1093.

[6]Dong Gang，Huang Dongming,Fan Xiumin. Cone Crusher Chamber Optimization Using Multiple Constraints[J].International Journal of Mineral Processing，2009，93(2)：204-208.

[7]Dong Gang，F(xiàn)an Xiumin，Huang Dongming. Analysis and Optimization of Cone Crusher Performance[J].Minerals Engineering，2009，22(12): 1091-1093.

[8]黃東明.擠壓類破碎機(jī)工作機(jī)理和工作性能優(yōu)化研究[D].上海：上海交通大學(xué)，2007.

[9]Atta K T, Johansson A, Gustafsson T. Control Oriented Modeling of Flow and Size Distribution in Cone Crushers[J].Minerals Engineering, 2014, 56(2):81-90.

[10]Weerasekara N S，Powell M S，Cleary P W，et al. The Contribution of DEM to the Science of Comminution[J]. Powder Technology，2013，248(248)：3-24.

[11]Lichter J, Lim K, Potapov A, et al. New Developments in Cone Crusher Performance Optimization[J].Minerals Engineering,2009, 22(7):613-617.

[12]Quist J.Cone Crusher Modeling and Simulation-development of a Virtual Rock Crushing Enviro-nment Based on the Discrete Element Method with Industrial Scale Experiments for Validation[R]. G?teborg: Chalmers University of Technology, 2012.

[13]Morrison R D，Shi F，Whyte R. Modeling of Incremental Rock Breakage by Impact-for Use in DEM Models[J]. Minerals Engineering，2007，20(3)：303-309.

[14]Potyondya D O，Cundall P A. A Bonded-particle Model for Rock[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences，2004，41(8)：1329-1364.

[15]Ding Xiaobing，Zhang Lianyang.A New Contact Model to Improve the Simulated Ratio of Unconfined Compressive Strength to Tensile Strength in Bonded Particle Models[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences，2014，69：111-119.

[16]Manouchehrian A，Sharifzadeh M，Marji M F，et al. A Bonded Particle Model for Analysis of the Flaw Orientation Effect on Crack Propagation Mechanism in Brittle Materials under Compression[J].Archives of Civil and Mechanical Engineering，2014，14(1)：40-52.

[17]Obermayr M, Dressler K, Vrettos C, et al. A Bonded-particle Model for Cemented Sand[J]. Computers & Geotechnics, 2013, 49(49):299-313.

[18]Quist J.Cone Crusher Modelling and Simulation[D].Nybro:Chalmers University of Technology，2012.

(編輯陳勇)

Gyratory Crusher Productivity Analysis Based on Kinematic Characteristics of Materials

Li QiangGong YadongSong Weigang

Northeastern University,Shenyang,110819

For investigating the bulk material breakage performance of gyratory crusher under the low speed of mantle and improving the structure of crushing chamber, combining with the kinematic and dynamic characteristics of materials,a calculation method of productivity was proposed. On the basis of Layered breakage theory and the structure of crushing chamber, the bulk material motion forms of discharge and compressive half cycle were researched and the trajectories were draw. Productivity was solved based on the materials velocity of upward and downward in the choke layer. Numerical results of PXF6089 gyratory crusher were presented. The data of actual production and discrete element method were adopted to verify the results accuracy. Simulation results and physical experimental results show the calculation method is accurate.

gyratory crusher; kinematic characteristics; productivity; discrete element method (DEM)

2015-09-30

TD451

10.3969/j.issn.1004-132X.2016.15.008

李強(qiáng)，男，1986年生。東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院博士研究生。主要研究方向?yàn)榈V山機(jī)械。鞏亞?wèn)|，男，1958年生。東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院教授、博士研究生導(dǎo)師。宋偉剛，男，1963年生。東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院教授、博士。