Обгрунтування конструктивних параметрів та режимів роботи млинів примусового подрібнення з обертальним інтенсифікатором

Мінімальній встановленій потужності приводів відповідає або загальмований інтенсифікатор, або його робота при малих проковзуваннях, коли момент обертання інтенсифікатора від-сутній або спрямований в той же бік, що й момент від привода барабана. 

Ілюстрація висновку – побудування з довірчими зонами на рис. 14. 

 при подрібненні міцних матеріалів забезпечити значний тиск та водночас спростити конструкцію млина можна вивільненням інтенсифікатора. Таке рішення, на відміну від інтенсифікатора з приводом, істотно спрощує конструкцію млина при несуттєвому зменшенні його енергонапруженості та продуктивності. Доведено, що за цих умов проковзування інтенсифікатора малі, а тиск – майже найбільший. При підвищенні частоти обертання млина момент обертання змінюється мало. Вплив заповнення барабана у досліджених межах варіювання незначний. 

У п'ятому розділі на основі досліджень динаміки вивантаження продуктів профіль криволінійних елеваторів млинів з відносно низькими частотами обертання та коефіцієнтами тертя вивантажувальних частинок з поверхнею елеватора на відміну від відомого графоаналітичного методу пропонується виконувати за допомогою отриманого теоретичним шляхом рівняння одночасного початку ковзання: 

 

причому раціональні координати точки поєднання елеватора з розвантажувальним конусом млина (рис. 15) визначаються як 

 

де RH – радіус розвантажувального конуса, а м – коефіцієнт взаємного тертя поверхні елеватора та часток внутрішньомлинового завантаження. 

За результатами експериментів продуктивність елеваторів із запропонованим профілем на 50% вища у порівнянні з радіальними. 

Шляхом досліджень траєкторій вивантажувальних часток встановлено, що для відносно підвищених частот обертання та густини вивантажувальної пульпи профіль криволінійних елеваторів слід виконувати з відносно підвищеною у порівнянні з профілем одночасного ковзання кривизною. Встановлено, що при відносній координаті початку ковзання не вище 0, 3 траєкторії руху частинок продукту пересікаються з поперечним розрізом розвантажувального конуса, що свідчить про ефективність їх виведення із барабану (рис. 16). 

У шостому розділі при визначенні коефіцієнта заповнення барабану та кінематичних параметрів внутрішньомлинового завантаження з урахуванням циліндричного профілю інтенсифікатора за вихідну запропонована схема рис. 17. 

З урахуванням того, що

 

тривалість циклу обертання 

 

та складові повного об'єму барабана, а саме шару обвалення та зони клина 

 

 

Для точнішого визначення тиску на поверхні взаємодії «кли-на» та шару обвалення, на відміну від відомого підходу, запропоноване врахування впливу зусиль тяжіння, що важливо для низьких (до-критичних) частот обертання млина, коли відцентрові зусилля та вага частинок шару обвалювання близькі. За розрахункову – схема рис. 18. 

В результаті уточнена нормальна складова напруженості на поверхні взаємодії клиноподібної зони та шару обвалення 

 

напруженості, зусилля, обертальні моменти та тиск у межах клиноподібної зони млина з циліндричним профілем інтенсифікатора запропоновано визначати, на відміну від відомого підходу, з урахуванням проковзування інтенсифікатора та одночасного обтискання клиноподібної зони, центрифугуючого шару та змінної жорсткості футерівки барабана. підхід базується на припущенні про лінійну залежність між напруженістю та деформацією всередині клиноподібної зони як суцільного, пружного та однорідного сипкого середовища, на урахуванні впливу кута нахилу зусиль на її поверхні на напруженість всередині. При розробці положень по визначенню напружень клиноподібна зона поділена на три частини: основну та допоміжну (біля інтенсифікатора) зони розширення, зону звуження. Кожна з них поділена радіальними розрізами на однакові за розміром сектори, на яких діють нормальні та дотичні напруженості. Як приклад – розрахункова схема визначення напруженості на центрифугуючому кільці за рахунок нормальних складових напруженостей на радіальних розрізах (рис. 19). 

 

Змінюванням i від 1 до іKmax та складанням i () K визначена складова нормальної напруженості у точці MK за рахунок усіх ділянок розрізу АKЕK з нормальними напруженостями iK

 

Інтегруванням у межах іB... іЕ визначена складова нормальної напруженості 

 

Відповідна складова моменту обертання барабану M

У роботі запропоновані необхідні розрахункові схеми та відпрацьовані розрахункові формули для визначення впливу напруженостей центрифугуючого шару на ділянки радіальних розрізів, напруженостей попереднього радіального розрізу на наступний, визначений вплив клиноподібної зони на інтенсифікатор, напруженості ділянок розширення клина та проекції зусиль і момент обертання інтенсифікатора. 

У сьомому розділі вперше визначені додаткові складові потужності взаємного тертя клиноподібної зони і шару обвалення

 

які, на відміну від відомого виразу, враховують вплив зусиль тяжіння та нову, циліндричну форму інтенсифікатора (тут за базову потужність Nбаз=сg1, 5Rб3, 5, Вт). 

Показано, що значні обертальні моменти нових млинів спонукають до використання дводвигунного варіанту зубчастого привода, зокрема, з синхронними двигунами і що вибирати пристрій вирівнювання їх навантажень слід з урахуванням отриманого виразу необхідної компенсаційної здатності

 

який, на відміну від відомих, враховує одночасний вплив гармонічних та постійних (або повільно змінюваних) кутових розбіжностей роторів залежно від розмірів та частот обертання млинів (тут t – термін переналагодження привода в роках; nH – номінальні оберти двигунів, об/хв). 

Доведено, що межу доцільного застосування пристрою електричного вирівнювання навантажень слід визначати за допомогою отриманої узагальненої поліномної моделі 

 

найменш допустимих номінальних обертів синхронних двигунів (х1, х2, х3 – кодовані РН, КЗ та КС при межах варіювання 800... 3600 кВт, 1, 117... 1, 392 та 0. 9... 1. 1 відповідно). Дисперсія адекватності моделі 15,