新型惯性圆锥破碎机的减振性能

任廷志 黄凯锋 程加远 张子龙 金 昕

燕山大学国家冷轧板带装备及工艺工程技术研究中心，秦皇岛，066004

0 引言

惯性圆锥破碎机具有大且可调的破碎力，是能破碎任何硬度的脆性物料的节能超细碎设备，在物料破碎加工领域得到了广泛的应用并产生了极大的社会效益与经济效益[1]。惯性圆锥破碎机在工作过程中产生的巨大不平衡惯性力导致其有较大的振动，因此惯性圆锥破碎机不但需要较为笨重的机体结构，而且其减振基础受到十分强烈的交变动载荷，增加了惯性圆锥破碎机的维护成本。

为解决上述问题，进一步提高惯性圆锥破碎机的工作性能，国内外许多学者进行了大量的研究工作。夏晓鸥等[2]对惯性圆锥破碎机的隔振系统进行了分析与创新，采用二次隔振的方式从隔振的角度对惯性圆锥破碎机进行研究，取得了一定的成效；王海涛等[3]研制了一种双激振器动平衡式惯性圆锥破碎机，在主激振器的附近增加了一个平衡激振器，对设备的惯性力进行了平衡；BELOTSERKOVSKIY[4]研究了惯性圆锥破碎机的平衡方法，在驱动轴处增加了2块用于平衡惯性力和惯性力矩的平衡激振器。以上做法均达到了一定的效果，但未充分利用增加的激振器所产生的惯性力。

笔者在前人研究成果的基础上，研制了一种新型惯性圆锥破碎机——反相双激振器惯性圆锥破碎机，增加1个激振器并辅以合理的机构设计，减小了设备在工作过程中受到的不平衡动载荷，达到增大破碎力的目的，理论分析和样机试验验证了该设计的合理性。

1 破碎机的机构设计

要在不削弱惯性圆锥破碎机激振效果的前提下，利用副激振器产生的惯性离心力进一步增大破碎力，一种可行的方法是在副激振器产生的惯性力不影响主激振器运动且能削弱整体振动的前提下，通过连杆将副激振器所产生的惯性力部分传递给主激振器。基于上述设计原则，在惯性圆锥破碎机上增加一个可以与主激振器发生同步旋摆的副激振器，通过空间连杆机构增大破碎力，研制出反相双激振器惯性圆锥破碎机。该破碎机由激振机构、破碎机构、平衡机构与破碎力增大机构组成，整体结构如图1所示。

1.定锥组件 2.动锥组件 3.破碎主轴 4.球面瓦 5.楔形块 6.法兰盘 7.球面环 8.球面轴承 9.主激振器套筒 10.机体 11.副激振器套筒 12.关节轴承 13.滚珠 14.半联轴节 15.副激振器 16.连杆 17.接轴 18.驱动轴 19.轴承 20.定位环 21.皮带轮 22.底座 23.减振器 24.关节轴承端盖 25.主激振器图1 反相双激振器惯性圆锥破碎机Fig.1 Inverted double exciter inertial cone crusher

破碎机机体和减振器、驱动轴等一并安装在底座上。安装在底座上的驱动轴在皮带轮的带动下绕破碎机中轴线旋转。驱动轴与接轴以球销副相连，接轴与半联轴节以球销副与移动副相结合的形式相连，使接轴在驱动轴与半联轴节之间有效传递所需要的动力。

激振机构的主激振器固定在主激振器套筒上，主激振器套筒与半联轴节固定，法兰盘与球面环之间为平面副连接，具有调心作用，使主激振器最终绕着球面瓦的球心做空间定点转动。

破碎机构的破碎主轴装入套筒的内孔中，动锥与破碎主轴固定，放置在球面瓦上并绕球面瓦的球心做空间定点转动。工作时，破碎机构在激振机构的惯性力作用下偏离破碎机中轴线，对动锥与定锥间的物料进行挤压破碎，如图2所示。

1.定锥与机体组件 2.动锥组件 3.减振器 4.副激振器组件 5.连杆 6.主激振器与套筒组件图2 主要机构受力分析Fig.2 Force layout of main mechanism

平衡机构的副激振器与副激振器套筒固定，副激振器套筒固定在关节轴承的内圈上，在工作过程中绕着关节轴承的旋转中心做空间定点转动。副激振器产生的惯性力与主激振器产生的惯性力方向相反。

副激振器套筒通过球销副与连杆相连，连杆与主激振器之间以转动副相连。当驱动轴驱动套筒与激振器绕破碎机竖直中轴线旋转时，连杆带动副激振器套筒和副激振器一起绕破碎机竖直中轴线同步旋转，将副激振器的惯性力反馈给破碎机构，增大破碎力。反相双激振器惯性圆锥破碎机的各个运动构件组成了一种空间SRS′S机构，稳定运转时，动锥壁与物料层之间为圆柱-平面副连接，破碎主轴在套筒内的自转并不会影响整个机构的运动，可视为局部自由度，根据空间机构自由度计算公式可得稳定运转情况下的整机自由度为1，图2为主要机构受力分析图。

2 破碎机的力学分析

2.1 破碎机的等效破碎力

惯性圆锥破碎机的破碎力主要由激振器产生的离心惯性力决定，由文献[5-7]可得传统单激振器惯性圆锥破碎机的等效破碎力：

Fcr=F′ic+F′ucv

(1)

式中，Fcr为惯性圆锥破碎机的等效破碎力；F′ic为惯性圆锥破碎机动锥旋转产生的惯性力在破碎区域的等效力；F′ucv为惯性圆锥破碎机激振器旋转产生的离心力在破碎区域的等效力。

反相双激振器惯性圆锥破碎机与单激振器惯性圆锥破碎机的最大区别是副激振器与连杆组成的平衡机构与破碎力增益机构。副激振器产生的惯性力作用在设备机体上，与主激振器在工作过程中产生的惯性力相互平衡，并通过连杆反馈给破碎机构，对破碎腔中的物料进行破碎。图2中，O1为动锥与主激振器旋转的旋转中心，O2为副激振器的旋转中心。

工作过程中，动锥章动角γ很小，一般不超过2°，在忽略了动锥组件的章动对各力的影响后，根据力的平衡法则可得副激振器通过连杆传递给激振机构的力

(2)

式中，F1为连杆对激振机构的作用力；Fbec为副激振器旋转产生的离心力；l6为副激振器质心到副激振器旋转中心的垂直距离；Gbec为副激振器的重力；e2为副激振器的偏心距离；l7为连杆与副激振器铰接点与副激振器旋转中心的垂直距离；β为工作过程中连杆与水平面的夹角；l8为连杆与副激振器铰接点与副激振器旋转中心的水平距离。

平衡机构用于平衡机体振动的力为关节轴承对副激振器组件支承力R2的反作用力，其分量形式为

(3)

破碎机构对物料层产生的等效破碎力为

(4)

式中，l4为主激振器质心与动锥旋转中心的垂直距离；l3为动锥质心与动锥旋转中心的垂直距离；l5为连杆与主激振器的铰接点与动锥旋转中心的垂直距离；l1为等效破碎力合力作用点与动锥旋转中心的水平距离；α为动锥的底角；l2为等效破碎力合力作用点与动锥旋转中心的垂直距离。

各激振器及动锥组件所产生的惯性力分别为

(5)

式中，mucv为主激振器质量；mbec为副激振器质量；mic为动锥质量；e为主激振器的偏心距离；ω为驱动轴的角速度；ωic为动锥的角速度。

对比式(4)与式(1)可知，与单激振器惯性圆锥破碎机相比，反相双激振器惯性圆锥破碎机的等效破碎力增加了由副激振器惯性力提供、通过连杆传递的增益力，因此可以使用2个小质量的激振器来提供破碎机在破碎物料过程中所需要的破碎力，达到平衡设备振动的目的。相较于已有的动平衡式惯性圆锥破碎机，反相双激振器惯性圆锥破碎机具有更小的质量。

2.2 破碎机的振动

反相双激振器惯性圆锥破碎机在工作过程中，机体受到破碎机构通过物料层传递给机体的破碎力的影响，还受到破碎机构与激振机构通过球面支承传递给机体的作用力。这些力成为主激振器的惯性离心力Fucv、动锥产生的惯性离心力Fic、平衡机构通过连杆传递给破碎机构的增益力F1的合力，平衡机构通过球面支承传递给机体的平衡力如式(3)所示。与单激振器惯性圆锥破碎机一样，动锥实际工作时的旋摆和振动频率均非常高，物料在破碎腔内被破碎几十次，机体、动锥的动力学行为受物料的性质和填充情况的影响。工作时，机体存在6个方向的振动自由度，其中，水平面内的圆振动为设备的主振动，其他方向的振动较小。此处仅对水平面内的圆振动进行分析。

考虑破碎腔中物料滞回力的影响，反相双激振器惯性圆锥破碎机的物料参振系统动力学模型如图3所示。忽略系统中的阻尼，并对破碎过程中物料的滞回力等效线性化后，得到反相双激振器惯性圆锥破碎机水平圆周振动的动力学方程[8-11]：

(6)

P1=Fucv+Fic+F1cosβP2=R′2x

式中，m1为破碎机工作机构的总质量；m2为破碎机机体的总质量；ke为散体破碎物料的等效线性化刚度；k2为破碎机隔振弹簧的刚度。

图3 反相双激振器惯性圆锥破碎机动力学模型Fig.3 Kinetic model of inverted double exciter inertia cone crusher

式(6)为一个典型的双自由度振动微分方程，设该方程的稳态解为[11-12]

(7)

将式(6)代入式(5)可得

(8)

(9)

由式(8)可知，反相双激振器惯性圆锥破碎机机体的振幅在副激振器惯性力的影响下有所减小。

3 破碎机样机试验

为对减振与破碎力增益进行验证，拆除反相双激振器惯性圆锥破碎机的副激振器，并增加主激振器的质量，使之具有与原反相双激振器惯性圆锥破碎机相同的等效破碎力，2个试验样机的主要动力学参数如表1所示。

表1 试验样机主要部件参数Tab.1 Main components parameters of experimental prototype

注：1.反相双激振器惯性圆锥破碎机；2.单激振器惯性圆锥破碎机

代入相关数据后可得转速476r/min下，反相双激振器惯性圆锥破碎机与传统单激振器惯性圆锥破碎机的等效破碎力Fcr1、Fcr2分别为110.690 N、102.991 N，振幅分别为0.39 mm、1.21 mm。强迫振动的稳态振动随时间的变化如图4所示。理论计算结果表明，与单激振器惯性圆锥破碎机相比，反相双激振器惯性圆锥破碎机的等效破碎力增大了7.48%，稳态振幅减小了67.77%。

1.反相双激振器惯性圆锥破碎机 2.对照用单激振器惯性圆锥破碎机图4 破碎机水平方向的振动理论位移Fig.4 Theoretical vibraton displacement of crushers in horizontal direction

使用5E107电涡流位移传感器对样机机壳上一点的振动位移进行测试，振动测试装置如图5所示。

图5 反相双激振器惯性圆锥破碎机振动实验Fig.5 Inverting double exciter inertia cone crusher vibration experiment

采用东华测试系统采集转速476 r/min下的试验样机振动数据，舍弃最开始不稳定的数据，得到样机稳定工作时的振动位移，如图6所示。去掉平衡机构的单激振器惯性圆锥破碎机的振动幅值为1.3 mm，反相双激振器惯性圆锥破碎机的振动幅值为0.43 mm，机壳水平振幅减小了66.92%，与理论计算的基本相符。两者的破碎产物如图7所示，图7a中没有太多的粗颗粒，破碎产物的粒度较为均匀，破碎效果好；图7b中的破碎产物粗粒较多且粒径更大。这佐证了反相双激振器惯性圆锥破碎机可在提高破碎效率的同时降低机体振动，与理论计算结果基本符合。

1.反相双激振器惯性圆锥破碎机 2.单激振器惯性圆锥破碎机图6 水平方向不同破碎机的振动实测位移Fig.6 Experimental vibration displacement of different crushers in horizontal direction

图7 不同破碎机的破碎产物Fig.7 Crushing products under different crushers

相同的转速下，反相双激振器惯性圆锥破碎机可以利用2块质量更小的偏心块达到比单激振器惯性圆锥破碎机更佳的效果，且大幅度降低了机体的振动幅度，取得了更好的动力学性能。通过合理的设计与改进能进一步减小机体振幅，使反相双激振器惯性圆锥破碎机具有更小的结构质量，实现惯性圆锥破碎机的轻量化，提高破碎作业加工效率。

4 结论

(1)研制了一种可增大破碎力并实现总体动平衡的反相双激振器惯性圆锥破碎机，使用2个质量更小的激振器来达到需要的破碎效果，样机试验证明反相双激振器惯性圆锥破碎机具有更高的破碎效率。

(2)样机试验验证了反相双激振器惯性圆锥破碎机的工作性能。与单激振器惯性圆锥破碎机相比，在具有大体相同的等效破碎力的前提下，反相双激振器惯性圆锥破碎机的水平圆周振动振幅减小了66.93%，且具有更好的破碎效果。