管磨機的總體和結構設計 張攀,管磨機的總體和結構設計,張攀,管磨機,總體,整體,以及,結構設計 ALGORYTHMS FOR SPEED AND STRECH CONTROL OF THE MAIN DRIVES OF AN STRECH-REDUCING TUBE MILL Dorian MACREA SC IPROLAM SA, Negustori 23, Bucharest, Romania: dorian.macrea@iprolam.ro Costin CEPISCA Politehnica University, Spl.Indep.313, Bucharest, Romania Abstract. This paper shows the drive solution, the speed references calculation and the automatic control of all speeds range for the assembly of the 24 stands belonging to a tretch-reducing mill for seamless pipes. The correlation between the speed control and the stretching control of the rolled pipe is also shown. The experimental results are real data associated to the most recent project that has been executed at a seamless pipe plant in China. 1 Introduction The concept of common drives of the stands using distribution and differential gear-boxes represents a flexibility limitation of the performances of the mill but using it we can sensibly reduce the costs of the drives [1], [2]. Therefore, when we are designing rolling mills of this type, we have to study carefully the necessity and the utility of choosing individual drives for each stand or common drives [3]. If we are using a common reducer driven using main and overlapping drives the rotating speed ratios are changing simultaneously at all stands by control of the rotating speed at both (or one of the two) motors and maintaining the ratios for the rotating speeds of the rolling stands as been established by designing of the gears. Thus, in this drive system we can change only the speed average or the stretching average, but not the distribution of the deformation values in the individual sequence of the stands [4], [5]. If we may give up the advantages of the individual speed control on the pipe deformation and if we except a larger slipping between the rolls and the rolled material (a current status at easier rolling programs) we could accept a common drive with distribution and differential gears [6], [7]. 2 Electromechanical drive solution 2.1. Speed control The 4-motor drive consists of two drive groups which are mechanically separated from one another and, therefore, allow effective crop end control (CEC) even with close sequences of tubes. For this purpose, the entry mill stand group features exceptionally high gear ratios to obtain particularly large elongations (Figure 1). The roll speeds for stand position (i) are calculated as, In the entry side drive group: Figure 1: Schematic for SRM with Common Drive with Distribution and Differential Gears With respect to the drive group on the run-out side: The basis speed curve is characterized by high gear ratios in the entry drive group to enable positive differential gear action also in this area, i.e. identical direction of rotation of both basic and differential drives. During the steady-state phase of the rolling process, the basic drives of this system run at identical speeds while the differential drive units operate at exactly synchronized speeds. The speeds are related by the following term: whereby IKM and IKD are constants. The motors are synchronized automatically in the basic automation system. 2.2 Strech control The motor speeds at changes in elongation are calculated with the rotational speed values resulting from the calculation of the changes in speed. This method ensures that the operator can effect a change in elongation by means of a change in speed, if necessary, if motor speed limits are reached with no change in speed. One input value is used for the change in elongation. Input range: -100 ... +100% Standard: 0 % (in rolling program) Calculation: Conversion of the entered value P: PS 1 P/100*P /100 (5) with Pmax as internal limiting value, e.g. 20% in the actual project. The following calculation results in a “pivoting” of the speed diagram with the pivot point IPSPP (Figure 2). One stand position is defined as the pivot point: IPSPP= IPSI. This has the effect that the entry speed and thus the throughput of material remain more or ess constant. Each gearbox is assigned to one motor. A characteristic value which is determined together with the rolling program, determines the gear stage (0 or 1). The corresponding gear ratios are indicated in the Table 1. Further calculation of new motor speeds: IGRMD 1= 1 or gear ratio of the switching step chosen. The same is to be applied for IGRMD2, IGRDD1 and IGRDD2. For calculation reasons we define the variables X= IKM and Y = IKD. Table 1 If only the stand group on the inlet side is occupied by roll stands and the drives on the run out side are not used to drive guide stands etc. the following applies: Final calculation of new motor speed: After every calculation of a motor speed, limit values are checked and corrected accordingly. The change in inlet and outlet speed can be calculated with the basic equation: with: IS - Inlet or outlet speed after change in elongation [m/s]; G - Gradient relationship of inlet or outlet speed [(m/s)/%] (in Rolling program); AJ - Adjusted input value P [%]; IOS - Inlet or outlet speed at default settings of the motors [m/s]. If only the stand group on the inlet side is occupied by roll stands and the drives on the run-out side are not used to drive guide stands, the following applies: OSDD2 = 0, OSMD2 = 0. Figure 3: Speed diagram ranges. 3 Experimental results Table 2 Motor speeds: Figure 4: Experimental speed diagram References PROGRAM VARIABLES IKM, IKD Rolling mill constants. The values are determined when drawing up the rolling program. ISMD1 Speed of the basic motor of the inlet side drive group ISDD1 Speed of the differential drive motor of the inlet side drive group ISMD2 Speed of the basic motor of the outlet side drive group ISDD2 Speed of the differential drive motor of the outlet side drive group IPSPP Stand position number of the pivot point IPSI Stand position number of the initial pass stand IPSF Stand position number of the final stand IGRSMD(i) Gear ratio at stand position “i” of the basic drive IGRSDD(i) Gear ratio at stand position “i” of the differential drive ICF Correction factor with unequal speed ranges of the basic motors IGRMD1 Gear ratio of basic motor 1 IGRMD2 Gear ratio of basic motor 2 IGRDD1 Gear ratio of differential drive motor 1 IGRDD2 Gear ratio of differential drive motor 2 OSMD1 Speed of the basic motor of the inlet side drive group OSDD1 Speed of the differential drive motor of the inlet side drive group OSMD2 Speed of the basic motor of the outlet side drive group OSDD2 Speed of the differential drive motor of the outlet side drive group ALGORYTHMS控制速度和斯特雷奇 作者： 多利安馬克雷亞 科斯廷切皮斯卡 Politehnica大學 出版日期： 2007年4月1日 出版信息： Postprints，加州大學戴維斯分校 摘要：本文顯示驅動解決方案，速度的計算和引用所有自動速度控制范圍為24個裝配站屬于張力減為無縫鋼管廠。之間的速度控制和相關的拉伸，軋管控制也顯示。實驗結果是真實的數(shù)據(jù)聯(lián)想到最近的項目已在執(zhí)行中國的無縫鋼管廠。 1簡介 作者在展位分配和使用差動齒輪箱的共同驅動概念代表了該工廠的表現(xiàn)靈活性的限制，但我們可以合理地使用它減少驅動器的成本[1]，[2]。因此，當我們正在設計的這種軋機型，我們要仔細研究的必要性和個人選擇的驅動器實用每個站或共同驅動器[3]。如果我們使用的是常見的減速驅動使用的主要驅動旋轉和重疊速度比率正在發(fā)生變化，同時在由旋轉速度控制所有攤位都（或一兩）馬達和維持的比例為代表，作為滾動旋轉速度成立由齒輪設計。因此，在此驅動器系統(tǒng)，我們可以改變只速度平均或平均伸展，但不是在變形值的分布個人的立場[4] [5]序列。如果我們可以放棄對管道的變形和個人速度控制的優(yōu)點如果我們除了一大之間的軋輥和材料（1現(xiàn)狀在容易滑倒?jié)L動計劃），我們可以接受一個共同的分布和差分驅動齒輪[6] ，[7]. 2機電驅動解決方案 2.1。速度控制 4電機驅動器由兩個驅動集團是由一個機械分離另外，因此，即使允許序列有效的作物接近年底控制（CEC）管。為此，該條目軋機機架齒輪組功能異常的比例高獲得特別大的伸長率（圖1）。為立場位置（我的輥速度）的計算公式為，在進入邊驅動器組： 圖1：原理與普通車道與分布的固體火箭發(fā)動機和齒輪差動 關于對運行在驅動器出組方： 速度曲線的基礎的特點是在入門組高齒輪傳動比，使差動齒輪也積極在這一領域的行動，即對兩個基本相同的方向旋轉和差分驅動器。 在軋制過程中的穩(wěn)態(tài)階段，在這個系統(tǒng)運行的基本驅動器而相同的速度差驅動裝置操作完全同步的速度。該速度是有關下列條件： 據(jù)此IKM和IKD是常數(shù)。自動同步電動機的基本自動化系統(tǒng)。 圖2：串聯(lián)驅動器的速度差異圖 2.2斯特雷奇控制 在伸長率變化的電機速度的計算值與轉速結果從計算速度的變化。這種方法可確保運營商可以用一個影響速度的變化意味著在伸長率的變化，如果有必要，如果電機轉速在達到極限速度，沒有改變。一個輸入值用于改變伸長率。 輸入范圍： -100 ... +100% 標準： 0 %（在滾動計劃） 計算方法：輸入的值P轉換： 與P波內部限制值，例如20％的實際項目。 下面的計算結果在“旋轉式”的速度與支點圖IPSPP（圖2）。一個站的位置被定義為支點：IPSPP =同側。 這樣做的效果是進入速度，從而使更多的物質吞吐量保持或頗為穩(wěn)定。 每個變速箱被分配到一個電機。這是一個特征值共同確定與滾動計劃，確定了齒輪階段（0或1）。相應的齒輪比率表1所示。 新發(fā)動機的進一步計算速度：IGRMD 1 = 1或齒輪的切換步驟比選擇。同樣是適用的IGRMD2，IGRDD1和IGRDD2。計算原因我們定義的變量X = IKM和..為Y = IKD 表1 如果只對進口方的立場是占領輥組的立場和驅動器上運行一邊是不出來用于驅動指導站等適用以下規(guī)則： 最后計算的新的發(fā)動機轉速： 經過每一個電機的速度計算，限值檢查和更正。在進口和出口速度的變化可以計算的基本公式： 為了： IS - 進口或出口后伸長[米/秒]變化的速度; G- 入口或出口速度[（m / s的梯度關系）/％]（在滾動計劃）; AJ- 調整輸入值P [％]; IOS- 進口或出口速度的馬達默認設置[米/秒]。 如果只對進口方的立場是占領輥組的立場和在跳動的驅動器一邊是不被用來驅動指導站，以下適用于：OSDD2 = 0，OSMD2 = 0。 圖3：速度圖范圍 3．實驗結果 表2 馬達 速度： 圖4：實驗速度圖 程序變量 IKM， IKD軋機常數(shù)。值都在制定滾動計劃。 ISMD1 速度在進氣側驅動電機組基本的變量 ISDD1 速度在進氣側差動驅動器驅動電機組的變量 ISMD2 速度對出口方的基本驅動電機組的變量 ISDD2 速度的出口端驅動器驅動電機組差的變量 IPSPP 林分的支點位置號碼 IGRSMD 站在初始位置號碼傳遞的位置 IGRSDD 展臺的位置號碼的最后位置 IGRMD1 齒輪電機1的比例基本的變量 IGRMD2 齒輪電機2比基本的變量 IGRDD1 齒輪比率差動驅動電機1的變量 IGRDD2 齒輪比率差動驅動電機2的變量 OSMD1 速度在進氣側驅動電機組基本的變量 OSDD1 速度在進氣側差動驅動器驅動電機組的變量 OSMD2 速度對出口方的基本驅動電機組的變量 OSDD2 速度的出口端驅動器驅動電機組差的變量 12 管磨機動態(tài)特性及系統(tǒng)的測試分析 學生姓名：張攀程 班級：0781053 指導老師：張曉榮 摘要：磨機是發(fā)電、選礦、化工和建材等重工業(yè)領域中最廣泛采用的粉磨機械，其主要機件有傳動裝置、支承裝置、回轉筒體。 本文建立了邊緣傳動式磨機系統(tǒng)的“小齒輪——傳動軸——減速機大齒輪”橫向振動的模型，分析計算了系統(tǒng)橫向振動的動態(tài)特性，對系統(tǒng)的載荷進行了測試分析，同時，還建立了磨機系統(tǒng)的扭轉振動模型，利用遞推計算法對系統(tǒng)進行了扭轉振動動態(tài)特性分析，驗證了遞推計算法的通用性。最后，對Φ2.6×13m的磨機系統(tǒng)進行了動態(tài)特性的實例分析。 研究邊緣傳動磨機系統(tǒng)的動態(tài)特性，對避免由于激勵頻率接近或等于系統(tǒng)的固有頻率而導致共振及設備的失效，預測系統(tǒng)在可能激勵下的響應特性，優(yōu)化系統(tǒng)結構等等都具有很重要的意義。 用傳遞矩陣法及通用計算程序可以簡便地分析邊緣傳動磨機系統(tǒng)橫向振動的固有特性，以及計算不同激勵情況下系統(tǒng)的響應，為研究邊緣傳動磨機系統(tǒng)橫向振動的動態(tài)特性提供了一個方便有效的方法。 邊緣傳動磨機系統(tǒng)是一個模態(tài)偶合較緊的系統(tǒng)，因此，在磨機系統(tǒng)的設計、運行中，應注意使激勵頻率避開系統(tǒng)的固有頻率，以免發(fā)生設備的早期失效。 邊緣傳動式磨機系統(tǒng)的傳動軸的設計是合理的。 系統(tǒng)阻尼對系統(tǒng)的動態(tài)特性影響很大，是系統(tǒng)的一個重要性能參數(shù)。 邊緣傳動磨機系統(tǒng)，可以通過實測低速軸的扭矩來確定系統(tǒng)中減速機的負載狀況。 關鍵詞：振動 載荷 響應特性 扭矩 指導老師簽名： Tube Mill and testing of the system Dynamic Analysis Student name：Zhang PanCheng Class：0781053 Supervisor：Zhang XiaoRong Abstract：Tube Mill is important rules that Research for Dynamic characteristics of the mill system of single -pinion drives in operation to prevent damage from the resonance between fix frequency and bestir frequency In this paper , the pattern of Pinion---Drive shaft---Decelerator gear vertical vibration in the mill system of single -pinion drives is established . Dynamic characteristics of vertical vibration is analyzed and calculated ,and its excitation loads are tested Simultaneously , the model of torsion vibration in system is also established, its dynamic characteristics is analyzed by using recurrence calculus method , thus , this methods current is verified . Finally, the paper studied the dynamic characteristics of 2.6x13m mill system. Mill system of single - pinion drives is lighten, so the design and run of mill system, bestir frequency must avoid inhesion.The design of drive shaft is rational in mill system of single - pinion drives. It is very large that damp of system effect to dynamic characteristics, so the damp is a important parameter. Load of gear box can be decided by measuring of low speed shaft contort. In mill system of single - pinion drives. Key words：vibration response characteristics load torque Signature of Supervisor： 南昌航空大學科技學院2011屆學士學位論文 南昌航空大學科技學院2011屆學士學位論文 管磨機的總體和結構設計 1引言 我國是水泥大國,而水泥粉磨技術又直接影響到水泥工業(yè)的振興和發(fā)展。顯而易見，提高水泥廠粉磨工藝水平對企業(yè)綜合效益的影響是十分顯著的。降低能源消耗、減輕工人勞動強度以及延長球磨機的工作運轉時間等問題是目前和今后研究和從事水泥生產工作者的首要任務。 顯然，全面增強節(jié)能意識、優(yōu)質意識和環(huán)保意識已成為廣大水泥企業(yè)的當務之急。隨著體制的改革，企業(yè)內部的經濟搞活，各部門對水泥的需求量在逐漸增多。由于建材行業(yè)起步較晚、歷史較晚，無論是水泥的質量，還是水泥的產量，都一時難以滿足廣大社會的需要。為此，就影響提高水泥的產量、降低能源消耗、減輕工人勞動強度的因素很多，一般可分為工藝因素和機械因素兩大類： 1 影響球磨機產質量的工藝因素 a 入磨物料粒度 b 入磨物料水分 c 入磨物料的特征與易磨性 d 粉磨工藝流程 e 對粉磨成品的比表面積要求 2 影響磨機產質量的機械因素 a 磨機筒體內的通風 b 磨內結構 c 研磨體級配和填充率 。 同時它存在著下列一些問題： a 當磨機結構一定時，轉速不變的情況下，同層物料之脫離角不變，物料在磨內被攪動，效果差，粉磨效率受到影響; b 磨內增設隔倉板。它不僅減少了粉磨空間，而且隔倉板附近粉磨效率很低，加劇了隔倉板的磨損; c 由于研磨體運動單調性，粉磨效率較低，裝載磨體量大，而且球徑也大，這樣功能大大地增加; d 一般開流磨機被廣泛地應用而存在欠粉磨現(xiàn)象，不僅降低了粉磨效率，增加電耗，而且產品質量不穩(wěn)定。 本次畢業(yè)設計是參照徐州力大集團的生產情況，得到張曉榮老師與其他同學的大力支持，在此一并致謝。 2 磨機的總體設計 2．1 閉路循環(huán)系統(tǒng)與開流粉磨系統(tǒng) 對于開流系統(tǒng)，其流程簡單、投資省、操作簡便，但物料必須全部達到成品細度后才能出磨，因此要求產品細度較細時，已被磨細的物料將會產生過粉磨現(xiàn)象，并在磨內形成緩沖層，妨礙粗料進一步磨細。有時甚至出現(xiàn)細粉包球現(xiàn)象，從而降低粉磨效率，提高了電耗，采用閉路系統(tǒng)可以消除過粉磨現(xiàn)象，使磨機的產量提高、電耗降低，同時閉路系統(tǒng)的產品粒度均勻，尤其是生料粉顆粒均勻，對煅燒熟料有利。 在閉路系統(tǒng)粉磨時，由于要求出磨物料的細度較粗，一般采用球磨或中長磨與分級設備組成閉路系統(tǒng)，與二臺球磨機組成閉路時，稱為二級閉路系統(tǒng)。 粉磨系統(tǒng)的選擇應考慮入磨物料的性能產品種類、產品細度、產量、電耗、投資以及是否便于操作與維修等因素。對長徑比L/D=4-6的磨機，根據(jù)工廠經驗，選用開流水泥磨，我們設計的水泥磨規(guī)格為Φ2.6×13mm,L/D=13/2.6=5,根據(jù)經驗選用圈流水泥磨。 圈流系統(tǒng)流程圖如圖2-1所示： 圖2-1 圈流系統(tǒng)流程圖 2.2 磨機的通風方式和水冷卻 2.2.1 磨內溫升原因及危害 　　對于干法原料磨及水泥磨而言，由于磨機在運轉過程中，沖擊和研磨物料的同時，大部分的電耗轉換為熱能，必然要引起磨機本身研磨體及物料溫度的升高，一般可使溫度升高幾十度。對于沒有冷卻措施的干法磨機內的物料出磨溫度可達１００℃，其危害如下： a 對機械設備來說，由于磨機在運轉過程中和停止運轉時溫差很大，可使磨機產生顯著的熱變形及熱應力，引起機體的損傷，如：襯板的幾何變形、襯板螺栓的折斷、主軸承維護要求要易燒毀等。 b物料的易磨性隨溫度的升高而降低，因為隨著溫度的升高,細小微粒的靜電作用增強，使之易于凝聚和粘附，造成糊球現(xiàn)象嚴重，并使水泥質量降低（易造成水泥的速凝）。 為了降低磨溫，提高粉磨效率減少電耗、提高產品質量，通常采用加強磨內通風或磨內噴水冷卻措施，均可提高磨機產量5—15%。 2.2.2 磨機通風方式 A 磨機的通風方式有三種： a 自然通風---僅只有磨機卸料端裝設拔氣筒，磨內風速（常指磨機最后一倉的風速，一般≤0.3mm/sec）要求入磨物料含水〈1-1.5%。 b 強力通風---在磨內卸料端裝設排風機，實現(xiàn)磨內的強力通風，以除去磨內的水蒸氣，改善粉磨條件，降低磨內溫度，提高效率，一般來說其風速v<1m/sec. 對于開流磨的風速：v=0.7-1.2m/sec 對于圈流磨的風速：v=0.3-0.7m/sec 常用的風速： v=0.7m/sec 由于強力通風必須在磨機出口加收塵設備，通常用二級收塵設備：旋風收塵器與布袋收塵器或旋風收塵器與電收塵器的組合。 c 分倉通風---在磨內一或二倉單獨接出通風管，從磨尾空心軸穿出實現(xiàn)排風機強力分倉通風，這樣可以使一或二倉細料及時由風管抽出，三倉仍延用自然通風，以降低磨內物料的流速，提高粉磨效率。 本設計Φ2.6X13m磨機，選用自然通風。 B 磨機通風量的計算： 自然通風時，需要從磨內抽出的風量，一般按每分鐘抽出相當于磨機有效容積三倍的量，可用下式計算： v=πDL(1-φ) ×60×3/4 （2-1） 式中：v-從磨內抽出的風量， m/h； D -磨機有效內徑， m； Φ-鋼球填充率， 以小數(shù)表示； L -磨機的有效長度， m ； 則 v=π×(2.6-2×0.03) ×13×(1-0.27) ×60×3/4=3406 m/h 通風管的斜度不小于50度，管道的風速為12-16m/sec,通風管道后的風量還應考慮30-40%的漏風系數(shù)，即：v=130-140%v . 式中：v- 通過管道后的風量 m/h； v - 從磨內抽出的風量 m/h； 風管的直徑可按下式計算： d =1000(mm) （2-2） 式中：d-風管的直徑， （mm） v-管道內的風速 m/sec， 取v=14m/sec； 則 d=1000=341(mm) 圓整取d=340mm 2.2.3 磨機的水冷卻 1磨機筒體外部淋水冷卻，設備簡單，耗水量大，效果不甚理想，特別是對于大直徑磨機，由于傳動不良，效果不佳，且水還會腐蝕筒體，有礙衛(wèi)生等，已日趨減少。 2噴水入磨冷卻 水與高壓空氣經充分混合霧化后，噴入磨內，利用水蒸發(fā)時所需的熱量而將磨內的熱量帶走，所以水又是表面活性物質，容易使微粒的聚結破壞解體，起到助磨作用。為此適當?shù)膰娝肽ゲ粌H可以降低必要的冷卻，還可以提高磨機的產量5-10%，降低磨機電耗，但噴水入磨裝置結構較為復雜。 a 采用噴水入磨冷卻的溫度界限 當入磨熟料溫度〈50℃時,不宜采用； 當入磨熟料溫度〉80℃時，若第一倉隔倉板處的溫度保持在105--110℃左右，（要求一倉隔倉板處的溫度不低于此值，以防止游離水使水泥水化，降低水泥強度，則可在細磨倉采用逆向或順向噴水冷卻； 當入磨溫度〉100℃時，則可采用磨頭與磨尾同時噴水入磨冷卻，以保證出磨溫度〈115℃。 b 噴水壓力區(qū)噴水量 對于噴水壓力，通過實踐和控制在1.5kg/cm時,可得到較好的霧化效果，并使噴嘴耐用度提高 對于霧水量，一般不超過磨機產量的2%，霧化水所需的壓縮空氣量為50升每公斤水，噴嘴直徑可按300—350m/sec風速計算，由于噴水裝置結構復雜，操作不方便，維修較困難，一般中小型工廠難于使用，故考慮采用磨外噴水冷卻。 2.3 磨機各倉長度的確定 磨機各倉長度的確定目前尚無理論計算公式，一般均根據(jù)產品細度曲線來決定，也可以結合入磨物料粒度和物料的物理機械性能來確定，如果被粉磨物料難碎易磨的，則一倉應稍長一點，反之一倉應短些。 本設計規(guī)格為Φ2.6×13m，三倉磨，粗磨倉長為3.9m，中磨倉長為3.25m，細磨倉長為5.85m. 2.4 研磨體的裝載量 1．磨內磨料的平均填充率---指磨內各倉的研磨體填充率的算術平均值。 一般來講，水泥廠多倉磨的平均填充率在0.25-0.35之間，其中以0.25-0.32最多。 關于各倉研磨體填充率的分配，目前可有兩種分配方案： a 從磨機進料端向出料端，各倉研磨體填充率遞減的方案，即ψ〉ψ>ψ； 該方案可以人為的形成各倉間的料位高差，使之由進料端向出料端遞減，以加快料流速度，且不易返料，可避免過粉磨現(xiàn)象，但由于各倉填充率較小，故段與段之間不易滾動，堆積緊密，以引起較大的偏心力矩，故粉磨效率受到一定的影響，而該方案對于圈流中長管磨機亦是經常采用的。 b 磨機進料端到出料端，各倉研磨體填充率遞減的方案，即ψ〈ψ〈ψ； 該方案具有限制磨內物料流速的缺點，且由于后倉料位高于前倉料面，必須帶有揚料板的雙倉層隔倉板，對于難磨的物料，細度要求較高的產品或磨機長徑比較小時（L/D=2—3.5）這類磨機上比較成熟的經驗是：水泥磨二倉比一倉高2-3%，生料磨二倉比一倉高1%或兩倉相等。這一方案也使用于強力通風的圈流磨機。 本設計磨?2.6X13m采用第一種方案，即ψ〉ψ>ψ。 查管磨機畢業(yè)設計參考資料,取ψ=0.3,ψ=0.27,ψ=0.24。 2 磨內研磨體的裝載量G G=πDLψγ/4 （2-3） 式中：G---磨內研磨體裝載量， T； D---磨機有效內徑， m； L---磨機有效長度， m； ψ--磨內研磨體填充率； γ—研磨體容重，一般可取4.5T/ m； G=π×(2.6-2×0.03) ×13×0.27=27.99(T) 3 磨內研磨體的級配與補充 （1）研磨體的級配 在磨機的同一倉中，為了減少研磨體之間的空隙率，增加對物料的粉磨機 會，限制物料的流速不致過快，常采用不同規(guī)格的研磨體按比例配合使用，幾種規(guī)格的研磨體的配合比例，叫做研磨體的級配。 鋼球級配與填充率一樣，直接影響到磨機產量，產品的質量和研磨體的磨損，鋼球級配的合理選擇，主要根據(jù)被粉磨物料的物理化學性能，磨機構造以及需求的產品細度等因素來確定。 物料在粉磨過程中，一方面受沖擊作用，另一方面受研磨作用，在研磨體裝載量不變的情況下，小鋼球比大鋼球的總面積大，與物料的接觸機會多，故增加小鋼球的數(shù)量有助于提高粉磨能力，但從另一方面需要將大塊的物料擊碎才能進行有效的粉磨，此所以就必須增大鋼球的直徑，提高破碎效率。 所以，鋼球的分配從進料端向出料端球徑逐漸遞減，磨機的最大鋼球直徑 參考建材部水泥工業(yè)技校發(fā)行的《粉磨工藝與設備》拉珠費夫經驗公式 D=28× （2-4） 式中：d —進料物料的最大粒徑，根據(jù)要求d=10mm 所以D=28×=28×=60.132mm 圓整取D=70mm. 各級鋼球的比例：可按二頭小中間大的原則配合。在滿足物料粒度要求的前提下，平均球徑應該小些，以增加接觸面積，提高粉磨效率，前倉的最小球徑等于后倉的最大球徑。物料經過長期的研磨后，研磨體的級配組合如下圖2-2所示： 圖2-2 使用后的鋼球級配組合 未使用過的研磨體加入球磨機前的形狀如下圖1-3所示： 圖2-3 新研磨體級配組合 ??根據(jù)研磨體在各倉內的大小組合情況，級配分配如下： 第一倉Dmax=70mm 一倉: 鋼球 Φ70 Φ60 Φ50 級配 25% 40% 35% 二倉: 鋼球 Φ50 Φ40 Φ30 級配 30% 40% 30% 三倉: 鋼球 Φ30 Φ20 Φ10 級配 30% 40% 30% 磨機有效容積 V = π DL/4 （2-5） = π×(2.6-2×0.03) ×13/4 =65.84(m) 各倉有效容積: 一倉:v=65.84×3.9/13=19.75 (m) 二倉:v=65.84×3.25/13=16.46(m) 三倉:v=65.84×5.85/13=29.63(m) 一倉鋼球重量: G=γvψ=4.5×19.75×0.3=26.66(T) （2-6） 各級球重: Φ70: 26.66×25%=6.67(T) Φ60: 26.66×35%=9.33(T) Φ50: 26.66×40%=10.66(T) 一倉平均球徑: D= (DG+DG+DG)/(G+G+G) （2-7） =(70×6.67+60×9.33+50×10.66)/(6.67+9.33+10.66) =58.5(mm) 二倉鋼球重量: G=γvψ=4.5×16.46×0.27=20(T) 各級球重: Φ50: 20×30%=6(T) Φ40: 20×40%=8(T) Φ30: 20×30%=6(T) 二倉平均球徑: D= (DG+DG+DG)/(G+G+G)=(50×6+40×8+30×6)/20 =40(mm) 三倉鋼球重量: G=γvψ=4.5×9.63×0.24=32(T) 各級球重: Φ30: 32×30%=9.6(T) Φ20: 32×40%=12.8(T) Φ10: 32×30%=9.6(T) 三倉平均球徑: D= (DG+DG+DG)/(G+G+G) =(30×9.6+20×12.8+10×9.6)/32 =20(mm) （2）研磨體的補充 磨機中運行的研磨體被逐漸磨損，體積減小，形狀變異，研磨體的裝載量和級配都發(fā)生了變化。為了維持正確合理的級配和裝載量，保持較高的粉磨效率，就得定期補充和更換研磨體，清倉和補球時間應視研磨體的機械性能（形狀、硬度和韌性、物料的物理機械性能、易磨性、溫度水分等）和磨機的運行狀況而定。例如，鋼球比鋼鍛消耗快，比鋼棒也消耗大些，磨水泥比磨生料消耗快，而磨生料的鋼鍛消耗卻大于磨水泥的鋼鍛消耗。 按我國經驗，對水泥磨來說：第一倉通常5-7天從磨頭喂料口補球一次，每次補球量約為該倉球量的1-2%（一般只補入大球），第二倉每隔10-15天補球一次，補充量約為2%，每次補球的數(shù)量應結合具體情況而酌情確定。一般每粉磨一噸的物料，研磨體的消耗大致如表（2-1）所示： 表2-1 粉磨一噸物料研磨體的消耗量 同時由于研磨體長期使用磨損，所以必須對鋼球進行處理，大體清倉時間可參照下列時間而定： 粉磨礦渣水泥：一、二倉鋼球每月清理一次 生料磨：二倉鋼球每兩個月清理一次 重新配球時，表面被磨光、尺寸變小的研磨體可選作相應規(guī)格磨體繼續(xù)使用。 2.5 磨內研磨體運動狀態(tài)分析 2.5.1 研磨體運動狀態(tài)的三種基本情況 a 瀉落式運動狀態(tài) 當筒體的轉速過低，且研磨體太少時，研磨體順筒體旋轉一定的角度。當研磨體超過自然休止角時，則象雪崩一樣瀉落下來，這樣不斷地反復循環(huán)，研磨體被提升的高度不高，只有滾動和滑動，基本上沒有沖擊作用，因而粉磨效果不佳。 b 拋落式運動狀態(tài) 當筒體的轉速適宜時，由于離心力作用的影響，研磨體貼附在筒體內壁上，與筒體作圓弧上升運動，并被帶到適宜的高度，然后象拋射體一樣降落，研磨體呈瀑布狀態(tài)以最大沖擊力將物料擊碎，同時在筒體回轉的過程中，研磨體的滾動和滑動也對物料起到研磨作用。 c 離心力運動狀態(tài) 當筒體轉速過高時，由于離心力作用的影響，研磨體貼附在筒體內壁上與筒體一起回轉，而不降落則研磨體不發(fā)揮沖擊和研磨作用，也就不能粉磨物料。 2.5.2球磨機中研磨體的運動分析 球磨機的粉磨作用主要是研磨體對于物料的沖擊和研磨。為了確定磨機的主要工作參數(shù)，必須對研磨體的運動狀態(tài)加以分析。 研磨體運動的實際狀態(tài)是很復雜的，為了使分析問題簡化，作如下基本假設： a磨機在正常操作時，研磨體在筒體內按其所在位置是一層一層地進行循環(huán)運動。在軸向各個不同的橫斷面上，研磨體的運動狀況完全相似。 b研磨體在磨機筒體內在工作軌跡只有兩種，一種是一層層地以磨機筒體橫斷面的幾何中心為圓心，按同心圓弧軌跡隨著筒體回轉作向上運動，另一種是一層層地按拋物線軌跡降落下來。 c研磨體與磨機筒壁間及研磨體層與層之間的相對滑動極小，可忽略。 d磨機筒體內物料對于研磨體運動的影響略去不計。 e略去研磨體直徑不計 取緊貼筒體襯板內壁的最外層研磨體作為研究對象，研磨體在隨筒體作圓弧向上運動過程中，當達到某一位置時，其離心力Pc小于或等于本身重力的徑向分力，研磨體就開始離開圓弧軌跡，作拋射體運動，即按拋物線軌跡運動。由此可見，研磨體在脫離點開始脫離應具備的條件為： cosα ≥Rn/900 （2-8） 以上的公式為研磨體運動的基本方程式，研磨體的脫離角與筒體的轉速和有效半徑有關，而與研磨體的質量無關。 2.5.3 磨體運動脫離點的軌跡 當磨機在一定的轉速下進行操作時，研磨體的基本方程式代表任一層脫離點諸因素之間的關系，它有著普遍意義，把上式改寫為： R=900cosα/ n （2-9） 此式即為脫離點軌跡的曲線方程，它是一段圓弧。 2.5.4最內層研磨體的半徑 若要求各層研磨體恒在同一軌跡上做循環(huán)回轉運動而又不產生互相干涉，就必須確定最內層研磨體的半徑R2，否則就會使上升和下落的研磨體在中途相碰而互相干涉其運動規(guī)律，只要降落點處于極限位置，此處即為由降落曲線求得的橫坐標X的最小值，根據(jù)代數(shù)公式解得X為最小值時的脫離角為α =73 °441 與此脫離角相當?shù)淖顑葘友心ンw的半徑為： R=900cosα/ n=252/ n 因此在確定研磨體的裝載量時，務必使最內層研磨體的半徑比252/n要大，否則研磨體在降落時會互相干擾、碰撞，損失其能量，降低粉磨效率。 2.5.5 研磨體動態(tài)作用力： 磨機在正常運轉時，研磨體所產生的動態(tài)作用力有以下三個方面： a 與筒體一起回轉上升部分研磨體產生的離心力Pc b 與筒體一起回轉上升的那部分研磨體的重力G c 作拋落運動那部分研磨體產生的沖擊力Ps 3 球磨機主要參數(shù)的確定 3.1 磨機工作轉數(shù)的確定 1磨機的臨界轉速n 假定鋼球與研磨體無滑動時，最外層鋼球產生臨界運轉時的理論臨界轉數(shù)公式: n=42.4/(rpm) （3-1） 式中：n---磨機的理論臨界轉數(shù)，(rpm)； D---磨機的凈空直徑，(m)； 故 n=42.4/=26.6（rpm） 2 球磨機的理論適宜轉數(shù)n 最外層鋼球具有最大降落高度時的理論最適宜轉數(shù)公式(即為列文松公式)： n =32.2/=32.2/= 20.2(rpm) （3-2） 式中：Ψ =n/ n=20.2/26.30=0.76 n--磨機理論適宜轉數(shù)，(rpm)； Ψ-轉數(shù)比； 3球磨機的實際工作轉速n 確定磨機合理的工作轉數(shù)，它與襯板形狀、研磨體的裝載量，被磨物料的物理性質磨機的生產工藝流程等均有著密切的關系，且直接影響到提高磨機產量，降低電耗和減少鋼球和襯板的損耗磨機的工作轉數(shù)有三種工作制度： （1）高轉數(shù)的工作制度--n接近或超過（微超或大些）理論臨界轉速 磨機可以超過理論臨界轉數(shù)運行而不發(fā)生臨界現(xiàn)象，即使最外層鋼球接近或超過臨界運行時，其各層鋼球仍能正常運行，且由于轉速的提高， 研磨體的周轉率提高，故粉磨效率提高。 （2）低轉速工作制度 n=（0.58-0.62）n，它使用于濕法生產溢流卸流的二級磨機 （3）中等轉數(shù)的工作制度 對中等轉數(shù)適用范圍等二種不同意見： a 當球磨機工作轉數(shù)為0.76n時，磨機效率最高，也就是比生產效率高（每一馬力噸/小時），而工作轉數(shù)為臨界轉速的68%，絕對生產率提高，但電耗比前者大2-3倍，從經濟觀點出發(fā)，推薦采用 n=0.76n b在一定轉速范圍內，生產率隨轉數(shù)的增加功率并不快，為提高磨機生產率可以采用n=0.88 n。 確定磨機實際工作轉數(shù)原則：當D>2m時，n=32.2/-0.2D 本設計為Ф2.6X13m磨機，所以 n=32.2/-0.2D （3-3） = 32.2/-0.2×2.6 =19.45(rpm) 取n=19.5（rpm）。 3.2 磨機功率的計算 磨內研磨體呈瀑布狀態(tài)，工作時的功率計算磨機需用功率可用下式計算： N=0.2vD n(G/v) (kw) （3-4） 式中：N---磨機需用功率； v---磨機有效容積； D---磨機有效內徑； n---磨機工作轉數(shù)； G ---研磨體總裝載量； N=0.2×65×(2.6-2×0.03) ×19.5×(27.99/65) (kw) =327 (kw) 磨機電機功率可用下式計算: N = kkN=1.3×1.1×327=467.6(kw) （3-5） 故取N = 470(kw)。 3.3磨機生產率的確定 3.3.1 影響磨機生產率的因素 a 粉磨物料的種類 它的物理性質（水分、溫度、易磨性等）入磨前的粘度，欲磨細的程度； b 磨機的形式：長度、直徑、倉數(shù)、各不見形狀； c 研磨體的種類、裝載量和級配； d 被粉磨物料的加料均勻程度、喂料量大小及助磨劑的應用等。 3.3.2 磨機生產率的計算 《建筑材料機械設計》介紹的常用的球磨機產量計算公式如下： Ψ = 0.2vDn(m/v)k （3-6） Ψ= 0.2×65×2.54×19.5×(78.93/65)0.055 =41.37(t/h) 由上式可知,磨機產量在42t/h左右,滿足設計要求。 4 磨機主要機件的設計和計算 如前所述，磨機總體設計中，著重從工藝方面考慮，主要是如何提高粉磨效率和降低電耗，而磨機機件的設計，則是保證上述條件下，如何提高機械制造和降低原材料的消耗，為此，磨機各機件的結構設計既要有足夠的強度，又要加工工藝性好，重量輕堅固耐用。 4.1 磨機筒體部分 磨機筒體部分是磨機的主體，包括磨機筒體，筒體端蓋，中空軸，磨內的襯板，隔倉板及揚料板等。 4.1.1筒體和筒體端蓋的結構設計 筒體和筒體端蓋有整體結構兩部分組成，端蓋分焊接和鑄造兩種結構，焊接的端蓋是將鋼板直接焊在筒體上，再經車削加工出端面及安裝中空軸出口，這樣能夠保證端蓋與筒體的同心度及端蓋的端面與筒體中心線的垂直度。 筒體和端蓋目前廣泛采用鋼板焊接結構，它在制造方面具有下列優(yōu)點： a 機件的制造工藝程度簡單，沒有車間工種間的反復和交錯 b 切削加工工序及切削加工面積少 c 避免了大型整體鑄造產生的缺陷，材料消耗少 d 加工容易，無特殊設備要求 筒體是用鋼板卷削焊接而成的薄壁件，兩端焊有相同材料鋼板制成的端蓋，筒體是承受重載，交變動載荷是處于低速長期運行的機件，它是筒體的主要零件，故設計時要求它是不更換零件，以保證它在工作中安全可靠，長期使用，且在使用過程中，亦必須保證質量，對于磨機的壽命一般要求大于25年。 鋼板材質的選擇：制造筒體的材料有普通結構鋼A3，鍋爐鋼板20g、20號優(yōu)質結構鋼，和16Mn低合金結構鋼。近年來，廣泛采用低合金高強度鋼16Mn，這類鋼易于施焊，韌性較好，而16Mn可焊性綜合機械性能如耐磨性、耐疲勞性，腐蝕性及切削加工均化比 Q235A為好，故應優(yōu)先采用，本設計Q235-A、GB700-88 4.1.2筒體設計結構中的注意事項 a 必須滿足工藝提出的磨機規(guī)格要求的凈空長度，為此，筒體的內徑 D = D+2 δ （4-1） δ為襯板的平均厚度，一般取δ=0.05mm 筒體的長度： L = L+δ+δ+δ （4-2） δδδ分別為隔倉板、磨頭襯板、出料端揚料裝置等的厚度。 b 筒體鋼板排列拼湊原則 排列筒體鋼板時，應充分地選用標準規(guī)格的鋼板，避免余料或接長現(xiàn)象，力求降低邊角料的消耗，拼湊排列鋼板時應盡可能的減少筒體焊縫數(shù)目，使筒體上的縱環(huán)焊縫最少，且應避免在筒體中出現(xiàn)環(huán)的焊縫。 根據(jù)經驗，磨機鋼板的厚度約為磨機直徑的1-1.5%。本規(guī)格磨可取δ=30m。 筒體的縱向焊縫最多不超過4條，各每節(jié)的焊縫應交錯90 度以上，避免“十”字形接縫，每節(jié)間縱向焊縫應按襯板寬度的整數(shù)倍錯開。 c 筒體上固定的襯板與隔倉板的螺釘孔應根據(jù)襯板尺寸等距開設、縱橫成行，以便于統(tǒng)一襯板規(guī)格和便于調整隔倉板位置，襯板螺孔距筒體焊縫距筒體焊縫距離δ≥2.5d(d為螺釘孔直徑)這是因為焊縫附近有較大的應力集中，同時也便于襯板螺釘?shù)墓潭ā? d 筒體上的人空應避免開設在筒體的中央，而且又應盡量開設倉室的中部這樣對調整隔倉板的位置有較大的余量，同時也便于裝卸研磨體和更換磨損零件，如襯板隔倉板等，人孔的開設應在保證人能進出筒體的前提下，越小越好，盡量減少筒體強度的削弱，且人孔形狀應使筒體產生最小的應力集中，使筒體斷面模數(shù)削弱最小，還要盡可能減少襯板的種類。 為增強筒體人孔周圍應設置整塊的加強板，加強板面不得壓縮筒體焊縫，加強板與筒體結合采用鉚接較可靠，加強板厚度S≥1.1δ。 取S ≥1.1×30=33mm 人孔的開設有沿筒體母線方向單向開設和交錯開設,單向開設時會由于人孔強板等重的離心、慣性力，增加筒體動載荷，但對裝卸研磨體有利，錯開開設時，剛好相反。本設計采用的格式如圖4-1所示: 圖4-1 人孔交錯開設 本設計采用矩形，人孔口尺寸為309×510mm, 圓角半徑為R60,人孔開設宜用機械加工方法，而不宜用任何火焰氣割，因為火焰氣割會產生較大的熱應力，若不得以用氣割則最好采用退火處理。 4.1.3筒體端蓋設計中的注意事項 a 平面端蓋的鋼板厚度根據(jù)計算決定，一般可按下式計算選取δ=（1.5-2.5）×30=45-75mm,一般根據(jù)實際經驗，取δ=50mm 拼焊的端蓋，其焊縫應避免與筒體焊縫重合，也要避免它與筒體焊縫重合也要避免與螺栓孔重合。 b 從等強度觀點出發(fā)，端蓋應設計中部補強板其厚度在滿足強度和結構需要的原則下，應與筒體鋼板厚度相等。 c 端蓋內側應設置加強筋，其作用為：可用較薄的加強補強端蓋，使端蓋鋼板厚度減小，保護用于固定中空軸的螺栓頭，筋板的厚度可取為筒體鋼板厚度，寬度可酌情取為端蓋厚的兩倍。 d 端蓋與筒體的焊接形式 由于筒體在此部分的應力較小，計算結果證明切應力都在100ks/cm 以下，而彎曲應力就更小了，故在正常情況下，這些情況均能滿足強度要求。 4.2 中空軸的結構設計 中空軸是由鑄鋼制造帶有法蘭的空心圓柱體，裝在筒體兩端承受整個磨機的全部動載荷，故在工作中要求安全可靠，長期使用。 4.2.1中空軸的材料選擇 中空軸承受彎扭，切交變載荷還有一定的摩擦損耗，且中空軸與法蘭的過度圓角應力集中較大，故對材料要求具有一定的強度、塑性、硬度，且要求其對應力集中的敏感性不得太大。 本設計磨機的中空軸材料采用ZG45。 4.2.2 中空軸的結構設計 A中空軸的軸頸部分 對一般圈流磨 d = 0.4D （4-3） l= (0.3-0.4)d （4-4） 所以d=1040mm,根據(jù)工廠長期經驗，取d=1040mm l=(0.3-0.4) ×1040=312-416mm B中空軸的技術要求 a 為保證中空軸有良好的機械性能，故對鑄件和焊件均需進行退火處理; b 粗加工之后切鑿寬度不得超過缺陷表面所在寬度的10%，切鑿面積總和不得超過各該表面總面積2%，但連同毛坯件的切鑿面積在內，其總和不得超過各該表面總面積的4%; c法蘭端口的止口圓必須與軸頸同心，其不同心度對本磨機為小于等于0.25mm,法蘭止口圓端對軸頸軸心線不垂直度≤0.15mm。 C筒體、筒體端蓋、中空軸、磨頭法蘭、聯(lián)結螺栓及傳動接管的設計計算 a 筒體長徑比L/D=13/2.6=5，只能用計算應力σ≤[σ]來初定δ。 b 三個粉磨倉之間都用雙層隔倉板，隔倉板層數(shù)Z=2+2=4層 磨體部分重量 G=D[3+L(1+5/D)/D+(2+Z)/D]/4ζ （4-5） =2.6×[3+13(1+5/2.6)/2.6+(2+4)/2.6]/4×1.0 =87.5(t) c 總載荷G G = G+1.37G=87.5+1.37×87.5=209(t) （4-6） d 計算筒體厚度δ 取計算應力σ=0.95[σ],筒體材料為A3，鋼板厚度在20～40mm的強度極限σ=402～421Mpa, [σ]=0.0717σ， σ= 0.95[σ] （4-7） =0.95×0.0717×(402～421) =2.74～2.87×10(N/cm) 取其平均值：σ=2.8×10N/cm, 筒體截面模數(shù)： W=π Dδ/4　　　　　　　　　　 （4-8） =π×260δ/4 =1.69×10πδ 筒體最大彎矩： M= LG/8 （4-9） = 1460×2.09×10/8 = 3.65×10(Ncm) 計算應力： σ = M/WC （4-10） = 3.65×10/1.69×10πδ×0.9 =7639/δ=2.8×10 δ= 7639/2.8×10=2.73(cm) 故筒體厚度δ應在28～30范圍內選定。 D 筒體彎矩與當量彎矩 M= G (L+ 2×L) （4-11） = 2.09×10(1460+2×50)/8 =4.08×10(Ncm) x= x+a/2 =336+52/2=362(cm) M= G[x-( x- L)/( L-2L)]/2 （4-12） =2.09×10[362-(362-45)/(1460–2×45)]/2 =3.02×10(Ncm) M= 955N10/n （4-13） = 955×1000×10/17.5 = 5.46 ×10(Ncm) M= 955N10×(x/ L)/n = 955×1000×10×(362/1460)/17.5 = 1.35×10(Ncm) M= （4-14） = = 4.9×10(Ncm) M= （4-15） = = 3.1 ×10(Ncm) E 筒體截面系數(shù)W 筒體中部： W= πDδ/4 （4-16） =π(260) ×3/4 =1.59 ×10(cm) 人孔部位： W=πDδ(π-2b/D)/4+δ(D+2δ)(B-b)/2 =3π260 (π-2×31/260)/4+3 (260+2×3)(76.5-30.9)/2 =1.65 ×10( cm) F 筒體應力 a 彎曲應力: σ=M/WC≤[σ] （4-17） 筒體中部: σ= M/W C = 4.08×10/1.69×10πδ×0.9 = 2.8×10(N/ cm) 故計算應力σ=2.8×10=0.95[σ]=0.95×2.95×10，筒體厚度δ=3cm比較適中。 人孔部位: σ= M/ W C =3.02×10/1.69×10πδ×0.9 = 2.03×10(N/ cm) 故σ<σ，安全。 b 剪切應力τ= Q/FC≤[τ], Q= G/2 = 2.09×10/2 = 1.05×10N F = πDδ = π×260×3 = 2449 cm τ= Q/πDδC=1.05×10/(2449×0.9)=470(N/ cm) [τ]=0.5×2.95×10=1.475×10>τ=470(N/ cm) 因為τ/[τ]=470/1475=32%,故一般可不驗算。 G 筒體變形位移量的計算 E=2×10 N/ cm I=πDδ/8=π2603/8=2.07×10(cm) L=L+2×L=1460-2×45=1370(cm) 驗算最大撓度 f=G L[8-4(L/ L)+(L/ L)]/384E I = 2.09×10×1460 [8-4( 1370/1460)+(1370/1460)]/384×2×10×2.07×10 =0.105 (mm) 4.3 襯板 4.3.1 襯板的作用 a 保護筒體，使筒體免受研磨體和物料的直接沖擊和研磨 b將磨機的能量傳遞給研磨體,并利用襯板不同的幾何形狀的表面對研磨體的牽引力不同使研磨體獲得不同的運動狀態(tài)，以適應粉料粉磨工藝過程要求 c對某些具有一定幾何形狀的自動分級襯板還可以使研磨體按球徑大小沿磨體由進料端向出料端自動按大小順序排列，使各種不同的研磨體均能發(fā)揮其特有功能 4.3.2 襯板材料的選擇 因為磨機主要是以沖擊和研磨體粉磨物料的，故對襯板材料必須要求具有一定的強度，抗沖擊韌性，和良好的耐磨性 a 對于粗磨倉即一倉，沖擊破碎是該倉的主要工作形式，要求材料應具有足夠的強度和抗沖擊韌性，常用ZGMn13耐磨白口鑄鐵，中錳稀土球墨鑄鐵 性質比較：高猛鑄鋼ZGMn13需經1000-1100 ℃水淬及回火處理，HB≤220， 得到不含奧氏體的金相組織，具有很高的沖擊韌性，襯板使用后，在磨內鋼球沖擊和延壓一段時間后，其表面在局部應用作用下，將發(fā)生塑性變形，引起奧氏體組織逐漸轉變?yōu)橛捕葮O高的馬氏體組織使之具有特高的耐磨性，此乃高錳鑄鐵的冷卻硬化性，對于磨機內的高錳鑄鐵襯板，其冷作硬化后的硬度一般可達HB450-550，且硬度隨鋼球的沖擊力的增大而提高，使壽命可達半年至一年。 白口鑄鐵：不需熱處理，其壽命比錳鋼襯板高0.4-0.5倍，但對大直徑磨機，其沖擊力大，該材料的韌性及強度不能適應 中錳球墨鑄鐵：HB 500耐磨性比高錳鋼好，成本低，但沖擊韌性較差 本設計采用ZGMn13（含Mn12-14%，含碳0.9-1.3%） b 對于細磨機，即第二倉，研磨是該倉的主要工作形式，故要求材料應具有足夠的硬度，常用材料：ZGMn13耐磨白口鑄鐵，冷硬鑄鐵，中錳稀土球墨鑄鐵，橡膠鑄口；性能比較：冷硬鑄鐵、硬度HRC47-50，成本低廉，而壽命高，可使用沖擊韌性目前正改善；中錳稀土球墨鑄鐵HB>500, 耐磨性比高錳鋼好，成本也很低，但沖擊韌性較低，故本設計用ZGMn13。 4.3.3襯板的表面形狀及結構的設計 襯板的形式:平襯板、壓條襯板、波形襯板、階梯襯板、圓角方形襯板 a 選形 目前廣泛采用階梯襯板，因為它具有結構簡單，對同一層研磨體的提升高度均勻一致，還可以減少內層球的滑動和磨損，且表面磨損均勻等顯著的優(yōu)點，適用于粗磨倉。 本設計粗磨倉用了四排階梯襯板，主要是作起導向用。 研磨體的運動規(guī)律： ①　研磨體脫離角呈周期變化，磨機每轉一周，往返變化四次， ②　研磨體脫離角在圓角段隨磨機轉角的改變而從大到小成曲線變化 ③　對同一直徑的磨機，當磨機轉速不同時，研磨體脫離角和磨機轉交相對應的位置，其變化規(guī)律不變 ④ 研磨體脫離角隨磨機轉速不同的增加而減小，但是脫離角的變化范圍不變 b 設計襯板的原則 ① 襯板形狀能促進物料的粉磨作用，且能均勻磨損 ② 制造簡單，價格便宜 ③ 拆卸方便，易于更換 ④ 襯板的穩(wěn)定性好，長期工作不致變形 ⑤ 連接襯板螺釘孔數(shù)目應該最少，以免削弱簡單的強度，同一磨機內的襯板類型要盡量減少，以減少零件、便于管理、節(jié)約資金 1 襯板重量不易過大（≤35-60kg）以減輕更換時的勞動強度，尺寸要盡可能順利地通過人孔，一般設計時，可大致取為： 厚度：40-50mm左右，最小不小于20mm 長度：350-500mm一般尺寸取50mm整數(shù)倍 寬度：300-400mm左右或等于100Π mm c 計算法設計階梯襯板 在磨機正常工作中，由于研磨體之間有內摩擦存在，研磨體力求形成一個整體與磨機同轉,外層研磨體與襯板之間的摩擦力大小,取決于摩擦系數(shù)及貼隨筒體同轉的研磨體。 d 襯板的排列與固定 ①襯板的排列 常用排列型式為折線環(huán)向縫排列法，按一般的經驗錯開的距離b≥ 20-40mm以補償鑄造誤差，沖擊和變形及熱脹冷縮，余量一般a取≥10-15mm,對白口鑄鐵襯板間隙至少要留5-8mm ② 襯板的固定一般有兩種方式： 螺栓連接，其優(yōu)點是抗沖擊，耐振動，聯(lián)結可靠，其缺點是需要在筒體上鉆孔，耗費人力、財力、物力，削弱了筒體的強度，且可能漏料，故設計時在保證強度的前提下，盡量減少螺栓個數(shù)，一塊襯板最好有兩個螺栓固定，這樣當一個折斷時，襯板也不致掉落，不過因襯板每半年或一年就換一次，因此，用一個螺栓也就可以。本設計采用與襯板接觸的螺栓頭及相應的襯板凹坑形狀要保證以下條件，緊固螺栓時不會轉動，襯板孔的應力集中系數(shù)最小，加工制造方便，螺栓頭必須埋入襯板中，不得突出。目前常用的螺栓頭形狀有角錐形，圓錐形，橢圓錐形三種，本設計采用橢圓錐形，圓錐角度取60度；螺栓規(guī)格是根據(jù)襯板的熱應力及變形應力來確定的，通常有d≥M30左右，為提高螺栓的壽命，采取下列措施，選用較大塑性的低碳鋼（如Q235-A）制造，螺紋選用細牙型，為的是增加強度，并利用防松螺桿上預留長度 l，以減少應力集中，l=11mm，一般取l≥0.7d。為了防松螺栓固定時要防松墊圈或雙螺母，此外，螺栓要用浸過鉛油的麻絲纏繞在螺栓上用錐形墊圈、彈簧墊圈及螺母壓緊密封。 4.4 隔倉板 4.4.1隔倉板的作用： a分隔研磨體，以防止不同級配的研磨體，由一倉跑到另一倉，適應粉磨工藝要求， b阻止大塊物料竄向卸料端，控制物料在粉磨過程中的流速 c利用篦孔尺寸和排列方式，以協(xié)調物料在磨內的顆粒分布和出料細度 4.4.2 隔倉板的結構設計 按隔倉板的結構可分為雙層隔倉板和單層隔倉板，單層隔倉板是由帶孔眼的篩板拼合而成，雙層隔倉板由一層篩板、一層盲板及二者之間的揚料板組成，它有使物料強制通過的能力，而不受相鄰的兩倉物料面高度的影響，甚至在前倉料面低于后倉料面的情況下，物料仍能順利通過，但雙層隔倉板占磨機的有效容積大，結構復雜，通風條件差，在雙層隔倉板的兩側（前面和后面）存料都很少，故此區(qū)域粉磨效率降低，同時也加劇了隔倉板的磨損。 單層隔倉板由扇形篦板組成，用中心圓板把這些扇形板連成一個整體，隔倉板的外圈篦板用螺栓固定在磨機筒體上，中心圓板和環(huán)形固定圈用螺栓與內圈篦板固定在一起，單層隔倉板使用于溢流式過料，前倉料位高于后倉料面以下的細料通過時阻力較大，但占磨腔有效容積最少，且通風阻力小，本設計采用雙層隔倉板。 A 篩板（篦板） 為了安裝及維修的方便，篩板是由若干塊拼合而成，其形狀有弓形和扇形兩種，外形尺寸取決于磨門的尺寸，篩孔的排列和分布方式很多，可歸納為兩類：同心圓排列和放射形排列，前者物料通過的阻力小，流通量大，且不易堵塞，但通過的物料容易返回，磨損較大，幅射狀隔倉板物料的通過阻力較大，物料不易返回，由于篩板呈幅射狀，對研磨體的提升作用較強，易使大球集聚，在此，形成倉內鋼球的反向分級，影響粉磨效率，一般在出料端不宜采用幅射狀篩孔。 B 中心體 所謂中心體，對于雙層隔倉板是“導料錐”，對于單層隔倉板則是“篩板法蘭”，它一則起聯(lián)接作用，一則是氣流的通路，磨門通風對磨機的正常操作甚為重要，故應盡量加大隔倉板總的通風面積，以減少阻力，為此，中心體的外徑應盡量加大，以被研磨體經常沖擊、磨削為限，當磨機停止時，研磨體和物料不應超過中心體外徑。 C 隔倉板設計中應注意的問題 a隔倉板底座寬度必須根據(jù)筒體內襯板安裝情況而定，一般為襯板長的一半，且聯(lián)接螺栓直徑應與筒體襯板的固定螺栓圈相同，其縱向和橫向的孔距也應和筒體的襯板一致 b篩板與篩板之間縫隙寬度不能超過該道篩板的孔的寬度 c設計時應注意磨頭襯板和盲板、隔倉板篩板與出料篦板應力求通用互換 ①揚料板裝在卸料篦板和端蓋之間，在卸料空間的中心部分，固定著錐形卸料體上，再由錐形卸料體向尾部推進，最后靠中空軸內的卸料螺旋筒，將物料推出卸料出口，再入卸料漏斗中，完成卸料，揚料板的材料是焊接件:Q235-A ②揚料篦板的作用：一是篩板物料作用；二是控制物料在磨內的流速。揚料篦板材料的選擇主要是磨損嚴重，要求堅固耐磨，所以根據(jù)材料的性能，采用ZGMn13。 5 提高磨機產量的途徑 影響磨機產量的途徑很多，諸如像磨機結構，襯板形式，倉的長度，研磨體的裝載量，物理性質等都會影響磨機的產量。在生產中，只要認真分析找出影響因素，并采取相應措施就能提高磨機產量，除此之外，還可根據(jù)生產情況采取以下措施來提高磨機粉磨效率，從而提高磨機產量。 5.1 采用助磨劑 水泥助磨劑是水泥粉磨過程中添加的一種提高粉磨效率的外加劑，它能消除研磨體和襯板表面細粉物料的粘附和顆粒聚結成塊的現(xiàn)象，強化研磨作用，減少過粉磨現(xiàn)象，從而可以提高粉磨效率，尤其是粉磨細度很細的高標號水泥，助磨劑的效果更為顯著。助磨劑的種類繁多，其中有機表面活性物質占大多數(shù)，如乙醇、丁醇、丁醇油、雜醇油、乙二醇、三乙醇胺等，助磨效果較好，來源較為廣泛。 5.2 磨內噴水 向水泥磨的粉磨倉內噴入少量的霧狀水，能夠降低磨內的溫度，限制細顆粒的靜電作用，減少研磨體的包層和襯板的粘附現(xiàn)象，是加強粉磨的有效方法，尤其是粉磨純熟料水泥時，磨內噴水的效果更加顯著。 實踐證明，當粉磨純熟料水泥時，入磨熟料溫度超過80℃時，向磨內噴入1-1.5%的霧狀水，可降低出磨，物料溫度15-20℃，磨機小時產量可提高8%以上。 5.3磨尾噴漿 濕法生料磨磨尾噴漿就是把粘土漿由原來的磨頭喂入改為尾倉，采用這種方法后，能提高磨機產量，降低電耗和研磨體消耗。磨機噴漿增加的主要原因是：首先，減少了磨頭喂水量后，磨內的物料流速減慢，增加了物料在磨內的停留時間，而且消除了粘性大的料漿粘附在研磨體和襯板上的現(xiàn)象，因而使前倉研磨體加強了對物料的粉磨作用；其次，粘土不進入磨倉可增加石灰石的處理量，因而使前倉的粉磨能力得到提高。 5.4 分別粉磨 生產水泥的原料和半成品都是按一定的比例混合粉磨而成水泥的，由于這些原料和半成品的易磨性都不相同，若在同一磨內粉磨，則細度的變化也不一致，易磨性好的物料磨得細些，而它們又必須同時出磨，因而粉磨效率低，分別粉磨就是將這些物料分別粉磨，然后混合均勻。 分別粉磨具有如下的優(yōu)點： a 便于根據(jù)不同性質的物料，選擇不同的粉磨條件 b 消除了由于各種物料的易磨性的不同而引起的相互影響 c 各種物料可以根據(jù)要求磨出不同的細度,可提高產量10%左右。 5.5 控制并縮小入磨物料的粒度 生料磨的入磨石灰石粒度一般都應控制在25mm以下，設有三級破碎設備的工廠應控制在15mm以下。 5.6 合理選擇磨機襯板 選擇合適的襯板形式，其目的是調整磨內鋼球的運動形式，使鋼球產生的沖擊力和研磨體得到合理分配和調整，并避免磨內鋼球大小分布的逆分離，盡可能使鋼球沿磨內物料運動方向按大小次序進行分級，改變襯板的表面形狀，還能改變磨內每一段鋼球運動的拋物線軌跡，使脫離點位置多變，形成交叉配合的鋼球拋物狀態(tài)，本設計采用了階梯襯板，利于提高磨機效率和降低電耗。 5.7 開路粉磨改為閉路粉磨 a 增設選粉機，它分一級閉路系統(tǒng)和二級閉路系統(tǒng)，一級閉路系統(tǒng)用于長管磨和中長磨，二級閉路系統(tǒng)用于短磨，干法磨加設選粉機后，生料磨可提高產量30-50%，水泥磨可提高15%左右。 b使用弧形篩 使用弧形篩能提高粉磨效率，較大幅度地提高磨機產量，降低產品單位電耗。 結 論 本次畢業(yè)設計是參照徐州力大集團以及中天仕名的生產情況，得到張曉榮老師及其他同學的大力支持，在此一并致謝。 另外，各廠應根據(jù)本廠原有的條件，靈活地取其工藝精髓，因地制宜地改造管磨機內部結構。在設計過程中，我遵循以下幾個總體設計的基本原則和要求: a 生產使用方面 機器的生產效率高，動力消耗少，經久耐用運轉安全，操作事業(yè)簡便靈敏，外行尺寸小而美觀、成本低; b 制造加工方面 結構簡單易于加工，機加工量盡量減少，且加工工藝性能良好，材料成本低易購，盡量少用有色金屬和稀有金屬; c 安裝運輸方面 總之，每項技術都有此缺點和優(yōu)點，所以在使用過程中應揚長避短，因地制宜地使用，發(fā)揮它的最佳效果，達到最好的市場效益才是根本。 參考文獻 1 江旭昌．管磨機．中國建材工業(yè)出版社，1992.12 2 金容容．水泥廠工藝設計概論．武漢工業(yè)大學出版社，1995.8 3　倪文龍．機械立窯．中國礦業(yè)大學出版社，1995.8 4　姜煜林．水泥熱工機械設備．武漢工業(yè)大學出版社，1996.12 5　許林發(fā)．建筑材料機械設計(一)．武漢工業(yè)大學出版