РАСЧЕТ ЭНЕРГОСИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ СИСТЕМ КОВШОВЫХ ЗАТВОРОВ

С.П. ЕРОНЬКО

Источник: "Металлургия и горная промышленность". - 2006. - № 5. - с.62-63.

      Увеличение объемов стали, производимой по прогрессивной технологии, включающей выплавку полупродукта в электродуговой печи или кислородном конвертере с последующей его доводкой до нужной кондиции на установках "ковш-печь", а также повышение серийности непрерывной разливки металла на современных высокоскоростных МНЛЗ явились главными причинами проведения коренной модернизации парка разливочных ковшей, связанной с оснащением их затворами последнего поколения [1, 2]. Существенные изменения, внесенные в последовательность операций по подготовке к работе ковшовых затворов, многообразие их конструктивного исполнения и применение в них огнеупорных плит нового класса, имеющих относительно малую толщину (30 – 35 мм), требуют пересмотра некоторых положений, составляющих основу методов расчета шиберных систем [3]. Как известно, главными силовыми факторами, определяющими нагрузки, действующие в конструктивных элементах скользящего затвора, а также энергетические характеристики его привода (мощность электродвигателя или давление рабочей жидкости в гидроцилиндре при заданном диаметре его поршня), являются требуемая сила прижатия подвижной огнеупорной плиты и сопротивление ее перемещению во время работы разливочного устройства [4, 5]. Технологическая нагрузка на привод скользящего затвора, в первую очередь, зависит от конструктивного исполнения его узла, обеспечивающего прижатие подвижного огнеупорного элемента к неподвижному. В эксплуатируемых в настоящее время шиберных системах, разработанных зарубежными и отечественными специалистами, подвижная металлическая обойма перемещается либо по направляющим полозьям, изготовленных из износостойкой стали, либо установлена на тела качения, которые позволяют снизить износ контактных поверхностей в кинематических парах и действующие в них силы сопротивления. При этом сила, сжимающая огнеупорные плиты, возникает под действием блоков сжатых тарельчатых или витых пружин, а также может развиваться за счет контролируемой затяжки специальных болтов [6]. Силу, необходимую для перемещения подвижной обоймы с огнеупорной плитой при различных схемах ее опорного узла, показанных на рис. 1, определяют по следующим формулам.

Рисунок 1 – Схемы нагружения подвижной обоймы

      а – двухплитный затвор с опорными поверхностями скольжения; б – двухплитный затвор с линейными роликоподшипниками; в – двухплитный затвор с роликовыми опорами; г – трехплитный затвор. Для двухплитных затворов:

      Для трехплитного затвора

      В этих выражениях Fр – сила, необходимая для срезания образовавшейся в канале затвора металлической корки; Fтр1 – сила трения между рабочими поверхностями плит; Fтр2 – сила сопротивления в опорных узлах; mп – коэффициент трения скольжения между рабочими поверхностями огнеупорных плит; m с – коэффициент трения скольжения между подвижной металлической обоймой и ее опорой; mц – коэффициент трения скольжения между цапфой и роликом; f – коэффициент трения качения; dц – диаметр цапфы; dр и Dр – соответственно диаметры ролика, установленного в линейный сепаратор и размещенного на цапфе; Kн – коэффициент, учитывающий дополнительную нагрузку из-за трения подвижной металлической обоймы трехплитного затвора о направляющие при вталкивании подвижной плиты; Р – сила прижатия огнеупорных плит.

      В опубликованных ранее работах [5, 7] значение силы FP принимали по опытным данным в пределах 27-44 кН, а силу прижатия плит рассчитывали из условия допустимых изгибных деформаций металлических обойм затвора и продольных деформаций болтов, прижимающих его подвижную обойму.

      Как оказалось, такой подход не отвечает в полной мере условиям работы остальных элементов систем скользящих затворов. Многолетний опыт их эксплуатации показал, что механическое разрушение металлических деталей разливочного устройства происходило крайне редко и к тому же из-за скрытых дефектов или нарушения технологии их изготовления, а причиной большинства аварийных ситуаций был выход из строя менее прочных огнеупорных плит.

      Поэтому значение силы прижатия керамических частей затвора, по нашему мнению, должно составлять (0,7 - 0,8)Рдоп , рассчитанному из условия возникновения в огнеупорных плитах предельно опасных напряжений. В соответствии с ранее полученными результатами физического и математического моделирования [8-10], а также экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния керамических плит ковшовых затворов [11], допустимые значения силы прижатия, при которых может произойти нарушение целостности огнеупорного изделия, можно определить, используя следующие зависимости. Для двухплитной шиберной системы

      Для трехплитной шиберной системы

      Здесь Впл, Нпл, Lпл – ширина, высота и длина огнеупорной плиты соответственно; lх – относительное перекрытие плит, равное отношению хода подвижной плиты к ее длине; [s] – допускаемое напряжение материала плиты. Для определения значений силы Fp можно воспользоваться зависимостью, приведенной в работе [12],

      где к – коэффициент, равный отношению максимального сопротивления срезу к пределу прочности стали; [s]в – предел прочности стали, закристаллизовавшейся на стенках разливочного канала; Sp – площадь поперечного сечения срезаемой металлической корки.

      Площадь поперечного сечения срезаемой металлической корки в канале шиберного затвора

      Здесь Dк – диаметр канала затвора на участке контакта рабочих поверхностей огнеупорных плит, d – толщина образующейся металлической корки. В соответствии с рекомендациями работ [6, 12, 13], значения величин, входящих в уравнения (1) - (8), при расчетах силы страгивания подвижной обоймы затвора можно принять: sп = 0,3 – 0,7; f = 0,010 – 0,015 см; кн = 1,5 – 2; Р = (0,7 – 0,8)Рдоп ; к = 0,6; sв = 300 – 500 МПа; d = 3 – 5 мм. Расчетные значения силы страгивания F подвижной обоймы затвора используют для определения энергосиловых параметров его привода. В качестве примера на рис.2 приведена диаграмма нагрузок, действующих на подвижную обойму затвора во время его закрытия при использовании магнезитовых плит длиной 370 мм, шириной 200 мм, с диаметром отверстия 50 мм и допускаемом напряжении материала [s]= 8 – 24,5 МПа.

      В соответствии с полученным графиком, в начальный момент страгивания подвижной обоймы на нее действует сила сопротивления, в два раза превышающая свое значение на участке установившегося движения. Указанная неравномерность силы сопротивления, приложенной к подвижной обойме затвора, по-разному сказывается на нагрузке, действующей на привод затвора в зависимости от его типа. Поскольку у затворов с гидравлическим или пневматическим приводом подвижная обойма связана с силовым цилиндром непосредственно или через двуплечий рычаг, характер изменения нагрузки на привод будет в точности таким же, как и у силы сопротивления F. Поэтому наличие пикового значения нагрузки при закрытии затвора может вызвать стопорение гидравлического или пневматического привода, что часто наблюдается на практике. В приводе скользящих затворов обычно используют гидроцилиндры двухстороннего действия с односторонним выходом штока. Поскольку в процессе работы таких цилиндров усилия, развиваемые при выталкивании и втягивании штока, разнятся на 15 – 17 %, диаметр их поршня рассчитывают из условия преодоления максимальной технологической нагрузки для случая втягивания штока. Одновременно с этим следует учитывать разницу скоростей движения штока в зависимости от направления его перемещения. Необходимость в принятии указанных мер отпадает при замене поршневого гидроцилиндра двухплунжерным. Усовершенствованный гидропривод затвора (рис. 3) состоит из двух плунжерного цилиндра, неподвижно закрепленного на монтажной плите соосно с затвором и помещенного внутрь рамки, имеющей возможность перемещения в направляющих и посредством оси связанной с подвижной обоймой затвора. Продольный размер проема рамки равен длине плунжерного цилиндра, когда один из его плунжеров полностью выдвинут, а другой полностью задвинут. Причем ход каждого из плунжеров равен ходу подвижной обоймы затвора. При поочередной подаче под давлением рабочей жидкости в одну из камер цилиндра соответствующий плунжер воздействует своей торцевой частью на перемычку рамки, перемещая ее вместе с подвижной обоймой затвора из одного крайнего положения в другое. Второй плунжер в это же время под воздействием противоположной перемычки рамки вдавливается в полость своей камеры и вытесняет из нее рабочую жидкость. Проем рамки закрыт крышкой (условно не показана), благодаря чему поверхность плунжеров во время работы привода защищена от попадания абразивной пыли и не подвергается интенсивному износу [14].

      Механический привод шиберного затвора менее чувствителен к перегрузкам, возникающим в момент разрушения движущейся огнеупорной плитой корки металла, застывшего на стенках канала ковшового затвора. Благодаря специфическому характеру силовых процессов, протекающих при взаимодействии звеньев кривошипно-шатунного механизма, входящего в состав электромеханического привода затвора, вероятность стопорения последнего очень низка, так как при положениях механизма, близких к конечным, плечо силы сопротивления, действующей на шатун, относительно кривошипа очень мало, а момент, препятствующий его повороту, значительно меньше номинального момента, развиваемого приводным двигателем. В связи с этим пиковая нагрузка на него в начальный период закрытия затвора не передается, что способствует повышению надежности работы всей системы разливочного устройства ковша.

      Вместе с этим к недостаткам такого привода следует отнести наличие расклинивающей силовой нагрузки, действующей на элементы конструкции скользящего затвора из-за отклонения продольной оси шатуна на определенный угол от направления поступательного перемещения подвижной обоймы. Для уменьшения боковой составляющей силы, передаваемой шатуном, в состав электромеханического привода, как правило, дополнительно вводят двуплечий рычаг и тягу или прямило, что влечет увеличение габаритов шиберной системы. В результате поиска технического решения, направленного на устранение указанного недостатка, разработан вариант модернизированной конструкции электромеханического привода (рис. 4). Он содержит электродвигатель, кинематически связанный с быстроходным валом 1 редуктора, включающего корпус 2 коробчатой формы с двумя внутренними продольными стенками 3. В стенках размещены подшипниковые опоры зубчатых передач 4 и тихоходного одноколенного вала 5, снабженного шатуном 6. На шейках 7 этого вала неподвижно закреплены зубчатые колеса 8, находящиеся во внутреннем зацеплении с зубчатыми венцами 9, выполненными во внутренних продольных стенках 3. При этом шейки установлены эксцентрично с возможностью вращения в дисках 10, снабженных зубчатыми венцами и размещенных в опорах, выполненных во внутренних продольных стенках соосно с зубчатыми венцами внутреннего зацепления. Причем радиус кривошипа одноколенного вала 5 и эксцентриситет его шеек относительно осей дисков 10 равны радиусу делительных окружностей зубчатых колес 8, который в свою очередь равен половине радиуса делительной окружности зубчатых венцов 9 внутреннего зацепления. Благодаря таким соотношениям геометрических параметров элементов редуктора привод функционирует по принципу действия гипоциклоидального механизма, что обеспечивает прямолинейное возвратно-поступательное движение шатуна 6 и исключает возможность появления нагрузок на связанную с ним подвижную. обойму затвора 11, способных вызвать образование зазора между рабочими поверхностями огнеупорных плит [15].

      Таким образом, полученные уточненные зависимости для расчета основных энергосиловых параметров систем скользящих затворов позволили обосновать допустимые значения нагрузок на их элементы во время сборки и эксплуатации, выбрать оптимальные технические решения при проектировании перспективных образцов разливочных устройств шиберного типа, а также гидравлических и электромеханических приводов, которые способствовали повышению эффективности применения сталеразливочных ковшей, используемых в составе комплекса оборудования установок "ковш-печь" и высокоскоростных машин непрерывного литья заготовок.

Литература

1. Золотухин В.И., Соломин Н.П., Полубесов С.Г. Шиберные системы нового поколения // Металлург.- 2000.-№ 1,- С. 40 – 42.
2. Отечественные ковшовые затворы нового поколения / С.П. Еронько, А.Н. Смирнов, А.Ю. Цупрун и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2005.- № 1.- С. 95 – 100.
3. Еронько С.П., Быковских С.В. Разливка стали: Оборудование. Технология.- К.: Техніка, 2003.- 216 с.
4. Исследование и разработка эффективной системы двухплитного скользя- щего затвора балансирного типа / С.П. Еронько, В.Я. Седуш, Е.В. Ошовская и др. // Теория и практика металлургии.- 2002.- № 5 – 6.- С.75 – 79.
5. Расчет усилий в элементах скользящего ковшового затвора / В.Н. Шестопалов, В.И. Мачикин, М.З. Левин и др. // Изв. вузов. Черная металлургия.- 1985.- № 2.- С. 135 – 138.
6. Еронько С.П. Рациональные системы скользящих затворов // Металлург.- 2003.- № 4.- С. 45 – 47.
7. Еронько С.П. Совершенствование системы шиберного затвора для выпускного канала дуговой сталеплавильной печи // Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2001.-№ 2.- С. 98-100.
8. Повышение эффективности работы и надежности шиберных затворов при разливке стали / Л.Н. Боканова, В.Ф. Берзов, А.А. Зубакин и др. // Сталь.- 1992.- № 5.- С. 37 – 39.
9. Исследование напряженного состояния плит шиберного затвора / С.П. Еронько, Н.Т. Лифенко, Р.В. Руденко и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2000.- № 2.- С. 90 – 93.
10. Моделирование напряжений в плитах скользящих затворов методом конечных элементов / С.П. Еронько, Е.В. Ошовская, С.В. Быковских и др. // Металл и литье Украины.- 2002.- № 7- 8.- С. 39 – 42.
11. Еронько С.П., Ошовская Е.В., Цупрун А.Ю. Исследование напряженно- деформированного состояния огнеупорных плит ковшовых затворов // Металл и литье Украины.- 2006.- № 7 – 8.- С. 16 – 19.
12. Исследование предельно опасных нагрузок в элементах трехплитного ковшового затвора / С.П. Еронько, Р.В. Руденко, Е.В. Ошовская и др. // Межвузовский тематический сборник научных трудов "Защита металлургических машин от поломок".- Мариуполь: ПГТУ.- 1999.- Вып. 4.- С. 100 – 108.
13. Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3-х томах. Т. 3. Машины и агрегаты для производства и отделки проката / А.И. Целиков, П.И. Полухин, В.М. Гребеник и др.- М.: Металлургия, 1981.- 576 с.
14. Огнеупорное производство. Справочник / Под ред. Д.И. Гавриша. В 2-х томах. Т. 2.-М.: Металлургия, 1965.- 584 с.
15. Еронько С.П. Совершенствование системы скользящего затвора для выпускного канала дуговой сталеплавильной печи // Металлургическая и горнорудная промышленность.- 2001.- № 2.- С. 98 - 100.
16. . Еронько С.П. Совершенствование электромеханического привода скользящего затвора для дозированной подачи металла // Металлург.- 2002.- № 3.- С.51 – 52.