Главными условиями улучшения показателей технико-экономической эффективности производства качественной заготовки на слябовых МНЛЗ являются увеличение серийности непрерывной разливки и обеспечение защиты стали от вторичного окисления [1, 2].
Основной задачей технологов при разливке металл методом “плавка на плавку” считается поддержание постоянства его объема, поступающего в единицу времени в кристаллизатор. Однако достижение стабильности скоростного режима при дозированном переливе стали из промежуточного ковша в кристаллизатор закрытой струей зачастую затруднено из-за отложения неметаллических включений на стенках канала погружного стакана. Эти отложения вызывают уменьшение скорости непрерывной разливки и могут стать причиной ее полного прекращения [3].
Поэтому в последние годы активизированы исследования, направленные на изучение факторов, влияющих на интенсивность процесса зарастания погружных стаканов [4], а также на поиск технических решений, позволяющих во время серийной разливки стали в случае необходимости осуществить практически без прерывания струи замену пришедшего в негодность защитного огнеупорного элемента новым и тем самым добиться постоянства объемного расхода металла, поступающего в кристаллизатор.
Успех применения устройства для быстрой смены погружных стака-нов в значительной мере зависит от правильного и обоснованного выбора его кинематических и энергосиловых параметров. В ранее опубликованной работе [5] приведены результаты исследований кинематики разливочной системы промежуточного ковша, предназначенной для реализации механизированной замены отработанного керамического изделия резервным без перекрытия разливочного канала.
В настоящей статье представлена разработанная методика расчета силовых параметров гидравлического привода и опорного узла устройства подобного класса, конструктивная схема которого показана на рис. 1. Устройство включает сборный металлический корпус, снабженный средствами крепления к фланцу, привариваемому к наружной поверхности днища промежуточного ковша. Корпус устройства состоит из монтажной плиты 1, имеющей центральное отверстие, в котором размещена нижняя часть гнездового моноблока 2 промежуточного ковша. С монтажной плитой жестко связаны расположенные симметрично ее продольной оси две направляющие опоры 3, несущие сменный огнеупорный погружной стакан 7 в металлической обойме, примыкающей снизу к гнездовому блоку и имеющий возможность перемещения вдоль опор съемным гидроцилиндром. Прижатие к гнездовому блоку погружного стакана осуществляют пружины 5, размещенные в наклонных цилиндрических каналах, выполненных в корпусах направляющих опор. Усилие от пружин к металлической обойме может передаваться либо через металлические штифты 4 (рис. 1 а), либо через тела качения 8 (рис. 1 б).
В нижней части каналов нарезана резьба для ввинчивания пробок 6, обеспечивающих регулирование степени сжатия пружин. Каждая из пробок своей задней торцевой поверхностью, имеющей шестигранное отверстие под ключ, выходит наружу направляющих опор.
В процессе функционирования разливочного устройства промежуточного ковша МНЛЗ на его элементы действуют статические и динамические нагрузки, численные значения которых могут существенно изменяться в зависимости от условий применения разрабатываемой механической системы. В соответствии с расчетной схемой (рис. 2), статические силы сопротивления, препятствующие перемещению огнеупорных стаканов, обусловлены с одной стороны трением, возникающим на контактных поверхностях стаканов, а также в его опорном узле между металлической обоймой погружного стакана и прижимными штифтами или телами качения, а с другой стороны м дополнительной нагрузкой, связанной с разрушением слоя отложений оксидов алюминия или корочки застывшего металла на стенках канала. С учетом этого суммарная сила технологического сопротивления W, возни-кающая при замене погружного стакана, равна:
, (1)
где Fр — сила сопротивления, возникающая при разрушении слоя отложений в канале стакана;
Fтр1 — cила трения между рабочими поверхностями керамических элементов разливочного устройства (заменяемого погружного стакана);
Fтр2 — сила трения между металлическими поверхностями в опор-ном узле разливочного устройства;
Fтр3 — сила трения между рабочими поверхностями металлических элементов приемных салазок и обечайки сменного погружного стакана;
Fсопр м сила, вызванная лобовым сопротивлением погруженной в жидкий металл частью стакана (заменяемого и сменного), при его перемещении;
Fис — сила инерции стакана (заменяемого и сменного);
Fим — сила инерции жидкого металла, находящегося в погруженной части канала погружного стакана (заменяемого и сменного).
Для определения значения силы Fр можно использовать зависимость, приведенную в работе [6]:
, (2)
где к1 — коэффициент, равный отношению максимального сопротивления срезу к пределу прочности материала образующийся корки;
в — предел прочности стали при заданной температуре;
Sp — площадь поперечного сечения срезаемой корки:
, (3)
dк — диаметр канала погружного стакана;
к — толщина образующейся металлической корки.
Сила трения между рабочими поверхностями керамических элемен-тов:
. (4)
Сила трения между металлическими поверхностями в опорном узле:
. (5)
ри применении в опорном узле тел качения силу сопротивления оп-ределяют по формуле:
. (6)
Сила трения между рабочими поверхностями металлических элементов приемных салазок и обечайки сменного погружного стакана:
. (7)
В этих выражениях п — коэффициент трения скольжения огнеупора по огнеупору; с — коэффициент трения скольжения стали по стали; f — коэффициент трения качения; dкач – диаметр тела качения; Fпр — сила прижатия погружного стакана к огнеупорному гнездовому блоку; Fсж — сила упругости, развиваемая блоками пружин опорного узла и связанная с силой прижатия зависимостью.
В соответствии с рекомендациями работы [6], значения величин, входящих в уравнения (2) — (7), при расчетах можно принять: п = 0,3 — 0,7; с = 0,15 — 0,18; к1 = 0,7 — 0,8; в = 50 — 60 МПа; е = 5 – 8 мм.
Сила, вызванная лобовым сопротивлением погруженной в жидкий металл частью стакана при его перемещении:
, (8)
где с = 0,4 — коэффициент лобового сопротивления;
с — плотность жидкой стали при заданной температуре разливки;
Sст м площадь наибольшего сечения стакана в плоскости перпенди-кулярной направлению движения;
v0 м скорость перемещения стаканов в жидкой стали.
Dст — наружный диаметр погруженной части стакана;
hпогр м глубина погружения стакана в жидкую сталь.
Скорость движения стакана относительно металла в кристаллизаторе при треугольном графике движения:
;
где lп — длина плиты погружного стакана, контактирующей с гнездо-вым блоком промежуточного ковша;
tз – время, за которое осуществляют замену погружного стакана.
Силы инерции заменяемого и сменного стаканов Fис и жидкого металла Fим, находящегося в погруженной части их канала:
; (9)
. (10)
Здесь mст и mм — соответственно масса погружного стакана и металла, находящегося в заглубленной части его канала, аст = ам — ускорение стакана, развиваемое приводом при его замене:
,
где tр — время разгона стакана, равное 0,5•tз.
Силы трения, вычисляемые по (4)—(6), обусловлены силой прижатия Fпр, значения которой следует задавать из условия предотвращения образования зазора между контактными рабочими поверхностями огнеупорных элементов в результате совместного действия на погружной стакан его силы тяжести Gст, силы Архимеда FА, сил инерции стакана Fис и находящегося в заглубленной части канала жидкого металла Fим, силы лобового сопротивления стакана Fсопр, а также расклинивающего усилия, возникающего в момент разрушения металлической корки.
Проталкиваемый штоком приводного гидроцилиндра сменный ста-кан воздействует на заменяемый разливочный элемент, преодолевая силу технологического сопротивления W.
Поскольку вектор сдвигающей силы Fц расположен ниже плоскости скольжения рабочей поверхности заменяемого стакана на расстоянии h1, образуется пара сил, вызывающая его поворот относительно горизонтальной поперечной оси, проходящей через точку О. Этому повороту содействует сила Gст, и препятствуют силы FА, Fис, Fим, Fсопр.
Отсутствие зазора между контактными рабочими поверхностями базового моноблока и защитного стакана будет гарантировано, если:
.
Откуда, учитывая (1) и (4)—(7):
.
Суммарная сила, развиваемая одним блоком пружин опорного узла разливочного устройства:
.
Силу, обеспечиваемую каждой пружиной при рабочей деформации, соответствующей наибольшему принудительному сжатию ввинчиваемой пробкой, определяют по формуле:
,
где n — количество пружин в одном блоке опорного узла.
Процесс взаимодействия быстро движущегося штока приводного гидроцилиндра со сменным комплектом погружных стаканов по характеру протекания достаточно близок к абсолютно неупругому удару, поскольку все элементы системы после контакта движутся как одно целое. При этом в соударяющихся телах возникают упруго-пластические деформации, из-за чего часть кинетической энергии системы преобразуется в ее внутреннюю энергию, т.е. не используется для совершения работы, связанной с преодолением технологических нагрузок. Поскольку определение теоретическим путем доли теряемой кинетической энергии при изучении поведения несвободного тела, которым является проталкиваемый погружной стакан, пока не представляется возможным, нужные сведения получили в результате выполненных экспериментальных исследований. Контрольные измерения, проведенные на лабораторных стендах по разработанным методикам, подробно освещенным в работах [6, 7], показали, что в механических системах, подобных устройству быстрой замены защитных стаканов, доля энергии удара, затраченной на преодоление сопротивления перемещению несвободного тела в за-висимости от силы его прижатия составляет 30 — 50%, а ударная нагрузка в момент выведения системы из состояния покоя достигает 25 – 30% от суммарной силы технологического сопротивления. Поэтому полученное расчетное значение суммарной нагрузки на привод, включающей силы трения в узлах разливочной системы и усилие, необходимое для разрушения слоя отложений в ее канале, а также силы инерции, следует скорректировать в сторону увеличения путем введения поправочного множителя, учитывающего установленные потери подводимой энергии, затрачиваемой на деформацию соударяющихся элементов исследуемого устройства.
С учетом сказанного, пиковое значение силы Fц, которую необходимо создать приводным гидроцилиндром для преодоления технологического сопротивления, следует определять из выражения:
,
где к2 = 1,2…1,3 — поправочный коэффициент, учитывающий потери подводимой энергии на деформацию взаимодействующих элемен-тов разливочной системы.
Используя расчетное значение Fц, при выбранном из стандартного ряда рабочем давлении р, развиваемом насосом маслостанции, находят диаметр поршня силового гидроцилиндра:
.
Для удобства использования предложенной методики расчета параметров системы быстрой смены погружных стаканов составили программу в прикладном пакете MathCad.
На рис.3 показаны графики изменения силы Fц, создаваемую привод-ным гидроцилиндром, в зависимости от внутреннего диаметра канала стакана при глубине его погружения в металл 350 мм и времени замены 0,5 с, и толщине образующейся металлической корки 5 мм. Необходимый диаметр гидроцилиндра может быть выбран в соответствии с графиками, приведенными на рис.4, а сила прижатия погружного стакана к огнеупорному гнездовому блоку — по рис.5.
Таким образом, разработанная методика расчета позволяет определять силовые параметры гидравлического привода и опорного узла устройства для быстрой смены погружных стаканов, обеспечивающего стабильность серийной разливки стали.