автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.04, диссертация на тему:Совершенствование работы роликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ

УРАЛЬСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ УГТУ-УПИ

РГ8 ОД

На правах рукописи ГОСТЕВ АНАТОЛИЙ АЛЕКСЕЕВИЧ

УДК 621.746.27

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ РАБОТЫ РОЛИКОВОГО АППАРАТА' ЗОНЫ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ МНЛЗ

05.04.04 - Машины и агрегаты металлургического производства

ДИССЕРТАЦИЯ в форме научного доклада на соискание ученой степени кандидата технических наук

Екатеринбург 1994

Работа выполнена на АО "Магнитогорский металлургический комбинат" и нз кафедре "Детали машин"

Уральского государственного технического уничверситета УГТУ-УПИ

Научный руководитель: доктор технических наук,профессор

Баранов Г.Л.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,профессор

Лехов О.С.

кандидат технических наук Коршунов Е.А.

Ведущее предприятие: Нижне-Тагильский металлургический

комбинат

Защита состоится " 13 " мая 1994 г. в 14.00 часов

на заседании специализированного совета К.063.14.15 по защите на соискание ученой степени кадидата технические наук Уральском политехническом институте (620002, г. Екатеринбург, К-2, Втузгородок, УПИ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке УГТУ-УПИ Диссертация разослана "Ю " апреля 1994 г.

Ученый секретарь специализированного совета

Е.С.Кузнецов

ПЦ ММК 1532-94

_ п.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ' РАБОТЫ

Актуальность тепы.Последние десятилетия развитие черной металлургии в мире характеризуется переходов от устареваего мартеновского производства стали к кислородно-конвертерному с последующей непрерывной разливкой стали для получения заготовок. Непрерывная заготовка в настоящее время является наиболее эффективным и высокопроизводительным способом получения литых заготовок для сортовых и листовых прокатных станов.Ее применение позволяет улучшить качество металла»повышает выход годного, экономит значительное количество энергии. Для крупных кислородно-конвертерных цехов широкое распространение получили машины непрерывного литья заготовок криволинейного типа.Важнейшей частью этих машин,в значительной пере определяющей их производительность и качество полученных заготовок ,является роликовый аппарат зоны вторичного охлаждения.Длина технологической линии современной МН/13 для отливки заготовок толщиной от Н50 до 315 мм.достигает 40 м. Б двух ручьях такой машины сосредоточено до 360 роликов общей массой более 630т. Ролики МНЛЗ работают б тяжелых эксплуатационных условиях:при высокой механической и тепловой нагрузке,постоянном наличии теплоемен, 100И относительной влажности среды.значительном коррозионном износе.Долговечность роликов зависит от места установки их по длине технологической линии машины и для большинства роликов не превышает 6 месяцев.

Исследование нагружения роликового аппарата и разработка рекомендаций по его совершенствованию позволит повысить эффективность эксплуатации МНЛЗ,снизить металлоемкость и увеличить долговечность роликового аппарата.

Цель работы. .Увеличение производительности МНЛЗ,повышение качества непрерывнолитых заготовок,долговечности роликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ,снижение его металлоемкости .

• Научная новизна.Разработана методика расчета нагрузок роликового аппарата ЗВО МНЛЗ,учитывающая упругие и вязкопласти-ческие свойства материала заготовки и податливость элементов

конструкций.Предложены подели проектирования МНЛЗ криволинейного типа по предельный деформациям заготовки на фронте кристаллизации »получены новые научные знания о выпучивании заготовки по длине технологической линии МНЛЗ в процессе рааливки.

Практическая ценность.Определены нагрузки и износостойкость роликов по длине ЗВО' МНЛЗ.Получены рекомендации по проведению планово-предупредительных ремонтов роликового аппарата и по формированию сменного парка роликов. Разработаны рекомендации по проектированию МНЛЗ криволинейного типа с заданными показателями качества заготовки при минимальной металлоемкости роликового аппарата.

Апробация работы. Основные результаты работы были доложены и обсуждены на заседании Свердловского филиала Всероссийского семинара по теории механизмов и машин в 1992 году;ежегод-ных отраслевых совещаниях главных механиков Минчермета СССР (Днепропетровск,Магнитогорск,Новокузнецк,Нижний Тагил,1937--1990гг.) ;на научно технических советах Магнитогорского металлургического комбината(Магнитогорск,1990-1994гг.);Международной конференции "Новые технологии получения слоистых материалов и композиционных покрытий (Сочи,1992г.>;на научно-техническом совете Нижне-Тагильского металлургического комбината (г.Нижний Тагил,1993г.)¡Научно-технических конференциях Магнитогорского горно-металлургического института (г.Магнитогорск,1939-1993гг.); Международной конференции "Материалы в порошковой технологии" (г.Дрезден,ФРГ,1993г.);Международной конференции "Новые технологии получения слоистых материалов"(г.Сочи,1993г.).

Публикации. Основное содержание диссертации отражено в одной монографии,и в 5 статьях.

ОСНОЕНЫЕ ФАКТОРЫ.ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ УРОВЕНЬ НАГРУЖЕНИЯ И ДОЛГОВЕЧНОСТИ РОЛИСОБОГО АППАРАТА МНЛЗ.

Одним из важнейших элементов современной МНЛЗ является роликовый аппарат зоны вторичного охлаждения.При перемещении заготовки ,находящейся в двухфазном состоянии,по ЗЕО,ролики ограничивают выпучивание корки заготовки под действием Ферростатического давления жидкой фазы,обеспечивают выпрямление слитка на участке

правки,передают на заготовку тянущее усилие для преодоления сил трения заготовки о стенки кристаллизатора,в подшипниках роликов, сопротивление перекатыванию роликов по заготовке и бытягиванию заготовки с выпученной коркой.

Деформация слитка на участке правки происходит в двухфазной состоянии и складывается из упругой и вязкопластической составляющих .Связь между напряжениями б' и скоростью деформации & для оценки составляющей ползучести задается зависимостью

G=Bt е^р&Я (т+ 273)J,

где £>{jjuvi. л- характеристики материала заготовки, — пере-

менная по толщине стенки температура заготовки.

Используя допущение о линейном распределении т по толщи-ie стенки заготовки,получили выражение для определения части кривизны слитка,связанной с деформацией ползучести

•де изгибающий момент в поперечном сечении слитка, ~ ха-

актеристика жесткости заготовки при деформации ползучести.

Кривизна от упругой деформации слитка определялась извест-:ым соотношением ~ Мз: /¿Jjc ' В котором изгибная жест-

ость слитка вычислялась с учетом эмпирической зависимости модуля пругости от температуры

Е(Т)=(о, o¿?/s Ti-3266/т - 4,566) • Vs

Окончательное выражение для представлено в виде СИ

£jx -- 2¡"е{т)уу у - м? (a, аг )t

де А+-= Та -2856+0.5-ку (fi-15у),

i - температура поверхности заготовки.

Как следует из записанных выше выражений,соотношение упругой вязкопластической составляющих в суммарной кривизне слитка на частке правки МНЛЗ зависит от толщины корки и механических харак-эристик материала заготовки,температуры ее поверхности.Эти величи-

ны в свою очередь определяются скоростью разливки,режимов охлажд! заготовки,расстоянием от мениска кристаллизатора до рассматривав] ролика.

Таким образом,при определении нагрузок на ролики необходим! учитывать как конструктивные особенности МНЛЗ,так и технологичен режимы ее работы.

АНАЛИЗ НАГРУЖЕНИЯ РОЛИКОВ В ЗОНЕ ВТОРИЧНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ МНЛЗ.

Для определения деформации слитка в шаге роликов при правке принято допущение о том,что механические характеристики материала слитка,температура поверхности и толщина сленки изменяются дискретно от одного ролика к другому по длине технологической линии, оставаясь постоянными на участке между соединительными роликами. Изгибающий момент по длине произвольного К-ого участка линейно зависит от текущей координаты X

• р

где — равнодействующая всех сил загружающих ролики при прав-

ке слитка справа от рассматриваемого участка, Мк - изгибающий момент на правом конце участка, - шаг роликов.

Подставляя мх в интегральное уравнение для определения кривизны слитка,связанной с деформацией ползучести.получили

±- -с ж)""

•Рп ' ' Р«(л+4 9

где

- произвольная постоянная определяемая из граничного условия

п ,

Г * ■ -

здесь

= /Мы .

Кривизну слитка,накопленную в результате деформации ползучести

с концу К-ого участка при «-27* ,представим в следующем виде

£ 4 № + м*< /

Для определения углов поворота сечений слитка и прогибов использовали известную дифференциальную зависимость

Интегрируя эту зависимость,получили выражения для определения г г* лов поворота сечений слитка и прогибов в шаге роликов СЕ1

ге^ И «^Ш Р?(п.пГп<2)Гп<ь)

■де и С^ -произвольные постоянные определяемые из граничных условий при «27 =0

Г _ 6 г &/У^

Полученные выше зависимости устанавливают связь между ради-саии кривизны слитка.углами поворота сечений,прогибами в шаге оликов и координатами роликов с учетом механических характеристик атерила слитка. Показано,что форма изогнутой оси слитка и силовые араметры нагружения в каждом шаге роликов полностью определяются ятью неизвестными,три из которых представляют собой граничные ус-овия в начале участка,а два других-внутренние изгибающие-моменты начале и в конце участка

Мы

мл.

Для удобства анализа рассмотрим нагружение слитка,начиная с онца участка правки(с точки перехода криволинейного участка в го-изонтальный).Принимая в первом приближении ролики абсолютно жест-ими.для первого участка при запишем ¿/о" ¿/о ~ ■

конце первого участка при »2Г» имеем Л ,где Л — раз-ость в координатах для первого и второго роликов.Для получе-

ия недостающего пятого уравнения предварительно определяли радиус ривизны слитка на первом ролике по формуле.описывающей изменение адиуса кривизны технологической линии машины на участке правки

-- >Ро О- т0 * Г7)0

где - базовый радиус машины, и длина криволинейного

участка и характеристика изменения толщины корки слитка на этом участке•

Представленная совокупность граничных условий полностью определяет деформированное состояние слитка на правке в первом шаге роликов. Методика расчета геометрических и силовых параметров пр< цесса правки слитка на первом участке может быть последовательно использована и для всех остальных участков при соответствующем В1 боре координатных осей для каждого из участков. Так для второго участка(рис.1) качало координат(точка 0{ ) совмещается с началом этого участка, а ось является касательной к изогнутой оси

слитка в конце первого участка при«2Г»^ ,т.е. наклонена к оси йЗ. под углом ^¡¡в ^

где в конце первого участка.

При таком выборе координатных осей в начале второго участка

>а начальный радиус кривизны г Таким образом,под начальной кривизной для каждого последующего участка понимается только та часть полной кривизны слитка,которая определяется накопленной на предшествующих участках деформацией ползучести. Равенство части кривизны слитка,определяемой упругой деформацией,в конце первого и в начале второго участков обеспечивается из условия неразрывности на границе этих участков через равенство изгибающих моментов(момент //л*для предыдущего участка равен моменту для последующего участка).

Как следует из приведенного описания,четыре из пяти неизвестных,необходимых для определения параметров процесса правки слитка на втором участке определяются значениями величин .полученными при расчете первого участка.Для определения последнего пятого неизвестного использовано условие равенства прогиба слитка в конце второго участка величине

где &У^ и ¿¡ССг~ разности координат соседних роликов в осях Хо &

Расчетные прогибы слитка для всех последующих участков

Рис.1. Расчетная схема слитка на участке правки, использованная для раскрытия его статистической неопределимости.

сравнивали с величиной А к , определяемой по аналогичной Формуле^ которой индекс Е заменили индексом М ,а угол на угол С13.

Вместо ^ра в формулу для С./ при расчете К-ого участка подставляли радиус кривизны накопленный в результате деформации ползучести к участку с номером К

После определения радиуса кривизны сравнивали его

с базовым радиусом машины. Если различие в указанных радиусах превышало наперед заданную малую величину,то изменяли радиус в конце первого участка и повторяли расчет.

Для оценки влияния жесткости опорных устройств на распределение нагрузок по роликам прямолинейного участка МНЛЗ использовали расчетную схему,включающую четыре ролика этого участка.

Для определения изгибающих моментов в опорных сечениях слитка применили уравнения трех моментов учитывающие деформации опор,

Мс.2 4 * 2К- & * М£« 4у=

где

и

, и С74 — углы поворота левого и правого пролетов

относительно опоры с номером ^

Для определения ££ и использовали следующие формулы # * , - ^

где У £ - перемещение опорных сечений.

Связь опорных реакций с через эквивалентную жесткость опорных устройств ¿Г;? »представили в виде - . При

расчете эквивалентной жесткости учитывались жесткости ролика и его опорных подшипников,траверсы и стяжек.Величины опорных реакций на роликах при правке слитка выразили через изгибающие моменты в опорных сечениях по формуле

Б результате преобразований из уравнений трех моментов получили систему алгебраических уравнений относительно неизвестных моментов

- и -

М0+4М< + Мг - В у (ЪМо'бМ, + МЪ),

И{ + 4 мг + Мъ - ву л Мо * 4 М, '6Мг * 4 ■), М2 * 4М2 = Зу (~М<+4 Л?г-£М* Л

где =6£^/(СЭ

Из анализа результатов расчета опорных реакций и изгибающих моментов с учетом податливости опор установили(рис.2-3) , что с увеличением эпюра моментов становится знакопосто-

янной,а опорные реакции существенно снижаются .Различие в величинах опорных реакций на первых двух роликах этого участка в практически реализуемом диапазоне изменения коэффициента £)у может достигать для МН/13 ММК двух-трехкратного значения .

Полученные для прямолинейного участка зависимости могут быть использованы и для радиального участка.При этом следует учесть,что шаги роликов могут меняться по длине участка и в уравнении трех моментов величины в обцем случае различны.Поскольку эти различия обычно не велики,то и результаты расчета распределения нагрузок по роликам радиального участка близки к полученным выше результатам для прямолинейного участка.

Суммарная нагрузка на каждый ролик в общем случае формируется из двух основных составляющих:усилия от разгиба слитка и нагрузки от Ферростатического давления жидкой Фазы, определяемой по формуле

где — ширина слитка,^- и ферростатическое давление

и шаг,соответствующие Ь -оиу ролику.

Для учета жесткости опорных устройств при определении нагрузок на ролики,связанных с разгибом слитка на криволинейном участке,использовали метод последовательных приближений. Сначала определили изгибающие моменты и реакции в опорных сечениях при допущении об абсолютной жесткостии опорных устройств. Далее определяли деформации опор,соответствующие этим реакциям и приращения расстояний между парами роликов в координатных осях ¿Со Уо ■ ^ Учетом новых координат роликов выпол-

^

/ У /

/

/

/ /

Рис.Эпюры изгибающих моментов в слитке на прямолинейном участке

-Зу-0 ; 2. ; з. -ау/а

Ъ/Ро

0,1

г,5 зр 15 5у

Рис.3. Влияние жесткости опорных устройств на составляющие опорных реакций роликов при правке ( N кривой соответствует индексу опорной реакции)

V

"—

^—■

нялся расчет нагрузок по второму и последующим приближениям до тех пор пока максимальное различие в опорных реакциях роликов двух последовательных приближений не становилось меньше наперед заданной величины СЕЗ .

На рис. 4-Ь представлены' результаты расчета нагрузок на ролики от усилий правки,от Ферростатического давления и их суммы,полученные при разливке на МНЛЗ МГ1К углеродистых ста- -лей с содержанием при /ййОнм 1 V- / м/мм •

.Эпюра распределения суммарной нагрузки по роликам имеет ярко выраженный двухпикоеый характер.Пики расположены в начале и в конце участка правки.При сравнительно малых скоростях разливки 0.55 м/мин к концу участка правки жидкая фаза заговки успевает закристаллизоваться.Б этом случае нагрузка от ферростатического давления на выходе из участка правки обращается в нуль и эпюра суммарных нагрузок на ролики приобретает вид,показанный на рис.66.Скорость разливки и марка материала слитка оказывают существенное влияние на величину максимальной суммарной нагрузки на ролики (рис.7). Нагрузка на ролики изменяется пропорционально ширине слитка и весьма существенно зависит от выбранного режима охлаждения слитка-.

Полученные теоретические результаты по определению нагрузок на ролики МНЛЗ ММК качественно и количественно хорошо согласуются с известными экспериментальными данными по замеру нагрузок на ролики с помощью мессдоз,по обработке токовых диаграмм приводных двигателей роликов и по срокам и характеру износа роликов на криволинейном участке МНЛЗ.

Проведенное исследование технологических нагрузок на ролики в сочетании с анализом температурных напряжений в роликах служит основой для определения долговечности роликов и планирования их потребного парка.

АНАЛИЗ ВЫПУЧИВАНИЯ КОРКИ ЗАГОТОВКИ В ШАГЕ Р0ЛИК0Е

Для выбора наиболее эффективных технологических режимов работы МНЛЗ и рационального конструктивного выполнения зоны вторичного охлаждения решающее значение имеет определение де-

- 1а -

Р\кН Ш

-{20 -гЬо

-360

\

м зу.......40 * V I уйГ

/ 1

Рис .4. Распределение нагрузок от разгиба

слитка на участке правки по роликам МНЛЗ < //р - номер ролика)

и,

Рис.5. Распределение нагрузок по роликам от

ферростатического давления жидкой фазы.

Рис.6. Распределение суммарных нагрузок

на ролики, по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ : ¿7 _ г/% /

<Г- гГ * ¿?,з

500 /ООО 1ГГ

Рис.7. Зависимости максимальных значений нагрузок на ролики при правке заготовки и сум-

марной от скорости разливки и материала

заготовки при С-> * /¿¡¿?0 Л1/Ч 1.- Углеродистая сталь < С % ) £. - К1ВН9, 3. - 35ХМФА.

формаций в корке слит'ка от ее выпучивания при действии ферро-статического давления.Нами разработана методика определения этих деформаций,в которой принято во внимание,что материал корки слитка обладает как упругими так и вязкопластическими характеристиками.Суммарная деформация корки слитка складывается из упругой составляющей и составляющей ползучести,причем последняя рассматривается как суммарная деформация накопленная каким-либо сечением корки при его перемещении на расстояние К от начала координат.

Для анализа деформаций корка слитка в шаге роликов представлена как балка с защемленными концами,нагруженная равномерно распределенной нагрузкой от ферростатического давления. Е этом случае изгибающий момент по длине балки изменяется по закону

где Мо - момент в опорном сечении корки слитка.

Кривизна корки от деформации ползучести определена по формуле

где ¿}п г у > ~ жесткость корки при деформации пол-

зучести, £„ *(р/г уапа*"*' . О

извольная постоянная.

Для нечетных /7 интеграл ^ интегрируется в квадратурах п Г , £

^ 2 с'о ,

где С.п — биноминальный коэффициент.

Дифференциальную зависимость для определения деформаций корки представили в виде

£7

где А«/^- упругая жесткость корки.

Произвольные постоянные получили из граничных условий, характеризующих нулевые прогибы и углы поворота сечений корки на роликах. Окончательную зависимость прогиба корки от коор-

динаты К представили в виде СЗЗ

где 3С--3£ при ¿г¿//V/у

С'О

С*о

Установлено,что изгибающий момент е опорном сечении

зависит от характеристики ползучести материала слитка и

определяется по формуле

где ^- (5, г0=г "я-

Величина 20 является корнем уравнения,полученного из следующих граничных условий

Результаты вычислений при различных Л приведен-

ные в работе Г13 ,могут быть представлены зависимостью

Максимальное значение прогиба корки в результате деформации ползучести определили по формуле С13 :

Ултау'СКь^ * ■

Выполненные исследования позволили установить,что прогиб корки при вязкопластической деформации меняется в шаге роликов по закону.близкому к синусоидальному,а при упругой деф'ормации-по закону,близкому к параболическому. Вид кривой, характеризующей суммарную деформацию корки в шаге роликов определяется соотношением упругой и вязкопластической составляющих (рис .8) .При большом удельной весе деформации ползучести в общей деформации возможны отрицательные прогибы корки в диапазоне изменения

Момент в заделке Мо с ростом /? уменьшается,а коэффициент максимальной деф-ормации ^ возрастает (рис.3).

Полученные выше зависимости могут быть использованы для определения деформации корки при замедлении движения слитка, а также при его полной остановке С13

в

г о

3/

0.35

0,5

0,75

XI

Рис.8. Зависимость выпучивания корки от ферростатического давления 1 - р=0.3 МПа а - р=0.25 МПа

3 - р=0.г МПа

К

п

и

1,0

2 У

/

01{9

0/7 015

5 п.

Рис.9. Зависимость коэффициентов характеризующих момент в заделке и максимальную

деформацию корки заготовки в шаге роликов (2) от показателя /7

- го -

В работе С13 показано,что наибольшая относительная деформация корки слитка на Фронте кристаллизации достигается при и может быть определена по формуле

где - расстояние от нейтральной оси до фронта кристалли-

зации, = ЩОЪ П

ПОСТРОЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНОЙ ГЕОМЕТРИИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ ЛИНИИ МНЛЗ.

Решающее значение на качество непрерывного сляба оказывают длины радиального и криволинейного участков МНЛЗ, распределения шагов роликов по длине технологической линии МНЛЗ и геометрическая форма этой линии на участке правки слитка.Указанные конструктивные параметры МНЛЗ должны быть согласованы с размерами и формой поперечного сечения слитка, с режимом его охлаждения,с механическими характеристиками материалов слитка и со скоростью разливки.Известно,что допустимая относительная деформация корки слитка на Фронте кристаллизации выражается зависимостью -//¿Г, (Р/^)/^,^ где постоянный по длине технологической линии МНЛЗ коэффициент.зависящий от химичческого состава стали,еС ~ эмпирический коэффициент,равный 0,514 для углеродистых сталей.

Базой для Формирования рациональной геометрии технологической линии МНЛЗ может служить условие равенства фактической и допустимой относительной деформации корки слитка на фронте кристаллизации,представленное в виде , где

£ - коэффициент запаса по предельной допустимой деформации. Подставляя ,выраженное через ,в зависимость для определения допустимой деформации,получим дифференциальное уравнение относительно £ .решение которого имеет вид С43 :

£ -¿с, г"

Z-& С, г)/8>?*/сгл), С,*

~*"2Л Clif ^текущая координата технологи-

ческой линии МНЛЗ, - деформация от выпучивания корки заготовки на первом ролике, S/ - расстояние от мениска кристаллизатора до первого ролика, Z^-i при S>~Sj •

Как показано в работе С2],полное использование допустимой деформации корки слитка позволяет при заданной длине технологической линии МНЛЗ и показателях качества слитка обеспечить максимальную скорость разливки и наивысшую производительность МНЛЗ. При Фиксированной скорости разливки это обеспечит минимальные габариты по высоте и металлоемкость зоны вторичного охлаждения.

На радиальном участке МНЛЗ максимальная относительная деформация корки слитка определяется выпучиванием корки заготовки и равенство ¿/л^бГ'можно использовать в качестве уравнения для определения рационального спектра шагов роликов на этом участке С1Л.

При формировании геометрии участка правки слитка из условия полного использования допустимой деформации следует задаться предпочтительным шагом роликов на этом участке^сходя из соображений прочности роликов и их конструктивного выполнения .Далее определяют координату ,S0 начала участка правки , соответствующую выбранному шагу,и центральный угол радиального участка МНЛЗ^уЗ a fSo~ Мм *)/~ высота мениска в кристаллизаторе.Относительная деформация на фронте кристаллизации от правки заготовки равна

= Ус С~~ J> ),

гд & $ ~ расстояние от оси слитка до фронта кристал-

лизации, -текущий радиус кривизны участка правки.

С учетом того,что суммарная деформация корки слитка на криволинейном участке складывается из деформации от ее выпучивания и ,получили следующее выражение для определения радиуса кривизны МНЛЗ на участке правки слитка

- -J---£ - ё£ та*

J° >?о —£-

- га -

Е начале участка правки.Е конце участка правки при и уравнение для определения Sk имеет вид

Здесь (о и ¿¿„ц являются известными Функциями от <Sti .Для определения угла наклона касательной к геометрической линии МН/13 на участке правки с использованием соотношения c/S'-J><JJ. получили зависимость®^»// ^где Z^/Sj *J"o/f

С?I -произвольная постоянная определяемая из граничного условия оС=0 при $=-,5)*: Определяя угол

в точке стыковки радиального и криволинейного участков через центральный угол радиального участка «¿0 = и по формуле »¿о"^-/~fSoJ i и исключая его из этих двух выражений,получили уравнение в неявном виде для определения базового радиуса машины;

-ffSo) =Cf/? -(So~Hm)/Z*

При известно« значении нашли все остальные гео-

метрические параметры»необходимые для профилирования криволинейного участка МН/13 CS3 .

Результаты расчета геометрического профиля технологической линии МН/13.выполненного по критерию полного использования допустимых деформаций при Паб > представлены на рис.10,где для сравнения приведен профиль существующей МНЛЗ.

На рис.11 показано распределение относительных деформаций корки слитка на фронте красталлизации для предложенного и существующего вариантов,отсюда следует,что недоиспользование деформационных возможностей корки слитка приводит к довольно значительному увеличению высоты зоны вторичного охлаждения МНЛЗ. Для сопоставляемых вариантов это различие достигает ЕОХ .

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ РОЛИКОВОГО АППАРАТА МНЛЗ

Экспериментальные исследования проводились на МНЛЗ N 3 ММК в межремонтный период.Цель исследования заключалась в

- аз -

3 & 9 12

Рис.10. Сопоставление формы технологических

линий ПН/13: ! - существующий вариант, 5 - вариант,разработанный по критерию полного использования деформационных возможностей корки слитка

103£

б

М

г

Рис.11. Распределение относительной деформации

корки слитка на фронте кристаллизации по длине технологической линии машины: 1 - существующий вариант,Н - вариант, при котором максимальные деформации совпадают с принятыми допускаемыми значениями.

определении срока службы роликов в зависимости от их материала и расположения по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ.

За время наблюдения было проведено 1ЕЗЗ плавок при разливке в два ручья и выполнено 77 внеплановых замен блоков и секций (табл.1) .

Таблица 1

Енеплановые замены роликовых секций и блоков МНЛЗ N 3

Номер 1 1 Замены блоков - секций ,шт.

сек- 1

1 1

ции 1 Всего 1 по причинам

1 1 1 1 I Заклинивание 1 Залита металлом 1 I Поломка ролика

1 1 трещина_

1 1

2 1 5 1 1 I 4 -

3 1 Ь 1 3 1 3 -

4 . ег 1 2 1 1 1 1 -

Э 6 | 1 1 1 1 - -

7 1 9 1 7 1 - 2

8 1 14 1 11 1 - 3

9 1 8 1 & 1 - 2

10 1 9 1 9 1 - -

11 I Ь 1 6 1 - -

12 | 1 | 1 | - -

13 1 3 1 1 3 1 1 | - -

Итого 1 | 64 1 1 1 1 49 1 | | а 1 . 7

Как следует из приведенных в табл.1 данных»основной причиной выхода из строя опорных устройств является заклинивание подшипников средних опор роликов,наиболее характерное для криволинейного участка правки.Только на этои участке наблюдались поломки роликов и их замены по причине появления трещин на ролика!х,причем,все сломанные ролики были из стали 20ХГСНМ.

Есего в межремонтный период в результате внеплановых замен заменили 824 ролика или 0.0014 ролика на тонну отлитой стали.Результаты статистической обработки использования роликов из различных материалов по секциям приведены в табл.2

Таблица 2

Материал роликов МНЛЗ N 3

Секция I Марка стали роликов и заводы-изготовители

1 1 1 25X1М1Ф 20X13 20ХГСНМ

1 |ММК 1 Пермь Другие Всего 1 УЗТМ| 1 1 ММК| 1 1 Другие| Всего

2 1 13 - В 1 - 1 1 30 | | 30

3-4 1 15 - 15 -' 1 40 | | 40

5-6 1 3 - - 3 1 10 | 10

7 1 10 22 за 11 1 18 | 9 | 27

8 1 4 24 28 3 1 29 | 4 | 33

9 Г7 34 41 8 I 14 | 14

10 1 7 19 10 36 6 1 25 | 3 | 25

11 1 9 12 21 11 1 44 | 44

12 1 1 6 7 12 | 53 | 1 | 59

13 1& 1 6 3 15 27 | 1 35 | 1 2 | 37

Итого 1 1 [70 | ' 123 13 206 1 78 ( | 1 3031 1 19 | 1 322

Из таблицы N 2 следует,что в секциях 7-9 участка правки МНЛЗ 42'/. от общего количества составляют ролики из стали 25Х1М1Ф и 31*/. - из стали 20НГСНМ. В секциях 11-13 с более легкими условиями эксплуатации 18'/. роликов из стали 25Х1М1Ф, 21'/. - из стали 20X13 и 53'/. - из стали 20ХГСНМ.

На МНЛЗ N 3 после остановки на капитальный ремонт замеряли наибольший износ роликов по диаметру 7-13 секциях.По величине износа и количеству плавок определяли износостойкость

роликов в единицах пл/ии (число плавок на 1мм.износа).Результаты представлены в табл.3.

Таблица 3

Износостойкость роликов МНЛЗ N 3

■ Секции .. Износостойкость роликов,пл/мм

25X1М1Ф 1 I 20X13 1 1 ] 20ХГСНМ 1

7 935 1 | 920 1 | 627

а 941 1 | 686

9 997 | 963 | 63В

10 1335 | | 1031

и 2991 . | 2В40 | 2440

12 3726 \ 3511 | ЗОВЗ

■ 3166 | 3422 | | Е877• 1

Как еидно из таблицы 3 износостойкость роликов секций 7-9 значительно ниже износостойкости роликов секций 11-13. При эксплуатации в 7-9 секциях износостойкость роликов из стали Е5Х1М1Ф примерно равна износостойкости роликов £0X13 и в 1.5 раза выше роликов 20КГСНМ.Абсолютная величина износа роликов этих секций за Межремонтный период составила для стали 25Х1М1Ф - 1-3-Е мм.,для стали ЕОХГСНМ - 2.5-Змм. по диаметру. Б 11-13 секциях разница в износостойкости роликов из сталей 25Х1М1Ф и ЕОХГСНМ уменьшается и составляет 10-30У,.

Полученные результаты позволили рекомендовать в 7-9 секциях устанавливать ролики из сталей 25Х1М1Ф и 20X13,а в 11—13 секциях - из стали 20ХГСНМ.Использование этих рекомендаций позволило почти на 20'/. сократить число замен роликов и получить экономический эффект в размере'ЕОмлн.руб.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Еыполнено комплексное теоретическое и экспериментальное исследование роликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ с целью увеличения, производительности МНЛЗ,

повышения качества непрерывнолитых заготовок и догловечнос— ти роликового аппарата,снижения его металлоемкости.

Разработана методика определения нагрузок на ролики зоны вторичного охлаждения МНЛЗ криволинейного типа учитывающая скорость р-азливки.режим охлаждения заготовки.геометрическую Форму технологической линии МНЛЗ.упругие и вязкопластичес-кие свойства материала заготовки и жесткость опорных устройств.

Н. Проведено теоретическое и экспериментальное исследование распределения нагрузок по роликам.Установлено.что эпюра распределения нагрузок имеет ярко выраженный двухпико-вый характер.Пики нагрузок соответствуют границам криволинейного участка.

3. Получены зависимости максимальных нагрузок на ролики от скорости разливки.материала и размеров поперечного сечения слитка.режимов его охлаждения.

Разработана программа расчета нагрузок на ролики, определения их прочности и долговечности для персональных ЭВМ.

5. Выполнен анализ выпучивания корки заготовки для материалов с различными характеристиками упругости и ползучести. Установлено.что с ростом показателя степени кривой ползучести максимальные изгибающие моменты в корке слитка уменьшаются, а максимальные прогибы корки слитка в шаге роликов возрастают.

6. Получены зависимости для определения допускаемых относительных деформаций корки слитка по длине технологической линии машины учитывающие механические характеристики материала заготовки.режимы охлаждения и скорость разливки.

7. Разработана методика расчета рациональных геометрических параметров МНЛЗ криволинейного типа по критерию полного использования допустимых деформаций корки слитка по всей длине технологической линии машины.Показано .что использование этой методики позволяет при заданных показателях качества заготовки на 20У, и более сократить высоту зоны вторичного охлаждения и уменьшить металлоемкость МНЛЗ,а при заданной геометрии технологической линии МНЛЗ на 15-30'/. увеличить скорость разливки и производительность МНЛЗ.

8. Проведенные экспериментальные исследования причин

- аз -

выхода из строя роликовых секций на МН/13 N 3 ММК позволили установить,что почти половина замен роликовых секций приходится на участок правки МНЛЗ,только для этого участка характерны поломки роликов и появление трещин на роликах,износостойкость роликов этого участку в 3-5 раз ниже,чем на других участках. Существенное влияние на износостойкость оказывает материал роликов и их расположение в зоне вторичного охлаждения.Так,на участке правки,ролики из стали НОКГСНМ имеют износостойкость в 1 .5 раза ниже,чем из сталей 25К1М1Ф и £0X13, а на прямолинейном участке это различие не превышает 30'/..

9. Результаты работы использованы для совершенствования роликового аппарата МН/13 N 3 ММК.Экономический эффект от внедрения выполненных разработок составил 80 млн.руб.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В РАБОТАХ: Монография

1. Баранов Г.Л.,Гостев А.А.,Денисов Ю.Е. Расчет и исследование роликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ . Магнитогорское полиграф.предприятие.Магнитогорск,1993. 110с.

Статьи

S. Баранов Г.Л.,Гостев A.A. Анализ нагружения роликов на участке выпрямления слитка // Межвузовский сб .научн.трудов.Теория машин металлургического и горного оборудования, Екатеринбург,вып.14,1993г. 3-12с .

3. Баранов Г.Л.,Гостев A.A. Анализ выпучивания корки заготовки на участке между роликами МНЛЗ // Межвузовский сб. научн.трудов.Теория машин металлургического и горного оборудования .Екатеринбург,вып.14,1993.25-ЗЗс.

4. Гостев A.A. Формирование геометрии участка правки МНЛЗ криволинейного типа // Межвузовский сб.науч .трудов. Теория машин металлургического и горного оборудования Екатеринбург, вып .14,1993-62-66C.

5. Гостев A.A.,Резниченко Г.Н. "Ремонтная служба комбината" . Сталь ,N2,1992.92-94с.