Введение к работе
Актуальность тепы.Последние десятилетия развитие черной металлургии в мире характеризуется переходом, от устаревшего 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 малины 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 ЗбО роликов общей массой более 630т. Ролики МНЛЗ работают б тяжелых эксплуатационных условиях:при высокой механической и тепловой нагрузке,постоянном наличии теплоемен, 100Я относительной влажности среды,значительном коррозионном износе.Долговечность роликов зависит от иеста 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
_ 4 -
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 разливки. Практическая ценность .Определены нагрузки и износостойкость роликов по длине ЗБО' 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.
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 вытягиванию заготовки с выпученной коркой.
Деформация слитка на участке правки происходит б двухфазном состоянии и складывается из упругой и вязкопластической составляющих .Связь между напряжениями О и скоростью деформации <Ь для оценки составляющей ползучести задается зависимостью
G=3t >* escpf-J (Т+ 273)J,
где tl>jjjl/vi %Л - характеристики материала заготовки, ' - переменная по толщине стенки температура заготовки.
Используя допущение о линейном распределении т по толщи-
іе стенки заготовки,получили выражение для определения части кри-
іизньі слитка,связанной с деформацией ползучести
-k-lknt/vmjV'e/a
де /.- изгибающий момент в поперечном сечении слитка, JjJj - ха-актеристика жесткости заготовки при деформации ползучести.
Кривизна от упругой деформации слитка определялась извест-
ым соотношением '/q = Мсс / J~. » в котором изгибная жест-
ость слитка вычислялась с учетом эмпирической зависимости модуля пругости от температуры
В'(Т)={о.оыбТ+згбб/т - 4,5бб) /0s
Окончательное выражение для представлено в виде СИ
JX--2jE(r)ifJy - /*? fA, f- A2/U<,)l"
де A*-* Tn -2856 * 0,5-ky (6 - KSy),
., #<,*f%-Тп)/<Р, aT-asA* Л/4У , ,*asA,&'&,-
і - 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,режимом охлажді 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.
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 **t — равнодействующая всех сил,нагружающих ролики при правке слитка справа от рассматриваемого участка, - изгибающий момент на правом конце участка, # - шаг роликов.
Подставляя в интегральное уравнение для определения кривизны слитка,связанной с деформацией ползучести,получили
fn~ ' AY/?*/;
M*.t*M*+P** ,>**'/№&)"], л* Ж
-/ - произвольная постоянная,определяемая из граничного условия
здесь
sn«'M*/Afr.j .
Кривизну слитка,накопленную в результате деформации ползучести
с концу К-ого участка при «-27s L-x ,представим в следующем виде
Для определения углов поворота сечений слитка и прогибов использовали известную дифференциальную зависимость
/fa /J>v
Интегрируя эту зависимость,получили выражения для определения
грлов поворота сечений слитка и прогибов в шаге роликов CS3
Z6J, L* t"0*hbJ P?(n.L)fn<2)fn
де Lg и С, -произвольные постоянные,определяеиые из граничных условий У'=Ц-Д при
L*~ fr>r*-l)*fn*)*' 3 fm«-^)^2) (л+Z) '
Полученные выже зависимости устанавливают связь между ради-саии кривизны слитка,углами поворота сечений,прогибами в шаге олйков 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
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 32'$запишем ~/о" Уо ~ &I АР0"
конце первого участка при «2Г» С^ имеем ^» А ^ ,где 4- раз-ость в координатах / для первого и второго роликов.Для получе-ия недостающего пятого уравнения предварительно определяли радиус ривиэны слитка на первом ролике по формуле,описывающей изменение адиуса кривизны технологической линии машины на участке правки
j> - #о О- т0 * Г7)0 д, /?Д
Ло - базовый радиус машины, " и *"о
где л0 - базовый радиус машины, "2 и "'о— 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 маге роликов. Методика расчета геометрических и силовых параметров пр< цесса правки слитка на первом участке иожет быть последовательно использована и для всех остальных участков при соответствующем ві боре координатных осей для каждого из участков. Так для второго участка(рис Л) качало координат(точка 6/ ) совмещается с началом этого участка, а ось 0{3-і является касательной к изогнутой оси слитка в конце первого участка при«2Г»^ ,т.е. наклонена к оси иЗ.
ПОД УГЛОМ JjS CLLCCO Ifj
где U *у в конце первого участка.
При таком выборе координатных осей в начале второго участка
U„ =0 ^Уо^О >а начальный радиус кривизны fi^-J^nt
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 /у Л* для предыдущего участка равен моменту Mit-f 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 п^
t^AftCffsfr'AZ, tin fr ,
где t Ц± и &ССг- разности координат соседних роликов в осях Расчетные прогибы слитка для всех последующих участков
20..
Я.
/
n
У
а.
%
г,
-*- ог0
-» *-
Лесг
Л СС\з
Рис.1.
Расчетная схема слитка на участке правки, использованная для раскрытия его статистической неопределимости.
сравнивали с величиной П 1С , определяемой по аналогичной Формуле ,е> которой индекс Е заменили индексом г\ ,з. угол У і
на vronJ.xf±j;; т.
Вместо pv в формулу для иj при расчете К-ого участка подставляли радиус кривизны yPu-J «накопленный в результате деформации ползучести к участку с номером К / *'J /
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,
Mi.j 4 * 2Mi fa * ы)+ /%«, 4/=-6J* fa/%),
где Cl'L і О*'*/ и О;- углы поворота левого и правого пролетов относительно опоры с номером L
Для определения с и cfafиспользовали следующие формулы
# * (Ус -Уы )/ё , 9* - /&* -& )/1,
где jj - перемещение опорных сечений.
Связь опорных реакций с ifc через эквивалентную жесткость опорных устройств Сд ,представили в виде /j - -/у /r>„ . 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
Р{Мг.Л-2М + Мы)М
Б результате преобразований из уравнений трех моментов получили систему алгебраических уравнений относительно неизвестных моментов /у/
Mt + 4MZ + Мь- &у(-М0+4М,'6Мг*4 А/у),
Из анализа результатов расчета опорных реакций и изгибающих моментов с учетом податливости опор установили(рис.S-3) , что с увеличением Оу эпюра моментов становится знакопостоянной,а опорные реакции существенно снижаются .Различие в величинах опорных реакций на первых двух роликах этого участка в практически реализуемом диапазоне изменения коэффициента С>и нохет достигать для МНЛЗ 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 Сі в общем 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 ^-L'— ферростатическое давление и таг,соответствующие Z. -ому 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 «J2o 4 С учетом новых координат роликов выпол-
Рис.5. Эпюры изгибающих попентов в слитке на прямолинейном участке
о.ь
г,5 So 7,5 Ба
Рис.3. Влияние жесткости опорных устройств на составляющие опорных реакций роликов при правке ( N кривой соответствует индексу опорной реакции)
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 ММК углеродистых ста- -лей с содержанием Л^/^при &*/0оо*ш , V-/ Od'tff .Эпюра распределения суммарной нагрузки по роликам имеет ярко выраженный двухпиковый характер.Пики расположены в начале и в конце участка правки.При сравнительно малых скоростях разливки с/^ 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.
Для выбора наиболее эффективных технологических режимов работы МНЛЗ и рационального конструктивного выполнения зоны вторичного охлаждения решающее значение имеет определение де-
Рис.4. Распределение нагрузок от разгиба
слитка на участке правки по роликам МНЛЗ < //п - номер ролика)
Рис.5. Распределение нагрузок по роликам от
Ферростатического давления жидкой фазы.
Рис.6. Распределение суммарных нагрузок
на ролики, по длине зоны вторичного охлаждения МНЛЗ : с? _ j/% / м/ми„
*m,' m,
On.P«.*«
№0
WOO V, мн/мш-
Рис.7. Зависимости максимальных значений нагрузок на ролики при правке заготовки Рт и суммарной 4?„7 от скорости разливки и материала заготовки при & - /?0 лі/ч 1.- Углеродистая сталь < С ?Д, % ) S. - KIBH9, 3. - 35ХМФА.
формаций в корке слитка от ев выпучивания при действии ферро-статического давления.Нани 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
M*Mo-0.5pxfe-x),
где I 'о - момент в опорном сечении корки слитка.
Кривизна корки от деформации ползучести определена по формуле
где fin'/hrf, "\ » *$< ~ жесткость корки при деформации пол-
зучести, і„;*(р/2рапа*"*1 . aQS&y/t-Mv/r/n'j
b'Sfc-JPc/t. 1--(0:-0,5і)/а >Ь« - "«-
извольная постоянная.
Для нечетных /7 интеграл о^ интегрируется в квад
ратурах п , ,
г С* о *С+ г
где Ln — биноминальный коэффициент.
Дифференциальную зависимость для определения деформаций корки представили в виде
где*-«/^- 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-
- IS -
динаты К представили в виде СЗ]
где 5/-Зі при я.а ^о'І- Ь)Ыт.г**ЪСяс/Ш2бз)Ш)(1
Установлено,что изгибающий иоиент в опорной сечении зависит от характеристики ползучести материала слитка и определяется по формуле
Величина Z0 является корнем уравнения,полученного из следующих граничных условий
Результаты вычислений "/» при различных (Приведенные в работе С13,могут быть представлены зависимостью Kn~'.2ifl ' V
Максимальное значение прогиба корки в результате деформации ползучести определили по формуле С13 :
Выполненные исследования позволили установить,что про
гиб корки при вязкопластической деформации меняется в шаге
роликов по закону.близкому к синусоидальному,а при упругой
деформации-по закону,близкому к параболическому. Вид кривой,
характеризующей суммарную деформацию корки в шаге роликов оп
ределяется соотношением упругой и вязкопластической состав
ляющих (рис .8) .При большом удельной весе деформации ползучес
ти в общей деформации возможны отрицательные прогибы корки в
диапазоне изменения Момент в заделке Мо с ростом /7
уменьшается,а коэффициент максимальной деформации ^ возрастает (рис.3).
Полученные выше зависимости могут быть использованы для определения деформации корки при замедлении движения слитка, а также при его полной остановке С13
Янн б
г о
0.35
0,5 0,75 хк
Рис.8. Зависимость выпучивания корки от ферростатического давления 1 - р=0.3 МПа а - р=0.25 МПа 3 - р=0.г МПа
5 п.
К*
0/9
0.17
Рис.9. Зависимость коэффициентов характеризующих момент в заделке 6?ґ>СТ/* максимальную деформацию корки заготовки в шаге роликов /S. (2) от показателя /7
- го -
В работе С13 показано,что наибольшая относительная де-{орнация корки слитка на Фронте кристаллизации достигается при SJO.-L. и может быть определена по формуле
где О j - расстояние от нейтральной оси до фронта кристалли-зации, / = 0t2Qb П 'SS.
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 , ~Ґ Z) ((,6-2,4 $/)/, где ifCtZ.J - 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 Л t гДе
L - коэффициент запаса по предельной допустимой деформации. Подставляя j3 ,выраженное через Q ,в зависимость для определения допустимой деформации,получим дифференциальное уравнение относительно ,решение которого имеет вид 141 :
- гі -
г-& -, с, 'faff ге. z)/&)^/rvui), сг- ?,
+
+2\JLCif (
Как показано в работе 1В1,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 feZ/nf^ можно использовать в качестве уравнения для определения рационального спектра шагов роликов на этой участке til.
При формировании геометрии участка правки слитка из
условия полного использования допустимой деформации следует
задаться предпочтительным шагом роликов на этом участке^схо
дя из соображений прочности роликов и их конструктивного вы
полнения .Далее определяют координату ^о начала участка прав
ки соответствующую выбранному шагу,и центральный угол ради
ального участка МНЛЗ &'ҐЗо~^/м)//(* >где/4^ - высота ме
ниска в кристаллизаторе.Относительная деформация на фронте
кристаллизации от правки заготовки равна
Cfo J> ), где l.sQS^~0^ ~ расстояние от оси слитка до фронта кристаллизации, р -текущий радиус кривизны участка правки.
С учетом того,что суммарная деформация корки слитка на криволинейном участке складывается из деформации от ее выпучивания и 01/ ,получили следующее выражение для определения радиуса кривизны МНЛЗ на участке правки слитка
—-=-1 - ётах
J ** —
- га -
Е начале участка правки^Р"^о .Е конце участка правки /р=ц при S-Sn и Уравнение для определения о а имеет вид
Здесь (о И >/ ЯВЛЯЮТСЯ ИЭВестНЫИИ Ф'УНКЦИЯВИ от v< .Для
определения угла наклона касательной к геометрической линии МН/13 на участке правки с использованием соотношения получили зависимость
С.{ -произвольная постоянная,определяемая из граничного условия oLs0 при о=д
Определяя угол оСо в точке стыковки радиального и криволинейного участков через центральный угол радиального участка <*-о= /2 ~-Р> и по Формуле ^0-*Ci -/~CSoJ і и исключая его из этих двух выражений,получили уравнение в неявном виде для определения базового радиуса машины:
Сл -ffSo) ~-Я/2 -(So~Hm)/Z*
При известно» значении нашли все остальные гео-
метрические параметры,необходимые для профилирования криволинейного участка МНЛЗ CS3 .
Результаты расчета геометрического профиля технологической линии МНЛЗ,выполненного по критерии полного использования допустимых деформаций при П"5 > 2-'з//^у,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 проводились на МНЛЗ N 3 ММК в межремонтный период .Цель исследования заключалась в
аз -
ігх,н
Рис.10. Сопостаэление формы технологических
линий ПНЛЗ: 1 - существующий вариант, 5 - вариант.разработанный по критерию полного использования деформационных возможностей корки слитка
б 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 вреия наблюдения было проведено 1S3S 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
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 этой участке наблюдались поломки роликов и их замены по причине появления трещин на роликаіх,причем,все сломанные ролики были из стали 20ХГСНМ.
Есего в межремонтный период в результате внеплановых замен заменили S24 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
Из таблицы N 2 следует,что в секциях 7-9 участка правки МНЛЗ 427. от общего количества составляют ролики из стали 25ХІМІФ и 31'/. - из стали 20ХГСНМ. В секциях 11-13 с более легкими условиями эксплуатации 18'/. роликов из стали 25ХІМІФ, 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
- E6 -
роликов в единицах пл/ии (число плавок на 1мм.износа).Результаты представлены в табл.3.
Таблица 3 Износостойкость роликов МНЛЗ N 3
Как видно 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 Е5ХІМІФ прииерно равна износостойкости роликов 20X13 и в 1.5 раза выше роликов ЕОХГСНМ.Абсолютная величина износа роликов этих секций за межремонтный период составила для стали Е5ХІМІФ - 1.3-Е мм.,для стали 20ХГСНМ - 2.5-Змм. по диаметру. Е 11-13 секциях разница в износостойкости роликов из сталей Е5ХІМІФ и ЕОХГСНМ уменьшается и составляет 10-ЗОУ,.
Полученные результаты позволили рекомендовать в 7-9 секциях устанавливать ролики из сталей Е5ХІМІФ и Е0Х13,а в 11—13 секциях - из стали ЕОХГСНМ.Использование этих рекомендаций позволило почти на ВО'/, сократить число замен роликов и получить экономический эффект в размере"ЗОмлв.руб.
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-аэливки .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-бый характер.Пики нагрузок соответствуют границам криволинейного участка.
-
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
ЭЕМ.
-
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.
-
Получены зависимости для определения допускаемых относительных деформаций корки слитка по длине технологической линии машины.учитывающие механические характеристики материала заготовки.режимы охлаждения и скорость разливки.
-
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.
S. Проведенные экспериментальные исследования причин
- as -
выхода из строя роликовых секций на МНЛЗ N З 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 участка в 3-5 раз ниже,чем на других участках. Существенное влияние на износостойкость оказывает материал роликов и их расположение в зоне вторичного охлаждения. Так,ка участке правки,ролики из стали НОКГСНМ ииемт износостойкость в 1 .5 раза ниже,чем иа сталей 25ХІМІФ и 0X13, а на прямолинейном участке это различие не превышает 30'/..
9. Результаты работы использованы для совершенствования роликового аппарата МНЛЗ N 3 ММК.Экономический эффект от внедрения выполненных разработок составил SO млн.руб.