90 t轉(zhuǎn)爐托圈承載能力有限元分析

康 福，羅會信，黨 章，常慶明，馬 江

(1.武漢科技大學(xué)機(jī)械自動化學(xué)院，湖北 武漢，430081；2.武漢鋼鐵(集團(tuán))公司煉鋼總廠，湖北 武漢，430083)

某煉鋼廠90 t轉(zhuǎn)爐托圈在檢修時被發(fā)現(xiàn)其爐前側(cè)靠近驅(qū)動軸處的內(nèi)腹板蝕損變薄，蝕損面積達(dá)1300 mm×1300 mm，蝕損區(qū)域延伸至下蓋板及長軸支塊部位，內(nèi)腹板原板厚為80 mm，而最大蝕損量為40 mm左右。由此可見，托圈內(nèi)腹板蝕損破壞已相當(dāng)嚴(yán)重，會對其機(jī)械性能產(chǎn)生極大影響，從而縮短托圈使用壽命。為此，本文采用大型CAE仿真分析軟件ANSYS，以轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)整體為對象，對其工作狀態(tài)進(jìn)行仿真分析，包括轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的熱分析、熱-固耦合應(yīng)力分析等，評判轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的熱-固耦合性能及關(guān)鍵部件托圈的承載能力，以期為托圈的日常維護(hù)與結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供參考。

1 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)有限元模型

根據(jù)現(xiàn)場測量，托圈內(nèi)腹板蝕損區(qū)域呈“』”型，蝕損區(qū)域關(guān)鍵點厚度如圖1所示。蝕損區(qū)域最薄點為A點，其厚度為40.5 mm；關(guān)鍵點B處厚度為60.4 mm，與A點的距離為550 mm；關(guān)鍵點C處厚度為41.6 mm，與B點的距離為1000 mm。由于蝕損區(qū)域的幾何曲面是不規(guī)則的，通過參數(shù)化特征建模比較困難，所以本文采用數(shù)值計算軟件Matlab對圖1中的數(shù)據(jù)進(jìn)行曲面擬合，再基于擬合的復(fù)雜曲面在Solidworks軟件中進(jìn)行獲取與重構(gòu)，得到蝕損區(qū)域的三維幾何形狀，如圖2所示。

圖1 蝕損區(qū)域關(guān)鍵點厚度Fig.1 Measured thickness of key points in erosion area

圖2 蝕損區(qū)域的三維幾何形狀Fig.2 3D geometry of erosion area

圖3為轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的有限元模型。在該模型的建立過程中均采用實體單元，對于托圈各部位采用了較精細(xì)的網(wǎng)格，以便于進(jìn)行針對性分析。為了比較和評價托圈蝕損前后的轉(zhuǎn)爐及托圈整體性能，分別建立了托圈蝕損前有限元模型和托圈蝕損后有限元模型。托圈蝕損后模型是在蝕損前模型的基礎(chǔ)上對內(nèi)腹板的蝕損區(qū)域重新劃分網(wǎng)格，而其它部位的網(wǎng)格則保持不變。

圖3 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的有限元模型 Fig.3 FEM of the converter

轉(zhuǎn)爐爐體由金屬爐殼及爐襯組成,爐襯又由永久層(鎂磚)和工作層(鎂碳磚)構(gòu)成。材料的熱物性參數(shù)根據(jù)爐殼所用鋼材及耐火材料所確定[1-3]，其導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容隨溫度的變化如表1所示。

表1 材料的熱物性參數(shù)

2 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)熱分析

2.1 邊界條件的確定

由于轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)中不同零部件的熱傳導(dǎo)、熱對流和熱輻射各不相同，所以其熱分析邊界條件十分復(fù)雜。邊界條件的設(shè)定通常有兩種方式：按第一類邊界條件考慮，指定爐襯內(nèi)表面的溫度為1450～1720 ℃；按第三類邊界條件考慮，確定轉(zhuǎn)爐爐殼及托圈外表面的熱交換條件[4]。轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)熱分析中主要表面?zhèn)鳠徇吔鐥l件如表2所示。

表2 熱分析中主要表面?zhèn)鳠徇吔鐥l件

2.2 溫度場仿真結(jié)果

由于托圈蝕損前后轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的熱分析邊界條件一樣，所以計算出的溫度場也是相近的，轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)溫度場分布如圖4所示。由圖4可見，轉(zhuǎn)爐溫度場基本上呈對稱分布，豎直方向上分層分布；爐殼最高溫度出現(xiàn)在爐身與托圈相對處，約為322.5℃，低于材料的蠕變溫度400 ℃，爐殼內(nèi)外壁溫差約為20 ℃；托圈溫度明顯低于爐殼溫度，水冷情況下托圈上蓋板與內(nèi)腹板的外表面溫度較高，內(nèi)腹板溫度約為110 ℃,托圈部件中連接自調(diào)螺栓與托圈的內(nèi)側(cè)加強(qiáng)筋處溫度最高，約為129 ℃。轉(zhuǎn)爐主要部位的仿真溫度與實測溫度見表3。

圖4 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)溫度場(不含爐襯)

由表3可見，轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的仿真溫度與實測溫度很接近，最大誤差不超過5%，表明轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)溫度場仿真結(jié)果是確實可信的，可用于熱-固耦合應(yīng)力分析計算。

表3轉(zhuǎn)爐主要部位的仿真溫度與實測溫度

Table3Simulatedandmeasuredtemperaturesatthemainpartsoftheconverter

/℃/℃/%2202283.61972054.01851892.11701752.990864.480773.770691.4

3 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)熱-固耦合應(yīng)力分析

3.1 工作載荷

在工作時轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)不僅承受著轉(zhuǎn)爐、懸掛減速器、爐內(nèi)鋼液等自重，還承受著高溫下的溫度載荷。鋼液的重心及重量隨轉(zhuǎn)爐傾動角的不同而變化；利用ANSYS參數(shù)化設(shè)計語言APDL讀取溫度場的計算結(jié)果，自動獲取各節(jié)點的溫度載荷[5]。

3.2 熱-固耦合應(yīng)力場仿真結(jié)果

為了全面地模擬整個工作周期內(nèi)轉(zhuǎn)爐的熱-固耦合應(yīng)力分布情況，在傾動角度為0°～110°(鋼液傾倒完畢)范圍內(nèi)對多個典型角度進(jìn)行仿真計算，其中傾動角度為60°時轉(zhuǎn)爐的熱-固耦合應(yīng)力場分布如圖5和圖6所示，此時轉(zhuǎn)爐即將出鋼。

圖5 轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的熱-固耦合應(yīng)力場Fig.5 Thermo-structural coupling stress field of the converter

圖6 蝕損區(qū)域的熱-固耦合應(yīng)力場Fig.6 Thermo-structuralcouplingstressfieldoferosion area

由圖5可見，爐殼的最大應(yīng)力值出現(xiàn)在爐身下夾持塊與爐殼連接處，為189 MPa，接近爐殼所用材料20G在300 ℃時的屈服極限200 MPa，此處應(yīng)進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，以降低應(yīng)力集中。轉(zhuǎn)爐傾動過程中，上下夾持器的支持塊處應(yīng)力值波動較大，容易出現(xiàn)疲勞裂紋。由圖6可見，蝕損處出現(xiàn)較大面積的高應(yīng)力區(qū)域，其最大應(yīng)力比周邊區(qū)域的高出近一倍，表明托圈內(nèi)腹板蝕損對其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有一定的影響。

另外，根據(jù)仿真結(jié)果可知，轉(zhuǎn)爐傾動角度變化時，托圈蝕損前后的應(yīng)力值除了在內(nèi)腹板蝕損區(qū)域有較大變化外，在轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)其他部位幾乎沒有差別。

3.3 蝕損托圈的承載能力分析

為全面了解蝕損前后托圈應(yīng)力場的變化情況，對不同傾動角度下的轉(zhuǎn)爐進(jìn)行4種工況分析計算：①工況1，蝕損前，動載系數(shù)1.0；②工況2，蝕損后，動載系數(shù)1.0；③工況3，蝕損前，動載系數(shù)2.0；④工況4，蝕損后，動載系數(shù)2.0。托圈重點關(guān)注部位的最大應(yīng)力變化曲線見圖7和圖8。

圖7 蝕損區(qū)域的最大應(yīng)力變化曲線Fig.7 Maximum stress curves of erosion area

圖8 托圈透氣管的最大應(yīng)力變化曲線Fig.8 Maximum stress curves of vent pipe in supporting ring

由圖7可以看出，蝕損前內(nèi)腹板的最大應(yīng)力為72.4 MPa，蝕損后內(nèi)腹板的最大應(yīng)力為111.1 MPa，其上升幅度達(dá)53%。在考慮動載沖擊的情況下，內(nèi)腹板的最大應(yīng)力值還會增加，托圈的安全系數(shù)很低。由圖8可以看出，動載沖擊對透氣管應(yīng)力的影響較大，最惡劣的工況下，托圈的最大應(yīng)力位于透氣管處(此處存在應(yīng)力集中)，約為159 MPa，接近材料的許用應(yīng)力，在長期承載的情況下極易達(dá)到材料的疲勞極限。

為了說明內(nèi)腹板蝕損區(qū)域質(zhì)點的應(yīng)力變化趨勢，選取圖1中3個關(guān)鍵點A、B、C作為分析對象，圖9為不同傾動角度下蝕損區(qū)域3個關(guān)鍵點的應(yīng)力變化曲線。

(a)關(guān)鍵點A

(b)關(guān)鍵點B

(c)關(guān)鍵點C

由圖9可以看出，工作過程中動載沖擊對關(guān)鍵點A、B、C的應(yīng)力影響不大，產(chǎn)生的應(yīng)力變化幅度都低于10%，其中傾動角為0°和110°附近的應(yīng)力變化更小。隨著轉(zhuǎn)爐的傾動，關(guān)鍵點A、B、C的應(yīng)力都呈先上升后下降的變化趨勢，其中關(guān)鍵點A、B的應(yīng)力變化相對較小，關(guān)鍵點C的應(yīng)力變化幅度達(dá)20%。當(dāng)傾動角為30°時，關(guān)鍵點A、C的應(yīng)力達(dá)到最大值，關(guān)鍵點B的應(yīng)力接近最大值，表明轉(zhuǎn)爐傾動30°時為托圈承載最具風(fēng)險的位置。托圈蝕損前后關(guān)鍵點應(yīng)力值相差很大，其中關(guān)鍵點A的應(yīng)力上升幅度最大(接近100%)，表明最薄點A是托圈受力最危險的質(zhì)點。盡管蝕損區(qū)域的最大應(yīng)力未超出材料的許用應(yīng)力，但其安全系數(shù)下降幅度近50%，已嚴(yán)重降低了托圈的承載能力，對安全生產(chǎn)造成極大的影響。

4 結(jié)語

通過轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的熱-固耦合應(yīng)力分析可以得出，托圈內(nèi)腹板的蝕損破壞對托圈的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度產(chǎn)生了一定的影響，不可忽視，需要及時進(jìn)行加固維護(hù)以提高托圈的承載能力，建議采用挖焊的修復(fù)方案。采用有限元仿真技術(shù)可以給出轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)的整體溫度場和綜合應(yīng)力場分布，仿真數(shù)據(jù)準(zhǔn)確可靠。本研究結(jié)果已成功應(yīng)用于該鋼廠90 t轉(zhuǎn)爐托圈的技術(shù)改造，對實際生產(chǎn)及轉(zhuǎn)爐結(jié)構(gòu)設(shè)計優(yōu)化都具有指導(dǎo)意義。

[1] 楊世銘，陶文銓．傳熱學(xué)[M]．北京：高等教育出版社，1998：554-561.

[2] 錢之榮，范廣舉．耐火材料實用手冊[M]．北京：冶金工業(yè)出版社，1987：352-358.

[3] 盛磊，臧勇．結(jié)構(gòu)及材料參數(shù)對鋼包溫度場、應(yīng)力場影響的仿真研究[J]. 重型機(jī)械，2007(2)：19-22.

[4] 關(guān)麗坤，王春香．轉(zhuǎn)爐爐襯溫度場的有限元分析[J]．工業(yè)加熱，2004，33(6)：14-16.

[5] 肖冰，林剛．120 t不銹鋼AOD轉(zhuǎn)爐的熱應(yīng)力仿真分析[J]．煉鋼，2010，26(2)：29-32.