轉(zhuǎn)爐夾持器間隙及傾動加速度對自調(diào)螺栓沖擊力的影響

羅亞東，李友榮

(武漢科技大學冶金裝備及其控制教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081)

轉(zhuǎn)爐夾持器間隙及傾動加速度對自調(diào)螺栓沖擊力的影響

羅亞東，李友榮

(武漢科技大學冶金裝備及其控制教育部重點實驗室，湖北 武漢，430081)

利用三維建模軟件并結(jié)合轉(zhuǎn)爐實際尺寸進行建模，運用多體動力學與有限元方法對轉(zhuǎn)爐進行動態(tài)仿真。對自調(diào)螺栓以及球形墊片進行子模型細化計算，將爐體與自調(diào)螺栓接觸面的位移作為子模型邊界條件，在穩(wěn)定的熱脹狀態(tài)下進行瞬態(tài)分析，通過危險位置應力曲線分析夾持器間隙、傾動加速度對自調(diào)螺栓沖擊力的影響。結(jié)果表明，夾持器間隙越大，自調(diào)螺栓所受的沖擊力就越大，自調(diào)螺栓的振動發(fā)生在傾動加速度較大的傾角位置。

轉(zhuǎn)爐；夾持器；自調(diào)螺栓；傾動；振動；沖擊力；仿真

自調(diào)螺栓型轉(zhuǎn)爐在眾多鋼廠均有使用，其主要特點是能夠隨著爐體熱脹冷縮而自動調(diào)整位置[1]。圍繞其出現(xiàn)的異常振動以及自調(diào)螺栓斷裂等問題，不少研究者對連接裝置的瞬間沖擊力、危險位置應力及連接件壽命進行了研究[2-4]。為解決復雜模型仿真問題，有采用子結(jié)構(gòu)法[5]、剛?cè)狁詈戏╗6-7]進行研究。研究表明，自調(diào)螺栓的受力狀態(tài)與夾持器間隙、轉(zhuǎn)爐傾動加速度以及轉(zhuǎn)爐傾翻角度有關(guān)[8-9]。本文以某鋼廠130 t轉(zhuǎn)爐為研究對象，按照其模型尺寸、材料密度等參數(shù)建模，運用多體動力學軟件對3個自調(diào)螺栓柔性化后進行動力學仿真。利用ANSYS軟件對自調(diào)螺栓以及球形墊片進行子模型細化計算，將爐體與自調(diào)螺栓接觸面的位移作為子模型邊界條件，在穩(wěn)定的熱脹狀態(tài)下進行瞬態(tài)分析，通過危險位置應力曲線分析夾持器間隙、傾動加速度對自調(diào)螺栓沖擊力的影響。

1 轉(zhuǎn)爐模型及仿真工況區(qū)間

1.1 轉(zhuǎn)爐模型

采用三維建模軟件對轉(zhuǎn)爐及各傾角下的鋼液建模，并計算出各傾角下的鋼水重心位置[10-11]。轉(zhuǎn)爐模型如圖1所示。圖1(c)中，上表面兩組夾持器X1、X2與耳軸平行。圖1(d)中，下表面夾持器X3、X5與X4、X6分布于耳軸兩側(cè)。夾持器X1～X6的間隙相應為L1～L6，夾持器間隙一般表示為：L=(D-d)/2。轉(zhuǎn)爐模型參數(shù)如表1所示。

(a)轉(zhuǎn)爐裝配圖 (b)傾角為60°時爐內(nèi)鋼液分布

(c)托圈上表面 (d)托圈下表面

圖1轉(zhuǎn)爐模型

Fig.1Convertermode

表1 轉(zhuǎn)爐模型參數(shù)

1.2 仿真工況區(qū)間

選取傾動速度變化較大的工況時區(qū)進行分析，轉(zhuǎn)爐傾角變化曲線如圖2所示。為便于仿真過程參數(shù)設(shè)定，將仿真過程分為空爐分析與加鋼水后分析。圖2中,爐次開始與出鋼后回爐為空爐轉(zhuǎn)動過程，回爐煉鋼、測溫取樣、出鋼為轉(zhuǎn)爐加鋼水后轉(zhuǎn)動過程，而加廢鋼兌鐵水、吹煉、出鋼準備均為相對穩(wěn)定過程。

圖2 轉(zhuǎn)爐傾角變化曲線

2 轉(zhuǎn)爐整體模型仿真

根據(jù)轉(zhuǎn)爐運動學關(guān)系，設(shè)置耳軸與大地為旋轉(zhuǎn)副，球面墊片與爐體為固定副，自調(diào)螺栓與螺母為固定副，自調(diào)螺栓與球面墊片為圓柱副與平面副，球面墊片之間通過球鉸副連接，夾持器則定義接觸。自調(diào)螺栓柔性化模型如圖3所示。在圖3模型中，取模態(tài)階數(shù)為6，單元數(shù)量為11 430。A處設(shè)置自調(diào)螺栓與螺母的固定副，B、C處設(shè)置自調(diào)螺栓與球面墊片的圓柱副，D處設(shè)置自調(diào)螺栓與托圈的圓柱副，E處設(shè)置自調(diào)螺栓與球面墊片的平面副。由于自調(diào)螺栓與螺母及球面墊片通過固定副、圓柱副、平面副連接，所以在A、B、C、D、E區(qū)域內(nèi)分別設(shè)置一個外聯(lián)點，并通過Attachments將各區(qū)域表面所有節(jié)點分別與外聯(lián)點連接，且計算出自調(diào)螺栓的MNF文件。圖2中空爐轉(zhuǎn)動過程與加廢鋼兌鐵水后穩(wěn)定過程分別編寫為驅(qū)動程序，并在耳軸與大地的旋轉(zhuǎn)副上設(shè)置仿真驅(qū)動。各個時刻的鋼水重力與扭矩編寫為作用力程序，并施加在爐體上以代替鋼液對爐體的作用力。轉(zhuǎn)爐系統(tǒng)仿真步長設(shè)置為0.05 s。以現(xiàn)場數(shù)據(jù)為依據(jù)，電機額定功率為160 kW，額定轉(zhuǎn)速為985 r/min，傾動機構(gòu)一次減速機速比為109，二次減速機速比為6.8。通過電機力矩計算出耳軸力矩，并與仿真力矩進行對比。傾動機構(gòu)齒輪嚙合簡圖如圖4所示。耳軸仿真與現(xiàn)場測試結(jié)果如圖5所示。從圖5中可看出，仿真數(shù)據(jù)曲線與現(xiàn)場數(shù)據(jù)曲線變化基本一致，表明所作仿真模型及方法正確。

圖3 自調(diào)螺栓柔性化模型

圖4 傾動機構(gòu)齒輪嚙合簡圖

Fig.4Schematicdiagramofgearmeshingoftiltingmechanism

爐次開始 出鋼后回爐

(a)空爐轉(zhuǎn)動

回爐煉鋼 測溫取樣 出鋼

(b)加鋼水轉(zhuǎn)動

圖5耳軸仿真與現(xiàn)場測試結(jié)果

Fig.5Comparisonofsimulationresultsandfieldtestresultsoftrunniontorque

3 轉(zhuǎn)爐自調(diào)螺栓與球面墊片仿真

采用ANSYS對自調(diào)螺栓危險位置細畫網(wǎng)格進行瞬態(tài)分析[12]，建立自調(diào)螺栓與球面墊片仿真模型。自調(diào)螺栓及球面墊片有限元模型如圖6所示。圖6(a)中，模型節(jié)點數(shù)量25 539，網(wǎng)格數(shù)量23 162，網(wǎng)格大小3.5 mm。圖6(b)中，將J與K所在的平面與球面墊片之間分別定義為接觸。為實現(xiàn)與球面墊片的上下移動，在H與I所在的圓環(huán)中點處分別設(shè)置耦合點，并將自調(diào)螺栓與球面墊片在圓環(huán)面上的所有節(jié)點耦合，同時將球面墊片節(jié)點的耦合自由度Y釋放。在F平面中點處設(shè)置1個耦合點，并與平面內(nèi)的所有節(jié)點耦合，且將G平面上的所有節(jié)點固定。利用ANSYS表格加載方法在F平面的耦合點上分別于X、Y、Z三個方向施加位移-時間載荷。通過定義PRETS179單元對自調(diào)螺栓施加預緊力，預緊位移為1.7 mm。

(a)自調(diào)螺栓及球面墊片仿真模型 (b) 自調(diào)螺栓剖面圖

圖6自調(diào)螺栓及球面墊片有限元模型

Fig.6Finiteelementmodelofself-adjustingboltandsphericalgasket

4 自調(diào)螺栓沖擊力分析

4.1 夾持器間隙對自調(diào)螺栓振動的影響

空爐下自調(diào)螺栓應力變化曲線如圖7所示。由圖7中可看出，不同夾持器間隙下，自調(diào)螺栓的振動變化較大。爐次開始過程， 0°～-166°傾角區(qū)間，5 mm間隙時自調(diào)螺栓振動最大；而在其他傾角位置，15 mm間隙時振動最大。出鋼后回爐過程，15 mm間隙時自調(diào)螺栓振動最大。加鋼水后自調(diào)螺栓應力變化曲線如圖8所示。由圖8中可看出，測溫取樣過程， 5 mm間隙時自調(diào)螺栓振動較大?；貭t煉鋼與出鋼過程， 15 mm間隙時振動最大。各工況下空爐自調(diào)螺栓應力變化曲線如圖9所示。各工況下加鋼水后自調(diào)螺栓應力變化曲線如圖10所示。由圖9及圖10中可看出，夾持器間隙為0時自調(diào)螺栓振動最小，15 mm間隙時振動最大。用雨流計數(shù)法進行應力幅統(tǒng)計，煉1爐鋼時自調(diào)螺栓應力幅(δa)統(tǒng)計如表2所示。結(jié)果表明，夾持器間隙越大，自調(diào)螺栓最大應力幅值越大，間隙為15 mm時，自調(diào)螺栓應力幅值最大。

爐次開始 出鋼后回爐

圖7空爐轉(zhuǎn)動自調(diào)螺栓應力變化曲線

Fig.7Stressvariationcurveofself-adjustingboltundertheemptyfurnace

回爐煉鋼 測溫取樣 出鋼

圖8加鋼水轉(zhuǎn)動自調(diào)螺栓應力變化曲線

Fig.8Stresschangecurveofself-adjustingboltafteraddingmoltensteel

圖9 各工況下空爐轉(zhuǎn)動自調(diào)螺栓應力變化曲線

圖10 各工況下加鋼水轉(zhuǎn)動自調(diào)螺栓應力變化曲線

間隙/mm應力波動次數(shù)δa≥10MPa6MPa≤δa<10MPa2MPa≤δa<6MPa最大應力幅/MPa0610341951319612710101553301516206632

4.2 傾動加速度對自調(diào)螺栓振動的影響

圖7與圖8表明，在轉(zhuǎn)爐轉(zhuǎn)動過程中，自調(diào)螺栓振動發(fā)生在傾動加速度較大的傾角位置。從圖8中傾動加速度曲線可看出，在出鋼過程，100°左右的傾角位置傾動加速度較大，該傾角位置各間隙下均有較大振動產(chǎn)生。

5 結(jié)語

夾持器間隙過大是引起自調(diào)螺栓斷裂的主要因素，隨著夾持器間隙增大到一定程度后，夾持器間隙的增加所引起夾持器上的沖擊增大，從而引起自調(diào)螺栓的沖擊力增大。相同夾持器間隙下，轉(zhuǎn)爐轉(zhuǎn)動過程中傾動加速度的變化也會引起自調(diào)螺栓的沖擊變化，自調(diào)螺栓振動發(fā)生在傾動加速度較大的傾角位置。

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[責任編輯彭金旺]

Influenceoftheconvertergripperclearanceandtiltingaccelerationontheimpactforceofself-adjustingbolt

LuoYadong,LiYourong

(Key Laboratory of Metallurgical Equipment and Control Technology of Ministry of Education,Wuhan University of Science and Technology, Wuhan 430081, China)

Based on the real size of the converter, 3D modeling was carried out by using 3D modeling software. Dynamic simulation of the converter was conducted by means of multi-body dynamics and finite element simulation. The displacement of the interface between the converter body and the self-adjusting bolt was taken as the boundary condition of the sub-model, and transiently analyzed under the state of stable thermal expansion. The stress curve of dangerous positions was employed to analyze the influence of the gripper clearance and tilting acceleration on the impact force of self-adjusting bolt. The results show that larger clearance of the gripper brings about greater impact force on the self-adjusting bolt, and the vibration of self-adjusting bolt takes place when it is in the position of dip angle where tilting acceleration is comparatively large.

converter; gripper; self-adjusting bolt; tilting; vibration; impact force; simulation

TF341.1

A

1674-3644(2017)06-0432-07

2017-05-09

國家自然科學基金資助項目(51405353).

羅亞東(1990-)，男，武漢科技大學碩士生.E-mail：luoyadong1990@163.com

李友榮(1946-)，男，武漢科技大學教授,博士生導師.E-mail:liyourong@wust.edu.cn

10.3969/j.issn.1674-3644.2017.06.006