轉(zhuǎn)爐托圈熱-機耦合應力分析

寧振宇

（中冶京誠工程技術(shù)有限公司，北京 100176）

0 引言

現(xiàn)代轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)特點是吹煉周期短，生產(chǎn)效率高，設備運轉(zhuǎn)節(jié)奏快，啟制動頻繁。轉(zhuǎn)爐主體設備都存在維修困難、更換周期長等問題，因此轉(zhuǎn)爐主體設備的可靠性尤為重要。

轉(zhuǎn)爐主體結(jié)構(gòu)如圖1 所示，它由爐殼、托圈、下懸掛裝置和傾動裝置組成。

圖1 轉(zhuǎn)爐總體結(jié)構(gòu)

托圈是轉(zhuǎn)爐的重要承載和傳動設備，主要承擔著轉(zhuǎn)爐爐體的支撐和傾動力矩的傳遞作用，主要由前后扇形體和兩側(cè)耳軸塊兩大部分組成。

正常生產(chǎn)中托圈的載荷情況比較復雜，除了承擔轉(zhuǎn)爐爐殼重力、耐材重力、鋼液重力、托圈自重和傾動力矩作用外，還承受頻繁啟、制動產(chǎn)生的動負荷，以及來自爐體、爐下鋼包和噴濺物的高溫熱負荷。由于轉(zhuǎn)爐正常生產(chǎn)后對轉(zhuǎn)爐零部件的維修更換較為困難，要求轉(zhuǎn)爐零部件具有較高的安全系數(shù)。為了在設計中掌握托圈的應力水平，有必要對托圈的應力分布進行熱—機耦合計算研究。

因托圈受載荷情況較為復雜，理論計算分析較為困難。近年來隨著計算機技術(shù)的發(fā)展進步，在求解溫度場、熱應力問題時，仿真數(shù)值求解方法被逐步采用。

本文通過大型有限元分析軟件ANSYS 對托圈的溫度場和應力進行仿真計算，得到了托圈整體溫度場和應力分布云圖，并根據(jù)計算結(jié)果對托圈的優(yōu)化設計提出合理建議。

1 托圈溫度場模擬分析

溫度場模擬分析是進行熱應力模擬分析的前提，因此溫度場模擬是計算熱應力時所必要的步驟。同時，由于溫度狀況影響熱應力狀況，所以了解爐體溫度場還可以用來幫助分析爐體的熱應力。本文對某鋼廠120 t 轉(zhuǎn)爐進行了穩(wěn)態(tài)溫度場的模擬分析。該轉(zhuǎn)爐的托圈為整體焊接式水冷托圈，托圈與爐殼的連接形式為三點下懸掛形式。

1.1 模型的建立

1.1.1 幾何模型

由于托圈和爐殼通過下懸掛裝置進行連接，爐體的全部重力載荷經(jīng)下懸掛裝置傳遞到托圈上，三者之間存在相互的作用關系，因此本文將托圈、爐殼、下懸掛裝置一起建模進行應力分析。

本文分析中重點關注托圈的應力水平，因此在建立模型時對爐殼進行了如下簡化：忽略爐殼上錐段部分；簡化托圈、爐殼和支承裝置上的安裝孔；為便于網(wǎng)格的劃分，對圓角和倒角部分進行簡化。

幾何模型如圖2 所示。

圖2 整體模型效果圖

1.1.2 材料參數(shù)的選擇

爐殼和托圈的主要材質(zhì)為Q345R，其機械性能為：屈服強度σs=285 MPa，抗拉強度σb=460 MPa。爐殼托圈鋼板材料的參數(shù)如表1、表2 所示。

表1 與溫度相關的爐殼托圈鋼板物性參數(shù)

表2 爐殼托圈鋼板的物性參數(shù)

計算溫度場和應力需要的參數(shù)如下：

1）熱傳導系數(shù)。托圈鋼板的導熱系數(shù)是隨溫度變化的。Q345R 鋼的導熱系數(shù)由手冊[1]中查得。材料的熱傳導系數(shù)如圖3 所示。

圖3 材料的熱傳導系數(shù)

2）比熱容如表1 可見，比熱容為470 J/（kg·℃）。

3）密度如表2 可見，密度為7 800 kg/m3。

4）彈性模量如表1 可見，彈性模量E=2.1×105MPa。

5）泊松比如表2 可見，μ 泊松比。

6）熱膨脹系數(shù)如表1 可見，為11.7×10-6/℃。

1.1.3 載荷及邊界條件

由于轉(zhuǎn)爐吹煉占整個轉(zhuǎn)爐生產(chǎn)周期的80%以上，裝入廢鋼、兌鐵、出鋼、出渣的時間較短，所以簡化兌鐵和出鋼時鐵水和爐下鋼水對托圈的熱輻射作用。將轉(zhuǎn)爐傳熱過程簡化為吹煉時的穩(wěn)定傳熱過程。

導熱問題常見的邊界條件有三類：在邊界上給定溫度值稱為第一類邊界條件；規(guī)定了邊界上的熱流量稱為第二類邊界條件；在邊界上給出了換熱條件即輻射或?qū)α鞯膿Q熱系數(shù)和環(huán)境溫度，稱為第三類邊界條件。

托圈的不同位置存在不同的冷卻方式，不同冷卻方式的對流換熱系數(shù)的計算方法各不相同，所以托圈各位置的對流換熱系數(shù)要分開進行計算。本文應用傳熱第三類邊界條件對托圈的不同位置設定相應的對流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。

托圈的溫度邊界條件用疊代法求得，首先將爐殼表面溫度設為一估計值，將計算后的托圈溫度與實測數(shù)據(jù)進行對比，根據(jù)測試數(shù)據(jù)對托圈的對流和輻射條件進一步修正。如此反復進行，直到有限元計算結(jié)果與實測的托圈溫度比較接近為止。用最終確定的對流和輻射條件進行溫度場分析，能獲得較為準確的托圈溫度場。該法可以模擬多種工況下托圈的溫度場，顯示托圈內(nèi)部任意點的溫度值，彌補了實際測量的局限性。目前國內(nèi)外在進行托圈溫度場的有限元計算時也多采用此法。

托圈的綜合換熱系數(shù)由對流換熱系數(shù)和輻射換熱系數(shù)組成。

1.1.3.1 對流換熱系數(shù)的確定

托圈的散熱主要有兩種途徑，一是與周圍環(huán)境的散熱，二是通過輻射向周圍空間散發(fā)熱量。研究發(fā)現(xiàn)，在托圈溫度不是很高時，托圈的散熱主要是通過與周圍介質(zhì)的對流實現(xiàn)的。

對流換熱系數(shù)αc的計算主要根據(jù)有關的經(jīng)驗公式[2]確定：

式中：Ts為轉(zhuǎn)爐的托圈溫度，K；Ta為環(huán)境溫度，K。

1.1.3.2 輻射換熱系數(shù)的確定

物體輻射熱量的能力主要取決于物體的溫度。對于溫度較低的物體而言，它與周圍環(huán)境換熱的能力主要取決于對流換熱的情況；而當物體溫度大于300 ℃時，輻射散熱所占的份額才開始逐漸加大。托圈的溫度一般小于130 ℃，輻射散熱不是最主要的。在用ANSYS 軟件進行溫度場計算時，主要根據(jù)以下公式[3]來確定輻射換熱系數(shù)αr：

式中：ε 為轉(zhuǎn)爐托圈表面黑度；β 為斯特潘-玻爾茨曼常數(shù)，W/（m2·K4）；Ts為轉(zhuǎn)爐的托圈溫度，K；Te為環(huán)境溫度，K。經(jīng)多次疊代計算后得出的托圈溫度場模擬時熱邊界條件如表3 所示。

表3 模型的熱邊界條件

1.2 托圈溫度場結(jié)果分析

托圈溫度場如圖4 所示。由圖4 可見，最高溫度出現(xiàn)于托圈內(nèi)腹板區(qū)域，溫度達到96 ℃，溫度場結(jié)果基本符合鋼廠實際情況。

圖4 托圈溫度（℃）場分布

通過以上仿真分析可發(fā)現(xiàn)，托圈溫度場中靠近轉(zhuǎn)爐爐殼的托圈內(nèi)腹板區(qū)域溫度最高，溫度達到76～96 ℃。計算結(jié)果中的最高溫度為96 ℃，該溫度也出現(xiàn)在托圈內(nèi)腹板區(qū)域。在加強筒和內(nèi)腹板焊接區(qū)域和兩端耳軸區(qū)域溫度明顯降低，這與該區(qū)域冷卻水流速有一定關系。加強筒內(nèi)溫度沿托圈厚度方向呈線性變化，內(nèi)側(cè)溫度高于外側(cè)溫度。托圈上下蓋板溫度較高，溫度處于66～76 ℃水平。外腹板溫度處于較低水平，一般在57 ℃以下。越靠近轉(zhuǎn)爐爐體，溫度越高。由于托圈內(nèi)部和兩端耳軸內(nèi)通有冷卻水，所以這些區(qū)域的溫度最低，由此可見托圈內(nèi)通水冷卻對托圈能起到明顯的降溫效果。

2 托圈熱-機耦合分析

2.1 模型的建立

2.1.1 材料模型

用于溫度場模擬的材料參數(shù)在上一節(jié)托圈溫度場模擬分析已經(jīng)確定，具體情況如表4 所示。

表4 溫度場模擬所需的物性參數(shù)

2.1.2 載荷及邊界條件

托圈所承受的主要載荷包括：轉(zhuǎn)爐爐殼的重力、轉(zhuǎn)爐耐材重力、爐液的重力、托圈的自重、托圈內(nèi)冷卻水的自重、傾動裝置的重力、傾動力矩、溫度載荷。

其中轉(zhuǎn)殼的重力、耐材的重力、爐液重力和傾動力矩通過集中力的方式施加在轉(zhuǎn)爐和爐液的質(zhì)心上，并通過在質(zhì)心與爐殼之間建立剛性區(qū)域使力傳遞到爐殼上，進而通過下懸掛裝置傳遞到托圈上。托圈和托圈內(nèi)冷卻水的自重通過在模型中施加重力加速度進行施加。當轉(zhuǎn)爐傾動一個角度時，將上述集中力與重力加速度進行分解，并施加到模型中，以模擬轉(zhuǎn)爐傾動時載荷狀態(tài)。

在驅(qū)動側(cè)耳軸與游動側(cè)耳軸上施加徑向約束以模擬耳軸軸承對耳軸的約束作用，在耳軸鍵槽處施加垂直于切向鍵的約束，以模擬傾動裝置對托圈驅(qū)動端耳軸的驅(qū)動狀態(tài)，在驅(qū)動側(cè)耳軸端部施加垂直方向約束，以避免耳軸出現(xiàn)剛體位移。

2.2 熱-機耦合應力場計算結(jié)果分析

本文研究的轉(zhuǎn)爐最大傾動力矩出現(xiàn)在出鋼側(cè)約60°位置，因此僅對轉(zhuǎn)爐0°和60°位置進行仿真分析，得出這2 個位置的托圈應力分布云圖。

2.2.1 0°時托圈應力場

轉(zhuǎn)爐在0°位置時，托圈上各部位的應力分布如圖5 所示。由圖5 中可見，當轉(zhuǎn)爐位于0°時，托圈上的最大應力出現(xiàn)在托圈外腹板的孔邊，達到140 MPa左右。最大應力均在材料屈服極限內(nèi)，安全系數(shù)符合規(guī)范要求。托圈各部分最大應力水平如表5 所示。

表5 0°時托圈各部分最大應力

圖5 0°時托圈各部分應力（MPa）云圖

通過以上仿真分析可發(fā)現(xiàn)：

1）托圈耳軸塊根部區(qū)域應力幅值較小，應力變化較為均勻。此區(qū)域內(nèi)焊縫受力較好，不易出現(xiàn)開裂現(xiàn)象。

2）內(nèi)腹板最大應力為121 MPa，出現(xiàn)于內(nèi)腹板的內(nèi)側(cè)。外腹板的最大應力出現(xiàn)于外腹板人孔處，數(shù)值為140 MPa。此區(qū)域托圈內(nèi)筋板排列較疏，且人孔附件為應力集中區(qū)域，導致此處更易出現(xiàn)應力峰值。

3）托圈內(nèi)豎筋板應力狀況與位置有一定關系，靠近出鋼側(cè)和加料側(cè)的筋板應力幅值較大，靠近驅(qū)動端耳軸和游動端耳軸的筋板應力幅值較小。單個豎筋板的最大應力為95 MPa，出現(xiàn)于筋板開孔處，應該與應力集中有關。

4）托圈上蓋板的應力最大值為94.5 MPa，下蓋板的應力最大值為65 MPa，其最大應力點均出現(xiàn)在出鋼側(cè)和加料側(cè)的位置，此區(qū)域整體應力水平高于耳軸側(cè)區(qū)域。

5）托圈上下卡座的應力水平較低，最大應力為80 MPa。因轉(zhuǎn)爐處于0°位置，此時爐體的重力載荷完全由三點下懸掛裝置承擔，上下卡座基本不受載荷，所以此時卡座的應力水平較低。

綜上所述，托圈高應力區(qū)域出現(xiàn)于出鋼側(cè)和加料側(cè)上下蓋板與內(nèi)外側(cè)腹板的交接處，另外加強筒與內(nèi)外腹板交接處應力水平也較高，耳軸塊區(qū)域的整體應力水平則較低。需要格外關注高應力區(qū)域的焊縫質(zhì)量，區(qū)域內(nèi)焊縫需要定期檢查，如有開裂要及時補焊，避免出現(xiàn)更大裂紋和托圈漏水的現(xiàn)象。另外外腹板人孔處出現(xiàn)最大應力值為140 MPa，需要對人孔區(qū)域的托圈內(nèi)筋板進行加密，以減少此處的應力應變水平。托圈內(nèi)豎筋板的內(nèi)孔應盡量增大過渡圓弧，避免出現(xiàn)應力集中。

2.2.2 60°時托圈應力場

轉(zhuǎn)爐在60°時，托圈上的應力分布如圖6 所示。由圖6 中可見，當轉(zhuǎn)爐位于60°時，托圈上的最大應力出現(xiàn)在耳軸鍵槽處，達到368 MPa 左右。在不考慮耳軸的情況下托圈各部分應力水平如表6 所示。

表6 60°時托圈各部分最大應力

圖6 60°時托圈各部分應力（MPa）云圖

2.2.3 0°和60°位置處托圈應力對比

通過對0°和60°位置處托圈各部分應力云圖進行比較后發(fā)現(xiàn)：

1）當托圈在0°和60°這兩種工況下，除耳軸和卡座外，托圈各部分整體應力水平變化并不明顯。這說明托圈上除耳軸的其他區(qū)域的應力主要是由于溫度分布不均而引起的熱應力，而機械應力占比較小。

2）如圖7 所示，60°時托圈卡座的應力水平較高，最大應力點出現(xiàn)在過渡圓角處，為190 MPa。相較于0°的最大應力，應力值增加幅度較大。而卡座上除圓角區(qū)域外其它部分的應力幅值也有所增加，但提高幅度不大。主要是因為轉(zhuǎn)爐傾翻至60°位置時，爐體的傾翻力矩達到最大值，爐體的重力載荷的大部分由托圈卡座來承擔，所以此時卡座的應力水平提高。

圖7 兩種工況下夾持座應力（MPa）水平對比

綜上所述，通過對0°和60°這兩種工況下應力云圖的比較，發(fā)現(xiàn)除耳軸和卡座外的其他區(qū)域應力水平變化不明顯，機械應力在總的應力值中占比較小，熱應力占比較大。

托圈卡座0°和60°時最大應力均發(fā)生于過渡圓角處，說明此處的應力水平與應力集中有關。

卡座除圓角區(qū)域外其他區(qū)域的機械應力有所變化，但總應力值變化不明顯，說明卡座盡管承受較大的機械應力，但熱應力仍占比較大，由溫度不均引起的熱應力是卡座損壞的主要因素。

3 結(jié)論及建議

1）托圈內(nèi)通水冷卻對托圈能起到明顯的降溫效果，對降低托圈整體熱應力水平有明顯作用。

2）托圈最大應力值出現(xiàn)于外腹板人孔處，此處應力值高主要是因為托圈內(nèi)筋板在此處排列較疏，并且人孔處也易產(chǎn)生應力集中。建議適當增加此處的內(nèi)筋板的數(shù)量，如條件不允許，可增加此處的內(nèi)筋板板厚，以增加此處的強度。人口的開孔應采用大圓弧過渡，以避免應力集中。

3）托圈內(nèi)豎筋板應力狀況與位置有關系，靠近出鋼側(cè)和加料側(cè)的筋板應力幅值較大，靠近驅(qū)動端耳軸和游動端耳軸的筋板應力幅值較小。單個豎筋板的最大應力為95 MPa，出現(xiàn)于筋板開孔處，應該與應力集中有關。建議對筋板開孔的形狀進行優(yōu)化，避免應力集中。

4）托圈高應力區(qū)域出現(xiàn)于出鋼側(cè)和加料側(cè)上下蓋板與內(nèi)外側(cè)腹板的交接處，另外加強筒與內(nèi)外腹板交接處應力水平也較高，耳軸塊區(qū)域的整體應力水平則較低。高應力區(qū)域的焊縫質(zhì)量需要格外關注，區(qū)域內(nèi)焊縫需要定期檢查，如有開裂需要及時補焊，避免出現(xiàn)更大裂紋和托圈漏水的現(xiàn)象。

5）通過對0°和60°這兩種工況下應力云圖的比較，發(fā)現(xiàn)除耳軸外的其他區(qū)域機械應力在總的應力值中占比較小，熱應力占比較大。由溫度不均引起的熱應力是托圈損壞的主要因素。

6）托圈卡座的過渡圓角處易產(chǎn)生應力集中，應增大此處的過渡圓弧或?qū)Υ颂幗Y(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，避免因應力集中導致卡座斷裂的狀況發(fā)生。