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(shè)備運轉(zhuǎn)節(jié)奏快，啟制動頻繁。轉(zhuǎn)爐主體設(shè)備都存在維修困難、更換周期長等問題，因此轉(zhuǎn)爐主體設(shè)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(shè)備，主要承擔(dān)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(fù)雜，除了承擔(dān)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?zé)嶝摵伞Ｓ捎谵D(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(shè)計中掌握托圈的應(yīng)力水平，有必要對托圈的應(yīng)力分布進行熱—機耦合計算研究。

因托圈受載荷情況較為復(fù)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(yīng)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(yīng)力進行仿真計算，得到了托圈整體溫度場和應(yīng)力分布云圖，并根據(jù)計算結(jié)果對托圈的優(yōu)化設(shè)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(yīng)力模擬分析的前提，因此溫度場模擬是計算熱應(yīng)力時所必要的步驟。同時，由于溫度狀況影響熱應(yīng)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(yīng)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(guān)系，因此本文將托圈、爐殼、下懸掛裝置一起建模進行應(yīng)力分析。

本文分析中重點關(guān)注托圈的應(yīng)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(guān)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(yīng)力需要的參數(shù)如下：

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

圖3 材料的熱傳導(dǎo)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(dǎo)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(yīng)用傳熱第三類邊界條件對托圈的不同位置設(shè)定相應(yīng)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(shè)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(fù)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(zhǔn)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(guān)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(dāng)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(guān)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(dāng)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(yīng)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(yīng)力分布云圖。

2.2.1 0°時托圈應(yīng)力場

轉(zhuǎn)爐在0°位置時，托圈上各部位的應(yīng)力分布如圖5 所示。由圖5 中可見，當(dāng)轉(zhuǎn)爐位于0°時，托圈上的最大應(yīng)力出現(xiàn)在托圈外腹板的孔邊，達到140 MPa左右。最大應(yīng)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(yīng)力水平如表5 所示。

表5 0°時托圈各部分最大應(yīng)力

圖5 0°時托圈各部分應(yīng)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(yīng)力幅值較小，應(yīng)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(yīng)力為121 MPa，出現(xiàn)于內(nèi)腹板的內(nèi)側(cè)。外腹板的最大應(yīng)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(yīng)力集中區(qū)域，導(dǎo)致此處更易出現(xiàn)應(yīng)力峰值。

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

4）托圈上蓋板的應(yīng)力最大值為94.5 MPa，下蓋板的應(yīng)力最大值為65 MPa，其最大應(yīng)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(yīng)力水平高于耳軸側(cè)區(qū)域。

5）托圈上下卡座的應(yīng)力水平較低，最大應(yīng)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(dān)，上下卡座基本不受載荷，所以此時卡座的應(yīng)力水平較低。

綜上所述，托圈高應(yīng)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(yīng)力水平也較高，耳軸塊區(qū)域的整體應(yīng)力水平則較低。需要格外關(guān)注高應(yīng)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(yīng)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(yīng)力應(yīng)變水平。托圈內(nèi)豎筋板的內(nèi)孔應(yīng)盡量增大過渡圓弧，避免出現(xiàn)應(yīng)力集中。

2.2.2 60°時托圈應(yīng)力場

轉(zhuǎn)爐在60°時，托圈上的應(yīng)力分布如圖6 所示。由圖6 中可見，當(dāng)轉(zhuǎn)爐位于60°時，托圈上的最大應(yīng)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(yīng)力水平如表6 所示。

表6 60°時托圈各部分最大應(yīng)力

圖6 60°時托圈各部分應(yīng)力（MPa）云圖

2.2.3 0°和60°位置處托圈應(yīng)力對比

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

1）當(dāng)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(yīng)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(yīng)力主要是由于溫度分布不均而引起的熱應(yīng)力，而機械應(yīng)力占比較小。

2）如圖7 所示，60°時托圈卡座的應(yīng)力水平較高，最大應(yīng)力點出現(xiàn)在過渡圓角處，為190 MPa。相較于0°的最大應(yīng)力，應(yīng)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(yīng)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(dān)，所以此時卡座的應(yīng)力水平提高。

圖7 兩種工況下夾持座應(yīng)力（MPa）水平對比

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

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

卡座除圓角區(qū)域外其他區(qū)域的機械應(yīng)力有所變化，但總應(yīng)力值變化不明顯，說明卡座盡管承受較大的機械應(yīng)力，但熱應(yīng)力仍占比較大，由溫度不均引起的熱應(yīng)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(yīng)力水平有明顯作用。

2）托圈最大應(yīng)力值出現(xiàn)于外腹板人孔處，此處應(yīng)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(yīng)力集中。建議適當(dāng)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(yīng)采用大圓弧過渡，以避免應(yīng)力集中。

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

4）托圈高應(yīng)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(yīng)力水平也較高，耳軸塊區(qū)域的整體應(yīng)力水平則較低。高應(yīng)力區(qū)域的焊縫質(zhì)量需要格外關(guān)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(yīng)力云圖的比較，發(fā)現(xiàn)除耳軸外的其他區(qū)域機械應(yīng)力在總的應(yīng)力值中占比較小，熱應(yīng)力占比較大。由溫度不均引起的熱應(yīng)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(yīng)力集中，應(yīng)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(yīng)力集中導(dǎo)致卡座斷裂的狀況發(fā)生。