Расчет мощности двигателя механизма поворота

При повороте конвертера общий статический момент сопротивления Мавщ рав­няется сумме опрокидывающих моментов от масс жидкого металла Мм, порожнего конвертера Мп и момента сил трения на ободах и цапфах роликов Мтр.

Опрокидывающий момент жидкого металла (штейна) Мы определяется контуром футеровки (см. рис. 2.78, а) при продувке расплава. В другие периоды (загрузка

и слив расплава, плавка и вывод фурм из расплава) сечение жидкого металла будет симметричным и Мы = 0. В начале расчета вычисляем объем VM расплава в конвертере (м3)

1^'/М = ТЯ-Мо/ Рм»

где тЫо — начальная масса расплава (емкость), т; рм — плотность расплава, т/м3. Затем из геометрических соотношений получают систему уравнений:

VM = LR2[S - 0,25 sin 2(26 - 7)] + Lr2[a - 0,25 sin 2(26 + 7)];

r cos (2a + 7) = R cos (26 — 7).

Ее решение определяют углы 6, 7 и а. Например, при R = г и 7 = 0 углы а = 6. Для определения центра тяжести жидкости сечение AEKBFA разбивается на два сектора АОВ и КОЕ и два треугольника АОМ и МОЕ. Центры тяжести этих фигур позволяют вычислить опрокидывающий момент жидкого металла:

Мы — ^ LpMg[R3 sin 6 sin (J — 7) — (Я3/8) sin 2(26 — 7) • sin (2<5 — 7) —

О

— г3 ■ sin a • sin (a + 7) + (r3/8) sin2(2a + 7) sin (2a + 7)].

При симметричном контуре сечения, когда R — г и 7 = 0, из приведенной зави­симости видно, что Мм = 0. Величина силы тяжести жидкого металла изменяется от максимального значения GM до нуля при повороте горловины в низшее положение. Обозначим угол КОВ (уровень жидкого металла при выводе фурм из расплава) через 6, угол определяющий положение горловины через /3. Тогда сила тяжести жидкого металла GM = R2L[0,57г + /3 — р> — 0,5 sin 2(ip — /3)] (рис. 2.78, б).

Для определения опрокидывающего момента массы порожнего конвертора вы­числим координаты центра тяжести. Для этого находим координаты центров тяже­сти уці, хці отдельных узлов и элементов корпуса, футеровки, бандажей, горловины, зубчатого венца, фурмоколлектора, фурм, закольцованного коллектора и т. п. На основании полученных результатов определим общий центр тяжести порожнего конвертора:

Уц — ) ' тіУці j 'У ffii и Хц ) ' тїііХці j ) ' nij, где mi — масса і элемента.

Координаты Уц и хц определяют радиус-вектор О М (от оси до центра тяжести) ОМ = Го — у/х^ + у2 и угол его наклона к вертикальной оси конвертера Ф = = arcsin (хц/го), рис. 2.78, в.

При повороте конвертера на угол ip от предыдущего положения опрокидывающий момент

Mn = Gnro sin (Ф ± <р),

где знак « + » принимают при повороте конвертера против часовой стрелки, знак « — » — по часовой.

Опрокидывающий момент от сил трения при повороте конвертера определим из зависимости:

Л^тр = (G„ + GM)p(Do/dp + 1)/cos©,

где Gn, GM — силы тяжести порожнего конвертера и жидкого металла; D6, dp — диаметры бандажа и ролика; © — угол установки опоры относительно вертикали (© = 30°); р, — плечо качения, р = 0,27/{Gn + GM) ■ D^/b ■ cos© ■ E{ 1 + De/dp); E — модуль упругости; b — толщина обода ролика.

Для всех*заданных углов поворота tp строят отдельные графики изменения опро­кидывающих моментов Мм, Мп, Мтр (рис. 2.78, г). Общий опрокидывающий момент М0бщ суммируется из отдельных моментов. Из условия устойчивости кривая М0бщ не должна пересекать ось абсцисс. Общий момент определен нами в функции угла поворота конвертера tp, т. е.

М0вщ = /(^д).

Для перестроения нагрузочной характеристики М0бщ в функцию времени допол­нительно определяется график изменения угла поворота tp в зависимости от времени. С помощью этого графика нагрузочная характеристика перестраивается в функцию

времени М0бщ = f(t).

Динамические моменты в период времени пуска tn и торможения fT определяется приведенным к двигателю маховым моментом всех масс конвертора GD^p

Мдин. п = GDIр ■ п/3751„ и Мд„н т = GD*р • n/375tT.

С учетом динамических и статических моментов окончательно определяется нагрузочная характеристика электродвигателя за весь цикл его работы (рис. 2. 78, д). Эквивалентный или среднеквадратичный момент электродвигателя вычисляется по формуле:

Мэкв = уст Н - 0, 75(fn “Ь t-r) “Ь 0,5^пз] j

где Мі — момент, соответствующий времени tp, tycT, tn3 — время установившегося движения и время всех пауз, когда двигатель не работает.

При искусственной вентиляции электродвигателя числовые коэффициенты в при­веденной формуле становятся равными единицы. Эквивалентная мощность электро­двигателя по нагреву (кВт)

К, кк — Мэкв ■ п/9550ту.

После выбора двигателя производится его проверка по условию перегрузки:

Л^тах/Мн ^ ЛГп,

где Мтах — наибольший момент по нагрузочной диаграмме; Мн — номинальный момент двигателя; Кп — кратность пускового момента.

Расчет прочности корпуса горизонтального конвертера

Напряжение и деформация корпуса конвертера вызываются нагрузкой от массы корпуса, футеровки и расплава, нагрузкой от расширения футеровки при нагреве и инерционными нагрузками. Кроме того, неравномерный нагрев корпуса вызывает температурные напряжения.

Расчет прочности корпуса конвертера по теории оболочек по методике Л. С. Ко­хана определяет меридиональное az, тангенциальные ег© и касательные тхг напря­жения от массы порожнего корпуса и жидкого металла:

<тг = 1,5 G/L/3J2;

о-© = 1,5 G/LP62 + Gv/0,l8(P6fRL-, тхт — 1,5

где G — суммарная сила тяжести конвертера и металла, МН; L, 8 — длина бочки и толщина стенки конвертера, м; R — средний радиус бочки конвертера, м; v — коэффициент Пуассона (is = 0,3); /3 = 1,3/6л/Я/6 — параметр оболочки, м-1.

Нагрев корпуса и футеровки от жидкого металла приводит к дополнительным меридиональным <rzt и тангенциальным er@t напряжениям из-за разницы нагрева внутреннего диаметра DB и наружного диаметра DH поверхностей бочки:

erzt = Е ■ а ■ АТ/(1 — is) ■ 2 и er©t = іУегг4;

DB и <т©ф — is • *тгф,

и от воздействия футеровки на корпус:

где Г)ф „, Г)ф в — наружный и внутренний диаметр футеровки; Д = Dф „ • аф • Тф — — DB ■ аТк — растяжение корпуса под действием футеровки; аф, а — коэффициент линейного расширения футеровки и корпуса (аф = 5 ■ 10 6, а = 10 -5); Тф, тк - температура наружного слоя футеровки и корпуса.

Эквивалентные напряжения корпуса

^ЭКВ “ Л (тг + azt + £ггф)2 + (сг© + cr0t + <т©ф)2 + Зт2г < [а-].

Величина напряжений от воздействия футеровки намного ниже напряжений самого корпуса, поэтому можно считать:

<7экв = ]Wz + (Tzt)2 + (<Т© + cr0t)2 + Зт2г < [сг].

По данным А. И. Басова допускаемые напряжения при 3-х кратном запасе равны:

Марка стали................. 09Г2С 20ХГСА 25ХГСА СтЗ

[сг], МПа....................... 150 155 165 105

Расчет прочности бандажей Каждый из двух бандажей при расчете пред­ставлен в виде полуокружности радиусом г равно­го полусумме наружного и внутреннего диаметров бандажа (рис. 2.79) и нагруженного половиной об­щей силы тяжести от веса конвертера и жидкого расплава —0,5 G. В сечении В действует момент Мв, перерезывающая сила Q = G/2 и осевая сила Л/в. Для угла а ^ pi связь параметров равна:

N = NB cos а + 0,5G sin а,

Q = ~NB sin a + 0,5Gcosa,

M — MB + NBr{ 1 — cos a) — 0,5Gr sin a.

Для изменения tpі ^ a ^ <p2'-

NB = N cos a + 0,5G sin a — A sin (a — pi),

Q — — NBsina + 0,5Gcosa — A cos (a — pi),

M — MB + NBr{ 1 — cos a) — 0,5Grsina+ +Arsin (a — i^i).

В интервале углов p2 ^ a Sj 180°:

N = AB cos a + 0,5 G sin a — A sin (a — pi)~

—A sin (a — p2) = 0,

Q = — NBsma + 0,5Gcos а — A cos (а — <£>]) — A cos (а — ^2),

М — Мв + NBr( 1 — cos а) — 0,5Grsin а + Аг sin (а — <£>i) + Ar sin (а — іp<i).

При углг^х ірі = 20 и <p2 = 40° реакция A = 0,293 G. Неизвестные NB и Мв определяются из условия отсутствия прогибов в точках С и В:

180°

У0 = (1/£7/) J [Mi + Агsin (а — 1^2)]^sin (а — )] (/а = 0;

о

180°

Ус = (1/EI) I [М2г sin (а — 1^2)] = 0.

о

Решение этих уравнений дает Мв — 0,117G • г; NB — —0,151G и распределение моментов и усилий по углам а, приведенное ниже:

а	0°	10°	20°	30°	40°	05 О о	90°	135°	180°
N/a	-0,151	-0,06	-0,04	0,07	0,1	0,07	0	-0,1	-0,134
Q/G	0,5	0,51	0,52-0,22	0,23	0,217- 0,076	-0,12	-0,086	-0,1	0
M/Gr	0,17	-0,03	-0,053	-0,054	-0,137	-0,103	0,34	0,061	0,1
	4,9	1,54	2,5	2,38	5,6	4,35	1,57	2,61	4,13

и приведено выше для стандартного отношения г/h fa 6 - і - 7.

В расчетах Ь — ширина бандажа, h — его высота, [ег] — допускаемое напряжение; для бандажа из стали 35Л величина [ег] = 185 МПа.

Анализ расчета показывает, что максимальное эквивалентное напряжение егэкв = = 5,6G/bh. Величина этого напряжения должна быть меньше допускаемого напря­жения.