УДК 669.18 Кузьминов А.Л., Кожевников А.В. Расчет и диагностика транспортирующих машин

металлургических агрегатов. – Монография: LAP LAMBERT Academic Publishing GmbH & Co. KG, 2011. – 148 с.

ISBN-13: 978-3-8465-1771-0 Данное монографическое издание посвящено расчету и диагностированию роликовых

проводок криволинейных МНЛЗ. Рассмотрены существующие математические модели, определяющие динамические нагрузки во время работы роликов МНЛЗ. На основе анализа взаимодействия слитка и элементов роликовой проводки криволинейных МНЛЗ разработана новая методика расчета усилий, действующих на ролики зоны вторичного охлаждения. Изложены результаты исследований, в которых определены основные виды неисправностей роликовой проводки и причины их возникновения. Также установлено влияние данных неисправностей на возникновение дефектов непрерывно литого слитка. Представлена конструкция универсального стенда для настройки и контроля роликовых секций криволинейных МНЛЗ на основе лазерного дальномера.

Книга будет полезна научным и инженерно-техническим работникам металлургической и машиностроительной промышленности, а также учащимся технических вузов металлургических специальностей и направлений подготовки.

Содержание

Введение .................................................................................................. 3

Раздел 1. Особенности конструкций и эксплуатации ролико-вых проводок криволинейных МНЛЗ ................................................... 4

1.1. Описание конструкции ЗВО слитка криволинейных МНЛЗ .... 4

1.2. Обзор основных конструкций роликовых проводок МНЛЗ ... 7

1.3. Методы и средства контроля технического состояния роли-

ковой проводки МНЛЗ ................................................................................ 11

1.4. Расчет усилий, действующих на ролики криволинейных

МНЛЗ ........................................................................................................... 15

Раздел 2. Определение усилий, действующих на ролики кри-волинейных МНЛЗ ................................................................................... 23

2.1. Определение геометрических параметров технологической оси

криволинейных МНЛЗ ................................................................................. 23

2.2. Определение усилий, действующих на ролики радиального

участка ......................................................................................................... 27

2.3. Определение усилий, действующих на ролики участка правки 43

2.4. Определение параметров деформирования различных типов

роликов .......................................................................................................... 50

Раздел 3. Основные эксплуатационные параметры роликовой проводки криволинейных МНЛЗ ............................................................ 81

3.1. Оценка геометрических характеристик технологической оси

при помощи монитора состояния ручья ..................................................... 81

3.2. Основные дефекты роликовой проводки и причины их воз-

никновения .................................................................................................... 95

3.3. Износ роликов радиального и криволинейного участков роли-

ковой проводки МНЛЗ .................................................................................. 98

2

Раздел 4. Совершенствование методов и средств для настрой-ки и контроля роликовых секций криволинейных МНЛЗ .............. 105

4.1. Технология настройки роликовых секций на стендах ............ 105

4.2. Разработка универсального стенда для настройки и контроля

роликовых секций криволинейных МНЛЗ ................................................ 110

Заключение ............................................................................................ 115

Приложения ............................................................................................ 117

Литература ............................................................................................. 133

3

Введение Возрастающие требования к качеству готового проката обусловили

значительный технический прогресс в области техники и технологии ме-

таллургического производства, в первую очередь, это касается усовершен-

ствования технологии и повышения эксплуатационных характеристик обо-

рудования.

Данные условия относятся не только к основным технологическим аг-

регатам, таким как машины непрерывной разливки стали, но и к вспомога-

тельному оборудованию, какими являются специальные металлургические

транспортирующие машины.

Неисправности в работе транспортирующих машин напрямую отража-

ются на стабильной работе основных металлургических агрегатов и при-

водят к созданию предаварийных ситуаций, а также к срывам производст-

венного задания.

Важнейшей частью технологического оборудования машины непре-

рывного литья заготовок (МНЛЗ) является роликовая проводка, выпол-

няющая функции поддержания, направления, выпрямления, вытягивания и

транспортировки слитка. Условия работы роликов характеризуются высо-

кими механическими нагрузками и быстротечными процессами нагрева и

охлаждения рабочей поверхности, приводящими к термоусталостному рас-

трескиванию и последующему разрушению. В наиболее тяжелых условиях

работают ролики зоны вторичного охлаждения (ЗВО), дополнительно ис-

пытывающие абразивно-коррозионное воздействие на рабочую поверх-

ность, что ускоряет их износ.

Поэтому моделирование условий эксплуатации транспортирующих

машин и разработка методик диагностирования их состояния и работоспо-

собности представляют собой весьма актуальную задачу.

В данной монографии рассмотрены методики расчета и диагностиро-

вания роликовых проводок криволинейных МНЛЗ.

4

Раздел 1

ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИЙ И ЭКСПЛУАТАЦИИ

РОЛИКОВЫХ ПРОВОДОК КРИВОЛИНЕЙНЫХ МНЛЗ

1.1. Описание конструкции ЗВО слитка криволинейных МНЛЗ

На сегодняшний день целями большинства исследований и научных

разработок являются увеличение производительности и снижение затрат

на обслуживание действующих МНЛЗ, в связи с этим весьма актуальна

проблема повышения долговечности роликов МНЛЗ – наиболее металло-

емких и дорогостоящих, но недостаточно стойких деталей разливочного

ручья. К ним предъявляются требования высокой прочности, а поверхно-

стный слой роликов, контактирующий с кристаллизующейся непрерывно-

литой заготовкой, должен хорошо сопротивляться коррозионно-

механическому изнашиванию и циклическим тепловым нагрузкам.

Для решения проблем повышения долговечности роликовой проводки

МНЛЗ и улучшения качества непрерывнолитой заготовки необходим ком-

плексный подход, в основе которого лежат следующие положения:

1. Исследование факторов, влияющих на износ роликовой проводки и

на качество непрерывнолитого слитка.

2. Контроль основных эксплуатационных параметров МНЛЗ и под-

держание их в пределах соответствующих допусков.

3. Совершенствование технологии и оборудования для контроля ос-

новных эксплуатационных параметров МНЛЗ.

4. Создание высокопрочных и износоустойчивых конструкций роли-

ков.

В данной работе объектом исследований является направляющая роли-

ковая проводка МНЛЗ. Основное внимание уделяется параметрам на-

стройки технологической оси, влияющим на долговечность направляющих

элементов ЗВО (зоны вторичного охлаждения) МНЛЗ, а также причинам

возникновения и развития дефектов непрерывнолитого слитка. К основ-

ным параметрам настройки относятся: взаимное положение кристаллиза-

тора и роликовых секций, расстояние между кристаллизатором и ролика-

ми, положение отдельных роликов в роликовых секциях и самих секций

относительно друг друга.

5

Зона формирования слитка (рис. 1.1) может быть выделена в техноло-

гической линии МНЛЗ. Ее длина определяется технологическими пара-

метрами разливки и процессом затвердевания слитка. Конструктивно она

включает в себя кристаллизатор с водоохлаждаемыми медными стенками

(зону первичного охлаждения) и поддерживающие ролики роликовой про-

водки с системой вторичного охлаждения. Кристаллизатор для предупре-

ждения зависания оболочки слитка и переноса смазки (шлакообразующей

смеси) в зону трения совершает возвратно-поступательное движение отно-

сительно слитка при помощи механизма качания. В кристаллизаторе фор-

мируется твердая фаза металла, которая должна обладать достаточной

прочностью, чтобы исключить прорыв жидкой фазы на выходе из зоны

первичного охлаждения.

ЗВО слитка, помимо охлаждающей выполняет еще и поддерживающую

функцию, предотвращая раздутие слитка от действия ферростатического

давления. Направляющая роликовая проводка служит для поддержки и

Механизм качания кристаллизатора

fk Q V

Кристаллизатор

Слиток

Ролики RM

RБ

О

Рис. 1.1. Схема зоны формирования слитка криволинейной МНЛЗ

6

транспортировки заготовки, при этом в ней практически всегда происхо-

дит окончательное затвердевание слитка.

Качество литых слябов во многом зависит от конструктивного испол-

нения и параметров роликовой проводки МНЛЗ. Особенно большое значе-

ние имеют расстояния между поддерживающими роликами вдоль всей

технологической линии машины.

Для определения максимально допустимых шагов между роликами

проведены многочисленные исследования, разработаны соответствующие

методики расчета. Рассмотрим конструкцию и основные функции верхнего

участка технологической линии МНЛЗ на примере криволинейной МНЛЗ

производства АО «Уралмаш». Такие машины успешно эксплуатируются в

сталеплавильном производстве Череповецкого металлургического комби-

ната ОАО «Северсталь» с 1980 г.

Криволинейные МНЛЗ имеют ряд конструктивных отличий между со-

бой, в частности, заключающиеся в исполнении роликовой проводки.

Сравнительная характеристика роликовых секций, установленных на

МНЛЗ первого типа и МНЛЗ второго типа, представлена в табл. 1 прил. 1.

Отличие МНЛЗ второго типа состоит в конструкции крепления четы-

рехроликовых балансирных блоков участка правки. На МНЛЗ первого ти-

па для уменьшения нагрузок на ролики участка правки со стороны непре-

рывнолитой заготовки увеличен шаг правки за счет балансирной установки

верхних роликов в секции, нижние ролики секции устанавливаются ста-

ционарно. На МНЛЗ второго типа блок шарнирно навешивается на раму

роликовой секции таким образом, что точка его подвеса располагается на

линии, соединяющей центры первой по ходу разливки пары роликов. При

прохождении заготовки первая пара роликов блока участвует в ее правке, а

вторая пара роликов самоустанавливается по широким граням заготовки и

в процессе правки не участвует, воспринимая лишь усилия от ферростати-

ческого давления. Это позволяет без усложнений конструкции увеличить

шаг правки вдвое.

С увеличением скорости разливки расстояния между роликами должны

быть уменьшены. Однако при этом уменьшается и диаметр роликов, а сле-

довательно, и их жесткость. Поэтому на вновь строящихся МНЛЗ все

больше находят применение разрезные и многоопорные ролики. Создание

7

надежной конструкции роликовых секций с разрезными и многоопорными

роликами связано с рядом трудностей по выбору подшипников для сред-

них опор, охлаждению роликов и подшипниковых узлов [1].

1.2. Обзор существующих конструкций роликовых проводок МНЛЗ

В первых МНЛЗ ролики изготавливались из углеродистых сталей с

учетом только механических нагрузок, но в результате эксплуатации было

установлено, что они подвергаются интенсивным тепловым нагрузкам. Ро-

лики МНЛЗ работают в условиях циклического температурного нагрева,

обусловленного контактной теплопередачей и излучением с поверхности

слитка. Нормальный режим работы машины предполагает чередование

длительного литья с постоянной скоростью и кратковременных замедле-

ний и даже остановок. В ЗВО ролики работают в атмосфере, образующейся

в результате заполнения межроликового пространства водовоздушной

смесью при ударе факела форсунки о поверхность слитка, при этом по-

верхность роликов подвергается интенсивному коррозионно-

механическому изнашиванию. Тепловые напряжения, складываясь с на-

пряжениями от механических нагрузок, увеличивают напряженное состоя-

ние, способствуя прогибу роликов и их преждевременному разрушению.

Цикличность теплового воздействия приводит к образованию на их по-

верхности трещин термической усталости или так называемых трещин

«разгара». Выполняя функцию концентраторов напряжений, они ускоряют

разрушение поверхности роликов. В связи с этим уже в 70-х гг. ХХ в. для

изготовления роликов стали применять теплостойкие стали, например, на

Череповецком металлургическом комбинате – сталь 25Х1М1Ф. В настоя-

щее время для изготовления роликов и их бандажей применяют сталь

24ХМ1Ф (ГОСТ 20072-74).

Современные конструкции роликов предусматривают наличие допол-

нительных промежуточных опор. Уменьшение межопорной длины ролика

предотвращает выпучивание и прогиб корки непрерывнолитой заготовки

вследствие податливости роликового аппарата, что приводит к улучшению

8

ее качества. В работах [2]-[4] описаны ролики, которые выполнены разрез-

ными по три в ряд. Например, фирмой «Voest-Alpine» (Австрия) разработа-

на конструкция роликовой зоны с малым шагом между роликами на всем

протяжении технологической линии. Типичная конструкция – трехсекци-

онный ролик на оси или ролик с промежуточными опорами из разрезных

подшипников. Однако введение дополнительных опор существенно ус-

ложняет конструкцию ролика и его обслуживание в процессе эксплуатации

МНЛЗ. Для решения данных проблем разрабатываются специальные кон-

струкции промежуточных опор, например, в работе [5] описана конструк-

ция, которая представляет собой подшипниковый узел, состоящий из двух

сферических подшипников, по одному на каждую цапфу ролика, причем

между ними установлен компенсатор для предотвращения заклинивания

подшипников вследствие температурных деформаций. Ролики с промежу-

точной опорой данной конструкции успешно эксплуатируются в сталепла-

вильном производстве Череповецкого металлургического комбината ОАО

«Северсталь».

Другим направлением совершенствования конструкций роликовых на-

правляющих является устранение перекосов, предохранение роликов от

поломок и преждевременного выхода из строя. Эта проблема решается ус-

тановкой упругих элементов непосредственно под опоры роликов, а между

ними устанавливают распорные элементы [6]-[8]. Обычно в качестве упру-

гих элементов используют пружины различных типов, которые предвари-

тельно сжаты с усилием, близким к усилию, развиваемому ферростатиче-

ским давлением жидкой фазы сляба. При повышении усилия в процессе

разливки верхняя кассета перемещается, исключая поломку роликов. В ра-

боте [6] описано поддерживающее устройство ЗВО, в которой упругие

элементы установлены не только под опоры роликов, но и между самими

секциями с целью повышения надежности при возникновении аварийных

ситуаций (прорыв корки слитка). В ряде конструкций вместе с пружинами

под опоры роликов установлены датчики, измеряющие усилие, действую-

щее на ролики со стороны слитка [9]. Иногда функцию упругого элемента

выполняет гидроцилиндр, на штоке которого и закрепляется роликовая

секция [10], [11].

Интересное конструктивное решение предложено в работе [12]: опор-

9

ные подушки, в которых располагаются подшипники роликов, выполнены

в виде упругой криволинейной арки, опирающейся на две опоры, причем

центральный угол между краями упругой арки изменяется от минимально-

го значения 30о в начале ЗВО до максимального значения 120о в конце

ЗВО. Все эти конструкции позволяют уменьшить нагрузки на подшипни-

ковые узлы и, как следствие, продлить срок службы роликов.

Еще одним направлением совершенствования конструкции роликовых

секций является разработка различных устройств, улучшающих качество

непрерывнолитого слитка, условия обслуживания и повышающих надеж-

ность роликовой проводки. Данная задача решается путем установки до-

полнительных роликов в промежутках между основными по всей длине

ЗВО криволинейных МНЛЗ [13]-[16], причем в работах [14] и [15] указано,

что данные ролики имеют возможность самостоятельно устанавливаться в

нужное положение в зависимости от условий разливки. Установка допол-

нительных роликов позволяет уменьшить величину выпучивания корочки

слитка и уменьшить нагрузку на основные ролики со стороны непрерыв-

нолитого слитка. В работе [17] описывается конструкция роликов с утол-

щениями, выполненными по периметру симметрично оси ролика, которые

предотвращают смещение заготовки (в сторону узких граней) от техноло-

гической оси МНЛЗ. Применение данных роликов позволяет уменьшить

износ узких стенок кристаллизатора и улучшить качество непрерывноли-

той заготовки.

Оригинальные конструктивные решения, направленные на обеспечение

минимального прогиба оболочки слитка от действия ферростатического

давления и равномерности ее охлаждения, предложены в работах [18], [19].

Так, в работе [19] описана конструкция, включающая гидроцилиндры с

опорными подушками, в которых располагаются ролики, скрепленные ме-

жду собой с образованием бесконечной цепи. Ролики, расположенные с

достаточно малым шагом по периметру опорных подушек, позволяют зна-

чительно уменьшить деформации опорных элементов роликовой провод-

ки, исключить влияние эксцентриситета роликов на геометрические пара-

метры разливаемого слитка, а следовательно, исключить выпучивание

корки, прорывы жидкого металла и образование трещин. Конструкция,

описанная в работе [18], представляет собой секцию из двух или более ро-

10

ликов, на которые надевается тонкостенный бандаж, изготовленный из не-

ржавеющей ленты или раскатанной трубы. В зазоре между соседними ро-

ликами располагаются форсунки, которые распыляют воду на внутреннюю

поверхность бандажа, при этом отсутствует термоудар от охладителя не-

посредственно на поверхности слитка, что исключает появление в нем по-

верхностных трещин. Также уменьшается температурный перепад по диа-

метру ролика и повышается их стойкость.

Как показывает опыт эксплуатации криволинейных МНЛЗ, кроме кон-

струкции роликов и секций ЗВО, важным элементом в процессе формиро-

вания слитка является обеспечение соосности верхней части ЗВО и кри-

сталлизатора. На относительно старых установках, где механизм качания

кристаллизатора и направляющая роликовая проводка находятся на раз-

личных фундаментах, соосности кристаллизатора и первого ролика секции

добиться очень трудно. На современных установках эта проблема решает-

ся по-разному. На установке АО «Южно-уральского машиностроительного

завода», при использовании рессорного механизма качания кристаллизато-

ра, рама механизма качания жестко связана с привальной стенкой ЗВО, что

позволяет добиться лучшей соосности. Однако при такой конструкции

требуется настройка соосности непосредственно на собранной машине.

Эту проблему решают объединением рамы механизма качания кристалли-

затора и первой секции в единый блок. При этом настройка производится

вне машины на специальном стенде, что позволяет добиться максимальной

соосности и относительной стабильности данного параметра при разливке.

Такую конструкцию имеют установки «Динафлекс» фирмы FAI и МНЛЗ

конверторного производства конструкции АО «Уралмаш» [1].

Анализ существующих конструкций роликовых проводок показывает,

что в настоящее время основной проблемой являются уменьшение нагру-

зок на ролики, вызванное нарушением основных эксплуатационных пара-

метров, повышение надежности и долговечности роликовых секций, а

также повышение производительности при ужесточении требований к ка-

честву слитка. При этом развитие идет в сторону динамических конструк-

ций, имеющих возможность изменять параметры в зависимости от условий

разливки.

11

1.3. Методы и средства контроля технического состояния роликовой проводки МНЛЗ

В процессе эксплуатации оборудования МНЛЗ возникает проблема

контроля состояния роликовой проводки, от точности настройки которой

во многом зависит ее долговечность и качество непрерывнолитой заготов-

ки. Появление отклонений в настройке приводит к увеличению вероятно-

сти образования дефектов слитка и дальнейшего развития дефектов, обра-

зовавшихся в зоне первичного охлаждения. Помимо совершенствования

конструкций, направленных на повышение долговечности роликовой про-

водки, фирмами и исследовательскими организациями проводятся работы,

направленные на сокращение простоев и более рациональное использова-

ние имеющегося оборудования. При этом важную роль играет текущий

контроль состояния оборудования.

На сегодняшний день многие научно-исследовательские организации

делают попытки создать эффективные методы, технологии и оборудова-

ние, при помощи которого возможен непрерывный и полный контроль со-

стояния роликовой проводки МНЛЗ. При этом большинство из созданных

устройств позволяют осуществлять контроль на незагруженной машине.

Это дает лишь косвенные результаты о состоянии оборудования в процес-

се разливки. Осуществление контроля в процессе эксплуатации возможно,

но требует сложных систем управления и, как правило, кардинальной ре-

конструкции МНЛЗ. Поэтому данные конструкции используются в основ-

ном на недавно построенных машинах. В нашем случае более актуальны

системы контроля параметров машин, эксплуатирующихся более 10 лет.

Условно данные устройства можно разделить на стационарные, произво-

дящие контроль сборки и настройки роликовых секций вне МНЛЗ, и мо-

бильные, осуществляющие контроль технологических параметров в про-

цессе эксплуатации непосредственно на установке.

К первой группе можно отнести устройства, в которых настройка сек-

ций осуществляется при помощи шаблонов на специальном стенде [20],

[21]. Более простой способ настройки и контроля – проверка секций при

помощи простейшего мерительного инструмента и поверочных плит. Не-

достатками этих способов являются низкий уровень автоматизации изме-

12

рений, низкая точность и малый объем получаемой информации о техни-

ческом состоянии оборудования.

Вторую группу устройств составляют конструкции, позволяющие кон-

тролировать параметры МНЛЗ в процессе эксплуатации без демонтажа.

Их, в свою очередь, можно разделить по принципу действия на электриче-

ские, механико-электрические, оптические, ультразвуковые и оптоэлек-

тронные.

Принцип работы электрических устройств заключается в следующем:

при разливке производят измерение силы тока в электроприводах роликов

и по ее величине определяют прогиб роликов. Различие данных устройств

заключается в уровне обработки полученных данных; так, в устройстве,

описанном в работе [22], непосредственно оператор вычисляет величину

прогиба в зависимости от силы тока, а в устройствах, описанных в работах

[23], [24], полученная информация обрабатывается с помощью ЭВМ. К

достоинствам данных устройств можно отнести простоту измерений и

сравнительно малую стоимость. Недостатком является ограниченный объ-

ем получаемой информации и, как следствие, сложность диагностирования

реального состояния роликов.

Большую группу устройств [25]-[31] составляют механико-

электрические, которые имеют схожий принцип получения информации,

заключающийся в измерении расстояния между подпружиненными эле-

ментами, имеющими механический контакт с рабочей поверхностью роли-

ков. При этом возможно производить контроль одновременно нескольких

параметров: раствора роликов, их прогиба, биения, точности настройки

технологической оси МНЛЗ. Устройства вводятся в ручей МНЛЗ при по-

мощи механизма заведения затравки и протягиваются через направляющий

аппарат ЗВО. Различие заключается в принципе расположения и соедине-

ния измерительных элементов, величине объема и уровне обработки полу-

чаемой информации. Так, в работе [25] описано устройство, содержащее

помимо подпружиненных направляющих датчик уровня угла для опреде-

ления отклонения положения роликов от технологической оси. С помощью

устройства, представленного в работе [31], измеряют неравномерность

скорости протягивания затравки и по этим данным осуществляют настрой-

ку опорных элементов и электроприводов роликов, вследствие этого

13

улучшается качество поверхности непрерывнолитой заготовки. В работе

[32] описано устройство, представляющее собой искусственное эластичное

тело, толщиной на 10 % превышающее величину раствора роликов, в ко-

торое вмонтированы датчики, указывающие действительный профиль ус-

тановки или отклонение каждого ролика. К достоинствам этой группы уст-

ройств можно отнести относительную простоту измерений и полный объ-

ем получаемой информации о состоянии роликовой проводки. Общим не-

достатком данных устройств является получение информации о состоянии

роликовой проводки только после проведения замеров на незагруженной

машине.

Принцип работы оптического устройства основан на регистрации про-

хождения пучка света через непрозрачную пластину с калиброванным уст-

ройством, размещенным посередине контролируемого объекта [33]. Не-

достатком данного устройства является большое число замеров, проводи-

мых вручную, и неинформативность метода, при котором определяются

только отклонения от параметров, предписанных технологической инст-

рукцией и не дающих информацию о реальных значениях отклонений.

Принцип работы ультразвуковых устройств основан на использовании

эффекта распространения поверхностных ультразвуковых волн. Например,

в работе [34] описано устройство, принцип действия которого состоит в

следующем: в раствор между роликами вводится калиброванный шаблон,

на его поверхности возбуждают импульсы ультразвуковых волн и по вели-

чине отраженного сигнала от места контакта каждого ролика с шаблоном

определяют наличие или отсутствие зазора между бочкой ролика и шабло-

ном, при этом место расположения каждого ролика вдоль технологической

оси установки определяют по времени прихода отраженного сигнала ульт-

развуковой волны. Недостатками данной группы устройств являются

сложность выполнения измерений и малый объем получаемой информа-

ции (отсутствие численных значений отклонений).

В последнее время, с развитием технологий в области электроники,

появился ряд измерительных устройств, созданных на основе оптоэлек-

тронного способа обработки информации. В литературных источниках [35]

- [38] представлены различные конструкции, принцип работы которых ос-

нован на регистрации отклонения лазерного луча от базового направления.

14

В работах [36], [38] описаны устройства, которые шарнирно присоединя-

ются к затравке и протягиваются по ручью машины при помощи привод-

ных роликов, измеряя при этом величину раствора. Кроме того, устройст-

во, описанное в работе [36], позволяет автоматически регулировать рас-

твор каждой роликовой пары. Недостатком данных устройств является их

жесткое соединение с элементами затравки, вследствие чего колебания за-

травки передаются на приемник излучения, искажая картину измерений.

Данного недостатка лишены устройства, описанные в работах [35], [37].

В работе [37] представлено устройство, с помощью которого можно

производить контроль технологической оси МНЛЗ непосредственно в

процессе разливки, что очень важно для своевременного обнаружения и

устранения отклонений положения роликов. Данное устройство содержит

источник направленного монохроматического излучения, оптический от-

ражатель, приемник излучения и средства представления информации. Ис-

точник излучения неподвижно устанавливается на реперных точках фун-

дамента оборудования, отражатель выполнен в виде четырехгранной ко-

нусной призмы, приемники излучения устанавливаются на направляющем

элементе напротив граней призмы. В процессе разливки измеряют и срав-

нивают между собой интенсивности излучения с каждой из граней приз-

мы, таким образом своевременно контролируя и корректируя отклонения

роликовой проводки. Устройство, представленное в работе [35], содержит

имитатор технологической оси, по которому в процессе измерения дви-

жется приводная тележка с лазерным дальномером. Таким образом, опре-

деляется отклонение геометрических параметров технологической оси по

сравнению с ее имитатором. Недостатком данного устройства является

сложность проведения замеров вследствие необходимости установки ими-

татора технологической оси.

Анализ литературных источников позволяет сделать вывод, что разви-

тие средств и методов контроля роликовой проводки идет в сторону созда-

ния устройств, позволяющих непосредственно в процессе разливки с

большой точностью определять состояние направляющего аппарата ЗВО и

автоматически устранять выявленные отклонения.

15

1.4. Расчет усилий, действующих

на ролики криволинейных МНЛЗ

При размещении под кристаллизатором роликовых секций тянущее

усилие от привода роликов ЗВО МНЛЗ криволинейного типа должно пре-

одолеть ряд внешних усилий, действующих со стороны непрерывнолитого

слитка. Основными внешними нагрузками, действующими на ролики ра-

диального участка, являются:

- усилие от действия ферростатического давления;

- вес слитка;

- усилие сопротивления вытягиванию заготовки из кристаллизатора;

- усилие сопротивления вытягиванию выпученной корки между роли-

ками.

Так как ролики криволинейного участка выполняют функцию правки

слитка, то к вышеперечисленным усилиям добавляется усилие от изгиба

заготовки. Кроме того, изгиб слитка между роликами возможен и на ради-

альном участке при погрешности настройки роликов, поэтому ролики ра-

диального участка могут испытывать возникновение дополнительных уси-

лий правки, не предусмотренных технологией непрерывной разливки.

Методики расчета усилий, действующих на элементы роликовых про-

водок МНЛЗ, рассмотрены в работах С.Е. Карпинского, А.Д. Беренова [1],

М.Я. Бровмана, А.А. Целикова, Д.П. Евтеева [39], В.М. Нисковских, А.Л.

Кузьминова [40], Ф.С. Домбровского, Л.К. Лещинского [41], Г.Л. Баранова,

А.А. Гостева, Ю.В. Денисова [42] и др.

При определении усилий, действующих на ролики, необходимо рас-

сматривать непрерывнолитый слиток как балку прямоугольного сечения с

различной температурой и механическими свойствами в каждой точке се-

чения, движущуюся с определенной скоростью. Кроме того, для точного

определения усилий ферростатического давления, действующих на ролики

(кроме роликов первых секций), необходимо учитывать толщину корки

слитка. Также дополнительно необходимо рассмотреть распределение

усилий по длине ролика, поскольку оно имеет неравномерный характер и

приводит к неравномерному износу бочки, перекосу и возникновению де-

формаций опорных подкладок. Влиянием движения слитка и прочностью

16

корки, а также определением усилий по длине ролика в известных методи-

ках либо пренебрегают, либо уделяют им недостаточное внимание.

В методике расчета, предложенной С.Е. Карпинским и А.Д. Береновым

[1], тянущее усилие от привода роликов определяется по формуле:

р рТ кр ф и

1 1р

В c1

2( 0,35 )2

2 0,637 ,

n m

i ji j

n

ii

К dF F P P

d

F G

= =

=

+ µ = + + +

+ −

∑ ∑

∑

(1.1)

где Fкр – сопротивление вытягиванию заготовки из кристаллизатора; Fфi –

усилие от ферростатического давления, действующего на один ролик; FВi –

усилие сопротивления вытягиванию выпученной корки, приходящееся на

один ролик; Pиj – усилие, действующее на один ролик из каждой пары ро-

ликов участка выпрямления от изгиба заготовки; Gc – вес заготовки на

длине четверти окружности радиуса R0; п – число пар роликов технологи-

ческой линии; т – число пар роликов на участке выпрямления; Кр – коэф-

фициент трения качения ролика по заготовке, равный 2 – 3 мм; µ – коэф-

фициент трения в подшипниках опор роликов.

Сопротивление вытягиванию заготовки из кристаллизатора равно:

aкр кр

( )2 ,

2

h b LF g

+= ρ µ

где ρ – плотность жидкой стали; g – ускорение свободного падения (g =

9,81 м/с2); h – толщина слитка; b – ширина слитка; La – активная длина

кристаллизатора; µкр – коэффициент трения между слябом и стенками кри-

сталлизатора.

Усилие от ферростатического давления, действующего на один ролик,

равно:

ф ,i iP g bt H=ρ

17

где t – шаг между роликами; Hi – расстояние по вертикали от мениска ме-

талла в кристаллизаторе до центра ролика.

Усилие сопротивления вытягиванию выпученной корки, приходящееся

на один ролик, определяется по формуле:

2 4T

В 3п

2 ,36i

k p tF

E b=

δ

где kT – коэффициент, характеризующий изменение жесткости оболочки в

зависимости от температуры поверхности; p – интенсивность равномерно

распределенной нагрузки от действия ферростатического давления; Еп –

модуль упругости поверхностного слоя; δ – толщина корки слитка.

Усилие, действующее на один ролик из каждой пары роликов участка

выпрямления от изгиба заготовки, рассчитывается по формуле:

ии p

п

,М

P At

=

где Ар – коэффициент, зависящий от ряда факторов модельного представ-

ления задачи, связанных с режимом разливки (установившийся или пере-

ходный), жесткостью роликового направляющего аппарата, схемой правки

(в одной точке или многоточечная), принятыми теоретическими условиями

закрепления заготовки на границах участка выпрямления и т.д.; Ми – рас-

четный изгибающий момент; tп – шаг правки.

Для определения прогибов ролика от ферростатического давления

жидкой фазы принимается расчетная схема балки, лежащей на двух жест-

ких опорах. Уравнение упругой линии имеет вид:

3 3 3 2p 1

p 3 3p p p p p p p

3 2 41

3 2 3p p p

8 (8 248

( )2 2 ,

pbl m x x x m a bf

EJ l l l l l l

b b x a

l l bl

= − − − − −

−− + +

где р – распределенная нагрузка от действия ферростатического давления;

b – ширина слитка за вычетом удвоенной толщины корки; lp – длина роли-

18

ка; Jp – момент инерции сечения ролика; а1 – расстояние от опоры ролика

до слитка; m = a1 + 0,5b; х – текущая координата по длине ролика.

В приведенной методике не учитывается влияние движения слитка и

прочности корки на величину усилий. Кроме того, при выводе уравнения

упругой линии не учитываются влияние выпученной корки и усилие вытя-

гивания слитка.

В методике [40] учитывается прочность корки слитка, причем величина

предела текучести определяется как полином третьей степени от темпера-

туры: 2 3

Т 0 1 2 3 .а аТ а Т а Тσ = + + + (1.2)

В свою очередь распределение температуры по толщине оболочки опи-

сывается степенной функцией:

п( ) ,s s

хТ Т Т Т

η = − − ξ

где Ts – температура солидуса; Tп – температура поверхности слитка; х –

текущая координата; ξ – толщина корки.

На основе этих предположений получено математическое выражение,

отражающее функциональную взаимосвязь усилий с толщиной образую-

щейся оболочки слитка и температурой ее поверхности, а также уровнем

металла в кристаллизатор.

[ ]

1

2 1 0 1 0 2 0

2 2 2 210

1 1 2 2 2 21 2

2 1

2 1 2 2 3 2 3 22 3

3

( )

( 2 )( ) ( )tg cos( ) cos( )

(0,5 ) ( 2 )2

( 2 ) ( 2 )1 2 216( )

2( 2 ) ( 2 )

2 1 3 2

3

s M

M

N R

g b R

AA a a a

Aa A aa a

A a Aba a

A a

η+ η+

η+ η+ η+ η+

η+ η+ η+ η+

= + ξ ×

ρ − ξ + ξ ϕ − ϕ ϕ + ϕ − ϕ − ϕ − ϕ −

ξ − ξ + − ξ − +η +

ξ − + ξ − −× η + η +ϕ − ϕ−− ξ − ξ − − ξ − +

η + η +

+η +

3 1 3 1

,

( 2 )1

aη+ η+

ξ −

(1.3)

19

где А0, А1, А2, А3 – коэффициенты, зависящие от свойств стали, толщины

оболочки слитка и температуры его поверхности:

2 3

0 0 1 2 3

21 1 2 3

2 22 3 2

3 32 3

;

( 2 3 )( );,

(3 )( ) ;

( ) ;

s s s

s s s п

s s п

s п

A а а Т а Т а Т

A а а Т а Т Т Т

A а Т а Т Т

A а Т Т

−η

− η

− η

= + + +

= ξ − + −

= ξ − − = ξ −

где а – координата нейтрального слоя оболочки слитка; φ0, φ1, φ2 – угловая

координата расположения ролика; b – ширина слитка.

В данной методике не учитывается влияние движения слитка и не рас-

сматривается распределение усилий по длине ролика.

Суть методики, изложенной в работе [39], состоит в определении пла-

стического момента, воздействующего на ролики при пластическом де-

формировании корки слитка под действием ферростатического давления.

Расчетная схема представлена на рис. 1.2.

Перемещения на коротких сторонах при у > 0 и x > 0 равны:

Рис. 1.2. Схема к расчету корки слитка: а – схема пластической деформации корки; б – схема распределения предела текучести

Y

a

Тп

b u01

hu0

2

x

y

1

2

a) б)б а y

y

x

φ1

φ2

h u 0

2 u01 b

a δ

σТп

20

01

02

2( ),2

2( ),2

x

y

u hu y

hu h

u xh

= − = −

где u01, u02 – наибольшие перемещения в серединах короткой и длиной

сторон.

Работа внутренних сил равна:

1 0 1 28 ( ).A M= ϕ + ϕ

Работа внешних сил (внешними силами являются силы, возникающие

под действием ферростатического давления), равна:

2 22 1 2( ).

2

pA b h= ϕ + ϕ

где р – величина давления жидкой фазы.

Приравняв А1 и А2, получают величину давления жидкой фазы:

0 1 22 2

1 2

16 ( ).

Mp

b h

ϕ + ϕ=ϕ + ϕ

Пластический момент равен:

2

0 Тп0,052 ,M = σ δ

где σТп – предел текучести поверхности слитка, для ЗВО определяется по

эмпирической формуле:

Tп

к

1180 (2,2 ).

1

z

z

−σ = −−

21

Пластический момент с учетом 0

2

hzδ = равен:

2 20 0

к

12,25 2,2 ,

1

zM h z

z

−= − − (1.4)

где Hz

L= – безразмерная координата, отсчитываемая от точки, в которой

начинается затвердевание слитка; L – длина жидкой фазы; zк – координата

точки выхода слитка из кристаллизатора; h0 – первоначальная толщина

слитка.

Определив из формулы (1.4) величину пластического момента и выра-

зив углы поворота через перемещения сторон, приравнивают его значению

момента, полученного в формуле (1.5):

2

2

к

11 36 2,2 ,

1

z z zg f

Lf z

−ρ − = − − (1.5)

где 0bf

h= .

Величина избыточного давления, которое не может быть воспринято

коркой слитка, а лишь только элементами конструкции вторичного охлаж-

дения, равно: 2

к

136 2,2 .

1

z zp gLz

L z

−= ρ − − −

Усилие, действующее на широкую грань слитка, равно:

0 0

к к

0 ( )H z

H z

P pbdH h L gzL f z dz= = ρ − −∫ ∫

0

к

2

0

к к

136 2,2

1 1

z

z

z zh L

f z z z

− − + − − −

∫ , (1.6)

где H0, Hк, z0, zк – координаты нижнего края кристаллизатора и точки z0, в

22

которой корка в состоянии выдержать действие ферростатического давле-

ния.

В данной методике также не учитывается влияние движения слитка и

не рассматривается распределение усилий по длине ролика.

Таким образом, для точного диагностирования причин выхода из строя

роликов необходимо выявить и определить все составляющие нагрузки,

действующей со стороны слитка с учетом его движения и прочности кор-

ки. Кроме того, необходимо определить значения усилий, возникающих

при нормальной работе МНЛЗ и при работе в аварийных режимах.

Анализ литературных источников показал следующее:

1. Долговечность оборудования и качество непрерывнолитой заготовки

во многом определяются точностью настройки роликовой проводки ЗВО.

2. В настоящее время существует большое количество конструкций,

направляющих ЗВО непрерывнолитой заготовки, причем развитие идет в

направлении создания систем, позволяющих повысить точность настройки

технологической оси и производить регулировку основных технологиче-

ских параметров в процессе разливки.

2. Существует несколько эффективных методов и средств контроля те-

кущего состояния роликовой проводки. Однако эти средства контроля

имеют высокую стоимость, а необоснованно частое их использование при-

водит к значительным простоям МНЛЗ.

3. На сегодняшний день отсутствуют инженерные методики определе-

ния величины усилий, действующих на элементы роликовых проводок

криволинейных МНЛЗ со стороны слитка, которые бы учитывали скорость

его движения и прочность корки, а также параметры деформирования раз-

личных типов роликов.

4. Большое значение имеет эффективность настройки роликовых сек-

ций на этапе их ремонта и сборки. Существующие методы настройки не

могут обеспечить требуемую скорость и точность, поскольку они основа-

ны на использовании простейшего мерительного инструмента, при этом на

точность измерений большое влияние оказывают человеческий фактор и

износ измерительных средств при их непосредственном контакте с по-

верхностью роликов.

23

Раздел 2

ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСИЛИЙ, ДЕЙСТВУЮЩИХ

НА РОЛИКИ КРИВОЛИНЕЙНЫХ МНЛЗ

При выходе непрерывнолитого слитка из кристаллизатора сформиро-

вавшаяся корка не имеет достаточной прочности для того, чтобы выдер-

жать ферростатическое давление жидкой фазы. Поэтому по всей длине

ЗВО криволинейных МНЛЗ устанавливаются ролики, которые предотвра-

щают недопустимую деформацию корки слитка. Кроме сохранения попе-

речной формы слитка ролики ЗВО также выполняют функции его вытяги-

вания, транспортирования вдоль технологической оси МНЛЗ с одновре-

менным изгибом и последующим выпрямлением.

Таким образом, в процессе эксплуатации на ролики со стороны слитка

действует целый ряд усилий. Для точного диагностирования причин выхо-

да из строя роликов необходимо выявить и определить все составляющие

нагрузки, действующей со стороны слитка. Кроме того, необходимо опре-

делить значения усилий, возникающих при нормальной работе МНЛЗ и

при работе в аварийных режимах.

2.1. Определение геометрических параметров

технологической оси криволинейных МНЛЗ

Усилия, действующие на ролики, зависят от многих факторов, но в ос-

новном они определяются геометрическими параметрами технологической

оси. К ним можно отнести размеры поперечного сечения рабочей полости

кристаллизатора, длины радиального, криволинейного и горизонтального

участков, базовый радиус, высоту машины от базовой плоскости до гори-

зонтального участка (технологическая высота), схему построения криво-

линейного участка, шаг между роликами. Под базовой плоскостью пони-

мается воображаемая горизонтальная плоскость, проходящая через центр

начальной кривизны технологической оси (рис. 2.1).

24

Рис. 2.1. Схема роликовой проводки криволинейной МНЛЗ

Для расчетов примем, что производится разливка углеродистой стали в

слябы с поперечным сечением шириной 1,5 м и толщиной 0,25 м. Значе-

ния основных геометрических параметров технологической оси МНЛЗ

представлены в табл. 2.1.

Координаты точек касания бочек нижних роликов с поверхностью сля-

ба радиального участка в системе осей х - у определяются по следующим

формулам (рис. 2.1):

0 (1 cos ),x R= − β (2.1)

0 sin ,y R= β (2.2)

где β – угловая координата радиального участка, рад.

Hм

l1

l2

y

x

A - A

y

x

b

h δ

О1

δ

L1

β0 α0

S

L2 L3

H

О2 l1

l4

25

Таблица 2.1

Основные геометрические параметры

технологической оси МНЛЗ

Номер машины

Параметр МНЛЗ

тип № 1

МНЛЗ

тип № 2

Технологическая высота H, м 10,25 10,25

Базовый радиус R0, м 10 10

Длина радиального участка L1, м 13,026 13,031

Длина криволинейного участка L2, м 5,720 5,588

Длина горизонтального участка L3, м 18,930 19,376

Общая длина технологической оси L, м 37,676 37,995

Технологическая ось криволинейного участка МНЛЗ выполнена по

кривой, обеспечивающей постоянство скорости деформации по длине на

границе твердой и жидкой фаз кристаллизующейся заготовки. Таким обра-

зом, уравнение данной кривой имеет следующий вид [1, с. 23]:

ci

aS h

R= , (2.3)

где R – текущий радиус кривизны заготовки, м; hi – текущая толщина жид-

кой фазы слитка, м; ac – постоянная кривой, определяется из соотношения:

0 2

н

,c

R La

h=

где hн – толщина жидкой фазы слитка в начале криволинейного участка, м.

Обозначим отношение толщины жидкой фазы заготовки в конце и на-

26

чале криволинейного участка н

к

hm

h= , тогда текущий радиус кривизны за-

готовки определяется по формуле:

20[(1 ) ].

LR R m m

S= − + (2.4)

С другой стороны, из условия закономерности нарастания корки слитка

коэффициент m может быть представлен в следующем виде:

м 1 2

м 1

1,

1

H L L

LmH L

L

+ +−=

+−

где Hм – величина превышения мениска металла над базовой плоскостью

(рис. 2.1).

Коэффициент m для МНЛЗ первого типа равен:

0,5 13,026 5,7201

37,6760,712.

0,5 13,0261

37,676

m

+ +−= =

+−

Для МНЛЗ второго типа

0,5 13,031 5,5881

37,9950,721.

0,5 13,0311

37,995

m

+ +−= =

+−

Координаты любой точки криволинейного участка находят из следую-

щих уравнений:

27

2 2max 2

0 20

1cos[ ln ]

1 (1 ) (1 )

S S mL mLx x dS

R m m m S mL= − +

− − − +∫ . (2.5)

2 22

0 20

1sin[ ln ]

1 (1 ) (1 )

S S mL mLy H dS

R m m m S mL= − +

− − − +∫ . (2.6)

Геометрические параметры технологической оси МНЛЗ, вычисленные

по формулам (2.1) – (2.6), представлены в табл. 2 прил. 1.

2.2. Определение усилий, действующих

на ролики радиального участка

На первом этапе произведем расчет величины усилия вытягивания

слитка роликами методом построения кинематически допустимого поля

скоростей [43]. Схема деформации корки на участке от кристаллизатора до

первого ролика приведена на рис. 2.2а. На рис. 2.2б показана схема движе-

ния участка корки слитка со скоростью υ.

На плоскости АВ происходит поворот скорости на угол α, и поскольку

АВ наклонена к горизонтали под углом α/2, то нормальные компоненты

скорости на АВ равны: сos2n

αυ = υ , то есть условие постоянства объема

не нарушено. На АВ имеет место изменение направления тангенциальной

компоненты скорости, равной

∆υ = υ sinα.

Мощность внутренних сил деформации (среза) корки можно опреде-

лить из выражения [43]:

1

1c i i

S

N S= τ ∆υ∫∫ , (2.7)

где S1 – поверхность, на которой имеют место изменения направления ско-

28

ростей ,i∆υ и касательные напряжения iτ равны пределу текучести при

сдвиге, то есть i кτ = .

Поэтому мощность среза на АВ (на единицу ширины) равна:

1

( 2 )( 2 ) sin ,

cos2

k bN k AB b

υδ − δ= ∆υ − δ = αα

где (b – 2δ) – ширина сляба (с учетом длины контакта жидкой фазы с кор-

кой) (см. рис. 2.1).

Угол α характеризует степень деформации за счет ферростатического

давления, при малом значении угла α:

0

a

ωα ≈ ,

где ω0 – наибольший прогиб корки слитка под кристаллизатором; a – рас-

Рис. 2.2. Схема деформации корки слитка

а) б)а б

l0

l

l

σx

σy

υ

υ a

υ υ

α

β

W0

υ

υ

υ υп

∆υ

AB

29

стояние от нижней кромки кристаллизатора до сечения, в котором прогиб

максимален и равен ω0 (рис. 2.2б).

В сечении, где прогиб равен ω0, мощность среза равна

2

( 2 )(sin sin )

cos2

k bN

υ δ − δ= α + βα ,

а в сечении, где х = l

3

( 2 )sin

cos2

k bN

υδ − δ= βα .

Отсюда полная мощность внутренних сил деформации равна

0 1 2 3

2 ( 2 )(sin sin )

cos2

В

k bN N N N

υδ − δ= + + = α + βα ,

или при малых углах поворота α, β

0

0 0 02 ( 2 ) l2 ( 2 )

l (l )В

k bN k b

a a a a

ω ω υδ − δ ω = υδ − δ + = − − . (2.8)

В процессе работы на ролики действуют четыре внешних нагрузки:

- нагрузка от действия ферростатического давления;

- нагрузка усилием трения между слитком и кристаллизатором;

- вес слитка;

- усилие вытягивания слитка роликами за счет действия напряжений σх

(искомая величина).

Величина ферростатического давления на внутреннюю поверхность

корки слитка равна:

30

p(x) = ρg (l0 + x), (2.9)

где ρ – плотность жидкой фазы слитка; g – ускорение свободного падения;

l0 – длина зоны контакта слитка с кристаллизатором.

При деформации неподвижной балки толщиной δ под действием фер-

ростатического давления (например, для неподвижного слитка при его ос-

тановке) работа на участке dx равна

00 0

00

( ) ( ) ( ) , при 0 ,

( )( ) , при .

( )

g l x x dx g l x xdx x aa

dAl x

g l x xdx a x ll a

ωρ + ω = ρ + ≤ ≤= ω −ρ + ≤ ≤−

(2.10)

Следовательно, полная работа равна

200

0

( )a g

A l x x dxa

ρ ω= + +∫ ( )200 0( )

l

a

gl l x lx x dx

l a

ρ ω − + −−∫ ,

интегрируя данное выражение, получим:

( )

2 30 0 0

3 32 20

0

2 3

( )( ) ,

2 3

g l a a gA

a l a

l l l all l a l a

ρ ω ρ ω= + + × −

− −× − + − −

в конечном итоге после преобразований

2

0 01 36

g l a lA

l l

ρ ω = + +

. (2.11)

В основном эта работа совершается за время прохождения участком

корки слитка расстояния между торцом кристаллизатора и первым роли-

ком либо между последующими роликами l, то есть за время:

31

lt =

υ.

Поэтому мощность сил давления равна:

0 01 36

g l a lN

l l

ρ ω υ = + +

. (2.12)

В приведенных формулах определена работа деформации сил ферро-

статического давления неподвижного слитка на перемещениях ω(x), прак-

тически совпадающих по направлению с направлением сил ферростатиче-

ского давления. При движении слитка со скоростью υ мощность на участке

dx равна:

( ) ( )dN p x x dx= υ (2.13)

или

( ) ( )cos( , )dN p x x p dx= υ υ ,

где ,p υ – вектора силы давления и скорости движения; cos( , )p υ – коси-

нус угла между ними (то есть, как обычно, мощность равна скалярному

произведению векторов p dx и υ ).

Из рис. 2.2б видно, что cos ( , )p υ = sinα для участка 0 ≤ х ≤ а и cos ( , )p υ =

sin β для участка а < x ≤ l. С учетом этого получаем выражения для опре-

деления мощности:

00

00

( ) , при 0 ,

( ) , при .

g l x v dx x aadN

g l x v dx a x ll a

ωρ + ≤ ≤= ω−ρ + ≤ ≤ −

(2.14)

Отрицательная мощность на втором участке означает, что угол между

скоростью и давлением превышает 90о (работа сил ферростатического дав-

ления здесь отрицательна).

32

Полная мощность равна:

0 00 0

0

( ) ( )a l

a

g gN l x dx l x dx

a l a

ρ υω ρ υω= + − +−∫ ∫ ,

интегрируя данное выражение, получим:

2 2 2

0 00 0( )

2 2

g a g l aN l a l l a

a l a

ρ υω ρ υω −= + − − + − ,

после преобразований получим:

0 0 02 2 2

a l aN g l l = ρ υω + − − −

,

в конечном итоге, с учетом ширины сляба (b – 2δ), имеем:

0 ( 2 )

2

g l bN

ρ υω − δ= − . (2.15)

Видно, насколько большие изменения в результаты расчетов вносит

учет скорости движения слитка. Даже знак работы (мощности) может из-

мениться.

Далее определим усилие трения между слитком и кристаллизатором по

формуле [39]:

FT = 0,5 µ ρ g l02S, (2.16)

где µ – коэффициент трения между поверхностью слитка и стенками кри-

сталлизатора; S – периметр сечения слитка.

Мощность силы трения при неподвижном кристаллизаторе, при кри-

сталлизаторе, движущемся вверх или вниз, но с отставанием от слитка,

равна:

NT = – 0,5µ ρ gl02S υ.

33

Если кристаллизатор движется вниз с опережением относительно слит-

ка, то силы трения, действующие на слиток, направлены вниз, вектора υ и

ТF совпадают по направлению, поэтому мощность сил трения становится

положительной. С учетом этого запишем общее выражение для определе-

ния мощности усилия трения между слитком и кристаллизатором:

NT = ±0,5 µ ρ g l02Sυ. (2.17)

Определим мощность усилия от веса слитка. Усилие от веса слитка оп-

ределяется из выражения

0( ) ( ),cG x gbh l x= ρ +

где h – толщина слитка.

Запишем выражение для определения мощности в векторной форме:

( ) ( ) .G cN G x x dx= υrr r

Полная мощность равна:

0 00 0

0

( ) ( ) .a l

G

a

gbh gbhN l x dx l x dx

a l a

ρ υω ρ υω= + + +−∫ ∫

Интегрируя данное выражение, с учетом преобразований получим:

0 02 .2G

lN g bh l a = ρ υω + +

(2.18)

Мощность усилия вытягивания слитка роликами за счет действия на-

пряжений σх (см. рис. 2.2а) равна:

.xN bσ = σ υδ (2.19)

34

С учетом (2.15), (2.17) - (2.19) полная мощность внешних нагрузок для

пары роликов равна:

02 ( 2 )xN b g l b= σ υδ − ρ υω − δ ±

20 0 00, 5 2 .

2

lg l S gbh l a

± µ ρ υ + ρ υ ω + +

(2.20)

Приравняв полную мощность внешних нагрузок мощности внутренних

сил по формуле (2.8), удвоив ее, чтобы учесть наличие двух широких гра-

ней сляба, в сечении с наибольшей величиной деформации (при а = 0,5l)

находим величину напряжения σx, возникающего в корке под действием

усилий вытягивания слитка:

T 08 ( 2 )

3x

b

lb

σ − δ ωσ = +

20 0 0 0( 2 ) ( ) 2 (2 )

2

gl b l b h h l l

ρ + ω − δ ± µ + − ω + δ

, (2.21)

где σT – предел текучести при растяжении - сжатии.

Усилие вытягивания слитка через пару роликов равно:

2 xP b= σ δ .

С учетом (2.21) получим:

T 0

20 0 0 0

16 ( 2 )

3

( 2 ) ( ) 2 (2 ) .

bP

l

gb l b l b h h l l

σ δ − δ ω= +

+ ρ ω − δ ± µ + − ω +

(2.22)

Рассмотрим участок слитка, взаимодействующий с первым роликом

секции № 1 МНЛЗ второго типа. Определим предел текучести поверхности

корки σТп, используя следующую формулу [1]:

35

σTп = 21 900 ⋅ έ 0,2 ⋅ exp[-0,004 ⋅ (Tп + 273)], (2.23)

где έ – скорость деформации, примем для углеродистой стали έ = 1 ⋅ 10-5

с-1; Tп – температура поверхности корки слитка, oC.

Температуру поверхности слитка примем по графику [1] в зависимости

от зоны охлаждения. Для участка поверхности слитка, находящегося в

первой зоне охлаждения (секция 1) t1 = 1250 оC, температура затвердевания

стали t0 = 1480 оC. Тогда предел текучести поверхности корки равен [1]

σTп = 21 900 ⋅ (1 ⋅ 10-5) 0,2 ⋅ exp[-0,004 ⋅ (1250 + 273)] = 4,951 МПа.

Примем, что предел текучести изменяется по толщине корки по пара-

болическому закону (рис. 2.3б):

2

T Tп( )y

y σ = σ δ . (2.24)

Тогда координата нейтрального сечения a определяется из условия

равновесия:

T T

0

( ) ( )a

a

y dy y dyδ

σ = σ∫ ∫ .

Рис. 2.3. Схема к расчету корки слитка

q

а)

в)

a

Y Тп

0,078ql2

20,028ql

в)

l

б)

w 0

0,089ql2

а б

г в

y

υ q σТп

a δ 0,078ql2

0,028ql2

0,089ql2

l w0

36

Интегрируя обе части данного уравнения с учетом (2.25), получим:

3 3 3

2 2 23 3 3

a aδ= −δ δ δ

.

Отсюда значение координаты a равно:

30,79

2a

δ= = δ . (2.25)

Предел текучести нейтрального сечения равен:

2

Tн

0,794,951 3,090 МПа.

δ σ = ⋅ = δ

Далее определим толщину корки по формуле [1]:

Lkδ =

υ, (2.26)

где k – коэффициент кристаллизации k = 0,023 – 0,026 м/мин-0,5 [1]; L – рас-

стояние от мениска металла до рассматриваемого сечения, м (см. табл. 2

прил. 1); υ – скорость разливки, м/мин.

С учетом этого для данного участка слитка получим:

1,2490,026 0,028 м

1,04δ = = ,

где υ = 1,04 м/мин – средняя скорость разливки на МНЛЗ второго типа в

установившемся режиме.

Далее определим усилие вытягивания слитка через первую пару роли-

ков секции № 1 по формуле (2.22)

37

[

]

6

3

2

16 3,09 10 0,028 (1,5 2 0,028) 0,003

3 0,15

7,1 10 9,81 1,5 0,003 0,15 (1,5 2 0,028)

1,1 0,5 (1,5 0,25) 2 0,25 0,003 (2 1,1 0,15) 118,208 кН.

P⋅ ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅= +

⋅

+ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ±

± ⋅ ⋅ + − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + =

Таким образом, максимальное усилие составляет P = 118,208 кН, а за

счет колебаний кристаллизатора усилие вытягивания через пару этих ро-

ликов будет изменяться в диапазоне от –103,020 кН до 118,208 кН. Резуль-

таты расчета усилия вытягивания для остальных пар роликов МНЛЗ пред-

ставлены в табл. 3 прил. 1.

Обычно в теории пластичности приравнивают мощность внешних сил

мощности внутренних сил, то есть мощности пластической деформации.

Известны и случаи, когда мощность пластической деформации подводится

к деформируемому телу несколькими потоками, например, в случае про-

катки с натяжением. В этом случае (рис. 2.4) часть мощности подводят к

валкам, а часть – к деформируемой заготовке в виде усилия заднего натя-

жения Т0.

Поскольку любое кинематически допустимое поле скоростей включает

движение задней внешней зоны со скоростью υ0, а передней со скоростью

1 0υ = υ λ (где λ – коэффициент вытяжки), то сила Т0, которая обычно задана,

определяет мощность (Т0υ0), так как она совпадает с направлением скоро-

сти υ0. Если приложить к внешней зоне силы Т1 перпендикулярные скоро-

сти, то они работы не совершают, и если только они не изменяют принято-

го кинематически допустимого поля скоростей, то их работа равна нулю.

Но это будет верным только в случае, когда внешняя зона остается жест-

кой. Если они приводят к пластической деформации внешней зоны, на-

пример увеличивают толщину заготовки, как показано на рис. 2.4 пункти-

ром, это приводит к изменению кинематически допустимого поля скоро-

стей и, следовательно, мощности. Таким образом, влияние одной системы

сказывается на другой системе сил путем изменения размеров деформи-

руемого тела. При непрерывном литье мощность деформации от раздутия

слитка под действием ферростатического давления незначительна по срав-

38

нению с мощностью внутренних сил (она пропорциональна малой величи-

не 202l

ω). Но раздутие слитка оказывает существенное влияние на усилие

вытягивания, поскольку изменяет размер ω0, то есть максимальный прогиб,

а следовательно, и величину обжатия сляба роликами. Именно это опреде-

ляют полученные формулы.

Теперь определим усилие ферростатического давления на ролик.

Обычно в роликовой системе вторичного охлаждения при шаге роликов l

принимают, что на каждый ролик действует усилие от ферростатического

давления следующей величиной:

N1 = ρgH(b – 2δ)l, (2.27)

где Н – расстояние по вертикали от мениска жидкого металла до рассмат-

риваемого ролика (см. рис. 2.1), определяется по формуле

H = Hм + y,

Рис. 2.4. Схема деформации подводом энергии несколькими потоками

ω

υ1

ω

υ0

T1

T0

T1

39

где y – расстояние от базовой плоскости по вертикали до рассматриваемо-

го ролика (см. табл. 2 прил. 1). Определим усилие ферростатического дав-

ления на первый ролик секции № 3 (ролик № 13) МНЛЗ второго типа:

N1 = 7,1 ⋅ 103 ⋅ 9,81 ⋅ (0,5 + 3,208) ⋅ (1,5 – 2 ⋅ 0,049) ⋅ 0,265 =

= 95,954 кН.

Результаты расчета усилия ферростатического давления на ролики

МНЛЗ представлены в табл. 3 прил. 1.

Однако при таком методе не учитывается прочность самой корки. Воз-

можно, этой прочностью можно пренебречь для зоны, расположенной не-

посредственно под кристаллизатором, где температура корки слитка высо-

ка, а ее толщина мала. Однако уже на расстоянии нескольких метров под

кристаллизатором толщина корки достигает 40-50 мм, ее температура су-

щественно снижается, учет прочности корки весьма желателен. Для непод-

вижного слитка статически допустимое поле напряжений определено

обычной схемой изгиба защемленной с обоих концов балки, нагруженной

равномерно распределенной нагрузкой, рассматриваемой в сопротивлении

материалов. Однако движение слитка оказывает существенное влияние на

процесс изгиба. Расчетная схема корки слитка, движущегося со скоростью

υ, представлена на рис. 2.2б. По данным исследований максимальная вели-

чина деформации будет в сечении при 2

3x l= . При этом максимальный из-

гибающий момент будет действовать в районе правой опоры, его величина

равна

Mи = 0,089 ql2, (2.28)

где q – распределенная нагрузка на корку слитка, создаваемая ферростати-

ческим давлением жидкой фазы q = Рс(b – 2δ); Рс – статически допустимая

величина ферростатического давления.

Предельный изгибающий момент, который способна выдержать корка,

определится следующим выражением [39]:

40

пр T T

0

( )( ) ( ) ( ) .a

a

M y a y dy y y a dyδ

= σ − + σ −∫ ∫ (2.29)

С учетом (2.22) преобразуя данное выражение, получим:

2 2Тп Тппр 2 2

0

( ) ( ) .a

a

M y a y dy y y a dyδσ σ= − + −

δ δ∫ ∫

Интегрируя данное выражение, получим:

4 4 4 3 4 4

Тппр 2

[( ) ( )].3 4 4 3 4 3

a a a a aM

σ δ δ= − + − − +δ

С учетом (2.23) преобразуя данное выражение, получим:

2

пр Тп0,052 .M = σ δ (2.30)

Приравняв (2.26) и (2.28) и преобразуя данное выражение, получим:

2

2cТп

( 2 )0,052

12

P b l− δ = σ δ . (2.31)

Далее находим статически допустимую величину ферростатического

давления:

2

Tпc 2

0,584

( 2 )P

b l

σ δ=− δ

. (2.32)

Формулу усилия ферростатического давления на ролик (2.27) с учетом

(2.32) преобразуем к виду

( )2

Tп1 2

0,5842

( 2 )N gH b l

b l

σ δ= ρ − − δ − δ . (2.33)

41

Таким образом, при 2

Tп2

0,584( 2 )

gHb l

σ δ < ρ− δ

на ролик воздействует не все

ферростатическое давление, а только та его часть, которая превышает ста-

тически допустимое давление. Определим усилие ферростатического дав-

ления на первый ролик секции № 3 (ролик № 13) МНЛЗ второго типа по

формуле (2.33):

( )

6 23

1 2

0,584 6,684 10 0,0497,1 10 9,81 (0,5 3,208)

(1,5 2 0,049) 0,265

1,5 2 0,049 0,265 60,587 кН,

N ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ + − × − ⋅ ⋅

× − ⋅ ⋅ =

то есть учет прочности корки позволяет со значительно большей точ-

ностью определить усилия ферростатического давление на ролики. Резуль-

таты расчета усилия ферростатического давления на ролики МНЛЗ с уче-

том прочности корки слитка представлены в табл. 3 прил. 1. Разумеется,

формула (2.33) действительна только при ρgH ≥ Pc, а если 2

Tпc 2

0,584

( 2 )gH P

b l

σ δρ < =− δ

, то N1 = 0, то есть в этом случае корка слитка пол-

ностью обеспечивает по своей прочности удержание жидкой фазы слитка

и разгрузку ролика от действия ферростатического давления.

Определим толщину корки, при которой она способна полностью

удержать ферростатическое давление. Условие прочности для этого случая

имеет вид:

2

Tп2

0,584.

( 2 )gH

b l

σ δρ =− δ

Преобразуем данное выражение к виду квадратного уравнения:

2 2

2

Tп Tп

20.

0,584 0,584

gHl gHl bρ ρδ + δ − =σ σ

42

Решая его, получим:

22 2 2

Tп Tп Tп

2 20,5 4 .

0,584 0,584 0,584

gHl gHl gHl b ρ ρ ρ δ = − + + σ σ σ

(2.34)

Для нашего случая (ролик № 13 МНЛЗ второго типа) толщина корки,

при которой она способна полностью удержать ферростатическое давле-

ние, составит:

6

26 6

2 18136,7230,5

0,584 6,684 10

2 18136,723 18136,723 1,5( ) 4 0,079 м.0,584 6,684 10 0,584 6,684 10

⋅δ = ⋅ − + ⋅ ⋅

⋅ ⋅+ + =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

То есть при толщине корки δ = 0,079 м

(79 мм) она была бы в состоянии полно-

стью удержать ферростатическое давление.

Чем прочность корки выше, тем мень-

шая доля ферростатического давления воз-

действует на ролик, то есть тем лучше для

обеспечения прочности роликов. Однако

положение существенно изменяется, если

произошло раздутие слитка между ролика-

ми, например, по причине остановки слит-

ка. В этом случае при возобновлении дви-

жения слитка происходит его обжатие ро-

ликами, и чем корка прочнее, тем больше

усилие действует на ролик. В этом случае

можно принять схему по рис. 2.5, когда в

сечении А образуется пластический шарнир.

Предельный момент равен:

Рис. 2.5. Схема к определению давления на ролик при обжатии

корки

l

l

N2

B

A

C

43

2пр

(2 ).

8

N lM = (2.35)

С другой стороны, величина предельного момента определяется по

формуле (2.30). Приравнивая (2.30) и (2.34), определяем усилие, дейст-

вующее на ролик:

2

Тп2

0,208.N

l

σ δ= (2.36)

Определим усилие, действующее на первый ролик секции № 3 (ролик

№ 13) МНЛЗ второго типа:

6 2

2

0,208 6,684 10 0,04912,596 кН.

0,265N

⋅ ⋅ ⋅= =

Результаты расчета усилий, возникающих при обжатии роликами слит-

ка МНЛЗ, представлены в табл. 3 прил. 1.

Известно, что если остановка слитка продолжалась длительное время и

слиток очень переохладился, то возобновить его движение (если имело ме-

сто раздутие слитка) уже невозможно, так как при этом могут быть поло-

маны ролики. Это аварийная ситуация, когда после окончания кристалли-

зации приходится кислородной резкой разрезать слиток и удалять его час-

тями. Таким образом, для предотвращения последствий данных аварийных

ситуаций необходимо предусматривать в конструкции машины устройства

для защиты роликов от поломок. Несколько типов таких устройств описа-

ны в разд. 1.

2.3. Определение усилий, действующих

на ролики участка правки

В роликовой зоне выпрямления непрерывнолитая заготовка может на-

ходиться либо в полностью затвердевшем, либо в двухфазном состоянии.

На этом участке помимо предотвращения выпучивания корки слитка и его

44

вытягивания, ролики выполняют функцию правки заготовки. Вследствие

этого к полученным усилиям добавляются дополнительные нагрузки, воз-

никающие при правке слитка.

Произведем расчет для случая, когда происходит правка полностью за-

твердевшей заготовки, так как при этом на ролики воздействуют макси-

мальные усилия. Расчетная схема для этого случая представлена на

рис. 2.6.

Тогда изгибающий момент определится уже не толщиной корки δ, а

пластическим моментом сопротивления всего сечения. В сечении В будет

действовать предельный момент, который равен:

3пр

(2 )

8

N lM = . (2.37)

Отсюда усилие, действующее на ролик, равно:

пр3

4MN

l= . (2.38)

С другой стороны, предельный момент можно вычислить как сумму

моментов относительно нейтральной оси сил σT(y)dF в поперечном сече-

нии [44]:

Рис. 2.6. Схема изгиба слитка на участке правки

D

D - D N3

D

A

B

C h

y

x

b

45

пр T ( ) .F

M y ydF= σ∫ (2.39)

Выражение для определения предела текучести (2.23) с учетом того,

что в слитке отсутствует жидкая фаза, примет вид

2

T Т0 Тп T0( ) ( ) ,0,5

yy

h

σ = σ + σ − σ

(2.40)

где σТ0 – предел текучести центральной части слитка.

С учетом формулы (2.39) предельный момент, действующий в попе-

речном сечении слитка, определится выражением

2

пр Т0 Тп T0( ( ) ) .0,5F

yM y dF

h

= σ + σ − σ

∫

С учетом симметричности поперечного сечения слитка, принимая dF

= bdy, после преобразований получим:

20,5

пр Т0 Тп T0

0

2 ( ) ) .0,5

h yM b y dy

h

= σ + σ − σ

∫

Интегрируя данное выражение, получаем:

2

Тппр Т0 2

4 4Т0

2

0,25 22

2 0,25

0,0625 2 0,0625.

4 0,25 4

h bM b

h

h b h

h

σ= σ + ×

σ× − ⋅

С учетом преобразований получим:

2пр Т0 Тп0,125 ( ).M bh= σ + σ

46

С учетом этого формула (2.36) преобразуется к виду

2

Т0 Тп3

0,5 ( ).

bhN

l

σ + σ= (2.41)

Определим усилие, действующее на первый ролик участка правки (ро-

лик № 43) МНЛЗ второго типа:

2 6

3

0,5 1,5 0,25 (2,717 12,931) 101018,775 кН,

2 0,36N

⋅ ⋅ + ⋅= =⋅

где σТ0 = 2,717 МПа – предел текучести центральной части слитка при тем-

пературе Т0 = 1400о С, определенный по формуле (2.24); l = 2 · 0,36 =

= 0,72 м – шаг правки криволинейного участка МНЛЗ второго типа.

Таким образом, усилия, воздействующие на ролики участка правки, на

порядок могут превосходить усилия от ферростатического давления и от

обжатия корки слитка. Результаты расчета усилий, возникающих при

правке роликами слитка МНЛЗ, представлены в табл. 3 прил. 1.

Изгиб слитка как целого между роликами возможен и при погрешности

настройки роликов, поэтому возникновение дополнительных усилий на

ролики может иметь место и на радиальном участке. В этом случае проис-

ходит пластическое деформирование слитка, не предусмотренное техноло-

гией, что может привести к возникновению в нем дефектов и к поломке

роликов.

На криволинейном участке изгиб технологической оси слитка в систе-

ме роликов неизбежен, этот изгиб является частью технологического про-

цесса, вынуждая значительно увеличивать массу роликов и их опор, всей

конструкции вторичного охлаждения. Поэтому следует с увеличением

толщины корки слитка увеличивать и шаг роликов l (из формулы (2.41)

видно, что усилие, которое может действовать на ролики при изгибе слит-

ка N3, уменьшается с увеличением шага роликов l).

На практике увеличения шага правки добиваются различными путями.

Так, на МНЛЗ первого типа для уменьшения нагрузок на ролики участка

правки со стороны непрерывнолитой заготовки увеличен шаг правки за

47

счет балансирной установки верхних роликов в секции. Нижние ролики

секции устанавливаются стационарно. На МНЛЗ второго типа блок шар-

нирно навешивается на раму роликовой секции таким образом, что точка

его подвеса располагается на линии, соединяющей центры первой по ходу

разливки пары роликов. При прохождении заготовки первая пара роликов

блока участвует в ее правке, а вторая пара роликов самоустанавливается по

широким граням заготовки и в процессе правки не участвует, воспринимая

лишь усилия от ферростатического давления. Это позволяет без усложне-

ний конструкции увеличить шаг правки вдвое.

Используя полученные зависимости (2.22), (2.32), (2.36), (2.41), были

определены численные значения усилий, действующих на ролики ради-

ального и криволинейного участков МНЛЗ, построены диаграммы измене-

ния усилий вытягивания, ферростатического давления, обжатия роликами

корки слитка по длине радиального и криволинейного участков и измене-

ния усилий правки криволинейного участка технологической оси МНЛЗ

(рис. 2.7 - 2.10).

Рис. 2.7. Диаграмма изменения усилий вытягивания по длине технологической оси МНЛЗ

48

Рис. 2.8. Диаграмма изменения усилий ферростатического давления по длине технологической оси МНЛЗ

Рис. 2.9. Диаграмма изменения усилий обжатия корки слитка по длине технологической оси МНЛЗ

49

Рис. 2.10. Диаграмма изменения усилий правки криволинейного участка технологической оси МНЛЗ

Анализ диаграмм позволил сделать следующие выводы:

1. Изменение величины усилий имеет приблизительно одинаковый ха-

рактер для всех машин, что можно объяснить похожей конструкцией их

радиального и криволинейного участков.

2. Почти все графики имеют участки с резким ростом величины изме-

нения усилий, которые объясняются скачкообразным изменением шага

между роликами на участке стыка соседних секций.

3. Скачкообразное увеличение величины усилия вытягивания слитка на

криволинейном участке объясняется учетом усилия правки, при этом ве-

личина усилия возрастает приблизительно на порядок.

4. Учет прочности корки слитка позволяет более точно определять ве-

личины усилий ферростатического давления жидкой фазы, при этом вели-

чина уменьшения усилий составляет от 39,4 до 89,3 %.

Таким образом, можно сделать вывод, что рассмотрение усилий, дейст-

вующих на ролики, должно включать не один фактор, а целый комплекс

таких факторов, а именно: воздействие ферростатического давления с уче-

том прочности корки слитка; усилий, возникающих при движении через

ролики раздутого (деформированного) слитка; усилий, возникающих при

изгибе слитка в процессе его движения через ролики участка правки. Рас-

50

чет должен учитывать весь комплекс этих факторов, определяемых техно-

логией литья.

2.4. Определение параметров деформирования

различных типов роликов

Усилия, действующие на ролики со стороны слитка, распределяются

неравномерно по его длине, что подтверждается проведенными исследова-

ниями (см. разд. 3). Ставится задача, аналитически определить величину и

характер распределения усилий и деформаций, вызываемых ими, по длине

роликов.

Роликовая проводка криволинейных МНЛЗ содержит верхние и ниж-

ние ролики, расположенные, соответственно, по внутреннему и базовому

радиусам технологической оси. Обычно приводными выполняют только

часть нижних роликов, так как технически очень сложно разместить при-

вод на все ролики. Также ролики могут быть выполнены с промежуточной

опорой, что придает дополнительную жесткость конструкции. В дальней-

ших расчетах будем рассматривать четыре основных типа роликов:

- холостой без промежуточной опоры;

- приводной без промежуточной опоры;

- холостой с промежуточной опорой;

- приводной с промежуточной опорой.

Характеристика роликов радиального и криволинейного участков

МНЛЗ представлена в табл. 1 прил. 1.

Рассмотрим холостой ролик без промежуточной опоры радиального

участка, расчетная схема представлена на рис. 2.11. На данный ролик дей-

ствуют следующие распределенные нагрузки:

- вес ролика;

- вес слитка;

- усилие ферростатического давления жидкой фазы;

- усилие сопротивления вытягиванию выпученной корки.

Вес ролика, распределенный по его длине, можно определить по фор-

муле:

51

p ,mg

gl

= (2.42)

где m – масса ролика, l – длина ролика.

Рис. 2.11. Расчетная схема холостого ролика без промежуточной опоры

Вес слитка, распределенный по его ширине, определим по формуле

52

c .g ght= ρ (2.43)

Усилия ферростатического давления жидкой фазы N1 и сопротивления

вытягиванию выпученной корки N2 определялись выше, но так, как они

распределены по ширине слитка с учетом толщины корки:

1 ,2

Np

b=

− δ 2 .

2

Nq

b=

− δ

Далее определяем реакции в опорах, для чего составляем уравнение

моментов относительно точки А:

2

p c ( )( 2 ) 0.2 2 2A B

l l lM g g b p q b R l= + + + − δ − =∑

Вследствие симметричности расчетной схемы относительно верти-

кальной оси поперечного сечения слитка опорные реакции равны между

собой:

p c ( ) ( 2 )2 .

2A B

lg g b p q b

R R+ + + − δ

= =

Составим уравнения изгибающих моментов и поперечных сил для по-

строения эпюр по участкам (см. рис. 2.11б, в).

I участок:

2

1 p

1 p

,2

,

A

A

xM R x g

Q R g x

= −

= −

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

53

2 2

2 p c

2 p c

( ),

2 2( ),

A

A

x x aM R x g g

Q R g x g x a

−= − − = − − −

при a ≤ x ≤ a+ δ.

III участок:

2 2 2

3 p c

3 p c

( ) ( ( ))( ) ,

2 2 2( ) ( )( ( )),

A

A

x x a x aM R x g g p q

Q R g x g x a p q x a

− − + δ= − − − + = − − − − + − + δ

при a + δ ≤ x ≤ a + b – δ .

IV участок:

2 2

4 p c

4 p c

( )( )( 2 )( 0,5 ),

2 2( ) ( )( 2 ),

A

A

x x aM R x g g p q b x l

Q R g x g x a p q b

−= − − − + − δ − = − − − − + − δ

при a + b – δ ≤ x ≤ l – a .

V участок:

2

5 p c

5 p c

( 0,5 ) ( )( 2 )( 0,5 ),2

( )( 2 ),

A

A

xM R x g g b x l p q b x l

Q R g x g b p q b

= − − − − + − δ −

= − − − + − δ

при l – a ≤ x ≤ l .

Под воздействием нагрузок происходит изгиб ролика в вертикальной

плоскости, вследствие чего его ось искривляется и возникают прогибы, ко-

54

торые распределяются неравномерно по длине ролика. Величина допуска

на изгиб ролика согласно технологической инструкции составляет 0,5 мм.

Однако в процессе эксплуатации величина прогибов роликов в некоторых

случаях превышает допускаемую, что может приводить к возникновению

дефектов слитка и к выходу из строя роликов. Определим функцию, опи-

сывающую изменение кривизны оси ролика. Из сопротивления материалов

[45] известна зависимость между радиусом кривизны оси балки, изгибаю-

щим моментом и жесткостью ее поперечного сечения при изгибе:

1,

M

E J=

ρ

где Е – модуль упругости материала ролика; J – момент инерции попереч-

ного сечения ролика.

С другой стороны, известна зависимость между радиусом кривизны

плоской кривой и координатами ее точек:

2

2

1.

d y

d x=

ρ

Отсюда получаем основное дифференциальное уравнение изогнутой

оси балки [45]:

2

2.

d y M

dx E J= (2.44)

Проинтегрировав данное уравнение, получим уравнение углов поворо-

та сечений балки:

.dy M

dx Adx EJ

= θ = +∫ (2.45)

Интегрируя второй раз, получаем уравнение прогибов (уравнение уп-

ругой линии):

55

,M

y dx dx Ax BEJ

= + +∫ ∫ (2.46)

где А и В – постоянные интегрирования.

Составим уравнения поворота углов и прогибов по участкам для холо-

стого ролика без промежуточной опоры, расчетная схема которого пред-

ставлена на рис. 2.11а.

I участок:

2 2 3

Ip p 1

2 3 3 4I

p 1 p 1 1

1 1( ) ( ) ,

2 2 6

1 1( ) ( ) ,

2 6 6 24

A A

A A

x x xR x g dx R g A

EJ EJ

x x x xy R g A dx R g A x B

EJ EJ

θ = − = − +

= − + = − + +

∫

∫

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 2

IIp c

2 3 3

p c 2

2 3 3II

p c 2

3 4 4

p c 2 2

1 ( )( )

2 2

1 ( )( ) ,

2 6 6

1 ( )( )

2 6 6

1 ( )( ) ,

6 24 24

A

A

A

A

x x aR x g g dx

EJ

x x x aR g g A

EJ

x x x ay R g g A dx

EJ

x x x aR g g A x B

EJ

−θ = − − =

− = − − +

− = − − + =

−= − − + +

∫

∫

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

56

2 2 2III

c

2 3 3 3

p c 3

2 3 3 3III

p c 3

3 4 4

p c

1 ( ) ( ( ))( )

2 2 2

1 ( ) ( ( ))( ) ,

2 6 6 6

1 ( ) ( ( ))( ( ) )

2 6 6 6

1 ( )( )

6 24 24

A p

A

A

A

x x a x aR x g g p q dx

EJ

x x x a x aR g g p q A

EJ

x x x a x ay R g g p q A dx

EJ

x x x aR g g p q

EJ

− − + δθ = − − − + =

− − + δ= − − − + +

− − + δ= − − − + + =

−= − − − +

∫

∫4

3 3

( ( )),

24

x aA x B

− + δ + +

при a + δ ≤ x ≤ a+ b – δ .

IV участок:

2 2IV

p

2 3 3 2

p 4

2 3 3 2IV

p c 4

3 4

p c

1 ( )( )( 2 )( 0,5 )

2 2

1 ( ) ( 0,5 )( )( 2 ) ,

2 6 6 2

1 ( ) ( 0,5 )( ( )( 2 ) )

2 6 6 2

1 (

6 24

A c

A c

A

A

x x aR x g g p q b x l dx

EJ

x x x a x lR g g p q b A

EJ

x x x a x ly R g g p q b A dx

EJ

x x xR g g

EJ

−θ = − − − + − δ − =

− −= − − − + − δ +

− −= − − − + − δ + =

−= − −

∫

∫4 3

4 4

) ( 0,5 )( )( 2 ) ,

24 6

a x lp q b A x B

−− + − δ + +

при a + b - δ ≤ x ≤ l - a .

V участок:

2V

p c

2 3 2 2

p c 5

2 3 2 2V

p c 5

3 4

p

1( 0,5 ) ( )( 2 )( 0,5 )

2

1 ( 0,5 ) ( 0,5 )( )( 2 ) ,

2 6 2 2

1 ( 0,5 ) ( 0,5 )( ( )( 2 ) )

2 6 2 2

1

6

A

A

A

A

xR x g g b x l p q b x l dx

EJ

x x x l x lR g g b p q b A

EJ

x x x l x ly R g g b p q b A dx

EJ

x xR g

EJ

θ = − − − − + − δ − =

− −= − − − + − δ +

− −= − − − + − δ + =

= −

∫

∫3 3

c 5 5

( 0,5 ) ( 0,5 )( )( 2 ) ,

24 6 6

x l x lg p q b A x B

− −− − + − δ + +

при l – a ≤ x ≤ l.

57

Для определения постоянных интегрирования используем граничные

условия в опорах ролика (при х = 0 и х = l) и на границах участков (при x =

a, x = a + δ, x = a+ b – δ, x = l – a). В опорах ролика прогибы отсутствуют,

а на границах участков прогибы и углы поворота соседних участков равны

между собой. Используя эти условия, получим:

I0 1

3 4 3 4I II

p 1 1 p 2 2

3 4 4II

p c 2 2

3 4 4III

p c 3 3

3III

0,

1 1( ) ( ) ,

6 24 6 24

1 ( ) ( )( ) ( )

6 24 24

1 ( ) ( )( ) ,

6 24 24

1 ( )(

a A a A

a A

a A

a b A

y B

a a a ay R g Aa B y R g A a B

EJ EJ

a ay R g g A a B

EJ

a ay R g g A a B

EJ

a by R

EJ

+δ

+δ

+ −δ

= =

= − + + = = − + +

+ δ + δ δ= − − + + δ + =

+ δ + δ δ= = − − + + δ +

+ − δ=4 4

p c

4

3 3

3 4 4IV

p c

3

4 4

3 4 4IV

p c

( ) ( )

6 24 24

( 2 )( ) ) ( ) ,

241 ( ) ( ) ( )

(6 24 24

( 0,5 )( )( 2 ) ) ( ) ,

6

1 ( ) ( ) ( 2 )(

6 24 24

( )( 2

a b A

l a A

a b bg g

bp q A a b B

a b a b by R g g

EJ

a b lp q b A a b B

l a l a l ay R g g

EJ

p q b

+ −δ

−

+ − δ − δ− − −

− δ− + + + − δ +

+ − δ + − δ − δ= − − −

+ − δ −− + − δ + − δ +

− − −= − − −

− + − δ3

4 4

3 4 3V

p c

3

5 5

3 4 3 3V

p c

5 5

(0,5 )) ) ( ) ,

6

1 ( ) ( ) (0,5 )(

6 24 6

(0,5 )( )( 2 ) ) ( ) ,

6

1 (0,5 ) (0,5 )( )( 2 )

6 24 6 6

0.

l a A

l A

l aA l a B

l a l a l ay R g g

EJ

l ap q b A l a B

l l l ly R g g p q b

EJ

A l B

−

− + − + − − −= − − −

−− + − δ + − +

= − − − + − δ +

+ + =

58

2 3 2 3I II

p 1 p 2

2 3 3II

p c 2

2 3 3III

p c 3

2 3III

p

3 3

c 3

1 1( ) ( ) ,

2 6 2 6

1 ( ) ( )( )

2 6 6

1 ( ) ( )( ) ,

2 6 6

1 ( ) ( )(

2 6

( ) ( 2 )( ) )

6 6

a A a A

a A

a A

a b A

a a a aR g A R g A

EJ EJ

a aR g g A

EJ

a aR g g A

EJ

a b a bR g

EJ

b bg p q A

+δ

+δ

+ −δ

θ = − + = θ = − +

+ δ + δ δθ = − − + =

+ δ + δ δ= θ = − − +

+ − δ + − δθ = − −

− δ − δ− − + + =

2 3IV

p

3 2

c 4

2 3 3IV

p c

2

4

2 3 2V

p c

1 ( ) ( )(

2 6

( ) ( 0,5 )( )( 2 ) ) ,

6 2

1 ( ) ( ) ( 2 )(

2 6 6

(0,5 )( )( 2 ) )

21 ( ) ( ) (0,5 )

(2 6 2

( )(

a b A

l a A

l a A

a b a bR g

EJ

b a b lg p q b A

l a l a l aR g g

EJ

l ap q b A

l a l a l aR g g b

EJ

p q

+ −δ

−

−

+ − δ + − δ= θ = − −

− δ + − δ −− − + − δ +

− − −θ = − − −

−− + − δ + =

− − −= θ = − − −

− +2

5

(0,5 )2 ) ) .

2

l ab A

− − δ +

Из полученных соотношений находим постоянные интегрирования:

1 2 3 4 5

3 4 3 3

p c

1 2 3 4 5

1 (0,5 ) (0,5 )( )( 2 ) ,

6 24 6 6

0.

A

A A A A A

l l l lR g g p q b

EJl

B B B B B

= = = = =

= − − − − + − δ

= = = = =

Подставив найденные значения постоянных в уравнения прогибов и

углов поворота сечений ролика, получим:

59

I участок:

2 3 3 4

p p

I

3 3

c

3 4 3 4

p p

I

3 3

c

1

2 6 6 241,

(0,5 ) (0,5 )( )( 2 )

6 6

6 24 6 241,

(0,5 ) (0,5 )( )( 2 )

6 6

A A

A A

x x l lR g R g

l

EJ l lg p q b

x x x l lR g R g

ly

EJ l lg p q b

− − − −

θ = − − + − δ − + − − = − − + − δ

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 3 3 3

p c

II

4 3 3

p c

3 4 4 3

p c

II

4 3 3

p c

( ) 1

2 6 6 61,

(0,5 ) (0,5 )( )( 2 )

24 6 6

( )

6 24 24 61

(0,5 ) (0,5 )( )( 2 )

24 6 6

A A

A A

x x x a lR g g R

l

EJ l l lg g p q b

x x x a x lR g g R

ly

EJ l l lg g p q b

−− − − − θ = − − − + − δ

−− − − − = − − − + − δ

,

при a ≤ x ≤ a + δ.

60

III участок:

2 3 3 3

p cIII

3 4 3 3

p c

3 4 4 4

p cIII

3 4 3

p c

( ) ( ( ))( )

1 2 6 6 6 ,1 (0,5 ) (0,5 )

( ( )( 2 ) )6 24 6 6

( ) ( ( ))( )

1 6 24 24 24

(0,5 ) (0,( ( )( 2 )

6 24 6

A

A

A

A

x x x a x aR g g p q

EJ l l l lR g g p q b

l

x x x a x aR g g p q

yEJ x l l l

R g g p q bl

− − + δ− − − + − θ = − − − − + − δ

− − + δ− − − + −=

− − − − + − δ3

,5 )

)6

l

при a + δ ≤ x ≤ a + b – δ .

IV участок:

2 3 3 2

p cIV

3 4 3 3

p c

3 4 4 3

p cIV

3 4 3

p c

( ) ( 0,5 )( )( 2 )

1 2 6 6 2 ,1 (0,5 ) (0,5 )

( ( )( 2 ) )6 24 6 6

( ) ( 0,5 )( )( 2 )

1 6 24 24 6

(0,5 )( ( )(

6 24 6

A

A

A

A

x x x a x lR g g p q b

EJ l l l lR g g p q b

l

x x x a x lR g g p q b

yEJ x l l l

R g g p q bl

− −− − − + − δ − θ = − − − − + − δ

− −− − − + − δ −=

− − − − +3

,(0,5 )

2 ) )6

l

− δ

при a + b – δ ≤ x ≤ l – a .

V участок:

2 3 2

p cV

2

2 3 2

p cV

2

5

3 4 3 3

p c

( 0,5 )1 2 6 2 ,

( 0,5 )( )( 2 )

2

1 ( 0,5 )(

2 6 2

( 0,5 )( )( 2 ) )

2

1 ( 0,5 ) ( 0,5 )( )( 2 )

6 24 6 6

A

A

A

x x x lR g g b

EJ x lp q b

x x x lR g g b

EJy dxx l

p q b A

x x x l x lR g g p q b

EJ

−− − − θ =

− − + − δ

−− − − = =

− − + − δ +

− −= − − − + − δ +

∫

5 5,A x B

+

61

при l – a ≤ x ≤ l.

На основе полученных уравнений построены эпюры изгибающих мо-

ментов, поперечных сил и прогибов ролика (см. рис. 2.11б-г). Максималь-

ный изгибающий момент действует в середине пролета ролика (при х =

0,5l), вызывая при этом максимальный прогиб в этом сечении.

Далее рассмотрим приводной ролик без промежуточной опоры, рас-

четная схема которого представлена на рис. 2.12. Кроме вышеперечислен-

ных нагрузок такой ролик испытывает действие крутящего момента, кото-

рый создает на поверхности контакта со слитком распределенную окруж-

ную силу, действующую в плоскости слитка (перпендикулярно остальным

внешним силам). Величина распределенной окружной силы определяется

по формуле

p

2,t

Tf

bd= (2.47)

где Т – крутящий момент, создаваемый приводом ролика.

Рассмотрим расчетную схему ролика в плоскости слитка (плоскость

ХОУ, см. рис. 2.12а). Определим реакции в опорах, для чего составляем

уравнение моментов относительно точки А:

0,5 0.A t BM f bl H l= − =∑

Вследствие симметричности расчетной схемы относительно оси ОУ

опорные реакции равны между собой:

0,5 .A B tH H f b= =

Составляем уравнения изгибающих моментов и поперечных сил для

построения эпюр по участкам (см. рис. 2.12д, е):

I участок:

1

1

,

,A

A

M H x

Q H

= =

при 0 ≤ x ≤ a.

62

II участок:

2

2

2

( ),

2( ),

A t

A t

x aM H x f

Q H f x a

−= − = − −

при a ≤ x ≤ a + δ.

RA

RB

H B

е)

з)

ж)

д)

г)

H A

zmax

M max

ymax

IV VI II III

RAв)

Тб)

RA

A

а)

Т

H A

f t

M max

p+q

gp

gc

а b-2 а

RB

B

H B

Y

Z

X

T

а

б

в

г

д

е

ж

з

HB

RB

HA

RB HB

RA

Mmax

ymax

zmax

T

Mmax

ft

gc

gp HA

III

b - 2δ

р + q

δ

I II V IV

Рис. 2.12. Расчетная схема приводного ролика без промежуточной опоры

RA

δ

63

III участок:

2

3

3

( ),

2( ),

A t

A t

x aM H x f

Q H f x a

−= − = − −

при a + δ ≤ x ≤ a + b – δ .

IV участок:

2

4

4

( ),

2( ),

A t

A t

x aM H x f

Q H f x a

−= − = − −

при a + b – δ ≤ x ≤ l – a .

V участок:

5

5

( 0,5 ),

,A t

A t

M H x f b x l

Q H f b

= − − = −

при l – a ≤ x ≤ l .

Составляем уравнения поворота углов и прогибов в плоскости слитка

по участкам:

I участок:

2I

1

2 3I

1 1 1

1 1,

2

1 1,

2 6

A A

A A

xH xdx H A

EJ E J

x xz H A dx H A x B

EJ E J

θ = = +

= + = + +

∫

∫ при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 2 3II

2

2 3 3 4II

2 2 2

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 6

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 6 24

A t A t

A t A t

x a x x aH x f dx H f A

EJ EJ

x x a x x az H f A dx H f A x B

EJ EJ

− −θ = − = − +

− − = − + = − + +

∫

∫

при a ≤ x ≤ a + δ.

64

III участок:

2 2 3

III3

2 3 3 4III

3 3 3

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 6

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 6 24

A t A t

A t A t

x a x x aH x f dx H f A

EJ EJ

x x a x x az H f A dx H f A x B

EJ EJ

− −θ = − = − +

− − = − + = − + +

∫

∫

при a + δ ≤ x ≤ a + b – δ .

IV участок:

2 2 3

IV4

2 3 3 4IV

3 3 4

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 6

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 6 24

A t A t

A t A t

x a x x aH x f dx H f A

EJ EJ

x x a x x az H f A dx H f A x B

EJ EJ

− −θ = − = − +

− − = − + = − + +

∫

∫

при a + b – δ ≤ x ≤ l – a.

V участок:

[ ]2 2

V5

2 2V

5

3 3

5 5

1 1 ( 0,5 )( 0,5 ) ,

2 2

1 ( 0,5 )( )

2 2

1 ( 0,5 ),

6 6

A t A t

A t

A t

x x lH x f b x l dx H f b A

EJ EJ

x x lz H f b A dx

EJ

x x lH f b A x B

EJ

−θ = − − = − +

− = − + =

−= − + +

∫

∫

при при l – a ≤ x ≤ l.

65

Записываем граничные условия:

2 2

I II1 2

2 3II III

2

2 3

3

2 3III IV

3

2 3

4

2IV

1 1,

2 2

1 ( )( )

2 6

1 ( )( ) ,

2 6

1 ( ) ( )( )

2 6

1 ( ) ( )( ) ,

2 6

1 ( )(

2

a A a A

a A t a

A t

a b A t a b

A t

l a A t

a aH A H A

EJ EJ

aH f A

EJ

aH f A

EJ

a b bH f A

EJ

a b bH f A

EJ

l aH f

EJ

+δ +δ

+ −δ + −δ

−

θ = + = θ = +

+ δ δθ = − + = θ =

+ δ δ= − +

+ − δ − δθ = − + = θ =

+ − δ − δ= − +

−θ = −3

V4

2 2

5

( 2 ))

6

1 ( ) (0,5 ).

2 2

l a

A t

l aA

l a l aH f b A

EJ

−

− + = θ =

− −= − +

I0 1

3 3I II

1 1 2 2

3 4II III

2 2

3 4

3 3

3 4III

3 3

IV

0,

1 1,

6 6

1 ( )( )

6 24

1 ( )( ) ( ) ,

6 24

1 ( ) ( )( ) ( )

6 24

1 ((

a A a A

a A t a

A t

a b A t

a b A

z B

a az H A a B z H A a B

EJ EJ

az H f A a B z

EJ

aH f A a B

EJ

a b bz H f A a b B

EJ

a bz H

EJ

+δ +δ

+ −δ

+ −δ

= =

= + + = = + +

+ δ δ= − + + = =

+ δ δ= − + + δ +

+ − δ − δ= − + + − δ + =

+ − δ=3 4

4 4

3 4IV

4 4

3 3V

5 5

3 3V

5 5

) ( )) ( ) ,

6 24

1 ( ) ( 2 )( ) ( )

6 24

1 ( ) (0,5 )( ) ,

6 6

1 (0,5 )0.

6 6

t

l a A t

l a A t

l A t

bf A a b B

l a l az H f A l a B

EJ

l a l az H f b A l a B

EJ

l lz H f b A l B

EJ

−

−

− δ− + + − δ +

− − = − + − + =

− − = − + − +

= − + + =

Из полученных соотношений находим постоянные интегрирования:

66

3 3

1 2 3 4 5

1 2 3 4 5

1 (0,5 ),

6 6

0.

A t

l lA A A A A H f b

EJl

B B B B B

= = = = = − −

= = = = =

Подставив найденные значения постоянных в уравнения прогибов и

углов поворота сечений ролика, получим

I участок:

2 3 3I

3 3 3I

1 1 (0,5 ),

2 6 6

1 (0,5 ),

6 6 6

A A t

A A t

x l lH H f b

EJ l

x x l lz H H f b

EJ l

θ = − −

= − −

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 3 3 3II

3 4 3 3II

1 ( ) 1 (0,5 ),

2 6 6 6

1 ( ) (0,5 ),

6 24 6 6

A t A t

A t A t

x x a l lH f H f b

EJ l

x x a x l lz H f H f b

EJ l

−θ = − − −

− = − + −

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

2 3 3 3III

3 4 3 3III

1 ( ) 1 (0,5 ),

2 6 6 6

1 ( ) (0,5 ),

6 24 6 6

A t A t

A t A t

x x a l lH f H f b

EJ l

x x a x l lz H f H f b

EJ l

−θ = − − −

− = − − −

при a + δ ≤ x ≤ a+ b – δ.

67

IV участок:

2 3 3 3

IV

3 4 3 3IV

1 ( ) 1 (0,5 ),

2 6 6 6

1 ( ) (0,5 ),

6 24 6 6

A t A t

A t A t

x x a l lH f H f b

EJ l

x x a x l lz H f H f b

EJ l

−θ = − − −

− = − − −

при a + b – δ ≤ x ≤ l – a .

V участок:

2 2 3 3

V

3 3 3 3V

1 ( 0,5 ) 1 (0,5 ),

2 2 6 6

1 ( 0,5 ) (0,5 ),

6 6 6 6

A t A t

A t A t

x x l l lH f b H f b

EJ l

x x l x l lz H f b H f b

EJ l

−θ = − − −

− = − − −

при l – a ≤ x ≤ l.

На основе полученных уравнений построены эпюры изгибающих и

крутящих моментов, поперечных сил и прогибов ролика в плоскости слит-

ка (рис. 2.12д-ж). Максимальный изгибающий момент действует в середи-

не пролета ролика (при х = 0,5l), вызывая при этом максимальный про-

гиб в этом сечении.

Определяем эквивалентный момент по третьей теории прочности [45]:

2 2 2

III .y z kM M M M= + + (2.48)

Таким образом, приводные ролики являются более нагруженными по

сравнению с холостыми, поэтому им необходимо уделять большее внима-

ние при контроле роликовой проводки.

Теперь рассмотрим холостой ролик с промежуточной опорой, расчет-

ная схема которого представлена на рис. 2.13. Такой ролик представляет

68

собой статически неопределимую балку, закрепленную в трех опорах. Для

раскрытия статической неопределимости воспользуемся методом сил [45].

Отбрасываем промежуточную опору, а ее действие заменяем неизвестной

силой Х. Далее рассматриваем ролик как статически определимый и ведем

расчет по методике, изложенной выше. Опуская промежуточные вычисле-

ния, записываем уравнения изгибающих моментов и поперечных сил для

построения грузовой эпюры первых трех участков (поскольку мы имеем

симметричную расчетную схему, то остальные три уравнения будут анало-

гичными):

I участок:

2

1 p

1 p

,2

,

A

A

xM R x g

Q R g x

= −

= −

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 2

2 p c

2 p c

( ),

2 2( ),

A

A

x x aM R x g g

Q R g x g x a

−= − − = − − −

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

2 2 2

3 p c

3 p c

( ) ( ( ))( ) ,

2 2 2( ) ( )( ( )),

A

A

x x a x aM R x g g p q

Q R g x g x a p q x a

− − + δ= − − − + = − − − − + − + δ

при a + δ ≤ x ≤ a + 0,5b.

Теперь рассмотрим балку с приложенной единичной силой (рис. 2.13г).

Опорные реакции RA = RB = 0,5. Единичная эпюра изображена на рис. 2.13г.

Максимальный изгибающий момент будет действовать в середине пролета:

- для грузовой эпюры (см. рис. 2.13б):

69

23 p0,5 0,125

Р AM M R l g l= = − −2 2

c

(0,5 ) (0,5 ( ))( ) ;

2 2

l a l ag p q

− − + δ− +

- для единичной эпюры:

1 0,5 0,5 0,25 .М l l= ⋅ =

Записываем каноническое уравнение метода сил:

11 1p 0,Xδ + ∆ = (2.48)

где δ11, ∆1р – коэффициенты канонического уравнения.

Определим данные коэффициенты по формуле Симпсона:

3H H C C K K

11 1 1 1 1 1 1

0,25( 4 ) ,

6 6

l lM M M M M M

E J E Jδ = + + =

H H C C K K1p 1 p 1 p 1 p

2 2 22

p c

( 4 )6

(0,5 ) (0,5 ( ))0,5 0,125 ( ) ,

6 2 2A

lM M M M M M

EJ

l l a l aR l g l g p q

EJ

∆ = − + + =

− − + δ= − − − − +

где М1Н, М1

С, М1К, Мр

Н, МрС, Мр

К – значение единичной и грузовой эпюр из-

гибающих моментов соответственно в начале, середине и конце пролета.

Определяем значение искомой силы Х:

2 2p c1р

211

0,25 (0,5 )2

( ) (0,5 ( ))

AR l g l g l aX

l p q l a

− − − −∆= − =

δ − + − + δ .

Теперь необходимо снова найти опорные реакции с учетом силы Х, а

затем записать уравнения изгибающих моментов и поперечных сил по уча-

сткам:

p c ( )( 2 )2 .

2A B

lg g b р q b X

R R+ + + − δ −

= =

70

Рис. 2.13. Расчетная схема холостого ролика с промежуточной опорой

ж)

ymax

е)

д)

г)

0,5

RA

M max

A

в)

б)

а)

RA

RA

A

I а

II

X

ymax

0,25l M max

1

0,5

RB

RB

B

M Р

III p+q

b-2IV

gp

gc

V VIа

RB

B

а

б

в

г

д

е

ж

ymax ymax

Mmax Mmax

RB

RA

RA

Mp

RB gp

gc

RA

0,5 0,25

0,5

III

b - 2δ δ δ

I II V IV VI

71

Уравнения изгибающих моментов и поперечных сил имеют такой же

вид, что и для построения грузовой эпюры. Составим уравнения поворота

углов и прогибов для первых трех участков:

I участок:

2 2 3I

p p 1

2 3 3 4I

p 1 p 1 1

1 1( ) ( ) ,

2 2 6

1 1( ) ( ) ,

2 6 6 24

A A

A A

x x xR x g dx R g A

EJ EJ

x x x xy R g A dx R g A x B

EJ EJ

θ = − = − +

= − + = − + +

∫

∫

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 2 2 3 3II

p c p c 2

2 3 3II

p c 2

3 4 4

p c 2 2

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 2 6 6

1 ( )( )

2 6 6

1 ( )( ) ,

6 24 24

A A

A

A

x x a x x x aR x g g dx R g g A

EJ EJ

x x x ay R g g A dx

EJ

x x x aR g g A x B

EJ

− −θ = − − = − − +

−= − − + =

−= − − + +

∫

∫

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

2 2 2

IIIp c

2 3 3 3

p c 3

2 3 3 3III

p c 3

3 4 4

p c

1 ( ) ( ( ))( )

2 2 2

1 ( ) ( ( ))( ) ,

2 6 6 6

1 ( ) ( ( ))( ( ) )

2 6 6 6

1 ( )( )

6 24 24

A

A

A

A

x x a x aR x g g p q dx

EJ

x x x a x aR g g p q A

EJ

x x x a x ay R g g p q A dx

EJ

x x x aR g g p q

EJ

− − + δθ = − − − + =

− − + δ= − − − + +

− − + δ= − − − + + =

−= − − − +

∫

∫4

3 3

( ( )),

24

x aA x B

− + δ + +

при a + δ ≤ x ≤ 0,5l .

72

Записываем граничные условия:

I0 1

3 4I II

p 1 1

3 4

p 2 2

3 4 4II

p c 2 2

3 4 4III

p c 3 3

3

III0,5

0,

1( )

6 24

1( ) ,

6 24

1 ( ) ( )( ) ( )

6 24 24

1 ( ) ( )( ) ,

6 24 24

(0,5 )1 6

a A a

A

a A

a A

A

l

y B

a ay R g Aa B y

EJ

a aR g A a B

EJ

a ay R g g A a B

EJ

a ay R g g A a B

EJ

lR

yEJ

+δ

+δ

= =

= − + + = =

= − + +

+ δ + δ δ= − − + + δ + =

+ δ + δ δ= = − − + + δ +

−=

4 4

p c

3 34

(0,5 ) (0,5 )

24 24 0,5(0,5 ( ))

( )24

l l ag g

A l Bl a

p q

− − − = + + − + δ = +

2 3 2 3

I IIp 1 p 2

2 3 3II

p c 2

2 3 3III

p c 3

1 1( ) ( ) ,

2 6 2 6

1 ( ) ( )( )

2 6 6

1 ( ) ( )( ) ,

2 6 6

a A a A

a A

a A

a a a aR g A R g A

EJ EJ

a aR g g A

EJ

a aR g g A

EJ

+δ

+δ

θ = − + = θ = − +

+ δ + δ δθ = − − + = + δ + δ δ= θ = − − +

Из полученных соотношений находим постоянные интегрирования:

3 4

1 2 3 p

4 4

c

1 2 3

2 (0,5 ) (0,5 )(

6 24

(0,5 ) (0,5 ( ))( ) ),

24 240.

A

l lA A A R g

EJ l

l a l ag p q

B B B

= = = − − −

− − + δ− − +

= = =

Подставив найденные значения постоянных в уравнения прогибов и

73

углов поворота сечений ролика, получим:

I участок:

2 3 3 4

p pI

4 4

c

3 4 3 4

p pI

4 4

c

2 (0,5 ) (0,5 )(

1 2 6 6 24 ,(0,5 ) (0,5 ( ))

( ) )24 24

2 (0,5 ) (0,5 )(

1 6 24 6 24 ,(0,5 ) (0,5 ( ))

( ) )24 24

A A

A A

x x l lR g R g

lEJ l a l a

g p q

x x x l lR g R g

lyEJ l a l a

g p q

− − − −

θ = − − + δ − − +

− − − − =

− − + δ − − +

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 3 3 3

p cII

4 4 4

p c

3 4 4 3

p cII

4 4 4

p c

( ) 2 (0,5 )(

1 2 6 6 6 ,(0,5 ) (0,5 ) (0,5 ( ))

( ) )24 24 24

( ) 2 (0,5 )(

1 6 24 24 6

(0,5 ) (0,5 ) (0,5 ( ))( ) )

24 24 24

A A

A A

x x x a lR g g R

lEJ l l a l a

g g p q

x x x a x lR g g R

lyEJ l l a l a

g g p q

−− − − − θ =

− − + δ − − − +

−− − − −=

− − + δ− − − +

,

при a ≤ x ≤ a + δ.

74

III участок:

2 3 3 3

p c

3 4 4III

p c

4

3 4 4 4

p c

3III

p

( ) ( ( ))( )

2 6 6 6

1 2 (0,5 ) (0,5 ) (0,5 )( ,

6 24 24

(0,5 ( ))( ) )

24

( ) ( ( ))( )

6 24 24 24

1 2 (0,5 ) ((

6

A

A

A

A

x x x a x aR g g p q

l l l aR g g

EJ l

l ap q

x x x a x aR g g p q

x ly R g

EJ l

− − + δ− − − + − −θ = − − − −

− + δ − +

− − + δ− − − + −

= − −4 4

c

4

0,5 ) (0,5 ).

24 24

(0,5 ( ))( ) )

24

l l ag

l ap q

− − − − + δ − +

при a + δ ≤ x ≤ 0,5 l .

Для определения максимального изгибающего момента воспользуемся

условием экстремума (равенство нулю первой производной в точке экс-

тремума):

2 p c( ) 0.AQ R g x g x a= − − − =

Отсюда значение координаты х в которой изгибающий момент имеет

наибольшее значение:

c

c

.A

p

R g ax

g g

+=+

Значение изгибающего момента в этой точке равно:

p 2 2c c c cmax

p c p c p c

( ) ( ) ( ) .2 2

A A AA

gR g a R g a g R g aM R a

g g g g g g

+ + += − − −+ + +

75

На основе полученных уравнений построены эпюры изгибающих мо-

ментов, поперечных сил и прогибов ролика (см. рис. 2.13д-ж).

Теперь рассмотрим приводной ролик с промежуточной опорой, расчет-

ная схема которого представлена на рис. 2.14. Эпюры изгибающих момен-

тов, поперечных сил и прогибов в вертикальной плоскости аналогичны

эпюрам, построенным для холостого ролика (см. рис. 2.13д-ж). Рассмотрим

расчетную схему ролика в плоскости слитка (плоскость ХОУ, см. рис.

2.14а). Для раскрытия статической неопределимости отбрасываем проме-

жуточную опору и заменяем ее действие неизвестной силой Х, действую-

щей в плоскости слитка.

Опорные реакции и грузовую эпюру строим так же, как описано выше

для приводного ролика без промежуточной опоры. Затем рассматриваем

балку с приложенной к ней единичной силой (см. рис. 2.14ж). Решая кано-

ническое уравнение метода сил, находим неизвестную силу X:

21P

11

2(0,5 ) .A tX H l f l a

l

∆ = − = − − δ

Далее определяем опорные реакции с учетом найденной силы и запи-

сываем уравнения изгибающих моментов и поперечных сил для первых

трех участков:

I участок:

1

1

,

,A

A

M H x

Q H

= =

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2

2

2

( ),

2( ),

A t

A t

x aM H x f

Q H f x a

−= − = − −

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

2

3

3

( ),

2( ),

A t

A t

x aM H x f

Q H f x a

−= − = − −

при a + δ ≤ x ≤ 0,5 l .

76

Рис. 2.14. Расчетная схема приводного ролика с промежуточной опорой

Mmax

лzmax

0,5

к

и

з

ж

д

HA

A

ymax

AТ

г

в

б

а

RA

RARA

AТ

HA

I а

Mmax

II

T

zmax

Mmax0,25l

X

1

Mmax

HB

ymax

B

Z

X

f t

III p + q

b - 2

Mmax

IV

RB

gp

gc

V VIа

RB

B

HA

Y

X

zmax zmax HB

Mmax

0,5

Mmax

ymax ymax

RB

RA

Mmax Mmax

HB

ft

gc

gp

III

b – 2δ

р – q

δ δ

I II V IV VI

0,25

а

б

г

д

ж

з

и

к

л

в

Mmax

77

Составляем уравнения поворота углов и прогибов в плоскости слитка

по участкам:

I участок:

2I

1

2 3I

1 1 1

1 1,

2

1 1,

2 6

A A

A A

xH xdx H A

EJ EJ

x xz H A dx H A x B

EJ EJ

θ = = +

= + = + +

∫

∫

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 2 3II

2

2 3 3 4II

2 2 2

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 6

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 6 24

A t A t

A t A t

x a x x aH x f dx H f A

EJ EJ

x x a x x az H f A dx H f A x B

EJ EJ

− −θ = − = − +

− − = − + = − + +

∫

∫

при a ≤ x ≤ a + δ.

III участок:

2 2 3III

3

2 3 3 4III

3 3 3

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 2 6

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 6 24

A t A t

A t A t

x a x x aH x f dx H f A

EJ EJ

x x a x x az H f A dx H f A x B

EJ EJ

− −θ = − = − +

− − = − + = − + +

∫

∫

при a + δ ≤ x ≤ 0,5l .

Записываем граничные условия:

2 2

I II1 2

2 3 2 3II III

2 3

1 1,

2 2

1 ( ) 1 ( )( ) ( ) ,

2 6 2 6

a A a A

a A t a A t

a aH A H A

EJ EJ

a aH f A H f A

EJ EJ+δ +δ

θ = + = θ = +

+ δ δ + δ δθ = − + = θ = − +

78

I0 1

3 3I II

1 1 2 2

3 4II

2 2

3 4III

3 3

3 3III0,5 3 3

0,

1 1,

6 6

1 ( )( )

6 24

1 ( )( ) ( ) ,

6 24

1 (0,5 ) (0,5 )0,5 0.

6 6

a A a A

a A t

a A t

l A t

z B

a az H Aa B z H A a B

EJ EJ

az H f A a B

EJ

az H f A a B

EJ

l l az H f b A l B

EJ

+δ

+δ

= =

= + + = = + + + δ δ= − + + = + δ δ= = − + + δ + −= − + + =

Из полученных соотношений находим постоянные интегрирования:

3 3

1 2 3

1 2 3

2 (0,5 ) (0,5 ),

6 6

0.

A t

l l aA A A H f b

EJ l

B B B

−= = = − − = = =

Подставив найденные значения постоянных в уравнения прогибов и

углов поворота сечений ролика, получим:

I участок:

2 3 3I

3 3 3I

1 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

2 6 6

1 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

6 6 6

A A t

A A t

x l l aH H f b

EJ l

x l l az H H f b

EJ l

−θ = − −

− = − −

при 0 ≤ x ≤ a.

II участок:

2 3 3 3II

3 4 3 3II

1 ( ) 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

2 6 6 6

1 ( ) 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

6 24 6 6

A t A t

A t A t

x x a l l aH f H f b

EJ l

x x a l l az H f H f b

EJ l

− −θ = − − −

− − = − − −

при a ≤ x ≤ a + δ.

79

III участок:

2 3 3 3III

3 4 3 3III

1 ( ) 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

2 6 6 6

1 ( ) 2 (0,5 ) (0,5 )( ) ,

6 24 6 6

A t A t

A t A t

x x a l l aH f H f b

EJ l

x x a l l az H f H f b

EJ l

− −θ = − − −

− − = − − −

при a + δ ≤ x ≤ 0,5l .

Для определения максимального изгибающего момента воспользуемся

условием экстремума (равенство нулю первой производной в точке экс-

тремума):

2 ( ) 0.A tQ H f x a= − − =

Отсюда значение координаты х, в которой изгибающий момент имеет

наибольшее значение, равно

.A

t

Hx a

f= +

Значение изгибающего момента в этой точке равно

max .2

AA

t

HM H a

f

= +

На основе полученных уравнений построены эпюры изгибающих мо-

ментов, поперечных сил и прогибов ролика (см. рис. 2.14з-к).

Определяем эквивалентный момент по формуле (2.48):

2 2 2

III .y z kM M M M= + +

На ролики криволинейного участка помимо указанных нагрузок дейст-

вуют усилия правки слитка, однако методика расчета будет аналогична

той, которая рассмотрена выше.

80

Таким образом, в результате математического моделирования опреде-

лены:

1. Геометрические параметры технологической оси криволинейных

слябовых МНЛЗ сталепалвильного производства ЧерМК ОАО «Север-

сталь». При этом учитывалось, что криволинейный участок построен не по

клотоиде, а по кривой, обеспечивающей постоянство скорости деформации

по длине на границе твердой и жидкой фаз кристаллизующейся заготовки.

2. Разработана методика для расчета усилий, действующих на ролики

радиального и криволинейного участков. В полученных соотношениях с

учетом скорости движения слитка и прочности его корки определены сле-

дующие нагрузки: от действия ферростатического давления жидкой фазы,

от веса слитка, от трения между слитком и кристаллизатором, от обжатия

роликами корки слитка и от изгиба слитка на участке правки.

3. На основе полученных уравнений построены эпюры изгибающих

моментов, поперечных сил и прогибов по длине для различных типов ро-

ликов, что позволяет определять параметры деформирования различных

типов роликов.

Полученные аналитические зависимости позволяют более точно опре-

делить усилия, действующие на ролики с учетом большинства факторов,

определяемых технологией литья. С помощью них рассчитаны величины

усилий, действующих на ролики радиального и криволинейного участков

криволинейных слябовых МНЛЗ сталепалвильного производства ЧерМК

ОАО «Северсталь».

81

Раздел 3

ОСНОВНЫЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ПАРАМЕТРЫ

РОЛИКОВОЙ ПРОВОДКИ КРИВОЛИНЕЙНЫХ МНЛЗ

Важным узлом МНЛЗ является роликовая проводка ЗВО, в которой

окончательно формируется и затвердевает слиток. ЗВО современных

МНЛЗ криволинейного типа включает в себя большое количество ролико-

вых секций, от правильной настройки которых в значительной степени за-

висят качество непрерывнолитого слитка и производительность МНЛЗ.

Вследствие этого, остро стоит вопрос изучения причин, приводящих к

преждевременному выходу из строя элементов роликовой проводки кри-

волинейных МНЛЗ и возникновению дефектов непрерывнолитого слитка.

К основным эксплуатационным параметрам роликовой проводки ЗВО

можно отнести: состояние технологической оси (соосность кристаллизато-

ра и роликовых секций, секций между собой, роликов в пределах секции),

состояние технологических параметров секций (величина раствора между

роликами, прогиб роликов, состояние подшипников роликов). Оценка доли

влияния каждого из вышеперечисленных параметров на качество непре-

рывнолитого слитка и техническое состояние роликовой проводки дает

возможность поиска эффективных решений, направленных на повышение

ее долговечности при ужесточении требований к качеству слитка.

Ниже приведена оценка влияния перечисленных параметров на долго-

вечность элементов роликовой проводки и качество слитка.

3.1. Оценка геометрических характеристик технологической оси

при помощи монитора состояния ручья

Монитор состояния ручья (МСР) представляет собой измерительное

устройство на компьютерной основе с аккумуляторным питанием для ав-

томатического контроля основных эксплуатационных параметров МНЛЗ:

величины раствора роликов по всей длине роликовой проводки; изгиба ро-

ликов; состояния наружных роликов – при этом измеряется величина от-

клонения роликов в нескольких точках по сравнению с поверочной гори-

зонтальной гранью, устанавливаемой по ширине ручья МНЛЗ; соосности

82

наружных роликов – при этом измеряется величина смещения ролика от

расчетной кривой конструкции МНЛЗ по отношению к двум соседним ро-

ликам; степени свободы вращения роликов; состояния оросительной сис-

темы водяного охлаждения ЗВО. Результаты данных измерений обрабаты-

вались с помощью программы Microsoft Excel, и на основе обработанных

статистических данных (более 200 измерений) был получен ряд зависимо-

стей для роликов радиального и криволинейного участков, поскольку от

состояния роликовой проводки на этих участках в значительной степени

зависит качество непрерывнолитого слитка.

Наиболее важным параметром, характеризующим техническое состоя-

ние роликовой проводки, является величина раствора роликов. Отклонение

данной величины от допускаемых значений напрямую связано с такими

дефектами, как износ и изгиб роликов, деформация опорных прокладок

роликов и секций, нарастание слоя окалины на бочке ролика, неточная на-

стройка технологической оси.

Рассмотрим диаграммы отклонения средних значений раствора роли-

ков радиального и криволинейного участков МНЛЗ (рис. 3.1). Как видно

из диаграмм, величина отклонения раствора большей части роликовых пар

(от 79,2 до 94,3 %) находится в диапазоне от –2,5 до 2,5 мм. Отрицательное

значение величины отклонения раствора указывает на его уменьшение,

положительное, соответственно, на его увеличение вследствие различных

причин (неточная настройка технологической оси при монтаже, изгиб и

износ роликов, деформация опорных прокладок в процессе эксплуатации,

нарастание на бочке ролика окалины). При этом величина допуска на дан-

ный вид отклонения согласно технологической инструкции составляет 0,5

мм. Количество роликовых пар, величина отклонения раствора которых

находится в пределах допуска, составляет от 26,9 до 36,8 %. Таким обра-

зом, величина раствора большинства роликовых пар всех машин на мо-

мент проведенных замеров не находилась в пределах допуска, что могло

приводить к появлению дефектов непрерывнолитого слитка либо к разви-

тию уже существующих.

Для всех машин справедлив следующий характер изменения средних

значений раствора: количество роликовых пар с отрицательным изменени-

ем величины раствора плавно увеличивается в диапазоне от –5,5 мм до

83

нижней границы допуска –0,5 мм. Далее следует значительный рост числа

роликовых пар, величина раствора которых находится в пределах допуска.

Затем происходит резкое уменьшение количества роликовых пар, величина

изменения раствора которых находится в диапазоне от 0,5 до 1,5 мм, и по-

том следует очередной скачок числа роликовых пар в диапазоне от 1,5 до

2,5 мм с последующим снижением количества роликовых пар в диапазоне

от 2,5 до 3,5 мм. Таким образом, на всех диаграммах четко прослеживают-

ся два пика увеличения количества роликовых пар, изменение величины

раствора которых находится в диапазонах (–0,5…0,5) и (1,5…2,5) мм. Рез-

кий рост числа роликовых пар в диапазоне допуска (–0,5…0,5 мм) объяс-

няется тем, что в процессе эксплуатации величина раствора около трети

всех роликов радиального и криволинейного участков остается в пределах

допуска. Наличие пика в диапазоне (1,5…2,5 мм) можно объяснить тем,

что увеличение значения раствора характеризуется не только износом, ко-

торый имеет тенденцию равномерного роста, но и изгибом роликов, де-

формацией опорных прокладок роликов и секций, смещением роликов от-

носительно друг друга. В процессе эксплуатации совместное влияние дан-

ных дефектов на увеличение значения раствора приводит к резкому росту

количества роликовых пар, увеличение значения раствора которых нахо-

дится в данном диапазоне.

Рис. 3.1. Диаграмма отклонения средних значений раствора роликов

радиального и криволинейного участков МНЛЗ первого типа

84

Измерение величины раствора роликовых пар производилось с помо-

щью четырех линейных датчиков, которые расположены по длине измери-

тельной головки. Таким образом, измеряли значение раствора в четырех

точках по длине ролика (в двух крайних точках и в двух средних). Диа-

граммы отклонения значений раствора по длине роликов радиального и

криволинейного участков представлены на рис. 3.2. Из них видно, что для

сечений 1 и 4 более характерно уменьшение величины раствора, а для се-

чений 2 и 3 – увеличение. Такой характер изменения значения раствора по

длине роликов справедлив для любых роликовых проводок и позволяет

сделать предположение, что в средней части ролика происходит его мак-

симальный износ и изгиб, поэтому значение раствора увеличивается; в

крайних сечениях ролика происходит скопление окалины, за счет чего

уменьшается значение раствора.

Рис. 3.2. Диаграмма отклонения значений раствора роликов

радиального и криволинейного участков МНЛЗ первого типа

В процессе работы с помощью МСР можно измерять величину изгиба

85

роликов и, таким образом, после цикла измерений определить наличие

изогнутых роликов. Величина допуска на изгиб ролика согласно вышеука-

занной технологической инструкции составляет 0,5 мм. Полученная диа-

грамма распределения изгиба роликов радиального и криволинейного уча-

стков МНЛЗ представлена на рис. 3.3.

Рис. 3.3. Диаграмма распределения значений изгиба роликов

радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Количество роликов, величина изгиба которых находится в допуске,

составляет от 53,1 до 88,9 % (МНЛЗ второго типа ручей № 2). Как видно из

диаграммы для МНЛЗ первого типа, данное распределение имеет прибли-

зительно одинаковый характер, что объясняется аналогичной конструкци-

ей роликовых секций (с промежуточными опорами выполнены только ро-

лики секций № 1, 2). С другой стороны, количество роликов с допускае-

86

мым изгибом приблизительно на 20 % больше у МНЛЗ второго типа по

сравнению с МНЛЗ первого типа. Это объясняется наличием промежуточ-

ной опоры у всех роликов радиального и криволинейного участков. Таким

образом, наличие промежуточной опоры обеспечивает требуемую жест-

кость роликов, вследствие чего уменьшается их изгиб в процессе эксплуа-

тации. Данное предположение подтверждается отсутствием роликов

МНЛЗ второго типа с величиной изгиба более 1,0 мм, а для МНЛЗ первого

типа количество таких роликов составляет приблизительно 10 % от общего

числа роликов радиального и криволинейного участков. Наличие изогну-

тых роликов может приводить к возникновению дефектов слитка либо к

развитию уже существующих.

Также важным параметром оценки технического состояния роликовой

проводки является величина отклонения бочек наружных роликов от гори-

зонтальной плоскости. Данную величину отклонения можно контролиро-

вать с помощью МСР, при этом значение допуска согласно технологиче-

ской инструкции составляет 0,2 мм.

Рассмотрим примеры диаграмм распределения значений отклонений

бочек наружных роликов радиального и криволинейного участков от гори-

зонтальной плоскости МНЛЗ (см. рис. 3.4). Положительное величина от-

клонения указывает на то, что бочка ролика находится ниже горизонталь-

ной плоскости, отрицательное – на то, что бочка ролика находится выше.

Количество наружных роликов, для которых величина отклонения бочек

от горизонтальной плоскости находится в допуске, в среднем составляет от

40,57 до 67,45 %. Изменение величины отклонения имеет приблизительно

одинаковый характер для обоих ручьев каждой машины. Это можно объ-

яснить одинаковым режимом эксплуатации каждого ручья одной машины

(сортамент разливаемой стали, скорость литья, режимы охлаждения, пе-

риодичность ремонтов и замены оборудования). Также для всех машин

прослеживается следующая тенденция: в среднем около 50 % роликов в

сечении 4 имеют величину отклонения бочек от горизонтальной плоскости

в диапазоне 0,2 - 0,6 мм. Это можно объяснить неточностью настройки и

деформацией подкладок под соответствующей подшипниковой опорой

(ближней к сечению 4). Количество наружных роликов с величиной откло-

нения 0,6 - 1,0 мм приблизительно одинаково для всех машин, за исключе-

87

нием МНЛЗ, где имеется значительный рост (около 30 %) числа роликов

со смещением подшипниковой опоры, ближней к сечению 4. Таким обра-

зом, можно сделать предположение о наличии проблем, связанных с точ-

ностью настройки положения наружных роликов в горизонтальной плос-

кости и деформациями подкладок под их подшипниковыми опорами.

Рис. 3.4. Диаграмма распределения значений отклонений бочек

наружных роликов радиального и криволинейного участков

от горизонтальной плоскости МНЛЗ первого типа

Помимо вышеперечисленных параметров, с помощью МСР можно из-

мерять величину отклонения от соосности роликов между собой. Данное

измерение показывает конфигурацию наружной стороны МНЛЗ в виде

ступенчатой ошибки между контролируемым роликом и двумя соседними

роликами. Это достигается измерением угла двух соседних роликов на ле-

вой (датчик № 1) и правой (датчик № 4) стороне МНЛЗ инклинометриче-

ской пластиной и дальнейшим автоматическим расчетом ступенчатой

ошибки. В конечном счете на портативный компьютер выдаются оконча-

тельные значения величин отклонения от соосности роликов.

Согласно технологической инструкции, допускаемая величина откло-нения от соосности наружных роликов составляет 0,2 мм. Рассмотрим

88

примеры диаграмм распределения значений отклонения от соосности на-ружных роликов радиального и криволинейного участков МНЛЗ № 1 (см. рис. 3.5). Положительная величина отклонения указывает на то, что ролик располагается ниже соседних роликов, соответственно отрицательная – на то, что ролик располагается выше. Как видно из диаграмм, распределение значений имеет практически одинаковый характер для обоих ручьев МНЛЗ. Для МНЛЗ первого типа, у которых величина отклонения от соос-ности находится в допуске, количество наружных роликов в среднем со-ставляет от 54,8 до 67,3 %. Для МНЛЗ второго типа данный показатель со-ставляет 36,3 % для ручья № 1 и 43,6 % для ручья № 2. Таким образом, ко-личество роликов, у которых величина отклонения от соосности находится в допуске, для МНЛЗ первого типа приблизительно на 20 % больше, чем для МНЛЗ второго типа. Это можно объяснить различным конструктив-ным исполнением роликов секций радиального и криволинейного участка (кроме секций № 1, 2) МНЛЗ первого типа и МНЛЗ второго типа. Ролики МНЛЗ второго типа выполнены с промежуточной опорой, в отличие от ро-ликов МНЛЗ первого типа, вследствие чего они имеют большую жесткость и, как показано выше, меньше изгибаются в процессе эксплуатации, чем ролики МНЛЗ первого типа. В процессе эксплуатации аварийное возраста-ние величины нагрузок, действующих на ролики со стороны слитка, при-водит к увеличению значения изгиба роликов для МНЛЗ первого типа и росту величины деформации опорных подкладок роликов МНЛЗ второго типа вследствие того, что они имеют большую жесткость. В свою очередь, деформация опорных подкладок приводит к отклонению от соосности на-ружных роликов.

Также с помощью МСР можно определять наличие заклиненных роли-ков и, таким образом, предотвращать возникновение прорывов корки и де-фектов непрерывнолитого слитка. Система измерения степени вращения роликов основана на принципе, согласно которому колесо датчика при контакте с роликом МНЛЗ проворачивается на величину угла, зависящую от дифференциальной скорости контактных поверхностей. Если ролик вращается свободно, он будет проворачиваться со скоростью, равной ско-рости перемещения МСР, и колесо датчика поворачиваться не будет. В случае заклинивания ролика, его окружная скорость будет равна нулю и, соответственно, происходит вращение колеса датчика, что фиксируется в системном компьютере.

89

Рис. 3.5. Диаграмма распределения значений отклонения

от соосности наружных роликов радиального и криволинейного

участков МНЛЗ первого типа

В результате обработки полученных данных были построены диаграм-

мы распределения количества заклиненных роликов по секциям радиаль-

ного участка МНЛЗ (см. рис. 3.6). Основными причинами заклинивания

роликов можно считать: попадание внутрь подшипников воды и окалины,

отсутствие смазки, недопустимый нагрев во время аварийных остановок и

превышение допустимых нагрузок со стороны слитка.

Частота выхода из строя подшипников роликов зависит от условий ра-

боты (температура, влажность, наличие смазки, технологические перегруз-

ки). Чем дальше располагается ролик от кристаллизатора, тем меньше ве-

роятность выхода из строя подшипников. Данное предположение под-

тверждает тот факт, что около половины от общего числа заклиненных ро-

ликов (47,1 % для МНЛЗ первого типа и 41,7 % для МНЛЗ второго типа)

составляют наружные ролики секции № 1. Это можно объяснить тем, что

подшипники данных роликов работают в наиболее неблагоприятных усло-

виях (высокая температура, влажность). Кроме того, в случае значительной

несоосности кристаллизатора и роликов секции № 1 именно на подшипни-

ки наружных роликов приходится дополнительная нагрузка со стороны

слитка. Этим можно объяснить значительно меньшее количество закли-

90

ненных внутренних роликов секции 1 (14,7 % для МНЛЗ первого типа и

12,5 % для МНЛЗ второго типа). По мере удаления от кристаллизатора

происходит снижение количества заклиненных роликов, полученные дан-

ные свидетельствуют об отсутствии случаев заклинивания роликов криво-

линейного и горизонтального участков.

Рис. 3.6. Диаграмма распределения количества заклиненных роликов

по секциям радиального участка МНЛЗ первого типа

На основе полученных данных был проведен статистический анализ

изменения основных эксплуатационных параметров в зависимости от чис-

ла плавок и построены кусочно-непрерывные функции с линейной зависи-

мостью на каждом участке вида:

[ ][ ]

1 1 1

2 2

.

n

n m

i i k p

y k x b , x x x ,

y k x b , x x x ,

y k x b , x x x

= + ∈ ÷

= + ∈ ÷ = + ∈ ÷

M

91

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для каждо-

го участка графиков представлены в табл. 1-5 прил. 2.

Рассмотрим зависимость изменения раствора роликов от числа плавок

(рис. 3.7). Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для

каждого участка графиков представлены в табл. 1 прил. 2.

Рис. 3.7. Зависимость отклонения раствора роликов МНЛЗ

первого типа от количества плавок

Данные зависимости были построены для одного ручья каждой маши-

ны, так как в ходе анализа выяснилось, что отклонение раствора обоих

ручьев носит приблизительно одинаковый характер. Учитывались показа-

ния только двух средних датчиков, соответствующих центральной (самой

нагруженной) части ролика.

Из графиков видно, что отклонение раствора плавно увеличивается с

ростом числа плавок независимо от номера секции и машины. Также про-

слеживается явная тенденция увеличения отклонения по мере продвиже-

ния вдоль технологической оси от кристаллизатора до горизонтального

участка, что можно объяснить увеличением нагрузок и сроков эксплуата-

ции роликов криволинейного участка. Максимальная величина отклонения

наблюдается у роликов секции № 6 при стойкости 1200 плавок, при этом

для МНЛЗ второго типа она значительно меньше (1,8 мм), чем для МНЛЗ

92

первого типа (2,5 мм). Это можно объяснить более совершенной конструк-

цией роликовой проводки и снижением нагрузок на ролики. Отклонение

раствора роликов всех секций МНЛЗ первого типа находится в пределах

допуска при средней стойкости 200 плавок, для МНЛЗ второго типа этот

показатель несколько выше и составляет около 300 плавок.

Далее рассмотрим, как изменяется величина изгиба роликов с ростом

числа плавок (рис. 3.8). Значения угловых коэффициентов ki и свободных

членов bi для каждого участка графиков представлены в табл. 2 прил. 2.

Рис. 3.8. Зависимость изменения величины изгиба роликов

МНЛЗ первого типа от количества плавок

Четко прослеживается рост величины изгиба с увеличением числа пла-

вок, что справедливо для всех секций и машин. С другой стороны, наблю-

дается снижение величины изгиба по мере продвижения вдоль технологи-

ческой оси от кристаллизатора до горизонтального участка, что можно

объяснить уменьшением температуры поверхности слитка и, соответст-

венно, температурных деформаций роликов – главной причины изгиба.

Максимальное значение изгиба наблюдается у роликов секции № 2 МНЛЗ

первого типа и секции второго типа МНЛЗ второго типа при стойкости

1200 плавок. Но при максимальной стойкости секции № 2 МНЛЗ второго

93

типа (400 плавок) наибольший изгиб наблюдается у роликов именно этой

секции. Таким образом, наиболее подвержены изгибу ролики секции № 2

вследствие их минимальной жесткости (диаметр 180 мм) и влияния боль-

ших температурных деформаций со стороны слитка. Также прослеживает-

ся снижение величины изгиба роликов секций № 3-6 МНЛЗ второго типа

(приблизительно на 15 %) по сравнению с МНЛЗ первого типа. Это можно

объяснить наличием промежуточных опор у роликов секций № 3-6 МНЛЗ

второго типа, которые существенно повышают жесткость роликов и сни-

жают величину их прогибов.

Величина изгиба роликов всех секций МНЛЗ первого типа находится в

пределах допуска в диапазоне от 600 плавок (секция № 4 МНЛЗ № 1) до

1200 плавок (секция № 6 МНЛЗ № 1). Таким образом, при соблюдении

технологии непрерывной разливки (минимальное время остановок маши-

ны) и правильной настройке роликовой проводки величина изгиба роликов

может находиться в пределах допуска на весь период эксплуатации сек-

ций.

Важным эксплуатационным параметром является величина отклонения

бочек наружных роликов от горизонтальной плоскости. Пример зависимо-

сти изменения данной величины от числа плавок представлена на рис. 3.9.

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для каждого

участка графиков представлены в табл. 3 прил. 2.

При увеличении числа плавок происходит рост величины отклонения,

что справедливо для всех секций МНЛЗ. Также наблюдается снижение ве-

личины отклонения по мере продвижения вдоль технологической оси от

кристаллизатора до горизонтального участка, что можно объяснить более

частой заменой и неточной настройкой секций радиального участка при

монтаже, по сравнению с секциями криволинейного участка. Кроме того,

на данном участке происходят более интенсивная деформация роликов и

износ их подшипников, что приводит к росту величины отклонения. Наи-

меньшую величину отклонения имеют ролики криволинейного участка

МНЛЗ второго типа, что можно объяснить наличием промежуточных опор

у данных роликов, которые увеличивают его жесткость и снижают нагруз-

ку, а следовательно, и деформацию опорных подкладок, расположенных

под крайними опорами. Величина отклонения бочек роликов от горизон-

94

тальной плоскости почти для всех секций МНЛЗ находится в пределах до-

пуска при средней стойкости 150-200 плавок.

Рис. 3.9. Зависимость величины отклонения бочек наружных роликов МНЛЗ

первого типа от горизонтальной плоскости

Далее рассмотрим зависимость изменения величины отклонения соос-

ности наружных роликов между собой от числа плавок. Данная зависи-

мость представлена на рис. 3.10. Значения угловых коэффициентов ki и

свободных членов bi для каждого участка графиков представлены в табл. 4

прил. 2.

При увеличении числа плавок происходит рост величины отклонения,

что справедливо для всех секций МНЛЗ. Вместе с тем, затруднительно

четко определить степень отклонения роликов по секциям. Так, для МНЛЗ

при стойкости 1200 плавок наибольшую величину отклонения имеют ро-

лики секции № 2, затем идут ролики секций № 5, 4, 3, 6. Для другой маши-

ны данная последовательность будет иной. Таким образом, можно сделать

вывод, что величина отклонения от соосности роликов главным образом

определяется индивидуальной настройкой каждого ролика и режимом экс-

плуатации машины. Величина отклонения практически для всех секций

МНЛЗ находится в пределах допуска при средней стойкости 150-250 пла-

вок.

95

Рис. 3.10. Зависимость изменения величины отклонения

соосности наружных роликов МНЛЗ первого типа от количества плавок

Таким образом, практически все эксплуатационные параметры ролико-

вой проводки МНЛЗ сохраняются в пределах допусков на протяжении 150-

200 плавок после монтажа новой или настройки уже эксплуатирующейся

секции. Поэтому, при условии правильной настройки технологических па-

раметров секций в процессе их сборки и монтажа на машину в конвертер-

ном производстве, период между циклами измерений технологической оси

с помощью МСР можно увеличить до 150-200 плавок. Также на основе

анализа полученных зависимостей можно выделить основные дефекты ро-

ликовой проводки и выявить возможные причины их возникновения.

3.2. Основные дефекты роликовой проводки

и причины их возникновения

В общем, дефекты роликовой проводки можно условно разделить на

три группы:

1) дефекты, возникающие при настройке роликовых секций в цехе ре-

монта сталеплавильного оборудования;

2) дефекты, возникающие вследствие монтажа роликовых секций на их

посадочные места;

96

3) дефекты, возникающие в роликовой проводке в процессе эксплуата-

ции, вследствие износа и деформации элементов роликовых секций и са-

мих роликов.

Перечислим основные дефекты роликовой проводки, выявленные по

результатам анализа данных замеров.

1. Отклонение величины раствора роликов. Основными причинами

данного дефекта могут являться износ и изгиб роликов, деформация опор-

ных прокладок роликов и секций, неточная настройка величины раствора,

нарастание на бочках роликов грязи и окалины. Данный дефект, с точки

зрения влияния на качество непрерывнолитого слитка и причин возникно-

вения трещин, можно считать одним из основных. Так, увеличение раство-

ра только одной пары роликов равносильно увеличению шага роликов в

два раза, при этом величина выпучивания корки слитка возрастает в не-

сколько раз. Максимальная величина отклонения может достигать в от-

дельных (аварийных) случаях 19,5 мм как в сторону увеличения раствора,

так и в сторону его уменьшения. В случае увеличения раствора роликов

происходит выпучивание корки непрерывнолитого слитка и возможно по-

явление следующих видов дефектов: осевая неоднородность, поверхност-

ные трещины, гнездообразные трещины, изменение геометрических пара-

метров поперечного сечения. В случае уменьшения раствора происходит

обжатие заготовки и возможно появление гнездообразных и осевых тре-

щин [1]. Кроме того, отклонение величины раствора приводит к дальней-

шему развитию дефектов непрерывнолитого слитка, которые образуются в

зоне первичного охлаждения.

2. Изгиб роликов. Основная причина – аварийные остановки или резкие

изменения скорости вытягивания слитка, которые приводят к неравномер-

ному нагреву поверхности ролика и возникновению температурных де-

формаций. Максимальная величина изгиба может достигать 18,8 мм. При

вращении изогнутых роликов происходит циклическое изменение величи-

ны раствора между ними, что приводит к возникновению дефектов слитка.

3. Отклонение бочек наружных роликов от горизонтальной плоскости.

Основные причины – неточная настройка при монтаже, нарастание на боч-

ках роликов грязи и окалины, деформация опорных прокладок в процессе

эксплуатации и износ подшипников. Максимальная величина отклонения

97

может достигать 9,7 мм. Данное отклонение может приводить к возникно-

вению дефектов поверхности непрерывнолитого слитка и искажению гео-

метрических размеров его поперечного сечения.

4. Несоосность соседних секций. Основные причины – неточная на-

стройка технологической оси при монтаже, износ и изгиб роликов, дефор-

мация опорных прокладок в процессе эксплуатации. Максимальная вели-

чина несоосности может достигать 11,6 мм. При прохождении слитком со-

стыкованных участков секций, имеющих отклонение технологической оси,

в нем возникает дополнительный изгибающий момент, что может привес-

ти к возникновению новых и к дальнейшему развитию уже существующих

дефектов.

5. Несоосность роликов в пределах одной секции. Основные причины –

неточная настройка раствора роликов, износ и изгиб роликов, деформация

опорных прокладок в процессе эксплуатации. Максимальная величина не-

соосности может достигать 6,8 мм. При перемещении слитка по участкам

роликовой проводки с отклонениями технологической оси в нем появляет-

ся дополнительный изгибающий момент, который может привести к воз-

никновению дефектов, также значительным образом он влияет на износ

роликов. Таким образом, существенно снижается ресурс секций, и, следо-

вательно, растет себестоимость продукции из-за возрастания затрат на ре-

монт.

6. Заклинивание роликов. Основная причина – выход из строя подшип-

ников. При вытягивании слитка заклиненный ролик может привести к воз-

никновению поверхностных дефектов и даже к аварийной остановке ма-

шины. Таким образом, существенно возрастает время аварийных простоев

МНЛЗ и ухудшается качество поверхности непрерывнолитой заготовки.

Результаты замеров отклонений позволяют говорить о серьезности

проблемы настройки технологической оси. При таких отклонениях в слит-

ке могут возникать усилия, приводящие к возникновению дефектов. Чем

выше расположен дефект технологической оси и чем больше величина от-

клонения, тем больше вероятность возникновения дефектов в слитке и тем

больше скорость распространения этих дефектов. При этом такие дефекты,

как отклонение величины раствора роликов, несоосности секций и роликов

в пределах одной секции, могут складываться из износа роликов, их изги-

98

ба, деформации опорных прокладок и других дефектов. Таким образом,

для точной диагностики роликовой проводки необходимо рассматривать в

совокупности все измеренные параметры. Для определения доли влияния

износа роликов на величину дефектов были проведены исследования ро-

ликовых секций в цехе ремонта сталеплавильного оборудования.

3.3. Износ роликов радиального и криволинейного

участков роликовой проводки МНЛЗ

Радиальный участок криволинейных МНЛЗ первого типа включает в

себя первую, вторую, четыре пятироликовые секции, объединенные по две

секции (третья и четвертая секции), и один двухроликовый блок пятой

секции. МНЛЗ второго типа имеет приблизительно такое же исполнение

роликовой проводки, ее радиальный участок состоит из четырех ролико-

вых секций и двухроликового блока пятой секции, причем последние две

секции, в свою очередь, состоят из трех блоков (прил. 1). Криволинейный

участок МНЛЗ первого типа содержит пятую (четыре двухроликовых бло-

ка) и шестую секции (два двухроликовых блока). Аналогично криволиней-

ный участок МНЛЗ второго типа состоит из двух секций: пятой (три двух-

роликовых блока) и шестой (четыре двухроликовых блока).

В связи с тем, что на начальном участке ЗВО оболочка слитка не дос-

таточно прочна, чтобы воспринимать действие ферростатического давле-

ния со стороны жидкой фазы, ролики установлены с малым шагом и, соот-

ветственно, малым диаметром. Вследствие этого ролики первой и второй

секций выполнены разрезными и снабжены промежуточными опорами.

Как отмечалось выше, состояние роликовых секций значительно влия-

ет на качество непрерывнолитого слитка. Поэтому, изучив закономерности

износа роликов в процессе эксплуатации, можно разработать мероприятия

по улучшению качества слитка и повышению долговечности секций.

Замеры величины износа роликов производились по восьми точкам их

касания со слитком для 96 секций при различных сечениях слитка, стойко-

сти секций, настроечных параметрах. Для проведения замеров использо-

вался стандартный мерительный инструмент.

Одной из основных причин большинства отклонений является износ

99

роликов. Износ роликов зависит от множества факторов, главным из кото-

рых является число плавок. Примеры полученных зависимостей для роли-

ков секций радиального и криволинейного участков приведены на рис.

3.11. Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для каж-

дого участка графиков представлены в табл. 5 прил. 2.

На данных диаграммах линии графиков имеют разную длину, посколь-

ку различающиеся по типу секции МНЛЗ имеют различную стойкость со-

гласно регламенту по замене секций. Регламент по замене секций МНЛЗ

на примере данных конвертерного производства ОАО «Северсталь» пред-

ставлен в табл. 3.1.

Таблица 3.1

Регламент по замене роликовых секций МНЛЗ

Стойкость секций (количество плавок)

Секции первого типа Номер

машины секция № 1 секция № 2 секции № 3,

4

секции второго

типа № 5, 6

МНЛЗ перво-

го типа 600 1200 1200 1200

МНЛЗ второ-

го типа 200 400 800 1200

Рассмотрим графики для секций № 1, 2 (рис. 3.11). Допускаемый износ

бочки ролика можно определить исходя из того, что величина допускаемо-

го увеличения раствора между роликами согласно технологической инст-

рукции составляет 1,5 мм. Тогда для одного ролика допуск будет состав-

лять половину данной величины (0,75 мм). На диаграмме видно, что при-

близительно до 550 плавок – износ роликов секции № 1 МНЛЗ первого ти-

па допустим для эксплуатации. Эти данные совпадают со стойкостью сек-

ции № 1 МНЛЗ первого типа, установленной регламентом замены. Для

секции № 2 МНЛЗ первого типа величина износа достигает предельно до-

пустимого значения в районе 630 плавок. Таким образом, реальная стой-

кость секции № 2 МНЛЗ первого типа составляет приблизительно полови-

ну от стойкости, определенной регламентом. Дальнейшая эксплуатация та-

100

ких секций приводит к недопустимому износу, раздутию слитка и, как

следствие, появлению дефектов непрерывнолитой заготовки.

Рис. 3.11. Зависимость износа роликов секций № 1, 2

от числа плавок на МНЛЗ

Для секций № 1, 2 МНЛЗ второго типа, наоборот, имеет место прежде-

временная замена согласно регламенту. Так, секция № 1 должна подвер-

гаться замене после 200 плавок, хотя, судя по графику, предельный износ

ее роликов не наступит даже при двукратном увеличении стойкости. Для

роликов секции № 2 МНЛЗ второго типа предельная величина износа ро-

ликов также не наступает при регламентном сроке – 400 плавок. Вторич-

ное охлаждение оказывает большое влияние на износ роликов, поскольку в

процессе охлаждения фтор из шлаковых смесей преобразуется в плавико-

вую кислоту, поэтому в ЗВО имеет место коррозионно-механический из-

нос [41].

Картина износа качественно меняется для роликов, бочки которых под-

вергаются наплавке. Характер износа наплавленных роликов приблизи-

тельно одинаков для секций № 1 - 6 всех машин. Износ гарантированно не

превысит допустимых значений даже при стойкости секций 1200 плавок.

Наплавка бочек роликов высоколегированным сплавом существенно

уменьшает величину износа (в 2,5 - 4,5 раза). Данный факт подтверждает

101

наличие коррозионно-механического износа роликов в ЗВО, поскольку

применяемый высоколегированный наплавочный материал хорошо сопро-

тивляется этому виду износа. Таким образом, наплавка бочек роликов вы-

соколегированным сплавом существенно повышает стойкость роликов,

что, в свою очередь, уменьшает затраты на ремонт и обслуживание МНЛЗ

и способствует увеличению ее производительности.

Для роликов с наплавкой величина износа гарантированно не превы-

шает допускаемые значения даже после 1200 плавок, поэтому для них

можно пересмотреть сроки замены в сторону увеличения.

Для роликов без наплавки (материал – сталь 24ХМ1Ф) следует пере-

смотреть сроки замены, поскольку существующий регламент замены не

гарантирует поддержание величины износа бочек роликов в пределах до-

пусков, что, в свою очередь, может привести к увеличению брака; реко-

мендуемый регламент по замене секций приведен в табл. 3.2.

Примеры распределения износа по длине роликов секций радиального

и криволинейного участков МНЛЗ первого типа приведены на рис. 3.12.

Измерения производились по длине роликов в восьми поперечных сечени-

ях, использовался стандартный мерительный инструмент (микрометр) с

точностью измерений ± 0,01 мм.

Таблица 3.2

Рекомендуемый регламент по замене роликовых секций (с роликами без наплавки) МНЛЗ

Стойкость секций (количество плавок) Секции первого типа Номер машины

секция № 1 секция № 2 секции № 3, 4

секции второго

типа № 5, 6

МНЛЗ первого типа 550 600 400 350

МНЛЗ второго типа 550 700 500 550

102

Рис. 3.12. Распределение износа по длине роликов секций

радиального и криволинейного участков МНЛЗ первого типа

На диаграммах представлена качественная картина износа (в процент-

ном соотношении), поскольку величина износа изменяется в зависимости

от числа плавок. Причем характер износа не зависит от положения роликов

в секции и справедлив для различного количества плавок. Как видно из

диаграмм, характер распределения износа практически одинаков для раз-

личных секций и машин.

В результате исследований было определено, что для роликов без про-

межуточной опоры (секции № 3 - 6 МНЛЗ первого типа; секции второго

типа, 6 МНЛЗ второго типа) максимальный износ наблюдается в средней

части ролика, где величина нагрузки имеет наибольшее значение. Для ро-

ликов с промежуточной опорой износ в районе промежуточной опоры не-

сколько уменьшается. Данное распределение полностью подтверждает

теоретические и экспериментальные данные по влиянию нагрузок на роли-

ки. Таким образом, величина износа средней части ролика является опре-

деляющим показателем, который необходимо учитывать в дальнейших ис-

следованиях. Для зависимости износа роликов от числа плавок также ис-

пользовались замеры в средней части ролика.

103

Пример распределения износа роликов по длине технологической оси

радиального и криволинейного участков МНЛЗ представлен на рис. 3.13.

Значения износа измерялись в среднем поперечном сечении роликов, при

максимальной стойкости секций.

Рис. 3.13. Распределение износа роликов по длине технологической

оси радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Кристаллизатор

Шкала износа, мм

Ролики с наплавкой

Криволинейный участок Радиальный участок

0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0

Ролики без наплавки

104

Выделим общие моменты для всех машин:

1. Из графиков видно, что по мере удаления от мениска металла износ

роликов увеличивается и достигает максимума в начале криволинейного

участка, а затем происходит его уменьшение. Такой характер распределе-

ния износа подтверждает теоретические зависимости действия усилий на

ролики радиального и криволинейного участков (см. разд. 2).

2. Износ в пределах одной секции и по всей длине технологической оси

распределен неравномерно, что можно объяснить неравномерностью ее

настройки.

3. Величина износа роликов верхних кассет (малого радиуса) всех сек-

ций меньше, чем у роликов нижних кассет (базового радиуса). Это можно

объяснить воздействием на нижние ролики нагрузки от веса слитка и кон-

структивными особенностями роликовой проводки МНЛЗ, в которой при-

водными выполнены только нижние ролики.

Различия состоят в величинах износа роликов. Видно, что ролики

МНЛЗ второго типа имеют меньшую величину износа практически по

всем секциям, чем ролики МНЛЗ первого типа. Это можно объяснить бо-

лее совершенной конструкцией МНЛЗ второго типа (скорость разливки,

координаты расположения роликов, их шаг, длины участков и т.д.) и, как

следствие, снижением нагрузок на ролики. Максимальная величина износа

роликов МНЛЗ первого типа может достигать 3,9 мм, тогда как для МНЛЗ

второго типа – 3,5 мм. Вместе с тем, износ наплавленных роликов для всех

машин носит практически одинаковый характер и не выходит за пределы

допуска (максимальное значение: МНЛЗ первого типа – 0,73 мм, МНЛЗ

второго типа – 0,69 мм). Это еще раз доказывает высокую износостойкость

и работоспособность наплавленных роликов.

105

Раздел 4

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ И СРЕДСТВ

ДЛЯ НАСТРОЙКИ И КОНТРОЛЯ РОЛИКОВЫХ СЕКЦИЙ КРИВО-

ЛИНЕЙНЫХ МНЛЗ

Как показали проведенные исследования (см. разд. 3), большинство от-

клонений геометрических параметров роликовой проводки (отклонение

величины раствора, несоосность соседних роликов и секций и т.д.) и де-

фектов непрерывнолитого слитка, связанных с этими отклонениями, зави-

сят от правильности настройки роликовой проводки. При монтаже новых

секций либо при контроле текущего состояния настройку роликовой про-

водки производят согласно технологической инструкции с помощью шаб-

лонов, линеек, уровней и других геодезических приборов.

Конструкция роликовой проводки предусматривает специальные уст-

ройства для монтажа и демонтажа роликовых секций, которые существен-

но уменьшают затраты времени на замену секций [1]. В этом случае не-

сколько секций объединяются в один сменный блок, в котором геометри-

ческие параметры настраиваются и контролируются уже не на машине, а

на специальном стенде. Таким образом, от точности настройки данных

блоков во многом зависят производительность МНЛЗ и качество слитка,

поскольку в случае неточной настройки велика вероятность появления де-

фектов сляба и выхода из строя самих роликов. Кроме того, увеличивается

время простоев оборудования, связанное с заменой блоков и настройкой

технологической оси. В связи с этим, весьма актуальна проблема быстрой

и точной настройки роликовых секций перед их монтажом на МНЛЗ.

4.1. Технология настройки роликовых секций на стендах

Настройка роликовых секций МНЛЗ сталеплавильного производства

ЧерМК ОАО «Северсталь» производится в цехе ремонта сталеплавильного

оборудования на стендах для настройки:

- секций № 1 МНЛЗ первого типа (предназначен для настройки и кон-

106

троля базовых размеров от крайних роликов до опорных поверхностей

секций и установки технологического раствора между роликами);

- секций № 1 МНЛЗ второго типа (на стенде производят установку ро-

ликов, их регулировку и настройку базовых размеров от крайних роликов

до опорных поверхностей секций, а также собирают вместе обе половины

секций и устанавливают технологический раствор между роликами, для

выполнения этих операций стенд снабжен шаблонами);

- секций № 2 МНЛЗ первого типа (предназначен для настройки базово-

го размера от крайних роликов до их опорных площадок и сборки верхней

и нижней кассет секций с регулировкой технологического раствора роли-

ков);

- секций № 2, блоков секций № 3, 4 МНЛЗ второго типа (предназначен

для настройки базового размера от крайних роликов до их опорных пло-

щадок, также на стенде производится сборка верхней и нижней кассет сек-

ций и регулировка технологического раствора роликов, для контроля на-

страиваемых размеров стенд оснащен шаблонами);

- пятироликовых секций МНЛЗ первого типа (предназначен для на-

стройки и контроля базовых размеров от крайних роликов до опорных по-

верхностей секций и установки технологического раствора между ролика-

ми);

- рам секций № 3 и 4 МНЛЗ второго типа (предназначен для проверки и

настройки опорных площадок на рамах секций, проверки базовых разме-

ров на опорных осях рам, а также для контроля базовых размеров от бочек

крайних роликов в секции до баз на опорных осях рам);

- секций № 5-11 МНЛЗ второго типа (предназначен для проверки и на-

стройки опорных площадок на рамах секций под четырехроликовые блоки,

для сборки секций (установки четырехроликовых блоков на раму) и про-

верки базовых размеров от бочек крайних приводных роликов секций до

опорных осей рам);

- четырехроликовых блоков МНЛЗ второго типа (предназначен для

сборки и настройки четырехроликовых блоков (в том числе тянущих бло-

ков) по базовому размеру от бочки ролика до базовых поверхностей на

опорных «сухарях», а также для выставки технологического раствора ро-

ликов под нагрузкой, имитирующей распорное усилие от действия ферро-

107

статического давления, для контроля базового размера стенд оснащен

шаблонами);

- секций № 5-10 МНЛЗ первого типа (предназначен для проверки и на-

стройки опорных площадок на рамах секций под двухроликовые блоки,

для сборки секций и проверки базовых размеров от бочек крайних роликов

секций до опорных осей рам);

- двухроликовых блоков МНЛЗ первого типа (предназначен для сборки

и настройки двухроликовых блоков по базовому размеру от бочки ролика

до базовых поверхностей, а также для выставки технологического раствора

роликов под нагрузкой, имитирующей распорное усилие от действия фер-

ростатического давления, для контроля базового размера стенд оснащен

шаблонами).

Настройку и контроль на данных стендах производят с помощью соот-

ветствующих шаблонов, щупов, калибров, нутромеров, уровней и геодези-

ческих приборов. При этом большинство операций выполняется вручную,

что снижает точность измерений и может привести к значительным по-

грешностям из-за влияния человеческого фактора.

Рассмотрим наиболее типичные операции по настройке секций на при-

мере секций № 2 и блоков секций № 3, 4 (МНЛЗ второго типа). Настройка

производится на стенде (рис. 4.1), контролируются расстояния от базовых

поверхностей до верхних образующих крайних роликов нижних кассет

секций, и настраивается раствор между крайними роликами верхних и

нижних кассет.

Последовательность выполнения операций:

1. Нижнюю кассету устанавливают мостовым краном на платики стен-

да.

2. Производят контроль размеров от базовых поверхностей до верхних

образующих бочек роликов нижних кассет. Для этого соответствующий

шаблон устанавливают поочередно на платики рамы стенда и замеряют за-

зор между шаблоном и верхней образующей крайнего ролика кассеты. Ве-

личину зазора определяют исходя из фактического размера шаблона, вы-

битого на его боковой поверхности, при этом разность размеров зазоров в

точках замеров не должна превышать 0,1 мм.

108

Рис. 4.1. Стенд для настройки роликовых секций № 2

и блоков секций № 3, 4 МНЛЗ второго типа

3. В том случае, если разность размеров превышает 0,1 мм, с помощью

гидроцилиндра приподнимают одну сторону кассеты, заводят под нее под-

вижные упоры, затем вторым гидроцилиндром поднимают другую сторону

кассеты и так же заводят под нее подвижные упоры. Ослабляют крепление

опорных платиков на кассете и устанавливают (убирают) под них пакеты

прокладок, толщина которых должна обеспечить разность величин заме-

ряемых зазоров в пределах заданных допусков.

109

4. Опускают кассету на платики стенда в порядке, обратном подъему

кассеты, при этом допускаемое неприлегание базовых платиков рамы сек-

ции к платикам рамы стенда составляет не более 0,1 мм. Производят по-

вторный замер зазоров между шаблоном и верхней образующей бочки

крайних роликов кассет и, при необходимости, повторяют операции.

5. Производят контроль полотна роликов нижних кассет секций, для

этого на бочки роликов нижних кассет секций на расстоянии 30-50 мм от

краев устанавливают шаблон, имитирующий базовый радиус, и замеряют

зазоры между верхними образующими бочек роликов и шаблоном. Вели-

чина зазоров не должна превышать 0,2 мм.

6. Устанавливают верхние кассеты на нижние. С помощью винтовых

домкратов нижних кассет устанавливают раствор между крайними ниж-

ними и верхними роликами секций. Раствор контролируют соответствую-

щими калибрами, имеющими проходной и непроходной пояски. Далее за-

тягивают клинья на тягах, соединяющих верхние и нижние кассеты, и про-

изводят повторный контроль раствора секций. При необходимости произ-

водят повторную настройку.

Таким образом, анализируя данные технологические операции по на-

стройке роликовых секций, можно сделать следующие выводы:

1. Контроль геометрических параметров во всех операциях осуществ-

ляется вручную при помощи простейшего мерительного инструмента

(шаблонов, калибров и т.д.), при этом допуски на настройку составляют

0,1-0,2 мм.

2. На точность измерений большое влияние оказывают человеческий

фактор (квалификация и опыт работы), износ измерительных средств при

их непосредственном контакте с поверхностью роликов.

3. Многие операции необходимо повторять для повторной настройки,

что приводит к существенным затратам времени.

4. Настроенная секция должна снабжаться паспортом с результатами

контроля основных параметров, и при существующей технологии настрой-

ки эти данные могут быть указаны неверно либо могут отсутствовать (че-

ловеческий фактор).

110

4.2. Разработка универсального стенда для настройки

и контроля роликовых секций криволинейных МНЛЗ Улучшение качества слитка и снижение затрат времени на обслужива-

ние и ремонт МНЛЗ напрямую связаны с точностью и быстротой настрой-

ки роликовых секций в ремонтных цехах. Существующие методы и инст-

рументальное обеспечение при ремонте роликовых секций не могут обес-

печить увеличение точности и скорости настройки, так как в их основе за-

ложено использование ручного мерительного инструмента и практически

все операции выполняются вручную. Таким образом, для решения данных

задач необходимо разработать новые методы настройки и контроля и соот-

ветствующее инструментальное обеспечение.

С этой целью разработана конструкция универсального стенда «Про-

филь», который предназначен для настройки и контроля роликовых сек-

ций, использующихся в МНЛЗ c криволинейной траекторией движения

слитка. Под стендом понимается комплект приборов, инструментов, при-

способлений и программного обеспечения, позволяющий выполнять ши-

рокий спектр измерительных операций.

Стенд позволяет:

- выполнять измерение положения вершин роликов и рассчитывать

толщины прокладок под ролики так, чтобы их вершины располагались по

радиусу заданного размера;

- измерять диаметр роликов;

- измерять биение роликов;

- автоматически вести протокол измерения, выдавать распечатку с ре-

зультатами измерения.

Оборудование, входящее в состав стенда, должно обеспечивать надеж-

ную и безотказную работу при температуре окружающей среды +5 - +35

°С, относительной влажности до 90 % и атмосферном давлении 86 - 106

кПа (650 - 800 мм рт. ст.). Все приборы, входящие в состав стенда, должны

быть разработаны и изготовлены с учетом требований пыленепроницаемо-

сти и виброустойчивости. Также они должны быть компактны и легко пе-

реносимы одним человеком, при этом время развертывания стенда в рабо-

чее положение не должно быть более 30 мин. Данный прибор позволяет

111

настраивать базовый радиус МНЛЗ с точностью до 0,01 мм.

Принцип измерения положения роликов, реализованный в универсаль-

ном стенде «Профиль», состоит в следующем (см. рис. 4.2). Измерительная

головка перемещается вдоль направляющей с помощью шагового двигате-

ля, управляемого от портативного компьютера. Она содержит лазерный

дальномер, позволяющий бесконтактным способом измерять расстояние от

реперной струны до роликов (отсчет по оси Y). Кроме этого, измеритель-

ная головка считывает штрих-код на внутренней стороне направляющей –

таким образом измеряется координата X. Наличие реперной струны позво-

ляет существенным образом снизить требования к точности изготовления

направляющей и исключить погрешность, связанную с ее непрямолиней-

ностью. После перемещения измерительной головки над всеми роликами и

компьютерной обработки данных может быть получен профиль роликовой

секции вдоль линии измерения (см. рис. 4.3). Далее с помощью программ-

ного обеспечения рассчитывается величина зазора между каждым роликом

и виртуальным шаблоном заданного радиуса. На заключительном этапе

рассчитывается толщина прокладок под каждый ролик – их установка при-

ведет к тому, что зазор между шаблоном и роликом будет минимально воз-

можным.

Рассмотрим типовую последовательность операций по настройке и

контролю роликовых секций криволинейных МНЛЗ с использованием

стенда:

1. Установить роликовую секцию с помощью мостового крана на стенд

для настройки.

2. По завершению измерений полученные данные обрабатываются, и в

конечном итоге на монитор выдается информация о текущих координатах

расположения роликов и расчетной толщине прокладок под каждый ролик.

3. Ослабить крепление опорных платиков на нижней кассете и устано-

вить (убрать) под них пакеты прокладок, толщина которых выдается на

мониторе портативного компьютера. По завершении этой операции затя-

нуть крепление опорных платиков.

4. Произвести ту же последовательность операций (1 - 4) с верхней кас-

сетой. Установить верхнюю кассету на нижнюю. С помощью винтовых

домкратов нижней кассеты установить раствор между крайними нижними

112

и верхними роликами секций. Раствор проконтролировать соответствую-

щими калибрами, имеющими проходной и непроходной пояски. Далее за-

тянуть клинья на тягах, соединяющих верхние и нижние кассеты, и произ-

вести повторный контроль раствора секций.

5. Распечатать паспорт настроенной секции с указанием фактической

толщины установленных прокладок. Паспорт удостоверяет, что на момент

окончательного измерения все ролики секции установлены по заданному

радиусу в допуске.

Рис. 4.2. Принцип измерения положения роликов с помощью стенда «Профиль»

113

Схема настройки роликовой секции с помощью стенда показана на рис.

4.4. Все измерения после каждой операции выполняются объективно. Ре-

зультаты работы сборщиков протоколируются и могут быть проанализи-

рованы.

Таким образом, существующие методы и средства настройки и контро-

ля геометрических параметров роликовых секций на этапе их сборки не

позволяют добиться требуемой быстроты и точности. Настройка и кон-

троль во всех операциях осуществляется вручную при помощи простейше-

го мерительного инструмента, при этом допуски на настройку составляют

0,1-0,2 мм. Многие операции необходимо повторять для повторной на-

стройки, что приводит к существенным затратам времени. На точность из-

мерений большое влияние оказывают человеческий фактор и износ изме-

рительных средств при их непосредственном контакте с поверхностью ро-

ликов.

Поэтому для более точной настройки и усовершенствования методов

контроля разработана конструкция универсального стенда роликовых секций

криволинейных МНЛЗ на основе лазерного дальномера. При этом устройство

включается в уже существующую цепочку операций по настройке секций, а

качестве вспомогательных устройств используются цеховые стенды, что ис-

ключает необходимость их замены и монтажа нового оборудования.

Рис. 4.3. Значение расстояний от реперной струны до бочек роликов

У, мм

Х, мм

90

80

70

60

50

40

30

20

10

0

0 200 400 600 800 1000 1200

114

Рис. 4.4. Схема настройки роликовой секции

с помощью стенда «Профиль»

Использование данного стенда при настройке и контроле роликовых

секций позволит повысить качество и эффективность сборки за счет высо-

кой точности и скорости измерений и сведения к минимуму влияния чело-

веческого фактора.

натяжной шкив электродвигатель

роликовая секция

струна измерительная головка

измерительная головка

струна

ролик

направляющие

излучение лазера (световая плоскость)

А

А

Вид А

115

Заключение Произведен анализ существующих методик расчета роликовых прово-

док слябовых МНЛЗ, описаны современные методы диагностирования

данных металлургических агрегатов.

Представлена новая методика расчета усилий, действующих на ролики

зоны вторичного охлаждения, которая имеет следующие отличия от из-

вестных методик:

- учет влияния скорости движения слитка;

- учет влияния прочности корки при определении усилий от действия

ферростатического давления;

- учет параметров деформирования различных типов роликов ЗВО.

Указанные зависимости позволяют более точно определить значения

усилий, действующих на ролики, с учетом большинства факторов, опреде-

ляемых технологией литья.

Описаны причины возникновения и основные виды неисправностей

роликовой проводки. Установлено влияние данных неисправностей на

возникновение дефектов транспортируемого через роликовую проводку

непрерывнолитого слитка.

Приведены закономерности изменения эксплуатационных параметров

роликовой проводки, которые полностью подтверждают теоретическое

распределение нагрузок, действующих на ролики. Полученные экспери-

ментальные данные можно использовать для повышения эффективности

контроля и настройки роликовой проводки.

На основе анализа закономерностей изменения эксплуатационных па-

раметров роликовой проводки определены сроки замены роликовых сек-

ций. Установлено, что наплавленные ролики отличаются значительно бо-

лее высокой износостойкостью и работоспособностью. Использование

практических рекомендаций, приведенных в данном пособии, в практике

обслуживания МНЛЗ позволит повысить стойкость роликовых секций и

снизить брак слябов.

Описана конструкция оригинального универсального стенда для на-

стройки и контроля роликовых секций криволинейных МНЛЗ на основе

116

лазерного дальномера. При этом устройство включается в уже сущест-

вующую цепочку операций по настройке секций, а в качестве вспомога-

тельных устройств используются цеховые стенды, что исключает необхо-

димость их замены и монтажа нового оборудования. Использование стенда

при настройке и контроле роликовых секций позволит повысить качество

и эффективность сборки за счет высокой точности и скорости измерений.

117

ПРИЛОЖЕНИЯ

Кусочно-непрерывные функции с линейной зависимостью на каждом

участке графиков закономерностей, представленных в разд. 3, имеют сле-

дующий вид:

[ ][ ]

1 1 1

2 2

p

, ,

, ,

, .

n

n m

i i k

y k x b x x x

y k x b x x x

y k x b x x x

= + ∈ ÷

= + ∈ ÷ = + ∈ ÷

M

Таблица 1

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для графиков зависимости изменения раствора роликов от числа

плавок радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Номер секции Количество плавок k b

1 2 3 4

МНЛЗ № 1 (тип № 1)

100-400 0,0005 0,1467 1

400-600 0,0021 -0,4800

100-500 0,0008 0,1475

500-800 0,0014 -0,1400 2

800-1200 0,0012 0,0200

100-500 0,0016 0,1025

500-800 0,0026 -0,4100 3

800-1200 0,0010 0,9100

100-200 0,0014 0,1400

200-900 0,0016 0,1000 4

900-1200 0,0027 -0,9200

100-200 0,0015 0,1500

200-800 0,0016 0,1400 5

800-1200 0,0028 -0,8400

118

Продолжение

1 2 3 4

100-400 0,0014 0,1933

400-800 0,0020 -0,0600 6

800-1200 0,0028 -0,7200

МНЛЗ № 2 (тип № 1)

100-200 0,0001 0,1300

200-400 0,0007 0,0300 1

400-600 0,0017 -0,3500

2 100-500 0,0008 0,1350

МНЛЗ № 3 (тип № 1)

100-500 0,0007 0,1400 1

500-600 0,0007 0,4250

100-400 0,0005 0,1768

400-1000 0,0011 -0,0367 2

1000-1200 0,0017 -0,6700

100-200 0,0024 0,0100

200-300 0,0005 0,3900

300-900 0,0016 0,0500 3

900-1200 0,0022 -0,4600

100-300 0,0017 0,0850

300-500 0,0009 0,3250

500-1000 0,0024 -0,4600 4

1000-1200 0,0014 0,6100

100-400 0,0010 0,2100 5

400-1200 0,0021 -0,2400

100-400 0,0013 0,1067 6

400-1200 0,0022 -0,2500

МНЛЗ № 4 (тип № 1)

100-500 0,0005 0,1075 1

500-600 0,0027 -0,9800

119

Продолжение

1 2 3 4

100-400 0,0007 0,1400

400-900 0,0012 -0,0860

500-1000 0,0010 0,0100 2

1000-1200 0,0016 -0,5400

100-200 0,0020 0,0700

200-400 0,0011 0,2500

400-900 0,0017 0,0260 3

900-1200 0,0022 -0,4600

100-300 0,0017 0,0850

300-500 0,0009 0,3250

500-1000 0,0024 -0,4600 4

1000-1200 0,0014 0,6100

100-300 0,0009 0,2250

300-1000 0,0019 -0,0770 5

1000-1200 0,0030 -1,2200

100-300 0,0014 0,1750

300-400 0,0010 0,2800

400-800 0,0021 -0,1700 6

800-1200 0,0022 -0,2500

МНЛЗ № 5 (тип № 2)

1 100-200 0,0004 0,2100

100-400 0,0006 0,1400 2

900-1200 0,0008 0,3400

100-300 0,0011 0,1650

100-500 0,0011 0,0850

300-900 0,0018 -0,0550

500-800 0,0016 -0,1733

3

900-1200 0,0019 -0,1600

120

Продолжение

1 2 3 4

100-300 0,0017 0,0850

100-500 0,0011 0,1000

300-800 0,0014 0,1600

500-800 0,0017 -0,1833

4

800-1200 0,0028 -0,9200

100-200 0,0018 0,0900

100-600 0,0012 0,1120

200-500 0,0010 0,2567

500-900 0,0026 -0,5600

600-900 0,0014 -0,0400

5

900-1200 0,0023 -0,2600

100-300 0,0010 0,1200

100-800 0,0016 0,1486

300-700 0,0011 0,0900

700-1200 0,0018 -0,4000

800-900 0,0038 -1,6000

6

900-1200 0,0020 0,0200

121

Таблица 2

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для графиков зависимости изменения величины изгиба роликов

от количества плавок радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Номер секции Количество плавок k b

1 2 3 4

МНЛЗ № 1 (тип № 1)

1 100-600 0,0006 0,1400

100-300 0,0005 0,1500

300-600 0,0003 0,2000 2

600-1200 0,0013 -0,4000

100-600 0,0004 0,1560 3

600-1200 0,0011 -0,2600

100-300 0,0003 0,1750

300-900 0,0008 0,0250 4

900-1200 0,0003 0,4000

100-500 0,0005 0,0475 5

500-1200 0,0004 0,1029

100-500 0,0005 0,0400 6

500-1200 0,0003 0,1400

МНЛЗ № 2 (тип № 1)

100-400 0,0005 0,1767 1

400-600 0,0005 0,1900

100-200 0,0010 0,1000

200-700 0,0004 0,2160 2

700-1200 0,0014 -0,4560

100-400 0,0005 0,0967

400-900 0,0006 0,0700 3

900-1200 0,0010 -0,2600

122

Продолжение

1 2 3 4

100-200 0,0002 0,1800 4

200-1200 0,0006 0,1040

100-400 0,0003 0,0867 5

400-1200 0,0005 0,0200

100-700 0,0005 0,0283 6

700-1200 0,0003 0,1520

МНЛЗ № 3 (тип № 1)

100-200 0,0004 0,2100 1

200-600 0,0007 0,1600

100-400 0,0005 0,2033 2

400-1200 0,0006 0,1350

100-300 0,0004 0,1650 3

300-1200 0,0009 0,0100

100-600 0,0004 0,1620 4

600-1200 0,0008 -0,0700

100-400 0,0003 0,1000 5

400-1200 0,0005 0,0200

100-400 0,0003 0,0600 6

400-1200 0,0005 -0,0100

МНЛЗ № 4 (тип № 1)

100-400 0,0006 0,1867 1

400-600 0,0011 0,0000

100-300 0,0010 0,0750

300-1000 0,0004 0,2271 2

1000-1200 0,0022 -1,4800

123

Окончание

1 2 3 4

100-400 0,0004 0,2100 3

400-1200 0,0007 0,1050

100-200 0,0012 0,0800

200-1000 0,0004 0,2475 4

1000-1200 0,0010 -0,3400

100-900 0,0005 0,0688 5

900-1200 0,0003 0,2900

100-400 0,0003 0,0833 6

400-1200 0,0005 -0,0050

МНЛЗ № 5 (тип № 2)

1 100-200 0,0004 0,2100

100-300 0,0005 0,1550 2

300-400 0,0009 0,0200

100-600 0,0005 0,0660 3

600-800 0,0005 0,1200

100-300 0,0003 0,1050 4

300-800 0,0005 0,0300

100-1100 0,0004 0,3900 5

1100-1200 0,0007 -0,2800

100-500 0,0002 0,0775 6

500-1200 0,0005 -0,0386

124

Таблица 3

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для графиков зависимости величины отклонения бочек наружных

роликов от горизонтальной плоскости радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Номер сек-

ции Количество плавок k b

1 2 3 4

МНЛЗ № 1 (тип № 1)

100-500 0,0015 -0,1350 1

500-600 0,0006 0,2900

100-300 0,0004 0,0100 2

300-1200 0,0014 -0,3000

100-500 0,0007 0,0275 3

500-1200 0,0010 -0,1171

100-300 0,0009 0,0150 4

300-1200 0,0008 0,0267

100-600 0,0004 0,1580

600-1200 0,0012 -0,2800

100-400 0,0010 -0,1000 5

400-1200 0,0004 0,1500

МНЛЗ № 2 (тип № 1)

100-200 0,0012 -0,0200 1

200-600 0,0005 0,1700

100-400 0,0007 -0,0233 2

400-1200 0,0006 0,0300

3 100-500 0,0003 0,1700

МНЛЗ № 3 (тип № 1)

100-200 0,0012 0,0800 1

200-600 0,0004 0,2450

125

Продолжение

1 2 3 4

100-200 0,0021 -0,1100 2

200-1200 0,0005 0,2160

100-200 0,0019 -0,0900

200-700 0,0005 0,1900 3

700-1200 0,0009 -0,1040

100-700 0,0005 0,1550 4

700-1200 0,0005 0,0520

100-200 0,0006 0,0900

200-600 0,0003 0,2600 5

600-1200 0,0004 0,2000

100-300 0,0010 -0,0450 6

300-1200 0,0002 0,1833

МНЛЗ № 4 (тип № 1)

1 100-600 0,0011 0,0720

100-400 0,0010 -0,0500

400-900 0,0005 0,1420 2

900-1200 0,0008 -0,1400

100-500 0,0006 0,0950 3

500-1200 0,0010 -0,1729

100-300 0,0007 0,0350

300-800 0,0008 0,0020 4

800-1200 0,0013 -0,4100

100-1000 0,0006 0,0367 5

1000-1200 0,0012 -0,4800

100-300 0,0008 -0,0300

300-600 0,0004 0,1000 6

600-1200 0,0007 -0,0700

126

Окончание

1 2 3 4

МНЛЗ № 5 (тип № 2)

1 100-200 0,0008 0,1200

100-200 0,0010 0,0200 2

200-400 0,0007 0,0900

100-200 0,0002 0,1300 3

200-800 0,0003 0,1033

100-200 0,0003 0,1200

100-300 0,0002 0,1300

200-800 0,0003 0,1267 4

300-1200 0,0006 0,0100

100-600 0,0006 0,0920

100-800 0,0003 0,0686

600-800 0,0013 -0,3100 5

800-1200 0,0007 0,1300

100-300 0,0002 -0,0200

100-500 0,0006 -0,0125

300-800 0,0003 -0,0500

500-1200 0,0005 0,0714

6

800-1200 0,0007 -0,3300

127

Таблица 4

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для графиков изменения величины отклонения соосности наружных

роликов между собой от числа плавок радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Номер

секции Количество плавок k b

1 2 3 4

МНЛЗ № 1 (тип № 1)

100-200 0,0010 0,0000

200-500 0,0005 0,1067 1

500-600 0,0022 -0,7600

100-700 0,0005 0,0500 2

700-1200 0,0014 -0,5800

100-400 0,0006 0,0733

400-700 0,0010 -0,1000 3

700-1200 0,0006 0,1800

100-400 0,0003 0,0667 4

400-1200 0,0010 -0,2000

МНЛЗ № 2 (тип № 1)

100-200 0,0020 -0,1000 1

200-600 0,0005 0,2000

100-900 0,0005 0,0500 2

900-1200 0,0020 -1,3000

100-800 0,0006 0,0586 3

800-1200 0,0011 -0,3500

100-300 0,0008 0,0600

300-600 0,0002 0,2500 4

600-1200 0,0014 -0,5000

128

Продолжение

1 2 3 4

100-200 0,0021 -0,1200

200-500 0,0007 0,1667 5

500-1200 0,0008 0,1

100-300 0,0015 -0,0500 6

300-1200 0,0004 0,2667

МНЛЗ № 3 (тип №1)

100-300 0,0010 0,0000 1

300-600 0,0003 0,2000

100-300 0,0011 -0,0450

300-600 0,0003 0,1900 2

600-1200 0,0014 -0,5000

100-600 0,0006 0,0160 3

600-1200 0,0017 -0,6000

100-200 0,0010 0,0000

200-500 0,0003 0,1333 4

500-1200 0,0009 -0,1286

100-400 0,0002 0,0833

100-800 0,0011 -0,0586

400-800 0,0008 -0,1800 5

800-1200 0,0006 0,3300

МНЛЗ № 4 (тип № 1)

100-300 0,0015 0,0000 1

300-600 0,0012 0,1000

100-400 0,0009 0,0400 2

400-1200 0,0009 0,0500

129

Окончание

1 2 3 4

100-600 0,0006 0,0400 3

600-1200 0,0011 -0,2500

100-800 0,0007 0,0300 4

800-1200 0,0010 -0,2300

100-600 0,0006 0,0640 5

600-1200 0,0012 -0,3000

100-300 0,0016 -0,0800

300-700 0,0003 0,3175 6

700-1200 0,0008 -0,0360

МНЛЗ № 5 (тип № 2)

1 100-200 0,0020 -0,1000

100-300 0,0011 -0,0150 2

300-400 0,0005 0,1500

100-200 0,0015 0,0000 3

200-800 0,0007 0,1667

4 100-800 0,0011 -0,014

100-900 0,0007 0,0463 5

900-1200 0,0006 0,1400

100-400 0,0007 0,0300 6

400-1200 0,0007 0,0150

130

Таблица 5

Значения угловых коэффициентов ki и свободных членов bi для графиков изменения величины износа бочек роликов от числа

плавок радиального и криволинейного участков МНЛЗ

Номер секции Количество плавок k b

1 2 3 4

МНЛЗ тип № 1

(ролики без наплавки)

100-400 0,0007 0,1333 1

400-600 0,0019 -0,3400

100-200 0,0002 0,2300

200-800 0,0012 0,0233 2

800-1200 0,0007 0,4300

100-800 0,0016 0,0929 3

800-1200 0,0023 -0,4500

100-300 0,0016 0,1150

300-800 0,0017 0,0760 4

800-1200 0,0026 -0,6400

100-500 0,0017 0,1400

500-800 0,0014 0,2900

800-1200 0,0026 -0,6900

100-200 0,0007 0,2800

5

200-1200 0,0020 0,0220

МНЛЗ тип № 2

(ролики без наплавки)

1 100-200 0,0006 0,0900

100-200 0,0014 -0,0200 2

200-400 0,0006 0,1400

3 100-300 0,0013 0,0650

131

Продолжение

1 2 3 4

3 300-800 0,0013 0,0560

100-400 0,0014 0,0067 4

400-800 0,0014 0,0100

100-300 0,0009 0,1650

300-1000 0,0012 0,0471 5

1000-1200 0,0012 0,1400

100-200 0,0016 0,0700

200-500 0,0009 0,2033 6

500-1200 0,0016 -0,1086

МНЛЗ тип № 1

(ролики с наплавкой)

100-300 0,0002 0,0300 1

300-600 0,0006 -0,0900

100-300 0,0004 0,0200

300-700 0,0004 0,0125 2

700-1200 0,0004 0,0580

100-200 0,0003 0,0200

200-700 0,0005 -0,0120 3

700-1200 0,0004 0,0580

100-200 0,0003 0,0300

200-500 0,0006 -0,0367 4

500-1200 0,0004 0,0729

100-300 0,0004 0,0200

300-600 0,0005 -0,0100 5

600-1200 0,0004 0,0186

132

Окончание

1 2 3 4

100-400 0,0006 -0,0133

400-700 0,0002 0,1733 5

700-1200 0,0006 -0,1300

МНЛЗ тип № 2

(ролики с наплавкой)

1 100-200 0,0002 0,0200

2 100-400 0,0005 -0,3000

100-200 0,0002 0,0200

200-600 0,0004 -0,0250 3

600-800 0,0006 -0,1000

100-200 0,0001 0,0300

200-600 0,0005 -0,0500 4

600-800 0,0006 -0,0800

100-700 0,0004 0,0050 5

700-1200 0,0005 -0,1140

100-400 0,0007 -0,0267

400-800 0,0003 0,1100 6

800-1200 0,0006 -0,1100

133

Литература

1. Нисковских В.М., Карпинский С.Е., Беренов А.Д. Машины непрерыв-

ного литья слябовых заготовок. – М.: Металлургия, 1991. – 272 с.

2. А.с. 1018783 (СССР). МКИ B22 D11/12. Тянущее и направляющее устройство зоны вторичного охлаждения машины непрерывного литья за-готовок / Н.В. Сусин, Л.А. Быков, А.А. Целиков, А.М. Ротенберг, В.Е. Рудо-

ман. – Заявл. 10.09.81, опубл. 23.05.83, Бюл. № 19. 3. А.с. 1694330 (СССР). МКИ B22 D11/12. Ролик тянуще-

направляющей проводки машины непрерывного литья заготовок / Л.М.

Плотников. – Заявл. 26.01.89, опубл. 30.11.91, Бюл. № 44. 4. А.с. 1734933 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для поддержа-

ния слитка в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья за-готовок / В.С. Голобоков, В.В. Шишкин, А.В. Лоза, Р.Е. Урбанский. – Заявл. 19.03.90, опубл. 23.05.92, Бюл. № 19.

5. Баранов Г.Л., Гостев А.А., Денисов Ю.В. Расчет и исследование ро-ликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ. – Манитогорск: Издательский отдел Магнитогорского полиграф-предприятия, 1993. – 110с.

6. А.с. 582045 (СССР). МКИ B22 D11/12. Поддерживающее устройст-во системы вторичного охлаждения / В.Е. Гирский. – Заявл. 26.04.76, опубл. 30.11.77, Бюл. № 44.

7. А.с. 582046 (СССР). МКИ B22 D11/12. Тянущее и направляющее устройство зоны вторичного охлаждения машины непрерывного литья за-готовок / Е.Ю. Гельфенбейн, А.М. Ротенберг, В.Е. Рудоман, Н.В. Суский,

А.А. Целиков. – Заявл. 16.02.83, опубл. 07.06.84, Бюл. № 21. 8. А.с. 628990 (СССР). МКИ B22 D11/12. Поддерживающее устройство

зоны вторичного охлаждения / М.З. Левин, Н.Г. Пироженко, Д.А. Дюдкин,

А.М. Кондратюк, В.Н. Бордюгов, Л.М. Покрасс. – Заявл. 04.04.77, опубл. 25.10.78, Бюл. № 39.

9. Пат. 663275 (СССР). МКИ B22 D11/12. Направляющее устройство в

зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья металлов / Ду-

айн Айвес, Рональд Стивин Вранка (США). – Заявл. 11.07.75, опубл.

15.05.79, Бюл. № 18.

10. А.с. 605675 (СССР) МКИ B22 D11/12. Устройство для транспор-

тировки слитка в машине непрерывного литья металла / П.И. Софинский,

134

А.А. Целиков, В.Е. Рудоман, В.К. Потапенко, М.И. Федулов. – Заявл.

25.11.74, опубл. 05.05.78, Бюл. № 17.

11. Пат. 2015826 (РФ). МКИ B22 D11/12. Устройство для непрерыв-

ной разливки металлов / Л.А. Быков, В.И. Лебедев, В.С. Луковников, Ю.П.

Бойко, В.К. Худанов, Ю.И.Жаворонков, И.Ф. Градецкий. – Заявл. 20.08.92,

опубл. 15.07.94, Бюл. № 13.

12. Пат. 2037374 (РФ). МКИ B22 D11/12. Установка непрерывной раз-

ливки металлов / В.И. Лебедев, Ю.П. Бойков, А.Л. Угодников, В.С. Луков-

ников, Ю.И. Жаворонков, Л.А. Быков. – Заявл. 05.10.92, опубл. 19.06.95,

Бюл. № 17.

13. А.с. 865498 (СССР). МКИ B22 D11/12. Поддерживающее устрой-

ство зоны вторичного охлаждения установок непрерывной разливки ме-

таллов / В.И. Лебедев, Д.П. Евтеев, В.М. Нисковких, Е.Ю. Гельфенбейн,

С.Е. Карлинский, А.В. Грачев. – Заявл. 12.09.79, опубл. 23.09.81, Бюл. № 35.

14. А.с. 1592105 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для поддер-

жания слитка в зоне вторичного охлаждения машины непрерывного литья

заготовок / В.В. Шишкин, В.С. Голобоков, Р.Е. Урбанский, А.В. Лоза, О.В.

Носоченко, Г.М. Склярский, А.В. Кравченко, М.С. Бабицкий, Г.А. Николаев,

Л.С. Лепихов, А.В. Бородин, И.В. Сагиров. – Заявл. 18.07.88, опубл.

15.09.90, Бюл. № 34.

15. А.с. 1668022 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для поддер-

жания непрерывнолитого слитка в зоне вторичного охлаждения / В.В.

Шишкин, В.С. Голобоков, Г.М. Склярский, А.В. Бородин. – Заявл. 28.09.88,

опубл. 07.08.91, Бюл. № 29.

16. А.с. 1734932 (СССР). МКИ B22 D11/12. Роликовая проводка ма-

шины непрерывного литья заготовок / Ю.Е. Рубинштейн, А.Г. Берло, Ю.П.

Бойко, А.К. Богословский, А.Г. Рожков, А.С. Морозов. – Заявл. 23.01.90,

опубл. 23.05.92, Бюл. № 19.

17. Пат. 2002562 (РФ). МКИ B22 D11/12. Ролик зоны вторичного ох-

лаждения машин непрерывного литья заготовок / В.В. Ветер, И.С. Сары-

чев, Л.В. Баскалов, В.И. Безукладов, В.И. Утишева. – Заявл. 17.12.91,

опубл. 15.11.93, Бюл. № 41 - 42.

18. А.с. 1524963 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для поддер-

жания и охлаждения слитка в установке непрерывной разливки металлов /

135

Г.А. Николаев, А.В. Матюхин, А.С. Плискановский, Б.Г. Кузнецов, Л.С. Ле-

пихов, Г.Ф. Кравченко, А.И. Шевченко, Г.М. Склярский, И.Ф. Иванченко. –

Заявл. 10.03.88, опубл. 30.11.89, Бюл. № 44.

19. А.с. 1524963 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для поддер-

жания и охлаждения слитка в установке непрерывной разливки металлов /

Г.А. Николаев, А.В. Матюхин, А.С. Плискановский, Б.Г. Кузнецов, Л.С. Ле-

пихов, Г.Ф. Кравченко, А.И. Шевченко, Г.М. Склярский, И.Ф. Иванченко. –

Заявл. 10.03.88, опубл. 30.11.89, Бюл. № 44.

20. А.с. 651890 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для настройки

направляющих секций зоны вторичного охлаждения / В.К. Потапенко,

А.К. Богословский, А.А. Целиков, А.С. Смоляков. – Заявл. 27.12.74, опубл.

15.03.79, Бюл. № 10.

21. А.с. 1196116 (СССР). МКИ B22 D11/12. Способ настройки на

стенде оборудования машины непрерывного литья металлов и устройство

для его осуществления / В.В. Звягин, В.Е. Рудоман. – Заявл. 06.03.84,

опубл. 07.12.85, Бюл. № 45.

22. А.с. 655468 (СССР). МКИ B22 D11/16. Способ контроля валков в

зоне вторичного охлаждения установки непрерывной разливки металлов /

В.И. Лебедев, Д.П. Евтеев, В.М. Паршин, В.И. Хохлов, М.М. Катаев, А.В.

Киричук. – Заявл. 17.06.76, опубл. 05.04.79, Бюл. № 13.

23. А.с. 1271641 (СССР). МКИ B22 D11/16. Устройство автоматиче-

ского контроля прогибов роликов машины непрерывного литья заготовок /

В.С. Смирнов, В.П. Савельев, А.А. Иванов, Ю.М. Айзин, Б.Д. Радченко, С.П.

Цедилкин. – Заявл. 28.06.85, опубл. 23.11.86, Бюл. № 43.

24. Пат. 2055685 (РФ). МКИ B22 D11/12. Способ контроля и ком-плексной диагностики состояния вытяжных роликов и звеньев их приво-дов в зоне вторичного охлаждения установки непрерывной разливки ме-таллов и сплавов / В.В. Перминов, С.П. Цедилкин. – Заявл. 13.12.93, опубл. 10.03.96, Бюл. № 7.

25. А.с. 952424 (СССР). МКИ B22 D11/16. Способ настройки машины непрерывного литья заготовок. / А.А. Целиков, А.С. Смоляков, В.Б. Ганкин,

Ю.М. Айзин, А.А. Иванов, В.С. Смирнов, С.А. Филатов. – Заявл. 25.08.80, опубл. 23.18.82. Бюл. № 31.

26. А.с. 1138235 (СССР). МКИ B22 D11/16. Устройство контроля тех-

нологической оси машины непрерывного литья заготовок / В.С. Смирнов,

136

А.А. Иванов, А.А. Целиков, А.С. Смоляков, Ю.М. Айзин, В.Е. Рудоман, В.Д.

Радченко, Е.Н. Манаенко. – Заявл. 18.11.83, опубл. 07.02.85, Бюл. второго

типа.

27. А.с. 1169788 (СССР). МКИ B22 D11/16. Устройство автоматиче-

ского контроля состояния роликов и растворов между ними роликовой зо-

ны машины непрерывного литья заготовок / В.С. Смирнов, А.А. Иванов,

А.А. Целиков, Ю.М. Айзин, А.С. Смоляков, А.Д. Беренов, Б.Д. Радченко,

А.М. Поживанов, В.В. Рябов. – Заявл. 16.12.83, опубл. 30.07.85, Бюл. № 28.

28. А.с. 1407665 (СССР). МКИ B22 D11/16. Способ контроля положе-

ния опорных элементов машины непрерывного литья заготовок и устрой-

ство для его осуществления / А.А. Целиков, В.М. Петунин, А.Х. Чарный,

А.И. Форин, В.А. Заикин, Ю.П. Михайлов. – Заявл. 17.04.86, опубл. 07.07.88,

Бюл. № 25.

29. А.с. 1660837 (СССР). МКИ B22 D11/12. Устройство для контроля

настройки направляющих элементов машины непрерывного литья криво-

линейного типа / В.В. Звягин, Ю.М. Айзин, Б.Д. Радченко, Е.Ю. Гельфен-

бейн, Л.И. Сафронович. – Заявл. 04.04.88, опубл. 07.07.91, Бюл.

№ 25.

30. Пат. 2100139 (РФ). МКИ B22 D11/12. Устройство для контроля

роликовой проводки / В.И. Баулин, А.П. Евтеев, В.В. Клочай, А.Г. Лунев,

А.С. Райков, А.Н. Сорокин, С.М. Чумаков. – Заявл. 13.09.96, опубл.

27.12.97, Бюл. № 36.

31. Пат. 2107579 (РФ). МКИ B22 D11/12. Способ контроля роликовой проводки машины непрерывного литья заготовок / В.И. Баулин, А.Г. Лунев,

В.В. Клочай, А.С. Райков, А.Н. Сорокин, С.М. Чумаков. – Заявл. 18.04.97, опубл. 27.03.98, Бюл. № 9.

32. Пат. 549069 (СССР). МКИ B22 D11/00. Измерительное устройство для установки непрерывного литья и способ измерения ее профиля / Виль-гельм Дутцлер (Австрия). – Заявл. 10.09.74, опубл. 28.02.77, Бюл. № 8.

33. А.с. 468693 (СССР). МКИ B22 D11/00. Способ проверки располо-жения оборудования установок непрерывной разливки / Б.А. Коротков,

А.М. Кондратюк, Д.А. Дюдкин, И.А. Розентретер, В.М. Кондрашин. – За-явл. 17.07.72, опубл. 30.04.75, Бюл. № 16.

34. Пат. 2014945 (РФ). МКИ B22 D11/16. Способ настройки положе-

ния роликов вдоль технологической оси установки непрерывной разливки

137

металлов / В.И. Лебедев, А.П. Цеголев, А.В. Дурнов, А.В. Кириков. – Заявл.

28.05.91, опубл. 30.06.94, Бюл. № 12.

35. А.с. 1523248 (СССР). МКИ B22 D11/16. Способ автоматического

контроля состояния роликов опорной зоны машины непрерывного литья

заготовок и устройство для его осуществления / В.А. Гутченко, М.И. Ляхо-

вицкий, Е.Н. Манаенко, В.С. Смирнов, А.А. Иванов, Г.П. Демин. – Заявл.

15.04.88, опубл. 23.11.89, Бюл. № 43.

36. А.с. 1678512 (СССР). МКИ B22 D11/16. Устройство для автомати-

ческого измерения и регулирования растворов и перекосов в роликовых

парах машины непрерывного литья заготовок / В.А. Гутченко, А.А. Иванов,

Б.Д. Радченко, Б.Л. Стрельцин, Г.П. Демин. – Заявл. 10.01.90, опубл.

23.09.91, Бюл. № 35.

37. Пат. 2031756 (РФ). МКИ B22 D11/16. Способ контроля положения

направляющих элементов установки непрерывной разливки металла и уст-

ройство для его осуществления / В.И. Лебедев, Ю.М. Чуманов, В.А. Тиха-

новский, А.П. Щеголев, А.Л. Кузьминов. – Заявл. 24.12.9, опубл. 27.03.95,

Бюл. № 9.

38. Пат. 2113936 (РФ). МКИ B22 D11/16. Устройство для контроля

положения роликов установки непрерывной разливки металлов / С.М. Чу-

маков, А.Л. Кузьминов, А.П. Щеголев, О.П. Титов, Б.Н. Николаев, В.И. Ле-

бедев. – Заявл. 30.06.97, опубл. 27.06.98, Бюл. № 18.

39. Энергосиловые параметры установок непрерывной разливки стали

/ М.Я. Бровман, Е.В.Сурин, В.Г. Грузин и др. – М.: Металлургия, 1969. –

280 с.

40. Кузьминов А.Л. Расчет и диагностика процессов и оборудования

непрерывной разливки стали. – Череповец: ЧГУ, 1999. – 191 с.

41. Домбровский Ф.С., Лещинский Л.К. Работоспособность наплав-

ленных роликов машин непрерывного литья заготовок. – М.: Металлургия,

1985.

42. Баранов Г.Л., Гостев А.А., Денисов Ю.В. Расчет и исследование

роликового аппарата зоны вторичного охлаждения МНЛЗ. – Манитогорск:

Издательский отдел Магнитогорского полиграф-предприятия, 1993. – 110с.

43. Бровман М.Я. Применение теории пластичности в прокатке. – М.:

Металлургия, 1991. – 265 с.

138

44. Сопротивление материалов / Под ред. Г.С. Писаренко. – Киев.:

Вища шк., 1986. – 564 с.

45. Сопротивление материалов / Под ред. А.В. Даркова, Г.С. Шпиро. –

М.: Высш. шк., 1965. – 762 с.