···大型回轉(zhuǎn)窯筒體結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為思考

1.回轉(zhuǎn)窯的支撐與摩擦載荷分析

由于筒體的長度要比其直徑大得多，因此可以采用超靜定變剛度連續(xù)梁模型來對筒體各檔支承的支撐載荷進(jìn)行計(jì)算。筒體的總長是50.95 m,內(nèi)半徑1.375 m，且各處的厚度不同。在不考慮下滑靜摩擦的影響我們可以將筒體視為水平連續(xù)梁處理后的等效重力加速度為g′=9.8cos 2.977°=9.787 N kg。而筒體的材料是Q345C，其密度ρ=7.85×103kg m3，筒體的總質(zhì)量是127 426.0 kg。筒體內(nèi)部耐火磚層的質(zhì)量是199 030.7 kg，物料質(zhì)量是11 000.0 kg，他們在回轉(zhuǎn)窯內(nèi)以螺旋式向前移動(dòng)，其速度比較均勻，物料質(zhì)量在軸線方向被視為均布載荷。因此可以將物料、耐火磚和筒體的自重合在一起視為作用于水平梁的等效均布載荷,其集度q= (337 456.7×9.787) /50.95=64.822 kN/ m。

窯尾揚(yáng)料板和密封物的質(zhì)量是1 705.15 k，集中力載荷F1=16.688 kN。由于筒體上和切向鋼板連接的范圍相對較小，所以也可以將大齒輪的質(zhì)量看做集中力載荷，為F2=51.614 kN。然后就可以用Ansys軟件計(jì)算超靜定變剛度連續(xù)梁的支反力。

如上圖所示，建立模型，并分段定義梁單元的幾何參數(shù)，得出下圖中的超靜定變剛度連續(xù)梁有限元模型。

其應(yīng)力和撓度都不能對筒體的局部變形和應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行準(zhǔn)確的反映，建立這個(gè)模型的作用主要是計(jì)算得到各檔支承的豎直方向支反力，分別為R₁=1 201.460 3 kN、R₂=1 159.928 5 kN、R₃=1 009.594 kN。

2.筒體變形和應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果分析

2.1靜止工況下筒體的變形和應(yīng)力狀態(tài)

本文采用采用含耐火磚模型和函數(shù)加載模型對實(shí)際穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的回轉(zhuǎn)窯進(jìn)行了計(jì)算，并通過對筒體橫截面圓度的分析，試圖找出筒體強(qiáng)度和剛度上的薄弱點(diǎn)。

2.1.1變形狀態(tài)分析

在利用含耐火磚有限元模型去計(jì)算在靜止工況下的回轉(zhuǎn)窯，可以得其輪帶的變形情況。變形情況等比例放大之后，可以看出變形量很小，最大的時(shí)候才達(dá)到1.109 mm。最大的變形發(fā)生在Ⅰ、Ⅱ擋支承之間的靠近中央位置的筒體正下方的外壁上，而第Ⅰ、Ⅱ檔支承之間筒體跨距是19m，第Ⅱ、Ⅲ檔之間跨距是17m，造成這一現(xiàn)象的原因可以用材料力學(xué)連續(xù)梁理論解釋，即超靜定多跨連續(xù)梁的最大撓度總是發(fā)生在最長跨距段的近似中央位置。

2.1.2應(yīng)力狀態(tài)分析

經(jīng)過比較和驗(yàn)證，可得出在各檔輪帶的托輪支撐接觸區(qū)存在應(yīng)力集中，且最高達(dá)到101.3 MPa，最高點(diǎn)出現(xiàn)在第一檔輪帶的支撐接觸區(qū)，但并沒有觸及輪帶材料的屈服極限。

2.2穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下筒體的變形和應(yīng)力狀態(tài)

分析筒體在穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的變形與應(yīng)力狀態(tài)，只需要在靜止模型中采用含耐火磚有限元模型，并增加轉(zhuǎn)矩和摩擦載荷。

2.2.1變形狀態(tài)分析

下圖所示的是通過計(jì)算得出的是在穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下筒體和輪帶的總體變形情況。從圖中可以看出筒體受大齒輪轉(zhuǎn)矩作用發(fā)生變形，最大變形為1.109 mm，發(fā)生位置和靜止?fàn)顟B(tài)相比，沿轉(zhuǎn)矩環(huán)向偏轉(zhuǎn)大約9°。

2.2.2應(yīng)力狀態(tài)分析

本文的關(guān)注重點(diǎn)在于在穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的筒體部分的應(yīng)力強(qiáng)度，下圖(a)所示的是在單獨(dú)抽取和觀察的筒體的應(yīng)力場的當(dāng)量應(yīng)力分布情況，其中最大的當(dāng)量應(yīng)力發(fā)生在筒體中間檔輪帶支承位置的內(nèi)表面，最大值是20.625 MPa。而且筒體大部分區(qū)域的當(dāng)量應(yīng)力分布呈現(xiàn)出縱向?qū)ΨQ性，而且具有較高的安全系數(shù)，但是應(yīng)力在軸向分布上很不均勻，在三檔支承節(jié)段上的應(yīng)力是懸空筒節(jié)段上應(yīng)力的3到4倍。若果筒體發(fā)生支承磨損與偏斜或者筒體的物料載荷增加，那么檔位支承段筒體的應(yīng)力狀態(tài)就會(huì)被嚴(yán)重破壞，因此十分有必要對檔位支承段筒體的厚度進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)和優(yōu)化。

而大齒圈處的局部筒體的應(yīng)力集中，但是其最高應(yīng)力值也比較小，因此具有較高的安全性。由此可見，在實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的筒體的應(yīng)力要比停工靜止?fàn)顟B(tài)下的應(yīng)力大，但是變化相對較小，表明大齒輪的托輪支承和回轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)矩之間的摩擦阻力對筒體應(yīng)力分布的影響是微小的，因此，將回轉(zhuǎn)窯窯體結(jié)構(gòu)處理為靜止?fàn)顟B(tài)進(jìn)行工程分析也是準(zhǔn)確的。

2.3穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下筒體函數(shù)加載有限元模型的比較分析

采用函數(shù)加載有限元模型對穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下的筒體當(dāng)量應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，如下圖所示，其中筒體的最大當(dāng)量應(yīng)力發(fā)生在筒體與中間輪帶支承位置的接觸區(qū)，最大值是24.162 MPa，這一計(jì)算結(jié)果與前文所提到的用含耐火磚有限元模型進(jìn)行計(jì)算的結(jié)果相比，得出的最高應(yīng)力結(jié)果較大，但是兩者的應(yīng)力分布規(guī)律相一致。含耐火磚模型單元數(shù)為59 737,總自由度數(shù)為614 150，而函數(shù)加載模型的單元數(shù)為42 641,總自由度數(shù)為458 392，因此，在總自由度上函數(shù)加載模型相較較少了大約1/4，從而使計(jì)算效率有所提高。

2.4穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)工況下筒體的橫截面圓度分析

筒體的橫截面圓度對于回轉(zhuǎn)窯的安全運(yùn)轉(zhuǎn)來說具有十分重要的意義，如果筒體的橫截面圓度很差的話，將很容易導(dǎo)致振動(dòng)或者耐火磚的掉碎磚現(xiàn)象，使筒體壁產(chǎn)生局部高溫，導(dǎo)致疲勞破損、材料劣化，將對筒體的強(qiáng)度安全造成威脅。

橫截面在X方向的最大正位移UXmax和最小位移UXmin恰好在左右兩個(gè)端點(diǎn)，Y方向的最大正位移UYmax和最小位移UYmin恰好在上下兩個(gè)端點(diǎn)。選取圖中的對應(yīng)點(diǎn)課讀出位移的數(shù)值，分別是UXmax=0.351 22、UXmin=-0.347 36、UYmax= -0.007 663、UYmin=-0.662 80，通過計(jì)算可以得出橫截面的圓度是0.676 86mm。在以同種方法推算出截面A、C、D的圓度分別為c_A=0.653 88 mm,c_C=0.509 93 mm,c_D=0.033 707 mm。比較可得橫截面B的圓度最大，也就是說在第二檔輪帶附近筒體的圓度是最差的，從而得出在中間輪帶支承附近的筒體內(nèi)部掉碎磚現(xiàn)象最為嚴(yán)重，因此在日常對筒體進(jìn)行檢修時(shí)，需要重點(diǎn)關(guān)注支承區(qū)域筒體內(nèi)部是否發(fā)生掉碎磚現(xiàn)象，并且對注重對筒體厚度的優(yōu)化，對截面剛度的補(bǔ)強(qiáng)。

小結(jié)：本文通過建立含耐火磚模型和函數(shù)加載有限元模型對大型回轉(zhuǎn)窯筒體變形和應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了詳細(xì)分析?？梢缘贸鲆韵陆Y(jié)論，第一，回轉(zhuǎn)窯在靜止和運(yùn)轉(zhuǎn)兩種工況下的表型情況和應(yīng)力都可以滿意相應(yīng)的剛度和強(qiáng)度條件。第二，實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)筒體最高應(yīng)力發(fā)生在筒體與中間檔輪帶接觸區(qū)的內(nèi)表面。第三，中間檔輪帶附近的筒體圓度最差，最容易出現(xiàn)問題。第四，各檔位段的支承載荷分配不均，以至于筒體的應(yīng)力分布不均勻。