孫健， 曹靜

（1.中冶建筑研究總院有限公司，北京100088；2.中國京冶工程技術有限公司，北京100088）

1 引 言

2011 年我國鋼產量約6.8 億t，每煉1t 鋼約產生0.12～0.14t 鋼渣，2011 年鋼渣產生量約9000 萬t，所以鋼渣的快速高效處理及金屬回收是煉鋼生產的重要環(huán)節(jié)。近些年將高達1650℃液態(tài)鋼渣直接進行熱悶處理的工藝技術逐漸被全國大部分鋼廠采用［1，2］。但直接向熱悶裝置內高溫鋼渣噴水后產生大量的含塵水蒸汽，需要及時收集處理。為此，專門設計了軌道式長距離移動式排氣除塵罩，可以沿著地面軌道移動至位于地面以下的熱悶裝置上方，收集處理含塵蒸汽。移動式排氣除塵罩車結構如圖1 所示。

圖1 移動式排氣除塵罩車簡圖

2 移動式排氣除塵罩車

移動式排氣除塵罩車結構如圖1 所示。這種移動式排氣除塵罩屬于非標設備，出口管道中心高度達9m，底梁支架輪廓尺寸長10m，寬8m，高2m，需要自力行走，行走機構采取類似單梁起重機的驅動方式，兩輪驅動［3］。其特點是跨度和高度較大，因不在露天使用，不考慮其他外部載荷。

本文針對移動式排氣除塵罩的整體結構特點，將其分為頂部錐形結構和底梁支架結構分體建模進行分析，借助有限元分析，一是根據(jù)分析找出結構中的薄弱部位，驗證設計方案，提出改進建議；二是為今后同類設備的設計提供參考和依據(jù)。本文采用大型有限元分析軟件MSC.Patran/Nastran 進行建模和分析［4－5］。

3 移動排氣除塵罩頂部結構分析

3.1 有限元建模

移動式排氣除塵罩頂部結構主要由兩個錐形集塵罩和連接的管道組成，采用鋼板焊接。錐形集塵罩是由鋼板焊接而成的錐形結構，鋼板厚度5mm，排氣管道和支撐腿也由鋼板焊接而成，管道壁厚2mm，管道支撐腿鋼板厚度5mm。根據(jù)結構的特點建立模型，網格類型為面網格，單元類型為殼單元。材料選用碳素結構鋼Q235，彈性模量為2×1011Pa，泊松比為0.25，密度為7850kg/m3，載荷為重力載荷，g=9.8m/s2，因為不是露天使用，故不考慮風載荷、雪載荷等外部載荷。在頂部錐形集塵罩結構與底梁支架相連接的部分設置約束，模擬底梁支架對頂部結構的支撐作用［6］。

3.2 計算結果

通過分析處理，結果顯示在頂部錐形結構的外側表面中心部位，發(fā)生應力最大值，最大應力為20.5MPa，小于材料的強度極限，但是數(shù)值偏大。在該位置也發(fā)生最大變形，最大變形為7.56mm。應力和變形如圖2 和圖3 所示。分析結果表明，單獨由鋼板焊接而成的頂部錐形集塵罩在結構上存在薄弱的位置，在設計中要進行適當改進。本例中，可以在錐形集塵罩的外側表面焊接角鋼，并將角鋼呈網格狀布置以加強集塵罩的剛度，改善其應力應變情況。從分析的應力和變形云圖中也可以看出，方形管道的有些部位也出現(xiàn)了應力稍大的情況，雖然不是很明顯，但是也應予以考慮，也可以在管道外部加設角鋼加強筋或者加強箍，增加結構的剛度。

圖2 頂部錐形結構應力圖

圖3 頂部錐形結構變形圖

3.3 等效約束力計算

為了對底梁支架進行進一步分析，選定頂部錐形集塵罩結構中與底梁結構直接連接的點為等效約束點，得到等效的約束力，作為后續(xù)的底梁支架結構分析的外部載荷。等效約束示意如圖4 所示。等效約束的計算數(shù)值如表1 所示。

圖4 等效約束示意圖

4 底梁支架的計算

4.1 有限元建模

移動式排氣除塵罩底梁支架為框架式結構，主要由側邊梁、橫梁、豎向支撐梁構成，側面由鋼板焊接而成。由于側面鋼板在此結構中不起支撐作用，主要是起密閉作用，因此在建模時進行合理簡化，不考慮側面鋼板，只建立框架結構的有限元模型［7］。網格類型采用一維網格，單元類型采用梁單元。材料選用碳素結構鋼Q235，彈性模量為2×1011Pa，泊松比為0.25，密度為7850kg/m3。底梁支架的載荷主要由兩部分，一是底梁支架自身重力載荷，g=9.8m/s2；二是頂部結構傳遞下來的外部載荷，即根據(jù)等效約束力計算出的頂部結構的約束力的反作用力。

表1 等效約束力/N

4.2 計算結果

分析處理結果顯示，在底梁支架底部側邊梁中間位置發(fā)生應力最大值，最大應力為18.4MPa，在底梁支架中間橫梁的中心位置發(fā)生最大變形，最大變形為1.28mm。應力圖和變形圖以及最大值的發(fā)生位置如圖5 和圖6 所示。底梁支架底部側邊梁是整個罩車的重量載荷的主要受力結構，并且也是自行驅動機構的安裝位置，如果采用與其他梁結構相同的尺寸，會產生局部的應力集中，分析結果表明模型建立合理，符合理論和實際情況。在設計中，可以適當加大底部側邊梁高度寬度比，并在驅動結構安裝位置進行局部加強，提高結構的剛度。中間橫梁的中心位置，由于要同時承受兩側傳遞下來的重力載荷，且此處梁的跨度比較大，因此發(fā)生最大變形，分析結果也表明模型的建立和分析是合理的。在設計中，可以在中間橫梁和兩側豎向支撐梁連接的位置設置三角斜拉支撐，提高整體結構的剛度。另外，對于兩側的橫梁雖然未出現(xiàn)變形最大值，但是受力情況也與中間橫梁類似，也是容易出現(xiàn)較大變形的部位，可采用相同措施處理。

圖5 底梁支架應力圖

圖6 底梁支架變形圖

5 底梁支架的穩(wěn)定性分析

5.1 有限元建模

由于移動式排氣集塵罩高度較高，跨度較大，為了進一步驗證設計方案，提高整體結構的穩(wěn)定性，對底梁支架結構進行穩(wěn)定性分析。底梁支架主要是由梁組成的框架式結構，由6 個豎向箱型梁支撐腿支撐所有的重量。箱型梁的壁厚為7mm，高度300mm，寬220mm。模型的尺寸、約束和載荷如前文底梁支架結構分析中所述。

5.2 計算結果

第一階穩(wěn)定狀態(tài)：屈曲載荷為現(xiàn)有載荷總效果的841.28 倍時，出現(xiàn)如圖7 所示的第一階穩(wěn)定狀態(tài)，失穩(wěn)效果為整體結構的y 方向失穩(wěn)。

第二階穩(wěn)定狀態(tài)：屈曲載荷為現(xiàn)有總效果的1487.2倍時，出現(xiàn)第二階穩(wěn)定狀態(tài)，失穩(wěn)效果為整體結構的x 方向，如圖8 所示。

圖7 底梁支架一階失穩(wěn)狀態(tài)圖（箱型梁）

圖8 底梁支架二階失穩(wěn)狀態(tài)圖（箱型梁）

本文還選擇了同樣截面尺寸，高度200mm，寬度300mm，腹板厚度為7mm，截面為H 型梁的底梁支架模型進行了穩(wěn)定性分析。分析表明，其屈曲載荷為現(xiàn)有載荷總效果的33.623 倍時，出現(xiàn)第一階穩(wěn)定狀態(tài)，失穩(wěn)效果為中間一個支撐腿沿x 方向的局部失穩(wěn)，如圖9 所示。屈曲載荷為現(xiàn)有載荷總效果的33.997 倍，出現(xiàn)第二階穩(wěn)定狀態(tài)，如圖10 所示。失穩(wěn)效果也是中間一個支撐腿沿x方向的局部失穩(wěn)［8－10］。對比可以看出豎向支撐腿采用箱形梁結構時，穩(wěn)定性明顯高于H 型梁。

6 結 論

圖9 底梁支架一階失穩(wěn)狀態(tài)圖（H 型梁）

圖10 底梁支架二階失穩(wěn)狀態(tài)圖（H 型梁）

本文運用了大型有限元分析軟件MSC.Patran/Nastran，對一種新型設備移動式排氣除塵罩的結構和穩(wěn)定性進行了有限元分析，對整體結構進行了合理簡化，并且分為頂部錐形結構和底梁支架結構建立了兩個獨立模型。經過計算，得到精確的應力分布和變形情況。結果表明，最大應力和最大變形的發(fā)生位置都和理論的預測及實際情況是相符合的，模型的簡化、建立和分析是合理的。本文還對底梁支架進行了穩(wěn)定性分析，對箱型梁和H 型梁兩種截面的梁構成的豎向支撐梁的穩(wěn)定性進行了對比，對比結果表明豎向支撐梁采用箱形梁時，穩(wěn)定性明顯高于H 型梁。建模過程中模型的合理簡化顯著提高了分析效率，分析方法和結果可以為同類設備的設計提供參考和依據(jù)。

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