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双辊连铸机总体及主传动系统设计【优秀3+2张CAD图纸】

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关键词：: 双辊连铸机主传动系统连铸机

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双辊连铸机主传动系统的设计【优秀3+2张CAD图纸】

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第 1 章绪论1

第 2 章双辊连铸机传动系统与分齿箱7

第 3 章双辊连铸机主传动部分设计11

第 4 章连续铸钢的经济效益分析38

结束语40

致谢41

参考文献42

第 1 章绪论

1.1 国内外连铸技术的发展概况

连续铸钢由于与常规生产相比具有生产工序简化，金属收得率提高，能源消耗降低，劳动条件得到改善和连铸坯质量好等优越性，因此，是当前钢铁行业中发展最快的技术之一，现在，全世界的连铸比（见表 1.1）和连铸坯产量在不断增加，围绕连铸的新技术，新工艺，新设备，在不断的开发成功并被加以广泛推广应用，连续铸钢已经成为钢铁行业生产中必不可少的工艺环节，是否发展连铸技术以及技术水平的高低，生产进行的如何已经成为衡量各个钢铁生产企业生产，技术，管理水平的标志之一。

从一九九五年美国亨特工程公司研制开发成功的第一台连铸轧机以来，世界上不少国家也先后研制成功了一些不同形式的连铸轧机。比较典型的有法国 3C，联邦德国的克虏柏。国内从六十年代初开始研制连续铸轧设备，到目前为止已经制造出了第四代。 1.2 双辊连铸机主传动系统比较

从设备的发展状况看，亨特和国产Ⅳ型采用了多辊矫直机，张力在卷曲机和矫直机之间产生，对主机无影响，只单纯起卷曲，卷紧带材的作用。3C 和克虏柏取消了矫直机，使主机直接与卷曲设备构成张力。3C 还取消了牵引机，通过实践得出，在主机与卷曲机之间产生一定的张力，可使铸轧同类产品时减少一定的轧制力和粘辊程度，对卷齐带材，减少带材擦伤也有好处，并且，3C 和克虏柏与亨特相比，可减少 2～3 米的系列长度。

从机架结构上看，亨特、3C 和克虏柏均采用闭式机架，并且都有简易换辊装置，这里克虏柏铸轧机又采用了一套液压倾翻机构，可使机架在换辊时与地面垂直。而国产 Ⅳ型采用开式机架，用天车吊出轧辊。这样虽然减少了换辊空间，取消了换辊装置，却大大延长了换辊时间，降低了设备利用率，增大了劳动强度。3C 法成功地采用了立式铸轧工艺，使轧辊的更换更加容易，简化了换辊装置。

在驱动方面，克虏柏采用了两套轧机驱动系统，它包括直接安装在两个轧辊轴颈上的液压马达和行星齿轮箱。两个驱动系统即可联动又可单动。每个油马达即可输出最大力矩又可使其相互间按比例输出力矩。与传统驱动方式相比，它结构紧凑，总轴向尺寸

大约减少了 30～40%，取消了带齿型接手和花键的复杂而昂贵的机—电系统。由于轧辊与驱动装置一同调整，从而有效的减少了换辊时间。其缺点是上下辊分别驱动，增加了两辊的同步控制。

参考文献

[1]齿轮手册编委会.齿轮手册.北京：机械工业出版社.2000.8.

[2]徐灏.机械设计手册.北京：机械工业出版社，1991.9.

[3]倪思康.双辊薄带连铸研究.全国连铸技术研讨会论文集.上海：1994.11. [4]熊毅刚.板坯连铸.冶金工业出版社.1994.

[5].连续铸钢手册.冶金工业出版社.1990.

[6]国外连铸连轧方法评述.中南矿冶学院科技情报室.1978年8 月.

[7]徐有荣等.液态铸轧低碳钢板的研究.钢铁出版社.1986.

[8]周明衡.减速器选用手册.北京：化学工业出版社.2002.4.

[9]赵家礼.电动机维修手册.北京：机械工业出版社.2003.

[10]卜炎.机械传动装置设计手册.北京：机械工业出版社.1998.12.

[11]王海文.轧钢机械设计.北京：机械工业出版社.1983.6.

[12]王建中.公差与制图技术手册.沈阳.辽宁科学技术出版社.1939.1

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内容简介：: 第 1 页第 1 章绪论 1.1 国内外连铸技术的发展概况连续铸钢由于与常规生产相比具有生产工序简化，金属收得率提高，能源消耗降低，劳动条件得到改善和连铸坯质量好等优越性，因此，是当前钢铁行业中发展最快的技术之一，现在，全世界的连铸比（见表 1.1）和连铸坯产量在不断增加，围绕连铸的新技术，新工艺，新设备，在不断的开发成功并被加以广泛推广应用，连续铸钢已经成为钢铁行业生产中必不可少的工艺环节，是否发展连铸技术以及技术水平的高低，生产进行的如何已经成为衡量各个钢铁生产企业生产，技术，管理水平的标志之一。表表 1.1 19811992 年间全世界的连铸比年间全世界的连铸比由于双辊连续工艺的显著特点以及近年来铸轧钢板在建筑行业的大量应用，使铸轧机设备在国内外的应用日趋增多。双辊连铸机的工作原理是钢水被注入轧辊和侧板所包围的一个空间里，而凝固在轧辊表面上。两个冷凝层被挤压入双辊的最小辊缝（浇口）里而铸成钢带。对轧辊的要求是当受钢水灼热时热变形量小，高抵抗热循环疲劳破坏能力和良好的热稳定性，以便使钢水均匀的凝固。水口长水口侧封板轧辊薄带夹送辊活套飞剪辊道钢包图 1.1 双辊连铸原理示意图薄带连铸机经过了 10 年的发展，其主要机型有以下四种：单辊式、双辊式、异径年 198119821983198419851986连铸比（%） 33.739.643.046.849.752.4年 198719881989199019911992连铸比（%） 55.558.861.864.162.965.3 第 2 页辊式和辊带式。其中又以双辊薄带连铸机为主流，发展最快。在几个关键技术上，如熔池液面的稳定、侧封技术、产品的质量、带坯厚度的控制方面取得了突破性的进展。部分机组已经投入工业性生产。世界各国双辊薄带连铸机的设置情况如表 1.2 所示。表表 1.2 世界双辊薄带连铸机设置情况世界双辊薄带连铸机设置情况公司名称辊筒尺寸钢包吨位新日铁 800W1200D 10 三菱重工 1300W1200D 10 太平洋金属工业公司 350W11200D 1 日立公司 1050W1200D 10 日本金属工业公司 600W（400D/1400D）4 日新制钢 600W830D 1 川崎制钢 500W550D 3 神户制钢 300W400D 3 日本钢管 400W600D 1 奥钢联 500W1000D 5 阿立根特隆 660W1320D 18 意大利伊尔瓦公司 800W1500D 20 英国钢公司 400W750D 3 于齐诺尔沙西勒 850W1500D 9 贝斯麦项目（加拿大）200W600D 10 克虏柏韩国浦项钢铁公司 1050W（959D/600D）4.5 1330W1200D 10 美国内陆钢铁公司 300W300D 10 注：W辊宽， D辊径。图 1.2 薄带坯连铸设备示意图 1-铸带机；2-出带托板；3-传送辊；4-操作平台；5-钢水包；6-中间包；7-前夹送辊； 8-活套辊；9-后夹送辊；10-飞剪机；11-辊道；12-卷曲装置第 3 页中间包铸带铸带侧封板侧封板溶池结晶辊图 1.3 双辊连铸板带形成过程示意图从一九九五年美国亨特工程公司研制开发成功的第一台连铸轧机以来，世界上不少国家也先后研制成功了一些不同形式的连铸轧机。比较典型的有法国 3C，联邦德国的克虏柏。国内从六十年代初开始研制连续铸轧设备，到目前为止已经制造出了第四代。 1.2 双辊连铸机主传动系统比较从设备的发展状况看，亨特和国产型采用了多辊矫直机，张力在卷曲机和矫直机之间产生，对主机无影响，只单纯起卷曲，卷紧带材的作用。3C 和克虏柏取消了矫直机，使主机直接与卷曲设备构成张力。3C 还取消了牵引机，通过实践得出，在主机与卷曲机之间产生一定的张力，可使铸轧同类产品时减少一定的轧制力和粘辊程度，对卷齐带材，减少带材擦伤也有好处，并且，3C 和克虏柏与亨特相比，可减少 23 米的系列长度。从机架结构上看，亨特、3C 和克虏柏均采用闭式机架，并且都有简易换辊装置，这里克虏柏铸轧机又采用了一套液压倾翻机构，可使机架在换辊时与地面垂直。而国产型采用开式机架，用天车吊出轧辊。这样虽然减少了换辊空间，取消了换辊装置，却大大延长了换辊时间，降低了设备利用率，增大了劳动强度。3C 法成功地采用了立式铸轧工艺，使轧辊的更换更加容易，简化了换辊装置。在驱动方面，克虏柏采用了两套轧机驱动系统，它包括直接安装在两个轧辊轴颈上的液压马达和行星齿轮箱。两个驱动系统即可联动又可单动。每个油马达即可输出最大力矩又可使其相互间按比例输出力矩。与传统驱动方式相比，它结构紧凑，总轴向尺寸第 4 页大约减少了 3040%，取消了带齿型接手和花键的复杂而昂贵的机电系统。由于轧辊与驱动装置一同调整，从而有效的减少了换辊时间。其缺点是上下辊分别驱动，增加了两辊的同步控制。各种驱动方式的优缺点如表 1.3 所示：表表 1.3 主机各种驱动方式的分析比较主机各种驱动方式的分析比较驱动方式直流电动机高速油马达低速大扭矩油马达双辊低速大扭矩油马达控制系统特点电流，电压（速度）双闭环，系统复杂，采用FGFS21- 100A/230V 标准电控柜速度单闭环，系统简单，自行设计速度单闭环，系统简单，自行设计速度双闭环，压力开环，系统复杂，自行设计传动系统特点速度比大，在1100 1200 之间，可选用行星变速器，占地面积大，投资大减比大，但较前者减少 3/45/6。占地面积大，但略小于前者，投资大比电机驱动可减少29/3099/100 的减速比。通过行星减速器以及齿轮座驱动上下辊。占地面积小，比电机驱动可减少 25%的轴向长度。投资较少比电机驱动可减少29/3099/100 的减速比，两个油马达可通过行星减速机分别驱动上下轧辊。。占地面积少，比电机驱动可减少 4555%的轴向长度。投资较少驱动机特点能量传递方便，信号传递迅速，运动平稳性差，开环速度刚度低，约为油压不宜远距离传动，温度变化大时运动速度不稳定，与相当容量电机比扭矩惯量比一般为一般电机的 10不宜远距离传动，温度变化大时运动速度不稳定，扭矩惯量比，功率重量比一般分别为相当容量电机与前者大致相同，但进一步简化了机器结构，并且上下辊可按比例得到不同的输入扭矩，由于增加了上下辊的同步控制，第 5 页下面以图例的方式说明国产型、克虏柏、3C 型铸轧机主传动原理，如图 1.4 至图 1.6 所示：这里 3C 型主传动系统占地面积较大，国产型介于 3C 和克虏柏型之间。亨特，国产型采用了辊缝由楔块预调，轧制中需要调节辊缝时，可借助扳手在适当降低压上缸压下情况下做微量调节。克虏柏铸轧机辊缝不可调，辊缝由上下轴承箱之间的四组垫块在轧制前预先调整好。3C 型铸轧机初始辊缝由上下轧辊轴承箱之间的垫块保证。当来自低压系统的低压油充满各腔后，关闭四个截止阀，调节控制油缸使压力升至预定值。轧制开始后，可撤掉对辊缝进行微调。主控缸与压下缸存在下列关系： 22DdhH= 式中 H-主控缸位移量； h-压下缸位移量；马达的 1/5，因此，开环控制精度满足不了本系统的要求。惯性大，换向慢 20 倍。功率重量比为电机的 10 倍，可高速启动和快速换向。运动平稳。开环控制可满足本系统 1%的误差精度，操作简单，过载保护容易的 1020 和 10 倍。操作简单，可快速换向，可在低速下稳定运转，简化了机器结构，过载保护容易，开环控制可满足本系统 1%的误差精度使开环精度难于满足本系统的要求动力源独立的可控硅整流电源，与控制系统装在同一柜中，容易获得。投资少克与卷曲机油压马达或上（下）油缸共用一个压力油源。采用伺服阀对油液要求高，投资大，如用比例阀对油液要求可略高于普通液压系统，投资高于前者可与卷曲机油压马达或上（下）油缸共用一个压力油源。采用伺服阀对油液要求高，投资大，如用比例阀对油液要求可略高于普通液压系统，投资高于前者可与卷曲机油压马达或上（下）油缸共用一个压力油源。采用伺服阀对油液要求高，投资大，如用比例阀对油液要求可略高于普通液压系统，投资高于前者第 6 页 D-压下缸活塞直径； d-主控缸活塞直径；通过刻度尺或主控缸柱塞上的检测装置（图中未画出）可间接得出轧辊辊缝。它的优点是使辊缝的再线调节变得很容易，但系统比楔块调节系统复杂。克虏柏连铸设备不仅仅在主机的驱动上采用了低速大扭矩液压马达，而且卷曲机驱动也采用了低速大扭矩液压马达。由于采用了全液压驱动，大大减少了设备的占地面积和投资，同时也简化了控制系统。压上缸轧辊分齿减速箱行星减速箱电机图 1.4 国产型主传动原理图油马达行星减速箱压下缸轧辊图 1.5 克虏柏主传动原理图电机减速箱分齿减速箱压下缸轧辊图 1.6 3C 型铸轧机主传动原理图（亨特型和 3C 型大致相同））第 7 页第 2 章双辊连铸机传动系统与分齿箱 2.1 集中传动集中传动有以下两种形式： 1 直流电机行星齿轮减速器减速分齿箱弧齿万向接轴铸轧机。 2 直流电机三级圆柱齿轮减速器二级减速分齿箱弧齿万向接轴铸轧机。第一种传动形式一般应用在亨特式铸轧机上，因为亨特式铸轧机为倾斜放置，有必要减小分齿箱宽度尺寸。第二种传动形式主要应用在 3C 式铸轧机上，由于这种铸轧机为水平注入钢液，本体垂直放置，减速分齿箱在轧制线方向上基本上不受尺寸限制，可加大尺寸，即在减速级上加一级减速，使分齿箱减速比加大。而另一个大减速比减速器，就可采用标准三级圆柱齿轮减速器，代替行星齿轮减速器，降低了这个传动系统的造价。在亨特式铸轧机上使用的减速分齿箱有两种结构形式，由于箱体只有一级减速，其减速比一般按 2.54 的范围选取，受结构限制时，取最小值。为降低行星齿轮减速器传递的扭矩，在其减速器中心距可加大的情况下，取大值。在分齿箱上加一级减速是为了减小行星齿轮减速器的传动比以及降低其传递扭矩。大传动比、大扭矩的行星齿轮减速器价格昂贵，其传动比在 300450 范围选取比较经济。图 2.1 在结构形式比图 2.2 结构形式在宽度方向上的尺寸小，因而，在同样的减速比上，同样分齿中心距，同样输入扭矩的情况下，前者重量一后者轻许多。但图一所示减速分齿箱，由于结构限制，其减速比只能按上诉所给范围中较小值设计。图 2.2 结构形式，由于减速级的中心距可以加大，其减速比可按较大值进行选取，若加大齿轮模数，可改善齿轮受力情况，使使用安全系数加大。图 2.1 集中传动分齿箱结构一第 8 页 AA向图 2.2 集中传动分齿箱结构二 2.2 分轴传动分轴传动有以下两种形式： 1 直流电机行星齿轮减速器弧齿万向接轴铸轧机； 2 液压马达三级行星齿轮减速器（直联型）铸轧机；所谓分轴传动，即两套动力元件竟各自的减速器后，分别将动力传给上下两铸轧辊的一种驱动形式。这种传动形式将集中传递的轧制力矩一分为二，故可大大减小动力元件和减速器的尺寸，并省去一个分齿箱，使传动系统简单。目前，分轴传动一般都用在标准型（或小型）铸轧机上，技术上也比较成熟。但在超型铸轧机上还不曾应用，主要是由于超型铸轧机的轧辊转速低、轧制扭矩大以及轧辊中心距所限的缘故。 2.3 两种传动形式的优缺点 2.3.1 对产品质量的影响集中传动由于分齿箱保证上下辊的转速一致，其辊面之间不存在相对运动（辊径加工公差引起的忽略不计），这时板面质量主要取决于轧辊的表面质量。分轴传动由于控制精度所限，两辊表面线速度很难达到一致，这样在两辊表面就存在相对运动，这种相对运动使辊面与板面之间产生相对滑动。如果辊面质量好时，对辊面的质量可能影响不大；若辊面有缺陷，则将对板面产生不良影响，或至少可以说，板的上下面质量不一样。由于相对滑动，也增加了辊面的磨损（相对集中传动而言），又进一步降低了板面质量，造成恶性循环。 2.3.2 对辊身的影响集中传动的上、下辊必须通换同磨，除保证辊径在公差范围之内，还要保证两辊具第 9 页有同等的使用寿命。分轴传动由于用两套动力驱动各自的轧辊，分别控制，其辊面的线速度完全靠控制系统保证，因而两轧辊可以磨成不同直径，也不一定非保证两辊具有同等的使用寿命。但分轴传动辊面质量要高于集中传动的表面质量。控制系统的复杂程度，集中传动的控制系统仅仅对一套动力元件进行控制，其速度和扭矩可通过操作台上的仪表显示方便地调节。分轴传动必须有两套动力元件的电控系统，为达到两轧辊表面线速度一致，还必须设比较反馈系统，自动完成对速度差的补偿。但随着微机参与控制水平的不断提高，两辊表面线速度值将越来越小。 2.3.3 投资集中传动系统复杂，传递动力中间环节多，因而效率低，（相对分轴传动）。分轴传动系统简单，效率高。对于标准型或小型铸轧机，分轴传动比集中传动在整个系统的投资方面可以节省资金 20 万左右。 2.3.4 发展方向集中传动占地面积大，换辊复杂。但图 1.5 克虏柏主传动所示的分轴传动从更本上克服了上诉的缺点，它占地面积小，结构紧凑，换辊方便，可以说是铸轧机的发展方向。现在的关键问题是，能否选到或设计出能适应轧辊的中心距，传递大扭矩，并且有大减速比的行星齿轮或其他类型的减速器。 2.4 设计中应注意的几个问题 2.4.1 电机的确定根据铸轧机工作性质分析，由加速度或其他因素引起的动负荷可以不考虑，其工作状态基本是稳定的。因此，在轧制速度范围内，为使铸轧机能得到恒定扭矩，电机的额定转数要对应着最大的轧制速度 VZ，以降压的方式进行下调速，电机达到最大的输出功率。为达到轧辊表面最大线速度 Vmax 要求，电机在额定电压下以弱磁方式进行上调速，此时，电机处于恒功率输出。即：随着辊面速度的提高，电机输出扭矩随着降低，这样控制系统的设计可简化。为使传动系统总减速比尽量小，以降低传动系统的造价，电机的额定转数 n 应该小于 750r/min,同时，要注意弱磁最高转数是否能达到轧辊最大线速度的要求。为使电机处于良好的工作状态，电机最大工作电流不应高过其额定电流。第 10 页 2.4.2 减速分齿箱的设计齿轮的结构若采用渐开线齿形，必要时可对减速齿轮中的小齿轮采用正变位，大齿轮采用负变位（（即高变位），以提高小齿轮的抗弯能力。但过大的变位对齿条型刀具加工的齿轮，再啮合时，将会引起齿根过渡曲线的干涉。为减小减速分齿箱的体积，在有条件的情况下，可采用双圆弧齿轮，但齿轮箱的制造精度要提高，使制造费用增加。为进一步提高超型铸轧机减速箱的承载能力，其减速齿轮螺旋角最好选在 15左右，这时选择轴承要考虑它承受的轴向力。由于载荷大，减速级齿轮模数要大于 16mm,而分齿齿轮受载是减速级的一半，分齿齿轮模数可小一个档次。但为了加工方便，降低加工费用，尽量把所有齿轮按大的模数设计。齿轮选用渗碳合金钢材料。此材料在热处理过程中对产生的裂纹的敏感性不是很强，建议最好为 20CrMnTi. 齿轮加工过程为粗加工齿轮，整体调质处理，渗碳淬火，达到要求及深度，最后磨齿，磨齿时要防止齿面退火。设计齿轮时，对所给的输出扭矩参数尽量要求准确，否则大了造成投资浪费，小了在使用过程中其工作载荷基本上是平稳的，只在立板时轧制力矩偏大，这仅仅是短暂过载，不必按长期考虑，故在设计、校核齿轮过程中其工况系数按 1.25 取，寿命按 10 年考虑。在各计算系数中间值选取的情况下，最后计算的弯曲安全系数 Sr1.7，接触系数Sn1.25 即可。各齿轮在啮合过程中，要保持良好的润滑条件，润滑油要具有一定的粘度，在齿的啮合面而形成油膜，以提高齿面的许用接触应力。根据重载齿轮的要求，齿轮加工精度为 87 级，或者更高些。齿轮箱为焊接结构，要具有一定的刚度，传力时为了减少箱体的变形，故箱壁要有一定的厚度，其筋板配置要合理。对箱体加工要严格提出两啮合齿轮轴线形位公差的要求，使齿轮啮合过程中齿面接触均匀性尽量提高。必要时可对齿形进行修正，或在齿的端部切制大的倒角，以免齿端部受集中载荷而被折断。齿轮的加工要采用滚刀加工，不要用齿形铣刀加工，这一点对重载齿轮犹为重要，因齿形铣刀铣出的齿必然产生实际齿廓与理论齿廓的差异，这样的啮合过程中将出现干涉现象，产生动附加载荷，加速齿面磨损，影响齿轮的事业能够寿命。箱体在能观察到的齿轮的啮合处开窥视窗口，以便随时检查齿轮的工作情况。第 11 页第 3 章双辊连铸机主传动部分设计 3.1 电动机的设计选择已知参数：双辊连铸机轧辊工作转速：n =3040 m/min 轧辊工作转矩：ZM =89 kNm 最大轧制力：maxF =1600 kN 轧辊辊径：D =1200 mm 轧制薄带带宽:L =1300 mm 轧辊宽度：1L =1300 mm 轧辊外伸轴直径：d =300 mm 3.1.1 计算减速比 maxn=62.1010120014. 3403max=DV r/min 电机额定转速：双辊连铸机电机转速不宜超过 750r/min,所以选择电机的额定转速为 750r/min。 i= n0/maxn=750/10.62=70.62 3.1.2 扭矩计算轧制力矩：ZM =89 kNm 摩檫力矩：fM 1fM轧制总压力在轴承上产生的附加力矩，不考虑其他转动件中摩擦产生的力矩2fM,则 fM=1fM =maxFd =160010-30.50.004=3200 Nm=3.2 kNm 计算静力矩：jM =()+iMMfZ=() ()824. 062.702 . 389+=1.58 kNm =jDMM1.58 kNm 电动机的传导功率：12495501075058. 19550300=nMND kw 第 12 页考虑空载以及摩擦损失：()()=+=+=%51124%510NN130.2 kw 安全系数：6 . 1=n(电机不可逆；0 . 25 . 1=n 电机可逆；0 . 35 . 2=n 带飞轮；64=n）电动机额定功率nNP=208.32 kw 由于直流电动机具有独立的可控整流电源，与控制系统装在同一柜中，容易获得。投资少。并且调速性能好，过载能力强。所以，在选择电动机时，优先考虑直流电动机。 Z4系列小型直流电动机有以下特点：广泛应用于各类机械的传动源，如轧机传动、金属切削机床、造纸、印刷、纺织、印染、水泥、塑料挤出机械等等。 Z4系列具有体积小、性能好、重量轻、输出功率大、效率高以及可靠性高等特点。功率选择大于P=208.32 kw，额定转速为 750r/min 的电动机。选择 Z431522型 Z4系列小型直流电动机(Z4系列卧式、机座带底脚、端盖带凸缘)电动机。符号意义：二号端盖二号铁心长度Z4-315-22中心高度直流第四代图 3.1 电动机主视图图 3.2 电动机俯视图第 13 页额定转速：0n=750 r/min 额定功率：P =250 kw 弱磁转速：n =1600 r/min 3.2减速器的设计选择减速器的选取应考虑主电动机以及连铸机之间的减速比、安装尺寸要求、传动性能要求等因素，然后按计算功率cP选用减速器的型号，最后校核减速器的热功率GP。 3.2.1按减速器的机械强度许用公称功率选取计入工况系数AK、安全系数AS。查减速器选用手册表2.19、表2.23按中等冲击，减速器失效会引起生产线停产得： AK=1.5，AS=1.5 负载功率： ()()103955062.10102 . 38995503max=+=+=nMMPfZ kw 计算功率 2315 . 15 . 1103=AAcSKPP kw 要求 NcPP1 ；式中,NP1公称功率, 查表2.10,按公称传动比71=Ni,公称输入转速7501=Nn r/min 选取 ZSY450-71-ZBJ9004 型减速器,4101=NP kw,满足NP1cP , 标记: ZSY450-71-ZBJ9004标准号第二种装配型式公称传动比低速级中心距三级传动硬齿面圆柱齿轮减速器 3.2.2校核热功率校核热功率tP能否通过。应满足：GtPffPfP=321 式中 1f环境温度系数；第 14 页 2f负荷率系数； 3f公称功率利用系数；查表 2.20表 2.22 得，1f=1.35；2f=1；3f=1.25；则 8 .17325. 1135. 1103321=ffPfPt kw 查表 2.12 得，GP=450 kw, tPGP。所以，可以选减速器 ZSY-450-71-ZBJ9004 图 3.3 减速器主视图图 3.4 减速器俯视图上图为 ZSY 型减速器的装配型式图，装配尺寸如下：减速器总长为1610mm 减速器总宽为1090mm 减速器总宽为1067mm 主动轴外伸端直径1d=75mm 减速轴外伸端直径2d=220mm 查表可知，公称传动比为 71 的 ZSY 型减速器的实际传动比为 68.55。此减速器采用外啮合渐开线斜齿圆柱齿轮传动，齿轮采用低碳合金钢，齿面渗碳淬硬，磨削成型，承载能力大，传动效率高，使用可靠，寿命长。低速级中心距450 mm公称传动比为I=71，安装形式为第种安装形式。 3.3分齿箱的设计第 15 页分齿箱的作用：本次设计由于需要的传动比 I=71 完全由减速器来完成，所以，在分齿箱设计上，可以采用不带减速的一级分齿箱结构。分齿箱的作用是，将一个顺时针转矩转换成为一个顺时针转矩和一个逆时针转矩。带动轧辊向内圈转动，轧制钢板。同时协调两个轧辊的线速度。分齿箱由箱盖和箱底两个部分组成，选择水平剖分方式，剖分面在上下两对轴承座的中分面上，箱盖和箱座的连接靠箱缘的螺栓连接。为了减轻这个齿轮座的重量，降低工艺复杂程度，所以整个分齿箱箱体全部采用焊接结构。根据各种焊接工艺的特点和应用方式，场合，选用溶化焊中的电弧焊，采用埋弧焊方式。溶化焊的原理是利用电弧所产生的高温来溶化金属进行焊接。它能够在静止、冲击和振动载荷下工作，要求紧固，紧密的焊缝。埋弧焊在溶化焊中有其独特到的优势，质量好，效率高，节省电能。适用于长焊缝焊接。分齿箱的中心距 A 受到轧辊中心距的限制，二者理论上应该是一致的，即 A=1200mm. 齿轮润滑采用油池浸油润滑，油池深度应以浸入齿轮的一个齿高为准。箱体采用油标尺以随时在不停机的情况下能检查油面的高度。另外，箱体还设有一个放油孔，用于释放残油。两对滚子轴承均采用干油润滑。在轴承顶部均设置压入式油杯。箱盖顶部设有通气器，由于设备处在多尘环境，所以，选择有过滤灰尘作用的网式通气器。在材料选用上，选用Q235，因为它既可以满足强度要求，而且造价低廉。钢板焊接以后进行退火处理，消除由于加工引起的内应力，降低强度，改善抗应力腐蚀开裂性能，改善切削性，提高冷变形加工性，调整晶粒度，以获得设计要的机械性能以及其它性能，提高塑性和韧性。箱体的结构如图3.5和图3.6所示。图 3.5 箱盖示意图第 16 页图 3.6 箱座示意图 3.4传动配置的运动以及动力参数计算电机减速器分齿箱图 3.7 整个传动系统简图轴： =01pp250 kw 75001= nn r/min =11019550nPTT3183.3 N.m 轴： =99. 0185112PP247.5 kw 75012=nn r/min =2229550nPT3151.5 N.m 轴： =922. 015.183223PP228.2 kw 第 17 页 56.107175023=inn r/min 533310064. 256.102 .22895509550=nPT Nm 轴： =99. 02 .228334PP225.9 kw 56.1034= nn r/min =4449550nPT2.043510 Nm 轴： =95. 09 .225445PP214.6 kw 56.1045=nn r/min 555510941. 19550=nPT Nm 3.5齿轮设计及校核由于中心距以及要求同等转速要求，所以，两齿轮选用同等直径 d=1200mm。两齿轮均采用正火处理，HB=179207,选齿轮精度等级为 8 级（JB17983）。为了消除传动过程中的轴向力，故选用渐开线人字齿轮。材料选用 45 号钢。齿轮设计要按照低速情况设计，如下：线速度：min/m30=v 最大轧制力：1600=F kN 圆周力：120010941. 1200025=dTFt=324 kN 低速级传递功率：16260130324=vFPt kw 工作应力循环次数：71059. 4243001062.106060=hnjLN 3.5.1 初步设计计算 1.按接触强度计算齿轮中心距由齿轮手册表 2.5-1 得中心矩 ()321HaaukTuAa+ (3.1) 第 18 页式中：aA系数，由表 2.5-2 查得，当螺旋角=3525时，aA=447 u齿数比，u=1 a齿宽系数，取a=0.4 k载荷系数，取k=2 T名义转矩，指工作机额定转矩，T=5510941. 1=T Nm H许用接触应力 H=LvRWXNHHZZZZSlimlim (3.2) 式中 NZ接触强度计算的寿命系数，NZ=1.1 XZ接触强度计算的尺寸系数，XZ=1 WZ工作硬化系数，WZ=1 LvRZ润滑油膜影响系数，LvRZ=0.92 limSH接触强度的最小安全系数，limSH=1 limH接触疲劳极限，按齿面硬度 187HB，由齿轮手册图 2.511可知：538Hlim= N/mm2 则，H =5381.10.92 =584.6 N/mm2 将各系数代入式 3.1 得 ()321HPaaukTuAa+=447（1+1）32553824 . 010941. 12=1062 mm 根据连铸机两轧辊的中心距要求，取齿轮箱的中心距为 1200mm。 2.估算模数按经验公式得，m=(0.0070.02)a=（0.0070.02）1200=8.424 取模数 m=20 mm 中心距一定，则齿数与模数成反比，第 19 页 ()60) 11 (201200212=+=+=umaZ 分度圆直径：12006020=mZd mm 齿根圆直径：=ffhdd2115020)25. 01 (21200*)*(2=+=+mchda mm 齿顶圆直径：1240201212002*=+=+=mhddaa mm 基圆直径：6 .112720cos1200cos=naddmm 圆周速度: =31060ndv67. 0106010.6212003= 图 3.8 人字齿轮示意图 3.5.2 齿面接触强度校核计算由机械设计式 10-8 可知接触强度校核式 uudbKFZZZZtEHH1+=H （3.3）式中 HZ节点区域系数，HZ=5 . 220sin20cos2sincos2= EZ弹性系数，由齿轮手册表 2.5-34 查得，EZ=189.8 2mmN Z螺旋角系数，由齿轮手册图 2.5-10 查得，Z=0.98 b工作齿宽，48012004 . 0=aba mm 第 20 页 Z接触强度计算的重合度系数，纵向重合度 =2038.26sin480sinnmb3.39 齿顶压力角=58.2412406 .1127arccosabadd 端面重合度系数 ()()79. 120tan58.24tan6012tantan21=aaZ 由齿轮手册图 2.5-9 查得，Z=0.86 K载荷系数，K=KKKKvA 其中，AK使用系数，由机械设计表 10-2 按原动机均匀平稳运转取AK=1.0 vK动载系数，由机械设计图 10-8 查得 vK=1.08 K齿间载荷系数，由机械设计表 10-3 取K=1.4 K齿向载荷系数，由机械设计表 10-4 中公式按精度等级 8 级调质齿轮计算，3 . 11031. 018. 015. 132=+=bKa 则，K=1.01.081.41.3=1.96 将各系数代入式 3.3 得 uudbKFZZZZtEHH1+= =2.5189.80.860.9812480120032400096. 1 =277.3H=584.6 N/mm2 所以，安全。 3.5.3 弯曲强度校核计算 1.计算弯曲应力由齿轮手册表 2.5-43 中公式可知弯曲强度校核式 FSaFatFYYYYbmKF= （3.4）第 21 页式中 FaY载荷作用于齿顶时齿形系数，可根据齿轮手册图 2.5-27 取FaY=2.25 SaY载荷作用于齿顶时的应力修正系数，可根据齿轮手册图 2.5-33 取SaY1.72 Y弯曲强度计算的重合度系数，Y可按下式计算： Yav75. 025. 0+= （3.5）其中，av当量齿轮的端面重合度， av=2cosa，由前面计算可知，a=1.79，=26.38则， av=38.26cos79. 122.23 代入式 3.5 得 Yav75. 025. 0+=0.25+23. 275. 0=0.59 Y弯曲强度计算的螺旋角系数，由齿轮手册图 2.5-39 可查得，Y=0.975 将各系数代入式 3.4 得 =975. 059. 072. 125. 22048032400096. 1YYYYbmKFSaFatF147.3 N/mm2 2.计算许用弯曲应力由齿轮手册表 2.5-43 中公式可知， XRrelTrelTFNTSTFFYYYSYYminlim= （3.6）式中，limF试验齿轮的弯曲疲劳极限，由齿轮手册图 2.5-40（a）可查得， limF=210 N/mm2 STY试验齿轮的应力修正系数，取STY=2.0 NTY弯曲强度计算的寿命系数，取NTY=1.0 SrelTY相对齿根圆角敏感系数，取SrelTY=1.0 第 22 页 RrelTY相对齿根圆角表面状况系数，取RrelTY=1.0 XY弯曲强度计算的尺寸系数，由齿轮手册图 2.5-48 查得，XY=0.91 limFS弯曲强度计算的最小安全系数，根据齿轮手册表 2.5-42 取limFS=1.6 将各系数代入式 3.6 得， XRrelTrelTFNTSTFFYYYSYYminlim=9 .23891. 06 . 12210= N/mm2 FF,所以，安全。齿轮主要参数； m =60, m=20, d=1200mm, ad=1240mm, fd=1150mm, 1200=amm, 480=bmm 3.6 轴的设计校核选材：轴的材料常用优质碳素钢 35、45、50 钢，由于我们的分齿箱在传动方面没有特殊要求，因此选用应用最广泛的 45 钢。并采用锻造方法，以使其内部组织均匀，具有良好的强度。并进行调质处理，硬度达到 217255HB。由机械设计手册查表可知： 640=B N/mm2, 355=s N/mm2, 2751= N/mm2, 1551= N/mm2, 1+=260 N/mm2, 0=90 N/mm2, 601= N/mm2, 2 . 0=, 1 . 0=t 圆周力：=tF324 kN 径向力：=38.26cos20tan324costantnrFF131.6 kN 重力：613=G kg =6007 N 最小辊径的确定： 6 .21562.10162110330=nPAd mm, 圆整到40R系列，取220=d mm 齿轮轴尺寸如下图所示：第 23 页图 3.9 主动轴图 3.10 从动轴由于两轴的尺寸基本一致，并且分齿轴比主动轴轴向尺寸短，并且分齿轴所受的扭矩只有主动轴的一半，所以，可以只校核主动轴的强度。受力分析如图 2.11： 1. 按弯扭合成应力校核轴的强度：水平方向支反力：AHR=BHR=r21F21131.6103=65.5103 N 垂直方向支反力：AVR=BVR=21()GtF=21（324103-6007）=159103 N 力臂长：L=306 mm 水平弯矩: HM=AHRL=65.5103306103=2.0043104 Nm 垂直弯矩：VM=AVRL=159103306103=4.8654104 Nm 合成弯矩：M=22VHMM+=5.262104 Nm 第 24 页计算转矩：T=4T=2.043510Nm 计算转矩按连续工作计算，折合系数=0.3 轴的计算应力： ()WTM22ca+=()=+32225. 01 . 02043003 . 05262051.7MaP1.5 安全。截面：弯矩：M=12555 Nm 抗弯截面系数：W=332501 . 01 . 0=d=1.56106 mm3 抗扭截面系数：=TW0.23d=0.22503=3.12106 mm3 第 26 页截面上弯曲应力：=631056. 11012555WMb8.05 N/mm2 截面上扭转切应力：=681012. 310043. 2TTWT65.5 N/mm2 由前面计算可知：640=B N/mm2,2751= N/mm2,1551= N/mm2。因5 . 74240270=rdD，027. 02405=dr，由机械设计手册表 26.3-6 查得，因过渡圆角引起的有效应力集中系数：,02. 2=k 66. 1=k 由机械设计手册表 26.3-11 查得，尺寸及截面形状系数=0.6，=0.6 由机械设计附图 3-4，按磨削加工查得，表面质量系数92. 0= 按轴未经表面强化处理取1=q 由机械设计式 3-12 及 3-12（a）得， 45. 3192. 016 . 002. 211=+=+=kK 85. 2192. 016 . 066. 111=+=+=kK 由机械设计附表 3-8 查得，配合（H7/r6）处的k及k值：k=k=3.736则，K=+=+=192. 01736. 311kK3.82 故按82. 3=KK验算截面。弯曲应力幅：=a8.05 N/mm2，平均弯曲应力：0m= 剪应力幅：=a65.5 N/mm2，m=32.75 N/mm2 计算安全系数：=+=+=00.28.053.82275m1aKS8.94 第 27 页 75.321 . 065.582. 3155m1+=+=aKS= 1.96 =+=+=222296. 18.9496. 18.94SSSSS1.931.5 安全。 GABv面H面GRRABAVBVRRABAHBH(a)(b)(c)MVMHTMRAVRAHRBVRBH(d)(e)(f)(g)=48654 Nm=20043 NmMVMHM=52620 NmT=204300 NmT=194100 Nm图 3.11 轴受力分析图第 28 页 3.7 联轴器的设计及校核 3.7.1 电机与减速器之间的联轴器一般都以连轴器所需传递的计算转矩eT小于所选联轴器的许用转矩 T为原则，并考虑连轴器的工作情况系数k，则eT=kT T。式中 T电机轴理论上需传递的转矩，T=3183.3 N 由机械设计手册表 29.1-1 查得，k=1.3，则 eT=kT=1.33183.3=4138.3 Nm 根据转矩选择连轴器，由机械设计手册表 29.3-8 选 KL10 滑块连轴器1677517295JB/ZQ4384-86， T=5000 Nm 结构图如下：图 3.12 KL10 滑块连轴器动端采用 Y 型轴孔，A 型键槽 1d=95mm，1L=172mm 从动端采用 J1型轴孔，A 型键槽2d=75mm, 2L=132mm 3.7.2 减速器与分齿箱之间的联轴器选择计算转矩：eT=kT T 式中 T减速器输出轴的转矩，T=2.064105 Nm k连轴器的工作情况系数,k=1.3，则，eT=1.32.064105=2.6832105 Nm 根据转矩由机械设计手册表 29.3-14 选 CL14 型齿式连轴器（B）型第 29 页结构尺寸简图如下： 245 图 3.13 CL14 型齿轮连轴器主动端（减速器）采用 J1型轴孔，1d=280mm, 1L=380mm 从动端（分齿箱）采用 Y 型轴孔，1d=220mm, 1L=352mm 3.7.3 万向联轴器部件的设计 1.左半联轴器材料选用：选用 45 钢， =167 N/mm2 半连轴器结构简图如下图所示： 1045545 图 3.14 左半连轴器结构及尺寸左半连轴器负责连接分齿箱的伸出轴与 SWP435B 型万向连轴节。该左半连轴器在采用键连接的同时，也采用底板结构，用内六角螺栓将分齿箱外伸轴的端面与焊接在半连轴器内部的底板相连。限制了轴与连轴器之间的轴向滑移。并且，由于三个内六角螺栓可以传递一定的扭矩，更增大了安全系数。降低了不平稳传动时出现错位的可能性。尺寸如下：第 30 页轴孔直径：d=220mm 外径:D=310mm 万向连轴器要传递的扭矩:4TT =2.043105 Nm=2.043108Nmm 抗扭截面系数：()()43634923101622031014. 3164444=DdDW 剪应力：=436349210043. 28maxW46.8 N/mm2 =167 N/mm2 所以，该半连轴器满足强度要求。 2.右半联轴器材料选择：45 钢轴孔直径：d=300mm 外径：D=355mm 结构尺寸简图见下图：图 3.15 右半连轴器该半连轴器的作用是把 SWP435B 型万向连轴节与双辊连铸机的主机轧辊相连。由于在轧辊的设计上，采用了压板结构，所以，该连轴器选用了与左半连轴器不同结构原理。结构上，右半连轴器取消了做半连轴器上的底板和键连接结构，代之的是两块压板，通过压板传递扭矩，由于有了更大的接触面积，应力相应地随之减少，提高了安全系数。右半连轴器尺寸校核： ()()430218735516300355164444=DdDWT mm3 =5 .47430218710043. 28max=W N/mm2 第 31 页由于 45 钢的许用剪应力 =167 N/mm2，所以，该半连轴器满足强度要求。 3.万向联轴节的选用计算转矩： 5541045160. 210043. 22 . 1=TkT Nm =245.16 kNm 根据计算转矩选择 SWP435B 型万向联轴节。结构简图如下：图 3.16 万向连轴节安装总长度 1555=L mm 回转直径 435=D 额定转矩 355n=T kNm 疲劳转矩 160t=T kNm 转动惯量 22.39 kg.m2 质量 903 kg 3.8 轴承及键的选用 3.8.1 轴承的选用单列圆滚子轴承具有以下特性：可同时承受以径向负荷为主的径向和轴向负荷，限制轴（外壳）的一个方向的轴向位移。不宜用来承受纯轴向负荷。当成对配置使用时，可承受纯径向负荷。可调整径向、轴向游隙。因此选用单列圆锥滚子轴承。型号：30348（GB/T297-94）。基本尺寸：d=240 mm D=500 mm B=95 mm C=85 mm 质量 25.5 kg 3.8.2 键的选用 1.电机轴上键的选择计算第 32 页选用圆头普通平键（A 型）28120 GB1096-79 基本尺寸：b=28 mm h=16 mm L=125 mm 校核验算根据机械设计式 6-1 得校核式：工作面上的挤压应力p3p102=kldT （3.7）式中 T传递的转矩，T=3183.3 Nm k键与轮毂键槽的接触高度，k=0.5h=8 mm l键的工作长度，l=L-b=125-28=97 mm d轴的直径，d=95 mm P键、轴、轮毂三者中最弱材料的许用挤压应力，由机械设计表 6-2 查得， P=130 MPa 将各系数代入式 3.7 得，=959783 .31832000p86.4 MPaP=130 MPa 安全。 2. 减速器高速轴上键的选择计算选用圆头普通平键（A 型）22125 GB1096-79 基本尺寸：b=22 mm h=14mm L=125mm 校核验算根据机械设计式 6-1 得校核式：工作面上的挤压应力p3p102=kldT （3.8）式中 T传递的转矩，T=3151.5 Nm k键与轮毂键槽的接触高度，k=0.5h=7mm l键的工作长度，l=L-b=125-20=105 mm d轴的直径，d=75 mm P键、轴、轮毂三者中最弱材料的许用挤压应力，由机械设计表 6-2 查得， P=130 MPa 将各系数代入式 3.8 得，=7510575 .31512000p114.3 MPaP=130 MPa 安全。第 33 页 3.减速器低速轴上键的选择和分齿箱外伸部分键的选用选用圆头普通平键（A 型）50300 GB1096-79 基本尺寸：b=50 mm h=28mm L=300mm 校核验算根据机械设计式 6-1 得校核式：工作面上的挤压应力p3p102=kldT （3.8）式中 T传递的转矩，T=2.064510 Nm k键与轮毂键槽的接触高度，k=0.5h=14 mm l键的工作长度，l=L-b=300-50=250 mm d轴的直径，d=220 mm P键、轴、轮毂三者中最弱材料的许用挤压应力，由机械设计表 6-2 查得， P=130 MPa 将各系数代入式 3.8 得，=2202501410064. 220005p118.5 MPaP=130 MPa 安全。 4.齿轮轴上与齿轮配合的键的选用选用圆头普通平键（A 型）56450 GB1096-79 基本尺寸：b=56 mm h=32mm L=450mm 校核验算根据机械设计式 6-1 得校核式：工作面上的挤压应力p3p102=kldT （3.8）式中 T传递的转矩，T=2.043510 Nm k键与轮毂键槽的接触高度，k=0.5h=16mm l键的工作长度，l=L-b=450-56=394 mm d轴的直径，d=250 mm P键、轴、轮毂三者中最弱材料的许用挤压应力，由机械设计表 6-2 查得，第 34 页 P=130 MPa 将各系数代入式 3.8 得，=25039416102.04320005p98.2 MPaP=130 MPa 安全。图 3.17 主传动总装配图第 35 页第 4 章连续铸钢的经济效益分析连铸是一项有重大经济效益的先进技术，与模铸加初坯开轧的老工艺相比具有多种优点： 1. 金属收得率提高了 1015%。 2. 能源消耗降低 7080%。 3. 成本降低 1020%。 4. 基建投资减少 3040%，占地面积减少 30%左右。此外，还有改善劳动条件以及为生产连续化，自动化创造了条件等。连铸的节能效果：连铸的节能效果很明显，它主要体现在三个方面： 1.连铸可以代替炼钢的模铸和初轧（开坯)工序，故其节能量可以耗能的差额来比较。如国际钢铁协会技术委员会对 109 个钢铁企业调查的结果是：每吨铸坯可以节约能耗 2050kg 标煤。日本计算的结果是：方坯节约约为 47.7kg 标煤/吨，板坯节约35.7kg/t。 2.考虑连铸提高成材率的效果显著，也等于节约了铁水等大量原材料而间接节约了能源。美国按此法计算的结果是每吨板坯，连铸为 567kg 标煤，模铸加初轧为 721kg 标煤。 3.考虑到连铸坯质量的提高和尺寸的改善（如板坯宽度加大等），给以后轧钢成材工序带来了节能因素，（如太钢连铸板坯比初轧板坯宽度达 10%，可节约热轧能耗 10%）。双辊连铸的经济效益：双辊铸带工艺的典型优点是铸带更薄、铸速更快、操作更灵活。下面以 Castrip为例 ,将之与传统工艺进行比较。（1）工艺流程短，允许较大的热传递，因此铸带技术可节约设备投资。（2）凝固时间短。不像传统板坯连铸那样使用保护渣 ,结晶器也不用振动，将板坯凝固时间从传统连铸的 1070s 降到仅仅 0.15s。（3）占地少。Castrip 铸带工艺操作总长度 ,即从钢包回转台到卷曲机仅 60m, Eurostrip 也只有 75m,只为小型轧钢厂的 10% ,传统综合轧钢厂的 1%。从钢包到成品带卷，一台双辊连铸机的能耗比普通连铸工艺减少 80%90%，它以产生的温室气体少为特征，这是美国能源部已确定把带钢连铸作为“连铸技术发展方第 36 页向”的主要技术。双辊带钢连铸的冶金学与普通的钢铁连铸和轧制有很大的不同。该工艺的出乎意料结果是采用单一化学成分的钢水就能获得明显不同的带卷性能。它本身还能明显减少半成品的库存量。纽柯公司的克劳福兹维尔厂采用 CASTRIP 工艺每年可生产厚度在 2mm 以下的热轧带卷 50 万吨，其生产的扁平轧材质量超过了普通的连铸和轧制工艺生产的扁平轧材质量，这些优势包括了投产和生产成本降低，能减少能源消耗和污染物的排放量，产品更薄，附加值更高，设备更小，生产的灵活性更大，而且，CASTRIP 工艺原有的倾向是生产较薄厚度（1.5mm）, 表面质量高的带钢，因 CASTRIP 产品在许多用途方面能代替冷轧薄板，很有可能为扁平轧材创造出新产品、产型。但是，由于热轧碳钢产品的厚度大于 2.5mm,因此，这种产品很可能将采用普通的厚板坯连铸机或薄板坯连铸，再加上带材热轧机的工艺进行生产，至少近期它仍将是一种较好的生产工艺。完全实现连铸代替热轧、冷轧还需要一个漫长的过程。第 37 页结束语经过三个多月的毕业设计工作，基本上完成了双辊连铸机主传动系统的设计，以下是我在设计过程中涉及到的问题，希望各位老师给予指正。首先，我在总体结构的选择上，我选用了集中传动系统，即使用一个电动源带动两辊轧辊旋转，轧制薄带钢板。集中传动的上、下辊必须通换同磨，除保证辊径在公差范围之内，还要保证两辊具有同等的使用寿命。这是集中传动的缺点所在，但是考虑到该传动方式的其他优点，最终还是选用了集中传动方式。其次，分齿箱的设计，全部的结构都采用了焊接结构设计，以 1040 mm 厚的钢板焊接到一起，具有一定的强度，能够满足分齿箱传递转矩的需要。齿轮，采用了人字齿轮，因为人字齿轮在传动过程中可以消除部分轴向载荷，使传动平稳。在箱体外形结构上，以在肋板上钻出的40 mm 圆孔代替了一贯的吊耳结构，使箱体的制造更为方便。整体的焊接结构也替带了原来箱体结构的铸造方式，节省了模具的制造费用，这是本设计对传统方式的一项改进。万向联轴器部件是本次设计的另一个重点，该部件的左半部分采用以内部底板与半联轴器焊接，以内六角螺栓将底板与分齿箱外伸轴端的螺栓孔相连，限制了轴与联轴器之间的轴向滑移。并且，由于三个内六角螺栓可以传递一定量的扭矩，更增大了安全系数。降低了不平稳传动时出现错位的可能性。右半部分联轴器考虑到连铸机主机轧辊外伸轴的情况，在轴孔内采用压板结构，以左右两个压板传递扭矩，限制轴的扭转。取消键连接。在设计过程中，更加深了对以往的一些机械设计时注意事项的理解。比如在结构，公差配合，粗糙度，连接方式，验算校核上的事项。当然，作为一个少有设计经验的我，在设计过程中总有一些自己没有发现的缺陷和错误，在设计布局上也存在不足，希望各位老师给予更正。第 38 页致谢在顺利完成了毕业设规定内容的同时，我要感谢我的指导老师马学东老师，感谢他在三个多月的设计过程中给予我的支持和帮助。我的设计工作存在着诸多的不足，从设计方案的确定，到具体结构的选择，再到绘制图纸的每个过程，马老师都给了我很大的帮助，在这里，我要感谢马老师。在设计过程中，马老师认真解答了我所提出的各种问题，并对我的方案和图纸耐心的给予检查和提出宝贵意见。老师的意见，使我的方案和设计更加符合实际工作。设计的目的是应用于实际，所以，我把这个设计工作当作一份产品来对待，因此，马老师给我提出的各种意见，给予我极大的帮助，马老师的实际工作经验，更是我最需要的。在这里，我要由衷的感谢马老师，感谢他在百忙之中给予我的关心和帮助，请接受我最衷心的感谢。第 39 页参考文献 1齿轮手册编委会.齿轮手册.北京：机械工业出版社.2000.8. 2徐灏.机械设计手册.北京：机械工业出版社，1991.9. 3倪思康.双辊薄带连铸研究.全国连铸技术研讨会论文集.上海：1994.11. 4熊毅刚.板坯连铸.冶金工业出版社.1994. 5.连续铸钢手册.冶金工业出版社.1990. 6国外连铸连轧方法评述.中南矿冶学院科技情报室.1978 年 8 月. 7徐有荣等.液态铸轧低碳钢板的研究.钢铁出版社.1986. 8周明衡.减速器选用手册.北京：化学工业出版社.2002.4. 9赵家礼.电动机维修手册.北京：机械工业出版社.2003. 10卜炎.机械传动装置设计手册.北京：机械工业出版社.1998.12. 11王海文.轧钢机械设计.北京：机械工业出版社.1983.6. 12王建中.公差与制图技术手册.沈阳.辽宁科学技术出版社.1939.1 第 40 页附录 Technological Investigation on the Continuous Casting of Mid-Width Thin Slabs GAN Yong, ZHANG Bai Ting, ZHANG Hui, NI Man Sen and .JI Xiu Qiu ABSTRACT Continuous casting of thin slabs is a key state project for 7th and 8th fiveyear plans. On the basis of foundamental works, CISRI conducted the tests of 102 heats in Lanzhou Steel Works in the period of January 1991June 1992. Three slab assortments of 50900mm, 70900mm, 70500mm were examined. In June of 1992, 412 t steel of 46 heats were cast with the efficiency of 91. 3%. This-result meets the requirement of the state in this period. The mould, heft transfer, casting technology and factors influencing slabs qualities are investigated as well. KEY WORDS: mould, continuous casting of thin slab, technological properties 1. Introduction It is a very important new technique which has been researched and developed recently in the world to cast thin slab continuously and transfer the slab directly to rolling mill. This technique has changed the traditional technology route of strip production with obvious advantages in terms of energy saving, lowering capital investment, productive cost ,metal lose and so on, thus it is suggested that it represents the trend of development of strip production. In comparison with the tradition alone, the productive cost and capital investment of thin slab casting line is reduced by 10%20% and 15%20%respectively. This technique is not suitable for revamping existing strip production line, but is very attractive for new steel works and medium, small enterprises to produce plate and strip. According to the literature the energy consumption per ton steel of thin slab casting line is62.8 kJ less than that of traditional one. The figure is to be reduced further when slab is hot charged and rolled directly. For thin slab itself, the advantages of thin slab casting can not be realized unless the slab is hot charged and rolled direct-1y due to small thickness and large surface. The key technique of thin slab castingdirect rolling route is the thin slab casting with 第 41 页 three core techniques: mould, submerged nozzle and mould powder. A breakthrough in these core techniques has been made during pilot testing. In this paper, the technological performance of thin slab caster and the study on mould shape, heat transfer, casting technology, the factors effecting slab quality, in particular, surface quality is described. 2. Pilot Caster and Casting Technology The caster at Lanzhou Steel Works is of verticalcurved type with a radius of 2m, metallurgical length of 4390mm. There are two types of moulds: mould of variable section for slabs of 70900 (mm), 50 900 (mm), mould of constant section for slab of 70500 (mm). The vibration amplitude is 3mm with a frequency of 0300cycle/min. The liquid steel for testing was delivered from an arc furnace of 5, in nominal capacity with a heat weight of about 10t. The tundish capacity is 4t. The main equipments and devices involved in the testing were: ladle, platform, tundish , tundish car, submerged nozzle, mould, vibration device, second cooling zone, pinch rollers, turn over device, straightening, cutting device, roller conveyer, dummy bar system, motor driving system and control system. The maximum casting speed is 4m/min. Steel grades 20MnSi, 16Mn and plain carbon steel were tested. The core parts of thin slab caster, which are characteristic for the caster, arc mould and submerged nozzle. The schematic view of the funnel type mould and nozzle is shown in figure 1 and 2. From figure 1, it can be seen, that the lower part of the mould is straight and which cross section determines the slab size. The opening of upper part is widening gradually to allow nozzle to be submerged. The design of such kind of mould is based on solidification of liquid steel and deformation of shell under the external force, and the construction of the 第 42 页 nozzle must be matched with the mould (Figure 2). The nozzle cross section is elliptical, somewhat stretched in direction of major axis, so are the lateral outlets, which are made at on incline of a=250. The nozzles with different incline angle are used for different immersion depth. 3. Study and Manufacture of Mould The design work of a mould includes: determination of the shape and size, selection of the material to be made of, estimation of cooling intensity. All above mentioned points are essential for a rational design. The mould shape and size is determined by casting technology. 3. 1 Determination of maximum opening The maximum opening of the mould must meet with following three requirements: (1)Enough space for submerged nozzle; (2)The shell solidification shrinkage of 0. 8%1.0%to be considered; (3)The incline angle of the opening10for some mould length and slab thickness (Figure1).The calculated results for different slab width are shown in figure 3. For this test, mould of 900mm in width, 5070 mm in thickness was used, the reasonable maximum opening was 140160mm. 3. 2 Design of mould curved surface According to the shape of crossline of inner curved surface with straight part, the moulds of thin slab caster can be divided into three groups: trapezoidal, rectangular and elliptical (Figure 4). For curved surface design, first of all, the strain of shell must be less than 0. 2%0.3%, that means 第 43 页 D / 2R 0. 2% (1) where Dshell thickness; Rcurvature. Second factor, which should be considered, is that the curvature in horizontal direction must be always the same, and the curvature is increased from top to bottom. The formula of curved surface of elliptical mould is: X2 / 3502+ y2 /1752 =1 (2) where xaxis in direction of mould thickness; yaxis in direction of mould width. 4. Study on Flow Pattern in Mould 4.1 Mathematical model During casting, there are two processes in the mould: solidification of a shell at the water cooling wall and movement of remained liquid steel caused by teeming stream. The mathematical expression of these processes in terms of threedimensional steady unpressed transfer is given as: Continuity equation 0=ijxu (3) where ji,index, ji,=1, 2, 3; uspeed of liquid steel. Momentum equation 第 44 页 +=ijijjiljjjjiKxuxuvxxpxuu321 ( )4 where ijKronecker mark, ij=10whenwhen jiji=; ppressure; density; v effective viscosity coefficient, =vtvv+； vphysical viscosity coefficient; tvviscosity coefficient of turbulent flow, tv=0. 09exp(),5015 . 22KRT+ vKRt2= ； Kturbulent energy; emission rate of turbulent energy. Turbulent energy equation =tK+22jijjijitjKtjxkvxuxuxuvxKvvx )5( Emission rate equation of turbulent energy +=jBtjtxvvxDD +ijjijitxuxuxuvKc1 22222+ijitxxuvvKc ( )6 Where 1c, 2c, B, Kconstants； t time. K=1.3; 44. 11=c; ()22exp3 . 0192. 1tRc= Energy equation 第 45 页 =iiIipxtkxXTuc ( )7 where pcisobaric heat capacity; Ttemperature; ekeffective heat teanfer coefficient, ek=rtppckt+; kphysical heat teansfer coefficient; rtprp number of turbulent flow, rtp=0.9; etv=. All the equations mentioned above can be given in this combination form Sxxuiji+= ( )8 The calculation for a mould with a complex geometry is quite complicate, this problem in this case was solved by boundary fit coordinate system. After arithmetic operation the equation (8) is changed to ()()()+JWJVJu=()222zyxJ+ +()()SJJzyxzyx+222222 ( )9 The arithmetic operation is described in literature 2. 4.2 Boundary conditions and method of calculation For calculation of heat transfer in mould, it is necessary to estimate flow field first, then the heat field is calculated. In calculation, it was assumed that the field is symmetric, thus the calculation was done for 1 /4 part. The boundary conditions were: (1)At the nozzle outlets At the nozzle outlets, the speed distribution was given in accordance with the results of water modelling; the temperature was assumed as 1560and nozzle outer wall was assumed as isothermic. (2) At bottom side and symmetrical surface At the cross section of down stream, all the differentials of physical quantities (T,iuk, 第 46 页 ,p) in direction z were assumed zero; at the symmetrical surface, normal speed, normal differential of tangential speed and k, , T were zero too. (3)Top surface It was treated as symmetrical. (4) Mould wall It was assumed that at the wall there is a cohesion condition: u=V =0, K=eK, e= For calculation K=10-4.e=10-5. The heat transfer rate at the mould wall is determined only by casting speed and distance to top surface. The flow field and temperature was calculated by SIMPLE method3, developed by Patark. The calculation net is shown in figure 5. 4. 3 Quality of thin slab (1)Calculated results for flow and temperature field The speed and temperature distribution for the points at symmetrical surface for y (J=1) is shown in figure 6. From this figure 6(a), it can be seen that the flow field can he divided into three zones: efflux region near nozzle outlets, upper vortex region above nozzle outlets, bottom vortex beneath nozzle outlets. The jet speed in the efflux region is decayed very quickly in direction to narrow face of mould of x. The efflux then is divided in two streams after it is stopped by the narrow face, one goes up forming the upper vortex another goes down forming the bottom vortex. In bottom vortex region, the main stream goes up near x axis. The isotherms in figure 6(b) show clearly how is the heat of steel transferred to the mould wall in movement. The steel in efflux region is cooled due to strong turbulence, diffusing heat radially. As mentioned before the efflux is divided in upper and bottom stream after it is stopped by narrow face of the mould, the bottom stream is cooled down continuously, moving along mould face, thus the steel n the bottom vortex is cooler. From the calculated results, it is clear the steel in the region of higher flow speed is hotter. As a result of striking of high speed stream on the shell, the shell thickness is relatively small. 第 47 页 So, the shell near the nozzle and at narrow face in the region of bottom vortex is relative weak and attention should be paid to these regions in operation to prevent vertical cracking and break-out. (2) Observed flow field It was observed in water modeling and hot test, that flow field pattern and efflux has great influence elusion on the content vertical cracking and nonmetallic in due to small opening and short distance from nozzle to mould walls. In the beginning of Got test, when larger outlets were used, high vertical cracking index was observed (the cracking was observed in the both regions 100150mm from central line of slab regularly). This defect was reduced a lot when nozzle outlets became smaller and incline angle was changed. The reason is as follows: When larger nozzle outlets are used Figure 7(a), the kinetic energy of efflux is smaller and is dissolved quickly, striking directly on the wide face of the mould, washing the shell at this place making shell growth rate small. On the other hand, the temperature distribution in the mould is abnormal causing high growth speed of shell near narrow face due to not reaching of efflux to the narrow face, and better cooling conditions. After the slab has left mould, the vertical cracking is observed as a result of combination effect of internal stress 第 48 页 and rapid cooling in second cooling zone. When smaller nozzle outlets are used Figure7 (b), the efflux guided by outlet periphery is quite stable and strikes directly on the narrow face, thus the high temperature zone and eddy current zone is moved to narrow face , avoiding meeting with stress concentration region in the shell. The nonmetallic inclusion content of slab is mainly influenced by nozzle shape and immersion depth. When the immersion depth is small, the incline angle of outlets is not rational, the efflux strikes on the mould powder directly, making powder layer unstable and entraped or involved into the metal Figure 8(b).This circumstance is observed also in following other two cases: the upper stream formed from efflux is strong enoughA in figure 8 (a);a negative pressure region is formed due to nonuniform fieldR in figure 8(b) From water modeling and hot test it is coneluded that when=250, the immersion depth is 200300 mm, the mould powder layer is stable, the nonmetallic inclusion content of steel is reduced obviously. 5. Starting and Casting The starting is a key problem for thin slab casting because of speciality of the mould and nozzle construction. For funnel type mould, to meet the requirements of shell deformation, the shell thickness at the bottom of deformation zone in the mould must be less than 1/2 of slab thickness, that means, the mould must be filled with steel within 60 s. From start of teeming, the casting speed must reach the minimum speed of 1 m/min within 80 s, a normal casting speed must be reached within 150 s. The practical casting process is shown in figure 9. 第 49 页 For rectangular mould, because of short distance from nozzle to the wall (on1y 12 mm), the nozzle must be preheated to 9001100 before use. In the beginning of casting, a special low melt point exothermic mould powder is added around the nozzle to avoid bridging between nozzle and shell, and at starting, the steel should fill the mould and casting is to be started within 30 s, the casting speed must reach 1.2 m/min or more within 60 s, a normal casting speed must be reached within 120 s. The process is shown in figure 10. For this caster, restricted by metallurgical length and other factors, for slab 50 mm in thickness, normal casting speed is 3m/min: for slab 70mm in thickness, normal casting speed is 2 m/min. At the end of the casting, speed is reduced at first, after the end is solidified, the strand is dragged rapidly. 6. Conclusions (1)The mould length changes with technology, in general, the length is 9501110 mm due to higher casting speed in comparison with traditional continuous casting. (2)Based on technology used and solidification shrinkage, the opening of mould is in some relation with the minimum slab width. The opening is 140160 mm for slab 900 mm in width. (3)The slab quality depends on the curved surface design. Hot test showed the moulds used in test are rational. (4) In the region of higher circulating speed of liquid steel, the temperature of the steel is higher and striking of hot metal on the shell gives a negative influence on shell growth. (5) The weak points of shell formation in thin slab casting are in the region of efflux and 第 50 页 the main stream in bottom vortex. (6) The hot test had proved that the starting and casting technology used is rational. REFERENCES 1 Chang Xi.Principles of Transfer in Metallurgy. Seconded. Beijing; Publishing House of Metallurgy, 1991, 267279 din Chinese) 2 Wang Laihua. Study on Fluid Field and Heat Transfer in the Mould of Thin Slab Caster. Dissertation, CISRI, 1990 (in Chinese) 3 Nakato Hetal. Steelmaking Conference Proceedings, 1987, 70, 427431 第 51 页中等厚度薄板连铸技术研究阚勇张百亭张辉倪满森纪秀秋摘要薄板连铸是七五计划和八五计划的一项主要工程，在金属基金协会支持下， CISIRI公司于 1991 年 1 月至 1992 年 6 月期间在兰州钢铁公司对 50900mm，70900mm，70500mm三种薄板采用102种加热方法进行测试。 1992年6月采用46种加热方法以91.3%的浇注率成功浇注了 412 吨钢。该结果满足了当时的需要。同时对连铸机机型，重量，和板带质量影响因素也进行了研究。关键词：结晶器薄带连铸技术产权 1.介绍连铸技术是最近世界上对薄板的研究和开发以及直接将板带变成轧制钢板的一项非常重要的新技术。该技术以节能、基建投资少、生产费用底、金属流失少等的明显优势改变了传统的板带生产技术。所以它代表了板带生产的发展趋势。与传统板带生产技术相比薄板带连铸技术生产线的生产费用和基建投资分别减少了 10%-20%和 15%-20%。这项技术不适合现有的窄带生产线，但是对新钢铁公司，中、小企业生产板材、带材非常有用。据有关资料表明该项技术每生产一吨薄带连铸钢所消耗的能量比传统生产方式少 62.8KJ。如果带材采用热装热轧所节省的能量会更多。对薄带材本身而言，薄带材连铸的优势并不能体现出来，因为它厚度小并且面积大，除非带材采用热装热轧。薄带铸件直接轧制生产线的关键技术是薄带铸件的三个核心技术：结晶器，冷却管，结晶器振动装置。在试验测试期间这些核心技术都已取得了突破性的成果。本文主要阐述了有关薄带铸件的产生以及结晶器形状的研究，热交换，浇注技术，带材质量特别是表面质量影响因素。 2.试验铸件和浇注技术兰州钢铁公司的连铸机是垂直弯曲型连铸机，圆弧半径是 2 m，冶金长度为 4390 mm，结晶器类型有两种：截面面积为 70900 mm，50900 mm 的可变截面带材结晶器，和截面面积为 70500mm 的固定截面结晶器。振幅高为3mm,频率为 0300r/min。测试

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