鎂還原工序中高溫機(jī)械化裝出料無(wú)軸螺旋機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)

任 玲，夏德宏，葉 巖

(北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083)

鎂還原工序中高溫機(jī)械化裝出料無(wú)軸螺旋機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)

任 玲，夏德宏，葉 巖

(北京科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，北京 100083)

針對(duì)目前金屬鎂熱還原工序中人工裝出料的現(xiàn)狀，提出采用無(wú)軸螺旋體作為罐內(nèi)執(zhí)行機(jī)構(gòu)的機(jī)械裝出料方式。通過理論設(shè)計(jì)計(jì)算確定螺旋體的結(jié)構(gòu)、尺寸和運(yùn)動(dòng)參數(shù)，采用ANSYS有限元分析螺旋體的整體彎曲和扭轉(zhuǎn)性能，以保證機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)合理并具有良好的機(jī)械性能。研究表明：通過對(duì)葉片截面溫度場(chǎng)的分析發(fā)現(xiàn)，葉片在工作時(shí)間內(nèi)的溫升在材料的允許范圍內(nèi)，驗(yàn)證所選葉片材質(zhì)的合理性；通過對(duì)螺旋體的應(yīng)力分析，發(fā)現(xiàn)自由端葉片和螺旋內(nèi)徑處為薄弱環(huán)節(jié)，提出螺旋體自由端的縮徑結(jié)構(gòu)和外窄內(nèi)寬的梯形葉片截面。采用本機(jī)構(gòu)進(jìn)行機(jī)械化裝出料，可將裝出料時(shí)間由2 h縮短為15 min，大大縮短熱還原工序的時(shí)間，具有實(shí)際推廣和應(yīng)用價(jià)值。

鎂熱還原；高溫裝出料；機(jī)械化；無(wú)軸螺旋

我國(guó)原鎂產(chǎn)量現(xiàn)居世界第一位，占世界總產(chǎn)量的80%以上[1]。目前，我國(guó)99%以上鎂廠采用硅熱法生產(chǎn)金屬鎂[2?3]。熱還原工序是硅熱法煉鎂的核心工序，但其工作周期過長(zhǎng)一直是金屬鎂冶煉行業(yè)難以解決的問題。熱還原工序需要在真空熱還原罐中完成，包括真空熱還原和裝出料兩個(gè)環(huán)節(jié)。由于還原罐內(nèi)高溫、罐體氧化變形的影響，目前還原罐的裝出料環(huán)節(jié)通常采用人工方式。其工作流程一般是將配備好的球團(tuán)料由人工使用推料鏟送入還原罐內(nèi)，在高溫下還原成金屬鎂，剩余礦渣由人工使用扒渣鏟清除后再裝料，進(jìn)入下一工作周期。因此，如果能以機(jī)械代替人工進(jìn)行裝出料，不僅可大幅縮短還原工序時(shí)間，還可改善煉鎂過程的生產(chǎn)環(huán)境，降低工人勞動(dòng)負(fù)荷，提高生產(chǎn)自動(dòng)化水平。

目前還原罐大多為橫置且輸送物料溫度很高，因此在使用期間會(huì)發(fā)生局部剝落、不可逆的塌陷和彎曲變形。曾有學(xué)者提出刮板式除渣裝置[4]，但是受結(jié)構(gòu)的限制，適應(yīng)還原罐變形有限，且不利于裝出料的高溫工作環(huán)境[5?6]。對(duì)于還原罐這種狹長(zhǎng)且一端封閉的結(jié)構(gòu)，螺旋輸送是較理想的機(jī)械輸送方式，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。這種方式具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、操作簡(jiǎn)便、效率高等優(yōu)點(diǎn)，特別是通過在螺旋軸內(nèi)通冷卻水的方式基本解決了高溫工作的問題[7]，但是不能適應(yīng)還原罐的變形要求。對(duì)于鏟式除渣裝置[8]，雖然機(jī)構(gòu)的鏟頭較靈活，可以適應(yīng)還原罐變形，但是整個(gè)扒渣裝料過程不連續(xù)，效率低。

盡管人們對(duì)機(jī)械裝出料方式做了各種嘗試，但迄今依然沒有找到一種既能適應(yīng)高溫工作條件，又能適應(yīng)還原罐變形的方式。針對(duì)上述問題，本文作者提出一種無(wú)軸螺旋結(jié)構(gòu)為罐內(nèi)執(zhí)行機(jī)構(gòu)(見圖2)。這種結(jié)構(gòu)擁有螺旋輸送的所有優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)由于中心無(wú)軸，無(wú)軸螺旋整體具有較大柔性，可適應(yīng)還原罐的變形要求，使得裝出料的機(jī)械化成為可能。進(jìn)一步通過理論設(shè)計(jì)計(jì)算和仿真模擬等方法，得到裝出料機(jī)的主要結(jié)構(gòu)尺寸和工藝參數(shù)。

圖1 有軸螺旋體結(jié)構(gòu)Fig. 1 Screw structure with shaft

圖2 無(wú)軸螺旋體結(jié)構(gòu)Fig. 2 Screw structure without shaft

1 裝出料執(zhí)行機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)條件及工作流程

還原罐的規(guī)格選為總長(zhǎng)3.5 m，高溫部分外徑(Do) 0.339 m，內(nèi)徑(Di)0.273 m，長(zhǎng)2.86 m；低溫部分外徑(Do)0.3 m，內(nèi)徑(Di)0.29 m，長(zhǎng)0.65 m。熱還原過程爐溫1 200 ℃左右。開爐后隨著裝出料的進(jìn)行，爐溫會(huì)有所下降。由于鎂渣在低于675 ℃時(shí)會(huì)粉末化，造成扒渣困難，因此裝出料溫度不應(yīng)太低，一般為900～1 200 ℃。

假設(shè)單罐產(chǎn)量30 kg，根據(jù)物料平衡計(jì)算得還原反應(yīng)球團(tuán)料191 kg，鎂渣160 kg，平均裝出料量2.1 t/h。裝出料機(jī)的工作流程為無(wú)軸螺旋體旋進(jìn)扒渣，到罐底后繼續(xù)旋轉(zhuǎn)至扒渣完全；之后反轉(zhuǎn)進(jìn)行裝料，待物料到達(dá)還原罐底，逐漸旋出罐外。設(shè)計(jì)要求15 min內(nèi)完成整個(gè)裝出料過程，且螺旋裝出料時(shí)間小于10 min。

1.2 主要結(jié)構(gòu)尺寸及運(yùn)動(dòng)參數(shù)的確定

為了滿足單罐裝出料時(shí)間的要求，需要螺旋體有一定的裝出料量。螺旋體的裝出料量Q(t/h)可表示為[9?10]

式中：D為螺旋直徑，m；S為螺距，m；n為螺旋轉(zhuǎn)速，r/min；v′為螺旋體移動(dòng)速度，m/s；φ為物料輸送填充系數(shù)；γv為物料堆積密度，t/m3；c為傾斜輸送系數(shù)，還原罐橫置時(shí)取為1。物料(球團(tuán)料、鎂渣)的輸送填充系數(shù)和堆積密度如表1所列。

從式(1)中可以看出，螺旋輸送量與螺旋外徑、螺距、螺旋轉(zhuǎn)速和螺旋體移動(dòng)速度等參數(shù)有關(guān)，因而需要進(jìn)一步確定各參數(shù)的具體數(shù)值。

1.2.1 螺旋直徑與螺距

螺旋直徑受還原罐內(nèi)徑的限制?？紤]還原罐變形的影響，螺旋直徑選取標(biāo)準(zhǔn)直徑D=0.2 m。螺距S=D/(47AK2.5)，其中K、A為物料特性系數(shù)，如表1所列。球團(tuán)料和殘?jiān)匦韵禂?shù)不同，計(jì)算出的螺距也不同。但是由于螺距正比于螺旋輸送量，為了保證螺旋輸送量，螺距取大值S=160 mm。

表1 球團(tuán)料與鎂渣的特性參數(shù)Table 1 Characteristic parameters of pellet and slag

1.2.2 運(yùn)動(dòng)參數(shù)

螺旋體的運(yùn)動(dòng)參數(shù)包括螺旋轉(zhuǎn)速和旋進(jìn)旋出時(shí)的移動(dòng)速度。由于輸送物料的不同，這兩個(gè)參數(shù)應(yīng)分別計(jì)算。對(duì)于出料過程，設(shè)螺旋體前進(jìn)速度為vi′n，則單位時(shí)間的進(jìn)渣量Qc為

式中：φ為鎂還原渣在罐內(nèi)的填充系數(shù)，取為0.7。此時(shí)的出渣量Qd為

為保證螺旋體前進(jìn)過程中鎂渣不發(fā)生堆積，并且螺旋體的輸送能力可充分發(fā)揮，令進(jìn)渣量等于出渣量，得到如下螺旋前進(jìn)速度、輸送填充系數(shù)和螺旋轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系式

針對(duì)本機(jī)構(gòu)的高溫工作環(huán)境，應(yīng)盡量減少螺旋葉片在高溫爐渣中的時(shí)間，因此設(shè)計(jì)中要降低物料輸送填充系數(shù)。物料輸送填充系數(shù)分別為0.2、0.23和0.25時(shí)螺旋旋進(jìn)速度與轉(zhuǎn)速的關(guān)系如圖3所示。從圖3中可知，轉(zhuǎn)速一定，要降低物料輸送填充系數(shù)則必然要降低附加軸向速度vi′n，因此又會(huì)延長(zhǎng)出料時(shí)間，所以應(yīng)綜合考慮。

圖3 不同輸送填充系數(shù)下螺旋旋進(jìn)速度與螺旋轉(zhuǎn)速的關(guān)系Fig. 3 Relationship between feeding speed and rotating speed under various filling coefficients for conveying

綜合考慮出渣和裝料時(shí)間分配，設(shè)計(jì)出渣時(shí)間3.5 min以內(nèi)為宜，因此，螺旋體前進(jìn)速度應(yīng)大于0.166 m/s，根據(jù)圖3滿足這一條件的最低轉(zhuǎn)速為40 r/min。取螺旋體前進(jìn)速度0.017 m/s，可得到平均輸送填充系數(shù)0.24，則螺旋旋進(jìn)時(shí)間206 s，出渣量2.8 t/h。整個(gè)出料時(shí)間應(yīng)在螺旋體旋進(jìn)時(shí)間的基礎(chǔ)上加上鎂渣輸送一個(gè)還原罐長(zhǎng)的時(shí)間。無(wú)附加軸向速度時(shí)，物料輸送速度0.107 m/s，輸送一個(gè)還原罐總長(zhǎng)時(shí)間33 s。則總出料時(shí)間239 s，總出料量3.4 t/h。實(shí)際生產(chǎn)中，還原罐使用前期變形程度較小，可取大于40 r/min的轉(zhuǎn)速，保持前進(jìn)速度不變從而減小填充系數(shù)，減少葉片在鎂渣中的接觸傳熱時(shí)間；還原罐使用后期變形程度加深，可降低轉(zhuǎn)速，以應(yīng)對(duì)隨時(shí)可能發(fā)生的緊急狀況。

對(duì)于裝料過程，與出料過程相似，球團(tuán)料在還原罐中的填充系數(shù)φ=1(即裝滿)，令填充量等于裝料量，得

根據(jù)時(shí)間分配，裝料過程用時(shí)6 min以內(nèi)，其中包括輸送一個(gè)罐長(zhǎng)的時(shí)間。球團(tuán)料較鎂還原渣更易破損，因此，螺旋轉(zhuǎn)速不能太高。裝料過程中球團(tuán)料填充系數(shù)最大可達(dá)0.3，滿足設(shè)計(jì)裝料時(shí)間的最低轉(zhuǎn)速30 r/min。軸向退出速度應(yīng)比設(shè)計(jì)值略大，取軸向退出速度0.012 m/s，則旋出時(shí)間292 s，裝料量2.3 t/h。無(wú)軸向附加速度時(shí)的物料輸送速度0.08 m/s，輸送一個(gè)總罐長(zhǎng)時(shí)間38 s，即從開始裝料到螺旋體開始退出間隔38 s?？傃b料時(shí)間330 s，總裝料量2.7 t/h。

表2 螺旋體主要結(jié)構(gòu)尺寸及運(yùn)動(dòng)參數(shù)Table 2 Dimensions and motion parameters of screw structure

綜上所述，螺旋體的主要結(jié)構(gòu)尺寸及運(yùn)動(dòng)參數(shù)如表2所列。裝出料總時(shí)間為569 s，平均裝出料量為2.8 t/h，滿足設(shè)計(jì)要求。

1.2.3 螺旋內(nèi)徑、傳動(dòng)軸長(zhǎng)和葉片厚度

除螺旋直徑和螺距，螺旋體的結(jié)構(gòu)尺寸還包括螺旋內(nèi)徑d、傳動(dòng)軸長(zhǎng)L和葉片厚度δ。這3個(gè)參數(shù)對(duì)螺旋體整體彎曲和扭轉(zhuǎn)性能會(huì)有較大影響，因而進(jìn)一步采用ANSYS有限元軟件進(jìn)行靜應(yīng)力分析，確定這3個(gè)參數(shù)的合理設(shè)計(jì)值。螺旋體總長(zhǎng)取為4 m，螺旋體材質(zhì)選用310 s耐熱鋼，則彈性模量200 GPa，泊松比0.3，密度7 980 kg/m3。在ANSYS中，螺旋葉片選用彈性殼單元shell63，傳動(dòng)軸選用三維實(shí)體單元solid45，有限元模型如圖4所示。網(wǎng)格大小設(shè)為0.01 m，經(jīng)驗(yàn)證可滿足精度要求。彎曲分析中，在自由端施加0.1 m的撓度變形；扭轉(zhuǎn)分析中，傳動(dòng)軸端施加實(shí)際工作扭矩64 N·m。

圖4 無(wú)軸螺旋體的有限元模型Fig. 4 Finite element model for screw structure without shaft

對(duì)于不同內(nèi)徑下，螺旋體受彎矩和扭矩時(shí)最大應(yīng)力的變化如圖5所示。圖中傳動(dòng)軸長(zhǎng)L=0.4 m，葉片厚度δ=0.01 m，螺旋內(nèi)徑分別取為0.06、0.07、0.08和0.1 m。由圖5中可知，隨著螺旋內(nèi)徑的增大，無(wú)軸螺旋體的最大彎曲應(yīng)力減小，而最大扭轉(zhuǎn)應(yīng)力變化不大，即螺旋體彎曲剛度顯著下降，扭轉(zhuǎn)剛度變化不明顯。說明螺旋內(nèi)徑越大，整體彎曲扭轉(zhuǎn)性能越好。但是隨著螺旋內(nèi)徑的增大，螺旋葉片的有效輸送面積減小，從而影響裝出料量和輸送效率。螺旋內(nèi)徑與物料輸送填充系數(shù)的關(guān)系曲線如圖6所示，說明輸送填充系數(shù)越大，則要求螺旋內(nèi)徑越小。對(duì)于本機(jī)構(gòu)，要求物料填充系數(shù)至少要大于0.25，因此螺旋內(nèi)徑選取為0.08 m，內(nèi)外徑比為0.4。

對(duì)于不同的傳動(dòng)軸長(zhǎng)，最大應(yīng)力的變化規(guī)律如圖7所示。圖中螺旋內(nèi)徑d=0.08 m，葉片厚度δ=0.01 m，傳動(dòng)軸長(zhǎng)分別取為0.4、0.55、0.7和1.05 m。由圖7可以看出，隨著傳動(dòng)軸長(zhǎng)的增加，最大彎曲應(yīng)力顯著增大，而最大扭轉(zhuǎn)應(yīng)力變化較小。

對(duì)于傳動(dòng)軸長(zhǎng)L=0.4 m，螺旋內(nèi)徑d=0.08 m，葉片厚度分別取為0.003、0.008、0.01和0.013 m，最大應(yīng)力隨葉片厚度的變化如圖8所示。由圖8可知，隨著葉片厚度的增加，最大彎曲應(yīng)力增大，最大扭轉(zhuǎn)應(yīng)力減小。

圖5 最大應(yīng)力隨螺旋內(nèi)徑的變化(L=0.4 m，δ=0.01 m)Fig. 5 Dependence of maximum stress on inner diameter of screw structure (L=0.4 m,δ=0.01 m)

圖6 螺旋內(nèi)徑與輸送填充系數(shù)的關(guān)系(L=0.4 m，δ=0.01 m)Fig. 6 Dependence of inner diameter on filling coefficient for conveying (L=0.4 m,δ=0.01 m)

圖7 最大應(yīng)力隨傳動(dòng)軸長(zhǎng)的變化(d=0.08 m，δ=0.01 m)Fig. 7 Dependence of maximum stress on shaft length (d=0.08 m,δ=0.01 m)

圖8 最大應(yīng)力隨葉片厚度的變化規(guī)律(L=0.4 m，d=0.08 m)Fig. 8 Dependence of maximum stress on blade thickness (L=0.4 m,d=0.08 m)

綜上所述，螺旋體應(yīng)當(dāng)在保持一定扭轉(zhuǎn)剛度的情況下，彎曲剛度盡可能小。然而在螺旋內(nèi)徑確定的情況下，螺旋體的扭轉(zhuǎn)剛度和彎曲剛度受傳動(dòng)軸長(zhǎng)與葉片厚度的綜合影響。對(duì)比分析圖7和圖8，發(fā)現(xiàn)葉片厚度對(duì)應(yīng)力的影響比傳動(dòng)軸長(zhǎng)更明顯。而傳動(dòng)軸長(zhǎng)應(yīng)盡量取較小的值，考慮到傳動(dòng)軸與螺旋葉片的連接穩(wěn)定性，傳動(dòng)軸長(zhǎng)取為L(zhǎng)=0.55 m。進(jìn)一步以彎曲扭轉(zhuǎn)應(yīng)力之和為評(píng)價(jià)指標(biāo)，得到其隨葉片厚度的變化，如圖9所示。在葉片厚度為0.013 m時(shí)，彎曲扭轉(zhuǎn)應(yīng)力之和取最小值，因此，葉片厚度取為0.013 m。

圖9 彎曲扭轉(zhuǎn)應(yīng)力之和隨葉片厚度的變化(L=0.5 m，d=0.08 m)Fig. 9 Dependence of bending and torsion stress combined on blade thickness(L=0.5 m,d=0.08 m)

2 螺旋體的模擬仿真與結(jié)構(gòu)優(yōu)化

2.1 葉片截面溫度場(chǎng)分析

無(wú)軸螺旋體的結(jié)構(gòu)不便于做水冷循環(huán)，因此有必要分析葉片在工作時(shí)間內(nèi)的溫升。假設(shè)葉片各向同性，并忽略葉片變形所產(chǎn)生的變形熱、葉片無(wú)內(nèi)熱源，認(rèn)為葉片與爐料、空氣之間的換熱系數(shù)是常數(shù)，且計(jì)算時(shí)間步足夠小，以保證每一個(gè)區(qū)域內(nèi)的熱流在該時(shí)間步長(zhǎng)內(nèi)均視為常數(shù)。

葉片各截面沿長(zhǎng)度方向的熱載荷相同，且長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于其高度和寬度，故將問題簡(jiǎn)化為二維瞬態(tài)傳熱問題[11]。沿徑向切割螺旋體得到螺旋葉片截面，如圖10所示。自由端的螺旋葉片在扒渣過程中一直與鎂渣接觸，為接觸換熱；中部螺旋葉片為接觸換熱與輻射換熱交替；傳動(dòng)軸端主要為罐口的輻射換熱。此外，葉片溫升最大出現(xiàn)在扒渣結(jié)束時(shí)，因此對(duì)加熱240 s的自由端葉片截面溫度場(chǎng)進(jìn)行分析。熱分析采用ANSYS軟件中三維具有面內(nèi)導(dǎo)熱能力的單元shell57。

圖10 螺旋葉片截面Fig. 10 Blade section of screw structure (mm)

由于自由端葉片始終與鎂渣接觸，簡(jiǎn)化為變熱流邊界條件，即

式中：TR為鎂渣溫度，K；hd為接觸熱傳導(dǎo)系數(shù)，與界面的表面狀況和接觸壓力的大小有關(guān)，W/(m2·K)[12?14]。葉片起始各節(jié)點(diǎn)的溫度設(shè)為室溫25 ℃。

將葉片厚度初步定為0.01 m，則葉片截面邊界點(diǎn)的溫升曲線如圖11所示。從圖11中可以看出，葉片截面加熱240 s后，溫度從25 ℃升至1 100 ℃左右。由于該熱分析是假設(shè)自由端葉片始終與鎂渣接觸，而葉片沿軸向各截面根據(jù)接觸時(shí)間不同最高溫度也有所不同，因此，也可將圖11看成是沿軸向不同位置葉片截面的最高溫度曲線。根據(jù)螺旋體轉(zhuǎn)速和移動(dòng)速度，可求得各位置葉片與鎂渣的接觸時(shí)間，進(jìn)而通過圖11可得到扒渣結(jié)束時(shí)各位置葉片的最高溫度。從圖11中可以看出，螺旋體大部分葉片的最高溫度在850 ℃以下，只有自由端部葉片溫度較高。本文作者所選定的310 s耐熱鋼最高工作溫度可達(dá)1 150 ℃，因此可滿足工作要求。

圖11 葉片截面邊界的升溫曲線Fig. 11Temperature increasing curve at boundary of blade section

圖12 葉片截面溫度分布Fig. 12 Temperature distributions of blade section: (a)δ= 0.01 m; (b)δ=0.015 m

進(jìn)一步分析葉片厚度對(duì)葉片截面溫升的影響。不同葉片厚度下，加熱240 s后葉片截面的溫度分布如圖12所示。由圖12可看出，由于葉片較薄，因此內(nèi)外溫差較小。增加葉片厚度，會(huì)降低葉片中心點(diǎn)溫度，但厚度增加會(huì)引起彎曲剛度的增加。若將葉片厚度由0.01 m增加為0.015 m，可使葉片中心點(diǎn)的溫度降低10 ℃，但整體機(jī)構(gòu)彎曲應(yīng)力將增加20 MPa。因此葉片厚度值的選擇應(yīng)以螺旋體靜應(yīng)力的分析結(jié)果為主要依據(jù)，取為0.013 m，而機(jī)構(gòu)的高溫工作問題可以通過提高材料的性質(zhì)來解決。

2.2 螺旋體應(yīng)力分析

還原罐變形前期，螺旋體工作時(shí)只受扭矩，當(dāng)還原罐出現(xiàn)軸向彎曲變形后，螺旋體將受到彎曲和扭轉(zhuǎn)應(yīng)力的共同影響。螺旋體最大彎曲撓度分別為0.01、0.03、0.05、0.1 m時(shí)螺旋體的最大應(yīng)力如圖13所示。由圖13可看出，310 s耐熱鋼在1 000 ℃時(shí)的屈服強(qiáng)度約為110 MPa。螺旋體工作時(shí)的最大應(yīng)力值在110 MPa內(nèi)的最大允許撓度為0.08 m，若自由端撓度高于此值時(shí)則會(huì)發(fā)生屈服變形。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)螺旋體的最大應(yīng)力多出現(xiàn)在內(nèi)徑處，如圖14所示為一局部葉片的應(yīng)力分布。從圖14中可以看出，內(nèi)徑處應(yīng)力較外徑明顯增大，因此實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)加強(qiáng)內(nèi)徑處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

2.3 螺旋體結(jié)構(gòu)優(yōu)化

通過上述分析，可以驗(yàn)證本文作者所設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)和所選材料基本滿足還原罐內(nèi)裝出料的使用要求，但自由端葉片和螺旋內(nèi)徑處為薄弱環(huán)節(jié)。基于此，本文作者提出了相應(yīng)的改進(jìn)方法。針對(duì)自由端葉片，可將自由端螺旋體做成縮徑結(jié)構(gòu)，如圖15(a)所示，由此可保證自由端在擁有一定輸送能力的基礎(chǔ)上加強(qiáng)高溫結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。針對(duì)螺旋內(nèi)徑處應(yīng)力較大、外徑處應(yīng)力較小的問題，可將螺旋葉片截面做成外窄內(nèi)寬的梯形，如圖15(b)所示，由此可以在保證葉片總質(zhì)量不變的情況下，加強(qiáng)螺旋內(nèi)徑處的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

圖13 螺旋體最大應(yīng)力隨自由端撓度的變化Fig. 13 Dependence of maximum stress on deflection at free end

圖14 局部葉片的應(yīng)力分布Fig. 14 Stress distribution of local blade (Pa)

圖15 改進(jìn)后的螺旋葉片F(xiàn)ig. 15 Improved blade of screw structure: (a) Diameter shrinkage at free end of blade; (b) Blade with trapezoid cross section

3 結(jié)論

1) 提出采用無(wú)軸螺旋體作為鎂還原罐內(nèi)高溫裝出料的執(zhí)行機(jī)構(gòu)，確定了螺旋體的葉片材質(zhì)、螺旋外徑、螺距、螺旋體轉(zhuǎn)速、螺旋體軸向進(jìn)出速度、裝出料時(shí)間及裝出料量等參數(shù)的數(shù)值。為保證機(jī)構(gòu)具有良好的機(jī)械性能，通過ANSYS有限元分析螺旋體的整體彎曲和扭轉(zhuǎn)性能，確定了螺旋內(nèi)徑、傳動(dòng)軸長(zhǎng)和葉片厚度的合理尺寸值。

2) 通過對(duì)葉片截面溫度場(chǎng)的分析，發(fā)現(xiàn)葉片在工作時(shí)間內(nèi)的溫升在材料的允許范圍內(nèi)，驗(yàn)證所選葉片材質(zhì)的合理性。通過對(duì)螺旋體的應(yīng)力分析，發(fā)現(xiàn)自由端葉片和螺旋內(nèi)徑處為薄弱環(huán)節(jié)，提出螺旋體采用自由端縮徑結(jié)構(gòu)和外窄內(nèi)寬梯形葉片截面的改進(jìn)方案。

3) 采用本機(jī)構(gòu)進(jìn)行機(jī)械化裝出料，可將2 h的裝出料時(shí)間縮短為15 min，大大縮短了熱還原工序的時(shí)間，因此具有很強(qiáng)的推廣應(yīng)用價(jià)值，且經(jīng)濟(jì)效益顯著。

4) 還原罐在使用前期變形較小，建議采用帶有內(nèi)置水冷循環(huán)的傳統(tǒng)有軸螺旋體作為罐內(nèi)執(zhí)行機(jī)構(gòu)；當(dāng)還原罐變形增大到一定程度后，建議更換為無(wú)軸螺旋機(jī)構(gòu)，以充分發(fā)揮其整體柔性的優(yōu)點(diǎn)，且可增加螺旋葉片的使用壽命。

5) 針對(duì)扒渣后螺旋葉片可能粘有鎂渣的情況，建議配備兩套無(wú)軸螺旋機(jī)構(gòu)分別進(jìn)行扒渣和裝料，同時(shí)還可減少螺旋葉片因冷熱交替而產(chǎn)生的熱疲勞，延長(zhǎng)葉片的使用壽命。

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(編輯 李艷紅)

Development of screw structure without shaft for high-temperature mechanized charging and discharging in magnesium reduction process

REN Ling, XIA De-hong, YE Yan
(School of Mechanical Engineering, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

In traditional thermal reduction process of magnesium, charging and discharging were carried out in manual operation. Based on this, the screw structure without shaft was proposed as the actuator inside the reduction jar. The corresponding structure sizes and motion parameters were determined by theoretical calculation. The bending and torsion stress were analyzed by the finite element analysis of ANSYS software, which can guarantee feasible parameters designed and good mechanical property of the structure. By analyzing the temperature distribution of blade section, the temperature changes of blade during the working time are in the range of material allowed, which proves that the blade material is available. The blades at free end and at inner periphery are weak by the stress analysis. Therefore, a diameter shrinkage structure at free end and blade with trapezoid cross section are presented. The results show that, by applying the screw structure without shaft, the time for charging and discharging is shortened from traditional 2 h to 15 min, which shows the designed structure with practical value is worth popularizing.

thermal reduction of magnesium; high-temperature charging and discharging; mechanization; screw structure without shaft

TF822

A

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(FRF-AS-10-005B)

2011-09-23；

2012-04-05

任 玲，講師，博士；電話：010-62332730；傳真：010-62332741；E-mail: renl@me.ustb.edu.cn

1004-0609(2012)10-2882-08