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PATENTANSPRÜCHE
1. Schiebeverschluss für metallurgische Gefässe, mit einem Verschlussgehäuse (13), in welchem eine erste feuerfeste Verschlussplatte (7) ortsfest gelagert ist, einer gegenüber dieser beweglichen, eine zweite feuerfeste Verschlussplatte (10) aufnehmenden Schiebereinheit (11) und mit zwischen dem Verschlussgehäuse (13) und einer Schieber-Druckplatte (14) verspannten, mit Federelementen versehenen Spannschraubenvorrichtungen (15) zur Erzeugung eines einstellbaren Anpressdruckes zwischen den einander zugekehrten Gleitflächen der Verschlussplatten, dadurch gekennzeichnet, dass den Federelementen (24, 33) der Spannschraubenvorrichtungen (15) Anschlagorgane (21, 25, 32, 34) zugeordnet sind, um einen nach eingestelltem Anpressdruck verbleibenden Federweg (s2) automatisch zu begrenzen.
2. Schiebeverschluss nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) eine degressive Kennlinie aufweisen und die Anschlagorgane (21, 25, 32, 34) derart auf diese abgestimmt sind, dass der verbleibende Federweg (s2) sich im wesentlichen über den abgeflachten Teil der Kennlinie erstreckt.
3. Schiebeverschluss nach einem der vorangehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) in Ausnehmungen (23, 30) der Spannschraubenvorrichtungen (15) lagern, denen die Anschlagorgane (21, 25, 32, 34) zugeordnet sind.
4. Schiebeverschluss nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24) zwischen einer Schraubenmutter (2) und einer die Schieber-Druckplatte (14) untergreifenden, einen Schraubenbolzen (16) umgebenden Hülse (21) angeordnet sind (Fig. 2).
5. Schiebeverschluss nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (33) zwischen einer die Schieber-Druckplatte (14) untergreifenden Hülse (31) und einem Bund (29) eines Schraubenbolzens (27) lagern, der in eine als Aufhängeöse (28) ausgebildete Schraubenmutter eingeschraubt ist (Fig. 3).
6. Schiebeverschluss nach Anspruch 4 oder 5, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) von glokkenartig ausgebildeten Teilen der Spannschraubenvorrichtungen (15) umgeben sind.
7. Spannschraubenvorrichtung für einen Schiebeverschluss nach Anspruch 1, die Federelemente aufweist, dadurch gekennzeichnet, dass den Federelementen (24, 33) Anschlagorgane (21,25, 32, 34) zugeordnet sind, um einen nach eingestelltem Anpressdruck verbleibenden Federweg (s2) automatisch zu begrenzen.
8. Spannschraubenvorrichtung nach Anspruch 7, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) eine degressive Kennlinie aufweisen, wobei der verbleibende Federweg (s2) sich im wesentlichen über den abgeflachten Teil der Kennlinie zu erstrecken bestimmt ist.
9. Spannschraubenvorrichtung nach Anspruch 7 oder 8, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) in einer Ausnehmung (23, 30) lagern, welcher die Anschlagor gane (21,25, 32, 34) zugeordnet sind.
10. Spannschraubenvorrichtung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24) zwischen einer Schraubenmutter (29) und einer die Schieber-Druckplatte (14) zu untergreifen bestimmten einen Schraubenbolzen (16) umgebenden Hülse (21) angeordnet sind (Fig. 2).
11. Spannschraubenvorrichtung nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (33) zwischen einer die Schieber-Druckplatte (14) zu untergreifen bestimmten Hülse (31) und einem Bund (29) eines Schraubenbolzens (27) lagern, der in eine als Aufhängeöse (28) ausgebildete Schraubenmutter eingeschraubt ist (Fig 3).
12. Spannschraubenvorrichtung nach Anspruch 10 oder
11, dadurch gekennzeichnet, dass die Federelemente (24, 33) von glockenartig ausgebildeten Teilen der Spannschraube (15) umgeben sind.
Die Erfindung betrifft einen Schiebeverschluss für metallurgische Gefässe nach dem Gattungsbegriff des Anspruches 1.
Schiebeverschlüsse dieser Art sind z.B. aus der DE-OS 2 125 175 und der US-PS 311 902 bereits bekannt, wobei die dort vorgesehenen Federelemente dazu dienen, hohe Kippmomente an den Rändern der feuerfesten Platten zu vermeiden, wenn die Spannschrauben nacheinander festgezogen werden, d.h. eine möglichst gleichmässige Flächenpressung zwischen den beiden Platten zu erzielen. Dabei ist unbestimmt, ob beim Anziehen der Schrauben ein kleinerer oder grösserer Federweg übrigbleibt oder die Federn schliesslich vollständig zusammengedrückt werden.
Es ist jedoch unerlässlich, dass die Verschlussplatten auch unter extremen Betriebsbedingungen satt aneinander anliegen, beispielsweise bei verzogenem Giesspfannenboden, auf welchem der Verschluss montiert ist. Anderseits wäre eine gewisse Nachgiebigkeit der Verspannung erwünscht, damit während des Giessbetriebes die durch die ausfliessende Schmelze hervorgerufene Wärmedehnung des Plattenmaterials aufgenommen werden kann.
Die mit der Erfindung zu lösende Aufgabe wird demnach darin gesehen, die Verspannung zwischen den Verschlussplatten derart einstellbar zu gestalten, dass eine für die Dichtheit erforderliche, minimale Flächenpressung mit Sicherheit immer erhalten bleibt, ohne dass jedoch die durch die Giesshitze bedingte thermische Expansion gefährliche Werte des Plattendruckes verursacht oder extreme Betätigungskräfte für die Schiebereinheit erforderlich macht.
Diese Aufgabe wird durch die Massnahmen nach dem kennzeichnenden Teil des Anspruches 1 gelöst. Damit gelingt es, die im Grunde gegensätzlichen Anforderungen an die Verspannung - Nachgiebigkeit gegenüber der thermischen Ausdehnung, jedoch starres Blockieren zur Gewährleistung der Sicherheit - durch einfache Massnahmen an den Spannschraubenvorrichtungen zu erfüllen. Bereits kurze Zeit nach Giessbeginn wird der verbleibende Federweg bei geeigneter Dimensionierung infolge der raschen Wärmedehnung aufgebraucht , worauf dank der Anschlagorgane eine praktisch starre Verbindung über die Spannschraubenvorrichtungen besteht.
Für die Bemessung des verbleibenden Federweges bzw.
der Anschlagorgane empfiehlt es sich, von der betriebsmässig zu erwartenden, grössten thermischen Dickenausdehnung der beiden Verschlussplatten auszugehen und für den Federweg höchstens das Mass jener Ausdehnung, vorzugsweise jedoch nur das 0,5- bis 0,8fache desselben zuzulassen.
Die grösste Expansion tritt am Rand der Durchflussöffnungen der Platten auf und ist durch die dortige Plattendicke, den Ausdehnungskoeffizienten des Feuerfestmaterials und die Temperatur der ausfliessenden Schmelze gegeben.
Beim Erstellen der Betriebsbereitschaft des Schiebeverschlusses werden die Spannschraubenvorrichtungen in bekannter Weise mit Hilfe eines Momentenschlüssels festgezogen, um den erforderlichen Anpressdruck im kalten Zustand des Verschlusses einzustellen. Während des nachfolgenden Giessbetriebes kommen die Federelemente infolge der hauptsächlich in der Umgebung der Durchflussöffnun
gen auftretenden Wärmedilatation des Plattenmaterials erneut zur Wirkung. Hierbei ist es von Vorteil, wenn gemäss Anspruch 2 die Federelemente eine degressive Kennlinie aufweisen und die Anschlagorgane so auf diese abgestimmt sind, dass der verbleibende Federweg sich praktisch über den abgeflachten Kennlinienbereich erstreckt. Es erfährt dann nämlich die vorher eingestellte Flächenpressung nur eine geringe Steigerung durch die thermische Ausdehnung, so dass eine vorzeitige Schädigung des Plattenmaterials wie auch eine übermässige Zunahme der erforderlichen Schieber-Verstellkraft unterbleiben.
Die Ansprüche 3-6 betreffen die konstruktiv vorteilhafte Anordnung und Gestaltung der Federelemente und Anschlagorgane, insbesondere können gemäss Anspruch 6 die Federelemente vor äusseren Einwirkungen wirksam geschützt werden.
Ferner beziehen sich die Ansprüche 7 bis 12 auf die im Sinne der Erfindung verbesserte Spannschraubenvorrichtung selber.
Die Erfindung ist nachstehend anhand von Ausführungsbeispielen in Verbindung mit den Zeichnungen er läutert:
Fig. 1 zeigt einen Querschnitt durch einen am Boden eines metallurgischen Gefässes, z. B. einer Stahlgiesspfanne, angeordneten Linearschiebeverschluss,
Fig. 2 eine Spannschraubenvorrichtung des Verschlusses gemäss Fig. 1 in grösserem Massstab, wobei links die unverspannte und rechts die verspannte Stellung ersichtlich ist,
Fig. 3 ein weiteres Ausführungsbeispiel einer Spannschraubenvorrichtung und
Fig. 4 eine bevorzugte, degressive Kennlinie der Federelemente.
In Fig. list mit 1 der bodenseitige Teil des aus Blech gefertigten Gefässmantels bezeichnet, der innenseitig eine feuerfeste Auskleidung 2 und einen Einlaufstein 3 aufweist.
In den letzteren ist die Einlaufhülse 4 eingesetzt, deren Durchflussöffnung 5 den Einlauf des Schiebeverschlusses bildet. Unter der Einlaufhülse 4 lagert ortsfest in einer metallischen Kassette 6 die feuerfeste Bodenplatte 7, mit einer Durchflussöffnung 8 versehen, die mit der Durchflussöffnung 5 der Hülse 4 fluchtet und von einer Feder 7a umgeben ist. An der Bodenplatte 7 wiederum liegt die ebenfalls mit einer Durchflussöffnung 9 und der diese umgebenden Feder 10a ausgestattete feuerfeste Schieberplatte 10 an. Diese bildet mit einem sie aufnehmenden metallischen Rahmen die Schiebereinheit, welche mittels einer nicht dargestellten Verstellhydraulik auf Schienen 12 eines das feststehende Verschlussgehäuse 13 nach unten abschliessenden, als Druckplatte ausgebildeten Deckels 14 verschiebbar ist.
Auf den Gehäusedeckel 14 wirken am Verschlussgehäuse 13 pendelnd aufgehängte Spannschraubenvorrichtungen 15 in Höhenrichtung ein, an denen der Anpressdruck zwischen den Gleitflächen der ortsfesten Bodenplatte 7 und der beweglichen Schieberplatte 10 eingestellt werden kann. Der Anpressdruck ist unter Einbeziehung der zulässigen Druckbeanspruchung des feuerfesten Plattenmaterials so zu bemessen, dass an den Gleitflächen bei befriedigender Gleitfähigkeit, d. h. nicht zu hoher Reibungskraft bzw. Betätigungskraft der Schiebereinheit eine sichere Abdichtung des Verschlusses gegenüber der im Gefäss enthaltenen Schmelze gewährleistet ist.
Nach Fig. 2 weisen die Spannschraubenvorrichtungen 15 einen Schraubenbolzen 16 mit einer abgeflachten Aufhänge- öse 17 und mit einem Gewinde 18 am freien Bolzenende auf, das eine mit einem Schlüsselprofil 19 versehene Schraubenmutter 20 trägt. Des weiteren haben die Spannschraubenvorrichtungen 15 eine den Gehäusedeckel 14 untergreifende, gewindefreie Hülse 21, welche die Mutter 20 mit einem glokkenartigen Teil übergreift und mit dieser durch einen Sprengring 22 gekoppelt ist. Zwischen Hülse 21 und Mutter 20 lagern in einer stirnseitigen Ausnehmung 24 der Mutter 20 Federelemente 24, die hier aus zwei aufeinanderliegenden Tellerfedern bestehen.
Die Wirkungsweise der Spannschraubenvorrichtungen 15 ist folgendermassen: Beim Zusammenbau des Schiebeverschlusses wird ein am Schlüsselprofil 19 der Mutter 20 anzusetzender Momentenschlüssel verwendet, mit dem die Spannschraubenvorrichtungen 15 gleichmässig bis zu einem bestimmten Drehmoment verspannt werden, das der gewünschten Pressung zwischen Bodenplatte 7 und Schieberplatte 10 entspricht. Der Kraftfluss verläuft dabei vom Gehäuse 13 über den Schraubenbolzen 16, Mutter 20, Federn 24, Hülse 21 und Druckplatte (Gehäusedeckel) 14 auf die Schiebereinheit 11, 10. Beim erwähnten Einstellen des Anpressdruckes werden die Tellerfedern um ein Mass sl zusammengedrückt, und es verbleibt ein weiterer Federweg s2 zwischen einem ringförmigen Anschlag 25 an der Mutter 20 und der Hülse 21 (Fig. 2).
Nach dem Verspannen ist der Verschluss betriebsbereit; der Federweg s2 bleibt auch bei ferrostatischer Belastung während des Auffüllens des Gefässes mit Schmelze zunächst erhalten.
Beim Giessbeginn durch Öffnen des Schiebeverschlusses erfolgt eine plötzliche Erhitzung von dessen Durchflussbereich, insbesondere von Bodenplatte 7 und Schieberplatte 10 in der Umgebung der Bohrungen 8 und 9. Diese Bereiche dehnen sich unter Erhöhen des Druckes zwischen den Platten dickenmässig aus und drücken dabei die Federelemente 24 über den Gehäusedeckel 14 und die Hülse 21 bis zum stirnseitigen Anschlag 25 der Mutter 20 zusammen. Der thermischeAusdehnungsvorgang dauert nur wenige Minuten. Mit der vollständigen Aufhebung des verbliebenen Federweges, d.h. dessen automatischen Begrenzung durch den Anschlag 25, nimmt der Schiebeverschluss jene Starrheit an, wie sie mit Spannschrauben ohne Federelemente gegeben wäre, jedoch mit dem wichtigen Unterschied, dass im vorliegenden Falle die Wärmedehnung keine übermässige Steigerung des Plattendruckes verursacht.
Nach dem vorstehend Gesagten ergibt es sich, dass der verbleibende Federweg s2 nicht mehr als etwa die grösste im Betrieb zu erwartende thermische Dickenausdehnung der Platten 7 und 10 betragen soll, die im vorliegenden Falle im Bereich und über die Höhe der Plattenfedern 7a, 10a auftritt.
Vorzugsweise wird s2 etwa auf das 0,5- bis 0,8fache dieser grössten Ausdehnung bemessen. Selbstverständlich ist bei der gegenseitigen Abstimmung von Federweg und Anschlagorganen auch darauf zu achten, dass die zulässige Federpressung nicht überschritten wird, dass also z. B. Tellerfedern nicht vollständig zusammengedrückt werden.
Während beim anfänglichen Spannen der Schraubenvorrichtungen 15 bis zum vorgesehenen Anpressdruck (Federweg sl) relativ harte Federn von Vorteil sind, ist es erwünscht, dass im Bereich des weiteren Federweges s2 die Federkraft nur noch eine geringe Steigerung erfährt. Dies bedeutet, dass Federn mit degressiver Kennlinie F = f(s), wie sie beispielsweise in Fig. 4 dargestellt ist, besonders geeignet sind. Die Kennlinie verläuft anfänglich im Bereich 36 steil ansteigend und geht dann in einen flachen Bereich 37 über, wobei die erwähnten Federwege si und s2 sich etwa mit diesen Bereichen decken. Somit nimmt die anfänglich im kalten Zustand eingestellte Federkraft F0 nur noch um den Betrag AF infolge der thermischen Plattenausdehnung zu.
Mit der anschliessenden vertikalen Linie 38 ist das starre Verhalten der Spannschraubenvorrichtungen bei auf Anschlag zusammengedrückten Federn veranschaulicht. Durch die automatisch zur Wirkung kommenden Anschlagmittel in diesem Be reich wird eine Infiltration der Schmelze zwischen die Verschlussplatten (sogenannte Keilbildung) wirksam verhindert.
Ein geeigneter Kennlinien-Verlauf bei gegebenen Abmessungen und Kräfteverhältnissen lässt sich in der Regel durch Auswahl handelsüblicher Federelemente näherungsweise nachbilden, wobei auch Kombinationen verschiedener Federn in Betracht kommen.
Die Fig. 3 zeigt eine Variante der Spannschraubenvorrichtung 15 mit grundsätzlich gleicher Wirkungsweise wie diejenige nach Fig. 2. Bei dieser Ausführung ist das Schlüsselprofil 26 für den Momentenschlüssel am Kopf des Schraubenbolzens 27 vorgesehen, wobei das Bolzengewinde in eine als Mutter 28 ausgebildete Aufhängeöse eingeschraubt ist. Der Bolzenkopf weist ausserdem einen Bund 29 mit einer ringförmigen, stirnseitigen Ausnehmung 30 auf, welche das untere Ende einer den Gehäusedeckel 14 untergreifenden und den Bolzenschaft umgebenden Anschlaghülse 31 aufnimmt. Zwischen der Hülse 31, die einen stirnseitigen Anschlag 34 bildet, und dem Boden 21 der Ausnehmung 30 lagern die Federelemente 33. Für die Bemessung der Anschläge bzw. der Federwege und die Auswahl der Federn gelten die gleichen Uberlegungen, wie sie vorstehend anhand der Fig. 2 und 4 erläutert wurden.
Berechnungsbeispiel
Für die grösste thermische Ausdehnung SK, die an den Kanten der Durchflussöffnungen 8, 9 der beiden Verschlussplatten während des Giessbetriebes auftritt, gilt SK = a, h Hierin bedeuten at in % linearer Ausdehnungskoeffizent des verwendeten Feuerfestmaterials bei der entlang den Durchflussöffnungen herrschenden Temperatur t h in mm Höhe (Dicke) der beiden Platten zusammen im Bereich der Durchflussöffnungen.
Es seien gegeben a1 = 0,78% für Schamottematerial bei Betriebstempera turt 1500 C h = 130 mm im Bereich der die Öffnungen 8, 9 umgebenden Plattenfedern 7a bzw. l0a
Daraus ergibt sich SK = 0,78% 130 mm = 1,014 mm
Wie erwähnt, wird der verbleibende Federweg s2 nicht gleich SK bemessen, sondern je nach Art des Schiebeverschlusses nur gleich einem Faktor 0,5 bis 0,8 hievon. Von diesem Faktor hängt die rechnerisch zu ermittelnde Breite einer in der Berührungsfläche der Platten liegenden Ringzone in der Umgebung der Durchflussöffnungen ab, in welcher infolge der Wärmedehnung noch eine zusätzliche - wenn auch mässige - Steigerung der Plattenpressung eintritt.
Im konkreten Fall wurde s2 = 0,65 SK = 0,66 mm gewählt, nämlich so, dass der Durchmesser der erwähnten Zone gerade etwa dem Durchmesser der Federn (Plattenverdickungen) 7a bzw. 10a entspricht.
Bei gegebenen, beispielsweisen Tellerfedern teilt sich deren Gesamthöhe (maximal möglicher Federweg bis zum flachgedrückten Zustand) von 1,6 mm wie folgt auf: Für das Vorspannen im kalten Zustand ist ein Federweg s1 von 0,77 mm erforderlich; an diesen schliesst der Federweg s2 von 0,66 mm für die Aufnahme der Wärmedehnung an, wobei die restliche Durchbiegung von 0,17 mm durch die starren Anschläge verhindert wird, wodurch auch eine Überdeh nung der Federn unterbleibt.
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PATENT CLAIMS
1. Sliding closure for metallurgical vessels, with a closure housing (13) in which a first refractory closure plate (7) is mounted in a fixed position, a slide unit (11) that is movable relative to it, a second refractory closure plate (10) and with between the closure housing ( 13) and a slide pressure plate (14) clamped with spring elements tensioning screw devices (15) for generating an adjustable contact pressure between the mutually facing sliding surfaces of the closing plates, characterized in that the spring elements (24, 33) of the tensioning screw devices (15) stop members ( 21, 25, 32, 34) are assigned in order to automatically limit a spring travel (s2) remaining after the set contact pressure.
2. Sliding closure according to claim 1, characterized in that the spring elements (24, 33) have a degressive characteristic curve and the stop members (21, 25, 32, 34) are matched to this in such a way that the remaining spring travel (s2) essentially extends over the flattened part of the characteristic.
3. Sliding closure according to one of the preceding claims, characterized in that the spring elements (24, 33) in recesses (23, 30) of the clamping screw devices (15), to which the stop members (21, 25, 32, 34) are assigned.
4. Sliding closure according to claim 3, characterized in that the spring elements (24) are arranged between a screw nut (2) and a sleeve (21) surrounding the slide pressure plate (14) and surrounding a screw bolt (16) (Fig. 2) .
5. Sliding closure according to claim 3, characterized in that the spring elements (33) between a slider pressure plate (14) engaging under sleeve (31) and a collar (29) of a screw bolt (27), which in a as a suspension eye (28th ) trained screw nut is screwed in (Fig. 3).
6. Sliding closure according to claim 4 or 5, characterized in that the spring elements (24, 33) are surrounded by bell-shaped parts of the clamping screw devices (15).
7. Tensioning screw device for a slide closure according to claim 1, which has spring elements, characterized in that the spring elements (24, 33) stop members (21, 25, 32, 34) are assigned to automatically a remaining travel (s2) after the set contact pressure limit.
8. Clamping screw device according to claim 7, characterized in that the spring elements (24, 33) have a degressive characteristic curve, the remaining spring travel (s2) being intended to extend essentially over the flattened part of the characteristic curve.
9. Clamping screw device according to claim 7 or 8, characterized in that the spring elements (24, 33) in a recess (23, 30) store, which the stop organs (21, 25, 32, 34) are assigned.
10. Clamping screw device according to claim 9, characterized in that the spring elements (24) are arranged between a screw nut (29) and a slider pressure plate (14) to grasp under a certain screw bolt (16) surrounding sleeve (21) (Fig. 2nd ).
11. Clamping screw device according to claim 9, characterized in that the spring elements (33) between a slide-pressure plate (14) to be gripped under certain sleeve (31) and a collar (29) of a screw bolt (27), which in a suspension eye (28) trained screw nut is screwed in (Fig 3).
12. Clamping screw device according to claim 10 or
11, characterized in that the spring elements (24, 33) are surrounded by bell-shaped parts of the clamping screw (15).
The invention relates to a slide closure for metallurgical vessels according to the preamble of claim 1.
Sliding locks of this type are e.g. already known from DE-OS 2 125 175 and US-PS 311 902, the spring elements provided there serving to avoid high tilting moments at the edges of the refractory plates when the clamping screws are tightened one after the other, i.e. to achieve as even a surface pressure as possible between the two plates. It is not clear whether there is a smaller or larger spring travel when the screws are tightened or whether the springs are finally compressed completely.
However, it is essential that the closure plates fit snugly against one another even under extreme operating conditions, for example with a warped ladle base on which the closure is mounted. On the other hand, a certain flexibility of the bracing would be desirable so that the thermal expansion of the plate material caused by the outflowing melt can be absorbed during the casting operation.
The object to be achieved with the invention is therefore seen in making the tension between the closure plates adjustable in such a way that a minimum surface pressure required for the tightness is always maintained without the thermal expansion caused by the pouring heat Plate pressure caused or extreme operating forces required for the slide unit.
This object is achieved by the measures according to the characterizing part of claim 1. It is thus possible to meet the basically contradictory requirements for the bracing - compliance with the thermal expansion, but rigid blocking to ensure safety - by simple measures on the clamping screw devices. Shortly after the start of casting, the remaining spring travel is used up with suitable dimensions due to the rapid thermal expansion, whereupon there is a practically rigid connection via the clamping screw devices thanks to the stop elements.
For dimensioning the remaining spring travel or
it is recommended that the stop elements assume the greatest thermal thickness expansion of the two closure plates, which is to be expected in operational terms, and allow at most the extent of that expansion for the spring travel, but preferably only 0.5 to 0.8 times the same.
The greatest expansion occurs at the edge of the throughflow openings of the plates and is given by the plate thickness there, the expansion coefficient of the refractory material and the temperature of the outflowing melt.
When the slide closure is ready for operation, the tensioning screw devices are tightened in a known manner using a torque wrench in order to set the required contact pressure when the closure is cold. During the subsequent casting operation, the spring elements come mainly due to the flow opening
against the thermal dilatation of the plate material. It is advantageous here if, according to claim 2, the spring elements have a degressive characteristic curve and the stop members are matched to this such that the remaining spring travel practically extends over the flattened characteristic curve area. The previously set surface pressure then experiences only a slight increase due to the thermal expansion, so that premature damage to the plate material and an excessive increase in the required slide adjusting force do not occur.
Claims 3-6 relate to the structurally advantageous arrangement and design of the spring elements and stop members. In particular, according to claim 6, the spring elements can be effectively protected against external influences.
Furthermore, claims 7 to 12 relate to the clamping screw device itself which is improved in the sense of the invention.
The invention is explained below using exemplary embodiments in conjunction with the drawings:
Fig. 1 shows a cross section through a at the bottom of a metallurgical vessel, for. B. a steel casting ladle, arranged linear slide closure,
2 shows a clamping screw device of the closure according to FIG. 1 on a larger scale, the untensioned position being visible on the left and the tensioned position being shown on the right,
Fig. 3 shows another embodiment of a clamping screw device and
Fig. 4 shows a preferred, degressive characteristic of the spring elements.
In FIG. 1, 1 denotes the bottom part of the vessel jacket made of sheet metal, which has a refractory lining 2 and an inlet stone 3 on the inside.
In the latter, the inlet sleeve 4 is used, the flow opening 5 of which forms the inlet of the sliding closure. Under the inlet sleeve 4, the refractory base plate 7 is fixed in a metallic cassette 6 and provided with a flow opening 8 which is aligned with the flow opening 5 of the sleeve 4 and is surrounded by a spring 7a. The refractory slide plate 10, which is likewise equipped with a flow opening 9 and the spring 10a surrounding it, bears against the base plate 7. With a metallic frame receiving it, this forms the slide unit, which can be displaced on rails 12 of a cover 14, which is designed as a pressure plate and closes down the fixed closure housing 13, by means of adjusting hydraulics (not shown).
Tensioning screw devices 15, which are suspended in an oscillating manner on the closure housing 13, act on the housing cover 14 in height direction, at which the contact pressure between the sliding surfaces of the stationary base plate 7 and the movable slide plate 10 can be adjusted. The contact pressure is to be measured taking into account the permissible pressure load of the refractory plate material in such a way that the sliding surfaces with satisfactory sliding properties, i.e. H. not too high a frictional force or actuating force of the slide unit ensures a secure sealing of the closure against the melt contained in the vessel.
According to FIG. 2, the clamping screw devices 15 have a screw bolt 16 with a flattened suspension eye 17 and with a thread 18 at the free end of the bolt, which carries a screw nut 20 provided with a key profile 19. Furthermore, the clamping screw devices 15 have a thread-free sleeve 21 which engages under the housing cover 14 and which overlaps the nut 20 with a bell-like part and is coupled to the latter by a snap ring 22. Between sleeve 21 and nut 20, 20 spring elements 24, which here consist of two disc springs lying on top of one another, are mounted in an end recess 24 of the nut.
The mode of operation of the tensioning screw devices 15 is as follows: When assembling the slide lock, a torque wrench to be used on the key profile 19 of the nut 20 is used, with which the tensioning screw devices 15 are tensioned uniformly up to a specific torque that corresponds to the desired pressure between the base plate 7 and the slide plate 10. The flow of force runs from the housing 13 via the screw bolt 16, nut 20, springs 24, sleeve 21 and pressure plate (housing cover) 14 to the slide unit 11, 10. When the contact pressure is set, the plate springs are compressed by a dimension sl, and it remains another spring travel s2 between an annular stop 25 on the nut 20 and the sleeve 21 (Fig. 2).
After tightening, the lock is ready for use; the spring travel s2 is initially retained even with ferrostatic loading while the vessel is being filled with melt.
At the start of pouring by opening the slide closure, there is a sudden heating of its flow area, in particular of the base plate 7 and slide plate 10 in the vicinity of the bores 8 and 9. These areas expand in thickness as the pressure between the plates increases and thereby press the spring elements 24 over the housing cover 14 and the sleeve 21 up to the end stop 25 of the nut 20 together. The thermal expansion process takes only a few minutes. With the complete cancellation of the remaining travel, i.e. its automatic limitation by the stop 25, the sliding closure assumes that rigidity as would be the case with tensioning screws without spring elements, but with the important difference that in the present case the thermal expansion does not cause an excessive increase in the plate pressure.
According to what has been said above, it follows that the remaining spring travel s2 should not be more than approximately the largest thermal thickness expansion of the plates 7 and 10 to be expected during operation, which in the present case occurs in the area and above the height of the plate springs 7a, 10a.
Preferably, s2 is dimensioned approximately 0.5 to 0.8 times this largest dimension. Of course, when mutually coordinating the spring travel and stop elements, care must also be taken to ensure that the permissible spring pressure is not exceeded. B. disc springs are not fully compressed.
While relatively hard springs are advantageous during the initial tensioning of the screw devices 15 up to the intended contact pressure (spring travel sl), it is desirable for the spring force to experience only a slight increase in the area of the further spring travel s2. This means that springs with a degressive characteristic F = f (s), as shown for example in FIG. 4, are particularly suitable. The characteristic curve initially rises steeply in the region 36 and then merges into a flat region 37, the spring travel si and s2 mentioned approximately coinciding with these regions. Thus, the spring force F0 initially set in the cold state only increases by the amount AF due to the thermal expansion of the plate.
The subsequent vertical line 38 illustrates the rigid behavior of the clamping screw devices when the springs are compressed to the stop. Infiltration of the melt between the sealing plates (so-called wedge formation) is effectively prevented by the automatically effective lifting means in this area.
A suitable characteristic curve for given dimensions and force relationships can generally be approximated by selecting commercially available spring elements, combinations of different springs also being considered.
3 shows a variant of the clamping screw device 15 with basically the same mode of operation as that according to FIG. 2. In this embodiment, the key profile 26 is provided for the torque wrench on the head of the screw bolt 27, the bolt thread being screwed into a suspension eye designed as a nut 28 . The bolt head also has a collar 29 with an annular front recess 30 which receives the lower end of a stop sleeve 31 which engages under the housing cover 14 and surrounds the bolt shaft. The spring elements 33 are mounted between the sleeve 31, which forms an end stop 34, and the bottom 21 of the recess 30. The same considerations apply to the dimensioning of the stops or the spring travel and the selection of the springs as described above with reference to FIG. 2 and 4 have been explained.
Calculation example
For the greatest thermal expansion SK, which occurs at the edges of the flow openings 8, 9 of the two closure plates during the casting operation, SK = a, h Here at in% mean linear expansion coefficient of the refractory material used at the temperature th in mm prevailing along the flow openings Height (thickness) of the two plates together in the area of the flow openings.
Let there be a1 = 0.78% for fireclay material at operating temperature 1500 C h = 130 mm in the area of the plate springs 7a and 10a surrounding the openings 8, 9
This results in SK = 0.78% 130 mm = 1.014 mm
As mentioned, the remaining spring travel s2 is not dimensioned equal to SK, but, depending on the type of sliding lock, only a factor of 0.5 to 0.8 thereof. The calculated width of an annular zone in the contact area of the plates in the vicinity of the flow openings depends on this factor, in which an additional - albeit moderate - increase in the plate pressure occurs due to the thermal expansion.
In the specific case, s2 = 0.65 SK = 0.66 mm was chosen, specifically such that the diameter of the zone mentioned corresponds approximately to the diameter of the springs (plate thickenings) 7a and 10a.
Given given disc springs, for example, their total height (maximum possible spring travel up to the flattened state) of 1.6 mm is divided as follows: A spring travel s1 of 0.77 mm is required for preloading in the cold state; this is followed by the spring travel s2 of 0.66 mm for absorbing thermal expansion, the remaining deflection of 0.17 mm being prevented by the rigid stops, which also prevents the springs from being overstretched.