吳雪兵，章文超，鄭 群，朱玉明，金海宏

(1.寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司,上海201999；2.寶山鋼鐵股份有限公司煉鋼廠,上海201941)

KR法脫硫站攪拌軸振動(dòng)問(wèn)題分析及解決措施

吳雪兵1，章文超1，鄭 群1，朱玉明2，金海宏2

(1.寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司,上海201999；2.寶山鋼鐵股份有限公司煉鋼廠,上海201941)

本文利用解析法計(jì)算某廠300噸級(jí)KR法脫硫站機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌軸的一階臨界轉(zhuǎn)速，分析出攪拌軸產(chǎn)生劇烈橫向振動(dòng)的原因，主要原因包括機(jī)械攪拌設(shè)備工作轉(zhuǎn)速經(jīng)常接近于一階臨界轉(zhuǎn)速、攪拌槳經(jīng)常出現(xiàn)異常結(jié)渣導(dǎo)致產(chǎn)生更大的離心慣性力等，針對(duì)這些原因提出相應(yīng)的解決措施，措施如下：(1)降低最大工作轉(zhuǎn)速;(2)提高升降小車(chē)整體剛度;(3)優(yōu)化攪拌槳槳形;(4)優(yōu)化攪拌槳總高度。

攪拌軸；臨界轉(zhuǎn)速；振動(dòng)

0 前言

某煉鋼廠新建2套300噸級(jí)KR法脫硫站，投產(chǎn)初期設(shè)備運(yùn)行較正常，但后來(lái)陸續(xù)出現(xiàn)機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌軸橫向振動(dòng)偏大現(xiàn)象，并且設(shè)備豎直方向連接螺栓經(jīng)常出現(xiàn)松動(dòng)現(xiàn)象。該脫硫站機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌槳質(zhì)量重，槳葉直徑大，攪拌側(cè)懸臂結(jié)構(gòu)長(zhǎng)。機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌槳是可更換的，單根攪拌槳使用壽命約攪拌300罐左右鐵水，攪拌槳工作轉(zhuǎn)速一般為120～140 r/min，該轉(zhuǎn)速時(shí)攪拌軸發(fā)生劇烈橫向振動(dòng)，且攪拌槳結(jié)渣較多。

機(jī)械系統(tǒng)在其平衡位置附近所作的往復(fù)運(yùn)動(dòng)稱(chēng)之為機(jī)械振動(dòng)[1]。該攪拌設(shè)備屬于典型的單盤(pán)懸臂轉(zhuǎn)子，轉(zhuǎn)子總是存在偏心質(zhì)量。造成攪拌軸轉(zhuǎn)動(dòng)部分偏心質(zhì)量的原因有：(1)機(jī)械攪拌設(shè)備材質(zhì)的不均勻、加工裝配誤差以及安裝誤差；(2)脫硫作業(yè)中由于攪拌槳結(jié)渣不規(guī)則以及葉輪侵蝕不均勻。攪拌軸轉(zhuǎn)動(dòng)部分有偏心質(zhì)量，在運(yùn)行時(shí)就要產(chǎn)生周期性離心慣性力，當(dāng)攪拌軸開(kāi)始運(yùn)轉(zhuǎn)后，由于周期性離心慣性力的作用產(chǎn)生了振動(dòng)，稱(chēng)之為偏心質(zhì)量引起的強(qiáng)迫振動(dòng)，振動(dòng)頻率與攪拌軸工作轉(zhuǎn)速有關(guān)，當(dāng)工作轉(zhuǎn)速接近臨界轉(zhuǎn)速時(shí)就會(huì)引起劇烈振動(dòng)，同時(shí)離心慣性力也會(huì)急劇增大從而對(duì)設(shè)備造成破壞。一般認(rèn)為轉(zhuǎn)子橫向自由振動(dòng)的固有頻率對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速稱(chēng)為臨界轉(zhuǎn)速[1,2]，攪拌軸臨界轉(zhuǎn)速的大小與軸的結(jié)構(gòu)、粗細(xì)、攪拌槳葉輪質(zhì)量及位置、軸的支承方式等因素有關(guān)，與轉(zhuǎn)子偏心距無(wú)關(guān)。下文將通過(guò)計(jì)算攪拌軸一階臨界轉(zhuǎn)速分析該設(shè)備攪拌軸產(chǎn)生劇烈橫向振動(dòng)的原因，以及提出相應(yīng)的解決措施。

1 KR法脫硫站的機(jī)械攪拌設(shè)備

機(jī)械攪拌設(shè)備是KR法脫硫站主體設(shè)備。如圖1所示，機(jī)械攪拌設(shè)備主要由卷?yè)P(yáng)升降裝置、升降小車(chē)、攪拌槳、升降小車(chē)軌道立柱等組成，其中攪拌槳旋轉(zhuǎn)裝置安裝于升降小車(chē)車(chē)架上，軌道立柱框架與鋼結(jié)構(gòu)平臺(tái)相連，升降小車(chē)在軌道立柱框架內(nèi)通過(guò)鋼絲繩卷?yè)P(yáng)提升實(shí)現(xiàn)升降動(dòng)作，升降小車(chē)車(chē)架上裝有蝶簧夾緊裝置用于緩沖攪拌槳旋轉(zhuǎn)時(shí)產(chǎn)生的振動(dòng)。如圖2所示，攪拌軸旋轉(zhuǎn)裝置主要包括旋轉(zhuǎn)電機(jī)、行星減速機(jī)、攪拌主軸、攪拌槳、聯(lián)軸器、軸承等，其中攪拌側(cè)軸承通過(guò)套筒連接懸置在升降小車(chē)下端。

圖1 機(jī)械攪拌設(shè)備示意圖Fig.1 Diagram of the agitating equipment

圖2 升降小車(chē)示意圖Fig.2 Diagram of the lifting device

2 攪拌軸受力分析以及力學(xué)模型

在脫硫作業(yè)過(guò)程中，攪拌軸主要受到流體作用力、輸入扭轉(zhuǎn)、攪拌軸偏心質(zhì)量引起的離心慣性力以及自身重力，攪拌軸上的載荷可以分成扭矩載荷、軸向載荷和徑向載荷三類(lèi)[3，4]。扭轉(zhuǎn)載荷的大小取決于電機(jī)功率特性、鐵水性質(zhì)、攪拌槳和攪拌軸轉(zhuǎn)速等；軸向載荷是攪拌軸自身重力和流體作用力的軸向分量共同形成的；軸的徑向載荷是軸承約束、攪拌裝置離心慣性力和流體作用力的徑向分量共同形成的，它使軸產(chǎn)生徑向撓度，是對(duì)攪拌軸破壞影響最大的一種載荷。三種載荷引起攪拌軸三種振動(dòng)型式：軸向振動(dòng)、扭轉(zhuǎn)振動(dòng)和彎曲振動(dòng)，其中彎曲振動(dòng)使軸橫向擺動(dòng)，是最有害的一種振動(dòng)形式。

現(xiàn)行計(jì)算臨界轉(zhuǎn)速方法主要有：鄧柯萊(Dunkerly)累加法、雷利( Rayleigh)能量法、FMP方法[5]、庫(kù)舒耳方法6，7和有限元法[8]，F(xiàn)MP方法是在實(shí)踐的基礎(chǔ)上根據(jù)經(jīng)驗(yàn)總結(jié)的計(jì)算公式，國(guó)外多家公司采用FMP方法計(jì)算攪拌軸臨界轉(zhuǎn)速，本文采用國(guó)內(nèi)現(xiàn)行的化工行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)HG/T 20569-2013《機(jī)械攪拌設(shè)備》中的攪拌軸臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算公式，即是依據(jù)鄧柯萊(Dunkerly)累加法和雷利(Rayleigh)能量法的近似方法相互結(jié)合而編制的。

簡(jiǎn)化后的攪拌軸受力模型圖如圖3所示。攪拌軸視為無(wú)質(zhì)量彈性梁，將攪拌軸本身的分布質(zhì)量和軸上的各個(gè)集中載荷，按照等效系統(tǒng)原理，分別轉(zhuǎn)化到一個(gè)特定的點(diǎn)上再累加組合成一個(gè)當(dāng)量載荷，從而將復(fù)雜的多自由度轉(zhuǎn)軸系統(tǒng)簡(jiǎn)化成無(wú)質(zhì)量彈性軸上只有一個(gè)集中當(dāng)量載荷的單自由度系統(tǒng)，并且將攪拌軸、攪拌槳葉片及其附帶鐵水質(zhì)量轉(zhuǎn)化成攪拌軸懸臂端的等效質(zhì)量，攪拌軸被視為一端約束的無(wú)質(zhì)量的彈性梁，用液體附加質(zhì)量來(lái)體現(xiàn)被攪拌介質(zhì)阻尼對(duì)軸臨界轉(zhuǎn)速的影響[9-11]。圖3中Fe、Fh、FB分別為離心慣性力、流體徑向力、流體軸向力。

根據(jù)文獻(xiàn)[1]、[12]、[13]可知離心慣性力Fe計(jì)算公式為

(1)

式中，mw為攪拌軸轉(zhuǎn)動(dòng)部分質(zhì)量；n為實(shí)際工作轉(zhuǎn)速，即計(jì)算轉(zhuǎn)速；e為攪拌軸幾何偏心距；ncr為一階臨界轉(zhuǎn)速。

圖3 攪拌軸受力模型圖Fig.3 Force model of the agitator shaft

3 攪拌軸一階臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算結(jié)果

根據(jù)如圖3所示的攪拌軸受力模型，可以得到的一階臨界轉(zhuǎn)速計(jì)算公式為

(2)

式中，dL為懸臂軸L段的空心軸等效外徑；E為等效軸的彈性模量；N0為等效空心軸內(nèi)徑和外徑比值；L為攪拌槳懸臂長(zhǎng)度；a為攪拌側(cè)軸承與驅(qū)動(dòng)側(cè)軸承跨距；M=m1+m2+m3，其中m1為攪拌槳附帶的鐵水質(zhì)量，m2為攪拌軸有效質(zhì)量在攪拌槳末端當(dāng)量質(zhì)量，m3為攪拌頭質(zhì)量。

(3)

(4)

式中，ηk為攪拌槳附加質(zhì)量系數(shù)；D為攪拌槳葉輪中徑；h為攪拌槳葉輪高度；θ為攪拌槳葉輪與豎直方向夾角；ρ鐵水為鐵水密度；mL為懸臂軸L段有效質(zhì)量。

影響一階臨界速度的計(jì)算結(jié)果主要有兩方面：(1)未考慮攪拌槳結(jié)渣，對(duì)M的取值有一定影響從而影響到計(jì)算結(jié)果；(2)實(shí)際攪拌軸兩軸承座并非剛性約束，因此對(duì)計(jì)算結(jié)果也有一定影響。兩種情況都會(huì)導(dǎo)致計(jì)算的結(jié)果比實(shí)際的偏大。

按式(2)計(jì)算該KR法脫硫站機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌軸一階臨界轉(zhuǎn)速，一般新槳主要計(jì)算參數(shù)取值見(jiàn)表1；根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際生產(chǎn)狀況，攪拌槳葉直徑侵蝕大于200 mm，槳葉厚度侵蝕大于40 mm，此時(shí)攪拌軸工作轉(zhuǎn)速能超過(guò)120 r/min，對(duì)應(yīng)m1、m2、m3的取值見(jiàn)表2，其它參數(shù)見(jiàn)表1。根據(jù)兩種槳形所計(jì)算出機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌軸一階臨界轉(zhuǎn)速分別為142.9 r/min和150.8 r/min。

表1 計(jì)算參數(shù)取值表

表2 計(jì)算參數(shù)取值表

在實(shí)際生產(chǎn)中，工作轉(zhuǎn)速與槳齡有關(guān)，即與攪拌槳槳形狀有關(guān)，由于攪拌槳葉輪中徑與功率的五次方成正比，工作轉(zhuǎn)速與功率的三次方成正比[6]，也就是槳形比轉(zhuǎn)速對(duì)功率計(jì)算結(jié)果更敏感，隨著攪拌槳葉輪的侵蝕，該槳形取表2所示參數(shù)時(shí)，工作轉(zhuǎn)速就可以超過(guò)120r/min以上。根據(jù)使用規(guī)范攪拌軸工作轉(zhuǎn)速應(yīng)滿足：n≤0.7ncr，或者n≥1.3ncr，該煉鋼廠在實(shí)際生產(chǎn)中，取表2參數(shù)，攪拌槳工作轉(zhuǎn)速超過(guò)120r/min，甚至到140r/min，已經(jīng)遠(yuǎn)大于0.7ncr，而在實(shí)際生產(chǎn)中還會(huì)經(jīng)常出現(xiàn)如圖4所示異常結(jié)渣(圖5為正常攪拌槳圖)，根據(jù)式(1)離心慣性力計(jì)算公式，離心慣性力會(huì)成幾何級(jí)數(shù)增加，離心慣性力增加會(huì)導(dǎo)致攪拌軸所受彎矩增大，甚至導(dǎo)致豎直方向連接螺栓疲勞松動(dòng)。當(dāng)攪拌軸工作轉(zhuǎn)速接近臨界轉(zhuǎn)速時(shí)還會(huì)引起共振，對(duì)設(shè)備會(huì)帶來(lái)更大的破壞。

圖4 異常結(jié)渣攪拌槳圖Fig.4 Photo of the abnormal slag accumulation on the blades

圖5 正常攪拌槳圖Fig.5 Photo of the normal blades

綜上所述，該煉鋼廠機(jī)械攪拌設(shè)備經(jīng)常出現(xiàn)橫向振動(dòng)偏大現(xiàn)象以及設(shè)備豎直方向連接螺栓經(jīng)常出現(xiàn)松動(dòng)現(xiàn)象主要是如下兩方面情況引起的：

(1)機(jī)械攪拌設(shè)備工作轉(zhuǎn)速經(jīng)常接近于一階臨界轉(zhuǎn)速；

(2)攪拌槳經(jīng)常出現(xiàn)異常結(jié)渣情況，在這種情況下，攪拌槳結(jié)渣增加了攪拌槳重量從而導(dǎo)致臨界轉(zhuǎn)速降低，并且同時(shí)導(dǎo)致攪拌軸偏心質(zhì)量幾何偏心距e增大，偏心距e增大與臨界轉(zhuǎn)速降低均會(huì)引起產(chǎn)生更大的離心慣性力，離心慣性力增大即會(huì)產(chǎn)生更大的彎矩，長(zhǎng)此以往，會(huì)對(duì)設(shè)備產(chǎn)生更大的破壞。

4 解決措施

根據(jù)分析攪拌軸橫向振動(dòng)發(fā)生的原因，可以通過(guò)減小離心慣性力、提高升降小車(chē)剛度、優(yōu)化攪拌槳槳形來(lái)提高攪拌軸的一階臨界轉(zhuǎn)速等來(lái)保證設(shè)備運(yùn)行的穩(wěn)定性。因此，本文提高設(shè)備運(yùn)行穩(wěn)定性的措施有：

(1)在滿足鐵水脫硫工藝條件下，降低最大工作轉(zhuǎn)速，最大工作轉(zhuǎn)速控制在120r/min內(nèi)；

(2)提高升降小車(chē)整體剛度以確保設(shè)備能承受足夠的攪拌軸徑向載荷，尤其是提高安裝攪拌側(cè)軸承懸臂部分剛度；

(3)在保證攪拌槳使用壽命以及攪拌脫硫效果前提下，攪拌槳槳形以及槳葉數(shù)量可優(yōu)化，即減輕攪拌頭質(zhì)量以及附帶鐵水質(zhì)量；

(4)在滿足低液面鐵水生產(chǎn)工藝要求情況下，攪拌槳總高度可以適當(dāng)做短一點(diǎn)，即懸臂部分長(zhǎng)度L變短一點(diǎn)。

圖6所示左側(cè)第一根攪拌槳為原設(shè)計(jì)方案，右側(cè)兩根攪拌槳是根據(jù)第(3)、(4)方案所設(shè)計(jì)出來(lái)的新槳形以供測(cè)試用，其中槳葉直徑、葉片厚度、攪拌槳總高度、槳干部分耐材直徑均做了優(yōu)化，另外新三葉槳葉片與豎直方向夾角不再采用零度角，而是有一定傾斜角。

圖6 新舊攪拌槳對(duì)比圖Fig.6 Contrast of the old and new blades

5 結(jié)論

通過(guò)降低最大工作轉(zhuǎn)速、加固升降小車(chē)鋼結(jié)構(gòu)以及優(yōu)化攪拌槳槳形，經(jīng)過(guò)測(cè)試，該煉鋼廠在鐵水?dāng)嚢杳摿蜃鳂I(yè)中，機(jī)械攪拌設(shè)備攪拌軸橫向振動(dòng)已經(jīng)大大降低，設(shè)備整體處于正常狀態(tài)，已經(jīng)能滿足正常生產(chǎn)的需要。

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Analysis and solution of the agitating shaft vibration in KR desulphurization process

WU Xue-bing1，ZHANG Wen-chao1，ZHENG Qun1，HU Yu-ming2，JIN Hai-hong2

(1.BaoSteel Engineering & Technology Group Co., Ltd., Shanghai 201999,China;2.Steel Making Plant of Baoshan Iron & Steel Co., Ltd., Shanghai 201941,China)

In this paper, analytical method is utilized on calculation the first critical speed of the agitating shaft in a 300 t KR desulphurization station. Also investigate the reasons caused the violent lateral vibration, which are the operating speed approaching the first critical speed, and much bigger centrifugal force because of the abnormal slag accumulation on the blades. Next, Solutions are presented as follow, ①reduce the maximum operating speed, ②improve the whole rigidity of the lifting device, ③optimize the blades shape, ④optimize the agitator total height.

agitator shaft; the critical speed; vibration

2016-06-27；

2016-08-31

吳雪兵(1983-)，男，寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司工程師。

TP391

A

1001-196X(2016)06-0091-05