KR法脫硫站攪拌軸振動問題分析及解決措施

吳雪兵，章文超，鄭 群，朱玉明，金海宏

(1.寶鋼工程技術集團有限公司,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問題分析及解決措施

吳雪兵1，章文超1，鄭 群1，朱玉明2，金海宏2

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

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

攪拌軸；臨界轉速；振動

0 前言

某煉鋼廠新建2套300噸級KR法脫硫站，投產(chǎn)初期設備運行較正常，但后來陸續(xù)出現(xiàn)機械攪拌設備攪拌軸橫向振動偏大現(xiàn)象，并且設備豎直方向連接螺栓經(jīng)常出現(xiàn)松動現(xiàn)象。該脫硫站機械攪拌設備攪拌槳質(zhì)量重，槳葉直徑大，攪拌側懸臂結構長。機械攪拌設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，攪拌槳工作轉速一般為120～140 r/min，該轉速時攪拌軸發(fā)生劇烈橫向振動，且攪拌槳結渣較多。

機械系統(tǒng)在其平衡位置附近所作的往復運動稱之為機械振動[1]。該攪拌設備屬于典型的單盤懸臂轉子，轉子總是存在偏心質(zhì)量。造成攪拌軸轉動部分偏心質(zhì)量的原因有：(1)機械攪拌設備材質(zhì)的不均勻、加工裝配誤差以及安裝誤差；(2)脫硫作業(yè)中由于攪拌槳結渣不規(guī)則以及葉輪侵蝕不均勻。攪拌軸轉動部分有偏心質(zhì)量，在運行時就要產(chǎn)生周期性離心慣性力，當攪拌軸開始運轉后，由于周期性離心慣性力的作用產(chǎn)生了振動，稱之為偏心質(zhì)量引起的強迫振動，振動頻率與攪拌軸工作轉速有關，當工作轉速接近臨界轉速時就會引起劇烈振動，同時離心慣性力也會急劇增大從而對設備造成破壞。一般認為轉子橫向自由振動的固有頻率對應的轉速稱為臨界轉速[1,2]，攪拌軸臨界轉速的大小與軸的結構、粗細、攪拌槳葉輪質(zhì)量及位置、軸的支承方式等因素有關，與轉子偏心距無關。下文將通過計算攪拌軸一階臨界轉速分析該設備攪拌軸產(chǎn)生劇烈橫向振動的原因，以及提出相應的解決措施。

1 KR法脫硫站的機械攪拌設備

機械攪拌設備是KR法脫硫站主體設備。如圖1所示，機械攪拌設備主要由卷揚升降裝置、升降小車、攪拌槳、升降小車軌道立柱等組成，其中攪拌槳旋轉裝置安裝于升降小車車架上，軌道立柱框架與鋼結構平臺相連，升降小車在軌道立柱框架內(nèi)通過鋼絲繩卷揚提升實現(xiàn)升降動作，升降小車車架上裝有蝶簧夾緊裝置用于緩沖攪拌槳旋轉時產(chǎn)生的振動。如圖2所示，攪拌軸旋轉裝置主要包括旋轉電機、行星減速機、攪拌主軸、攪拌槳、聯(lián)軸器、軸承等，其中攪拌側軸承通過套筒連接懸置在升降小車下端。

圖1 機械攪拌設備示意圖Fig.1 Diagram of the agitating equipment

圖2 升降小車示意圖Fig.2 Diagram of the lifting device

2 攪拌軸受力分析以及力學模型

在脫硫作業(yè)過程中，攪拌軸主要受到流體作用力、輸入扭轉、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[3，4]。扭轉載荷的大小取決于電機功率特性、鐵水性質(zhì)、攪拌槳和攪拌軸轉速等；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型式：軸向振動、扭轉振動和彎曲振動，其中彎曲振動使軸橫向擺動，是最有害的一種振動形式。

現(xiàn)行計算臨界轉速方法主要有：鄧柯萊(Dunkerly)累加法、雷利( Rayleigh)能量法、FMP方法[5]、庫舒耳方法6，7和有限元法[8]，F(xiàn)MP方法是在實踐的基礎上根據(jù)經(jīng)驗總結的計算公式，國外多家公司采用FMP方法計算攪拌軸臨界轉速，本文采用國內(nèi)現(xiàn)行的化工行業(yè)標準HG/T 20569-2013《機械攪拌設備》中的攪拌軸臨界轉速計算公式，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合而編制的。

簡化后的攪拌軸受力模型圖如圖3所示。攪拌軸視為無質(zhì)量彈性梁，將攪拌軸本身的分布質(zhì)量和軸上的各個集中載荷，按照等效系統(tǒng)原理，分別轉化到一個特定的點上再累加組合成一個當量載荷，從而將復雜的多自由度轉軸系統(tǒng)簡化成無質(zhì)量彈性軸上只有一個集中當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質(zhì)量的彈性梁，用液體附加質(zhì)量來體現(xiàn)被攪拌介質(zhì)阻尼對軸臨界轉速的影響[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[1]、[12]、[13]可知離心慣性力Fe計算公式為

(1)

式中，mw為攪拌軸轉動部分質(zhì)量；n為實際工作轉速，即計算轉速；e為攪拌軸幾何偏心距；ncr為一階臨界轉速。

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

3 攪拌軸一階臨界轉速計算結果

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速計算公式為

(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為攪拌槳懸臂長度；a為攪拌側軸承與驅動側軸承跨距；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算結果主要有兩方面：(1)未考慮攪拌槳結渣，對M的取值有一定影響從而影響到計算結果；(2)實際攪拌軸兩軸承座并非剛性約束，因此對計算結果也有一定影響。兩種情況都會導致計算的結果比實際的偏大。

按式(2)計算該KR法脫硫站機械攪拌設備攪拌軸一階臨界轉速，一般新槳主要計算參數(shù)取值見表1；根據(jù)現(xiàn)場實際生產(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，此時攪拌軸工作轉速能超過120 r/min，對應m1、m2、m3的取值見表2，其它參數(shù)見表1。根據(jù)兩種槳形所計算出機械攪拌設備攪拌軸一階臨界轉速分別為142.9 r/min和150.8 r/min。

表1 計算參數(shù)取值表

表2 計算參數(shù)取值表

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

圖4 異常結渣攪拌槳圖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，該煉鋼廠機械攪拌設備經(jīng)常出現(xiàn)橫向振動偏大現(xiàn)象以及設備豎直方向連接螺栓經(jīng)常出現(xiàn)松動現(xiàn)象主要是如下兩方面情況引起的：

(1)機械攪拌設備工作轉速經(jīng)常接近于一階臨界轉速；

(2)攪拌槳經(jīng)常出現(xiàn)異常結渣情況，在這種情況下，攪拌槳結渣增加了攪拌槳重量從而導致臨界轉速降低，并且同時導致攪拌軸偏心質(zhì)量幾何偏心距e增大，偏心距e增大與臨界轉速降低均會引起產(chǎn)生更大的離心慣性力，離心慣性力增大即會產(chǎn)生更大的彎矩，長此以往，會對設備產(chǎn)生更大的破壞。

4 解決措施

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

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

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

(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做短一點，即懸臂部分長度L變短一點。

圖6所示左側第一根攪拌槳為原設計方案，右側兩根攪拌槳是根據(jù)第(3)、(4)方案所設計出來的新槳形以供測試用，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 新舊攪拌槳對比圖Fig.6 Contrast of the old and new blades

5 結論

通過降低最大工作轉速、加固升降小車鋼結構以及優(yōu)化攪拌槳槳形，經(jīng)過測試，該煉鋼廠在鐵水攪拌脫硫作業(yè)中，機械攪拌設備攪拌軸橫向振動已經(jīng)大大降低，設備整體處于正常狀態(tài)，已經(jīng)能滿足正常生產(chǎn)的需要。

[1] 清華大學工程力學系編.機械振動[M].北京：機械工業(yè)出版社，1980.

[2] 鐘一鍔.轉子動力學[M].北京：清華大學出版社，1984.

[3] 王宏偉. 攪拌軸所受流體橫向力特性研究[D]. 北京：北京化工大學，1998.

[4] 李建豐.懸臂攪拌軸動力特性研究[D]. 北京：北京化工大學，2003.

[5] 沈鵬飛.攪拌軸的臨界轉速計算(上)[J].化工管道與設備，2001，38(01).

[6] 沈鵬飛.攪拌軸的臨界轉速計算(上)[J].化工管道與設備，2001，38(04).

[7] 李建豐，徐鴻，馬鑫，等. 有限元法求解攪拌軸臨界轉速[J].石油化工設備，2003，32(2)：28-30.

[8] 王凱.釜內(nèi)無支承懸臂攪拌軸的設計[J].化工管道與設備.2001，38(1)：16-19.

[9] 曹紅蓓，王君，澤林卿.攪拌軸動態(tài)彎矩及動態(tài)撓度計算[J].機械設計與制造，2009(9)：23-25.

[10]曹紅蓓，林卿，王君澤.懸垂攪拌軸軸承間距合理范圍的研究[J].工程設計學報，18(3):233-236.

[11]HG/T20569-2013機械攪拌設備[S].北京：工業(yè)和信息化部，2013.

[12]陳志平，章序文，林興華，等.攪拌與混合設備設計選用手冊[M].北京：化學工業(yè)出版社，2004.

[13]永田進治編著.混合原理與應用[M].馬繼舜譯.北京：化學工業(yè)出版社，1984.

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，寶鋼工程技術集團有限公司工程師。

TP391

A

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