連續(xù)薄帶鋼熱浸鍍鋅線冷卻塔區(qū)段帶鋼抖動原因分析

吳清泉，林 智，徐培民

（1馬鞍山鋼鐵股份有限公司冷軋總廠；2安徽工業(yè)大學(xué)機械工程學(xué)院,安徽馬鞍山 243002）

引言

連續(xù)熱鍍鋅線鋅鍋區(qū)氣刀處的帶鋼抖動是影響鍍鋅板鋅層精度的主要因素。減小氣刀處帶鋼抖動，是提高鋅層控制精度、減小超厚鍍鋅、提高鍍層質(zhì)量和產(chǎn)品檔次、降低生產(chǎn)成本的有效途徑。

薄帶鋼熱浸連續(xù)鍍鋅生產(chǎn)線的鍍后冷卻一般設(shè)計成高塔形式，采用強制風(fēng)冷，運行過程中，一些規(guī)格的帶鋼在冷卻塔的上行段容易出現(xiàn)抖動的問題,抑制冷卻塔上行段的帶鋼抖動的經(jīng)驗和措施也有報道[1]。2000 年Tan 等給出了基于波形消除原理的一般邊界條件下軸向移動弦振動的主動控制方案[2]。2002年，韓國Ji-Yun Chou等從理論角度對上行段進行建模，通過邊界控制來達到抑制抖動目的[3,4]。2003 年Kim.C.H.等分析了帶鋼隨張力變化而產(chǎn)生的參數(shù)激勵振動[5]。2010 年李健等人對上行段進行建模并結(jié)合現(xiàn)場測試，得到鋅鍋內(nèi)輥子對帶鋼抖動影響大的結(jié)論[6]。進一步提高鋅層控制精度，國際上又有傾向于在氣刀上方增加電磁穩(wěn)定裝置、采用主動控制的方法來增加帶鋼阻尼、抑制氣刀處的抖動（EMG和ABB的裝置已投放市場），但抑振效果評價不一[7,8]。

基于理論分析和現(xiàn)場測試，調(diào)查某鍍鋅線出鋅鍋上行段帶鋼大幅抖動現(xiàn)象的動力學(xué)成因，為進一步查找抖動的工程學(xué)成因、提出和論證治理措施奠定理論基礎(chǔ)。

1 問題描述及可能原因分析

某鋼廠的3#熱鍍鋅線冷卻塔高65.27 m，鋅鍋沉沒輥與塔頂?shù)谝晦D(zhuǎn)向輥的輥距為67.49 m（如圖1 所示，即使在同類型的生產(chǎn)線也是屬于很高的冷卻塔），從鋅鍋的穩(wěn)定輥（糾正輥）到塔頂?shù)谝晦D(zhuǎn)向輥之間的上行段帶鋼，中間無接觸式穩(wěn)定支承，大致在40 m 高度位置安裝有非接觸式的氣墊風(fēng)機，但是其穩(wěn)定作用非常有限。

圖1 熱鍍鋅線中央段現(xiàn)場測試測點布置示意圖

自投產(chǎn)以來，上行段帶鋼常出現(xiàn)大幅抖動現(xiàn)象，厚度1.0～1.6 mm，寬度1 500 mm 左右的寬帶鋼，當帶速運行在80～110 m/min 之間的常用范圍時，帶鋼抖動幅度明顯增大，危及機組的安全穩(wěn)定運行，嚴重影響產(chǎn)品質(zhì)量和企業(yè)經(jīng)濟效益。

理論上，上行段的帶鋼抖動可以歸屬于“軸向運動薄板的縱橫彎曲振動”問題。帶鋼不僅受橫向載荷（氣刀、冷卻風(fēng)箱等強大的氣流噴吹），而且還在縱向（帶鋼運行方向）受大張力的作用，帶鋼抖動行為復(fù)雜。引起帶鋼抖動的因素可分為強迫振動（氣刀處氣流脈動、風(fēng)箱氣流脈動、兩端輥子垂直于帶鋼表面的支承運動），參激振動（帶速變化、張力波動等），以及由鋅鍋輥-帶鋼-塔頂輥及其柔性支承-冷卻塔體組成系統(tǒng)的耦合振動。

2 帶鋼抖動工藝參數(shù)調(diào)節(jié)理論基礎(chǔ)

在帶鋼不打滑情況下，帶鋼速度與轉(zhuǎn)向輥的轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系為

其中，v為帶鋼速度（m/min）；

d為輥子直徑（m）；

n為輥子轉(zhuǎn)速（r/min）。

其中pn為帶鋼第n階固有頻率；

l 為支承輥軸間距（兩支承端之間的帶鋼長度，單位是m）；

T0為上行段的帶鋼平均張力(N)；

r為帶鋼材料密度（kg/m3)；

A 為帶鋼的截面積（m2），s=T0/A 為張力系數(shù)（MPa）。

圖2是帶鋼固有頻率與帶鋼速度v、轉(zhuǎn)向輥的轉(zhuǎn)動頻率之間的關(guān)系圖。3 根斜直線分別表示1.5 m直徑的塔頂轉(zhuǎn)向輥、0.8 m 直徑的鋅鍋沉沒輥、0.23 m直徑的鋅鍋穩(wěn)定輥和糾正輥的轉(zhuǎn)動頻率以及糾正輥轉(zhuǎn)動頻率的2 倍頻(E2)隨帶速的變化。豎直線表示帶鋼固有頻率（有限元計算出的帶鋼彎曲和扭擺固有頻率與按上述公式計算出的幾乎完全一致，帶鋼橫截面弓成C 型的固有頻率由有限元算得）。由圖2 可見，C 型模態(tài)頻率較高，低頻段主要是帶鋼縱向彎曲或橫向扭擺模態(tài)，且固有頻率成整倍數(shù)關(guān)系，由于帶鋼規(guī)格、材料、張力隨時變化、氣刀和氣墊風(fēng)機對帶鋼的約束作用不明，這里的固有頻率數(shù)值僅供參考。

在斜直線與豎線的交叉點所對應(yīng)的帶速下，即某個輥子的轉(zhuǎn)頻等于帶鋼的某階固有頻率時，塔頂輥偏心或鍋內(nèi)被動輥晃動的水平分量會引起帶鋼“支承運動強迫振動”共振。塔頂輥偏心或鍋內(nèi)被動輥晃動的鉛垂分量會引起帶鋼張力波動。在交叉點帶速下，若張力波動含有輥子轉(zhuǎn)頻的2 倍頻分量，則根據(jù)Floquet 定理的推論[9]，除了“支承運動強迫振動”共振外，帶鋼還會發(fā)生同頻率的參數(shù)激勵振動。若某輥子轉(zhuǎn)頻的一半與帶鋼某階固有頻率重合，且?guī)т搹埩Σ▌又泻性撦佔愚D(zhuǎn)頻成分，則同樣根據(jù)Floquet定理的推論，帶鋼會發(fā)生該階固有頻率的參激振動。

所以，機組運行時應(yīng)盡量避開以下這些交叉點帶速：①各輥子轉(zhuǎn)頻與帶鋼低階固有頻率的交叉點，②各輥子轉(zhuǎn)頻的倍頻與帶鋼低階固有頻率的交叉點，③各輥子轉(zhuǎn)頻的半頻與帶鋼低階固有頻率的交叉點，以免發(fā)生“支承運動強迫振動”共振或參激振動。

相鄰的兩個交叉點帶速構(gòu)成一個“帶速穩(wěn)定運行區(qū)間”，帶速設(shè)定在這些區(qū)間的中部時，理論上機組運行比較平穩(wěn)。

對特定的塔高、帶鋼規(guī)格、帶鋼張力和糾正輥的嚙合量，會存在一個交叉點比較密集的帶速區(qū)間，該區(qū)間里的穩(wěn)定運行區(qū)間很窄，機組很難在這樣的區(qū)間上平穩(wěn)運行。當帶速達到113.4 m/min 左右時，沉沒輥轉(zhuǎn)動頻率接近二階彎曲（扭擺）模態(tài)頻率，穩(wěn)定輥和糾正輥的轉(zhuǎn)動頻率不僅會接近7 階彎曲和扭擺模態(tài)的頻率，還接近1 階和2 階C 型模態(tài)頻率。

帶速穩(wěn)定工作區(qū)間的寬度基本上取決于帶鋼固有頻率的間距。由式(2)可知，通過提高“冷卻塔上行段”的帶鋼中部氣墊風(fēng)機的穩(wěn)定作用，可以減小帶鋼參振的有效長度（兩端支承間距l(xiāng)），提高帶鋼固有頻率，從而增寬帶速穩(wěn)定工作的區(qū)間，使機組更容易躲避輥子與帶鋼共振。

抑制帶鋼抖動，帶鋼運行除了應(yīng)避開上述交叉點帶速外，調(diào)節(jié)張力、糾正輥的嚙合量也可破壞抖動發(fā)生條件，改變帶鋼固有頻率、調(diào)節(jié)輥子對帶鋼的激擾。

由式(2)可知，同卷帶鋼，鋼卷密度和規(guī)格一定，彎曲或扭擺固有頻率與帶鋼張力的平方根成正比。故可通過改變帶鋼張力來破壞共振或參激振動發(fā)生條件。但正因為帶鋼固有頻率與張力平方根成正比，所以，小幅度調(diào)節(jié)張力作用不大，尤其是高張力（如3 000 daN 以上）水平下，10%左右的張力改變所引起的帶鋼固有頻率變化有限，這也就是抖動較大時調(diào)張力不如調(diào)速見效快的原因之一。但改變張力等于改變鍋內(nèi)被動輥的負荷，其運轉(zhuǎn)情況會受到影響。但這個影響是雙向的，既會使運轉(zhuǎn)情況變好，也可能變差。所以，靠調(diào)節(jié)張力來抑制帶鋼抖動，需要相當程度的經(jīng)驗積累。另外，工藝條件對張力調(diào)節(jié)有較嚴格的限制，不同規(guī)格、不同鋼種的鋼卷，工藝上都有一個參考張力值的約束。

另由式(2)可知，在帶鋼跨度l 和材料質(zhì)量密度r一定的情況下，帶鋼固有頻率與張力系數(shù)s的平方根成正比。受鍋內(nèi)輥子負荷能力的限制，加工中厚寬板時盡管表面上張力水平已很高（3 500 daN 以上），但張力系數(shù)值并不高（s=T0/A，中厚寬板截面積大）。而生產(chǎn)線設(shè)計時是以張力系數(shù)為基準推薦生產(chǎn)線各段帶鋼的張力參考值的[1]，張力系數(shù)是比張力更本質(zhì)的控制參數(shù)。所以，表面上加工中厚寬板時張力已很大，但張力系數(shù)未見得達到設(shè)計值，實際上會表現(xiàn)出張力不夠、帶鋼“發(fā)飄”的現(xiàn)象。這也就是中厚寬板易發(fā)抖動的原因之一，也是高張力水平下，調(diào)張力抑抖效果欠佳的原因。

調(diào)糾正輥，即改變?nèi)粍虞伣M成的復(fù)合支座（出鋅鍋上行段帶鋼的下支座）的結(jié)構(gòu)，復(fù)合支座的靜特性（如輥子、輥架變形）和動特性（如固有頻率）會隨之改變，三被動輥的運轉(zhuǎn)情況（如跳動、晃動、振動）亦會隨之改變。這相當于改變了被動輥對帶鋼激擾的幅度和頻率，進而改變了張力波動的幅度和頻率，達到破壞抖動發(fā)生條件的目的。另外，調(diào)整糾正輥會引起鋅鍋段張力波動幾分鐘，發(fā)生抖動的某個條件被暫時破壞，同時也相當于改變了帶鋼運行的初始條件，有可能使帶鋼回穩(wěn)。然而，同調(diào)張力抑制抖動一樣，調(diào)糾正輥的抑制效果也有限。

3 現(xiàn)場測試與分析

采用LMS SCADAS 16 通道便攜式動態(tài)測試與分析系統(tǒng)在現(xiàn)場對工藝段進行振動測試。測試內(nèi)容主要包括生產(chǎn)線檢修停機期間（包括起機過程）的測試項目和機組運行過程測試兩大部分。

停機（包括起機過程）測試目的主要是了解鋅鍋區(qū)設(shè)備的動態(tài)特性，包括低階固有頻率或模態(tài)，為抖動原因查找作必要的準備。

運行過程主要監(jiān)測各種工況下鋅鍋內(nèi)三個被動輥的運轉(zhuǎn)情況、“出鋅鍋上行段”帶鋼張力的波動情況以及鋅鍋區(qū)設(shè)備的振動情況（主要基于各測點各方向振動加速度信號的自功率譜密度函數(shù)，及信號波形、通頻峰峰值等時域信息來進行數(shù)據(jù)處理與分析）。同時利用機組運行PDA 數(shù)據(jù)、生產(chǎn)“作業(yè)計劃”及現(xiàn)場記錄來了解機組運行工況。

測點布置如圖1 所示，共布有8 個測點，分布在熱張緊輥、沉沒輥（穩(wěn)定輥）支架、糾正輥支架、塔頂?shù)谝弧⒌诙D(zhuǎn)向輥、下行第一轉(zhuǎn)向輥、冷卻塔及水淬槽轉(zhuǎn)向輥支架上。其中沉沒輥支架橫梁（2 號測點）及糾正輥吊臂根部（3 號測點）的振動加速度可間接反映鍋內(nèi)三個被動輥的運轉(zhuǎn)情況，塔頂?shù)谝晦D(zhuǎn)向輥軸承（4 號測點）鉛垂方向的振動加速度可間接反映“出鋅鍋上行段”的張力波動（鋅鍋段測張力輥離鋅鍋太遠，期間經(jīng)過糾偏輥、淬水槽轉(zhuǎn)向輥、5 層轉(zhuǎn)向輥、塔頂輥的機械濾波和衰減，其張力波動已不能反映“出鋅鍋上行段”的張力波動）?，F(xiàn)場測試結(jié)果概括如下。

(1)目測可以得到帶鋼大幅抖動時，抖動頻率多為2 Hz 左右或鍋內(nèi)細長輥的轉(zhuǎn)頻。據(jù)此確定鋅鍋區(qū)設(shè)備振動監(jiān)測重點放在低頻段（8 Hz以下）。

(2)帶鋼運行平穩(wěn)時，鋅鍋區(qū)設(shè)備振動加速度在低頻段（8 Hz 以下）幾乎沒有顯著的頻率成分。抖動大時，沉沒輥支架和糾正輥支架上振動傳感器超過量程，而入鋅鍋前熱張緊輥和塔頂?shù)谝晦D(zhuǎn)向輥仍在量程之內(nèi)，這說明抖動大時，相較于熱張緊輥和塔頂?shù)谝晦D(zhuǎn)向輥，鍋內(nèi)被動輥振動大、運轉(zhuǎn)情況差、對帶鋼的激擾大，是主要激擾源。

(3)鍋內(nèi)被動輥低頻激擾主要來源于兩個細長輥——糾正輥和穩(wěn)定輥，主要是糾正輥沿水平徑向的跳動。這里借用P3x（代表第3 測點x 向，以下類同）和P4z的自功率譜圖來說明，圖3為正常工況，圖4 為帶鋼抖動大工況。對比可見，糾正輥支架根部南北向振動加速度主要以輥子轉(zhuǎn)頻及其倍頻在振動，其他分量很小，抖動大時這些分量明顯加強。因此低頻激擾主要來自細長輥。

圖3 正常工況P3x和P4z的自功率譜圖

圖4 抖動大時P3x和P4z的自功率譜圖

(4)抖動最明顯的頻譜癥狀表現(xiàn)在P4z、P5z、P6z、P7z和P6y的糾正輥轉(zhuǎn)頻的二倍頻分量上，尤以P4z 最為典型（P4z、P5z 分別為塔頂?shù)谝?、第二轉(zhuǎn)向輥軸承鉛垂向振動加速度，P6y和P6z分別為下行第一轉(zhuǎn)向輥軸承軸向和鉛垂向振動加速度，P7z 為塔頂層平面鋼結(jié)構(gòu)大H 型鋼橫梁上鉛垂向振動加速度），帶鋼抖動時，P4z 自功率譜圖上一定出現(xiàn)糾正輥轉(zhuǎn)頻的二倍頻分量。

在上述測試結(jié)果基礎(chǔ)上，可以對帶鋼抖動的動力學(xué)成因進行推測。

4 帶鋼抖動的動力學(xué)成因

由上節(jié)知，帶鋼大幅抖動時，抖動頻率多為2 Hz左右或鍋內(nèi)細長輥的轉(zhuǎn)頻。

如圖2 所示，帶鋼第5 階彎曲（氣刀處以前后平動方式抖動）模態(tài)頻率在2 Hz 左右，考慮到氣刀和氣墊風(fēng)機對帶鋼的約束作用，實際可能是第3或第4階彎曲模態(tài)頻率在2 Hz 左右（由于氣刀和氣墊風(fēng)機對帶鋼的約束作用難以評估，帶鋼的固有頻率計算困難）。

對中厚板和寬板，生產(chǎn)線帶速多在80～110 m/min 之間，對應(yīng)細長輥轉(zhuǎn)頻在2 Hz 左右，二倍頻在4 Hz左右，如表1所列。

表1 糾正輥（穩(wěn)定輥）轉(zhuǎn)頻與帶速的對應(yīng)關(guān)系

總之，我們推測：帶鋼發(fā)生2 Hz 左右抖動時，對應(yīng)的運行參數(shù)（主要是張力系數(shù)）下，帶鋼的某階固有頻率正好也在2 Hz左右。

（1）鋅鍋內(nèi)的細長輥運轉(zhuǎn)的不平穩(wěn)是主要激擾源，其中每轉(zhuǎn)一次的轉(zhuǎn)頻（2 Hz 左右）擾動的水平分量由于接近帶鋼2 Hz 左右的前后平動固有頻率，而引起帶鋼“支承運動強迫振動”共振。

（2）細長輥晃動沿帶鋼縱向的分量引起張力波動，其中二倍頻（約4 Hz）分量引起帶鋼2 Hz 左右的參數(shù)激勵共振。

（3）不幸的是，帶鋼上支承-塔頂層鉛垂向振動的固有頻率正巧在4～5 Hz 之間，張力波動的二倍頻分量E2正好落在上支承上下平動模態(tài)的共振區(qū)內(nèi)，進一步強化了張力波動的二倍頻分量和參激共振。

（4）同時，下行段帶鋼的下支承—塔5 層（下行轉(zhuǎn)向輥和糾偏輥所在樓層）的上下平動模態(tài)的固有頻率也在4.3～4.5 Hz 內(nèi)，張力波動的二倍頻分量E2同時也落入該模態(tài)的共振區(qū)，再次得到強化，并重復(fù)加強了2 Hz的參激共振。

上述4 件事情同時發(fā)生，導(dǎo)致氣刀處帶鋼發(fā)生較大橫向抖動。

5 結(jié)論

通過對某連續(xù)熱鍍鋅線工藝段進行多種測試和分析，得到了鋅鍋區(qū)各子系統(tǒng)的局部模態(tài)，以及運行時鋅鍋區(qū)系統(tǒng)的振動特性，建立了抑制帶鋼抖動的工藝參數(shù)調(diào)節(jié)理論，弄清了上行段帶鋼大幅抖動的動力學(xué)成因，為下一步采取治理措施抑制帶鋼大幅抖動指出了方向。