吴雪兵，章文超，郑 群，朱玉明，金海宏

(1.宝钢工程技术集团有限公司,上海201999；2.宝山钢铁股份有限公司炼钢厂,上海201941)

KR法脱硫站搅拌轴振动问题分析及解决措施

吴雪兵1，章文超1，郑 群1，朱玉明2，金海宏2

(1.宝钢工程技术集团有限公司,上海201999；2.宝山钢铁股份有限公司炼钢厂,上海201941)

本文利用解析法计算某厂300吨级KR法脱硫站机械搅拌设备搅拌轴的一阶临界转速，分析出搅拌轴产生剧烈横向振动的原因，主要原因包括机械搅拌设备工作转速经常接近于一阶临界转速、搅拌桨经常出现异常结渣导致产生更大的离心惯性力等，针对这些原因提出相应的解决措施，措施如下：(1)降低最大工作转速;(2)提高升降小车整体刚度;(3)优化搅拌桨桨形;(4)优化搅拌桨总高度。

搅拌轴；临界转速；振动

0 前言

某炼钢厂新建2套300吨级KR法脱硫站，投产初期设备运行较正常，但后来陆续出现机械搅拌设备搅拌轴横向振动偏大现象，并且设备竖直方向连接螺栓经常出现松动现象。该脱硫站机械搅拌设备搅拌桨质量重，桨叶直径大，搅拌侧悬臂结构长。机械搅拌设备搅拌桨是可更换的，单根搅拌桨使用寿命约搅拌300罐左右铁水，搅拌桨工作转速一般为120～140 r/min，该转速时搅拌轴发生剧烈横向振动，且搅拌桨结渣较多。

机械系统在其平衡位置附近所作的往复运动称之为机械振动[1]。该搅拌设备属于典型的单盘悬臂转子，转子总是存在偏心质量。造成搅拌轴转动部分偏心质量的原因有：(1)机械搅拌设备材质的不均匀、加工装配误差以及安装误差；(2)脱硫作业中由于搅拌桨结渣不规则以及叶轮侵蚀不均匀。搅拌轴转动部分有偏心质量，在运行时就要产生周期性离心惯性力，当搅拌轴开始运转后，由于周期性离心惯性力的作用产生了振动，称之为偏心质量引起的强迫振动，振动频率与搅拌轴工作转速有关，当工作转速接近临界转速时就会引起剧烈振动，同时离心惯性力也会急剧增大从而对设备造成破坏。一般认为转子横向自由振动的固有频率对应的转速称为临界转速[1,2]，搅拌轴临界转速的大小与轴的结构、粗细、搅拌桨叶轮质量及位置、轴的支承方式等因素有关，与转子偏心距无关。下文将通过计算搅拌轴一阶临界转速分析该设备搅拌轴产生剧烈横向振动的原因，以及提出相应的解决措施。

1 KR法脱硫站的机械搅拌设备

机械搅拌设备是KR法脱硫站主体设备。如图1所示，机械搅拌设备主要由卷扬升降装置、升降小车、搅拌桨、升降小车轨道立柱等组成，其中搅拌桨旋转装置安装于升降小车车架上，轨道立柱框架与钢结构平台相连，升降小车在轨道立柱框架内通过钢丝绳卷扬提升实现升降动作，升降小车车架上装有蝶簧夹紧装置用于缓冲搅拌桨旋转时产生的振动。如图2所示，搅拌轴旋转装置主要包括旋转电机、行星减速机、搅拌主轴、搅拌桨、联轴器、轴承等，其中搅拌侧轴承通过套筒连接悬置在升降小车下端。

图1 机械搅拌设备示意图Fig.1 Diagram of the agitating equipment

图2 升降小车示意图Fig.2 Diagram of the lifting device

2 搅拌轴受力分析以及力学模型

在脱硫作业过程中，搅拌轴主要受到流体作用力、输入扭转、搅拌轴偏心质量引起的离心惯性力以及自身重力，搅拌轴上的载荷可以分成扭矩载荷、轴向载荷和径向载荷三类[3，4]。扭转载荷的大小取决于电机功率特性、铁水性质、搅拌桨和搅拌轴转速等；轴向载荷是搅拌轴自身重力和流体作用力的轴向分量共同形成的；轴的径向载荷是轴承约束、搅拌装置离心惯性力和流体作用力的径向分量共同形成的，它使轴产生径向挠度，是对搅拌轴破坏影响最大的一种载荷。三种载荷引起搅拌轴三种振动型式：轴向振动、扭转振动和弯曲振动，其中弯曲振动使轴横向摆动，是最有害的一种振动形式。

现行计算临界转速方法主要有：邓柯莱(Dunkerly)累加法、雷利( Rayleigh)能量法、FMP方法[5]、库舒耳方法6，7和有限元法[8]，FMP方法是在实践的基础上根据经验总结的计算公式，国外多家公司采用FMP方法计算搅拌轴临界转速，本文采用国内现行的化工行业标准HG/T 20569-2013《机械搅拌设备》中的搅拌轴临界转速计算公式，即是依据邓柯莱(Dunkerly)累加法和雷利(Rayleigh)能量法的近似方法相互结合而编制的。

简化后的搅拌轴受力模型图如图3所示。搅拌轴视为无质量弹性梁，将搅拌轴本身的分布质量和轴上的各个集中载荷，按照等效系统原理，分别转化到一个特定的点上再累加组合成一个当量载荷，从而将复杂的多自由度转轴系统简化成无质量弹性轴上只有一个集中当量载荷的单自由度系统，并且将搅拌轴、搅拌桨叶片及其附带铁水质量转化成搅拌轴悬臂端的等效质量，搅拌轴被视为一端约束的无质量的弹性梁，用液体附加质量来体现被搅拌介质阻尼对轴临界转速的影响[9-11]。图3中Fe、Fh、FB分别为离心惯性力、流体径向力、流体轴向力。

根据文献[1]、[12]、[13]可知离心惯性力Fe计算公式为

(1)

式中，mw为搅拌轴转动部分质量；n为实际工作转速，即计算转速；e为搅拌轴几何偏心距；ncr为一阶临界转速。

图3 搅拌轴受力模型图Fig.3 Force model of the agitator shaft

3 搅拌轴一阶临界转速计算结果

根据如图3所示的搅拌轴受力模型，可以得到的一阶临界转速计算公式为

(2)

式中，dL为悬臂轴L段的空心轴等效外径；E为等效轴的弹性模量；N0为等效空心轴内径和外径比值；L为搅拌桨悬臂长度；a为搅拌侧轴承与驱动侧轴承跨距；M=m1+m2+m3，其中m1为搅拌桨附带的铁水质量，m2为搅拌轴有效质量在搅拌桨末端当量质量，m3为搅拌头质量。

(3)

(4)

式中，ηk为搅拌桨附加质量系数；D为搅拌桨叶轮中径；h为搅拌桨叶轮高度；θ为搅拌桨叶轮与竖直方向夹角；ρ铁水为铁水密度；mL为悬臂轴L段有效质量。

影响一阶临界速度的计算结果主要有两方面：(1)未考虑搅拌桨结渣，对M的取值有一定影响从而影响到计算结果；(2)实际搅拌轴两轴承座并非刚性约束，因此对计算结果也有一定影响。两种情况都会导致计算的结果比实际的偏大。

按式(2)计算该KR法脱硫站机械搅拌设备搅拌轴一阶临界转速，一般新桨主要计算参数取值见表1；根据现场实际生产状况，搅拌桨叶直径侵蚀大于200 mm，桨叶厚度侵蚀大于40 mm，此时搅拌轴工作转速能超过120 r/min，对应m1、m2、m3的取值见表2，其它参数见表1。根据两种桨形所计算出机械搅拌设备搅拌轴一阶临界转速分别为142.9 r/min和150.8 r/min。

表1 计算参数取值表

表2 计算参数取值表

在实际生产中，工作转速与桨龄有关，即与搅拌桨桨形状有关，由于搅拌桨叶轮中径与功率的五次方成正比，工作转速与功率的三次方成正比[6]，也就是桨形比转速对功率计算结果更敏感，随着搅拌桨叶轮的侵蚀，该桨形取表2所示参数时，工作转速就可以超过120r/min以上。根据使用规范搅拌轴工作转速应满足：n≤0.7ncr，或者n≥1.3ncr，该炼钢厂在实际生产中，取表2参数，搅拌桨工作转速超过120r/min，甚至到140r/min，已经远大于0.7ncr，而在实际生产中还会经常出现如图4所示异常结渣(图5为正常搅拌桨图)，根据式(1)离心惯性力计算公式，离心惯性力会成几何级数增加，离心惯性力增加会导致搅拌轴所受弯矩增大，甚至导致竖直方向连接螺栓疲劳松动。当搅拌轴工作转速接近临界转速时还会引起共振，对设备会带来更大的破坏。

图4 异常结渣搅拌桨图Fig.4 Photo of the abnormal slag accumulation on the blades

图5 正常搅拌桨图Fig.5 Photo of the normal blades

综上所述，该炼钢厂机械搅拌设备经常出现横向振动偏大现象以及设备竖直方向连接螺栓经常出现松动现象主要是如下两方面情况引起的：

(1)机械搅拌设备工作转速经常接近于一阶临界转速；

(2)搅拌桨经常出现异常结渣情况，在这种情况下，搅拌桨结渣增加了搅拌桨重量从而导致临界转速降低，并且同时导致搅拌轴偏心质量几何偏心距e增大，偏心距e增大与临界转速降低均会引起产生更大的离心惯性力，离心惯性力增大即会产生更大的弯矩，长此以往，会对设备产生更大的破坏。

4 解决措施

根据分析搅拌轴横向振动发生的原因，可以通过减小离心惯性力、提高升降小车刚度、优化搅拌桨桨形来提高搅拌轴的一阶临界转速等来保证设备运行的稳定性。因此，本文提高设备运行稳定性的措施有：

(1)在满足铁水脱硫工艺条件下，降低最大工作转速，最大工作转速控制在120r/min内；

(2)提高升降小车整体刚度以确保设备能承受足够的搅拌轴径向载荷，尤其是提高安装搅拌侧轴承悬臂部分刚度；

(3)在保证搅拌桨使用寿命以及搅拌脱硫效果前提下，搅拌桨桨形以及桨叶数量可优化，即减轻搅拌头质量以及附带铁水质量；

(4)在满足低液面铁水生产工艺要求情况下，搅拌桨总高度可以适当做短一点，即悬臂部分长度L变短一点。

图6所示左侧第一根搅拌桨为原设计方案，右侧两根搅拌桨是根据第(3)、(4)方案所设计出来的新桨形以供测试用，其中桨叶直径、叶片厚度、搅拌桨总高度、桨干部分耐材直径均做了优化，另外新三叶桨叶片与竖直方向夹角不再采用零度角，而是有一定倾斜角。

图6 新旧搅拌桨对比图Fig.6 Contrast of the old and new blades

5 结论

通过降低最大工作转速、加固升降小车钢结构以及优化搅拌桨桨形，经过测试，该炼钢厂在铁水搅拌脱硫作业中，机械搅拌设备搅拌轴横向振动已经大大降低，设备整体处于正常状态，已经能满足正常生产的需要。

[1] 清华大学工程力学系编.机械振动[M].北京：机械工业出版社，1980.

[2] 钟一锷.转子动力学[M].北京：清华大学出版社，1984.

[3] 王宏伟. 搅拌轴所受流体横向力特性研究[D]. 北京：北京化工大学，1998.

[4] 李建丰.悬臂搅拌轴动力特性研究[D]. 北京：北京化工大学，2003.

[5] 沈鹏飞.搅拌轴的临界转速计算(上)[J].化工管道与设备，2001，38(01).

[6] 沈鹏飞.搅拌轴的临界转速计算(上)[J].化工管道与设备，2001，38(04).

[7] 李建丰，徐鸿，马鑫，等. 有限元法求解搅拌轴临界转速[J].石油化工设备，2003，32(2)：28-30.

[8] 王凯.釜内无支承悬臂搅拌轴的设计[J].化工管道与设备.2001，38(1)：16-19.

[9] 曹红蓓，王君，泽林卿.搅拌轴动态弯矩及动态挠度计算[J].机械设计与制造，2009(9)：23-25.

[10]曹红蓓，林卿，王君泽.悬垂搅拌轴轴承间距合理范围的研究[J].工程设计学报，18(3):233-236.

[11]HG/T20569-2013机械搅拌设备[S].北京：工业和信息化部，2013.

[12]陈志平，章序文，林兴华，等.搅拌与混合设备设计选用手册[M].北京：化学工业出版社，2004.

[13]永田进治编著.混合原理与应用[M].马继舜译.北京：化学工业出版社，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

吴雪兵(1983-)，男，宝钢工程技术集团有限公司工程师。

TP391

A

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