宋吉鎖，何海龍，劉鵬飛，孫群，李偉東，喬冠男

（鞍鋼股份有限公司煉鋼總廠，遼寧 鞍山 114021）

摘要： 針對鞍鋼 KR 法脫硫效果不好的問題開展了工業試驗， 得出了攪拌槳的最佳浸入深度是 1.5 m，據此建立了 KR 脫硫浸入深度模型。 應用新模型后，鐵水預處理脫硫效率提高到94.2%，脫硫粉劑消耗降至 6.4 kg/t 鐵。

關鍵詞： 鐵水預處理；KR 法脫硫；浸入深度

隨著用戶對鋼材質量要求的日益提高， 特別是電工鋼和高級別管線用鋼均要求成品硫含量小于 0.003 0%，因此，各鋼廠對鐵水預處理越來越重視。 KR 攪拌槳是攪拌脫硫動力學條件改善的關鍵，攪拌槳的轉速、浸入深度、攪拌形式對脫硫效率均會造成極大的影響。 尤其是攪拌槳浸入深度，對鐵水罐內的流場起到決定性作用， 浸入深度過深或過淺，脫硫效果都不好,浸入過深鐵水形不成漩渦，不能和脫硫劑充分混勻；過淺則鐵水容易噴出鐵水罐造成灑鐵事故。 文獻^［1］認為攪拌槳最佳浸入深度為 1．25～1．45 m，文獻^［2］則認為最 佳 的浸入深度為 1.1～1.3 m。 鞍鋼 2015 年 1 月投產了兩套 KR 脫硫系統， 通過鐵水罐浸入深度試驗得出最佳浸入深度，并通過測液面的方式，編制出一套 KR 脫硫系統攪拌槳最佳浸入深度的計算模型，應用后鐵水預處理脫硫效率得到提高。

1 國內外 KR 攪拌槳浸入深度的研究情況

KR 攪拌槳的最佳浸入深度與攪拌槳的尺寸、鐵水熔池的深度、鐵水罐的形狀均相關，所以國內外鋼廠均按照物理學的相似原理， 基于本廠的設備條件， 以一定的比例通過物理模擬研究攪拌槳的最佳浸入深度。 表 1 為鐵水罐及攪拌槳尺寸參數的研究情況。

武鋼研究院基于武鋼二煉鋼 100 t 鐵水罐，采用聚乙烯泡沫模擬脫硫劑，研究了攪拌器轉速、攪拌器浸入深度、 攪拌器槳葉結構以及攪拌器與攪拌罐直徑比對聚乙烯泡沫卷吸深度的影響規律^［3］。

研究結果表明， 提高攪拌器轉速可以增強泡沫粒子的卷吸深度，增大攪拌器直徑有利于提高液面的卷吸能力，液面明顯上升。 研究還表明，在不同的實驗條件下，攪拌器存在一個最佳的浸入深度。田廣亞、徐強等^［4］對寶鋼浦鋼公司的 KR 鐵水預處理脫硫過程進行水模研究， 實驗容器和現場鐵水罐采用 1∶5 的比例，實驗采用測定熔池模擬鐵水包中（水溶液）電導率的方法來測量最短混勻時間，考察攪拌槳的轉速、浸入深度、攪拌槳位置對混勻時間的影響。 結果表明，混勻時間隨著攪拌槳浸入水中深度的增加而減小，但是當浸入深度達到270 mm（即現場浸入深度 1.2 m）以后，繼續增加深度，混勻時間基本不再變化。 Ryutaro SHIBA 等研究認為^［5］，在攪拌器轉速不變的前提下，隨著攪拌器插入深度的減小，罐內脫硫劑分散度提高，固液傳質系數增加。

鞍鋼 200 t 鐵水罐型和攪拌槳尺寸與其它鋼 廠不同，在前期攪拌器葉片尺寸、葉數、攪拌槳轉 速已經優化完成的情況下， 進一步優化了攪拌槳 的浸入深度。

2 基于200 t 鐵水罐浸入深度的試驗

2.1 試驗原理簡介

浸入深度（攪拌槳下沿距鐵水液面的高度）影 響脫硫劑的混勻效果，影響脫后成分的均勻性，研 究浸入深度必須研究 KR 脫硫的鐵水流場。 鐵水 環流示意圖見圖 1。

由圖 1 看出，KR 機械攪拌脫硫是將十字形的攪拌槳浸入鐵水液面一定深度， 高速旋轉帶動鐵水也隨著高速旋轉，隨著攪拌槳的轉動，攪拌槳周圍流體沿著槳徑向鐵水罐側壁流動， 流體碰到側壁后分成兩部分，分別向上和向下繼續運動。 攪拌槳附近由于流體的排出壓力降低， 向上運動的流體由于壓差和重力的作用， 形成返回攪拌槳上方的環流。 而向下運動的流體在壓差作用下也返回攪拌槳處，形成攪拌槳下方的環流。 返回的流體由于攪拌槳轉動的作用形成循環， 流體流動沿攪拌槳對稱分布。

圖 2 為流體速度云圖。 攪拌槳兩側灰色部分是鐵水流動的高速區， 攪拌槳槳葉上部區域和攪拌槳下部黑色區域是鐵水流動的低速區域， 同時在攪拌槳邊緣靠近鐵水罐邊緣部分形成湍流，是脫硫劑混勻的最佳區域。 只有保證鐵水高速區域灰色部分面積最大， 攪拌槳下部鐵水流動速度最小的黑色區域（通常認為是死區）面積最小，脫硫劑才能達到最佳的混勻效果。 在脫硫劑穩定的條件下，工業試驗以脫硫效率最高、脫硫粉劑消耗最低、攪拌槳底部結瘤最小時為最佳浸入深度。

2.2 試驗結果及分析

試驗了 1.4、1.5、1.6 m 三個浸入深度。 每個攪 拌槳從上線開始直至報廢下線， 統計脫硫效率和 脫硫劑消耗。 浸入深度試驗結果見表 2。

由表 2 看出，浸入深度為 1.5 m 時，脫硫效率最高，為 94.2%，脫硫劑消耗最低，為 6.4 kg/t。三個 浸入深度的攪拌槳結瘤情況見圖 3。 由圖 3 看出， 浸入深度為 1.4 m 時攪拌槳結瘤最嚴重，1.6 m 時 次之，1.5 m 時攪拌槳基本上不結瘤。

本次試驗得出結論， 浸入深度 1.5 m 時脫硫 動力學條件最好，脫硫劑混勻效果也最好，沒有發 生脫硫劑在攪拌槳軸部和底部結瘤現象。 因 此 認為，鞍鋼 200 t 鐵水罐 KR 脫硫的最佳浸入深度 是1.5 m。

3 浸入深度模型的開發

3.1 熔池深度的精確測定

鞍鋼 200 t 鐵水罐出鐵量為 190~205 t， 出鐵 量不同，鐵水罐耐材的侵蝕程度不同，熔池深度也 不同， 原設計模型的熔池深度是通過鐵水量的變 化理論計算得出， 沒有考慮鐵水罐耐材侵蝕造成 的鐵水罐容變大， 必須準確測量鐵水熔池深度才 能準確計算出下槳深度。 圖 4 為熔池深度示意圖。

圖 4 中，L₁ 是 待 機 位 時，攪 拌 槳 下 沿 距 鐵 水 罐 上 沿 的 距 離 ，L₁=2 750 mm；h₁ 是 鐵 水 凈 空 ；h₂ 是鐵水熔池深度 ；H₀ 是 鐵 水 罐 內 徑 高 度 ，H₀=4 904 mm。 攪拌槳的下沿距離鐵水罐底的距離 是 L₁+H₀=7 654 mm。 熔池深度 h₂=7 654-L₁-h₁。 h₁ 隨著鐵水量的變化和鐵水罐耐材的侵蝕程度變 化。 目前沒有精密設備可以準確測量出鐵水罐的 凈空，可以通過攪拌槳的行程測出 h₁，攪拌槳的待機位時零點即 0 mm。 攪拌槳向下運行到攪拌槳下 沿接觸到鐵水液面記錄此數碼，此時的數碼減去 2 750 就是 h₁，用 7 654 減去此時的數碼就是 h₂。

3.2 下槳深度的確定

工業試驗確定了 200 t 鐵水罐 KR 脫硫的最 佳浸入深度是 1.5 m， 精確測定鐵水熔池深度后， 可以精確計算出 KR 脫硫的下槳深度。 KR 脫硫的 下槳深度應該是 L1+h1+900+600 （900 是攪拌槳葉 片高度，600 是攪拌槳在工作位時攪拌槳上沿距離 鐵水液面的距離）。

3.3 浸入深度模型的編制

為了方便操作，把 3.2 中的 900+600=1 500 定 義為 KL，L₁ 是固定值，h₁ 是變化值，不能直接測出 h₁，可以測出 L₁+h₁ 的和，把確定 L₁+h₁ 和的過程定 義為測液面過程， 把 L₁+h₁ 的和定義為液面高度。

下槳深度=液面高度+KL。 每一罐脫硫鐵水只要測 出液面高度就可以準確得出下槳深度。 具體測液 面的方法如下:

（1） 將攪拌槳沿一個槳葉楞的位置從下向上 魚鱗狀的涂上耐火泥。

（2） 將攪拌槳浸入鐵水里 （接近 1/3 的位置) 記錄此時的數碼。圖5 為攪拌槳浸入鐵水時操作頁 面截圖。

（3） 攪拌槳抬起， 測量攪拌槳浸入鐵水的深 度， 攪拌槳從待機位到攪拌槳下沿接觸鐵水的實 際數碼等于攪拌槳浸入鐵水里時的數碼減去攪拌 槳浸入深度。 這個數碼稱為本罐鐵水的液面高度。 然后在計算機一級程序上做出攪拌槳下槳深度計 算圖，見圖 6。 把對應罐號的鐵水量輸入就可以得 出下槳深度，再根據脫硫的操作畫面，則整個攪拌 槳的浸入深度模型編制完成。

4 模型的應用效果

2018 年 1 月應用了該模型， 應用新模型既解 決攪拌槳結瘤問題,又從根本上杜絕了浸入深度過 淺造成鐵水噴濺導致的鐵水損失。 1~6 月份脫硫 劑的消耗情況及扒渣鐵損情況見圖 7。從圖 7 中可 以看出，脫硫劑消耗持續降低，從 1 月份的噸鐵最 高消耗 8.286 kg 降到 6 月份的 6.340 kg,降幅達到 23%。 扒渣鐵損降低了 0.16 t/罐， 降低幅度接近 10%。 此期間工況相同，分析扒渣鐵損降低的原因 認為， 一部分是粉劑消耗降低， 按脫硫渣含鐵量10%計算，粉劑消耗降低 23%，由此帶來扒損降低 應該是 23%×10%=2.3%，所以，減輕鐵水噴濺降低 了 7.7%的扒渣鐵損。

5 結論

（1） 工業試驗得出, 鞍鋼 200 t 鐵水罐 KR 脫 硫系統攪拌槳插入深度為 1.5 m 時， 脫硫效率最 高，達到 94.2%，脫硫粉劑消耗最低為 6.4 kg/t。

（2） 通過測液面和設定 KL 值準確地計算出 每罐鐵水的下槳深度， 并且直接應用在一級操作 畫面上，編制出了 KR 脫硫插入深度模型。 應用新 模型后，噸鋼粉劑消耗降低了 23%，既解決了攪拌 槳結瘤問題， 又降低了由于鐵水噴濺問題造成的 鐵水損失。

參考文獻

［1］ 李勝超，廖利輝，鄧品團，等． 武鋼 KR 脫硫工藝技術改進［J］． 鋼鐵研究， 2013， 41（4）：39-42．

［2］ 霍 自 美． 鐵 水 預 處 理 KR 脫硫工藝優化實踐 ［J］． 寬 厚 板， 2015， 21（2）：26-29．

［3］ 楊鋒苓, 周慎杰. 攪拌槽內單相湍流流場數值模擬研究進展 ［J］. 化工進展, 30（6）: 1158-1165.

［4］ 田廣亞，徐強，閔通 宏，等. KR 法鐵水脫硫水模型實驗研究 ［C］∥第四屆冶金工程科學論壇. 北京：北京科技大學，2005．

［5］ R.Shiba, A.Uddin, Y.Kado, et al. Solid/liquid Mass transfer Correlated to Mixing Pattern in Mechanically -stirred Vessel ［J］. ISIJ International, 2014 : 2754-2760.