【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は溶銑の脱硫方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
近年の高級鋼製造要請の増大により、低硫鋼を廉価に製造する必要性はますます増加しつつある。溶銑の脱硫剤としては、ＣａＯ・ＣａＣ２・炭酸ソーダ（Ｎａ２ＣＯ３）・Ｍｇ等が知られている。中でも、Ｍｇは高脱硫効率を有しており、ＣａＯやＣａＣ２などと組み合せた形で広く利用されている。しかし、他の脱硫剤と比べて高価であり、未反応のＭｇを極力少なくするために、反応条件を適正化することが必要である。
【０００３】
これに対し、吹きこまれたＭｇは瞬時にガス化した後、溶銑中に溶解するということを利用し、反応効率を向上させる手段として、溶銑を攪拌することで未反応のまま溶解しているＭｇを無駄なく脱硫に使用する手段が従来より提示されている。その一つとして、溶銑中に浸漬されたランスから脱硫剤をキャリアガスとともに吹き込み、その際、同時に、溶銑表面から１ｍ以内の深さに浸漬した別のランスから攪拌用ガスを吹き込み、スラグとメタルの界面近傍を強攪拌する方法が提案されている（例えば、特許文献１、参照）。
【０００４】
また、ＭｇとＣａＯを主成分とする脱硫剤を搬送ガスとともに吹きこむ１次脱硫を行った後、溶銑中に搬送ガスのみを吹き込む２次脱硫を行うことで、未反応で懸濁しているＭｇを反応させる方法が提案されている（例えば、特許文献２、参照）。
【０００５】
【特許文献１】
特開平４−２３５２１０号公報
【特許文献２】
特開平２０００−８１１０号公報
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、特許文献１に示される方法はスラグ−メタル界面のみを攪拌しているものであり、酸化物であるスラグによって酸化しやすいＭｇを無駄に消費してしまうという課題がある。
【０００７】
また、特許文献２に示される方法については、粉体吹き込み中ではなく終了後に攪拌を行うため、溶銑中に残留しているＭｇに関しては効果があるものの、２次脱硫実施前に浮上しているスラグと反応し、無駄になってしまうＭｇに対しては、有効な方策とはならないという課題がある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】
本発明の要旨は以下の通りである。
【０００９】
（１）溶銑内に浸漬ランスを用いてＭｇを含む脱硫フラックスを攪拌ガスと共に吹き込む溶銑の脱硫方法において、フラックス吹込開始から終了までのフラックス吹込時間の後半に、攪拌ガス流量を増量して攪拌動力密度を増加させることを特徴とする溶銑の脱硫方法。
【００１０】
（２）攪拌動力密度変更前の攪拌動力密度を１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ未満とし、変更後の攪拌動力密度は１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ以上とすることを特徴とする前記（１）の溶銑脱の硫方法。
【００１１】
（３）攪拌ガス流量は、溶銑［Ｓ］が０．００５〜０．００８質量％の範囲内で変更することを特徴とする前記（１）または（２）の溶銑の脱硫方法。
【００１２】
（４）溶銑内の攪拌ガスの吹き込み位置を、脱硫フラックスの吹き込み位置以上に深くすることを特徴とする前記（１），（２）または（３）の溶銑の脱硫方法。
【００１３】
【発明の実施の形態】
本発明者らは、溶銑中に吹き込まれたＭｇが浮上してスラグと反応してしまわないうちに、攪拌ガスによる溶銑の攪拌を強化することで、ＭｇとＳの接触確率を増やし、Ｍｇの反応効率を上げることを考えた。
【００１４】
また、Ｍｇは溶銑中に吹き込まれた後に瞬時に気化し、その後、溶銑に溶解したＭｇがＳと反応し脱硫するという性質があることより、その条件を押さえた上で、最適な攪拌条件を検討した。
【００１５】
ここで、Ｍｇの溶銑への溶解度は、［Ｓ］と［Ｍｇ］の溶解度の積に支配されていることが知られており、例えば、以下の値が報告されている。
【００１６】
［Ｓ］×［Ｍｇ］＝２×１０−４ （％）２ …（１）
（参考文献） Ｍ．Ｃ．Ａｓｈｔｏｎ ｅｔ．ａｌ．
：Ｉｒｏｎｍａｋｉｎｇ ａｎｄ ｓｔｅｅｌｍａｋｉｎｇ， １９（１９９２）ＮＯ．２
（１）式より、処理前半における溶銑中Ｓが高い条件では、溶銑のＭｇ溶解度は低いことがわかる。従って、Ｍｇの比率はＳに対して少ないものの、逆に、Ｍｇによる脱硫反応効率は高い。
【００１７】
一方、脱硫が進行し溶銑中［Ｓ］が下がってくる処理後半では、（１）式より、溶銑中Ｍｇの溶解度が上昇することがわかる。その為、Ｓ濃度低下により溶銑中のＳに対するＭｇの比率が大きくなり、溶銑中で溶解しているものの、Ｓとは反応しないＭｇが多くなり、ＭｇとＳとの接触の機会が減少する。
【００１８】
そこで、本発明者らは、反応後半で攪拌ガス量を増量して、ＭｇとＳの接触確率を上げることが、反応効率の向上に好ましいと考えた。ただし、この際、反応前半は攪拌ガスを絞り、溶銑へのＭｇ溶解を妨げないようにすることが望ましい。
【００１９】
本発明者らは、最適な攪拌動力と脱硫進行状況に合わせた影響を探るため、３４０ｔ溶銑鍋において実験を行った。その主な条件は以下の通りである。
【００２０】
脱硫剤：生石灰とＭｇ（１５％）
・ 脱硫剤添加方法：浸漬ランスによるインジェクション方式
・ 攪拌ガス種：Ｎ２
・ 溶銑温度：１４００℃
・ ランス浸漬深さ：２．５ｍ
・ 溶銑成分：［Ｃ］＝４．５〜４．８％ ［Ｓｉ］＝０．３０〜０．５０％
［Ｍｎ］＝０．２０〜０．４０％ ［Ｐ］＝０．１００〜０．１１０％
［Ｓ］＝０．０２０〜０．０３０％
・ ランス形式：図５の形式３（２重管形式）
図１は、同一粉体量下で処理をした場合の、攪拌ガス増加（攪拌動力密度増加）タイミングの脱硫率への影響を表している。この図より明らかなように、攪拌ガス変更のタイミングが、フラックス吹込開始から終了までのフラックス吹込時間全体の処理の後半において実施された場合、処理前半でガス量を増加した場合よりも脱硫効率が向上していることがわかる。
【００２１】
また、図２は、同一粉体量・同一攪拌ガス増加タイミングにおける攪拌動力密度の脱硫効率への影響を示している。全体処理時間を１０分一定とし、初期の攪拌動力密度が０．３ｗ／ｔ−ｐｉｇで、処理開始から６分後に、ガス量増加により攪拌動力密度を変化させた場合、攪拌動力密度が１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ以上においては、それ未満の場合よりも高い脱硫効率が得られることが判る。
【００２２】
即ち、処理後半に、攪拌動力密度としては１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ以上となるように、攪拌ガス量を調整することが、特に好ましいことが判る。なお、攪拌動力密度の算出においては、各種の式が提案されているが、今回は、例えば、下記の参考文献に開示がある以下の式を用いて算出した。
【００２３】
攪拌動力密度εＭ（ｗ／ｔ）＝３７１×Ｑ×Ｔｌ÷ＷＭ×｛ｌｎ（１＋９．８×ρｌ×ｈ÷Ｐ）＋η（１−Ｔｎ／Ｔｌ｝
ここで Ｑ：攪拌ガス量（Ｎｍ３／Ｓ）＝（吹込ガス（キャリアガス等）量（Ｎｍ３／Ｓ）＋Ｍｇ吹込速度（ｋｇ／ｓ）÷ＭＭｇ×２２．４）
ＭＭｇ：Ｍｇの分子量＝２４
Ｔｌ：溶銑温度（Ｋ）
ＷＭ：溶銑量（ｔ）
ρｌ：溶銑密度（ｋｇ／ｍ３）
ｈ ：ランス浸漬深さ（ｍ）
Ｐ ：雰囲気圧力（Ｐａ）
η ：寄与率＝１．０
Ｔｎ：吹込みガス温度（Ｋ）
（参考文献） 浅井：「攪拌を利用した精錬プロセスにおける流体運動と物質移動」、第１００・１０１回西山記念技術講座「攪拌を利用した最近の製鋼技術の動向」、日本鉄鋼協会、（１９８４）、Ｐ７３
次に、本発明者らは、攪拌ガス量変更のタイミング、ここでは、溶銑中Ｓ濃度の影響を調査した。図３にその結果を示すが、同一粉体量条件の場合、溶銑中の［Ｓ］が０．００５〜０．００８質量％の範囲で攪拌ガス量を増加させた場合が、最も脱嶐率が高くなっていることがわかる。
【００２４】
これは、溶銑の脱硫を開始後、Ｓ濃度が０．００５〜０．００８質量％の範囲において、Ｍｇ脱硫反応がＭｇの溶銑への溶解律速から、ＭｇとＳの接触確率律速（Ｓの溶銑中移動速度律速）に変化するためと推定できる。
【００２５】
なお、ここで、攪拌ガス量変更に伴う［Ｓ］濃度の把握には、実際にサンプルを採取して分析する方法が考えられるが、分析値が判明するまでに時間を要することより、ここでは、事前に得られている脱Ｓ効率を元に以下の計算式を用い、粉体吹込量の推移から推定する方法を用いた。
【００２６】
推定溶銑［Ｓ］＝［Ｓ］ｉ÷ｅｘｐ（Ｗｆ×ｋ） （×１０−３％）
ここで ［Ｓ］ｉ： 処理前溶銑Ｓ濃度 （×１０−３％）
Ｗｆ ： 脱硫フラックス原単位（ｋｇ／ｔ）
ｋ ： 粉体ｋ値（脱硫率を示す係数）
さらに、脱硫フラックス吹込み位置と攪拌ガス吹き込み位置との関係が、脱硫効率に及ぼす影響を調査した結果を図４に示す。ここでは、図５の形式２のように、脱硫フラックス吹き込み用ランスと攪拌ガス吹き込み用ランスの２つを持った設備を用い、脱硫フラックス吹き込み用ランスの浸漬深さを一定（固定）とし、攪拌ガス吹き込み用ランスの浸漬深さを変化させた際の脱硫効率の変化を調査した。
【００２７】
図４に示すように、攪拌ガスを吹き込む浸漬深さを脱硫フラックスの吹き込む浸漬深さよりも深くした場合（図中の横軸が正の場合）に、脱硫効率が特に良好であった。
【００２８】
これは、脱硫フラックス吹き込み位置よりも深い位置からガスが吹き込まれることによって、ガス浮上に伴って吹き込まれたフラックスに直接ガスが影響を受けて攪拌されやすくなり、よりＭｇとＳの接触機会が増えることに起因すると推定される。
【００２９】
なお、攪拌ガス吹込み深さが脱硫フラックス吹込み深さ以上に深くすれば、ランスの形式は設備条件に合わせて適宜選択しても構わない。例えば、図５の形式２に示した脱硫フラックス・攪拌ガス吹き込み用ランスがそれぞれ別である場合や、図５の形式１のように脱硫フラックス・攪拌ガス吹込孔が共通である場合、また、図５の形式３に示すような二重管形式のような、同一ランスでの場合であっても良い。
【００３０】
ただし、図５の形式１のような同一のランス孔から脱硫フラックスと攪拌ガスとを吹きこむ場合、使用するに伴いランスノズル孔の径が大きくなる傾向にあり、攪拌ガスを絞った場合はノズルへの溶銑差込が発生しやすくなる。
【００３１】
また、ランスノズル孔の径が大きいということは、一般的に脱硫反応に有利である低フラックス吹き込み速度の確保も困難となる。従って、図５の形式２や形式３のような、脱硫剤と攪拌ガス吹き込み孔が別々である方が望ましい。
【００３２】
【実施例】
本発明の実施例を説明する。
【００３３】
（実施例）
まず、脱硫処理条件は、以下の通りである。
【００３４】
１．反応容器と使用設備
溶銑鍋（内径４．５ｍ）において、インジェクションランスを使用して、溶銑の脱硫処理を行った。
【００３５】
２．溶銑量 ： ３５０ｔ
３．溶銑浴深： ３．４ｍ
４．脱硫剤 ： 生石灰８５％−Ｍｇ１５％
５．脱硫剤添加方法：浸漬ランスによるインジェクション方式
６．吹込速度＝１５０ｋｇ／ｍｉｎ
７．溶銑温度：１４００℃
８．溶銑成分：［Ｃ］＝４．１〜４．５％ ［Ｓｉ］＝０．３０〜０．５０％［Ｍｎ］＝０．２０〜０．４０％ 、［Ｐ］＝０．１００〜０．１１０％［Ｓ］＝０．０２０〜０．０３５％
表１に、その結果を示す。実施例１〜６はいずれも本発明範囲であり、いずれも、８９％強の高い脱硫効率が得られた。特に、攪拌ガス増加後の攪拌動力密度を１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ以上とした実施例２は、実施例１よりもさらに高い脱硫率が得られた。
【００３６】
また、攪拌ガス増加後の攪拌動力密度を１．０ｗ／ｔ−ｐｉｇ以上とし、前記溶銑［Ｓ］計算式による算出溶銑［Ｓ］が０．００８％の場合に攪拌ガスを増加させて、攪拌動力密度を増加させた実施例３〜５は、実施例２よりもさらに脱硫率は向上している。
【００３７】
ただし、攪拌ガス増加後の攪拌動力密度と、攪拌動力密度変更時の算出溶銑［Ｓ］が実施例３〜５と同じであるが、攪拌ガスの吹込み位置が脱硫フラックス吹込み位置よりも上にある実施例６の場合は、実施例２と同等の脱硫率であった。
【００３８】
一方、比較例１は攪拌動力密度を一定としておこなったため、脱硫率が８３．３％と低い値になってしまった。
【００３９】
【表１】
【００４０】
【発明の効果】
以上説明した本発明の脱硫方法によれば、金属Ｍｇと生石灰を用いた脱硫剤の反応効率を大幅に向上させて、脱硫コストを大幅に削減することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】同一条件で処理をした場合の、攪拌ガス流量変更点と脱硫率の影響を示す図である。
【図２】同一条件下において処理中に攪拌動力密度を変更させた場合の、脱硫への影響を示す図である。
【図３】推定した溶銑［Ｓ］にて攪拌ガス流量を増加させた場合の、脱硫率への影響を示す図である。
【図４】脱硫フラックス吹込み位置（浸漬深さ）を一定とした場合の、攪拌ガスの吹込み位置（浸漬深さ）による脱硫率への影響を示す図である。
【図５】本発明条件の好ましいランス形状の例（形式１〜３）を示す図である。
【符号の説明】
１…脱硫フラックス・攪拌ガス共通吹込孔
２…脱硫フラックス専用ランス
３…攪拌ガス専用ランス
４…攪拌ガス吹込孔
５…脱硫フラックス吹込孔[0001]
TECHNICAL FIELD OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for desulfurizing hot metal.
[0002]
[Prior art]
Due to the recent demand for high-grade steel production, the need to produce low-sulfur steel at low cost is increasing more and more. The desulfurization agent of hot metal, CaO · CaC 2 · sodium carbonate (Na 2 CO 3) · Mg and the like are known. Among them, Mg has a high desulfurization efficiency and is widely used in combination with CaO, CaC 2 or the like. However, it is more expensive than other desulfurizing agents, and it is necessary to optimize the reaction conditions in order to minimize unreacted Mg.
[0003]
On the other hand, the blown Mg is gasified instantaneously and then dissolved in the hot metal, and as a means to improve the reaction efficiency, it is melted unreacted by stirring the hot metal as a means to improve the reaction efficiency Means for using Mg for desulfurization without waste have been proposed. As one of them, a desulfurizing agent is blown together with a carrier gas from a lance immersed in the hot metal, and at the same time, a stirring gas is blown from another lance immersed to a depth of 1 m or less from the hot metal surface, and slag and metal (For example, refer to Patent Document 1).
[0004]
In addition, after performing a primary desulfurization in which a desulfurizing agent mainly containing Mg and CaO is blown together with a carrier gas, and performing a secondary desulfurization in which only the carrier gas is blown into the hot metal, unreacted Mg suspended in the hot metal is suspended. Has been proposed (see, for example, Patent Document 2).
[0005]
[Patent Document 1]
JP-A-4-235210 [Patent Document 2]
Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-8110
[Problems to be solved by the invention]
However, the method disclosed in Patent Document 1 stirs only the slag-metal interface, and has a problem that Mg, which is easily oxidized by slag as an oxide, is wasted.
[0007]
In addition, in the method disclosed in Patent Document 2, since the stirring is performed not after the powder blowing but after the termination, Mg remaining in the hot metal is effective, but it floats before the secondary desulfurization is performed. There is a problem that Mg, which reacts with slag and is wasted, is not an effective measure.
[0008]
[Means for Solving the Problems]
The gist of the present invention is as follows.
[0009]
(1) In a hot metal desulfurization method in which a desulfurization flux containing Mg is blown together with a stirring gas into a hot metal using an immersion lance, the stirring gas power is increased by increasing the flow rate of the stirring gas in the latter half of the flux blowing time from the start to the end of the flux blowing. A method for desulfurizing hot metal characterized by increasing the density.
[0010]
(2) The stirring power density before changing the stirring power density is less than 1.0 w / t-pig, and the stirring power density after changing is 1.0 w / t-pig or more. Hot metal desulfurization method.
[0011]
(3) The hot metal desulfurization method according to (1) or (2), wherein the stirring gas flow rate is changed within a range of 0.005 to 0.008 mass% of the hot metal [S].
[0012]
(4) The method for desulfurizing hot metal according to the above (1), (2) or (3), wherein the blowing position of the stirring gas in the hot metal is made deeper than the blowing position of the desulfurizing flux.
[0013]
BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
The present inventors increase the contact probability of Mg and S by strengthening the stirring of the hot metal by the stirring gas before the Mg blown into the hot metal floats and reacts with the slag, thereby increasing the contact probability of Mg and S. We considered raising the reaction efficiency.
[0014]
In addition, Mg is vaporized instantly after being blown into the hot metal, and then Mg dissolved in the hot metal has a property of reacting with S and desulfurizing. investigated.
[0015]
Here, it is known that the solubility of Mg in hot metal is governed by the product of the solubility of [S] and [Mg]. For example, the following values have been reported.
[0016]
[S] × [Mg] = 2 × 10 −4 (%) 2 (1)
(References) C. Ashton et. al.
: Ironmaking and steelmaking, 19 (1992) NO. 2
From the equation (1), it is understood that the Mg solubility of the hot metal is low under the condition that the S in the hot metal in the first half of the treatment is high. Therefore, although the ratio of Mg is small relative to S, the desulfurization reaction efficiency by Mg is high.
[0017]
On the other hand, in the latter half of the process in which desulfurization progresses and [S] in the hot metal decreases, it can be seen from equation (1) that the solubility of Mg in the hot metal increases. Therefore, the ratio of Mg to S in the hot metal increases due to the decrease in the S concentration, and the amount of Mg that is dissolved in the hot metal but does not react with S increases, and the chance of contact between Mg and S decreases.
[0018]
Therefore, the present inventors considered that increasing the amount of stirring gas in the latter half of the reaction to increase the contact probability of Mg and S is preferable for improving the reaction efficiency. However, at this time, it is desirable that the stirring gas be squeezed in the first half of the reaction so as not to hinder the dissolution of Mg in the hot metal.
[0019]
The present inventors conducted an experiment in a 340-t hot metal ladle in order to investigate an effect according to the optimum stirring power and the progress of desulfurization. The main conditions are as follows.
[0020]
Desulfurizing agent: Quicklime and Mg (15%)
・ Desulfurizing agent addition method: Injection method by immersion lance ・ Stirring gas type: N 2
・ Hot metal temperature: 1400 ° C
・ Lance immersion depth: 2.5m
-Hot metal component: [C] = 4.5-4.8% [Si] = 0.30-0.50%
[Mn] = 0.20 to 0.40% [P] = 0.100 to 0.110%
[S] = 0.020-0.030%
-Lance type: Type 3 in Figure 5 (double pipe type)
FIG. 1 shows the effect of the timing of increasing the stirring gas (increase in stirring power density) on the desulfurization rate when the treatment is performed under the same powder amount. As is clear from this figure, when the timing of changing the stirring gas is performed in the latter half of the process of the entire flux blowing time from the start to the end of the flux blowing, the desulfurization efficiency is higher than when the gas amount is increased in the first half of the process. It can be seen that it has improved.
[0021]
FIG. 2 shows the effect of the stirring power density on the desulfurization efficiency at the same powder amount and the same stirring gas increase timing. When the entire processing time is fixed at 10 minutes, the initial stirring power density is 0.3 w / t-pig, and after 6 minutes from the start of the processing, the stirring power density is changed by increasing the gas amount, the stirring power density becomes 1. It can be seen that at 0 w / t-pig or more, higher desulfurization efficiency can be obtained than at less than 0 w / t-pig.
[0022]
That is, it is understood that it is particularly preferable to adjust the amount of the stirring gas such that the stirring power density becomes 1.0 w / t-pig or more in the latter half of the treatment. In addition, various formulas have been proposed for calculating the stirring power density, but this time, for example, the calculation was performed using the following formula disclosed in the following references.
[0023]
Stirring power density ε M (w / t) = 371 × Q × T 1 ÷ W M ｛In (1 + 9.8 × ρ 1 × h ÷ P) + η (1-T n / T 1 ｝)
Here, Q: stirring gas amount (Nm 3 / S) = (blowing gas (carrier gas, etc.) amount (Nm 3 / S) + Mg blowing speed (kg / s) ÷ M Mg × 22.4)
M Mg : molecular weight of Mg = 24
T 1 : Hot metal temperature (K)
W M: hot metal amount (t)
ρ 1 : hot metal density (kg / m 3 )
h: Lance immersion depth (m)
P: Atmospheric pressure (Pa)
η: contribution rate = 1.0
T n : blown gas temperature (K)
(References) Asai: "Fluid Motion and Mass Transfer in Refining Process Using Stirring", 100th and 101st Nishiyama Memorial Technical Lecture "Recent Trends in Steelmaking Technology Using Stirring", Iron and Steel Institute of Japan, (1984) , P73
Next, the present inventors investigated the timing of changing the stirring gas amount, here, the influence of the S concentration in the hot metal. FIG. 3 shows the results. In the case of the same powder amount condition, when the stirring gas amount was increased in the range of 0.005 to 0.008% by mass of [S] in the hot metal, the highest dewatering rate was obtained. Is higher.
[0024]
This is because, after starting desulfurization of hot metal, in the case where the S concentration is in the range of 0.005 to 0.008 mass%, the Mg desulfurization reaction determines the contact probability of Mg and S from the melting rate control of Mg to hot metal (the hot metal of S It can be estimated that it changes to (medium traveling speed control).
[0025]
Here, in order to grasp the [S] concentration accompanying the change in the stirring gas amount, a method of actually collecting and analyzing a sample can be considered. A method of estimating from the transition of the amount of powder blown was used based on the de-S efficiency obtained in advance and the following calculation formula.
[0026]
Estimated hot metal [S] = [S] i ÷ exp (W f × k) (× 10 −3 %)
Here, [S] i : hot metal S concentration before treatment (× 10 −3 %)
W f : Unit of desulfurization flux (kg / t)
k: Powder k value (coefficient indicating desulfurization rate)
Further, FIG. 4 shows the result of investigating the effect of the relationship between the desulfurization flux blowing position and the stirring gas blowing position on the desulfurization efficiency. Here, as shown in FIG. 5, type 2 having a lance for injecting desulfurization flux and a lance for injecting stirring gas is used, and the immersion depth of the lance for injecting desulfurization flux is fixed (fixed), and stirring is performed. The change in desulfurization efficiency when the immersion depth of the gas injection lance was changed was investigated.
[0027]
As shown in FIG. 4, when the immersion depth at which the stirring gas was blown was made deeper than the immersion depth at which the desulfurization flux was blown (when the horizontal axis in the figure was positive), the desulfurization efficiency was particularly good.
[0028]
This is because the gas is blown from a position deeper than the position where the desulfurization flux is blown, so that the gas is directly affected by the flux blown as the gas floats and the gas is easily stirred, and the chance of contact between Mg and S is further increased. It is presumed to be caused by
[0029]
In addition, if the stirring gas injection depth is made deeper than the desulfurization flux injection depth, the type of the lance may be appropriately selected according to the equipment conditions. For example, when the desulfurization flux / stirring gas injection lance shown in Type 2 of FIG. 5 is different from each other, or when the desulfurization flux / stirring gas injection hole is common as in Type 1 of FIG. The case of the same lance, such as a double tube type as shown in Type 3 of No. 5, may be used.
[0030]
However, when the desulfurization flux and the stirring gas are blown from the same lance hole as in the type 1 in FIG. 5, the diameter of the lance nozzle hole tends to increase with use. Hot metal is more likely to be inserted.
[0031]
In addition, the large diameter of the lance nozzle hole also makes it difficult to secure a low flux blowing speed which is generally advantageous for the desulfurization reaction. Therefore, it is desirable that the desulfurizing agent and the stirring gas injection hole are different from each other as in the type 2 and the type 3 in FIG.
[0032]
【Example】
An embodiment of the present invention will be described.
[0033]
(Example)
First, the desulfurization treatment conditions are as follows.
[0034]
1. The hot metal was desulfurized using an injection lance in a reaction vessel and a hot metal ladle (inner diameter 4.5 m).
[0035]
2. Hot metal: 350t
3. Hot metal bath depth: 3.4m
4. Desulfurizing agent: Quicklime 85% -Mg15%
5. 5. Desulfurizing agent addition method: Injection method by immersion lance Blowing speed = 150kg / min
7. Hot metal temperature: 1400 ° C
8. Hot metal component: [C] = 4.1-4.5% [Si] = 0.30-0.50% [Mn] = 0.20-0.40%, [P] = 0.100-0. 110% [S] = 0.020 to 0.035%
Table 1 shows the results. Examples 1 to 6 are all within the scope of the present invention, and all have high desulfurization efficiencies of over 89%. In particular, in Example 2, in which the stirring power density after increasing the stirring gas was 1.0 w / t-pig or more, a higher desulfurization rate than Example 1 was obtained.
[0036]
Further, the stirring power density after increasing the stirring gas is set to 1.0 w / t-pig or more, and when the hot metal [S] calculated by the hot metal [S] calculation formula is 0.008%, the stirring gas is increased and stirring is performed. In Examples 3 to 5 in which the power density was increased, the desulfurization rate was further improved than in Example 2.
[0037]
However, the stirring power density after increasing the stirring gas and the calculated hot metal [S] at the time of changing the stirring power density are the same as those in Examples 3 to 5, but the stirring gas injection position is higher than the desulfurization flux injection position. In the case of Example 6, the desulfurization rate was equivalent to that of Example 2.
[0038]
On the other hand, in Comparative Example 1, since the stirring power density was kept constant, the desulfurization rate was as low as 83.3%.
[0039]
[Table 1]
[0040]
【The invention's effect】
According to the desulfurization method of the present invention described above, the reaction efficiency of the desulfurizing agent using metallic Mg and quicklime can be significantly improved, and the desulfurization cost can be significantly reduced.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram showing the influence of a change point of a stirring gas flow rate and a desulfurization rate when processing is performed under the same conditions.
FIG. 2 is a diagram showing the effect on desulfurization when the stirring power density is changed during processing under the same conditions.
FIG. 3 is a diagram showing the effect on the desulfurization rate when the flow rate of the stirring gas is increased with the estimated hot metal [S].
FIG. 4 is a diagram showing the effect on the desulfurization rate by the blowing position (immersion depth) of the stirring gas when the desulfurization flux blowing position (immersion depth) is fixed.
FIG. 5 is a view showing examples (types 1 to 3) of preferred lance shapes under the conditions of the present invention.
[Explanation of symbols]
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 ... Common blowing hole for desulfurization flux / stirring gas 2 ... Lance exclusively for desulfurizing flux 3 ... Lance only for stirring gas 4 ... Stirring gas blowing hole 5 ... Blowing hole for desulfurizing flux
