JP3825733B2

JP3825733B2 - Hot metal refining method

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Publication number: JP3825733B2
Application number: JP2002279577A
Authority: JP
Inventors: 明人清瀬; 雄司小川; 徹松宮
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2002-09-25
Filing date: 2002-09-25
Publication date: 2006-09-27
Anticipated expiration: 2022-09-25
Also published as: JP2004115857A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、主に転炉型容器を用いて溶銑を精錬する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
製鋼トータルコストのミニマム化や低燐鋼の安定溶製に関して、従来溶銑の脱燐法として、（１）トーピードカー内の溶銑に脱燐用フラックスをインジェクションして予備脱燐を行う方法、（２）取鍋内の溶銑に脱燐用フラックスをインジェクションするかもしくは吹付けて、予備脱燐を行う方法、あるいは（３）２基の転炉を用いて、一方で脱燐を行い、他方で脱炭を行う方法（例えば、特許文献１）が用いられている。
【０００３】
しかしながら、トーピードカーや溶銑鍋等の溶銑搬送容器を用いた場合、容器容量が小さく強攪拌精錬を行うことが困難で、特に脱燐反応は平衡から遠く、目標の脱燐量を達成するためには必要以上のフラックスを使用しなければならず、かつ精錬に長時間を要すという欠点がある。また、搬送容器を用いる脱燐処理プロセスでは、年々増加するスクラップを溶解消費することができないという問題もある。上記の観点から、近年は、容器容量が大きく、強攪拌下での脱燐精錬が可能な、上吹き酸素を用いた転炉型容器による脱燐処理方法へ移行しつつある。これらの脱燐方法においては、脱燐反応は簡単に記述すると主として次式で示される。
２Ｐ＋５Ｏ＋３ＣａＯ→３ＣａＯ・Ｐ₂Ｏ₅ （８）
ここで、Ｐ、ＯはそれぞれＰとＯがスラグ・メタル界面に存在する状態を示している。
【０００４】
ＰがＯにより酸化された後、スラグ中のＣａＯで固定化されると言われている。したがって、スラグ中のＣａＯ濃度が高いほど、またスラグ・メタル界面の酸素活量が高いほど、脱燐反応は効率よく進行する。
【０００５】
しかしながら、スラグ中ＣａＯ濃度を増加するために、多量の生石灰を脱燐用フラックスとして添加すると生成スラグ量が増大する。ＣａＯ濃度が高いスラグは粉状化しやすいため、路盤材等への有効利用が困難であり、スラグの多くは埋め立て処分等となる一種の産業廃棄物になる。少量の生石灰添加で、ＣａＯ濃度を低くすると有効利用しやすくなるとともに生成スラグ量も低減できる。ただし、その場合は、脱燐反応を進行させるためにスラグ・メタル界面の酸素活量を高める必要がある。
【０００６】
しかしながら、溶銑脱燐精錬の場合、スラグ・メタル界面では脱炭反応が同時に進行するため、バルクスラグの酸化鉄濃度と平衡する酸素活量よりスラグ・メタル界面の酸素活量はかなり低くなっており、脱燐速度や脱燐効率が不十分となる。上吹き酸素や鉄鉱石等の酸化鉄源の添加によりスラグ中酸化鉄濃度を高めることでスラグ・メタル界面の酸素活量を高め、脱燐精錬効率を向上することは可能であるが、その場合、スラグ中の酸化鉄濃度を過剰に高めるため、スロッピングによる操業不安定や鉄歩留まりの低下、生成スラグ量増大等を招く。
【０００７】
上記問題点を解決するため、本発明者らは先に、上吹き酸素をスラグにより遮断し、溶銑表面に接触しないように吹きつけることにより、スラグ中酸化鉄濃度を過剰に高めることなくスラグ・メタル界面の酸素活量を高め、脱燐効率を大幅に向上する方法を提案した（特願２００１−４８５９２号）。さらに、スラグによる上吹き酸素の遮断を確実にするためにランスを過剰に高く上げたり、上吹き酸素流量を過剰に低下すると、脱燐効率が低下するという問題に直面し、スラグ・メタル界面の酸素活量を高め、高効率な脱燐精錬を可能とするため、上吹きの有効酸素流量を適切に調整する方法を提案した（特願２００１−３０８１９７号）。
【０００８】
【特許文献１】
特開昭６３−１９５２１０号公報
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、本方法での溶銑脱燐処理の研究を進めるにつれ、スラグによる上吹き酸素の遮断を確保し、上吹きの有効酸素流量を調整することで、脱燐効率を向上させることはできるものの、底吹き攪拌も脱燐効率に影響することが新たに判明した。この底吹き攪拌についてはこれまで考慮されていなかった。
【００１０】
本発明は、上述の問題点に鑑み、安定してスラグ・メタル界面の酸素活量を高め高効率な脱燐精錬を可能とする方法を提供することを目的とするものである。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
かかる課題を解決するため、本発明の要旨は次の通りである。
１）フラックス添加と酸素上吹きを行って溶銑を脱燐精錬する際に、上吹き酸素がスラグにより遮断されて直接溶銑に接触しないように、下記（５）式で計算される酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ _S と下記（６）式で計算される底吹きによる溶銑の盛り上がり高さＬ _B の和が下記（７）式で計算される酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚みＬ _S0 未満となる条件とする溶銑の精錬方法において、下記（１）式で定義される有効酸素流量Ｑ_ｅと下記（２）式で定義される底吹き攪拌動力密度εが（３）式および（４）式を満たすように、底吹きガス温度、溶銑温度、浴深に応じて、少なくとも単位溶銑質量当りの上吹き酸素流量、上吹きランスの先端から溶銑上面までの距離、上吹きランスノズルの出口直径、単位溶銑質量あたり羽口１本あたりの底吹きガス流量、底吹き羽口本数の１つを調節することを特徴とする溶銑の精錬方法。
Ｑ_e＝１３４．１×Ｆ×（Ｈ／ｄ）^-1.63 （１）
ε＝６．１８×Ｑ_B×ｎ_B×Ｔ_L×｛ｌｎ（１＋ρｇＨ_M／Ｐ_T）＋０．０６（１−Ｔ_G／Ｔ_L）｝（２）
Ｑ_e＞０．３（３）
５００×Ｑ_e≦ε≦１０００×Ｑ_e＋１０００（４）
Ｌ _S ＝Ｌ _h ｅｘｐ（−０．７８ｈ／Ｌ _h ）（５）
但し、Ｌ _h ＝９．６６×（ρ _S ／ρ _M ） ^-1/3 ×（Ｆ _o2 ／ｎ／ｄ） ^2/3
Ｌ _B ＝５×１０ ^-5 ×Ｈ ₀ ^-1.3 ×（ε／ｎ _B ） ^2/3 （６）
Ｌ _So ＝Ｗ _S ／ρ _S ／（πＤ ² ／４）×１０００（７）
但し、Ｗ _S ＝Ｗ _CaO ／（％ＣａＯ） _f ×１００
ここで、Ｆは単位溶銑質量当りの上吹き酸素流量（Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ）
Ｈは上吹きランスの先端から溶銑上面までの距離（ｍ）
ｄは上吹きランスノズルの出口直径（ｍ）
Ｑ_Bは単位溶銑質量あたり羽口１本あたりの底吹きガス流量（Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ）
ｎ_Bは底吹き羽口本数
Ｔ_Gは底吹きガス温度（Ｋ）
Ｔ_Lは溶銑温度（Ｋ）
Ｈ_Mは浴深（ｍ）
Ｐ_Tは雰囲気の全圧（Ｐａ）
ρは溶銑の密度（ｋｇ／ｍ³）
ｇは重力加速度（ｍ／ｓ²）
Ｌ _S ：酸素ジェットによるスラグ凹み深さ（ｍ）
ｈ：ランス先端から酸素ジェットが当たっていない部分の
スラグ上面までの距離（ｍ）
Ｌ _h ：ｈ＝０のときのスラグ凹み深さ（ｍ）
ρ _S ：スラグの嵩密度（＝約１５００ｋｇ／ｍ ³ ）
ρ _M ：溶銑の密度（＝６９００ｋｇ／ｍ ³ ）
Ｆ _o2 ：上吹き酸素流量（Ｎｍ ³ ／ｍｉｎ）
ｎ：上吹きランスのノズル孔数（−）
ｄ：上吹きランスのノズル孔直径（ｍ）
Ｌ _So ：酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚み（ｍ）
Ｗ _S ：スラグ質量（ｋｇ）
Ｄ：スラグ表面における精錬容器の内直径（ｍ）
Ｗ _CaO ：添加フラックス中の総ＣａＯ質量（ｋｇ）
（％ＣａＯ） _f ：精錬後のスラグ中ＣａＯ濃度（質量％）
２）溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％以上であるときは、上吹き酸素を直接溶銑に接触させることを特徴とする１）記載の溶銑の精錬方法。
【００１２】
【発明の実施の形態】
本発明では、上吹きランス２のノズル径とノズル数の適正な設計と、スラグ量に応じた操業中の上吹き酸素流量とランス高さの調整により、図１で示すように、転炉型容器１を用いた精錬において、上吹き酸素ジェット５がスラグ４で遮断され、直接溶銑３の表面に接触しないように制御する。
【００１３】
溶銑脱燐精錬時のような約３質量％以上の酸化鉄を含むスラグは、スラグ中の鉄イオンの価数変化（Ｆｅ²⁺⇔Ｆｅ³⁺）すなわち正孔の移動により、極めて速く酸素を透過させることが知られており、ランスから吹き込まれてスラグ上面に達した酸素は高速でスラグ中を移行し、スラグ・メタル界面に達する。そのため、スラグ・メタル界面の酸素活量は高位に維持され、脱燐反応が速やかに進行する。
【００１４】
さらに、スラグ上面での酸素量低下に起因するスラグ・メタル界面活量低下を防止し、高効率の溶銑脱燐精錬を実現するために、ランスノズルの出口直径の適正な設計と、操業中の上吹き酸素流量とランス高さの調整により、下記の（３）式を満たすように制御する。
Ｑ_e＝Ｆ×１３４．１×（Ｈ／ｄ）^-1.63＞０．３（３）
ここで、Ｆ：単位溶銑質量当たりの上吹き酸素流量（Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ）
Ｈ：ランス先端から溶銑上面までの距離（ｍ）
ｄ：ランスノズルの直径（ｍ）
【００１５】
ところで、転炉型容器を用いて溶銑を精錬する場合、炉底部よりガスを吹き込んで溶銑の攪拌を行うのが一般的である。上吹き酸素ジェットが、スラグによって遮断され、直接溶銑の表面に接触しないように制御する場合においても、反応の促進を目的として底吹き攪拌を行う。しかしながら、この底吹き攪拌が弱すぎると、脱りん反応サイトであるメタルからのスラグ・メタル界面へのＰの移動速度が低下し脱りん速度が低下する。一方、底吹き攪拌が強すぎると、溶銑中において、Ｐよりもはるかに濃度の高いＣがＯと結びつく反応が優先して進行することによりスラグ・メタル界面での酸素活量が低下し、脱りんの進行が妨げられる。
【００１６】
本発明では、この底吹き攪拌を適切に行うことで、より高効率な溶銑脱りん精錬を実現するために、底吹きガス温度、溶銑温度、浴深に応じて、少なくとも単位溶銑質量当りの上吹き酸素流量、上吹きランスの先端から溶銑上面までの距離、上吹きランスノズルの出口直径（ここで直径とは、通常用いられる円形のノズル出口の場合、直径を意味し、楕円、矩形等の非円形の場合は、円相当径を意味する。）、単位溶銑質量あたり羽口１本あたりの底吹きガス流量、底吹き羽口本数の１つを適切に調節することにより、（１）式で定義される有効酸素流量と（２）式で定義される底吹き攪拌動力密度が、下記（３）式および（４）式を満たすように制御する。その理由は以下の通りである。
Ｑ_e＝１３４．１×Ｆ×（Ｈ／ｄ）^-1.63 （１）
ε＝６．１８×Ｑ_B×ｎ_B×Ｔ_L×｛ｌｎ（１＋ρｇＨ_M／Ｐ_T）＋０．０６（１−Ｔ_G／Ｔ_L）｝（２）
Ｑ_e＞０．３（３）
５００×Ｑ_e≦ε≦１０００×Ｑ_e＋１０００（４）
ここで、Ｆ：単位溶銑質量当りの上吹き酸素流量（Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ）、
Ｈ：ランスの先端から溶銑上面までの距離（ｍ）、
ｄ：上吹きノズルの出口直径（ｍ）、
Ｑ_B：単位溶銑質量当り羽口１本あたりの底吹きガス流量
（Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ）、
ｎ_B：底吹き羽口本数
Ｔ_G：底吹きガス温度（Ｋ）、
Ｔ_L：溶銑温度（Ｋ）、
Ｈ_M：浴深（ｍ）
Ｐ_Tは雰囲気の全圧（Ｐａ）
ρは溶銑の密度（ｋｇ／ｍ³）
ｇは重力加速度（ｍ／ｓ²）
なお、複数のノズルを有しかつノズル毎の出口直径が異なる場合には、ノズル毎にまず（１）式を計算し、それらを合算することによってＱ_eを求める。
【００１７】
本発明者らは、上吹き酸素ジェットがスラグによって遮断されている場合の溶銑の脱りんに及ぼす底吹き攪拌の影響を調査した。その結果、図２に示すように、有効酸素流量が一定の時に、脱燐効率の指標となる処理後の燐分配比を最大にする底吹き攪拌動力密度が存在することを見いだした。ここで、図２の縦軸は、溶銑中のＰの質量濃度［％Ｐ］に対するスラグ中のＰの質量濃度（％Ｐ）の比でスラグ・溶銑間の燐の分配比を意味している。
【００１８】
底吹き攪拌が弱すぎると、脱りん反応サイトであるスラグ・メタル界面へのＰのメタルからの移動速度が小さくなり、脱りん反応速度が低下する。一方、底吹き攪拌が強すぎると、溶銑中において、Ｐよりもはるかに濃度の高いＣがＯと結びつく反応が優先して進行することによりスラグ・メタル界面での酸素活量が低下し、平衡のＰ濃度が上昇するため、脱りん反応の駆動力が低下し、脱りんの進行が妨げられる。このため、溶銑脱りん処理後の上記燐分配比を最大にする底吹き攪拌動力密度が存在すると考えられる。ここで、底吹き攪拌動力密度とは、底吹きガスによる溶銑の攪拌強度を表している。
【００１９】
さらに、この処理後の燐分配比を最大にする底吹き攪拌動力密度は上吹きの有効酸素流量に依存することを見いだした。有効酸素流量が多いほど、処理後の燐分配比を最大にする底吹き攪拌動力密度は高い側に移行する。これは、有効酸素流量が多いときには、底吹き攪拌を強くしても、界面酸素活量の低下が小さいためである。実験結果より、りん分配比を高位に維持するためには、底吹き攪拌動力密度は有効酸素流量の関数として（４）式で示される範囲に制御しなければならない。ここで、εが５００×Ｑ_e未満の場合には、スラグメタル界面への溶銑中のＰの供給速度が小さくなり、燐分配比が低下する。一方、εが１０００×Ｑ_e＋１０００超の場合、脱炭が過剰に進行し、スラグメタル界面の酸素活量が低下するため、燐分配比が小さくなる。したがって、底吹き攪拌動力密度は有効酸素流量の関数として（４）式で示される範囲に限定する。
【００２０】
また、有効酸素流量Ｑ_eは単位溶銑質量当たりの、スラグ表面に到達する上吹き酸素流量を表しており、０．３超にすると、スラグメタル界面の酸素活量が飛躍的に増加し、燐分配比も増大する。したがって、このＱ_eの下限値は０．３とする。また、有効酸素流量Ｑ_eの上限は特に規定されないが、Ｑ_eを増加するためには、上吹き酸素流量Ｆを増加したりランス先端から溶銑上面までの距離Ｈを小さくすることが必要であり、スラグにより上吹き酸素を遮断することが困難となる。したがって、上吹き酸素がスラグにより遮断されて溶銑に直接接触しないようにする条件で有効酸素流量Ｑ_eの上限が決定される。
【００２１】
上吹き酸素が溶銑に接触しないようにする条件としては、下記（５）式で計算される酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ_Sと下記（６）式で計算される底吹きによる溶銑の盛り上がり高さＬ_Bの和が下記（７）式で計算される酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚みＬ_So未満となる条件とする。
Ｌ_S＝Ｌ_hｅｘｐ（−０．７８ｈ／Ｌ_h）（５）
但し、Ｌ_h＝９．６６×（ρ_S／ρ_M）^-1/3×（Ｆ_o2／ｎ／ｄ）^2/3
Ｌ_S ：酸素ジェットによるスラグ凹み深さ（ｍ）
ｈ：ランス先端から酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ上面までの距離（ｍ）
Ｌ_h ：ｈ＝０のときのスラグ凹み深さ（ｍ）
ρ_S ：スラグの嵩密度（＝約１５００ｋｇ／ｍ³）
ρ_M ：溶銑の密度（＝６９００ｋｇ／ｍ³）
Ｆ_o2：上吹き酸素流量（Ｎｍ³／ｍｉｎ）
ｎ：上吹きランスのノズル孔数（−）
ｄ：上吹きランスのノズル孔直径（ｍ）
Ｌ_B＝５×１０^-5×Ｈ₀ ^-1.3×（ε／ｎ_B）^2/3 （６）
Ｌ_So＝Ｗ_S／ρ_S ／（πＤ²／４）×１０００（７）
但し、Ｗ_S＝Ｗ_CaO／（％ＣａＯ）_f×１００
Ｌ_So ：酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚み（ｍ）
Ｗ_S ：スラグ質量（ｋｇ）
Ｄ：スラグ表面における精錬容器の内直径（ｍ）
Ｗ_CaO ：添加フラックス中の総ＣａＯ質量（ｋｇ）
（％ＣａＯ）_f：精錬後のスラグ中ＣａＯ濃度（質量％）
【００２２】
上記式を用いて上吹き酸素が溶銑に接触しないように実施するための、具体的な実施の形態としては、以下のような方法がある。
【００２３】
通常添加するフラックスの質量に応じて（７）式で求められるＬ_Soと、通常操業での上吹き酸素流量と上吹きランス高さに応じて（５）式で求められるＬ_Sと、（６）式で計算されるＬ_Bとの関係が、Ｌ_S＋Ｌ_B＜Ｌ_Soを満足するように、ランスノズルの数および／または直径および／または底吹き羽口の本数を設計して使用すれば良いが、この際、操業中の上吹き酸素流量とランス高さに対して、有効酸素流量Ｑ_eが（３）式を満たすようにランスノズルの直径を設計する。または、既存の上吹きランスをそのまま用いても（３）式とＬ_S＋Ｌ_B＜Ｌ_Soを同時に満たす条件が存在する場合は、その条件となるように、上吹き酸素流量、上吹きランス高さの１つ以上の操業条件を変更しても良い。設計によりランスノズルの数、ランスノズルの出口直径、底吹き羽口の数を決め、操業中の上吹き酸素流量、ランス高さ、底吹きガス流量、フラックス添加量をモニターすることにより、Ｌ_S＋Ｌ_B＜Ｌ_Soが満足されていることを連続的にモニターすることができる。
【００２４】
さらに、Ｑ_eの値に応じて、（４）式を満足するように底吹きガス流量、底吹き羽口本数を変更する。
【００２５】
次に、Ｓｉ濃度が０．１質量％以上の溶銑を脱珪および脱燐精錬する場合について説明する。溶銑中のＳｉ濃度が０．１質量％以上の場合、吹錬中常に上吹き酸素が溶銑に直接接触しない条件下で（３）式を満たすように操業しても良い。但し、溶銑中のＳｉ濃度が０．１質量％以上の場合、ＰよりもＳｉの方が優先的に酸化される割合が大きいため、界面酸素活性量増加による脱燐反応効率の向上効果は小さくなり、むしろ酸素を直接溶銑に接触させた方が速く脱珪が進行する。
【００２６】
したがって、溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％以上である吹錬初期には、上吹き酸素を直接溶銑に接触させて効率的に脱珪を行い、溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％未満となって、脱燐反応が進行しやすくなった段階で酸素が直接溶銑に接触しない条件に制御することがより望ましい実施の形態である。
【００２７】
具体的な実施の形態としては、以下のような方法がある。
【００２８】
変更可能な上吹き酸素流量、上吹きランス高さ、フラックス添加量の範囲内で、Ｌ_S＋Ｌ_B≧Ｌ_SoとＬ_S＋Ｌ_B＜Ｌ_Soをいずれも満足できるように、かつＬ_S＜Ｌ_Soを満足する条件下で（３）式も満足するように上吹きランスノズルの直径と数を設計して、溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％以上の吹錬初期にはＬ_S＋Ｌ_B≧Ｌ_Soとなるように、溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％未満となった以降はＬ_S＋Ｌ_B＜Ｌ_Soでかつ（３）式も満足するように、上吹き酸素流量、上吹きランス高さの少なくとも１つ以上を調整し、さらに、Ｑ_eの値に応じて、（４）式を満足するように底吹きガス流量、底吹き羽口本数を変更するのが最も好ましい形態である。あるいは、上吹きランスのノズル内に駆動系を設け、操業中に酸素が噴出するノズルの直径や数が調節可能なようにランスを製作し、溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％となる前後でノズルの直径および／または数を変更しても良い。この場合も、Ｑ_eの値に応じて、（４）式を満足するように底吹きガス流量、底吹き羽口本数を変更する。
【００２９】
なお、溶銑中Ｓｉ濃度の変化は、サブランス等により溶銑サンプルを採取して迅速分析を行っても良いが、分析に数分を要し、制御遅れが生じる。通常、溶銑中Ｓｉ濃度は吹き込んだ酸素量により精度良く推定できるため、酸素流量に応じて吹錬時間から求めることができる。
【００３０】
底吹きのガス種は、窒素、ＣＯ₂、酸素、Ａｒ、プロパンのいずれか一種または二種以上の混合物を用いることができる。
【００３１】
【実施例】
試験転炉を用いて、溶銑の脱燐実験を実施した。まず、約４．５質量％のＣ、約０．１質量％のＰ、約０．０５質量％のＳｉを含む初期温度約１３００℃の溶銑約６ｔを用いて脱燐精錬を行った。試験転炉の炉内直径はスラグが存在する部分で約１．１ｍである。浴深は約１．０ｍである。脱りん処理後の溶銑の温度は１３５０℃〜１３７０℃であった。また、底吹きガス温度は２５℃である。雰囲気の全圧は１．０１３×１０⁵Ｐａであり、溶銑密度は６９００ｋｇ／ｍ³である。
【００３２】
（実施例１）
溶銑を転炉に装入し、脱燐フラックスであるＣａＯ濃度９５質量％の生石灰１５ｋｇを投入した後、上吹きランスからの酸素の吹き付けと底吹き羽口からの窒素の吹き込みにより１０分間の脱燐精錬を行った。上吹きランスとしては、予め設計、製作したノズル数４、ノズル出口直径３０ｍｍのものを使用し、上吹き酸素流量は精錬開始から終了まで１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。上吹きランス高さは、ランス先端から溶銑上面までの距離が１．７ｍ一定となるように調整した。底吹き羽口は３本で窒素流量は１００Ｎｍ³／ｈ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００３３】
（実施例２）
実施例１と同じ条件下で、上吹き酸素流量とランス高さのみ変更した脱燐精錬を行った。上吹き酸素流量は２０００Ｎｍ³／ｈでランス先端から溶銑上面までの距離を３．０ｍ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４１質量％であった。
【００３４】
（実施例３）
実施例１と同じ条件下で、上吹きランス形状と上吹き酸素流量、ランス高さおよび底吹き羽口本数を変更した脱燐精錬を行った。上吹きランスとしては、ノズル数４、ノズル出口直径６０ｍｍのものを使用し、精錬中のランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が３．０ｍ一定となるように調整した。底吹き羽口を２本とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４１質量％であった。
【００３５】
（実施例４）
実施例１と同じ条件下で、底吹きガス流量と底吹きガス種を変更した脱燐精錬を行った。底吹き流量は１２０Ｎｍ³／ｈとし、ＣＯ₂ガスを吹き込んだ。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４１質量％であった。
【００３６】
（比較例１）
実施例１と同じ条件下で、上吹きランス高さのみ異なる脱燐精錬を行った。ランス先端から溶銑上面までの距離を３．０ｍ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００３７】
（比較例２）
実施例１と同じ条件下で、底吹きガス流量のみ異なる脱燐精錬を行った。底吹きガス流量は２５Ｎｍ³／ｈと一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００３８】
実施例１〜４および比較例１〜２は、（５）〜（７）式から計算するといずれも上吹き酸素が溶銑と接触しない条件となっているが、（１）式から計算される有効酸素流量は実施例１〜４が０．３超、比較例１が０．３以下の条件となる。また、実施例１〜４および比較例１は、底吹き攪拌動力密度εが（４）式を満たす範囲にあるのに対して、比較例２はεが（４）式を満たさない。表１に、精錬条件と（１）式から計算される有効酸素流量、（２）式で計算される底吹き攪拌動力密度、本発明のε範囲および精錬後の溶銑中Ｐ濃度の一覧を示す。ここで、底吹き攪拌動力密度を計算する際の溶銑温度として、精錬初期から処理後までの平均的な温度である１３３０℃とした。
【００３９】
表１からわかるように、比較例１と同じ生石灰投入量で、ランスノズルの出口直径や上吹き酸素流量、ランス高さのいずれかを変更して、精錬中常に上吹き酸素が溶銑に接触しない条件としながら、有効酸素流量を高め、εを本発明の範囲に制御した実施例１〜４では、いずれも精錬後の溶銑中Ｐ濃度が著しく低下しており、高い脱燐効率が得られていることがわかる。比較例１は有効酸素流量が本発明の範囲よりも小さいため脱りん効率が低い。また比較例２は、εが本発明の範囲よりも小さいため、脱りん効率が低い。
【００４０】
【表１】

【００４１】
次に、約４．５質量％のＣ、約０．１質量％のＰ、約０．４質量％のＳｉを含む溶銑約６ｔを用いて脱珪および脱燐精錬を行った。精錬前の溶銑温度は、この場合も約１３００℃に調整した。この組成の溶銑を１０００Ｎｍ³／ｈの酸素流量で精錬する場合、精錬開始１．５分で溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％未満となることを予め確認し、精錬開始１．５分を精錬制御条件変更の時期とした。底吹き羽口６は３本で窒素流量は１００Ｎｍ³／ｈ一定とした。使用した試験転炉は実施例１〜４の時と同一である。浴深は約１．０ｍである。脱りん処理後の溶銑の温度は１３５０℃〜１３７０℃であった。また、底吹きガス温度は２５℃である。雰囲気の全圧は１．０１３×１０⁵Ｐａであり、溶銑密度は６９００ｋｇ／ｍ³である。
【００４２】
（実施例５）
溶銑を試験転炉に装入し、生石灰１０５ｋｇを投入した後、上吹きランスからの酸素の吹き付けにより１２分間の脱珪および脱燐精錬を行った。上吹きランスとしては、予め設計、製作したノズル数４、ノズル出口直径３０ｍｍのものを使用した。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、１．５ｍ一定とした。上吹き酸素流量は１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００４３】
（実施例６）
実施例５と同じ条件下で、上吹きランス高さのパターンのみ変更した。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．５ｍ一定となるように調整した。上吹き酸素流量は１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００４４】
（実施例７）
実施例５と同じ条件下で、上吹き酸素流量、底吹き羽口本数、底吹きガス種を変更した脱珪および脱燐精錬を実施した。上吹き酸素流量は、精錬開始後１．５分までは１０００Ｎｍ³／ｈ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは３００Ｎｍ³／ｈ一定となるように調整した。ランス高さは、ランス先端から溶銑表面までの距離が０．６ｍ一定となるように調整した。底吹き羽口は２本とし、ガス種はＡｒとした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４２質量％であった。
【００４５】
（実施例８）
実施例５と同じ条件下で、上吹きランス形状、上吹き酸素流量およびランス高さのパターンを変更した脱珪および脱燐精錬を実施した。上吹きランスとしては、ノズル数４、ノズル出口直径４０ｍｍのものを使用した。上吹き酸素流量は、精錬開始後１．５分までは１０００Ｎｍ³／ｈ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは８００Ｎｍ³／ｈ一定となるように調整した。ランス高さは、ランス先端から溶銑表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．４ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．４ｍ一定となるように調整した。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は３９質量％であった。
【００４６】
（実施例９）
実施例５と同じ条件下で、上吹きランスのノズル数と上吹きランス高さのパターンのみを変更した脱燐精錬を実施した。ノズル数は３個とした。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．５ｍ一定となるように調整した。上吹き酸素流量は１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４０質量％であった。
【００４７】
（実施例１０）
実施例５と同じ条件下で、底吹きガス流量と上吹きランス高さのパターンのみを変更した脱燐精錬を実施した。底吹きガス流量は２００Ｎｍ³／ｈとした。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．５ｍ一定となるように調整した。上吹き酸素流量は１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は３９質量％であった。
（比較例３）
実施例５と同じ条件下で、上吹きランス高さのみ変更した。上吹き酸素流量は精錬開始から終了まで１０００Ｎｍ³／ｈ一定とした。また、ランス高さは、ランス先端から溶銑表面までの距離が０．５ｍ一定となるように調整した。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４３質量％であった。
【００４８】
（比較例４）
実施例５と同じ条件下で、上吹きランス高さのパターンのみ変更した。上吹き酸素流量は精錬開始から終了まで１０００Ｎｍ³／ｈ一定とし、上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは３．０ｍ一定となるように調整した。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４３質量％であった。
【００４９】
（比較例５）
実施例５と同じ条件下で、底吹きガス流量と上吹きランス高さのパターンのみ異なる脱燐精錬を行った。底吹きガス流量は２５Ｎｍ³／ｈである。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．５ｍ一定となるように調整した。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４３質量％であった。
【００５０】
（比較例６）
実施例５と同じ条件下で、底吹きガス流量と上吹きランス高さのパターンのみ異なる脱燐精錬を行った。底吹きガス流量は３００Ｎｍ³／ｈである。上吹きランス高さは、ランス先端からスラグ表面までの距離が、精錬開始後１．５分までは０．５ｍ一定となるように、精錬開始１．５分後から精錬終了までは１．５ｍ一定となるように調整した。精錬終了後のスラグ中ＣａＯ濃度は４３質量％であった。
【００５１】
表２に、精錬条件と（１）式から計算される有効酸素流量、（２）式で計算される底吹き攪拌動力密度、本発明のε範囲および精錬後の溶銑中Ｐ濃度の一覧を示す。ここで、有効酸素流量は精錬開始から１．５分以降の値である。また、底吹き攪拌動力密度を計算する際の溶銑温度として、精錬初期から処理後までの平均的な温度である１３３０℃とした。
【００５２】
比較例３は精錬中常に上吹き酸素が溶銑に接触する条件となっており、精錬中常に上吹き酸素が溶銑に接触しないようにした実施例５では、比較例３と比べて精錬後の溶銑中Ｐ濃度が大幅に低下できていることがわかる。溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％未満となる精錬開始後１．５分以降のみ上吹き酸素が溶銑に接触しないようにし、ランスノズルの出口直径や上吹き酸素流量、上吹きランスのノズル数、ランス高さのいずれかを変更して有効酸素流量を高め、εを本発明の範囲に制御した実施例６、７、８、９、１０では、更に精錬後の溶銑中のＰ濃度が低下しており、脱りん効率が大きく向上していることがわかる。それに対して、比較例４，５，６は溶銑中Ｓｉ濃度が０．１質量％未満となる精錬開始後１．５分以降のみ上吹き酸素が溶銑に接触しないようにしているものの、有効酸素流量やεが本発明の範囲外であるため、精錬後の溶銑中Ｐ濃度が実施例５〜１０に比べて高い。すなわち、比較例４は、有効酸素流量が０．３未満であるため、脱りん効率が低い。比較例５は、εが本発明の範囲よりも小さいため、脱りん効率が低い。比較例６は、εが本発明の範囲よりも大きいため、脱りん効率が低い。
【００５３】
【表２】

【００５４】
【発明の効果】
本発明により、脱燐効率が大幅に向上され、極低燐化処理が可能である。
【図面の簡単な説明】
【図１】溶銑脱燐精錬時の転炉型容器内の酸素噴流、スラグ、溶銑の状況を示す模式図。
【図２】処理後の燐分配比に及ぼす底吹き攪拌動力密度の影響を示す図。
【符号の説明】
１転炉型容器
２上吹きランス
３溶銑
４スラグ
５酸素ジェット
６底吹き羽口
７底吹きガス[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method of refining hot metal mainly using a converter type vessel.
[0002]
[Prior art]
Regarding the minimization of the total cost of steelmaking and stable melting of low phosphorus steel, the conventional hot metal dephosphorization method is as follows: (1) A method of performing preliminary dephosphorization by injecting a dephosphorization flux into the hot metal in a torpedo car, (2) Injecting or spraying the dephosphorization flux to the hot metal in the ladle to perform preliminary dephosphorization, or (3) using two converters, dephosphorization on the one hand, and decarburizing on the other hand (For example, Patent Document 1) is used.
[0003]
However, when using hot metal transport containers such as torpedo cars and hot metal ladle, the capacity of the container is small and it is difficult to carry out strong stirring and refining. In particular, the dephosphorization reaction is far from equilibrium, and in order to achieve the target dephosphorization amount. There is a disadvantage that more flux than necessary must be used and that refining takes a long time. Moreover, in the dephosphorization process using a conveyance container, there also exists a problem that the scrap which increases every year cannot be melt | dissolved and consumed. In view of the above, in recent years, there has been a shift to a dephosphorization method using a converter type vessel using top-blown oxygen, which has a large vessel capacity and is capable of dephosphorization under strong stirring. In these dephosphorization methods, the dephosphorization reaction is mainly represented by the following formula when briefly described.
2P+5O+ 3CaO → 3CaO · P₂O_Five      (8)
here,P,OIndicates the state in which P and O are present at the slag-metal interface, respectively.
[0004]
After P is oxidized by O, it is said to be fixed by CaO in the slag. Therefore, the higher the CaO concentration in the slag and the higher the oxygen activity at the slag / metal interface, the more efficiently the dephosphorization reaction proceeds.
[0005]
However, when a large amount of quicklime is added as a dephosphorization flux in order to increase the CaO concentration in the slag, the amount of generated slag increases. Since slag with a high CaO concentration is easily pulverized, it is difficult to effectively use the slag for roadbed materials and the like, and most of the slag is a kind of industrial waste that is disposed of in landfills. When a small amount of quicklime is added and the CaO concentration is lowered, effective use is facilitated and the amount of generated slag can be reduced. In this case, however, it is necessary to increase the oxygen activity at the slag / metal interface in order to advance the dephosphorization reaction.
[0006]
However, in the case of hot metal dephosphorization, since the decarburization reaction proceeds simultaneously at the slag / metal interface, the oxygen activity at the slag / metal interface is considerably lower than the oxygen activity in equilibrium with the iron oxide concentration in the bulk slag, Dephosphorization rate and dephosphorization efficiency become insufficient. It is possible to increase the oxygen activity at the slag-metal interface by increasing the iron oxide concentration in the slag by adding an iron oxide source such as top-blown oxygen or iron ore. In order to excessively increase the iron oxide concentration in the slag, operational instability due to slopping, a decrease in iron yield, an increase in the amount of generated slag, and the like are caused.
[0007]
In order to solve the above problems, the present inventors first blocked the overblown oxygen with slag and sprayed it so as not to contact the hot metal surface, thereby increasing the iron oxide concentration in the slag without excessively increasing the slag A method has been proposed in which the oxygen activity at the metal interface is increased to greatly improve the dephosphorization efficiency (Japanese Patent Application No. 2001-48592). Furthermore, if the lance is raised too high to ensure that the slag blocks the blown oxygen, or if the flow rate of the blown oxygen is lowered too much, the dephosphorization efficiency will be reduced. In order to increase the oxygen activity and enable high-efficiency dephosphorization, a method of appropriately adjusting the effective oxygen flow rate of top blowing was proposed (Japanese Patent Application No. 2001-308197).
[0008]
[Patent Document 1]
Japanese Unexamined Patent Publication No. 63-195210
[0009]
[Problems to be solved by the invention]
However, as the hot metal dephosphorization treatment in this method is advanced, it is possible to improve the dephosphorization efficiency by securing the blocking of the upper blowing oxygen by the slag and adjusting the effective oxygen flow rate of the upper blowing. It was newly found that bottom blowing agitation also affects dephosphorization efficiency. This bottom blowing agitation has not been considered so far.
[0010]
The present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to provide a method for stably increasing the oxygen activity at the slag-metal interface and enabling highly efficient dephosphorization.
[0011]
[Means for Solving the Problems]
  In order to solve this problem, the gist of the present invention is as follows.
1) When dephosphorizing the hot metal by adding flux and blowing oxygen, the blown oxygen is blocked by slag and does not directly contact the hot metalThus, the slag dent depth L by the oxygen jet calculated by the following equation (5) _S And hot metal rising height L by bottom blowing calculated by the following formula (6) _B The slag thickness L where the oxygen jet does not hit is calculated by the following equation (7) _S0 The condition is less thanIn the hot metal refining method, the effective oxygen flow rate Q defined by the following equation (1)_eAccording to the bottom blowing gas temperature, hot metal temperature, and bath depth, at least per unit hot metal mass so that the bottom blowing stirring power density ε defined by the following equation (2) satisfies the equations (3) and (4): One of the top blowing oxygen flow rate, the distance from the top blowing lance tip to the hot metal top surface, the outlet diameter of the top blowing lance nozzle, the bottom blowing gas flow rate per unit of molten iron mass, and the number of bottom blowing tuyere A hot metal refining method characterized by adjusting.
  Q_e= 134.1 × F × (H / d)^-1.63          (1)
  ε = 6.18 × Q_B× n_B× T_L× {ln (1 + ρgH_M/ P_T) +0.06 (1-T_G/ T_L)} (2)
  Q_e> 0.3 (3)
  500 × Q_e≦ ε ≦ 1000 × Q_e+1000 (4)
L _S = L _h exp (−0.78h / L _h (5)
However, L _h = 9.66 × (ρ _S / Ρ _M ) ^-1/3 × (F _o2 / N / d) ^2/3
L _B = 5 × 10 ^-Five × H ₀ ^-1.3 × (ε / n _B ) ^2/3 (6)
L _So = W _S / Ρ _S / (ΠD ² / 4) × 1000 (7)
However, W _S = W _CaO / (% CaO) _f × 100
Here, F is the upper oxygen flow rate per unit hot metal mass (Nm^Three/ Min / t)
H is the distance from the tip of the top blowing lance to the top surface of the hot metal (m)
d is the outlet diameter of the top blowing lance nozzle (m)
Q_BIs the bottom blowing gas flow rate per unit of hot metal mass (Nm^Three/ Min / t)
n_BIs the number of bottom-blown tuyere
T_GIs the bottom blowing gas temperature (K)
T_LIs hot metal temperature (K)
H_MIs bath depth (m)
P_TIs the total pressure of the atmosphere (Pa)
ρ is the hot metal density (kg / m^Three)
g is the acceleration of gravity (m / s²)
L _S : Slag dent depth by oxygen jet (m)
h: The portion of the lance where no oxygen jet is hit
Distance to top of slag (m)
L _h : Slag dent depth when h = 0 (m)
ρ _S : Bulk density of slag (= about 1500 kg / m ^Three )
ρ _M : Hot metal density (= 6900kg / m ^Three )
F _o2 : Top blown oxygen flow rate (Nm ^Three / Min)
n: Nozzle hole number of top blowing lance (-)
d: Nozzle hole diameter of upper blowing lance (m)
L _So : Slag thickness (m) where oxygen jet is not applied
W _S : Slag mass (kg)
D: Inner diameter of smelting vessel on slag surface (m)
W _CaO : Total CaO mass in the added flux (kg)
(% CaO) _f : CaO concentration in slag after refining (mass%)
2) The hot metal refining method according to 1), wherein when the Si concentration in the hot metal is 0.1% by mass or more, the top blown oxygen is brought into direct contact with the hot metal.
[0012]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
In the present invention, as shown in FIG. 1, the converter type is shown by the appropriate design of the nozzle diameter and the number of nozzles of the top blowing lance 2 and the adjustment of the top blowing oxygen flow rate and the lance height during operation according to the slag amount. In refining using the container 1, the top blown oxygen jet 5 is controlled to be blocked by the slag 4 and not directly contact the surface of the hot metal 3.
[0013]
The slag containing about 3% by mass or more of iron oxide at the time of hot metal dephosphorization refining the valence of iron ions in the slag (Fe²⁺⇔Fe³⁺) That is, it is known that oxygen is transmitted through the hole very quickly due to the movement of holes. Oxygen that is blown from the lance and reaches the upper surface of the slag moves through the slag at a high speed and reaches the slag-metal interface. Therefore, the oxygen activity at the slag / metal interface is maintained at a high level, and the dephosphorization reaction proceeds promptly.
[0014]
In addition, in order to prevent the slag metal interface activity from being reduced due to a decrease in the amount of oxygen on the top surface of the slag, and to achieve high-efficiency hot metal dephosphorization, an appropriate design of the outlet diameter of the lance nozzle, Control is performed so as to satisfy the following expression (3) by adjusting the flow rate of the top blown oxygen and the lance height.
Q_e= F × 134.1 × (H / d)^-1.63> 0.3 (3)
Here, F: top blowing oxygen flow rate per unit hot metal mass (Nm^Three/ Min / t)
H: Distance from lance tip to hot metal upper surface (m)
d: Diameter of lance nozzle (m)
[0015]
By the way, when refining hot metal using a converter type vessel, it is common to stir the hot metal by blowing gas from the bottom of the furnace. Even when the top blown oxygen jet is controlled so as to be blocked by the slag and not directly contact the surface of the hot metal, the bottom blow stirring is performed for the purpose of promoting the reaction. However, if this bottom blowing agitation is too weak, the movement rate of P from the metal, which is a dephosphorization reaction site, to the slag / metal interface decreases, and the dephosphorization rate decreases. On the other hand, if the bottom blow stirring is too strong, the oxygen activity at the slag / metal interface decreases due to the preferential progress of the reaction in which the C, which is much higher in concentration than P, is combined with O in the hot metal, and the degassing. The progress of phosphorus is hindered.
[0016]
In the present invention, in order to achieve more efficient hot metal dephosphorization by appropriately performing this bottom blowing agitation, at least the amount per unit hot metal mass depends on the bottom blowing gas temperature, hot metal temperature, and bath depth. Blowing oxygen flow rate, distance from tip of top blowing lance to hot metal top surface, outlet diameter of top blowing lance nozzle (herein, the diameter means a diameter in the case of a normally used circular nozzle outlet, such as an ellipse, a rectangle, etc. In the case of a non-circular shape, it means the equivalent circle diameter.) By appropriately adjusting one of the bottom blowing gas flow rate per bottom of the molten iron mass and the number of bottom blowing tuyere, the equation (1) The effective oxygen flow rate defined by (1) and the bottom blowing stirring power density defined by equation (2) are controlled so as to satisfy the following equations (3) and (4). The reason is as follows.
Q_e= 134.1 × F × (H / d)^-1.63            (1)
ε = 6.18 × Q_B× n_B× T_L× {ln (1 + ρgH_M/ P_T) +0.06 (1-T_G/ T_L)} (2)
Q_e> 0.3 (3)
500 × Q_e≦ ε ≦ 1000 × Q_e+1000 (4)
Here, F: top blowing oxygen flow rate per unit hot metal mass (Nm^Three/ Min / t),
H: Distance (m) from the tip of the lance to the top surface of the hot metal
d: outlet diameter (m) of top blowing nozzle,
Q_B: Bottom blowing gas flow rate per tuyere per unit hot metal mass
(Nm^Three/ Min / t),
n_B: Number of bottom blown tuyere
T_G: Bottom blowing gas temperature (K),
T_L: Hot metal temperature (K),
H_M: Bath depth (m)
P_TIs the total pressure of the atmosphere (Pa)
ρ is the hot metal density (kg / m^Three)
g is the acceleration of gravity (m / s²)
When there are a plurality of nozzles and the outlet diameters of the nozzles are different, first, the equation (1) is calculated for each nozzle, and the sum is calculated by calculating Q_eAsk for.
[0017]
The inventors investigated the effect of bottom blowing stirring on hot metal dephosphorization when the top blowing oxygen jet was blocked by slag. As a result, as shown in FIG. 2, when the effective oxygen flow rate is constant, it has been found that there is a bottom blowing stirring power density that maximizes the phosphorus distribution ratio after treatment, which is an index of dephosphorization efficiency. Here, the vertical axis in FIG. 2 represents the distribution ratio of phosphorus between the slag and the molten iron in the ratio of the mass concentration of P in the slag (% P) to the mass concentration of P in the molten iron [% P]. .
[0018]
If the bottom blowing agitation is too weak, the transfer rate of P from the metal to the slag / metal interface, which is a dephosphorization reaction site, becomes small, and the dephosphorization reaction rate decreases. On the other hand, if the bottom blowing agitation is too strong, the oxygen activity at the slag / metal interface decreases due to the preferential progress of the reaction in which the concentration of C, which is much higher than P, is combined with O in the hot metal, and the equilibrium As a result, the dephosphorylation driving force decreases, and the progress of dephosphorylation is hindered. For this reason, it is considered that there is a bottom blowing stirring power density that maximizes the phosphorus distribution ratio after the hot metal dephosphorization treatment. Here, the bottom blowing stirring power density represents the stirring strength of the hot metal by the bottom blowing gas.
[0019]
Furthermore, it was found that the bottom blowing stirring power density that maximizes the phosphorus distribution ratio after the treatment depends on the effective oxygen flow rate of the top blowing. The higher the effective oxygen flow rate, the higher the bottom blowing agitation power density that maximizes the phosphorus distribution ratio after the treatment. This is because when the effective oxygen flow rate is large, the decrease in the interfacial oxygen activity is small even if the bottom blowing agitation is strengthened. From the experimental results, in order to maintain the phosphorus distribution ratio at a high level, the bottom blowing stirring power density must be controlled within the range represented by the equation (4) as a function of the effective oxygen flow rate. Where ε is 500 × Q_eIf it is less than 1, the supply rate of P in the hot metal to the slag metal interface becomes small, and the phosphorus distribution ratio decreases. On the other hand, ε is 1000 × Q_eIf it exceeds +1000, decarburization proceeds excessively and the oxygen activity at the slag metal interface decreases, so that the phosphorus distribution ratio decreases. Therefore, the bottom blowing agitation power density is limited to the range indicated by the equation (4) as a function of the effective oxygen flow rate.
[0020]
Also, effective oxygen flow rate Q_eRepresents the upper blown oxygen flow rate per unit hot metal mass reaching the slag surface. When it exceeds 0.3, the oxygen activity at the slag metal interface increases dramatically and the phosphorus distribution ratio also increases. Therefore, this Q_eThe lower limit of is 0.3. Also, effective oxygen flow rate Q_eThere is no specific upper limit, but Q_eIn order to increase the flow rate, it is necessary to increase the upper blown oxygen flow rate F or to reduce the distance H from the tip of the lance to the hot metal upper surface, making it difficult to block the blown oxygen by the slag. Therefore, the effective oxygen flow rate Q is set under the condition that the blown oxygen is blocked by the slag and does not directly contact the hot metal._eThe upper limit of is determined.
[0021]
As a condition for preventing the top blowing oxygen from coming into contact with the hot metal, the slag recess depth L by the oxygen jet calculated by the following equation (5)_SAnd hot metal rising height L by bottom blowing calculated by the following formula (6)_BThe slag thickness L where the oxygen jet does not hit is calculated by the following equation (7)_SoThe condition is less than
L_S= L_hexp (−0.78h / L_h(5)
However, L_h= 9.66 × (ρ_S/ Ρ_M)^-1/3× (F_o2/ N / d)^2/3
L_S  : Slag dent depth by oxygen jet (m)
h: Distance from the lance tip to the upper surface of the slag where no oxygen jet is hit (m)
L_h  : Slag dent depth when h = 0 (m)
ρ_S  : Bulk density of slag (= about 1500 kg / m^Three)
ρ_M  : Hot metal density (= 6900kg / m^Three)
F_o2: Top blown oxygen flow rate (Nm^Three/ Min)
n: Nozzle hole number of top blowing lance (-)
d: Nozzle hole diameter of upper blowing lance (m)
L_B= 5 × 10^-Five× H₀ ^-1.3× (ε / n_B)^2/3            (6)
L_So= W_S/ Ρ_S  / (ΠD²/ 4) × 1000 (7)
However, W_S= W_CaO/ (% CaO)_f× 100
L_So  : Slag thickness (m) where oxygen jet is not applied
W_S  : Slag mass (kg)
D: Inner diameter of smelting vessel on slag surface (m)
W_CaO  : Total CaO mass in the added flux (kg)
(% CaO)_f: CaO concentration in slag after refining (mass%)
[0022]
As a specific embodiment for implementing the above formula so that the top blown oxygen does not contact the hot metal, there is the following method.
[0023]
L calculated by the equation (7) according to the mass of the flux to be added normally_SoAnd L obtained by the equation (5) according to the upper blowing oxygen flow rate and the upper blowing lance height in normal operation._SAnd L calculated by equation (6)_BThe relationship with_S+ L_B<L_SoThe number and / or diameter of the lance nozzle and / or the number of bottom blowing tuyere may be designed and used so as to satisfy the above requirements. , Effective oxygen flow Q_eThe diameter of the lance nozzle is designed to satisfy the expression (3). Or even if the existing top blowing lance is used as it is, the equation (3) and L_S+ L_B<L_SoIf there is a condition that simultaneously satisfies the above, one or more operating conditions such as the upper blowing oxygen flow rate and the upper blowing lance height may be changed so as to satisfy the condition. By deciding the number of lance nozzles, outlet diameter of lance nozzles, number of bottom blowing tuyere by design, and monitoring the top blowing oxygen flow rate, lance height, bottom blowing gas flow rate, flux addition amount during operation, L_S+ L_B<L_SoCan be continuously monitored.
[0024]
Furthermore, Q_eThe bottom blowing gas flow rate and the number of bottom blowing tuyere are changed so as to satisfy the equation (4).
[0025]
Next, the case where hot metal having a Si concentration of 0.1% by mass or more is desiliconized and dephosphorized will be described. When the Si concentration in the hot metal is 0.1% by mass or more, it may be operated so as to satisfy the expression (3) under the condition that the top blown oxygen does not always come into direct contact with the hot metal during blowing. However, when the Si concentration in the hot metal is 0.1% by mass or more, Si is preferentially oxidized over P, so the effect of improving the dephosphorization reaction efficiency by increasing the interfacial oxygen activity is small. Rather, desiliconization proceeds faster when oxygen is in direct contact with the molten iron.
[0026]
Therefore, in the initial stage of blowing, where the Si concentration in the hot metal is 0.1% by mass or more, the top blown oxygen is directly brought into contact with the hot metal for efficient desiliconization, and the Si concentration in the hot metal is less than 0.1% by mass. Thus, it is a more desirable embodiment to control the conditions such that oxygen does not directly contact the molten iron at the stage where the dephosphorization reaction is likely to proceed.
[0027]
Specific embodiments include the following methods.
[0028]
Within the range of changeable top blowing oxygen flow rate, top blowing lance height, flux addition amount, L_S+ L_B≧ L_SoAnd L_S+ L_B<L_SoSo that both can be satisfied and L_S<L_SoThe diameter and number of the top blowing lance nozzles are designed so that the expression (3) is also satisfied under the conditions satisfying the conditions, and at the initial stage of the blowing when the Si concentration in the hot metal is 0.1 mass% or more, L_S+ L_B≧ L_SoAfter the Si concentration in the hot metal becomes less than 0.1% by mass, L_S+ L_B<L_SoAnd adjusting at least one of the top blowing oxygen flow rate and the top blowing lance height so that the formula (3) is satisfied,_eIt is the most preferable form that the bottom blowing gas flow rate and the number of bottom blowing tuyere are changed so as to satisfy the equation (4) according to the value of. Alternatively, a drive system is provided in the nozzle of the top blowing lance, and the lance is manufactured so that the diameter and number of nozzles from which oxygen is ejected during operation can be adjusted, so that the Si concentration in the hot metal reaches 0.1% by mass. The nozzle diameter and / or number may be changed. Again, Q_eThe bottom blowing gas flow rate and the number of bottom blowing tuyere are changed so as to satisfy the equation (4).
[0029]
Note that the change in the Si concentration in the hot metal may be quickly analyzed by collecting a hot metal sample with a lance or the like, but it takes several minutes for the analysis, resulting in a control delay. Usually, since the Si concentration in the hot metal can be accurately estimated from the amount of oxygen blown, it can be obtained from the blowing time according to the oxygen flow rate.
[0030]
Bottom blowing gas types are nitrogen and CO₂Any one or a mixture of two or more of oxygen, Ar, and propane can be used.
[0031]
【Example】
A hot metal dephosphorization experiment was carried out using a test converter. First, dephosphorization refining was performed using about 6 t of hot metal containing about 4.5 mass% C, about 0.1 mass% P, and about 0.05 mass% Si at an initial temperature of about 1300 ° C. The inside diameter of the test converter is about 1.1 m in the portion where slag exists. The bath depth is about 1.0 m. The temperature of the hot metal after the dephosphorization treatment was 1350 ° C to 1370 ° C. The bottom blowing gas temperature is 25 ° C. The total pressure of the atmosphere is 1.013 × 10^FivePa and hot metal density is 6900kg / m^ThreeIt is.
[0032]
(Example 1)
The hot metal was charged into the converter and 15 kg of quick lime with a CaO concentration of 95% by mass, which is a dephosphorization flux, was added. Phosphorus refining was performed. As the top blowing lance, a nozzle with 4 nozzles designed and manufactured in advance and a nozzle outlet diameter of 30 mm is used. The top blowing oxygen flow rate is 1000 Nm from the start to the end of refining.^Three/ H constant. The top blowing lance height was adjusted so that the distance from the tip of the lance to the hot metal upper surface was constant at 1.7 m. There are 3 bottom blowing tuyere and nitrogen flow rate is 100Nm^Three/ H constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0033]
(Example 2)
Under the same conditions as in Example 1, dephosphorization refining was performed by changing only the top blowing oxygen flow rate and the lance height. Top blown oxygen flow rate is 2000Nm^ThreeThe distance from the tip of the lance to the upper surface of the hot metal was constant at 3.0 m at / h. The CaO concentration in the slag after the refining was 41% by mass.
[0034]
(Example 3)
Under the same conditions as in Example 1, dephosphorization refining was performed by changing the top blow lance shape, the top blow oxygen flow rate, the lance height, and the number of bottom blow tuyere. As the top blowing lance, a nozzle having four nozzles and a nozzle outlet diameter of 60 mm was used, and the lance height during refining was adjusted so that the distance from the lance tip to the slag surface was constant at 3.0 m. Two bottom blowing tuyere were used. The CaO concentration in the slag after the refining was 41% by mass.
[0035]
(Example 4)
Under the same conditions as in Example 1, dephosphorization refining was performed by changing the bottom blowing gas flow rate and bottom blowing gas type. The bottom blowing flow rate is 120Nm^Three/ H, CO₂Gas was blown in. The CaO concentration in the slag after the refining was 41% by mass.
[0036]
(Comparative Example 1)
Under the same conditions as in Example 1, dephosphorization refining differing only in the top blowing lance height. The distance from the tip of the lance to the hot metal upper surface was constant at 3.0 m. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0037]
(Comparative Example 2)
Under the same conditions as in Example 1, dephosphorization refining was performed, which differed only in the bottom blowing gas flow rate. Bottom blowing gas flow rate is 25Nm^Three/ H and constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0038]
In Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 to 2, when calculated from the formulas (5) to (7), the conditions are such that the top-blown oxygen is not in contact with the hot metal, but the effective calculated from the formula (1) The oxygen flow rate is a condition that Examples 1 to 4 exceed 0.3 and Comparative Example 1 is 0.3 or less. In Examples 1 to 4 and Comparative Example 1, the bottom blowing stirring power density ε is in a range satisfying the equation (4), whereas in the comparative example 2, ε does not satisfy the equation (4). Table 1 shows a list of refining conditions and effective oxygen flow rate calculated from equation (1), bottom blowing stirring power density calculated from equation (2), ε range of the present invention, and P concentration in hot metal after refining. . Here, the hot metal temperature for calculating the bottom blowing stirring power density was set to 1330 ° C., which is an average temperature from the initial stage of refining to after the treatment.
[0039]
As can be seen from Table 1, by changing the lance nozzle outlet diameter, top blowing oxygen flow rate, or lance height at the same quick lime input amount as in Comparative Example 1, top blowing oxygen does not always contact the hot metal during refining. In Examples 1 to 4 in which the effective oxygen flow rate was increased and ε was controlled within the range of the present invention, the P concentration in the hot metal after refining was significantly reduced, and high dephosphorization efficiency was obtained. I understand that. Comparative Example 1 has a low dephosphorization efficiency because the effective oxygen flow rate is smaller than the range of the present invention. In Comparative Example 2, since ε is smaller than the range of the present invention, the dephosphorization efficiency is low.
[0040]
[Table 1]

[0041]
Next, desiliconization and dephosphorization were performed using about 6 t of hot metal containing about 4.5 mass% C, about 0.1 mass% P, and about 0.4 mass% Si. The hot metal temperature before refining was also adjusted to about 1300 ° C. in this case. 1000Nm of hot metal with this composition^ThreeWhen refining at an oxygen flow rate of / h, it is confirmed in advance that the Si concentration in the hot metal will be less than 0.1 mass% in 1.5 minutes from the start of refining, and 1.5 minutes from the start of refining will be the did. There are 3 bottom blow tuyere and nitrogen flow rate is 100Nm.^Three/ H constant. The test converter used was the same as in Examples 1-4. The bath depth is about 1.0 m. The temperature of the hot metal after the dephosphorization treatment was 1350 ° C to 1370 ° C. The bottom blowing gas temperature is 25 ° C. The total pressure of the atmosphere is 1.013 × 10^FivePa and hot metal density is 6900kg / m^ThreeIt is.
[0042]
(Example 5)
The hot metal was charged into a test converter and 105 kg of quick lime was added, followed by desiliconization and dephosphorization for 12 minutes by blowing oxygen from an upper blowing lance. As the top blowing lance, a nozzle designed with 4 nozzles and a nozzle outlet diameter of 30 mm designed and manufactured in advance was used. The top blowing lance height was set such that the distance from the lance tip to the slag surface was a constant 1.5 m. Top blown oxygen flow rate is 1000 Nm^Three/ H constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0043]
(Example 6)
Under the same conditions as in Example 5, only the pattern of the top blowing lance height was changed. The top blowing lance height is 1.5 m from the start of refining to 1.5 m until the end of refining so that the distance from the lance tip to the slag surface is constant at 0.5 m until 1.5 minutes from the start of refining. It was adjusted to be constant. Top blown oxygen flow rate is 1000 Nm^Three/ H constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0044]
(Example 7)
Under the same conditions as in Example 5, desiliconization and dephosphorization refining were carried out by changing the top blowing oxygen flow rate, the number of bottom blowing tuyere, and the bottom blowing gas type. Upflow oxygen flow rate is 1000 Nm until 1.5 minutes after refining starts^Three/ H To be constant, 300Nm from the start of refining 1.5 minutes to the end of refining^Three/ H was adjusted to be constant. The lance height was adjusted so that the distance from the tip of the lance to the hot metal surface was a constant 0.6 m. The bottom blowing tuyere was two, and the gas type was Ar. The CaO concentration in the slag after the refining was 42% by mass.
[0045]
(Example 8)
Under the same conditions as in Example 5, desiliconization and dephosphorization refining were carried out by changing the pattern of the top blowing lance, top blowing oxygen flow rate, and lance height. As the top blowing lance, a nozzle having four nozzles and a nozzle outlet diameter of 40 mm was used. Upflow oxygen flow rate is 1000 Nm until 1.5 minutes after refining starts^Three/ H to be constant, 800 Nm from the start of refining 1.5 minutes to the end of refining^Three/ H was adjusted to be constant. The lance height is 1.4 m constant from 1.5 minutes after the start of refining until the end of refining so that the distance from the tip of the lance to the hot metal surface is constant at 1.5 m after refining starts. It adjusted so that it might become. The CaO concentration in the slag after the refining was 39% by mass.
[0046]
Example 9
Under the same conditions as in Example 5, dephosphorization refining was performed by changing only the number of nozzles of the top blowing lance and the pattern of the top blowing lance height. The number of nozzles was three. The top blowing lance height is 1.5 m from the start of refining to 1.5 m until the end of refining so that the distance from the lance tip to the slag surface is constant at 0.5 m until 1.5 minutes from the start of refining. It was adjusted to be constant. Top blown oxygen flow rate is 1000 Nm^Three/ H constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 40% by mass.
[0047]
(Example 10)
Under the same conditions as in Example 5, dephosphorization refining was performed by changing only the pattern of the bottom blowing gas flow rate and the top blowing lance height. Bottom blowing gas flow rate is 200Nm^Three/ H. The top blowing lance height is 1.5 m from the start of refining to 1.5 m until the end of refining so that the distance from the lance tip to the slag surface is constant at 0.5 m until 1.5 minutes from the start of refining. It was adjusted to be constant. Top blown oxygen flow rate is 1000 Nm^Three/ H constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 39% by mass.
(Comparative Example 3)
Only the top blowing lance height was changed under the same conditions as in Example 5. The top blowing oxygen flow rate is 1000 Nm from the start to the end of refining^Three/ H constant. The lance height was adjusted so that the distance from the lance tip to the hot metal surface was constant at 0.5 m. The CaO density | concentration in slag after completion | finish of refining was 43 mass%.
[0048]
(Comparative Example 4)
Under the same conditions as in Example 5, only the pattern of the top blowing lance height was changed. The top blowing oxygen flow rate is 1000 Nm from the start to the end of refining^Three/ H is constant, and the top blow lance height is 1.5 minutes after the start of refining so that the distance from the tip of the lance to the slag surface is 0.5 m constant until 1.5 minutes after the start of refining. The adjustment was made to be constant at 3.0 m. The CaO density | concentration in slag after completion | finish of refining was 43 mass%.
[0049]
(Comparative Example 5)
Under the same conditions as in Example 5, dephosphorization refining was performed, which differed only in the pattern of the bottom blowing gas flow rate and the top blowing lance height. Bottom blowing gas flow rate is 25Nm^Three/ H. The top blowing lance height is 1.5 m from the start of refining to 1.5 m until the end of refining so that the distance from the lance tip to the slag surface is constant at 0.5 m until 1.5 minutes from the start of refining. It was adjusted to be constant. The CaO concentration in the slag after the refining was 43% by mass.
[0050]
(Comparative Example 6)
Under the same conditions as in Example 5, dephosphorization refining was performed, which differed only in the pattern of the bottom blowing gas flow rate and the top blowing lance height. Bottom blowing gas flow rate is 300Nm^Three/ H. The top blowing lance height is 1.5 m from the start of refining to 1.5 m until the end of refining so that the distance from the lance tip to the slag surface is constant at 0.5 m until 1.5 minutes from the start of refining. It was adjusted to be constant. The CaO density | concentration in slag after completion | finish of refining was 43 mass%.
[0051]
Table 2 shows a list of the refining conditions and the effective oxygen flow rate calculated from equation (1), the bottom blowing stirring power density calculated from equation (2), the ε range of the present invention, and the P concentration in the hot metal after refining. . Here, the effective oxygen flow rate is a value after 1.5 minutes from the start of refining. Further, the hot metal temperature for calculating the bottom blowing stirring power density was set to 1330 ° C. which is an average temperature from the initial stage of refining to after the treatment.
[0052]
Comparative Example 3 is a condition in which the top blown oxygen always contacts the hot metal during refining. In Example 5 in which the top blown oxygen does not always contact the hot metal during refining, the hot metal after refining is compared with Comparative Example 3. It can be seen that the medium P concentration has been greatly reduced. Only after 1.5 minutes from the start of refining when the Si concentration in the hot metal becomes less than 0.1% by mass, the top blown oxygen is prevented from coming into contact with the hot metal, the lance nozzle outlet diameter, the top blown oxygen flow rate, and the number of top blow lance nozzles. In Examples 6, 7, 8, 9, and 10 in which the effective oxygen flow rate was increased by changing any of the lance heights and ε was controlled within the range of the present invention, the P concentration in the hot metal after refining further decreased. It can be seen that the dephosphorization efficiency is greatly improved. On the other hand, in Comparative Examples 4, 5, and 6, although the top blown oxygen does not come into contact with the hot metal only after 1.5 minutes after the start of the refining at which the Si concentration in the hot metal becomes less than 0.1% by mass, effective oxygen Since the flow rate and ε are outside the range of the present invention, the P concentration in the hot metal after refining is higher than in Examples 5-10. That is, Comparative Example 4 has a low dephosphorization efficiency because the effective oxygen flow rate is less than 0.3. In Comparative Example 5, since ε is smaller than the range of the present invention, the dephosphorization efficiency is low. In Comparative Example 6, since ε is larger than the range of the present invention, the dephosphorization efficiency is low.
[0053]
[Table 2]

[0054]
【The invention's effect】
According to the present invention, the dephosphorization efficiency is greatly improved, and an extremely low phosphating treatment is possible.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a schematic diagram showing the state of oxygen jet, slag, and hot metal in a converter vessel during hot metal dephosphorization.
FIG. 2 is a graph showing the influence of bottom blowing stirring power density on the phosphorus distribution ratio after treatment.
[Explanation of symbols]
1 Converter type vessel
2 Top blowing lance
3 Hot metal
4 Slag
5 Oxygen jet
6 Bottom-blown tuyere
7 Bottom blowing gas

Claims

When dephosphorizing the hot metal by flux addition and oxygen top blowing, the slag dent depth by the oxygen jet calculated by the following formula (5) is set so that the top blowing oxygen is blocked by the slag and does not directly contact the hot metal. The sum of the height L _S and the hot metal swell height L _B calculated by the following formula (6) is less than the slag thickness L _{S0 of the} portion not hit by the oxygen jet calculated by the following formula (7) In the hot metal refining method, the effective oxygen flow rate Q _e defined by the following equation (1) and the bottom blowing stirring power density ε defined by the following equation (2) are expressed by the following equations (3) and (4): Depending on the bottom blowing gas temperature, hot metal temperature, bath depth, at least the upper blowing oxygen flow rate per unit hot metal mass, the distance from the top blowing lance tip to the hot metal upper surface, the upper blowing lance nozzle outlet diameter, unit Feather per hot metal mass Hot metal process for refining and adjusting bottom-blown gas flow rate per the present, one of the bottom-blown tuyeres number.
Q _e = 134.1 × F × (H / d) ^−1.63 (1)
ε = 6.18 × Q _B × n _B × T _L × {ln (1 + ρgH _M / P _T ) +0.06 (1-T _G / T _L )} (2)
Q _e > 0.3 (3)
500 × Q _e ≦ ε ≦ 1000 × Q _e +1000 (4)
L _S = L _h exp (−0.78 _h / L _h ) (5)
However, L _h = 9.66 × (ρ _S / ρ _M ) ^−1/3 × (F _o2 / n / d) ^2/3
L _B = 5 × 10 ⁻⁵ × H ₀ ^-1.3 × (ε / n _B ) ^2/3 (6)
_{_{_{L So = W S / ρ S}}} / (πD 2/4) × 1000 (7)
However, W _S = W _CaO / (% CaO) _f × 100
Here, F is the upper blowing oxygen flow rate per unit molten iron mass (Nm ³ / min / t)
H is the distance from the tip of the top blowing lance to the top surface of the hot metal (m)
d is the outlet diameter of the top blowing lance nozzle (m)
Q _B is the bottom blowing gas flow rate per unit of molten iron mass (Nm ³ / min / t)
n _B is the bottom blowing tuyere _TG is the bottom blowing gas temperature (K)
_TL is hot metal temperature (K)
H _M is Yokufuka (m)
P _T is the total atmospheric pressure (Pa)
ρ is hot metal density (kg / m ³ )
g is the acceleration of gravity (m / s ² )
L _s : depth of slag dent by oxygen jet (m)
h: The portion of the lance where no oxygen jet is hit
Distance to top of slag (m)
L _h : Slag dent depth when h = 0 (m)
ρ _S : Bulk density of slag (= about 1500 kg / m ³ )
ρ _M : Hot metal density (= 6900 kg / m ³ )
F _o2 : Top blowing oxygen flow rate (Nm ³ / min)
n: Nozzle hole number of top blowing lance (-)
d: Nozzle hole diameter of upper blowing lance (m)
L _So : Slag thickness (m) where oxygen jet is not applied
W _S : Mass of slag (kg)
D: Inner diameter of smelting vessel on slag surface (m)
W _CaO : Total CaO mass in the added flux (kg)
(% CaO) _f : CaO concentration in slag after refining (mass%)

2. The hot metal refining method according to claim 1, wherein when the Si concentration in the hot metal is 0.1 mass% or more, the top blown oxygen is brought into direct contact with the hot metal.