JP4686874B2

JP4686874B2 - Hot phosphorus dephosphorization method

Info

Publication number: JP4686874B2
Application number: JP2001054136A
Authority: JP
Inventors: 宏清水; 郁宏鷲見; 涼川畑; 良輝菊地; 芳明田畑; 忠昭日野; 智生井澤; 明彦井上; 正文池田
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2001-02-28
Filing date: 2001-02-28
Publication date: 2011-05-25
Anticipated expiration: 2021-02-28
Also published as: JP2002256319A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶銑の脱燐方法に関し、詳しくは脱燐処理時のスラグのＴ．Ｆｅ濃度を高位に維持し、脱燐反応を促進させることのできる脱燐方法に関するものである。尚、Ｔ．Ｆｅとはスラグ中の全ての鉄酸化物（ＦｅＯやＦｅ₂ Ｏ₃ ）の鉄分の合計値である。
【０００２】
【従来の技術】
高炉から出銑された溶銑は、転炉にて精錬される前に溶銑予備処理と呼ばれる脱硫処理、脱珪処理及び脱燐処理が施されている。当初、これらの予備処理は、鋼材の品質面から低燐化や低硫化が要求されるものについて実施されていたが、近年では、転炉スラグの処理の問題、転炉でのＭｎ鉱石の還元によるコスト削減効果、転炉の生産性向上によるコスト削減効果等により、高炉及び転炉を備えた銑鋼一貫製鉄所では、品質上からの低燐化及び低硫化のみならず、製鋼工程のトータルコストを削減する手段として、出銑されるほぼ全ての溶銑に対して脱硫処理及び脱燐処理が施されるようになった。
【０００３】
このうち脱燐処理は、通常次のようにして行われている。即ち、（１）；トーピードカー内の溶銑に脱燐用フラックス（酸化鉄、生石灰等）をインジェクションする方法、（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若しくは吹き付けする方法、（３）；２基の転炉を用いて一方の転炉で脱燐処理を行い、他方の転炉で脱炭精錬を行う方法（例えば特開昭６３−１９５２１０号公報）、（４）；１基の転炉を用いて脱燐工程及び脱炭工程を連続して行う方法（例えば特開平５−２４７５１１号公報）が用いられている。
【０００４】
上記（１）及び（２）の方法では、Ｔ．Ｆｅ濃度が低く且つ塩基度（CaO/SiO₂）が高いスラグを用いるため、脱燐と脱硫とが同時に進行するという利点がある。又、上記（３）の方法では、酸化剤として酸素を使用でき、脱燐処理時の温度制御のために鉄スクラップを用いることもできるため、生産性の向上という利点がある。更に、上記（４）の方法では、同一転炉で脱燐処理と脱炭精錬を行うので、（３）の方法による利点に加えて、エネルギーロスを少なくすることができるという利点がある。そして、（３）及び（４）の方法のように転炉型の容器を使用した場合には、フリーボードが高いため、酸素の単位時間当たりの供給量（「送酸速度」という）を上げ、脱燐速度を向上させることができるという利点がある。
【０００５】
特に、（３）及び（４）の方法では、酸素は、上吹きランス先端に設置された、ラバールノズルと呼ばれる末広がりのノズルから供給されており、この場合、反応効率を低下させないために、ラバールノズルにより酸素が最適に膨張して超音速化されるようにラバールノズルの末広がり部形状が設計されており、酸素は超音速又は亜音速のジェットとして転炉内に供給されている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記（１）及び（２）の方法において上吹き酸素を使用した場合には、送酸速度及び上吹きランスの条件によっては脱炭が過度に進行し、溶銑中の炭素含有量の低下により、次工程の転炉精錬における熱余裕がなくなり、生産性が低下するという問題点が生じる。
【０００７】
又、上記（３）及び（４）の方法では、上吹きランスからの送酸速度が過大な場合には、脱燐処理中にも優先的に脱炭反応が進行してしまい、次工程の脱炭工程における熱余裕がなくなり、生産性が低下するという問題点がある。更に、高生産性を求めて、高送酸速度で最適に膨張して超音速化されるようなラバールノズルを用い、このラバールノズルに見合った高送酸速度で処理した場合には、上吹きランスから供給される酸素ジェットの噴出速度は増大し、溶湯表面に到達するジェット流速が増大するため、溶湯湯面の乱れが激化する。この湯面の乱れは、スピッティングやスプラッシュ等の激しい溶湯飛散をもたらし、炉口やフード、上吹きランス、更には排ガス設備といった部位への地金付着を増加させ、操業に悪影響を与えると共に、鉄歩留りの低下による生産性の悪化をもたらす。又、飛散に伴う鉄ダストの発生も著しく増加し、ダスト発生の観点からも鉄歩留りの低下をもたらす。
【０００８】
転炉による脱炭吹錬においては、これに類似した操業状況の悪化を抑制するために、ラバールノズルの孔径や傾角等の上吹きランス形状のハード面を適正化しつつ、上吹きランスの先端と浴面との距離（以下「ランス高さ」と記す）や送酸速度等の操業条件を制御した対策が提案されているが、脱燐処理における対策は未だ提案されていない。
【０００９】
本発明は上記事情に鑑みなされたもので、その目的とするところは、上吹きランスを用いて酸素を供給しても、スピッティングやスプラッシュ等の溶湯飛散を発生させず、且つ、脱炭反応を促進させることなく脱燐反応を促進させ、短時間で高効率に溶銑を脱燐することのできる脱燐方法を提供することである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
本発明者等は、上記課題を解決するために、ラバールノズルの設計条件に着目して鋭意研究を行った。その結果、吹き出される酸素が最適に膨張して超音速化されるような設計条件に基づいて算出される出口径Ｄｅよりも極端に大きい出口径Ｄｅを有するラバールノズルを用いることで、上記課題を解決することができるとの知見を得た。以下、検討結果を説明する。
【００１１】
溶銑の脱燐処理では、脱燐反応を促進させるためにスラグ中のＴ．Ｆｅ濃度を迅速に増加させ、且つ、高位に維持させることが必要である。又、脱炭反応を抑制させ、且つ、鉄飛散やダスト発生を低減させるためには、上吹きランスから吹き込まれる酸素ジェットの溶湯湯面での動圧を低くする必要がある。これらを満足するためには、上吹きランスから供給される酸素ジェットの噴出速度を遅くすること、所謂ソフトブロー化が有効な手段となる。
【００１２】
溶湯湯面での酸素ジェットの動圧は、送酸速度又はランス高さを変動させることで低くすることができる。送酸速度を低下すれば、酸素ジェットの噴出速度は遅くなり、溶湯湯面での酸素ジェットの動圧は低下するが、送酸速度を遅くすることにより脱燐処理時間が延長し、効率的な脱燐処理は達成できない。又、ランス高さを大きくすれば、酸素ジェットの減衰時間が長くなり溶湯湯面での酸素ジェットの動圧はある程度低下するが、ランス高さを極端に大きくしない限りその効果は少ない。ランス高さを極端に大きくした場合には、溶湯面に到達する酸素が減少し、脱燐処理時間が延長する。
【００１３】
このように、スラグ中のＴ．Ｆｅ濃度を迅速に増加させ且つ高位に維持して効率良く脱燐反応を行うためには、高い送酸速度を維持したまま、溶湯湯面での酸素ジェットの動圧を低くする必要がある。
【００１４】
通常、ラバールノズルの設計は、送酸速度Ｆ（Nm³ ／hr）から求まるラバールノズル１孔当たりの送酸速度Ｆｈ（Nm³ ／hr）とスロート径Ｄｔ（mm）とから、下記の（１）式により設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）を定め、定めた設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）と雰囲気圧Ｐｅ（kPa ）とスロート径Ｄｔ（mm）とを用い、下記の（３）式によりラバールノズルの出口径Ｄｅ（mm）を定めることによってなされている。ここで、雰囲気圧Ｐｅとは、ラバールノズルの外部の雰囲気圧、換言すれば、転炉等処理容器内のガス雰囲気圧力である。又、（３）式におけるＫは定数である。
【００１５】
【数３】

【００１６】
【数４】

【００１７】
このとき、（３）式の定数Ｋは理論的には０．２５９となるが、実際の操業においては送酸速度Ｆと設定ノズル背圧Ｐｏとの比（Ｆ／Ｐｏ）を定常的に維持することは少なく、通常は定数Ｋが０．２４〜０．２８の範囲となるように、比（Ｆ／Ｐｏ）を制御して操業することが多い。定数Ｋを０．２４〜０．２８として出口径Ｄｅを決定したラバールノズルでは、酸素ジェットはほぼ最適に膨張しており、酸素ジェットそのもののエネルギーは最大となる。そのため、浴面に到達する酸素ジェットのエネルギーも最大となり、脱炭反応やスプラッシュ等が発生することになる。
【００１８】
そこで、本発明者等は、浴面での酸素ジェットのエネルギーを低減させることを目的として、ラバールノズルの出口径Ｄｅを最適膨張の範囲よりも極端に大きくさせるため、ラバールノズルの出口径Ｄｅを設計する際、（１）式で定まる設定ノズル背圧Ｐｏを２倍した圧力値を設計の際の設計ノズル背圧Ｐoo（Ｐoo＝２×Ｐｏ）とし、従来の（３）式に変わって下記の（４）式に基づいて出口径Ｄｅを設定した。この場合、スロート径Ｄｔは従来と同一である。
【００１９】
【数５】

【００２０】
そして、この設計思想に基づくラバールノズルを備えた上吹きランスを用いて溶銑の脱燐処理を実施し、溶銑の脱燐挙動を調査した。具体的には、送酸速度Ｆｈとスロート径Ｄｔとから（１）式により設定ノズル背圧Ｐｏを求め、この設定ノズル背圧Ｐｏを２倍した設計ノズル背圧Ｐooと雰囲気圧Ｐｅとスロート径Ｄｔとから、（４）式により出口径Ｄｅを求めた。その際に、定数Ｋを０．１８５〜０．３４２まで種々変化させて出口径Ｄｅを決定した。脱燐処理時のノズル背圧Ｐは、設定ノズル背圧Ｐｏとほぼ同一とした。
【００２１】
これらの脱燐処理において、スラグ中のＴ．Ｆｅ濃度と定数Ｋとの関係を調査した結果を図１に示し、又、脱燐処理後の溶銑中Ｐ濃度と定数Ｋとの関係を調査した結果を図２に示す。図１に示すように、定数Ｋを０．２５９以上、即ち出口径Ｄｅを下記の（２）式の範囲内とした場合には、スラグ中のＴ．Ｆｅ濃度が安定して８．５mass％以上になり、又、図２に示すように、定数Ｋを上記の範囲内とした場合には、脱燐処理後の溶銑中Ｐ濃度が安定して０．０２０mass％以下になるとの知見が得られた。
【００２２】
【数６】

【００２３】
これは、設計ノズル背圧Ｐooを実操業時のノズル背圧Ｐの約２倍とし且つ定数Ｋを０．２５９以上としているので、出口径Ｄｅが理論値に比べて極端に大きくなり、酸素ジェットのラバールノズル内での膨張が過剰となって、酸素ジェットの噴流が減衰し、酸素ジェットの湯面での運動エネルギーが低減したためである。この場合、単位溶銑質量当たりの送酸速度を大きくし過ぎると、このラバールノズルを使用しても溶湯湯面での酸素ジェットの運動エネルギーが小さくならない場合があるので、安定して脱燐反応を促進させるためには、単位溶銑質量当たりの送酸速度を２．０Nm³ ／min. T以下にする必要があることも分かった。
【００２４】
本発明は上記知見に基づきなされたもので、第１の発明による溶銑の脱燐方法は、その先端にラバールノズルが設置された上吹きランスを用い、酸素を供給して溶銑を脱燐処理する際に、この脱燐処理時の送酸速度Ｆ（Nm³ ／hr）から定まるラバールノズル１孔当たりの送酸速度Ｆｈ（Nm³ ／hr）とラバールノズルのスロート径Ｄｔ（mm）とに対して上記の（１）式を満足する設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）を定め、この設定ノズル圧力Ｐｏを２倍した圧力値を設計ノズル背圧Ｐooとし、この設計ノズル背圧Ｐoo（kPa ）と脱燐処理時の雰囲気圧Ｐｅ（kPa ）と前記スロート径Ｄｔ（mm）とから、その定数Ｋを０．２５９〜０．３４２の範囲内とする上記の（４）式により得られる出口径Ｄｅ（mm）を有するラバールノズルを備えた上吹きランスを用い、単位溶銑質量当たりの送酸速度を２．０Nm³／min. T以下とし、且つ、操業時のノズル背圧Ｐを、前記設定ノズル背圧Ｐｏに対する比（Ｐ／Ｐｏ）が０．７〜１．３の範囲内として酸素を供給し、脱燐処理後のスラグのＴ．Ｆｅ濃度を８．５mass％以上に調整することを特徴とし、第２の発明による溶銑の脱燐方法は、第１の発明において、前記上吹きランスが複数個のラバールノズルを有し、その内の一部のラバールノズルが上記（１）式並びに（４）式により定まる出口径Ｄｅを有していることを特徴とするものである。
【００２５】
尚、本発明におけるノズル背圧Ｐ、設定ノズル背圧Ｐｏ、設計ノズル背圧Ｐoo及び雰囲気圧Ｐｅは何れも絶対圧（真空の状態を圧力０とし、それを基準として表示される圧力）で表示した圧力である。
【００２６】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。図３は、本発明で用いるラバールノズルの概略断面図であり、図３に示すように、ラバールノズル２は、その断面が縮小する部分と拡大する部分の２つの円錐体で構成され、縮小部分を絞り部３、拡大部分をスカート部５、絞り部３からスカート部５に遷移する部位である、最も狭くなった部位をスロート４と呼び、１個ないし複数個のラバールノズル２が銅製のランスノズル１に設けられている。そして、ランスノズル１は、円筒状のランス本体（図示せず）の下端に溶接等により接続され、上吹きランス（図示せず）が構成される。ランス本体の内部を通ってきた酸素は、絞り部３、スロート４、スカート部５を順に通って脱燐反応容器内に供給される。図中のＤｔはスロート径、Ｄｅは出口径であり、スカート部５の広がり角度θは通常１５度以下である。
【００２７】
本発明においては、このように構成されるラバールノズル２の形状を脱燐処理に先立ち、以下の手順によって決定する。
【００２８】
先ず、脱燐処理時における上吹きランスからの送酸速度Ｆ（Nm³ ／hr）からラバールノズル２の１孔当たりの送酸速度Ｆｈ（Nm³ ／hr）を求める。具体的には送酸速度Ｆをラバールノズル２の設置個数で除算したものを送酸速度Ｆｈとする。ここで、脱燐処理中に送酸速度Ｆを変化させる場合には、送酸速度Ｆとしてその内の代表値や加重平均値等を用いることとする。このようにして定めた送酸速度Ｆｈ（Nm³ ／hr）とラバールノズル２のスロート径Ｄｔ（mm）とから、前述した（１）式により設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）を定める。ここで、設定ノズル背圧Ｐｏとは、ランス本体内、即ちラバールノズル２の入側の酸素の設定圧力である。この場合、設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）を予め決めておき、送酸速度Ｆｈ（Nm³ ／hr）と設定ノズル背圧Ｐｏ（kPa ）とから、スロート径Ｄｔ（mm）を決めるようにしても良い。
【００２９】
このようにして定めた設定ノズル背圧Ｐｏを２倍した圧力値を設計ノズル背圧Ｐoo（Ｐoo＝２×Ｐｏ）とし、このようにして定めた設計ノズル背圧Ｐoo（kPa ）と、雰囲気圧Ｐｅ（kPa ）と、スロート径Ｄｔ（mm）とを用いて、前述した（２）式により出口径Ｄｅ（mm）を求める。但し、（２）式では出口径Ｄｅの上限値を示していないが、出口径Ｄｅを過度に大きくすると設置する際の占有空間が拡大し、ランスノズル１に所定数のラバールノズル２を設置することが不可能となる場合もあるので、ランスノズル１の大きさとラバールノズル２の設置数とから、出口径Ｄｅの上限値は自ずと限界がある。又、ランスノズル１の設計に当たり、設置するラバールノズル２の孔数やスロート径Ｄｔの寸法等の制約はないが、上吹きランスの送酸圧力等の制約により、必然的に送酸可能な孔数やスロート径Ｄｔは決定されるため、これらを満足する範囲内で設定する必要がある。
【００３０】
次いで、このようにして形状を決定したラバールノズル２を有するランスノズル１を製作し、ランス本体の下端に接続して上吹きランスを構成する。ランスノズル１が複数個のラバールノズル２を有している場合には、その内の一部のラバールノズル２のみを上記のようにして決定した形状としても良い。但し、この場合には、目的とする効果は若干低下する。
【００３１】
この上吹きランスを用いて、高炉で製造された溶銑の脱燐処理を実施する。用いる溶銑としては高炉から出銑されたものであればどのようなものであっても処理することができる。脱燐処理の前に脱硫処理や脱珪処理が施されていても良い。脱珪処理とは、溶銑に酸素やミルスケールを添加し、主として溶銑中のＳｉを除去する処理である。因みに、脱燐処理前の溶銑の主な化学成分は、Ｃ：３．８〜５．０mass％、Ｓｉ：０．２mass％以下、Ｓ：０．０５mass％以下、Ｐ：０．１〜０．２mass％程度である。又、溶銑温度は１２５０〜１３５０℃の範囲であれば問題なく脱燐処理できる。脱燐処理容器としては、転炉、取鍋、及びトーピードカーの何れであっても本発明を実施することができる。
【００３２】
そして、脱燐用フラックスとして生石灰等を溶銑に上置き、若しくは溶銑中にインジェクションしながら、上吹きランスからの単位溶銑質量当たりの送酸速度を２．０Nm³ ／min. T以下として脱燐処理を実施する。この場合、操業時のノズル背圧Ｐを設計ノズル背圧Ｐooと同等にすると、最適膨張となる場合があるので、操業時のノズル背圧Ｐは少なくとも設計ノズル背圧Ｐooよりも小さくする必要があり、更に、噴出流速の制御並びに脱燐処理の効率化の観点からは、操業時のノズル背圧Ｐを設定ノズル背圧Ｐｏと等しくすることが理想的である。しかし、実操業ではノズル背圧Ｐと設定ノズル背圧Ｐｏとを常に一致させることは困難な場合が多い。本発明者等は、設定ノズル背圧Ｐｏに対する操業時の実際のノズル背圧Ｐの比（Ｐ／Ｐｏ）が、０．７〜１．３の範囲であれば、噴出流速の制御並びに脱燐処理の効率化が損なわれないことを確認しており、従って、操業時のノズル背圧Ｐは、比（Ｐ／Ｐｏ）が０．７〜１．３の範囲内となるように制御することが好ましい。
【００３３】
酸素源が気体の酸素のみでは溶銑温度が上昇し過ぎて脱燐反応が阻害される場合もあるので、必要に応じて固体酸素源としてミルスケールや鉄鉱石等を添加する。固体酸素源を添加することにより溶銑温度を低下させることができる。気体酸素源の添加量と固体酸素源の添加量との比は、上吹きランスからの送酸速度が２．０Nm³ ／min. T以下である限り、溶銑中のＳｉ濃度、Ｐ濃度、Ｃ濃度、並びに、炭材等のインジェクション量に応じて適宜変更することができる。又、鉄スクラップを冷却材として添加しても良い。
【００３４】
脱燐用フラックスの投入量は、溶銑中のＳｉ濃度、Ｓ濃度及びＰ濃度に応じて変更することとするが、最大でも溶銑トン当たり４０kg程度であれば十分である。又、脱燐用フラックスの種類として、特にソーダ系や弗化物系の組成を含まなくても良く、生石灰のみでも安定して脱燐することができる。脱燐用フラックスと溶銑と混合させて脱燐反応を促進させるために、溶銑中に撹拌用ガスを吹き込んでも良い。又、ランス高さは特に限定する必要はなく、スラグ量等を勘案して設定すれば良い。
【００３５】
溶銑をこのようにして脱燐処理することにより、高送酸速度の条件下においても、ラバールノズルからの酸素の噴出流速を低下させ、溶銑湯面での酸素ジェットエネルギーを低位に維持することができるので、スラグ中のＴ．Ｆｅが高濃度となり、脱燐反応を効率良く行うことができる。又、溶銑湯面での酸素ジェットエネルギーの低位維持により、脱炭反応が抑制されると共に、鉄飛散やダスト発生を防止することができる。
【００３６】
【実施例】
容量が３００トンで、上吹きランスから酸素を上吹きし、攪拌用ガスを底吹きする上底吹き複合吹錬用転炉内に約３００トンの溶銑を装入して、本発明による溶銑の脱燐処理を実施した。
【００３７】
用いた溶銑は、脱Ｓｉ処理が施された予備処理溶銑であり、操業条件として、ラバールノズルの孔数を４個、５個、６個の３水準、脱燐処理時の送酸速度を１５０００Nm³ ／hr、２５０００Nm³ ／hr、３５０００Nm³ ／hrの３水準、設定ノズル背圧Ｐｏをおよそ３４３kPa （３．５kgf/cm² 相当）の１水準（設計ノズル背圧Ｐooは６８０〜６９０kPa ＝７kgf/cm² 相当）とし、且つ、定数Ｋを０．２５９、０．２８５、０．３４２の３水準として、前述の（４）式によりラバールノズルの出口径Ｄｅを決定した。雰囲気圧Ｐｅは全ての水準で１０１kPa である。
【００３８】
そして、転炉内に脱燐用フラックスとして焼石灰を添加し、スラグを生成させると共に、溶湯の攪拌を目的としてＡｒ又は窒素を底吹ノズルより毎分１０〜３６Nm³ 程度吹き込みながら、操業時のノズル背圧Ｐを設定ノズル背圧Ｐｏと同等に制御して上吹きランスから酸素を供給し、脱燐処理を実施した。
【００３９】
又、比較のために、ラバールノズルの孔数、送酸速度及び設定ノズル背圧Ｐｏは実施例と同一であるが、（４）式における定数Ｋを０．１８５、０．２３５の２水準とした比較例（比較例１〜１４）、並びに、ラバールノズルの孔数及び設定ノズル背圧Ｐｏは実施例と同一であるが、送酸速度を４００００Nm³ ／hrとし、（４）式における定数Ｋを０．１８５、０．２３５、０．２５９、０．２８５、０．３４２の５水準とした比較例（比較例１５〜２９）も実施した。これらの比較例においても生石灰を脱燐用フラックスとして使用し、攪拌を目的としてＡｒ又は窒素を底吹ノズルより毎分１０〜３６Nm³ 程度吹き込みながら、ノズル背圧Ｐを設定ノズル背圧Ｐｏと同等に制御して脱燐処理を実施した。処理中の溶銑温度の調整は鉄スクラップの添加により行い、処理後の溶銑温度を１３００〜１３３０℃に制御した。表１に、実施例及び比較例における溶銑の成分及び温度、並びに、脱燐処理時の操業条件を示す。
【００４０】
【表１】

【００４１】
脱燐処理は、溶銑中のＳｉと反応する酸素分を除外して、脱燐反応のために供給された酸素が溶銑トン当たり１３Nm³ となった時点で終了した。処理終了後、サブランスを転炉内に挿入して溶銑及びスラグから分析試料を採取し、溶銑中のＰ濃度及びスラグ中のＴ．Ｆｅ濃度を分析した。これらの分析値から脱燐反応の良否を判定した。評価基準として、処理後の溶銑中のＰ濃度が０．０２０mass％以下になることとした。
【００４２】
表２及び表３に、実施例及び比較例におけるラバールノズルの形状、操業条件、及び試験結果を示す。
【００４３】
【表２】

【００４４】
【表３】

【００４５】
表２及び表３から明らかなように、本発明の実施例ではスラグ中のＴ．Ｆｅ濃度は安定して８．５mass％以上になり、そして、脱燐処理後の溶銑中Ｐ濃度は安定して０．０２０mass％以下になった。これに対して、定数Ｋを０．２５９未満とした以外は実施例と同一条件である比較例１〜１４では、スラグ中のＴ．Ｆｅ濃度は最大でも８mass％程度であり、処理後の溶銑中Ｐ濃度は０．０２０mass％を越えていた。又、送酸速度が２．０Nm³ ／min. Tを越えた比較例１５〜２９では、定数Ｋを０．２５９〜０．３４２としても処理後の溶銑中Ｐ濃度は０．０２０mass％を越えており、Ｐ濃度≦０．０２０mass％の目標を達成することができなかった。
【００４６】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、高送酸速度の条件下においても、上吹きランスから供給する酸素の噴出流速を低下させ、溶銑湯面での酸素ジェットエネルギーを低位に維持することができるので、スラグ中のＴ．Ｆｅが高濃度となり、脱燐反応を短時間で効率良く行うことが可能となる。又、溶銑湯面での酸素ジェットエネルギーの低位維持により、脱炭反応が抑制されると共に鉄飛散やダスト発生を防止することができ、操業の安定化が達成され、工業上極めて有益な効果がもたらされる。
【図面の簡単な説明】
【図１】スラグ中のＴ．Ｆｅ濃度と定数Ｋとの関係を調査した結果を示す図である。
【図２】脱燐処理後の溶銑中Ｐ濃度と定数Ｋとの関係を調査した結果を示す図である。
【図３】本発明で用いたラバールノズルの概略断面図である。
【符号の説明】
１ランスノズル
２ラバールノズル
３絞り部
４スロート
５スカート部[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a hot metal dephosphorization method. The present invention relates to a dephosphorization method capable of maintaining a high Fe concentration and promoting a dephosphorization reaction. T. Fe is the total iron content of all iron oxides (FeO and Fe ₂ O ₃ ) in the slag.
[0002]
[Prior art]
The hot metal discharged from the blast furnace is subjected to desulfurization treatment, desiliconization treatment and dephosphorization treatment called hot metal pretreatment before being refined in the converter. Initially, these preliminary treatments were carried out for steels that require low phosphation and low sulfidation from the standpoint of steel quality, but in recent years, problems with the treatment of converter slag, reduction of Mn ore in the converter As a result of the cost reduction effect due to the improvement of the productivity of the converter and the cost reduction effect due to the improvement of the productivity of the converter, the steelmaking integrated steelworks equipped with the blast furnace and the converter have not only reduced phosphorous and reduced sulfidation, but also the total steelmaking process. As a means of reducing costs, desulfurization treatment and dephosphorization treatment have been performed on almost all the hot metal produced.
[0003]
Of these, the dephosphorization treatment is usually performed as follows. (1); a method of injecting dephosphorization flux (iron oxide, quicklime, etc.) into hot metal in a torpedo car, (2); a method of injecting or spraying dephosphorization flux into hot metal in a ladle, (3); a method of performing dephosphorization treatment in one converter using two converters and decarburizing and refining in the other converter (for example, JP-A-63-195210), (4); A method in which a dephosphorization step and a decarburization step are successively performed using one converter (for example, Japanese Patent Laid-Open No. 5-247511) is used.
[0004]
In the above methods (1) and (2), T.W. Since slag having a low Fe concentration and a high basicity (CaO / SiO ₂ ) is used, there is an advantage that dephosphorization and desulfurization proceed simultaneously. In the method (3), oxygen can be used as an oxidizing agent, and iron scrap can be used for temperature control during the dephosphorization process. Therefore, there is an advantage that productivity is improved. Furthermore, since the method (4) performs dephosphorization treatment and decarburization refining in the same converter, there is an advantage that energy loss can be reduced in addition to the advantage of the method (3). When the converter-type container is used as in the methods (3) and (4), the amount of oxygen supplied per unit time (referred to as “acid feed rate”) is increased because the free board is high. There is an advantage that the dephosphorization rate can be improved.
[0005]
In particular, in the methods (3) and (4), oxygen is supplied from a divergent nozzle called a Laval nozzle installed at the tip of the top blowing lance. In this case, in order not to lower the reaction efficiency, The divergent shape of the Laval nozzle is designed so that oxygen is optimally expanded and supersonic, and oxygen is supplied into the converter as a supersonic or subsonic jet.
[0006]
[Problems to be solved by the invention]
However, when top blown oxygen is used in the methods (1) and (2) above, decarburization proceeds excessively depending on the conditions of the acid feed rate and top blow lance, and the carbon content in the hot metal decreases. Therefore, there is a problem that the heat margin in the converter refining in the next process is lost and the productivity is lowered.
[0007]
In the methods (3) and (4) above, if the acid feed rate from the top blowing lance is excessive, the decarburization reaction proceeds preferentially even during the dephosphorization treatment, and the next step There is a problem that there is no heat margin in the decarburization process and productivity is lowered. Furthermore, in order to obtain high productivity, when using a Laval nozzle that is optimally expanded at a high acid feed rate and is supersonic, and processed at a high acid feed rate commensurate with this Laval nozzle, Since the jet speed of the supplied oxygen jet increases and the jet flow velocity reaching the molten metal surface increases, the turbulence of the molten metal surface intensifies. This turbulence of the molten metal surface causes severe molten metal splashes such as spitting and splash, and increases adhesion of metal to parts such as the furnace port, hood, top blowing lance, and exhaust gas equipment, adversely affecting operations. Productivity deteriorates due to a decrease in iron yield. In addition, the generation of iron dust due to scattering is significantly increased, and the yield of iron is reduced from the viewpoint of dust generation.
[0008]
In decarburization blowing using a converter, in order to suppress similar deterioration of operating conditions, while optimizing the hard surface of the top blowing lance shape such as the hole diameter and inclination of the Laval nozzle, the tip of the top blowing lance and the bath Although measures have been proposed to control operating conditions such as the distance to the surface (hereinafter referred to as “lance height”) and the acid feed rate, no measures have been proposed for dephosphorization treatment.
[0009]
The present invention has been made in view of the above circumstances, and the object thereof is that even when oxygen is supplied using an upper blowing lance, no spattering or splashing of molten metal occurs, and the decarburization reaction. It is an object of the present invention to provide a dephosphorization method capable of promoting the dephosphorylation reaction without promoting the heat treatment and dephosphorizing the hot metal in a short time with high efficiency.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above-mentioned problems, the present inventors have conducted intensive research focusing on the design conditions of the Laval nozzle. As a result, by using a Laval nozzle having an outlet diameter De that is extremely larger than the outlet diameter De calculated on the basis of design conditions such that the oxygen blown out is optimally expanded and supersonic speed is achieved, the above problem is solved. The knowledge that it can be solved was obtained. Hereinafter, the examination results will be described.
[0011]
In the dephosphorization treatment of hot metal, in order to promote the dephosphorization reaction, T. It is necessary to rapidly increase the Fe concentration and maintain it at a high level. Further, in order to suppress the decarburization reaction and reduce iron scattering and dust generation, it is necessary to reduce the dynamic pressure of the oxygen jet blown from the top blowing lance on the molten metal surface. In order to satisfy these requirements, it is effective to reduce the jet speed of the oxygen jet supplied from the top blowing lance, so-called soft blow.
[0012]
The dynamic pressure of the oxygen jet on the surface of the molten metal can be lowered by changing the acid feed rate or the lance height. If the oxygen delivery rate is reduced, the jet speed of the oxygen jet will be reduced and the dynamic pressure of the oxygen jet on the surface of the molten metal will be reduced. A dephosphorization process cannot be achieved. Further, if the lance height is increased, the oxygen jet decay time becomes longer and the dynamic pressure of the oxygen jet on the surface of the molten metal decreases to some extent, but the effect is small unless the lance height is extremely increased. When the lance height is extremely increased, oxygen reaching the molten metal surface is reduced and the dephosphorization time is extended.
[0013]
In this way, the T.I. In order to increase the Fe concentration rapidly and maintain it at a high level for efficient dephosphorization, it is necessary to reduce the dynamic pressure of the oxygen jet on the surface of the molten metal while maintaining a high acid feed rate.
[0014]
Usually, the design of the Laval nozzle, from the oxygen-flow-rate F (Nm ³ / hr) obtained from the Laval nozzle 1 per hole oxygen-flow-rate Fh (Nm ³ / hr) and the throat diameter Dt (mm), the following equation (1) Is used to determine the set nozzle back pressure Po (kPa), the set nozzle back pressure Po (kPa), the atmospheric pressure Pe (kPa) and the throat diameter Dt (mm) are used. This is done by determining the diameter De (mm). Here, the atmospheric pressure Pe is an atmospheric pressure outside the Laval nozzle, in other words, a gas atmospheric pressure in a processing vessel such as a converter. In the equation (3), K is a constant.
[0015]
[Equation 3]

[0016]
[Expression 4]

[0017]
At this time, the constant K in the equation (3) is theoretically 0.259, but the ratio (F / Po) between the acid feed rate F and the set nozzle back pressure Po is constantly maintained in actual operation. In many cases, the operation is usually performed by controlling the ratio (F / Po) so that the constant K is in the range of 0.24 to 0.28. In the Laval nozzle in which the outlet diameter De is determined by setting the constant K to 0.24 to 0.28, the oxygen jet expands almost optimally, and the energy of the oxygen jet itself is maximized. Therefore, the energy of the oxygen jet that reaches the bath surface is also maximized, and decarburization reaction, splash, and the like occur.
[0018]
Accordingly, the inventors of the present invention design the outlet diameter De of the Laval nozzle in order to make the outlet diameter De of the Laval nozzle extremely larger than the range of optimum expansion for the purpose of reducing the energy of the oxygen jet on the bath surface. At this time, the design nozzle back pressure Poo (Poo = 2 × Po) at the time of design is set to a pressure value obtained by doubling the set nozzle back pressure Po determined by the expression (1), and the following ( 4) The outlet diameter De was set based on the equation. In this case, the throat diameter Dt is the same as the conventional one.
[0019]
[Equation 5]

[0020]
And the hot metal dephosphorization process was implemented using the top blowing lance provided with the Laval nozzle based on this design concept, and the dephosphorization behavior of the hot metal was investigated. Specifically, the set nozzle back pressure Po is obtained from the acid feed speed Fh and the throat diameter Dt by the equation (1), and the design nozzle back pressure Poo, the atmospheric pressure Pe, and the throat diameter obtained by doubling the set nozzle back pressure Po. From Dt, the outlet diameter De was determined by the equation (4). At that time, the outlet diameter De was determined by variously changing the constant K from 0.185 to 0.342. The nozzle back pressure P during the dephosphorization process was set to be substantially the same as the set nozzle back pressure Po.
[0021]
In these dephosphorization treatments, T. The result of investigating the relationship between Fe concentration and constant K is shown in FIG. 1, and the result of investigating the relationship between P concentration in hot metal after dephosphorization and constant K is shown in FIG. As shown in FIG. 1, when the constant K is 0.259 or more, that is, the outlet diameter De is within the range of the following equation (2), the T.V. As shown in FIG. 2, when the constant K is within the above range, the P concentration in the hot metal after the dephosphorization treatment is stably 0. The knowledge that it became 0.020 mass% or less was obtained.
[0022]
[Formula 6]

[0023]
This is because the design nozzle back pressure Poo is about twice the nozzle back pressure P in actual operation and the constant K is 0.259 or more, so the outlet diameter De becomes extremely larger than the theoretical value, and the oxygen jet This is because the expansion in the Laval nozzle becomes excessive, the jet of the oxygen jet is attenuated, and the kinetic energy of the oxygen jet on the molten metal surface is reduced. In this case, if the acid feed rate per unit hot metal mass is increased too much, the kinetic energy of the oxygen jet on the surface of the molten metal may not be reduced even if this Laval nozzle is used. In order to achieve this, it has also been found that the acid feed rate per unit hot metal mass must be 2.0 Nm ³ /min.T or less.
[0024]
The present invention has been made on the basis of the above knowledge, and the hot metal dephosphorization method according to the first aspect of the present invention uses an upper blowing lance having a Laval nozzle at the tip thereof to supply oxygen and dephosphorize the hot metal. In addition, the acid feed rate Fh (Nm ³ / hr) per hole of the Laval nozzle determined from the acid feed rate F (Nm ³ / hr) during the dephosphorization treatment and the throat diameter Dt (mm) of the Laval nozzle are as described above. A set nozzle back pressure Po (kPa) satisfying the equation (1) is determined, and a pressure value obtained by doubling the set nozzle pressure Po is set as a design nozzle back pressure Poo. The outlet diameter De (mm) obtained from the above equation (4) with the constant K in the range of 0.259 to 0.342 from the atmospheric pressure Pe (kPa) and the throat diameter Dt (mm). Using a top blowing lance with a Laval nozzle with Position to the oxygen-flow-rate per hot metal mass and less 2.0Nm ³ / min. T, and the nozzle back pressure P at the time of operation, the ratio with respect to the set nozzle back pressure Po (P / Po) is 0.7 to 1 oxygen is supplied to within the range of .3, T. slag after dephosphorization Fe concentration is adjusted to 8.5 mass% or more, and the hot metal dephosphorization method according to the second invention is characterized in that, in the first invention, the upper blowing lance has a plurality of Laval nozzles, Some of the Laval nozzles have an exit diameter De determined by the above formulas (1) and (4) .
[0025]
The nozzle back pressure P, the set nozzle back pressure Po, the design nozzle back pressure Poo, and the atmospheric pressure Pe in the present invention are all expressed as absolute pressures (pressures displayed with a vacuum of 0 as a reference). Pressure.
[0026]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 3 is a schematic cross-sectional view of a Laval nozzle used in the present invention. As shown in FIG. 3, the Laval nozzle 2 is composed of two cones, a portion where the cross-section is reduced and a portion where the cross-section is enlarged. Part 3, the enlarged part is the skirt part 5, and the narrowest part, which is the part that transitions from the throttle part 3 to the skirt part 5, is called the throat 4. One or more Laval nozzles 2 are replaced with the copper lance nozzle 1. Is provided. And the lance nozzle 1 is connected to the lower end of a cylindrical lance main body (not shown) by welding etc., and an upper blowing lance (not shown) is comprised. Oxygen that has passed through the inside of the lance main body is supplied into the dephosphorization reaction vessel through the throttle portion 3, the throat 4 and the skirt portion 5 in this order. In the figure, Dt is the throat diameter, De is the exit diameter, and the spread angle θ of the skirt portion 5 is usually 15 degrees or less.
[0027]
In the present invention, the shape of the Laval nozzle 2 configured as described above is determined by the following procedure prior to the dephosphorization process.
[0028]
First, the acid feed rate Fh (Nm ³ / hr) per hole of the Laval nozzle 2 is determined from the acid feed rate F (Nm ³ / hr) from the top blowing lance during the dephosphorization process. Specifically, the acid feed rate F is obtained by dividing the acid feed rate F by the number of installed Laval nozzles 2. Here, when the acid feed rate F is changed during the dephosphorization treatment, a representative value, a weighted average value, or the like is used as the acid feed rate F. The set nozzle back pressure Po (kPa) is determined by the above-described equation (1) from the acid feed rate Fh (Nm ³ / hr) thus determined and the throat diameter Dt (mm) of the Laval nozzle 2. Here, the set nozzle back pressure Po is a set pressure of oxygen in the lance body, that is, on the inlet side of the Laval nozzle 2. In this case, the set nozzle back pressure Po (kPa) is determined in advance, and the throat diameter Dt (mm) is determined from the acid feed rate Fh (Nm ³ / hr) and the set nozzle back pressure Po (kPa). Also good.
[0029]
The pressure value obtained by doubling the set nozzle back pressure Po determined in this way is set as the design nozzle back pressure Poo (Poo = 2 × Po). The design nozzle back pressure Poo (kPa) thus determined and the atmospheric pressure Using Pe (kPa) and the throat diameter Dt (mm), the outlet diameter De (mm) is obtained by the above-described equation (2). However, although the upper limit value of the outlet diameter De is not shown in the expression (2), if the outlet diameter De is excessively increased, the occupied space for installation is expanded, and a predetermined number of Laval nozzles 2 are installed in the lance nozzle 1. Therefore, the upper limit value of the outlet diameter De is naturally limited based on the size of the lance nozzle 1 and the number of installed Laval nozzles 2. In designing the lance nozzle 1, there are no restrictions on the number of holes of the Laval nozzle 2 to be installed or the size of the throat diameter Dt. Since the throat diameter Dt is determined, it must be set within a range satisfying these.
[0030]
Next, the lance nozzle 1 having the Laval nozzle 2 whose shape is determined in this way is manufactured and connected to the lower end of the lance body to constitute the upper blowing lance. When the lance nozzle 1 has a plurality of Laval nozzles 2, only some of the Laval nozzles 2 may have a shape determined as described above. However, in this case, the intended effect is slightly reduced.
[0031]
Using this top blowing lance, dephosphorization of hot metal produced in a blast furnace is performed. As the hot metal to be used, any hot metal discharged from the blast furnace can be processed. A desulfurization process or a desiliconization process may be performed before the dephosphorization process. The desiliconization process is a process in which oxygen or mill scale is added to the hot metal to mainly remove Si in the hot metal. Incidentally, the main chemical components of the hot metal before the dephosphorization treatment are: C: 3.8 to 5.0 mass%, Si: 0.2 mass% or less, S: 0.05 mass% or less, P: 0.1 to 0.00. It is about 2 mass%. In addition, if the hot metal temperature is in the range of 1250 to 1350 ° C., dephosphorization can be performed without any problem. The present invention can be carried out with any of the converter, ladle and torpedo car as the dephosphorization container.
[0032]
Then, dephosphorization treatment is performed by setting quick lime as a flux for dephosphorization on the hot metal, or by injecting it into the hot metal, so that the acid feed rate per unit hot metal mass from the top lance is 2.0 Nm ³ / min. To implement. In this case, if the nozzle back pressure P during operation is made equal to the design nozzle back pressure Poo, there is a case where optimal expansion may occur. Therefore, the nozzle back pressure P during operation needs to be at least smaller than the design nozzle back pressure Poo. In addition, from the viewpoint of controlling the ejection flow rate and improving the efficiency of the dephosphorization process, it is ideal to make the nozzle back pressure P during operation equal to the set nozzle back pressure Po. However, in actual operation, it is often difficult to always match the nozzle back pressure P and the set nozzle back pressure Po. If the ratio (P / Po) of the actual nozzle back pressure P during operation to the set nozzle back pressure Po is in the range of 0.7 to 1.3, the present inventors will control the ejection flow rate and dephosphorize. It has been confirmed that the efficiency of processing is not impaired, and therefore the nozzle back pressure P during operation should be controlled so that the ratio (P / Po) is within the range of 0.7 to 1.3. Is preferred.
[0033]
If the oxygen source is only gaseous oxygen, the hot metal temperature will rise too much and the dephosphorization reaction may be inhibited. Therefore, mill scale, iron ore, etc. are added as a solid oxygen source as necessary. The hot metal temperature can be lowered by adding a solid oxygen source. The ratio of the addition amount of the gaseous oxygen source and the addition amount of the solid oxygen source is such that the acid concentration rate from the top lance is 2.0 Nm ³ / min. The concentration can be changed as appropriate according to the injection amount of the carbonaceous material and the like. Further, iron scrap may be added as a coolant.
[0034]
The amount of flux for dephosphorization is changed according to the Si concentration, S concentration, and P concentration in the hot metal, but it is sufficient if it is about 40 kg per ton of hot metal. In addition, the type of dephosphorization flux does not need to include a soda-based or fluoride-based composition, and even quick lime alone can be stably dephosphorized. In order to promote the dephosphorization reaction by mixing the dephosphorization flux and the hot metal, a stirring gas may be blown into the hot metal. The lance height is not particularly limited, and may be set in consideration of the slag amount and the like.
[0035]
By dephosphorizing the hot metal in this way, the oxygen jet flow rate from the Laval nozzle can be lowered and the oxygen jet energy on the hot metal surface can be maintained at a low level even under conditions of a high acid feed rate. So T. in the slag. Fe becomes a high concentration and the dephosphorization reaction can be performed efficiently. Further, by maintaining the oxygen jet energy at a low level on the molten metal surface, the decarburization reaction is suppressed, and iron scattering and dust generation can be prevented.
[0036]
【Example】
About 300 tons of hot metal was introduced into an upper bottom blown combined blow smelting converter having a capacity of 300 tons, oxygen blown from an upper blow lance, and bottom blowing of stirring gas. A dephosphorization treatment was performed.
[0037]
The hot metal used was pre-treated hot metal that had been subjected to de-Si treatment, and the operating conditions were three levels of four, five, and six Laval nozzles, and the acid feed rate during dephosphorization was 15000 Nm ^3. / Hr, 3 levels of 25000 Nm ³ / hr, 35000 Nm ³ / hr, 1 level of set nozzle back pressure Po of approximately 343 kPa (equivalent to 3.5 kgf / cm ² ) (design nozzle back pressure Poo is 680 to 690 kPa = 7 kgf / cm ² ), and the constant K is set to three levels of 0.259, 0.285, and 0.342, and the outlet diameter De of the Laval nozzle is determined by the above-described equation (4). The atmospheric pressure Pe is 101 kPa at all levels.
[0038]
And calcined lime is added to the converter as a dephosphorization flux to generate slag, and for the purpose of stirring the molten metal, Ar or nitrogen is blown from the bottom blowing nozzle at about 10 to 36 Nm ³ per minute while operating. The nozzle back pressure P was controlled to be equal to the set nozzle back pressure Po, oxygen was supplied from the top blowing lance, and dephosphorization was performed.
[0039]
For comparison, the number of holes in the Laval nozzle, the acid feed rate, and the set nozzle back pressure Po are the same as those in the example, but the constant K in the equation (4) is set to two levels of 0.185 and 0.235. The comparative example (Comparative Examples 1 to 14), the number of holes of the Laval nozzle and the set nozzle back pressure Po were the same as in the example, but the acid feed rate was 40000 Nm ³ / hr, and the constant K in equation (4) was 0. Comparative examples (Comparative Examples 15 to 29) having five levels of 185, 0.235, 0.259, 0.285, and 0.342 were also carried out. Also in these comparative examples, quick lime is used as a dephosphorization flux, and the nozzle back pressure P is equal to the set nozzle back pressure Po while Ar or nitrogen is blown from the bottom blowing nozzle at about 10 to 36 Nm ³ per minute for the purpose of stirring. The dephosphorization treatment was carried out under control. The hot metal temperature during the treatment was adjusted by adding iron scrap, and the hot metal temperature after the treatment was controlled to 1300 to 1330 ° C. Table 1 shows the hot metal components and temperatures in the examples and comparative examples, and the operating conditions during the dephosphorization treatment.
[0040]
[Table 1]

[0041]
The dephosphorization process was terminated when the oxygen supplied for the dephosphorization reaction became 13 Nm ³ per ton of hot metal, excluding the oxygen component that reacted with Si in the hot metal. After completion of the treatment, the lance was inserted into the converter, and an analytical sample was collected from the hot metal and slag. The P concentration in the hot metal and the T. The Fe concentration was analyzed. The quality of the dephosphorization reaction was judged from these analytical values. As an evaluation standard, the P concentration in the hot metal after the treatment was set to 0.020 mass% or less.
[0042]
Tables 2 and 3 show the shapes of Laval nozzles, operating conditions, and test results in Examples and Comparative Examples.
[0043]
[Table 2]

[0044]
[Table 3]

[0045]
As apparent from Tables 2 and 3, in the examples of the present invention, the T.V. The Fe concentration was stably 8.5 mass% or more, and the P concentration in the hot metal after the dephosphorization treatment was stably 0.020 mass% or less. On the other hand, in Comparative Examples 1-14 which are the same conditions as an Example except having made constant K less than 0.259, T. in the slag. The Fe concentration was about 8 mass% at the maximum, and the P concentration in the hot metal after the treatment exceeded 0.020 mass%. Further, in Comparative Examples 15 to 29 in which the acid feed rate exceeded 2.0 Nm ³ /min.T, the P concentration in the hot metal after the treatment exceeded 0.020 mass% even when the constant K was set to 0.259 to 0.342. And the target of P concentration ≦ 0.020 mass% could not be achieved.
[0046]
【The invention's effect】
As described above, according to the present invention, the oxygen jet energy supplied from the top blowing lance is reduced and the oxygen jet energy on the molten metal surface is maintained at a low level even under conditions of a high acid feed rate. In the slag. Fe becomes a high concentration, and the dephosphorization reaction can be performed efficiently in a short time. Also, by maintaining the low level of oxygen jet energy on the hot metal surface, decarburization reaction can be suppressed and iron scattering and dust generation can be prevented. Brought about.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 shows T.V. It is a figure which shows the result of having investigated the relationship between Fe density | concentration and the constant K. FIG.
FIG. 2 is a diagram showing the results of investigating the relationship between the P concentration in hot metal after dephosphorization treatment and a constant K.
FIG. 3 is a schematic sectional view of a Laval nozzle used in the present invention.
[Explanation of symbols]
1 Lance nozzle 2 Laval nozzle 3 Throttle part 4 Throat 5 Skirt part

Claims

When using a top lance with a Laval nozzle installed at its tip and supplying oxygen to dephosphorize the hot metal, per Laval nozzle per hole determined by the acid feed rate F (Nm ³ / hr) during this dephosphorization process The set nozzle back pressure Po (kPa) satisfying the following equation (1) is determined for the acid feed rate Fh (Nm ³ / hr) and the throat diameter Dt (mm) of the Laval nozzle. The doubled pressure value is set as the design nozzle back pressure Poo, and the constant K is set to 0 from the design nozzle back pressure Poo (kPa), the atmospheric pressure Pe (kPa) during the dephosphorization process, and the throat diameter Dt (mm). Using an upper blowing lance equipped with a Laval nozzle having an outlet diameter De (mm) obtained by the following equation (4) within the range of 259 to 0.342, the acid feed rate per unit hot metal mass is 2.0 Nm ³ / min. to below as T, and, during operation nozzle The back pressure P, the ratio set nozzle back pressure Po (P / Po) supplies oxygen to the range of 0.7 to 1.3, T. slag after dephosphorization A hot metal dephosphorization method, wherein the Fe concentration is adjusted to 8.5 mass% or more .

The upper blow lance has a plurality of Laval nozzles, and some of the Laval nozzles have an outlet diameter De determined by the equations (1) and (4). The hot metal dephosphorization method as described.