JP3733790B2

JP3733790B2 - Top spray lance for hot metal dephosphorization and hot metal dephosphorization method

Info

Publication number: JP3733790B2
Application number: JP18825099A
Authority: JP
Inventors: 政樹宮田
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1999-07-01
Filing date: 1999-07-01
Publication date: 2006-01-11
Anticipated expiration: 2019-07-01
Also published as: JP2001011524A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶銑脱りん処理において、溶銑浴の表面に酸素ガスを吹き付けるために使用する溶銑脱りん用上吹きランス、およびそのランスを用いて行う溶銑脱りん方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
溶銑脱りん処理において、溶銑浴の表面に酸素ガスを吹き付けるための上吹きランスは以下の役割を果たすことが要求される。すなわち、送酸速度を低減して吹錬時間を延長することなく、
（イ）スピッティングの発生を抑制すること、
（ロ）溶銑中の鉄分を溶銑中の炭素より極力優先して酸化し、スラグ中の酸化鉄濃度を高値に維持して脱りん効率を向上させること、
である。
【０００３】
これらの要求に応える一つの手段として、酸素ガスジェットの浴面への衝突エネルギーを分散させることがあげられる。そのために開発されたのが多孔ランスであり、現在はこの多孔ランスの使用が主流となっている。
【０００４】
通常の多孔ランスは、ランスの先端面のランス軸線（ランスの中心軸）を中心とする同一円周上に、ランス軸線に対して一定の傾斜角度を有する複数のノズル（ランスの先端面に開口する気流の噴出孔）が配設されたものである。孔数が多いほど酸素ガスジェットの衝突エネルギーを分散させる効果が大きく、４孔から８孔のランスを用いるのが一般的である。
【０００５】
しかしながら、この通常の多孔ランスを使用すると、各ノズルから噴出する酸素ガスジェットが互いに干渉し合うことがあり、その干渉挙動によっては、多孔化によって生じる上記の衝突エネルギーの分散効果が有効に発揮されない場合がある。
【０００６】
例えば、前記通常の多孔ランスを用いた場合、各ノズルから噴出する酸素ガスジェットの浴面への衝突により形成されるキャビティ（浴面の凹み）が重なり、その重なり面積率がある一定値を超えると、酸素ガスジェットの吹き付けにより地金が浴から飛び出すスピッティング現象が激しくなって、スピッティング量が著しく増加する。
【０００７】
このような問題を解決する手段として、特開昭６０−１６５３１３号公報には、ラバールノズルにより形成されたキャビティの直径Ｄとそのキャビティに隣接するキャビティとの重なりｄ（二つのキャビティの中心を結んだ直線上における重なり部分の距離ｄ）の比で表されるオーバーラップ率γ（＝ｄ／Ｄ）を指標として、ノズル傾斜角度を大きくし、キャビティの重複を小さくする方法が提案されている。
【０００８】
しかしながら、上述のごとく改良した多孔ランスであっても、ノズル傾斜角度を大きくし過ぎると酸素ガスジェットが炉壁に衝突し、炉壁耐火物の溶損増加を招く。また、ラバールノズルを溶銑脱りん処理に使用する場合、他の条件（酸素流量、ランスの先端と浴面間の距離等）が同じであれば、ストレートノズルに比べて酸素ガスジェットの浴面への衝突エネルギーが大きく、スピッティング量や脱炭量が多くなるという問題がある。
【０００９】
さらに、転炉吹錬時のスピッティングやダストの発生を抑制すべく、酸素ガスジェットを円周方向および半径方向に平滑化することを目的としたランスが特開平９−２５６０２２号公報で提案されている。ここでは、ランス軸線を中心にして複数の同心円周上にそれぞれ環状のガス噴出ノズルを配設し、半径方向に互いに隣り合う環状ノズルの軸心面がなす角度θを１０°以上３０°以下とすることにより、噴出する酸素ガスジェットの幾何学的な重なりが抑制されて、酸素ガスジェットの速度分布を平滑化できるとしている。
【００１０】
しかし、このランスは構造が複雑なため、ランスの先端に冷却水を十分供給できず、ランス寿命が短いという問題がある。
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、溶銑脱りん工程において、酸素ガスジェットの溶銑浴表面への衝突エネルギーを極力小さくすること等により、以下の（イ）および（ロ）を実現できる上吹きランス、およびそのランスを用いて行う溶銑脱りん方法を提供することを課題としてなされたものである。
【００１２】
（イ）スピッティングの発生を抑制する。
【００１３】
（ロ）溶銑中の鉄分を溶銑中の炭素より極力優先して酸化し、スラグ中の酸化鉄濃度を高値に維持することにより脱りん効率を向上させる。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
本発明の要旨は、下記（１）に示す上吹きランス、および（２）に示すそのランスを用いて行う溶銑脱りん方法にある。
【００１５】
（１）溶銑浴の表面に酸素ガスを吹き付けるために用いる上吹きランスであって、ランスの先端部にランスの中心軸との間の傾斜角度（θ）およびノズル径（ｄ）の異なる二種類のストレートノズルが円周方向に交互にそれぞれ３個または４個配置され、傾斜角度の小さい方が小径ノズル、傾斜角度の大きい方が大径ノズルであり、小径ノズルの径ｄ₁に対する大径ノズルの径ｄ₂の比（ｄ₂／ｄ₁）が１．１を超え２．０未満であり、かつ大径ノズルの傾斜角度θ₂に対する小径ノズルの傾斜角度θ₁の比（θ₁／θ₂）が０．２を超え０．８未満で、大径ノズルの傾斜角度θ₂ が１０゜を超え３０゜未満であることにより酸素ガスジェットの速度分布が平滑化された溶銑脱りん用上吹きランス。
【００１６】
（２）上底吹き転炉に脱硫溶銑を装入し、上記（１）に記載の上吹きランスを用いて送酸しつつ吹錬する溶銑脱りん方法。
【００１７】
本発明者らは、上述した課題を解決するため、様々な形状のランスを使用して検討した結果、以下の知見を得た。
【００１８】
（１）酸素ガスジェットの溶銑浴表面近傍での速度がランスの直下付近で最大値をとり、その点から半径方向への距離の増加に伴う酸素ガスジェット速度の低下率がある値より大きい場合（すなわち、浴面の凹みの形状が、半径方向に狭く、鉛直方向に深い場合）には、上述の（イ）および（ロ）のいずれも満足できない。
【００１９】
（２）逆に、ランスの直下から半径方向への距離の増加に伴う酸素ガスジェットの速度の低下率がある値より小さい場合（酸素ガスジェットの速度分布がある程度以上に平滑化された場合）には、上述の（イ）および（ロ）を満たすことができる。
【００２０】
（３）円周方向に交互にそれぞれ複数個配置された傾斜角度の異なる二種類のノズルを先端部に有する多孔ランス（千鳥ランス）において、傾斜角度の大きい方のノズル径を傾斜角度の小さい方のノズル径に対し１．１倍を超え２倍未満にすることにより、傾斜角度の大きい大径ノズルから噴出する酸素ガスジェットを傾斜角度の小さい方の小径ノズルから噴出する酸素ガスジェットより強くすることができる。この多孔ランス（異径千鳥ランス）を用いることにより同一径のノズルを有する通常の多孔ランスや上記の千鳥ランスを用いる場合に比べて酸素ガスジェットの速度分布を平滑化できる。
【００２１】
（４）前記の（３）において、小径ノズルの傾斜角度を大径ノズルの傾斜角度の０．２を超え０．８倍未満にすることにより、酸素ガスジェットの速度分布を一層平滑化できる。
【００２２】
（５）同一条件下（酸素流量や、ランスと浴面間の距離等が同一）では、酸素ガス流速を高めるための絞り部を有するラバールノズルよりストレートノズルの方が、酸素ガスジェットの浴面への衝突エネルギーを小さくできる。
【００２３】
上記本発明はこれらの知見に基づきなされたものである。
【００２４】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の溶銑脱りん用上吹きランス、およびそのランスを用いて行う溶銑脱りん方法について詳細に説明する。
【００２５】
図１は、本発明の上吹きランスの先端部の構造の一例を示す概略説明図で、（ａ）は縦断面図、（ｂ）は下方から視た平面図である。
【００２６】
図示するように、本発明の上吹きランス４においては、その先端部に、ランスの中心軸との間の傾斜角度（θ）の異なる二種類のストレートノズル、すなわち小径ノズル１と大径ノズル２が円周方向に交互に配置されている。小径ノズル１の径ｄ₁ に対する大径ノズル２の径ｄ₂ の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）は１．１を超え２．０未満であり、大径ノズル２の傾斜角度θ₂ に対する小径ノズル１の傾斜角度θ₁ の比（θ₁ ／θ₂ ）が０．２を超え０．８未満であり、しかも大径ノズル２の傾斜角度θ₂ が１０°を超え３０°未満である。
【００２７】
ノズルの数は、図示した例では小径ノズル３孔、大径ノズル３孔の合計６孔であるが、これに限らず、それぞれ複数孔、例えば、８孔またはそれ以上であってもよい。
【００２８】
本発明の上吹きランスにおいて、ラバールノズルではなくストレートノズルを用いるのは、ラバールノズルの場合、超音速コア部が存在することに起因して、スピッティング量が増大するからである。
【００２９】
ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を１．１を超え２．０未満とするのは、後述する実施例に示すように、ｄ₂ ／ｄ₁ がこの範囲内であれば、スピッティング量が減少し、スラグ中の酸化鉄濃度が高く、脱りん効率が向上するからである。
【００３０】
ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）を０．２を超え０．８未満とするのは、θ₁ ／θ₂ が０．２以下になると、小径ノズル１から噴出された酸素ガスジェットの速度ピーク（速度分布が最大値を示す部分）の衝突により浴面に形成されるキャビティと大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットの速度ピークの衝突により同様に形成されるキャビティとが互いに離れて別々に生じるため、酸素ガスジェットの速度分布を平滑化することができず、一方、θ₁ ／θ₂ が０．８以上になると、小径ノズル１から噴出された酸素ガスジェットと大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットとが合体して、大きな速度ピークを持ってしまい、やはり酸素ガスジェットの速度分布を平滑化できず、いずれの場合も、スピッティング量が増大し、脱りん効率が低下するからである。
【００３１】
また、大径ノズル２の傾斜角度θ₂ を１０°を超え３０°未満とするのは、傾斜角度θ₂ が１０°以下では、酸素ガスジェットの鉛直方向へのエネルギーが大き過ぎてジェットが溶銑中へ深く侵入し、一方、θ₂ が３０°以上の場合は、大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットの二次燃焼率が増加しすぎ、脱りんに寄与する酸素量が減少し、いずれの場合も、スピッティング量が増大するとともに、脱りん効率が低下するからである。
【００３２】
なお、本発明の上吹きランス４において、上記の小径ノズル１および大径ノズル２から噴出される酸素ガスジェットとほとんど干渉することのない弱い噴流を生じさせる小径のノズル３（図１参照）をランス４の先端部の中央に設けてもよい。この中央部ノズル３の取り付けにより、ランス４の下端中央部への粒鉄の付着を防止することができる。
【００３３】
上記の上吹きランスを用いて溶銑脱りんを行うには、上底吹き転炉に脱硫溶銑を装入し、この上吹きランスを用いて送酸しつつ吹錬すればよい。従来のランス、すなわち、ランス軸線に対して一定の傾斜角度を有する複数のノズルが配設された通常の多孔ランス、または傾斜角度の異なる二種類のノズルを先端部に有する千鳥ランスを用いる場合と同じである。
【００３４】
上記本発明の溶銑脱りん用上吹きランスを用い、本発明の溶銑脱りん方法を実施すれば、溶銑脱りん時のスピッティングを抑制しつつ、スラグ中の酸化鉄濃度を高値に維持して脱りん効率を向上させることができる。
【００３５】
【実施例】
２５０ｔ上底吹き転炉を用い、これに温度約１２８０℃、炭素濃度：約４．５重量％（以下、％は重量％を意味する）、りん濃度：約０．１０％、珪素濃度：０．３０％の脱硫溶銑を装入し、転炉滓約３ｔ、鉄鉱石約３．５ｔ、造塊滓約１ｔを加え、さらに生石灰を１．７ｔ添加し、その後、ノズルの傾斜角度およびノズル径を種々変えた上吹きランスを用いて約１．３Ｎｍ³ ／ｍｉｎ・溶銑ｔで送酸しつつ約７分間吹錬して溶銑脱りん処理を行い、吹錬終了後、スピッティング量、スラグ中の酸化鉄濃度および脱りん率を調べた。なお、底吹きＣＯ₂ ガス流量は０．１３Ｎｍ³ ／ｍｉｎ・溶銑ｔとした。
【００３６】
スピッティング量の測定は、吹錬時に炉口から吹き出たスピッティング（粒鉄）の数を計測することにより行った。また、スラグ中の酸化鉄濃度は、スラグ中のＦｅ₂ Ｏ₃ 、ＦｅＯ等の酸化物の濃度であるが、スラグ中の全鉄濃度と対応するとみなし得るので、酸化鉄濃度の測定に代えて全鉄濃度（ただし、スラグ中の粒鉄分は除く）を測定した。
【００３７】
用いた上吹きランスのノズルの傾斜角度およびノズル径を表１にまとめて示す。また、表２に、用いた転炉滓、鉄鉱石および造塊滓等の組成を示す。
【００３８】
調査結果を表１および図２〜図１０に示す。
【００３９】
【表１】

【００４０】
【表２】

【００４１】
表１において、スピッティング量比、スラグ中の全鉄濃度（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比のいずれも、ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）が１．０の千鳥ランスを用いた場合（比較例Ｎｏ．１）を基準に採り、これに対する比で表示したものである。なお、評価欄の○印は、スピッティング量比が１．０より小さく、かつ脱りん率比が１．０を超える場合であり、それ以外は全て×印とした。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．２１はストレートノズルを有する上吹きランスを、Ｎｏ．２２はラバールノズルを有する上吹きランスをそれぞれ使用した場合である。
【００４２】
表１のＮｏ．１〜Ｎｏ．７は、ノズルの傾斜角度θ₂ を２０°、θ₁ を１０°（θ₁ ／θ₂ ＝０．５）で一定とし、ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を１．０から２．２の範囲で変化させた場合である。Ｎｏ．３〜Ｎｏ．５が実施例に相当する。また、図２、図３および図４は表１のＮｏ．１〜Ｎｏ．７に示した調査結果を図示したもので、溶銑脱りん処理後における、ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）と、スピッティング量比、スラグ中酸化鉄濃度比〔（Ｔ．Ｆｅ）比で図示、図５〜図１０においても同様〕および脱りん率比の関係をそれぞれ示す。
【００４３】
表１および図２〜図４から明らかなように、ｄ₂ ／ｄ₁ が１．１では、ｄ₂ ／ｄ₁ の影響はほとんど認められなかった。これは、ノズルの傾斜角度の違いから、傾斜角度の小さい小径ノズル１から噴出される酸素ガスジェットの方が傾斜角度の大きい大径ノズル２からの酸素ガスジェットに比べて溶銑に衝突する際のエネルギーがかなり高かったためである。
【００４４】
一方、ｄ₂ ／ｄ₁ が２以上の場合、スピッティング量比は基準であるＮｏ．１と同等かそれ以上に、脱りん率比は同等かそれ以下になった。この場合、小径ノズル１から噴射される酸素ガスジェットに比べて大径ノズル２から噴射される酸素ガスジェットが強すぎるため、小径ノズル１からの酸素ガスジェットと大径ノズル２からの酸素ガスジェットとがほとんど干渉せず、酸素ガスジェットの速度分布がランスの直下から半径方向に離れた場所に大きなピークを持ち、ランスの直下付近では酸素ガスジェットの速度が非常に小さくなり、酸素ガスジェットの速度分布を平滑化することができなかったためである。
【００４５】
表１のＮｏ．８〜Ｎｏ．１４は、ノズル径ｄ₁ を２９．０ｍｍ、ｄ₂ を４３．５ｍｍ（ｄ₂ ／ｄ₁ ＝１．５）で一定とし、かつノズル傾斜角度比（θ₁ ／θ₂ ）を０．５で一定として、大径ノズル２の傾斜角度θ₂ を８°から３２°の範囲で変化させた場合である。また、図５、図６および図７は表１のＮｏ．８〜Ｎｏ．１４に示した調査結果を図示したもので、溶銑脱りん処理後における、大径ノズル２の傾斜角度θ₂ と、スピッティング量比、スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比の関係をそれぞれ示す。
【００４６】
大径ノズル２の傾斜角度θ₂ が１０°以下では、スピッティング量比は１以上に、（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比は１以下になった。これは、酸素ガスジェットのランス直下方向へのエネルギーが大き過ぎたため、酸素ガスジェットが溶銑中へ深く侵入したことが原因と考えられる。
【００４７】
一方、大径ノズル２の傾斜角度θ₂ が３０°以上の場合、脱りん率比が１またはそれ以下になった。これは、大径ノズル２から噴出した酸素ガスジェットの二次燃焼率が高くなりすぎ、溶銑に到達して脱りんに寄与する酸素量が減少したためである。また、この場合、耐火物の溶損量が増加したが、大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットが直接炉壁へ衝突したことによるものである。
【００４８】
表１のＮｏ．１５〜Ｎｏ．２１は、ノズル径ｄ₁ およびｄ₂ を前記のＮｏ．８〜Ｎｏ．１４の場合と同じく、それぞれ２９．０ｍｍおよび４３．５ｍｍ（ｄ₂ ／ｄ₁ ＝１．５）で一定とし、かつ大径ノズル２の傾斜角度θ₂ を２０°として、傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）を０．１から０．９の範囲で変化させた場合である。また、図８、図９および図１０は表１のＮｏ．１５〜Ｎｏ．２１に示した調査結果を図示したもので、溶銑脱りん処理後における、ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）と、スピッティング量比、スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比の関係をそれぞれ示す。
【００４９】
θ₁ ／θ₂ が０．２以下になると、スピッティング量比は１以上に、（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比は１またはそれ以下になった。これは、小径ノズル１から噴出された酸素ガスジェットが大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットとあまり干渉しなくなり、酸素ガスジェットがランスの直下付近とそこから半径方向に離れた位置の二カ所に大きな速度ピークを持ち、酸素ガスジェットの速度分布を平滑化できなかったためである。
【００５０】
一方、θ₁ ／θ₂ が０．８以上の場合、スピッティング量比は１以上に、（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比は１またはそれ以下になった。これは、小径ノズル１から噴出された酸素ガスジェットが大径ノズル２から噴出された酸素ガスジェットと合体したために、酸素ガスジェットがランスの直下から半径方向に離れた位置に大きなピークを持ってしまい、酸素ガスジェットの速度分布を平滑化できなかったことが原因である。
【００５１】
表１のＮｏ．２２は、ラバールノズルを使用した場合である。ストレートノズルを使用したＮｏ．３と比較すると、ノズル径ｄ₁ およびｄ₂ が若干異なるが、スピッティング量比、スラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比および脱りん率比のいずれもストレートノズルを用いた方が優れている。これは、ノズルをラバールにした場合は超音速コア部が存在するため、酸素ガスジェットが浴面に衝突する際のエネルギーが大きく、ストレートノズルのランスを見かけ上コア長さの分だけ下げた場合に近い値となったためである。
【００５２】
【発明の効果】
本発明の上吹きランスを用い、本発明の方法により溶銑脱りんを行えば、溶銑脱りん時のスピッティングを抑制しつつ、スラグ中の酸化鉄濃度を高値に維持して脱りん率を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の上吹きランス先端部の概略を６孔ランスを例にとって示した図であり、図１（ａ）は縦断面図、図１（ｂ）は下方から視た平面図である。
【図２】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合のスピッティング量比とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）の関係を示す図である。
【図３】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合の溶銑脱りん処理後のスラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）の関係を示す図である。
【図４】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合の脱りん率比とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）の関係を示す図である。
【図５】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にした場合のスピッティング量比とノズルの傾斜角度θ₂ の関係を示す図である。
【図６】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にした場合の溶銑脱りん処理後のスラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比とノズルの傾斜角度θ₂ の関係を示す図である。
【図７】ノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）とノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にした場合の脱りん率比とノズルの傾斜角度θ₂ の関係を示す図である。
【図８】ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合のスピッティング量比とノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）の関係を示す図である。
【図９】ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合の溶銑脱りん処理後のスラグ中（Ｔ．Ｆｅ）比とノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）の関係を示す図である。
【図１０】ノズル径の比（ｄ₂ ／ｄ₁ ）を一定にし、かつθ₂ を２０°とした場合の脱りん率比とノズルの傾斜角度の比（θ₁ ／θ₂ ）の関係を示す図である。
【符号の説明】
１：小径ノズル
２：大径ノズル
３：中央部ノズル
４：上吹きランス[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a hot metal dephosphorization upper blow lance used for spraying oxygen gas onto the surface of a hot metal bath in a hot metal dephosphorization process, and a hot metal dephosphorization method performed using the lance.
[0002]
[Prior art]
In the hot metal dephosphorization treatment, the top blowing lance for spraying oxygen gas on the surface of the hot metal bath is required to play the following role. That is, without reducing the acid delivery rate and extending the blowing time,
(A) suppressing the occurrence of spitting,
(B) The iron content in the hot metal is oxidized as much as possible over the carbon in the hot metal, and the iron oxide concentration in the slag is maintained at a high value to improve the dephosphorization efficiency.
It is.
[0003]
One means for meeting these requirements is to disperse the collision energy of the oxygen gas jet against the bath surface. For this purpose, a porous lance has been developed, and the use of this porous lance is now the mainstream.
[0004]
A normal perforated lance has a plurality of nozzles (opened on the tip surface of the lance) on the same circumference centered on the lance axis (the center axis of the lance) on the tip surface of the lance. Air flow outlet holes) are provided. The larger the number of holes, the greater the effect of dispersing the collision energy of the oxygen gas jet, and it is common to use lances with 4 to 8 holes.
[0005]
However, when this normal porous lance is used, the oxygen gas jets ejected from the nozzles may interfere with each other, and depending on the interference behavior, the above-described effect of dispersing the collision energy caused by the porosity cannot be effectively exhibited. There is a case.
[0006]
For example, when the normal porous lance is used, cavities (recesses in the bath surface) formed by the collision of the oxygen gas jet ejected from each nozzle with the bath surface overlap, and the overlapping area ratio exceeds a certain value. When the oxygen gas jet is blown, the spitting phenomenon in which the bare metal jumps out of the bath becomes intense, and the amount of spitting increases significantly.
[0007]
As means for solving such a problem, Japanese Patent Laid-Open No. 60-165313 discloses an overlap d (the center of two cavities is connected) between a diameter D of a cavity formed by a Laval nozzle and a cavity adjacent to the cavity. A method has been proposed in which the nozzle tilt angle is increased and the cavity overlap is reduced by using the overlap ratio γ (= d / D) represented by the ratio of the distance d) of the overlapping portions on the straight line as an index.
[0008]
However, even with the improved porous lance as described above, if the nozzle inclination angle is increased too much, the oxygen gas jet collides with the furnace wall, resulting in an increase in melting loss of the furnace wall refractory. Also, when the Laval nozzle is used for hot metal dephosphorization, if the other conditions (oxygen flow rate, distance between the tip of the lance and the bath surface, etc.) are the same, the oxygen gas jet to the bath surface is compared to the straight nozzle. There is a problem that the collision energy is large and the amount of spitting and decarburization increases.
[0009]
Further, a lance aimed at smoothing the oxygen gas jet in the circumferential direction and the radial direction in order to suppress spitting and dust generation during converter blowing is proposed in JP-A-9-256022. ing. Here, annular gas ejection nozzles are arranged on a plurality of concentric circles around the lance axis, respectively, and the angle θ formed by the axial center surfaces of the annular nozzles adjacent to each other in the radial direction is 10 ° or more and 30 ° or less. By doing so, the geometrical overlap of the ejected oxygen gas jet is suppressed, and the velocity distribution of the oxygen gas jet can be smoothed.
[0010]
However, since the structure of this lance is complicated, there is a problem that cooling water cannot be sufficiently supplied to the tip of the lance and the lance life is short.
[0011]
[Problems to be solved by the invention]
In the hot metal dephosphorization process, the present invention uses an upper blowing lance capable of realizing the following (a) and (b) by reducing the collision energy of the oxygen gas jet to the hot metal bath surface as much as possible, and the lance. An object of the present invention is to provide a hot metal dephosphorization method.
[0012]
(B) Suppression of spitting.
[0013]
(B) The iron content in the hot metal is oxidized as much as possible over the carbon in the hot metal, and the dephosphorization efficiency is improved by maintaining the iron oxide concentration in the slag at a high value.
[0014]
[Means for Solving the Problems]
The gist of the present invention resides in an upper blowing lance shown in the following (1) and a hot metal dephosphorization method performed using the lance shown in (2) .
[0015]
(1) Two types of top blowing lances used for spraying oxygen gas onto the surface of the hot metal bath, wherein the inclination angle (θ) and the nozzle diameter (d) between the tip of the lance and the central axis of the lance are different straight nozzles of each is 3 or 4 arranged alternately in the circumferential direction, the smaller the diameter nozzle inclination angles, the larger the tilt angle is large nozzles, the large-diameter nozzle to the diameter d ₁ of the small diameter nozzle The ratio (d ₂ / d ₁ ) of the diameter d ₂ of the nozzle is more than 1.1 and less than 2.0, and the ratio of the inclination angle θ ₁ of the small diameter nozzle to the inclination angle θ ₂ of the large diameter nozzle (θ ₁ / θ ₂₎ in less than 0.8 greater than 0.2, the large-diameter nozzle inclination angle theta ₂ is on a hot metal dephosphorization the velocity distribution of the oxygen gas jet is smoothed by less than 30 ° more than 10 ° Blowing lance.
[0016]
(2) A hot metal dephosphorization method in which desulfurized hot metal is charged into an upper-bottom blown converter and blown while sending acid using the upper blow lance described in (1) above.
[0017]
In order to solve the above-described problems, the present inventors have studied using lances having various shapes, and as a result, have obtained the following knowledge.
[0018]
(1) When the velocity of the oxygen gas jet near the hot metal bath surface reaches a maximum near the lance and the rate of decrease in the oxygen gas jet velocity with increasing distance from that point in the radial direction is greater than a certain value (In other words, when the shape of the dent on the bath surface is narrow in the radial direction and deep in the vertical direction), neither of the above-mentioned (A) and (B) can be satisfied.
[0019]
(2) Conversely, when the rate of decrease in the velocity of the oxygen gas jet as the distance in the radial direction from just below the lance increases is smaller than a certain value (when the velocity distribution of the oxygen gas jet is smoothed to a certain extent) The above (a) and (b) can be satisfied.
[0020]
(3) In a porous lance (staggered lance) having two types of nozzles with different inclination angles arranged alternately in the circumferential direction at the tip, the nozzle diameter with the larger inclination angle is the smaller with the smaller inclination angle. By exceeding 1.1 times and less than 2 times the nozzle diameter, the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle having a large tilt angle is made stronger than the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle having the smaller tilt angle be able to. By using this porous lance (different diameter staggered lance), the velocity distribution of the oxygen gas jet can be smoothed compared to the case of using a normal porous lance having the same diameter nozzle or the above-mentioned staggered lance.
[0021]
(4) In (3) above, the velocity distribution of the oxygen gas jet can be further smoothed by making the inclination angle of the small diameter nozzle more than 0.2 and less than 0.8 times the inclination angle of the large diameter nozzle.
[0022]
(5) Under the same conditions (the oxygen flow rate, the distance between the lance and the bath surface, etc.), the straight nozzle is closer to the oxygen gas jet bath surface than the Laval nozzle that has a throttle for increasing the oxygen gas flow rate. Can reduce the collision energy.
[0023]
The present invention has been made based on these findings.
[0024]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, the hot-blow dephosphorization upper blow lance of the present invention and the hot metal dephosphorization method performed using the lance will be described in detail.
[0025]
1A and 1B are schematic explanatory views showing an example of the structure of the tip portion of the top blowing lance of the present invention. FIG. 1A is a longitudinal sectional view, and FIG. 1B is a plan view seen from below.
[0026]
As shown in the figure, in the top blowing lance 4 of the present invention, two types of straight nozzles having different inclination angles (θ) from the central axis of the lance, that is, a small diameter nozzle 1 and a large diameter nozzle 2 are provided at the tip portion. Are alternately arranged in the circumferential direction. The ratio of the diameter d ₂ of the large-diameter nozzle 2 to the diameter d ₁ of the small diameter nozzle 1 (d ₂ / d ₁₎ is less than 2.0 greater than 1.1, the small-diameter nozzle relative inclination angle theta ₂ of the large-diameter nozzle 2 The ratio (θ ₁ / θ ₂ ) of the tilt angle θ ₁ of ₁ is more than 0.2 and less than 0.8, and the tilt angle θ ₂ of the large-diameter nozzle 2 is more than 10 ° and less than 30 °.
[0027]
In the illustrated example, the number of nozzles is a total of six holes including three small-diameter nozzles and three large-diameter nozzles, but is not limited thereto, and may be a plurality of holes, for example, eight or more.
[0028]
The reason why the straight nozzle is used instead of the Laval nozzle in the top blowing lance of the present invention is that, in the case of the Laval nozzle, the spitting amount increases due to the presence of the supersonic core portion.
[0029]
The nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) is more than 1.1 and less than 2.0, as shown in the examples described later, when d ₂ / d ₁ is within this range, spitting. This is because the amount is reduced, the iron oxide concentration in the slag is high, and the dephosphorization efficiency is improved.
[0030]
The ratio of the inclination angle of the nozzle (θ ₁ / θ ₂ ) is more than 0.2 and less than 0.8 because the oxygen gas ejected from the small-diameter nozzle 1 when θ ₁ / θ ₂ is 0.2 or less. A cavity formed on the bath surface by the collision of the jet velocity peak (portion where the velocity distribution shows the maximum value) and a cavity similarly formed by the collision of the velocity peak of the oxygen gas jet ejected from the large diameter nozzle 2 Since they occur separately from each other, the velocity distribution of the oxygen gas jet cannot be smoothed. On the other hand, when θ ₁ / θ ₂ is 0.8 or more, the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle 1 is larger than the oxygen gas jet. The oxygen gas jet ejected from the nozzle 2 has a large velocity peak and the velocity distribution of the oxygen gas jet cannot be smoothed. In either case, the spitting amount increases, Phosphorus effect This is because the rate decreases.
[0031]
Further, the inclined angle theta ₂ of the large-diameter nozzle 2 to less than 30 ° beyond the 10 ° is the angle of inclination theta ₂ is 10 ° or less, and the energy is too large in the vertical direction of the oxygen gas jet jet hot metal If it penetrates deeply and θ ₂ is 30 ° or more, the secondary combustion rate of the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle 2 increases too much, and the amount of oxygen contributing to dephosphorization decreases. In either case, the amount of spitting increases and the dephosphorization efficiency decreases.
[0032]
In the upper blowing lance 4 of the present invention, a small-diameter nozzle 3 (see FIG. 1) that generates a weak jet that hardly interferes with the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle 1 and the large-diameter nozzle 2 described above. You may provide in the center of the front-end | tip part of the lance 4. FIG. By attaching the central nozzle 3, it is possible to prevent the granular iron from adhering to the central portion of the lower end of the lance 4.
[0033]
In order to perform hot metal dephosphorization using the above-mentioned top blowing lance, desulfurized hot metal may be charged into an upper bottom blowing converter and blown while acid sending using this top blowing lance. When using a conventional lance, that is, a normal perforated lance provided with a plurality of nozzles having a fixed inclination angle with respect to the lance axis, or a staggered lance having two types of nozzles with different inclination angles at the tip. The same.
[0034]
If the hot metal dephosphorization top lance of the present invention is used and the hot metal dephosphorization method of the present invention is carried out, the iron oxide concentration in the slag is maintained at a high value while suppressing spitting during hot metal dephosphorization. Dephosphorization efficiency can be improved.
[0035]
【Example】
A 250-ton top-bottom converter was used, and the temperature was about 1280 ° C., carbon concentration: about 4.5 wt% (hereinafter, “%” means wt%), phosphorus concentration: about 0.10%, silicon concentration: 0 Add 30% desulfurized hot metal, add about 3t of converter iron, about 3.5t of iron ore, and about 1t of ingot, and then add 1.7t of quick lime, and then tilt angle of nozzle and nozzle diameter Using a top blowing lance with various changes, the hot metal dephosphorization treatment was performed by blowing for about 7 minutes while sending acid at about 1.3 Nm ³ / min · mol t, and after the blowing, spitting amount, in slag The iron oxide concentration and dephosphorization rate were investigated. The bottom blown CO ₂ gas flow rate was 0.13 Nm ³ / min · molten iron t.
[0036]
The amount of spitting was measured by measuring the number of spitting (granular iron) blown from the furnace port during blowing. Also, the iron oxide concentration in the slag is the concentration of oxides such as Fe ₂ O ₃ and FeO in the slag, but it can be regarded as corresponding to the total iron concentration in the slag, so instead of measuring the iron oxide concentration Total iron concentration (however, excluding granular iron in slag) was measured.
[0037]
Table 1 summarizes the inclination angle and nozzle diameter of the nozzle of the used top blowing lance. Table 2 shows the composition of the converter slag, iron ore, and ingot slag used.
[0038]
The survey results are shown in Table 1 and FIGS.
[0039]
[Table 1]

[0040]
[Table 2]

[0041]
In Table 1, a staggered lance with a nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) of 1.0 is used for both the spitting amount ratio, the total iron concentration (T.Fe) ratio in the slag, and the dephosphorization ratio. The case (Comparative Example No. 1) is taken as a reference and is displayed in a ratio to this. In the evaluation column, “◯” indicates a case where the spitting amount ratio is smaller than 1.0 and the dephosphorization rate ratio exceeds 1.0. No. 1-No. No. 21 is an upper blowing lance having a straight nozzle. Reference numeral 22 denotes a case where an upper blowing lance having a Laval nozzle is used.
[0042]
No. in Table 1 1-No. 7, the nozzle tilt angle θ ₂ is constant at 20 °, θ ₁ is constant at 10 ° (θ ₁ / θ ₂ = 0.5), and the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) is 1.0 to 2 This is a case of changing in the range of. No. 3-No. 5 corresponds to the example. 2, FIG. 3 and FIG. 1-No. 7 shows the results of the investigation shown in Fig. 7. After the hot metal dephosphorization treatment, the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ), spitting amount ratio, iron oxide concentration ratio in slag [(T.Fe) ratio And the same in FIGS. 5 to 10) and the relationship between the dephosphorization rate ratios.
[0043]
As is apparent from Table 1 and FIGS. 2 to 4, when d ₂ / d ₁ is 1.1, the influence of d ₂ / d ₁ is hardly recognized. This is because the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle 1 with a small inclination angle collides with the hot metal compared with the oxygen gas jet from the large-diameter nozzle 2 with a large inclination angle because of the difference in the inclination angle of the nozzle. This is because the energy was quite high.
[0044]
On the other hand, when d ₂ / d ₁ is 2 or more, the spitting amount ratio is a reference No. The dephosphorization rate ratio was equal to or less than 1 or more. In this case, since the oxygen gas jet injected from the large diameter nozzle 2 is too strong compared to the oxygen gas jet injected from the small diameter nozzle 1, the oxygen gas jet from the small diameter nozzle 1 and the oxygen gas jet from the large diameter nozzle 2 are used. And the oxygen gas jet velocity distribution has a large peak in the radial direction from directly under the lance, and the oxygen gas jet velocity becomes very small near the lance, and the oxygen gas jet This is because the velocity distribution could not be smoothed.
[0045]
No. in Table 1 8-No. _No. 14 has a nozzle diameter d ₁ of 29.0 mm, d ₂ of 43.5 mm (d ₂ / d ₁ = 1.5), and a nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) of 0.5. This is a case where the inclination angle θ ₂ of the large-diameter nozzle 2 is changed in the range of 8 ° to 32 ° as constant. 5, FIG. 6 and FIG. 8-No. 14 shows the results of the investigation shown in FIG. 14, and the relationship between the inclination angle θ ₂ of the large-diameter nozzle 2, the spitting amount ratio, the slag (T.Fe) ratio, and the dephosphorization rate ratio after the hot metal dephosphorization treatment. Respectively.
[0046]
The inclination angle theta ₂ of the large-diameter nozzle 2 is 10 ° or less, spitting amount ratio is 1 or more, (T.Fe) ratio and dephosphorization ratio became 1 or less. This is probably because the oxygen gas jet penetrated deeply into the hot metal because the energy in the direction directly below the lance of the oxygen gas jet was too large.
[0047]
On the other hand, the inclination angle theta ₂ of the large-diameter nozzle 2 not less than 30 °, dephosphorization ratio becomes 1 or less. This is because the secondary combustion rate of the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle 2 becomes too high, and the amount of oxygen that reaches the hot metal and contributes to dephosphorization decreases. Further, in this case, although the amount of refractory melted was increased, the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle 2 directly collided with the furnace wall.
[0048]
No. in Table 1 15-No. No. 21 indicates that the nozzle diameters d ₁ and d ₂ are No. 8-No. As in the case of No. 14, the inclination angle ratio (θ) is set to be constant at 29.0 mm and 43.5 mm (d ₂ / d ₁ = 1.5), and the inclination angle θ ₂ of the large-diameter nozzle ₂ is 20 °. ₁ / θ ₂ ) is changed in the range of 0.1 to 0.9. 8, FIG. 9 and FIG. 15-No. FIG. 21 shows the results of the investigation shown in FIG. 21. The ratio of the tilt angle of the nozzle (θ ₁ / θ ₂ ), spitting amount ratio, slag (T.Fe) ratio, and dephosphorization after the hot metal dephosphorization process. The relationship of rate ratio is shown respectively.
[0049]
When θ ₁ / θ ₂ was 0.2 or less, the spitting amount ratio was 1 or more, and the (T.Fe) ratio and the dephosphorization ratio were 1 or less. This is because the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle 1 does not interfere much with the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle 2, and the oxygen gas jet is located in the vicinity immediately below the lance and in the radial direction. This is because the velocity distribution of the oxygen gas jet could not be smoothed due to a large velocity peak at the location.
[0050]
On the other hand, when θ ₁ / θ ₂ was 0.8 or more, the spitting amount ratio was 1 or more, and the (T.Fe) ratio and dephosphorization ratio were 1 or less. This is because the oxygen gas jet ejected from the small-diameter nozzle 1 merged with the oxygen gas jet ejected from the large-diameter nozzle 2, so that the oxygen gas jet has a large peak at a position radially away from just below the lance. This is because the velocity distribution of the oxygen gas jet could not be smoothed.
[0051]
No. in Table 1 Reference numeral 22 denotes a case where a Laval nozzle is used. No. using straight nozzle. Compared with 3, nozzle diameters d ₁ and d ₂ are slightly different, but the ratio of spitting amount, slag (T.Fe) ratio, and dephosphorization ratio are all better when straight nozzles are used. This is because when the nozzle is made laval, there is a supersonic core, so the energy when the oxygen gas jet collides with the bath surface is large, and the lance of the straight nozzle is apparently lowered by the core length This is because the value is close to.
[0052]
【The invention's effect】
If hot metal dephosphorization is performed by the method of the present invention using the top blow lance of the present invention, the iron oxide concentration in the slag is maintained at a high value and the dephosphorization rate is improved while suppressing spitting during hot metal dephosphorization. Can be made.
[Brief description of the drawings]
1A and 1B are diagrams schematically showing a tip of an upper blowing lance of the present invention by taking a 6-hole lance as an example, FIG. 1A is a longitudinal sectional view, and FIG. 1B is a plan view viewed from below. is there.
FIG. 2 shows the relationship between the ratio of spitting amount and the ratio of nozzle diameter (d ₂ / d ₁ ) when the ratio of the nozzle tilt angle (θ ₁ / θ ₂ ) is constant and θ ₂ is 20 °. FIG.
FIG. 3 shows the ratio of the nozzle diameter in the slag after hot metal dephosphorization when the ratio of the tilt angle of the nozzle (θ ₁ / θ ₂ ) is constant and θ ₂ is 20 °. it is a diagram showing a relationship between (d ₂ / d _1).
FIG. 4 shows the relationship between the dephosphorization rate ratio and the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) when the nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) is constant and θ ₂ is 20 °. FIG.
FIG. 5 shows the relationship between the ratio of spitting amount and the nozzle tilt angle θ ₂ when the nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) and nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) are constant. FIG.
FIG. 6 shows the ratio (T.Fe) in the slag after hot metal dephosphorization when the ratio of the tilt angle of the nozzle (θ ₁ / θ ₂ ) and the ratio of the nozzle diameter (d ₂ / d ₁ ) are constant. It is a figure which shows the relationship of inclination-angle (theta) ₂ of a nozzle.
FIG. 7 shows the relationship between the dephosphorization rate ratio and the nozzle tilt angle θ ₂ when the nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) and the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) are constant. FIG.
FIG. 8 shows the relationship between the spitting amount ratio and the nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) when the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) is constant and θ ₂ is 20 °. FIG.
FIG. 9 shows the ratio of the nozzle inclination angle to the slag (T.Fe) ratio after hot metal dephosphorization when the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) is constant and θ ₂ is 20 °. It is a figure which shows the relationship of ((theta) ₁ / (theta) ₂ ).
FIG. 10 shows the relationship between the dephosphorization rate ratio and the nozzle tilt angle ratio (θ ₁ / θ ₂ ) when the nozzle diameter ratio (d ₂ / d ₁ ) is constant and θ ₂ is 20 °. FIG.
[Explanation of symbols]
1: Small diameter nozzle 2: Large diameter nozzle 3: Center nozzle 4: Top blowing lance

Claims

An upper blowing lance used for blowing oxygen gas to the surface of a hot metal bath, and two types of straight nozzles having different inclination angles (θ) and nozzle diameters (d) from the central axis of the lance at the tip of the lance 3 or 4 are alternately arranged in the circumferential direction, the smaller diameter nozzle is the smaller diameter nozzle, the larger inclination angle is the larger diameter nozzle, and the diameter d of the larger diameter nozzle is smaller than the diameter d ₁ of the smaller diameter nozzle. ₂ ratio (d ₂ / d ₁₎ is less than 2.0 greater than 1.1, and the inclination angle theta ₁ of the ratio of small-diameter nozzle relative inclination angle theta ₂ of the large-diameter nozzle (θ ₁ / θ ₂₎ is The hot metal dephosphorization characterized in that the velocity distribution of the oxygen gas jet is smoothed by exceeding 0.2 and less than 0.8 and the inclination angle θ ₂ of the large diameter nozzle exceeding 10 ° and less than 30 °. Top blowing lance.

A hot metal dephosphorization method characterized by charging desulfurized hot metal into an upper bottom blowing converter and performing blowing with acid sending using the upper blow lance according to claim 1.