JP2015218390A - Desulfurization method of molten pig iron using combination of mechanical stirring and gas stirring - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、例えば、インペラを用いて溶銑の脱硫処理を行う機械式攪拌とガス攪拌とを併用した溶銑の脱硫方法に関するものである。 The present invention relates to a hot metal desulfurization method using, for example, mechanical stirring for performing hot metal desulfurization using an impeller and gas stirring.
高炉あるいは鉄源溶解炉（保持炉）から出銑された溶銑は高濃度の硫黄が含まれている。この硫黄は、一般的に鋼の性能を悪化させる有害な不純物である。そのため、従来より、転炉装入前の溶銑に対して、溶銑中の硫黄の除去を目的として、溶銑脱硫処理が行われている。
近年、鋼材の高級化、高付加価値化に伴い、ユーザーからの品質要求がますます厳しくなってきている。このような状況の中で、品質の安定化を図り、かつ、低コスト、低環境負荷で鋼中の硫黄を除去することは、製鋼工程の大きな課題であり、処理方法の適正化が重要である。溶銑の脱硫処理は、取鍋を用いて行うことが主流であり、特許文献１〜４に示すように、様々な脱硫処理の技術が提案されている。
The hot metal discharged from the blast furnace or the iron source melting furnace (holding furnace) contains high-concentration sulfur. This sulfur is a harmful impurity that generally degrades the performance of steel. Therefore, conventionally, hot metal desulfurization treatment has been performed on the hot metal before charging the converter for the purpose of removing sulfur in the hot metal.
In recent years, quality requirements from users have become more and more strict as the quality and value of steel materials have increased. Under such circumstances, it is a major issue in the steelmaking process to stabilize the quality, and to remove sulfur in steel at low cost and low environmental load, and it is important to optimize the processing method. is there. The hot metal desulfurization treatment is mainly performed using a ladle, and as shown in
特許文献１は、インペラを用いた溶銑の脱硫方法において、インペラの構造を複雑にすることなく、インペラ下方の未攪拌領域においても脱硫効率を向上させることを目的としている。特許文献１では、浸漬ランスを用いてキャリアガスと共に精錬剤を溶銑中に吹き込みながらインペラを用いて溶銑を攪拌して、当該溶銑と精錬剤とを反応させる際に、溶銑の液面から浸漬ランスの吹き込み位置までの鉛直方向の長さＨと溶銑の液面からインペラの下端までの鉛直方向の長さｈと、インペラ羽根部の鉛直方向の長さＹとが、Ｈ＞ｈ及びＨ−ｈ≧２Ｙの関係を満たすようにしている。
特許文献２は、機械式攪拌装置を用いた脱硫において、溶銑中へ吹き込まれた粉状の脱硫剤が、インペラ羽根の下方に形成されるガス溜まりに捕捉されることなく、溶銑中へ効率的に分散されるようにすることを目的としている。特許文献２では、インペラ軸を回転中心として回転する複数枚のインペラ羽根を有する機械式攪拌装置を溶銑に浸漬し、このインペラ軸を回転しながら溶銑を脱硫するに際し、インペラ軸の側壁に設けた吹き込み孔から溶銑に粉状の脱硫剤を略水平方向へ向けて吹き込む。
In
特許文献３は、溶銑から従来より安価で、かつ、効率良く脱硫を行うことを目的としている。特許文献３では、脱炭精錬に供せられる溶銑から予め脱りん及び脱硫する溶銑の予備処理方法において、溶銑を酸素ガス、酸化鉄及びＣａＯを主体とした精錬剤で脱珪及び脱りんした後、溶銑鍋に払い出された溶銑の浴面上へ脱硫剤を投入し、水素ガスまたは分解して水素ガスを発生する炭化水素ガスを含むガスを、浴面上に溶銑１ｔ当たり水素ガス換算で１２Ｌ／ｍｉｎ以上の流量で吹き付け、溶銑中に浸漬した攪拌羽根で機械的に攪拌しながら脱硫している。
特許文献４は、溶銑に対して機械攪拌式脱硫装置を用いて脱硫処理を施すに際し、溶銑中に残留する未溶解の冷鉄源の浮上を抑制して、未溶解の冷鉄源とインペラとの衝突によるインペラの損傷を防止することを目的としている。特許文献４では、溶銑に対して機械攪拌式脱硫装置を用いて脱硫処理を施すに際し、回転するインペラの端部近傍に設けた浸漬ランスから溶銑中にガスを吹き込む、あるいは、溶銑保持搬送容器の底部に設けたガス吹き込み手段から溶銑中にガスを吹き込んで、冷鉄源の浮上を防止しながら脱硫処理を行っている。
In
特許文献１では、浸漬ランスを用いてキャリアガスと共に精錬剤を溶銑中に吹き込むため、精錬剤の輸送、ノズル詰まり、或いは、ノズル孔への溶銑の差し込み防止のために多量のガス流量が必要となる。それゆえ、ガスの吹き込みによるコストが増加する。これに加え、溶銑において上向きの流れが強くなりすぎて、溶銑上の精錬剤を繰り返し溶銑に巻き込み易い点や溶銑及び精錬剤の混合促進などのインペラの攪拌による優れた効果が得られに難くなる。
In
また、吹き込まれたガスの気泡は取鍋の底部に達することなく、瞬時に浮上し易いため、取鍋の底部における未攪拌領域の改善効果が小さい。さらに、吹き込まれた精錬剤がガス気泡と共に、インペラ下端に直接的に衝突し易くなるため、インペラの溶損の進行が早く、インペラの寿命が低下し、インペラの交換頻度が増加してしまうことがある。
加えて、インペラで溶銑を攪拌する機械攪拌の場合、攪拌影響を大きくするため、インペラの径は比較的大きく設定するのが一般的であることから、浸漬ランスはインペラとの衝突を避けるために取鍋の側壁近傍に設置せざるを得ない。この場合、取鍋の側壁には地金やスラグが付着、堆積、成長して存在していることも多く、浸漬ランスを下降することができず、脱硫処理ができない状況が発生する場合がある。加えて、取鍋の側壁では、湯面変動や溶銑飛散（スピッティング、スプラッシュ）が多く、鉄歩留りの低下原因となるばかりでなく、安定操業の観点からも課題が多い。このようなことから、特許文献１に示されているように、インペラ及び浸漬ランスを用いて脱硫処理を行うことは難しいのが実情である。
Moreover, since the bubble of the gas blown does not reach the bottom of the ladle and easily rises instantaneously, the effect of improving the unstirred area at the bottom of the ladle is small. Furthermore, since the refining agent that has been blown easily collides directly with the lower end of the impeller together with gas bubbles, the impeller melts quickly, the impeller life decreases, and the impeller replacement frequency increases. There is.
In addition, in the case of mechanical stirring where hot metal is stirred with an impeller, the impeller diameter is generally set to be relatively large in order to increase the stirring effect. It must be installed near the side wall of the ladle. In this case, metal or slag is often attached, accumulated and grown on the side wall of the ladle, so that the immersion lance cannot be lowered and desulfurization treatment may not be possible. . In addition, on the side wall of the ladle, there are many hot-water surface fluctuations and hot metal splashes (spitting, splash), which not only causes a decrease in iron yield, but also has many problems from the viewpoint of stable operation. For this reason, as shown in
特許文献２では、粉状の脱硫剤をインペラ軸の側壁に設けた吹き込み孔から溶銑に吹き込むため、脱硫剤を搬送するためのキャリアガス流量は大きくする必要があり、ガスを吹く込むためのコストが増加する。また、インペラの浸漬位置の近傍において、溶銑中の横向きの流れが強くなり過ぎる。インペラの浸漬位置を境に溶銑内が上下に分断される形態となり、上層部と下層部との攪拌効率が低下し、安定した脱硫結果が得られない。さらに、インペラの内部、及び、取鍋の側壁における溶損が進み易く、耐火物のコストの増加を招いてしまう。加えて、取鍋の側壁では、上述したように、湯面変動や溶銑飛散が多く、鉄歩留りの低下原因となるばかりでなく、安定操業の観点からも課題が多い。このようなことから、特許文献２に示されているように、インペラの内部から精錬剤を水平に吹き込んで脱硫処理を行うことは難しいのが実情である。
In
特許文献３では、インペラ及び上吹きガスの吹き付けにより脱硫処理を行っているが、攪拌や混合を促進という観点では、上吹きガス吹き付けの影響は小さく、取鍋底部における溶銑の未攪拌領域を改善することは難しいのが実情である。
特許文献４では、浸漬ランス及びインペラを用いて脱硫処理をしているため、上述した特許文献１と同様な問題が生じ、インペラ及び浸漬ランスを用いて脱硫処理を行うことは難しいのが実情である。
In
In
そこで、本発明では、インペラによる攪拌とガスによる攪拌の併用によって、操業阻害を起こすことなく、脱硫剤の反応効率を高め、短時間で低硫域（［Ｓ］≦５０ｐｐｍ）まで脱硫することができる機械式攪拌とガス攪拌とを併用した溶銑の脱硫方法を提供することを目的とする。 Therefore, in the present invention, the combined use of impeller agitation and gas agitation can increase the reaction efficiency of the desulfurizing agent without causing an operation hindrance and desulfurize to a low sulfur region ([S] ≦ 50 ppm) in a short time. It is an object of the present invention to provide a hot metal desulfurization method using both mechanical stirring and gas stirring.
前記目的を達成するために、本発明は、次の手段を講じた。
本発明の技術的手段は、精錬容器内の溶銑に脱硫剤を添加すると共に前記溶銑中に浸漬したインペラを回転させて攪拌することによって脱硫処理を行う方法であって、前記脱硫剤のＣａＯの原単位は５ｋｇ／ｔ以上とされ、前記精錬容器径Ｄ、前記インペラに設けた羽根の羽根径ｄ及び前記精錬容器の底部に設置したガス吹き込みノズルの位置Ｐは「ｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２」を満たし、前記ガス吹き込みノズルの個数ｎ及び隣接するノズルの中心角θは「３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０」を満たし、前記溶銑の深さＨｍ、インペラの高さｂ、インペラの浸漬位置ｈは、「０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍ」を満たし、前記ガス吹き込みノズルからのガスの最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘ、ガスの最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎは「１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２」を満たし、前記インペラによ
る攪拌動力密度εｉ及び前記ガスによる攪拌動力密度εｇは「０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５」を満たし、前記脱硫剤を添加していない時期に前記溶銑中にガスを吹き込みながら脱硫処理を行うことを特徴とする。
In order to achieve the above object, the present invention has taken the following measures.
The technical means of the present invention is a method for performing a desulfurization treatment by adding a desulfurizing agent to hot metal in a refining vessel and rotating and stirring an impeller immersed in the hot metal, wherein the desulfurizing agent CaO The basic unit is 5 kg / t or more, the refining vessel diameter D, the blade diameter d of the blade provided in the impeller, and the position P of the gas blowing nozzle installed at the bottom of the refining vessel are “d / 2 <P <D / 2 ”, the number n of the gas blowing nozzles and the central angle θ of the adjacent nozzles satisfy“ 360 / n−30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30 ”, the hot metal depth H m , and the impeller height b, the impeller immersion position h satisfies “0.2 ≦ h / H m <1−b / H m ”, the maximum gas flow rate Q g, max of the gas from the gas blowing nozzle, and the minimum gas flow rate of the gas Q g, min is “1 ≦ Q g, max / Q g, min ≦ 2 ”, the stirring power density ε i by the impeller and the stirring power density ε g by the gas satisfy“ 0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15 ”, The desulfurization treatment is performed while blowing gas into the hot metal when the desulfurization agent is not added.
本発明によれば、インペラによる攪拌とガスによる攪拌の併用によって、操業阻害を起こすことなく、脱硫剤の反応効率を高め、短時間で低硫域（［Ｓ］≦５０ｐｐｍ）まで脱硫することができる。 According to the present invention, the combined use of impeller agitation and gas agitation can increase the reaction efficiency of the desulfurizing agent without causing operation hindrance and desulfurize to a low sulfur region ([S] ≦ 50 ppm) in a short time. it can.
以下、本発明の実施の形態を図面に基づき説明する。
本発明の機械式攪拌とガス攪拌とを併用した溶銑の脱硫方法は、高炉等で製造された溶銑を精錬容器（例えば、溶銑鍋）に装入し、機械式攪拌とガス攪拌との両者を用いて、溶銑の脱硫処理を行うものである。即ち、脱硫方法は、精錬容器で脱硫処理を行うものを対象している。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
The hot metal desulfurization method using both mechanical stirring and gas stirring according to the present invention is performed by charging hot metal produced in a blast furnace or the like into a smelting vessel (for example, hot metal pan) and performing both mechanical stirring and gas stirring. The hot metal is desulfurized. That is, the desulfurization method is intended for performing a desulfurization process in a refining vessel.
図１は、溶銑鍋で脱硫処理を行う機械式精錬装置を示している。
まず、機械式精錬装置について説明する。
機械式精錬装置１は、溶銑が装入される溶銑鍋２と、溶銑鍋２内の溶銑を攪拌するインペラ３とを備えている。
インペラ３は、回転自在に支持された回転軸３ａと、この回転軸３ａの下側に設けられた複数の羽根部３ｂとで構成されている。各羽根部３ｂは、回転軸３ａを中心として開き角度が９０ｄｅｇとなるように配置されている。なお、回転軸３ａに設けられた羽根部３ｂの個数や開き角度は、上述したものに限定されない。
FIG. 1 shows a mechanical refining apparatus that performs desulfurization treatment in a hot metal ladle.
First, a mechanical refining apparatus will be described.
The
The
また、溶銑鍋２の底部４には、溶銑に対して不活性ガスを吹き込むためのノズル（ガス吹き込みノズル）５が複数設置されている。
機械式精錬装置１で脱硫処理を行うにあたっては、特開２００７−２７７６６９号公報と同じように、溶銑鍋２の上方に配置されたホッパー等の供給装置から脱硫剤を切り出して、切り出した脱硫剤を供給装置の投入シュートを介して溶銑（溶銑鍋）に供給（添加）する。また、脱硫処理では、溶銑に浸漬させたインペラ３を回転させて、溶銑を攪拌し、溶銑上の脱硫剤を繰り返し溶銑中に巻き込ませることにより、脱硫反応を促進させる。
In addition, a plurality of nozzles (gas blowing nozzles) 5 for blowing an inert gas into the hot metal are provided at the
In performing the desulfurization treatment with the
このように、機械式精錬装置１では、インペラ３を用いて脱硫処理を行っているが、本発明では、処理後の溶銑中の硫黄濃度［Ｓ］は５０ｐｐｍ以下にする脱硫処理を対象としている。特許第５１４５８０３号公報では、「Ｓは、ＭｎＳを形成し、破壊の発生起点となるため０．００５％以下とする」ことが開示されており、特許第５１９４８０７号公報では、「Ｓは鋼中に不可避的不純物として存在する。特に、中心偏析部での偏析が著しい元素であり、母材の偏析部起因の靱性劣化を助長する。従って、Ｓはできるだけ低減することが望ましいが、製鋼プロセス上の制約から０．００５％までは許容する」ことが開示されている。
As described above, the
また、特許第５１８９９５９号公報では、「Ｓも不純物元素として不可避的に存在し、ＭｎＳ介在物を形成し、穴拡げ時に亀裂の起点となることで伸びフランジ性を低下させるので、０．００５％以下とする」ことが開示され、特許５０９４２７２号公報では、「Ｓは熱間加工性低下および靭性低下を防止する面からその含有量は少ないほど望ましく、０．００５％を上限とする」が開示され、さらに、特許４８０７０８８号公報では、「Ｓ量が少なければ少ないほど深絞り性は向上し、０．００５％以下であれば１．２以上のｒ値が得られる」ことが開示されている。即ち、本発明では、溶銑の脱硫処理を行って、低硫銑（［Ｓ］≦５０ｐｐｍ）を溶製することを対象とする。 Further, in Japanese Patent No. 5189959, “S is also unavoidably present as an impurity element, forms MnS inclusions, and becomes a starting point of a crack when expanding a hole, thereby reducing stretch flangeability. In Japanese Patent No. 5094272, “S is more desirable as its content is smaller in terms of preventing hot workability degradation and toughness degradation, and the upper limit is 0.005%”. In addition, Japanese Patent No. 4807708 discloses that “the smaller the amount of S, the better the deep drawability, and if it is 0.005% or less, an r value of 1.2 or more can be obtained”. . That is, in the present invention, the object is to melt the low-sulfur iron ([S] ≦ 50 ppm) by desulfurizing the hot metal.
以下、本発明の機械式攪拌とガス攪拌とを併用した溶銑の脱硫方法について、詳しく説明する。
脱硫処理を行うにあたって、溶銑に投入する脱硫剤のＣａＯの原単位は５ｋｇ／ｔ以上としている。脱硫剤は、新規剤として、生石灰あるいは生石灰にアルミを製造する際に発生するアルミ灰を添加したものを用いてもよい。また、新規剤に比べて脱硫能は劣っているものの、脱硫能が残っている脱硫処理後のスラグ（再生スラグ）を脱硫剤として使用してもいい。特許第４７１５３６９号公報、特許第３７７２７２５公報、特開２０１１−２５６４４５公報に示されているように、低硫域まで脱硫反応を進行させるには、ある程度のＣａＯの投入量投入量が必要であり、ＣａＯの原単位を５ｋｇ／ｔ以上としている。なお、脱硫剤の粒径は反応界面積を増加させるため、細粒のものを選択することが望ましい。
Hereinafter, the hot metal desulfurization method using the mechanical stirring and gas stirring of the present invention will be described in detail.
When performing the desulfurization treatment, the basic unit of CaO of the desulfurization agent to be added to the hot metal is 5 kg / t or more. As the desulfurization agent, as a new agent, quick lime or a product obtained by adding aluminum ash generated when aluminum is produced to quick lime may be used. Moreover, although the desulfurization ability is inferior to that of the new agent, slag after desulfurization treatment (regenerated slag) in which the desulfurization ability remains may be used as the desulfurization agent. As shown in Japanese Patent No. 4715369, Japanese Patent No. 3727725, and Japanese Patent Application Laid-Open No. 2011-256445, a certain amount of CaO input is required to advance the desulfurization reaction to the low sulfur region, The basic unit of CaO is 5 kg / t or more. In addition, since the particle size of a desulfurization agent increases a reaction interface area, it is desirable to select a fine particle thing.
さて、機械式精錬装置１を用いて溶銑を攪拌するバッチ式のＫＲ法では、インペラ３の下方等を含む部分に、溶銑の流れが弱い領域（デッドゾーン）が存在する。この領域では、溶銑［Ｓ］の物質移動が起こり難いため、本発明では、ガス攪拌の併用によりデッドゾーンの攪拌を強化している。
図１に示すように、精錬容器径を「Ｄ」とし、羽根径を「ｄ」としたとき、ガス吹き込みノズル５の位置Ｐは、式（１）を満たしている。
Now, in the batch-type KR method in which the hot metal is stirred using the
As shown in FIG. 1, when the diameter of the refining vessel is “D” and the blade diameter is “d”, the position P of the
ｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２ ・・・（１）
詳しくは、精錬容器径Ｄは、溶銑鍋２（精錬容器）の内径（ｍ）であり、羽根径ｄは羽根部３ｂの外径（ｍ）である。ガス吹き込みノズル５の位置Ｐは、溶銑鍋２（精錬容器）の中心からの水平距離（ｍ）である。
ガス吹き込みノズル５の位置Ｐが、Ｐ≦ｄ／２である場合、ガス吹き込みノズル５と羽根部３ｂとが上下方向に重なってしまい、吹き込んだガスが羽根部３ｂ（インペラ３）に直接的に当たることになる。その結果、インペラ３による溶銑中への脱硫剤の巻き込みと分散が阻害されてしまい、脱硫石灰効率が低下する。一方、ガス吹き込みノズル５の位置Ｐの上限値は、物理的制約（ノズル設置不可）により、Ｐ＜Ｄ／２となる。
d / 2 <P <D / 2 (1)
Specifically, the refining vessel diameter D is the inner diameter (m) of the hot metal ladle 2 (smelting vessel), and the blade diameter d is the outer diameter (m) of the
When the position P of the
ガス吹き込みノズル５の個数を「ｎ（ｎ≧２）」とし、隣接するガス吹き込みノズルを「θ」としたとき、式（２）を満たしている。
３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０ ・・・（２）
隣接するガス吹き込みノズルの中心角θは、隣接するガス吹き込みノズル間の角度（溶銑鍋の中心と各ガス吹き込みノズルを結ぶ線の開き角度）である。
When the number of
360 / n-30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30 (2)
The central angle θ of the adjacent gas blowing nozzles is an angle between the adjacent gas blowing nozzles (open angle of a line connecting the center of the hot metal ladle and each gas blowing nozzle).
式（２）は、複数のガス吹き込みノズル５を周方向に均等に配置した状態から、当該ガス吹き込みノズル５を±３０ｄｅｇで周方向にずらすことを許容する式である。例えば、２つのガス吹き込みノズル５を周方向に均等に配置した場合は、中心角度θは１８０ｄｅｇとなる。この状態から、一方のガス吹き込みノズル５を周方向にずらした場合を考えると、中心角度θが１５０ｄｅｇ〜２１０ｄｅｇまでは式（２）を満たし、中心角度θが１
５０ｄｅｇ未満や２１０ｄｅｇ超える場合は、式（２）を満たさない。即ち、２個の吹き込みノズル５を配置する場合は、中心角度θが１５０ｄｅｇ〜２１０ｄｅｇの範囲内となるように当該ノズルを設置する必要がある。
Expression (2) is an expression that allows the
If it is less than 50 deg or more than 210 deg, equation (2) is not satisfied. That is, when two
このように、ガス吹き込みノズル５を周方向にバランス良く配置することによって、湯面変動、溶銑飛散（スピッティング、スプラッシュ）の抑制、脱硫効率の向上を図ることができる。
溶銑の深さを「Ｈｍ」とし、インペラの羽根高さを「ｂ」とし、インペラの浸漬位置を「ｈ」としたとき、式（３）を満たしている。
Thus, by arranging the
When the hot metal depth is “H m ”, the impeller blade height is “b”, and the impeller immersion position is “h”, Expression (3) is satisfied.
０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍ ・・・（３）
溶銑の深さＨｍは、インペラ３の攪拌前であって溶銑が静止している状態での溶銑の深さ（ｍ）である。インペラの羽根高さｂは、インペラ３の羽根部３ｂの上下幅（ｍ）である。インペラの浸漬位置ｈは、インペラ３の羽根部３ｂの下端部から溶銑鍋３の底部の内壁までの垂直距離（ｍ）である。
0.2 ≦ h / H m <1−b / H m (3)
The hot metal depth H m is the depth (m) of the hot metal in a state in which the hot metal is stationary before the
ｈ／Ｈｍ＜０．２の場合、即ち、インペラ浸漬位置ｈが深い場合は、ガス吹き込みによる攪拌効果が低下する。また、インペラ浸漬位置ｈが深い場合は、溶銑に投入した脱硫剤をインペラ３によって溶銑内に巻き込み込むと共に分散することが難しくなり、脱硫石灰効率が低下する虞がある。ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍの場合、即ち、インペラ浸漬位置ｈが浅い場合は、溶銑の飛散が激しくなり、操業上を継続することが難しくなる。
In the case of h / H m <0.2, that is, when the impeller immersion position h is deep, the stirring effect by gas blowing is reduced. Moreover, when the impeller immersion position h is deep, it becomes difficult to entrain and disperse the desulfurization agent put into the hot metal into the hot metal by the
ガス吹き込みノズル５からのガスの最大ガス流量を「Ｑｇ，ｍａｘ」、ガス吹き込みノズル５からの最小ガス流量を「Ｑｇ，ｍｉｎ」としたとき、式（４）を満たしている。
１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２ ・・・（４）
ガスの最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘは、複数のガス吹き込みノズル５のうち、最もガス流量が多いガス吹き込みノズル５におけるガス流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）である。ガスの最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎは、複数のガス吹き込みノズル５のうち、最もガス流量が少ないガス吹き込みノズル５におけるガス流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）である。なお、全てのガス吹き込みノズル５のガス流量が同じである場合は、Ｑｇ，ｍａｘ＝Ｑｇ，ｍｉｎとなる。
When the maximum gas flow rate of the gas from the
1 ≦ Q g, max / Q g, min ≦ 2 (4)
The maximum gas flow rate Qg, max of the gas is a gas flow rate (Nm 3 / min) in the
上述したように、脱硫処理では、複数のガス吹き込みノズル５を用いてガスを吹き込んでいる。ここで、式（４）の左辺に示すように、各ガス吹き込みノズル５から溶銑に吹き込むガス流量は均等（Ｑｇ，ｍａｘ＝Ｑｇ，ｍａｘ）にすることが望ましい。式（４）の右辺に示すように、ガス流量の最大値（最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘ）と、ガス流量の最小値（最大ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎ）との差は２倍まで許容することができる。ガス流量の比（Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ）が２を超えると、溶銑上の脱硫剤が片側に寄り易くなり、インペラ３の巻き込み不良によって、脱硫石灰効率が低下する虞がある。
As described above, in the desulfurization treatment, gas is blown using the plurality of
インペラによる攪拌動力密度を「εｉ」とし、ガス（ガス吹き込みノズル）による攪拌動力密度を「εｇ」としたき、式（５）を満たしている。
０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５ ・・・（５）
ガスによる攪拌動力密度εｇは、式（６）により求めることができる。式（６）は、「森一美、佐野正道：「インジェクション冶金の動力学」、鉄と鋼、vol.67(1981)No.6, pp.687.」に開示された式である。また、インペラによる攪拌動力密度εｉは、式（７）により求めることができる。式（７）は、特許第４２１４８９４号公報、特許第４２５４４１２号公報に開示された式である。
The stirring power density by the impeller is “ε i ”, the stirring power density by the gas (gas blowing nozzle) is “ε g ”, and the formula (5) is satisfied.
0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15 (5)
The stirring power density ε g by gas can be obtained by the equation (6). Expression (6) is an expression disclosed in “Kazumi Mori, Masamichi Sano:“ Dynamics of Injection Metallurgy ”, Iron and Steel, vol. 67 (1981) No. 6, pp. 687.”. Further, the stirring power density ε i by the impeller can be obtained by Expression (7). Expression (7) is an expression disclosed in Japanese Patent Nos. 4214894 and 425412.
湯面変動、溶銑飛散抑制（スピッティング、スプラッシュ）や脱硫石灰効率の観点から、インペラによる攪拌と、ガスによる攪拌との間には最適なバランスが存在すると考えられる。εｇ／εｉ＜０．０１２の場合、ガスの吹き込みが弱くガスによる攪拌動力密度が小さすぎるため、溶銑鍋の底部の攪拌強化を目的とするガス攪拌の併用効果が得られない。一方、εｇ／εｉ＞０．１５の場合、ガスによる攪拌が強すぎて、インペラ３による攪拌渦を阻害し、脱硫石灰効率が低下してしまう。言い換えれば、ガスの吹き込みが強すぎて、脱硫剤をインペラによって溶銑中に効率良く巻き込むことができなくなる。
From the viewpoints of hot-water surface fluctuation, hot metal scattering suppression (spitting, splash) and desulfurized lime efficiency, it is considered that there is an optimal balance between stirring by the impeller and stirring by the gas. In the case of ε g / ε i <0.012, since the gas blowing is weak and the stirring power density by the gas is too small, the combined effect of gas stirring for the purpose of strengthening stirring at the bottom of the hot metal ladle cannot be obtained. On the other hand, when ε g / ε i > 0.15, the stirring by the gas is too strong, and the stirring vortex by the
以上、脱硫処理を行うにあたっては、脱硫剤のＣａＯの原単位は５ｋｇ／ｔ以上、精錬容器径Ｄ、羽根径ｄ及びガス吹き込みノズルの位置Ｐの関係は「ｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２」を満たし、ガス吹き込みノズルの個数ｎ及び隣接するガス吹き込みノズルの中心角θの関係は「３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０」を満たしている。また、溶銑の深さＨｍ、インペラの高さｂ及びインペラの浸漬位置ｈの関係は「０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍ」を満たし、ガスの最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘ、ガスの最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎの関係は「１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２」を満たし、さらに、インペラによる攪拌動力密度εｉ及びガスによる攪拌動力密度εｇの関係は「０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５」を満たしている。 As described above, in performing the desulfurization treatment, the basic unit of the desulfurizing agent CaO is 5 kg / t or more, and the relationship between the refining vessel diameter D, the blade diameter d, and the position P of the gas blowing nozzle is “d / 2 <P <D / 2. The relationship between the number n of the gas blowing nozzles and the central angle θ of the adjacent gas blowing nozzles satisfies “360 / n−30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30”. The relationship between the hot metal depth H m , the impeller height b, and the impeller immersion position h satisfies “0.2 ≦ h / H m <1−b / H m ”, and the maximum gas flow rate Q g of the gas. , Max and the minimum gas flow rate Qg, min of the gas satisfy “1 ≦ Qg, max / Qg, min ≦ 2,” and further, the stirring power density ε i by the impeller and the stirring power density ε g by the gas This relationship satisfies “0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15”.
さらに、本発明では、脱硫剤を添加（供給）していない時期に、溶銑中にガスを吹き込みながら脱硫処理を行うこととしている。言い換えれば、溶銑への脱硫剤の添加を終了してから、ガスの吹き込みを開始することとしている。
溶銑に添加した脱硫剤は溶銑中に巻き込ませて、反応に寄与させる必要があるが、添加時期にガスを吹き込んでしまうと、鉛直上向きのガス流れ（＝溶銑流れ）が強くなり、脱硫剤の巻き込みが十分に行われない虞がある。そのため、脱硫剤を供給中にはガスを吹かないこととしている。その後、インペラによる攪拌と、ガスによる攪拌との両者を行うことによって、攪拌の促進に加えて、脱硫剤の凝集を防止することができる。即ち、攪拌の経過と共に脱硫剤同士が接触して、初期粒径よりも粗大化するということ（凝集）を防止することができる。その結果、脱硫後半においても、脱硫剤と溶銑の接触面積が多く確保でき、脱硫剤の反応効率を高めることができる。なお、脱硫反応は還元反応であるため、溶銑攪拌用のガス種としては非酸化性ガス、不活性ガスとするのが望ましく、例えば、Ｎ２ガスを用いる。当然の如く、非酸化性ガスや不活性ガスであれば、吹き込みガスはＮ２に限定されない。
Furthermore, in the present invention, the desulfurization treatment is performed while blowing gas into the hot metal at the time when the desulfurizing agent is not added (supplied). In other words, the gas blowing is started after the addition of the desulfurizing agent to the hot metal is completed.
The desulfurization agent added to the hot metal must be involved in the hot metal and contribute to the reaction. However, if gas is blown in at the time of addition, the vertical upward gas flow (= hot metal flow) becomes stronger and the desulfurization agent There is a possibility that the entrainment is not performed sufficiently. Therefore, gas is not blown while supplying the desulfurizing agent. Thereafter, by performing both the stirring by the impeller and the stirring by the gas, the aggregation of the desulfurizing agent can be prevented in addition to the promotion of the stirring. That is, it is possible to prevent the desulfurization agents from coming into contact with each other with the progress of stirring and becoming coarser than the initial particle size (aggregation). As a result, even in the latter half of the desulfurization, a large contact area between the desulfurizing agent and the hot metal can be secured, and the reaction efficiency of the desulfurizing agent can be increased. Since the desulfurization reaction is a reduction reaction, it is desirable to use a non-oxidizing gas or an inert gas as the hot metal stirring gas species, for example, N 2 gas is used. As a matter of course, the blowing gas is not limited to N 2 as long as it is a non-oxidizing gas or an inert gas.
表１〜４は、本発明の脱硫方法で処理を行った実施例と、本発明とは異なる方法で処理を行った比較例とをまとめたものである。 Tables 1-4 summarize the examples treated with the desulfurization method of the present invention and the comparative examples treated with a method different from the present invention.
まず、実施例及び比較例の実施条件について説明する。
実操業では高炉等で製造された溶銑は溶銑鍋（取鍋）に装入されて脱硫処理されるが、溶銑鍋の代わりに高周波誘導溶解炉を用いた。高周波誘導溶解炉の炉内の直径（精錬容器径）Ｄは０．４０ｍであり、高さは１．００ｍである。溶銑（銑鉄）の装入量Ｗｍ、ｉは０．３ｔとした。溶解時の溶銑深さＨｍは０．３４ｍとした。なお、溶銑深さＨｍは、高
周波誘導溶解炉内の耐火物の損耗状況により若干変化するが、一律０．３４ｍとした。また、銑鉄の溶解時に生成した不純物のスラグは、攪拌処理開始前に取り除いた。
First, implementation conditions of Examples and Comparative Examples will be described.
In actual operation, hot metal produced in a blast furnace or the like is charged into a hot metal ladle (ladder) and desulfurized, but a high frequency induction melting furnace was used instead of the hot metal ladle. The diameter (smelting vessel diameter) D in the furnace of the high frequency induction melting furnace is 0.40 m, and the height is 1.00 m. The amount of molten iron (pig iron) W m, i was 0.3 t. The hot metal depth Hm at the time of melting was 0.34 m . The hot metal depth H m may vary slightly depending on wear status of the refractory of the high-frequency induction melting furnace, and a uniform 0.34 m. Moreover, the slag of impurities generated during the dissolution of pig iron was removed before the start of the stirring treatment.
インペラ３を炉内に挿入して、当該インペラ３を溶銑に浸漬させ、炉内の溶銑を攪拌した。インペラは、耐火物製インペラを使用した。インペラの羽根高さｂは０．１００ｍとした。機械式攪拌による溶銑脱硫方法（インペラ条件）に関しては、既述した従来技術以外にも多数あり、例えば、特開2011-256445、ISIJ Int., vol.50(2010)No.3, pp.403-410.などを参考に決定した。具体的には、インペラ羽根軸径ｃ＝０．０３２ｍ、インペラの羽根径ｄ＝０．１５０ｍ、インペラ羽根の枚数ｎｐ＝４、インペラの羽根のねじれ角、ξ＝π／２ｒａｄ、インペラの浸漬位置ｈ＝０．０５３〜０．２４０ｍ、インペラ回転数Ｎ＝２８０〜９００ｒｐｍ、インペラの攪拌時間τ＝７ｍｉｎとした。
The
また、実操業ではインペラ使用状況により羽根の耐火物部分が損耗し、インペラ形状が変わるため、毎回新品のインペラを使用し、形状変更の影響が無い条件で脱硫処理を実施した。また、インペラの浸漬位置ｈは、銑鉄の溶解前に測定した高周波炉底部と羽根下端の距離に基づき求めた。インペラ回転数Ｎは、インペラ回転中に非接触式デジタル回転計を用いて測定した。 In actual operation, the refractory parts of the blades were worn out depending on the usage of the impeller, and the shape of the impeller changed. Therefore, a new impeller was used every time and the desulfurization treatment was performed under the condition that the shape change was not affected. The impeller immersion position h was determined based on the distance between the bottom of the high-frequency furnace and the lower end of the blades measured before melting of pig iron. The impeller rotational speed N was measured using a non-contact digital tachometer during impeller rotation.
高周波炉底部の所定位置にガス吹き込みノズルを設置して、当該ガス吹き込みノズルからガスを吹き込み、炉内の溶銑を攪拌した。また、ガス吹き込みノズルの個数ｎ＝０〜４、ガス吹き込みノズルの位置Ｐ＝０．０２５〜０．１８０ｍ、隣接するガス吹き込みノズルの中心角θ＝９０〜１８０ｄｅｇとし、１個のノズル当たりの最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘ＝０〜０．０１５Ｎｍ３／ｍｉｎとし、１個のノズル当たりの最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎ＝０〜０．０１５Ｎｍ３／ｍｉｎとし、トータルガス流量Ｑｇ＝０〜０．０３０Ｎｍ３／ｍｉｎとした。また、ガス吹き込み深さＨｇは、溶銑深さＨｍと同じとし、ガス吹き込み中の各ノズルからのガス流量は独立制御で処理中を通じて一定値とした。 A gas blowing nozzle was installed at a predetermined position on the bottom of the high frequency furnace, gas was blown from the gas blowing nozzle, and the hot metal in the furnace was stirred. In addition, the number n of gas blowing nozzles n = 0 to 4, the position P of gas blowing nozzles P = 0.025 to 0.180 m, and the central angle θ of adjacent gas blowing nozzles θ = 90 to 180 deg. The gas flow rate Q g, max = 0 to 0.015 Nm 3 / min, the minimum gas flow rate Q g, min = 0 to 0.015 Nm 3 / min per nozzle, and the total gas flow rate Qg = 0 to 0. It was set to 030 Nm 3 / min. Further, gas blowing depth H g is the gas flow rate from the nozzles of the same city, in blowing gas hot metal depth H m was fixed value throughout the process with independent control.
実施例及び比較例では、インペラ３を溶銑に浸漬した状態で当該インペラ３の回転を開始した時点（回転開始、即ち、処理開始）を基準とし、当該回転開始から２分が経過するまでを「脱硫前半」とした。また、回転開始（処理開始）から２分を超えてからインペラの回転を停止するまでを「脱硫後半」とした。ガス吹き込みに関しては次に示す４つのパターンを用意し、いずれかのパターンで処理を行った。具体的には、脱硫前半は行わず且つ脱硫後半で行うパターン[（１）Ｑｇ，前半＝０、Ｑｇ，後半＞０]、脱硫前半及び脱硫後半の両方行わないパターン[（２）Ｑｇ，前半＝０、Ｑｇ，後半＝０]、脱硫前半及び脱硫後半の両方行うパターン[（３）Ｑｇ，前半＞０、Ｑｇ，後半＞０]、脱硫前半は行い且つ脱硫後半は行わないパターン[（４）Ｑｇ，前半＞０、Ｑｇ，後半＝０]のいずれかで処理を行うこととした。
In the examples and comparative examples, the time when the
脱硫剤は、石灰石をベースとして滓化促進剤や脱酸剤等を混合して使用するのが一般的である。実操業における生石灰−アルミ灰系を想定してプレミックス品を用いた。このような脱硫剤については、例えば、特許第３７７２７２５号公報、CAMP-ISIJ, vol25(2012), pp.317に開示されている。具体的には、脱硫剤の組成は、ＣａＯ濃度（ＣＣａＯ）＝８５質量％、Ａｌ２Ｏ３濃度＝１０質量％、Ａｌ濃度＝５質量％とした。脱硫剤の原単位Ｗｆｌｕｘは６〜１０ｋｇ／ｔとした。即ち、０．３ｔの溶銑に対して、１．８〜３．０ｋｇの脱硫剤を投入した。ＣａＯ原単位ＷＣａＯは、５．１〜８．５ｋｇ／ｔとした。なお、ＣａＯ原単位ＷＣａＯは、「ＷＣａＯ＝Ｗｆｌｕｘ・ＣＣａＯ／１００」の関係から求めた。脱硫剤は、インペラを回転後、上方から炉内に向けて投入した。 The desulfurizing agent is generally used by mixing a hatching accelerator, a deoxidizing agent and the like based on limestone. A premix product was used assuming a quick lime-aluminum ash system in actual operation. Such a desulfurizing agent is disclosed in, for example, Japanese Patent No. 3727725, CAMP-ISIJ, vol25 (2012), pp.317. Specifically, the composition of the desulfurization agent was CaO concentration (C CaO ) = 85 mass%, Al 2 O 3 concentration = 10 mass%, and Al concentration = 5 mass%. The basic unit W flux of the desulfurizing agent was 6 to 10 kg / t. That is, 1.8 to 3.0 kg of desulfurizing agent was added to 0.3 t of hot metal. The CaO basic unit W CaO was set to 5.1 to 8.5 kg / t. The CaO basic unit W CaO was obtained from the relationship of “W CaO = W flux · C CaO / 100”. The desulfurizing agent was charged into the furnace from above after rotating the impeller.
処理前の溶銑温度Ｔｍ，ｉは１５７３Ｋとした。高炉から出銑された溶銑は、一般的に
鋳床脱珪（任意）、溶銑予備処理（脱りん・脱硫）、転炉脱炭のプロセスを通る。ここで、脱硫反応は吸熱反応であり、高温ほど有利であるが、溶銑予備処理の順序や操業条件により低温溶銑となる場合がある。そのため、脱硫に不利な低温でも低硫溶銑を製造できることを想定として、処理前の溶銑温度Ｔｍ，ｉ＝１５７３Ｋとしている。なお、高周波炉の出力を測温しながら調整することによって、処理前の溶銑温度Ｔｍ，ｉが一定となるようにした。また、処理前（攪拌前）における溶銑中の［Ｃ］ｉは３．５０質量％とした。通常、高炉から出銑した溶銑中［Ｃ］は４．５０質量％程度であるが、脱硫工程の前に脱りん工程がある場合、脱りん反応と共に脱炭反応も進行する。脱硫反応は還元反応であり、低Ｏ２雰囲気ほど有利であるが、脱硫に不利な低Ｏ２雰囲気でも低硫溶銑を製造できることを想定として、３．５０質量％とした。
The hot metal temperature T m, i before treatment was 1573K. The hot metal discharged from the blast furnace generally passes through the processes of casting bed desiliconization (optional), hot metal pretreatment (dephosphorization / desulfurization), and converter decarburization. Here, the desulfurization reaction is an endothermic reaction, and the higher the temperature, the more advantageous. However, depending on the order of the hot metal pretreatment and the operating conditions, the low temperature hot metal may be obtained. Therefore, the hot metal temperature T m, i = 1573K before the treatment is assumed on the assumption that low-sulfur hot metal can be produced even at a low temperature unfavorable for desulfurization. In addition, the hot metal temperature Tm, i before processing was made constant by adjusting the output of the high frequency furnace while measuring the temperature. [C] i in the hot metal before treatment (before stirring) was 3.50% by mass. Normally, [C] in the hot metal discharged from the blast furnace is about 4.50% by mass. However, when there is a dephosphorization step before the desulfurization step, the decarburization reaction proceeds together with the dephosphorization reaction. The desulfurization reaction is a reduction reaction, and a lower O 2 atmosphere is more advantageous. However, assuming that a low sulfur hot metal can be produced even in a low O 2 atmosphere that is disadvantageous to desulfurization, the desulfurization reaction was set to 3.50% by mass.
処理前（攪拌前）における溶銑中の［Ｓ］ｉは３００ｐｐｍとした。通常、高炉から出銑した溶銑中［Ｓ］は３００ｐｐｍ以下であるが、［Ｓ］が高い場合にも対応できる条件として、［Ｓ］＝３００ｐｐｍとした。なお、直接還元法等で製造した鉄源を用いると、３００ｐｐｍ以上になることがあるが、この場合は、前述の脱硫剤の原単位を増加すればよい。また、溶銑の成分は、処理開始に入る直前の溶銑の一部を採取し、化学分析に供した。 [S] i in the hot metal before the treatment (before stirring) was 300 ppm. Normally, [S] in the hot metal discharged from the blast furnace is 300 ppm or less, but [S] = 300 ppm as a condition that can be used even when [S] is high. In addition, when the iron source manufactured by the direct reduction method etc. is used, it may become 300 ppm or more, but what is necessary is just to increase the basic unit of the above-mentioned desulfurization agent in this case. As for the hot metal component, a part of the hot metal immediately before the start of treatment was collected and subjected to chemical analysis.
処理後の溶銑温度Ｔｍ，ｆ＝１５６３〜１５７６Ｋとなった。溶銑温度Ｔｍ，ｆは攪拌処理の終了直後の溶銑の温度の値である。処理後の溶銑中［Ｃ］ｆは、３．４０〜３．５２質量％、処理後の溶銑中［Ｓ］ｆは、８〜１８０ｐｐｍとなった。
図２は、実施例の処理手順のイメージ図である。図２に示すように、まず、高周波誘導溶解炉に銑鉄を装入して銑鉄溶解を行い、成分調整を行った後に、インペラの予熱を行う。また、インペラの回転開始前、即ち、処理前に溶銑の測温及びサンプリングを行って、処理前における成分や温度を確認した。処理開始後は、脱硫前半に脱硫剤を添加して、脱硫剤の添加後であって脱硫後半にガス吹き込みを開始する。脱硫処理の処理時間τは７分とした。通常、特許第３７７２７２５号公報や特開２０１１−２５６４４５号公報等に示されているように、処理時間は１０〜１５分であるが、本発明では、短時間の処理が可能であるため、処理時間は７分とした。
The hot metal temperature T m, f after treatment was 1563 to 1576K. The hot metal temperature T m, f is the value of the hot metal temperature immediately after the end of the stirring treatment. [C] f in the hot metal after the treatment was 3.40 to 3.52% by mass, and [S] f in the hot metal after the treatment was 8 to 180 ppm.
FIG. 2 is an image diagram of the processing procedure of the embodiment. As shown in FIG. 2, first, pig iron is charged into a high-frequency induction melting furnace to melt the pig iron, and after adjusting the components, the impeller is preheated. In addition, the temperature and sampling of the hot metal were measured before the start of the impeller rotation, that is, before the treatment, and the components and temperature before the treatment were confirmed. After the treatment is started, a desulfurizing agent is added to the first half of the desulfurization, and after the desulfurizing agent is added, gas blowing is started in the second half of the desulfurization. The treatment time τ for the desulfurization treatment was 7 minutes. Normally, the processing time is 10 to 15 minutes as disclosed in Japanese Patent No. 3772725, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2011-256445, etc. However, in the present invention, since processing in a short time is possible, The time was 7 minutes.
さて、脱硫処理では、溶銑中［Ｓ］と石灰系（ＣａＯ）を含む脱硫剤とが反応して脱硫が進むため、反応式は、ＣａＯ＋［Ｓ］＝ＣａＳ＋［Ｏ］で表すことができる。石灰が効果的に脱硫反応に寄与したかを表す指標として、脱硫石灰効率η(S)caoを求め評価を行った。この脱硫石灰効率η(S)caoは、脱硫剤中の与えた石灰分に対して、溶銑中［Ｓ］との反応に使用された石灰分の割合である。脱硫石灰効率η(S)caoは、式（８）で求めることができる。 In the desulfurization treatment, since [S] in the hot metal and a desulfurization agent containing lime (CaO) react with each other and desulfurization proceeds, the reaction formula can be expressed by CaO + [S] = CaS + [O]. Desulfurized lime efficiency η (S) cao was determined and evaluated as an index indicating whether lime effectively contributed to the desulfurization reaction. This desulfurized lime efficiency η (S) cao is the ratio of the lime content used for the reaction with [S] in the hot metal to the lime content given in the desulfurization agent. The desulfurized lime efficiency η (S) cao can be obtained by equation (8).
実施例及び比較例では、脱硫速度ＫＳについても評価した。脱硫速度ＫＳは、ＫＳ＝Ｌｎ（［Ｓ］ｉ／［Ｓ］ｆ）／τで求めることができる。なお、実施例及び比較例においては、溶銑密度ρｍ＝６８００ｋｇ／ｍ３、重力加速度ｇ＝９．８ｍ／ｓ２、雰囲気圧力Ｐａ＝１．０１３×１０５Ｐａ（大気圧）、ガス温度Ｔｇ＝２９８Ｋ（常温）とした。
実施例１〜２８では、脱硫剤のＣａＯの原単位は５ｋｇ／ｔ以上、精錬容器径Ｄと羽根径ｄとガス吹き込みノズルの位置Ｐとの関係は、ｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２を満たしている。また、ガス吹き込みノズルの個数ｎとガス吹き込みノズルの中心角θとの関係は、３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０を満たしている。また、溶銑の深さＨｍとインペラの高さｂとインペラの浸漬位置ｈとの関係は、０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍを満たしている。さらに、最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘと最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎとの関係は、１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２を満たすと共に、インペラによる攪拌動力密度εｉとガスによる攪拌動力密度εｇとの関係は、０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５」を満たしている。また、ガス吹き込み時期の欄に示すように、脱硫剤を添加していない時期に、溶銑中にガスを吹き込みながら脱硫処理を行っている。
In the examples and comparative examples were also evaluated desulfurization rate K S. The desulfurization rate K S can be obtained by K S = Ln ([S] i / [S] f ) / τ. In Examples and Comparative Examples, hot metal density ρ m = 6800 kg / m 3 , gravity acceleration g = 9.8 m / s 2 , atmospheric pressure Pa = 1.03 × 10 5 Pa (atmospheric pressure), gas temperature T g = 298K (normal temperature).
In Examples 1 to 28, the basic unit of CaO of the desulfurization agent is 5 kg / t or more, and the relationship between the refining vessel diameter D, the blade diameter d, and the position P of the gas blowing nozzle satisfies d / 2 <P <D / 2. Satisfies. The relationship between the number n of gas blowing nozzles and the center angle θ of the gas blowing nozzles satisfies 360 / n-30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30. The relationship between the hot metal depth H m , the impeller height b, and the impeller immersion position h satisfies 0.2 ≦ h / H m <1−b / H m . Further, the relationship between the maximum gas flow rate Qg, max and the minimum gas flow rate Qg, min satisfies 1 ≦ Qg, max / Qg, min ≦ 2, and the stirring power density ε i by the impeller and the stirring by the gas The relationship with the power density ε g satisfies 0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15 ”. Further, as shown in the column of the gas blowing time, the desulfurization treatment is performed while blowing the gas into the hot metal at the time when the desulfurizing agent is not added.
次に、比較例について説明する。
図３は、実施例１〜３及び比較例２９〜３１における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例２９〜３１では、ガス吹き込みノズルの個数が零であって、ガス吹き込みノズルを設置していないため、脱硫剤の原単位Ｗｆｌｕｘがいずれの場合であっても比較例では脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。
Next, a comparative example will be described.
FIG. 3 is a diagram showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 1 to 3 and Comparative Examples 29 to 31. In Comparative Examples 29-31, since the number of gas blowing nozzles is zero and no gas blowing nozzles are installed, the desulfurization rate and the desulfurization are used in the comparative examples regardless of the desulfurization agent basic unit W flux. Lime efficiency was low compared to the examples.
図４は、実施例２、４、５及び比較例３０、３２における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３０、３２では、ガス吹き込みノズルの個数が２個未満であったため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。図５は、実施例２、６〜９及び比較例３３、３４における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３３、３４では、ガス吹き込みノズルの位置Ｐがｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２を満たしていないため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。 FIG. 4 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurization lime efficiency in Examples 2, 4, and 5 and Comparative Examples 30 and 32. In Comparative Examples 30 and 32, since the number of gas blowing nozzles was less than two, the desulfurization rate and desulfurization lime efficiency were lower than in the Examples. FIG. 5 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 2, 6 to 9, and Comparative Examples 33 and 34. In Comparative Examples 33 and 34, since the position P of the gas blowing nozzle did not satisfy d / 2 <P <D / 2, the desulfurization speed and the desulfurized lime efficiency were lower than in the examples.
図６は、実施例２、１０〜１２及び比較例３５〜３８における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３５〜３８では、ガス吹き込みノズルの個数ｎとガス吹き込みノズルの中心角θとの関係が３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０を満たしていないため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。図７は、実施例２、１３〜１６及び比較例３９、４０における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３９、４０では、溶銑の深さＨｍとインペラの高さｂとインペラの浸漬位置ｈとの関係が０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍを満たしていないため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。 FIG. 6 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 2, 10-12, and Comparative Examples 35-38. In Comparative Examples 35 to 38, since the relationship between the number n of the gas blowing nozzles and the central angle θ of the gas blowing nozzles does not satisfy 360 / n-30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30, the desulfurization speed and the desulfurized lime efficiency are implemented. Lower than the example. FIG. 7 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 2, 13 to 16, and Comparative Examples 39 and 40. In Comparative Examples 39 and 40, the relationship between the hot metal depth H m , the impeller height b, and the impeller immersion position h does not satisfy 0.2 ≦ h / H m <1-b / H m . The desulfurization rate and desulfurization lime efficiency were lower than in the examples.
図８は、実施例２、１７〜１９及び比較例４１、４２における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例４１、４２では、最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘと最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎとの関係が１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２を満たしていないため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。図９は、実施例２、２０〜２６及び比較例３０、４３〜４７における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３０、４３〜４７では、インペラによる攪拌動力密度εｉとガスによる攪拌動力密度εｇとの関係が０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５を満たしていないため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。 FIG. 8 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 2, 17 to 19 and Comparative Examples 41 and 42. In Comparative Examples 41 and 42, since the relationship between the maximum gas flow rate Qg, max and the minimum gas flow rate Qg, min does not satisfy 1 ≦ Qg, max / Qg, min ≦ 2, desulfurization speed and desulfurized lime Efficiency became low compared with the Example. FIG. 9 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurized lime efficiency in Examples 2, 20-26 and Comparative Examples 30, 43-47. In Comparative Examples 30, 43 to 47, since the relationship between the stirring power density ε i by the impeller and the stirring power density ε g by the gas does not satisfy 0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15, the desulfurization rate and The desulfurization lime efficiency became low compared with the Example.
図１０は、実施例２及び比較例３０、４８、４９における脱硫速度及び脱硫石灰効率を示した図である。比較例３０では、脱硫前半及び脱硫後半にガスを吹き込まず[Ｑｇ前半＝０、Ｑｇ後半＝０]、比較例４８では脱硫前半及び脱硫後半でガスを吹き込み[Ｑｇ前半＞０、Ｑｇ後半＞０]、比較例４９では脱硫前半はガスを吹き込み、脱硫後半はガスの吹き込みを行わない[Ｑｇ前半＞０、Ｑｇ後半＝０]である。即ち、比較例３０、４８、４９では、脱硫前半にガスの吹き込みを行わず、脱硫後半（脱硫剤の投入後）にガスの吹き込みを行う[Ｑｇ前半＝０、Ｑｇ後半＞０]でなため、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。 FIG. 10 is a graph showing the desulfurization rate and desulfurization lime efficiency in Example 2 and Comparative Examples 30, 48, and 49. In Comparative Example 30, no gas was blown into the first half of desulfurization and the second half of desulfurization [ Qg first half = 0, Qg second half = 0], and in Comparative Example 48, gas was blown in the first half of desulfurization and the second half of desulfurization [ first half of Qg> 0, Q In the comparative example 49, gas is blown in the first half of desulfurization, and gas is not blown in the second half of desulfurization [Q first half > 0, Q second half = 0]. That is, in Comparative Examples 30, 48, and 49, gas was not blown in the first half of desulfurization, and gas was blown in the second half of desulfurization (after the desulfurization agent was added) [Qg first half = 0, Qg second half > 0]. Therefore, the desulfurization rate and desulfurization lime efficiency were lower than in the examples.
比較例５０及び５１では、上述した本発明の条件を全て満たしていないため、当然の如く、脱硫速度及び脱硫石灰効率が実施例に比べて低くなった。
図１１は、実施例及び比較例の処理後の溶銑中の[Ｓ]を示した図である。図１１に示すように、実施例では、処理後の溶銑中の[Ｓ]を確実に５０ｐｐｍにすることができた。
以上、本発明によれば、インペラによる攪拌とガスによる攪拌の併用によって、操業阻害を起こすことなく、脱硫剤の反応効率を高め、短時間で低硫域（［Ｓ］≦５０ｐｐｍ）まで脱硫することができる。また、脱硫速度が大きいため、前後工程とのサイクルタイムのマッチングが良好となり、低硫溶銑を確実に高能率製造することが可能となる。また、従来のように蛍石を用いなくても、脱硫処理の短縮が図れるため、脱硫剤のフッ素レス化も実現可能である。
In Comparative Examples 50 and 51, since all the conditions of the present invention described above were not satisfied, the desulfurization rate and the desulfurized lime efficiency were naturally lower than in the Examples.
FIG. 11 is a diagram showing [S] in the hot metal after the treatment of Examples and Comparative Examples. As shown in FIG. 11, in the example, [S] in the hot metal after the treatment could be surely made 50 ppm.
As described above, according to the present invention, the combined use of impeller agitation and gas agitation improves the reaction efficiency of the desulfurizing agent without causing operation hindrance and desulfurizes to a low sulfur region ([S] ≦ 50 ppm) in a short time. be able to. Moreover, since the desulfurization speed is high, the matching of the cycle time with the preceding and succeeding processes is good, and it becomes possible to reliably produce the low sulfur hot metal with high efficiency. Further, since the desulfurization treatment can be shortened without using fluorite as in the prior art, the desulfurization agent can be made fluorine-free.
なお、今回開示された実施形態において、明示的に開示されていない事項、例えば、運転条件や操業条件、各種パラメータ、構成物の寸法、重量、体積などは、当業者が通常実施する範囲を逸脱するものではなく、通常の当業者であれば、容易に想定することが可能な事項を採用している。 It should be noted that matters not explicitly disclosed in the embodiment disclosed this time, such as operating conditions and operating conditions, various parameters, dimensions, weights, volumes, and the like of a component, deviate from the range normally practiced by those skilled in the art. However, matters that can be easily assumed by those skilled in the art are employed.
１ 機械式精錬装置
２ 溶銑鍋（精錬容器）
３ インペラ
３ａ 回転軸
３ｂ 羽根部
４ 底部
５ ガス吹き込みノズル
1
3
Claims (1)
前記脱硫剤のＣａＯの原単位は５ｋｇ／ｔ以上とされ、前記精錬容器径Ｄ、前記インペラに設けた羽根部の羽根径ｄ及び前記精錬容器の底部に設置したガス吹き込みノズルの位置Ｐは「ｄ／２＜Ｐ＜Ｄ／２」を満たし、前記ガス吹き込みノズルの個数ｎ及び隣接するガス吹き込みノズルの中心角θは「３６０／ｎ−３０≦θ≦３６０／ｎ＋３０」を満たし、
前記溶銑の深さＨｍ、インペラの高さｂ、インペラの浸漬位置ｈは、「０．２≦ｈ／Ｈｍ＜１−ｂ／Ｈｍ」を満たし、前記ガス吹き込みノズルからのガスの最大ガス流量Ｑｇ，ｍａｘ、ガスの最小ガス流量Ｑｇ，ｍｉｎは「１≦Ｑｇ，ｍａｘ／Ｑｇ，ｍｉｎ≦２」を満たし、前記インペラによる攪拌動力密度εｉ及び前記ガスによる攪拌動力密度εｇは「０．０１２≦εｇ／εｉ≦０．１５」を満たし、前記脱硫剤を添加していない時期に前記溶銑中にガスを吹き込みながら脱硫処理を行うことを特徴とする機械式攪拌とガス攪拌とを併用した溶銑の脱硫方法。 A method of performing a desulfurization treatment by adding a desulfurizing agent to hot metal in a refining vessel and rotating and stirring an impeller immersed in the hot metal,
The basic unit of CaO of the desulfurizing agent is 5 kg / t or more, the refining vessel diameter D, the blade diameter d of the blade provided in the impeller, and the position P of the gas blowing nozzle installed at the bottom of the refining vessel are “ d / 2 <P <D / 2 ”, the number n of the gas blowing nozzles and the central angle θ of the adjacent gas blowing nozzles satisfy“ 360 / n−30 ≦ θ ≦ 360 / n + 30 ”,
The hot metal depth H m , the impeller height b, and the impeller immersion position h satisfy “0.2 ≦ h / H m <1−b / H m ”, and the maximum gas from the gas blowing nozzle The gas flow rate Qg, max , the minimum gas flow rate Qg, min of the gas satisfies “1 ≦ Qg, max / Qg, min ≦ 2”, the stirring power density ε i by the impeller, and the stirring power density by the gas ε g satisfies “0.012 ≦ ε g / ε i ≦ 0.15”, and performs a desulfurization process while blowing gas into the hot metal when no desulfurizing agent is added. A hot metal desulfurization method using both stirring and gas stirring.
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| JP2018003042A (en) * | 2016-06-27 | 2018-01-11 | 新日鐵住金株式会社 | Molten steel desulfurization method |
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| KR102090215B1 (en) * | 2017-12-12 | 2020-03-17 | 주식회사 포스코 | Processing apparatus for molten metal |
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