JP5928095B2

JP5928095B2 - Method for refining molten iron

Info

Publication number: JP5928095B2
Application number: JP2012080174A
Authority: JP
Inventors: 新吾佐藤; 奥山　悟郎; 悟郎奥山; 内田　祐一; 祐一内田; 高橋　幸雄; 幸雄高橋; 菊池　直樹; 直樹菊池; 憲治中瀬; 三木　祐司; 祐司三木
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2012-03-30
Filing date: 2012-03-30
Publication date: 2016-06-01
Anticipated expiration: 2032-03-30
Also published as: JP2013209704A

Description

本発明は、バーナー機能を有する上吹きランスを用いてこの上吹きランスの先端下方に火炎を形成し、形成された火炎で粉状精錬剤を加熱しつつ加熱された該粉状精錬剤を反応容器内の溶融鉄に吹き付けて、上吹きランスから供給する精錬用酸化性ガスによって酸化精錬処理を溶融鉄に施す溶融鉄の精錬方法に関する。 The present invention uses an upper blowing lance having a burner function to form a flame below the tip of the upper blowing lance, and reacts the heated powder refining agent while heating the powder refining agent with the formed flame. The present invention relates to a molten iron refining method in which an oxidizing refining treatment is performed on molten iron by a refining oxidizing gas that is sprayed on molten iron in a container and supplied from an upper blowing lance.

環境保護の観点から、鉄鋼製造工程におけるＣＯ_２排出量の抑制が急務となってきている。ＣＯ_２排出量を削減するために、製鋼工程においては、鉄源として鉄スクラップなどの冷鉄源の使用量を増加させて溶銑の配合率を低下させるなどの対応が検討されかつ実施されている。冷鉄源の使用量を増加させる理由としては、鉄鋼製品の製造に際して、高炉での溶銑（溶融鉄）の製造では、鉄鉱石を還元し且つ溶融するための多大なエネルギーを要すると同時に多量のＣＯ_２を排出するのに対し、冷鉄源は溶解熱のみを必要とするに過ぎず、この冷鉄源を製鋼工程で多く利用すればするほど、エネルギー使用量及びＣＯ_２発生量をより抑えることができる点にある。溶融鉄とは、鉄源を溶解したものを意味し、例えば、高炉で製造された溶銑、電気炉で鉄スクラップを溶かした溶鋼、溶銑から脱炭精錬処理がなされた溶鋼をも幅広く意味する。 From the viewpoint of environmental protection, suppression of CO ₂ emissions in the steel manufacturing process has become an urgent task. In order to reduce CO ₂ emissions, measures such as increasing the amount of cold iron sources such as iron scrap as the iron source and lowering the hot metal content are being studied and implemented. . The reason for increasing the amount of cold iron used is that, in the production of steel products, the production of hot metal (molten iron) in a blast furnace requires a large amount of energy to reduce and melt iron ore and a large amount In contrast to exhausting CO ₂ , the cold iron source only requires heat of dissolution, and the more this cold iron source is used in the steelmaking process, the more energy consumption and CO ₂ generation will be reduced. There is a point that can be. Molten iron means a molten iron source, for example, molten iron produced in a blast furnace, molten steel obtained by melting iron scrap in an electric furnace, and molten steel that has been decarburized and refined from molten iron.

高炉と転炉との組み合わせからなる鉄鋼製造工程では、冷鉄源の溶解用熱源は、溶銑の有する顕熱、溶銑中の炭素及び珪素の燃焼熱が主体である。このため、この鉄鋼製造工程では、本来、多量の冷鉄源を溶解することはできない。しかも、溶銑に対して予備脱燐処理が実施されるようになり、この処理工程の追加に伴って溶銑の温度が低下する。更には、溶銑中の炭素及び珪素が予備脱燐処理で酸化して、それらの濃度が減少することは、冷鉄源を溶解させることに対して不利な要因となる。なお、溶銑の予備脱燐処理とは、転炉で脱炭精錬処理を行う前に、溶銑段階で予め脱燐処理を実施し、溶銑中の燐を或る程度除去する工程である。また、製鉄所における鉄鋼製造工程では、溶銑に限らず、例えば、溶銑に対して脱炭処理された後の溶鋼に対しても、脱燐処理などの酸化精錬処理が行われる。 In the steel manufacturing process consisting of a combination of a blast furnace and a converter, the heat source for melting the cold iron source is mainly sensible heat of the hot metal and the combustion heat of carbon and silicon in the hot metal. For this reason, in this steel manufacturing process, a large amount of cold iron sources cannot be dissolved originally. In addition, the preliminary dephosphorization treatment is performed on the hot metal, and the temperature of the hot metal decreases with the addition of this treatment step. Furthermore, the carbon and silicon in the hot metal are oxidized by the preliminary dephosphorization treatment and their concentration is reduced, which is a disadvantageous factor for dissolving the cold iron source. Note that the hot metal preliminary dephosphorization treatment is a step of removing phosphorus in the hot metal to some extent by performing dephosphorization treatment in advance in the hot metal stage before decarburization and refining treatment in the converter. Moreover, in the steel manufacturing process in a steelworks, not only hot metal, but also, for example, oxidative refining treatment such as dephosphorization treatment is performed on molten steel after decarburization treatment has been performed on molten iron.

そこで、予備脱燐処理や転炉での脱炭精錬処理、反応容器における酸化精錬処理において、溶融鉄の熱余裕を高める多数の方法が提案されている。例えば、特許文献１には、予備脱燐処理中の生成スラグ中に炭素源を添加するとともに、スラグ中に酸素源を吹き込んで、この炭素源を燃焼させ、この燃焼による燃焼熱を溶銑に着熱させる方法が提案されている。 Thus, many methods have been proposed for increasing the thermal margin of molten iron in preliminary dephosphorization processing, decarburization refining processing in a converter, and oxidation refining processing in a reaction vessel. For example, in Patent Document 1, a carbon source is added to generated slag during preliminary dephosphorization treatment, an oxygen source is blown into the slag, the carbon source is combusted, and the combustion heat from the combustion is attached to the hot metal. A method of heating has been proposed.

特許文献２には、脱燐などの冶金反応特性を改善するために、フラックスの滓化性を高める方法が開示されている。この方法は、酸素ガスの他に天然ガスなどの燃料ガスと生石灰などのフラックスを上吹きランスから供給し、フラックスを燃料ガスの燃焼火炎中を経由させることによって、溶融状態で溶銑に供給することを可能としている。 Patent Document 2 discloses a method for increasing the hatchability of flux in order to improve metallurgical reaction characteristics such as dephosphorization. In this method, in addition to oxygen gas, a fuel gas such as natural gas and a flux such as quicklime are supplied from the top blowing lance, and the flux is supplied to the molten iron in a molten state by passing through the combustion flame of the fuel gas. Is possible.

特開平９−０２０９１３号公報JP-A-9-020913 特開平１１−０８０８２５号公報JP-A-11-080825

ところで、溶銑などの溶融鉄は、転炉への搬送などのために、トピードカーや取鍋などの、転炉と比べてフリーボードが小さい反応容器に収容され得る。一般に、転炉では、脱炭処理が行われることを前提として、脱炭処理により発生するスプラッシュなどの影響を考慮してフリーボードが比較的大きく、２．０〜５．０ｍであり、前述の反応容器は、フリーボードが０．８〜２．２ｍである。実際の製鉄所における操業では、溶融鉄に対して、フリーボードが比較的に小さい反応容器でも脱燐処理などの酸化精錬処理が行われる。 By the way, molten iron such as hot metal can be accommodated in a reaction vessel having a smaller free board than a converter, such as a topped car or a ladle, for transportation to the converter. In general, in a converter, on the premise that decarburization processing is performed, the free board is relatively large, taking into account the influence of the splash generated by the decarburization processing, and is 2.0 to 5.0 m. The reaction vessel has a free board of 0.8 to 2.2 m. In the actual operation at a steel mill, oxidation refining treatment such as dephosphorization treatment is performed on molten iron even in a reaction vessel having a relatively small free board.

上記従来技術には次の問題点がある。特許文献１では、生成スラグ中に炭素源を添加することで、溶銑温度は上昇するが、炭素源に含有される硫黄の混入を招き、鋼中の硫黄濃度が高くなる。また、炭素源の燃焼時間を確保するために精錬時間が長くなり、製造コストが上昇するという問題がある。また更に、炭素源を燃焼させることから、ＣＯ_２の発生量が自ずと増加するという問題もある。加えて、反応容器と上吹きランスとの位置的な関係については特に考慮されていない。 The above prior art has the following problems. In patent document 1, although a hot metal temperature rises by adding a carbon source in production | generation slag, mixing of the sulfur contained in a carbon source is caused, and the sulfur concentration in steel becomes high. In addition, there is a problem that the refining time becomes long to ensure the combustion time of the carbon source, and the manufacturing cost increases. Furthermore, since the carbon source is burned, there is a problem that the amount of CO ₂ generated naturally increases. In addition, the positional relationship between the reaction vessel and the top blowing lance is not particularly considered.

特許文献２では、上吹きランスを用いた、転炉での吹錬に関しており、フリーボードが比較的に小さい反応容器での吹錬に関していない。溶融鉄の酸化精錬処理、例えば、脱燐処理において、反応容器は、転炉と比べてフリーボードが小さいことにより、特許文献２では、粉状精錬剤にバーナー火炎による熱が効果的に着熱しないことが考えられる。また、ランス高さ内で燃焼が完了せず、未燃の燃料ガスが溶融鉄の浴面に到達し、燃焼ガスの分解反応が起こることが予測される。この分解反応は吸熱反応であり、粉状精錬剤への着熱の観点から考えると、通常、脱燐処理などの酸化精錬処理には非常に不利な要因となる。 Patent Document 2 relates to blowing in a converter using an upper blowing lance, and does not relate to blowing in a reaction vessel having a relatively small free board. In oxidation refining treatment of molten iron, for example, dephosphorization treatment, the reaction vessel has a smaller free board than the converter, and in Patent Document 2, heat from the burner flame is effectively applied to the powder refining agent. It is possible not to. Further, it is predicted that the combustion is not completed within the lance height, and the unburned fuel gas reaches the molten iron bath surface and the decomposition reaction of the combustion gas occurs. This decomposition reaction is an endothermic reaction, and it is usually a very disadvantageous factor for oxidation refining treatment such as dephosphorization treatment from the viewpoint of heat arrival on the powdery refining agent.

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、バーナー機能を有する上吹きランスを用い、この上吹きランスの下端にバーナー火炎を形成させて、上吹きランスを介して粉状精錬剤をこの火炎で加熱しつつ、フリーボードが比較的に小さい反応容器内の溶融鉄に吹き付けて、脱燐処理などの酸化精錬処理を溶融鉄に施すにあたり、粉状精錬剤を効率良く加熱し、反応容器内の溶融鉄の熱余裕を高めることができる溶融鉄の精錬方法を提供することである。 The present invention has been made in view of the above circumstances, and its object is to use an upper blowing lance having a burner function, and to form a burner flame at the lower end of the upper blowing lance, through the upper blowing lance. While heating the powder refining agent with this flame and spraying it on the molten iron in the reaction vessel with a relatively small freeboard, the powder refining agent is used efficiently when subjecting the molten iron to oxidation refining treatment such as dephosphorization. It is to provide a method for refining molten iron that can be heated well and can increase the thermal margin of the molten iron in the reaction vessel.

上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
（１）粉状精錬剤供給流路と、燃料ガス供給流路と、燃料ガスの燃焼用酸化性ガス供給流路と、精錬用酸化性ガス供給流路とを別々に有する上吹きランスを用いて、前記燃料ガス供給流路から燃料ガスを供給し、かつ、前記燃焼用酸化性ガス供給流路から燃焼用酸化性ガスを供給して、反応容器に収容される溶融鉄の浴面に向けて前記上吹きランスのノズル前面に火炎を形成し、酸化鉄と石灰系媒溶剤と可燃性物質とのうちの少なくとも１種類を含む粉状精錬剤を、不活性ガスとともに前記粉状精錬剤供給流路から溶融鉄の浴面に向けて供給して、該粉状精錬剤を、前記火炎で加熱しながら、溶融鉄の浴面に向けて吹き付けつつ、前記精錬用酸化性ガス供給流路から溶融鉄の浴面に向けて精錬用酸化性ガスを供給する溶融鉄の精錬方法であって、燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとの流量比を下記の（１）式を満足するように、調整しつつ前記火炎を形成することを特徴とする溶融鉄の精錬方法。
１．０≦（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ≦５．０・・・（１）
但し、（１）式において、Ｇ：燃焼用酸化性ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）、
Ｆ：燃料ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）、
（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ：燃料ガスと、該燃料ガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化性ガスとの化学量論係数との比、である。
（２）燃焼用酸化性ガス吐出流速が下記の（２）式を満足するように、前記燃焼用酸化性ガス供給速度Ｇを調整することを特徴とする上記（１）に記載の溶融鉄の精錬方法。
１．０≦Ｖ_Ｇ／Ｃ≦３．０・・・（２）
但し、（２）式において、Ｖ_Ｇ：燃焼用酸化性ガスの吐出流速（Ｎｍ／秒）、
Ｃ：音速（Ｎｍ／秒）、である。
（３）前記溶融鉄が溶銑であり、前記精錬用酸化性ガスを供給して行う溶融鉄の精錬は、溶銑の脱燐処理であることを特徴とする上記（１）または上記（２）に記載の溶融鉄の精錬方法。 The gist of the present invention for solving the above problems is as follows.
(1) Using an upper blow lance having separately a powdery refining agent supply channel, a fuel gas supply channel, an oxidizing gas supply channel for combustion of fuel gas, and an oxidizing gas supply channel for refining The fuel gas is supplied from the fuel gas supply channel and the combustion oxidizing gas is supplied from the combustion oxidizing gas supply channel toward the bath surface of the molten iron accommodated in the reaction vessel. A flame is formed in front of the nozzle of the upper blowing lance, and the powdery refining agent containing at least one of iron oxide, lime-based solvent and combustible substance is supplied together with an inert gas. From the flow path to the molten iron bath surface, the powdery smelting agent is heated by the flame and sprayed toward the molten iron bath surface, from the refining oxidizing gas supply flow path. A method for refining molten iron that supplies oxidizing gas for refining toward the molten iron bath surface. The flow ratio of fuel gas and combustion oxidizing gas so as to satisfy the following equation (1), refining method of molten iron and forming the flame while adjusting.
1.0 ≦ (G / F) / (G / F) _st ≦ 5.0 (1)
However, in the formula (1), G: Combustion oxidizing gas supply rate (Nm ³ / min),
F: Fuel gas supply rate (Nm ³ / min),
(G / F) _st : Ratio of the stoichiometric coefficient between the fuel gas and the combustion oxidizing gas necessary for complete combustion of the fuel gas.
(2) The combustion oxidizing gas supply rate G is adjusted so that the combustion oxidizing gas discharge flow rate satisfies the following expression (2): Refining method.
1.0 ≦ V _G /C≦3.0 (2)
However, in the formula (2), V _G : discharge flow rate of combustion oxidizing gas (Nm / sec),
C: Sound velocity (Nm / sec).
(3) The above (1) or (2) is characterized in that the molten iron is hot metal, and the refining of molten iron performed by supplying the oxidizing gas for refining is dephosphorization of the hot metal. The molten iron refining method as described.

本発明によれば、その先端下方にバーナー火炎を形成するための上吹きランスの燃料ガス供給流路から供給される燃料ガスと、燃焼用酸化性ガス供給流路から供給される燃焼用酸化性ガスとの流量比を、燃料ガスと、該燃料ガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化性ガスとの化学量論係数との比に対して、所定の範囲となるように制御する。これにより、上吹きランス高さｄ（ｍ）と火炎長さｌ（ｍ）との比（ｌ／ｄ）が０．８以上１．２以下となるように設定することが可能となる。その結果、この火炎の熱を、上吹きランスから供給される粉状精錬剤に効果的に伝達させることができるため、加熱された粉状精錬剤によって、反応容器における溶融鉄の酸化精錬処理において、溶融鉄の熱余裕を向上させることが可能となる。また、溶融鉄への着熱効率が安定して高く維持するための加炭用の炭材などを削減でき、ＣＯ_２の排出量の低減という効果もある。 According to the present invention, the fuel gas supplied from the fuel gas supply flow path of the upper blowing lance for forming the burner flame below the tip thereof, and the combustion oxidizing property supplied from the combustion oxidizing gas supply flow path The flow rate ratio to the gas is controlled to be within a predetermined range with respect to the ratio between the fuel gas and the stoichiometric coefficient of the combustion oxidizing gas necessary for complete combustion of the fuel gas. . This makes it possible to set the ratio (l / d) between the top blowing lance height d (m) and the flame length l (m) to be 0.8 or more and 1.2 or less. As a result, the heat of this flame can be effectively transferred to the powdery refining agent supplied from the top blowing lance, so that the heated powdery refining agent can be used in the oxidation refining treatment of the molten iron in the reaction vessel. It is possible to improve the thermal margin of molten iron. Moreover, the carbonization material for carburizing etc. for maintaining the heat receiving efficiency to molten iron stably and highly can be reduced, and there is also an effect of reducing CO ₂ emission.

本発明を実施する際に用いる精錬設備を示す概略断面図である。It is a schematic sectional drawing which shows the refining equipment used when implementing this invention. 本発明を実施する際に用いる上吹きランスの概略拡大縦断面図である。It is a general | schematic expanded longitudinal cross-sectional view of the top blowing lance used when implementing this invention. プロパンガスと燃焼用酸素ガスとの流量比と、火炎長さ指数との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between the flow rate ratio of propane gas and combustion oxygen gas, and a flame length index. ランス高さｄに対する火炎長さｌの値（ｌ／ｄ）と、火炎長さｌとランス高さｄとが等しい場合（ｌ／ｄ＝１）を基準とした着熱量に対する、各値（ｌ／ｄ）における着熱量の値（着熱指数）との関係を示すグラフである。The values (l / d) of the flame length l with respect to the lance height d and the values (l / d) with respect to the amount of heat applied on the basis of the case where the flame length l and the lance height d are equal (l / d = 1) It is a graph which shows the relationship with the value (heat index) of the heat gain in / d.

本発明は、トピードカーや溶銑鍋、電気炉などのフリーボードが小さい反応容器に収容された溶融鉄に対して上吹きランスから精錬用酸化性ガスを供給して行う酸化精錬処理を対象としている。この酸化精錬処理としては、現在、溶銑及び溶鋼の脱燐処理及び溶銑の脱炭精錬処理などが行われており、本発明は、いずれの酸化精錬処理にも適用することができる。本発明を溶銑の脱炭精錬に適用する場合に、脱燐処理が施された溶銑に対して本発明を実施しても、脱燐処理が施されていない溶銑に対して本発明を実施してもどちらでも構わない。本発明を溶銑の脱燐処理に適用し、この脱燐処理によって精錬された溶銑を反応容器で脱炭精錬する際にも本発明を適用することができる。 The present invention is directed to an oxidation refining process performed by supplying a refining oxidizing gas from a top blowing lance to molten iron accommodated in a reaction vessel having a small free board such as a topped car, a hot metal ladle, or an electric furnace. Currently, hot metal and hot steel dephosphorization treatment, hot metal decarburization refining treatment, and the like are performed as this oxidation refining treatment, and the present invention can be applied to any oxidation refining treatment. When the present invention is applied to hot metal decarburization refining, the present invention is applied to hot metal that has not been dephosphorized even if the present invention is applied to hot metal that has been subjected to dephosphorization. But either is fine. The present invention can also be applied to the case where the present invention is applied to hot metal dephosphorization treatment, and the hot metal refined by this dephosphorization treatment is decarburized and refined in a reaction vessel.

本発明は、反応容器で、酸化精錬処理を溶融鉄に施す溶融鉄の精錬方法に関しているが、以下の実施形態では、溶融鉄の例として、高炉で製造された溶銑を代表とし、この溶銑の反応容器内での脱燐処理を例として、図面を参照して本発明を具体的に説明する。 The present invention relates to a molten iron refining method for subjecting molten iron to oxidative refining treatment in a reaction vessel.In the following embodiment, as an example of molten iron, hot metal produced in a blast furnace is used as a representative. The present invention will be specifically described with reference to the drawings by taking the dephosphorization treatment in the reaction vessel as an example.

図１は、本発明を実施する際に用いる精錬設備を示す概略断面図である。図１に示すように、精錬設備１は、反応容器２と、この反応容器２の内部に挿入され、上下方向に移動可能な上吹きランス３と有している。この反応容器２の内側には、耐火物が設けられている。上吹きランス３には、粉状精錬剤供給管４と、燃料ガス供給管５と、燃焼用酸化性ガス供給管６と、精錬用酸化性ガス供給管７と、上吹きランス３を冷却するための冷却水を供給及び排出するための冷却水給水管及び排水管（図示せず）とが接続されている。粉状精錬剤供給管４には、窒素ガス、Ａｒガスなどの不活性ガスとともに、酸化鉄、石灰系媒溶剤、可燃性物質のうちの少なくとも１種を含む粉状精錬剤２８が供給される。燃料ガス供給管５には、プロパンガス、液化天然ガス、コークス炉ガスなどのガス燃料が供給される。燃焼用酸化性ガス供給管６には、供給される燃料ガスを燃焼するための、酸素ガスや空気などの燃焼用酸化性ガスが供給される。燃焼用酸化性ガスとしては、一般的に酸素ガスが用いられる。精錬用酸化性ガス供給管７には、酸素ガスなどの精錬用酸化性ガスが供給される。精錬用酸化性ガスとしては、酸素ガス（工業用純酸素）、酸素富化空気、酸素ガスと希ガスとの混合ガスが用いられるが、一般的には、酸素ガスが使用される。図１では、燃焼用酸化性ガス及び精錬用酸化性ガスとして酸素ガスを供給している。 FIG. 1 is a schematic cross-sectional view showing a refining facility used in carrying out the present invention. As shown in FIG. 1, the refining equipment 1 has a reaction vessel 2 and an upper blowing lance 3 that is inserted into the reaction vessel 2 and is movable in the vertical direction. A refractory material is provided inside the reaction vessel 2. The upper blowing lance 3 cools the powdery refining agent supply pipe 4, the fuel gas supply pipe 5, the combustion oxidizing gas supply pipe 6, the refining oxidizing gas supply pipe 7, and the upper blowing lance 3. A cooling water supply pipe and a drain pipe (not shown) for supplying and discharging cooling water are connected. The powdery refining agent supply pipe 4 is supplied with a powdery refining agent 28 containing at least one of iron oxide, lime-based medium solvent, and combustible substance together with inert gas such as nitrogen gas and Ar gas. . Gas fuel such as propane gas, liquefied natural gas, coke oven gas, etc. is supplied to the fuel gas supply pipe 5. The combustion oxidizing gas supply pipe 6 is supplied with a combustion oxidizing gas such as oxygen gas or air for burning the supplied fuel gas. As the oxidizing gas for combustion, oxygen gas is generally used. The refining oxidizing gas supply pipe 7 is supplied with a refining oxidizing gas such as oxygen gas. As the oxidizing gas for refining, oxygen gas (industrial pure oxygen), oxygen-enriched air, or a mixed gas of oxygen gas and rare gas is used, but oxygen gas is generally used. In FIG. 1, oxygen gas is supplied as the oxidizing gas for combustion and the oxidizing gas for refining.

燃料ガスに代えて、重油、灯油などの炭化水素系の液体燃料を使用することも可能であるが、上吹きランス３の流路出口のノズルなどで目詰まりを起こす恐れがあるので、本実施形態では燃料ガス（気体燃料）を使用することが好ましい。気体燃料を使用すれば、ノズルなどの目詰まりを防止できるだけでなく、供給速度の調整が容易である、着火しやすいので失火を防止できるなどの利点がある。 It is possible to use hydrocarbon-based liquid fuels such as heavy oil and kerosene instead of fuel gas, but this may occur due to the possibility of clogging at the nozzle at the outlet of the flow path of the top blowing lance 3. In the form, it is preferable to use fuel gas (gaseous fuel). If gaseous fuel is used, there are advantages such that not only clogging of nozzles and the like can be prevented, but also the supply speed can be easily adjusted, and misfire can be prevented because ignition is easy.

上吹きランス３に接続されていない側の、粉状精錬剤供給管４の他端は、粉状精錬剤２８を収容したディスペンサー１３に接続されている。また、ディスペンサー１３は、粉状精錬剤搬送用ガス供給管４Ａに接続されている。粉状精錬剤搬送用ガス供給管４Ａを通ってディスペンサー１３に供給された不活性ガスが、ディスペンサー１３に収容された粉状精錬剤２８の搬送用ガスとして機能し、ディスペンサー１３に収容された粉状精錬剤２８は粉状精錬剤供給管４を通って上吹きランス３に供給され、上吹きランス３の先端から溶銑２６に向けて吹き付けることができるようになっている。図１では、粉状精錬剤２８の搬送用ガスとして窒素ガスが上吹きランス３に供給されている。 The other end of the powdery refining agent supply pipe 4 on the side not connected to the upper blowing lance 3 is connected to a dispenser 13 containing the powdery refining agent 28. Moreover, the dispenser 13 is connected to the powdery refining agent conveying gas supply pipe 4A. The inert gas supplied to the dispenser 13 through the powdery refining agent transfer gas supply pipe 4A functions as a transfer gas for the powdery refining agent 28 stored in the dispenser 13, and the powder stored in the dispenser 13 The fine smelting agent 28 is supplied to the upper blowing lance 3 through the powdery smelting agent supply pipe 4, and can be sprayed from the tip of the upper blowing lance 3 toward the hot metal 26. In FIG. 1, nitrogen gas is supplied to the upper blowing lance 3 as a conveying gas for the powdery refining agent 28.

図２は、本発明に係る上吹きランスの概略断面図である。図２に示すように、上吹きランス３は、円筒状のランス本体１４と、このランス本体１４の下端に溶接などにより接続された銅鋳物製のランスチップ１５とを有している。このランス本体１４は、最内管２０、仕切り管２１、内管２２、中管２３、外管２４、最外管２５の同心円形状の６種の鋼管、即ち６重管で構成されている。 FIG. 2 is a schematic cross-sectional view of an upper blowing lance according to the present invention. As shown in FIG. 2, the upper blow lance 3 has a cylindrical lance body 14 and a lance tip 15 made of a copper casting connected to the lower end of the lance body 14 by welding or the like. The lance body 14 is composed of six types of concentric steel pipes, that is, six-fold pipes, that is, an innermost pipe 20, a partition pipe 21, an inner pipe 22, an intermediate pipe 23, an outer pipe 24, and an outermost pipe 25.

粉状精錬剤供給管４は最内管２０に連通し、粉状精錬剤２８が搬送用ガスとともに最内管２０の内部を通過する。燃料ガス供給管５は仕切り管２１に連通し、プロパンガスなどの燃料ガスが最内管２０と仕切り管２１との間隙を通過する。燃焼用酸化性ガス供給管６は内管２２に連通し、燃料燃焼用酸化性ガスが仕切り管２１と内管２２との間隙を通過する。精錬用酸化性ガス供給管７は中管２３に連通し、精錬用酸化性ガスが内管２２と中管２３との間隙を通過する。冷却水給水管及び排水管はそれぞれ外管２４または最外管２５の何れか一方に連通しており、冷却水が中管２３と外管２４との間隙及び外管２４と最外管２５との間隙を通過する。冷却水が中管２３と外管２４との間隙及び外管２４と最外管２５との間隙を通過するとしたが、どちらを給水流路としても構わない。冷却水は、ランスチップ１５の位置で反転するように構成されている。 The powdery refining agent supply pipe 4 communicates with the innermost pipe 20, and the powdery refining agent 28 passes through the inside of the innermost pipe 20 together with the transfer gas. The fuel gas supply pipe 5 communicates with the partition pipe 21, and fuel gas such as propane gas passes through the gap between the innermost pipe 20 and the partition pipe 21. The combustion oxidizing gas supply pipe 6 communicates with the inner pipe 22, and the fuel combustion oxidizing gas passes through the gap between the partition pipe 21 and the inner pipe 22. The refining oxidizing gas supply pipe 7 communicates with the middle pipe 23, and the refining oxidizing gas passes through the gap between the inner pipe 22 and the middle pipe 23. Each of the cooling water supply pipe and the drain pipe communicates with either the outer pipe 24 or the outermost pipe 25, and the cooling water has a gap between the middle pipe 23 and the outer pipe 24 and the outer pipe 24 and the outermost pipe 25. Pass through the gap. Although the cooling water passes through the gap between the middle pipe 23 and the outer pipe 24 and the gap between the outer pipe 24 and the outermost pipe 25, either one may be used as the water supply flow path. The cooling water is configured to reverse at the position of the lance tip 15.

最内管２０の内部は、ランスチップ１５のほぼ軸心位置に配置された中心孔１６と連通し、最内管２０と仕切り管２１との間隙は、中心孔１６の周囲に円環状のノズルまたは同心円上の複数個のノズル孔として開口する燃料ガス噴射孔１７と連通し、仕切り管２１と内管２２との間隙は、燃料ガス噴射孔１７の周囲に円環状のノズルまたは同心円上の複数個のノズル孔として開口する燃焼用酸化性ガス噴射孔１８と連通し、そして、内管２２と中管２３との間隙は、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８の周辺に複数個設置された周囲孔１９と連通している。中心孔１６は、粉状精錬剤２８を搬送用ガスとともに吹き付けるためのノズル、燃料ガス噴射孔１７は、燃料ガスを噴射するためのノズル、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８は、燃料ガスを燃焼する酸化性ガスを噴射するためのノズル、周囲孔１９は、精錬用酸化性ガスを吹き付けるためのノズルである。すなわち、最内管２０の内部が粉状精錬剤供給流路３１となり、最内管２０と仕切り管２１との間隙が燃料ガス供給流路３２となり、仕切り管２１と内管２２との間隙が燃焼用酸化性ガス供給流路３３となり、内管２２と中管２３との間隙が精錬用酸化性ガス供給流路３４となっている。中管２３と外管２４との間隙及び外管２４と最外管２５との間隙は、冷却水の給水流路または排水流路となっている。言い換えると、上吹きランス３は、粉状精錬剤供給流路３１と、燃料ガス供給流路３２と、燃焼用酸化性ガス供給流路３３と、精錬用酸化性ガス供給流路３４とを別々に有しており、更に、冷却水の給水流路及び排水流路を有している。 The inside of the innermost tube 20 communicates with the center hole 16 disposed substantially at the axial center position of the lance tip 15, and the gap between the innermost tube 20 and the partition tube 21 is an annular nozzle around the center hole 16. Alternatively, the gap between the partition pipe 21 and the inner pipe 22 communicates with the fuel gas injection holes 17 that are opened as a plurality of concentric nozzle holes, and an annular nozzle or a plurality of concentric circles are formed around the fuel gas injection holes 17. The combustion oxidizing gas injection holes 18 opened as individual nozzle holes communicate with each other, and a plurality of gaps between the inner tube 22 and the intermediate tube 23 are provided around the combustion oxidizing gas injection holes 18. It communicates with the hole 19. The center hole 16 is a nozzle for spraying the powdery refining agent 28 together with the carrier gas, the fuel gas injection hole 17 is a nozzle for injecting fuel gas, and the combustion oxidizing gas injection hole 18 is for burning fuel gas. The nozzle for injecting the oxidizing gas and the peripheral hole 19 are nozzles for spraying the oxidizing gas for refining. That is, the inside of the innermost pipe 20 is a powdery refining agent supply flow path 31, the gap between the innermost pipe 20 and the partition pipe 21 is a fuel gas supply flow path 32, and the gap between the partition pipe 21 and the inner pipe 22 is A combustion oxidizing gas supply flow path 33 is formed, and a gap between the inner pipe 22 and the intermediate pipe 23 is a refining oxidizing gas supply flow path 34. The gap between the middle pipe 23 and the outer pipe 24 and the gap between the outer pipe 24 and the outermost pipe 25 serve as a cooling water supply channel or a drain channel. In other words, the top blowing lance 3 includes a powdery refining agent supply flow path 31, a fuel gas supply flow path 32, a combustion oxidizing gas supply flow path 33, and a refining oxidizing gas supply flow path 34 separately. And a cooling water supply channel and a drain channel.

中心孔１６はストレート形状のノズルで、周囲孔１９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るラバールノズルの形状を採っているが、中心孔１６も、ラバールノズル形状としても構わない。燃料ガス噴射孔１７及び燃焼用酸化性ガス噴射孔１８は円環のスリット状に開口するストレート型のノズル、または断面が円形のストレート形状のノズルである。ラバールノズルにおいて、縮小する部分と拡大する部分の２つの円錐体の境界である最も断面が狭い位置をスロートと呼んでいる。 The center hole 16 is a straight nozzle, and the peripheral hole 19 is in the shape of a Laval nozzle composed of two cones, a portion whose cross section is reduced and a portion where the cross section is enlarged, but the center hole 16 is also a Laval nozzle shape. It does not matter. The fuel gas injection holes 17 and the combustion oxidizing gas injection holes 18 are straight nozzles that open in the shape of an annular slit, or straight nozzles that have a circular cross section. In the Laval nozzle, the position where the cross section is the narrowest, which is the boundary between the two cones of the reduced portion and the enlarged portion, is called a throat.

この構成の精錬設備１を用い、溶銑の配合比率を下げ、冷鉄源の配合比率を高めるため、すなわち、溶銑（溶融鉄）の熱余裕を上げるために、本発明に係る脱燐処理を、以下に示すようにして溶銑２６に対して実施する。 Using the refining equipment 1 of this configuration, the dephosphorization treatment according to the present invention is performed in order to reduce the hot metal mixing ratio and increase the cold iron source mixing ratio, that is, to increase the thermal margin of the hot metal (molten iron), It carries out to the hot metal 26 as shown below.

まず、反応容器２の内部へ冷鉄源を装入する。使用する冷鉄源としては、製鉄所で発生する鋳片及び鋼板のクロップ屑や市中屑などの鉄スクラップ、磁力選別によってスラグから回収した地金、更には、冷銑、還元鉄などを使用することができる。冷鉄源の配合比率は、装入する全鉄源に対して５質量％以上とすることが好ましい（冷鉄源の配合比率(質量％)＝冷鉄源配合量×１００／(溶銑配合量＋冷鉄源配合量)）。冷鉄源の配合比率が５質量％未満では、生産性向上の効果が少ないのみならず、ＣＯ_２発生量の削減効果が少ないからである。冷鉄源の配合比率の上限は特に決める必要はなく、脱燐処理後の溶銑温度が目標範囲を維持できる上限まで添加することができる。 First, a cold iron source is charged into the reaction vessel 2. The cold iron source used is iron scrap such as slabs and steel plate crops and city scraps generated at steelworks, bullion recovered from slag by magnetic sorting, and cold iron, reduced iron, etc. can do. The blending ratio of the cold iron source is preferably 5% by mass or more based on the total iron source to be charged (mixing ratio of the cold iron source (mass%) = cold iron source blending amount × 100 / (molten iron blending amount). + Cold iron source blending amount)). This is because when the blending ratio of the cold iron source is less than 5% by mass, not only the effect of improving the productivity is small but also the effect of reducing the amount of CO ₂ generation is small. The upper limit of the blending ratio of the cold iron source does not need to be particularly determined, and the hot metal temperature after the dephosphorization treatment can be added up to an upper limit that can maintain the target range.

冷鉄源を反応容器２への装入後、溶銑２６を反応容器２へ装入する。用いる溶銑２６としてはどのような組成であっても処理することができる。予備脱燐処理の前に脱硫処理や脱珪処理が施されていてもよい。因みに、予備脱燐処理前の溶銑２６の主な化学成分は、炭素：３．８〜５．０質量％、珪素：０．３質量％以下、燐：０．０８〜０．２質量％、硫黄：０．０５質量％以下程度である。但し、予備脱燐処理時に反応容器２内で生成されるスラグ２７の量が多くなると脱燐効率が低下するので、炉内でのスラグ発生量を少なくして脱燐効率を高めるために、転炉で脱炭精錬する前の予備脱燐処理前に溶銑中の珪素を予め除去（「溶銑の脱珪処理」という）して、溶銑中の珪素濃度を０．２０質量％以下、望ましくは０．１０質量％以下まで予め低減しておくことが好ましい。また、溶銑温度は１２００〜１４００℃の範囲であれば問題なく脱燐処理することができる。脱珪処理を実施した場合には、脱珪処理時に生成したスラグを脱燐処理の前までに排滓する。 After the cold iron source is charged into the reaction vessel 2, the hot metal 26 is charged into the reaction vessel 2. The hot metal 26 used can be processed with any composition. A desulfurization process or a desiliconization process may be performed before the preliminary dephosphorization process. Incidentally, the main chemical components of the hot metal 26 before the preliminary dephosphorization treatment are: carbon: 3.8 to 5.0 mass%, silicon: 0.3 mass% or less, phosphorus: 0.08 to 0.2 mass%, Sulfur: About 0.05% by mass or less. However, if the amount of slag 27 produced in the reaction vessel 2 during the preliminary dephosphorization process increases, the dephosphorization efficiency decreases. Therefore, in order to reduce the amount of slag generation in the furnace and increase the dephosphorization efficiency, Before the preliminary dephosphorization treatment before decarburization and refining in the furnace, the silicon in the hot metal is removed in advance (referred to as “hot metal desiliconization treatment”), and the silicon concentration in the hot metal is 0.20 mass% or less, preferably 0 It is preferable to reduce it to 10% by mass or less in advance. Moreover, if the hot metal temperature is in the range of 1200 to 1400 ° C., dephosphorization can be performed without any problem. When the desiliconization process is performed, the slag generated during the desiliconization process is discharged before the dephosphorization process.

次いで、ディスペンサー１３に不活性ガスを供給し、粉状精錬剤２８を、上吹きランス３の中心孔１６から不活性ガスとともに溶銑２６の浴面に向けて吹き付ける。この粉状精錬剤２８の吹き付けに前後して、上吹きランス３の燃料ガス噴射孔１７から燃料ガスを噴射させるとともに燃焼用酸化性ガス噴射孔１８から酸素ガスなどの酸化性ガスを噴射させ、溶銑２６の浴面に向けて、上吹きランス３のノズル前面の下方に火炎を形成する。 Next, an inert gas is supplied to the dispenser 13, and the powdery refining agent 28 is sprayed toward the bath surface of the molten iron 26 together with the inert gas from the center hole 16 of the upper blowing lance 3. Before and after the spraying of the powdery refining agent 28, fuel gas is injected from the fuel gas injection hole 17 of the upper blowing lance 3 and oxidizing gas such as oxygen gas is injected from the combustion oxidizing gas injection hole 18. A flame is formed below the nozzle front surface of the upper blowing lance 3 toward the bath surface of the hot metal 26.

上吹きランス３の先端に火炎を発生させるにあたり、上吹きランス高さｄと火炎長さｌとの比（ｌ／ｄ）が０．８以上１．２以下となるように、下記の（１）式を満足する範囲で、上吹きランス３に供給する燃料ガス供給量と燃焼用酸化性ガス供給量とを調整して、すなわち、燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとの流量比と、音速に対する燃焼用酸化性ガス吐出流速とを所定の範囲となるように調整して火炎を発生させて、燃料ガスを反応容器のフリーボード内で完全燃焼させる。 In generating a flame at the tip of the upper blowing lance 3, the following (1) is set so that the ratio (l / d) of the upper blowing lance height d to the flame length l is 0.8 or more and 1.2 or less. The fuel gas supply amount and the combustion oxidizing gas supply amount supplied to the top blowing lance 3 are adjusted within a range satisfying the above formula (i.e., the flow rate ratio between the fuel gas and the combustion oxidizing gas, and the speed of sound). The combustion oxidizing gas discharge flow rate with respect to the fuel is adjusted to be within a predetermined range to generate a flame, and the fuel gas is completely burned in the free board of the reaction vessel.

１．０≦（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ≦５．０・・・（１）
Ｇ：上吹きランスの燃焼用酸化性ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）
Ｆ：上吹きランスの燃料ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）
（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ：燃料ガスと、該燃料ガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化性ガスとの化学量論係数との比。 1.0 ≦ (G / F) / (G / F) _st ≦ 5.0 (1)
G: Supply rate of oxidizing gas for combustion of top blowing lance (Nm ³ / min)
F: Fuel gas supply speed of top blowing lance (Nm ³ / min)
(G / F) _st : Ratio of the stoichiometric coefficient between the fuel gas and the oxidizing gas for combustion required for complete combustion of the fuel gas.

ここで、上吹きランス高さｄとは、静止時の溶銑２６の浴面から、鉛直方向に沿った上吹きランスのノズル前面の先端までの距離である。本発明における上吹きランス高さｄの想定値は、０．５〜２．０ｍの範囲である。溶銑２６が装入される精練容器におけるフリーボードの値が概ね０．５〜２．０ｍの範囲となるからである。尚、フリーボードとは、静止時の溶銑２６の浴面から反応容器の装入口までの高さ（距離）である。 Here, the top blowing lance height d is the distance from the bath surface of the hot metal 26 at rest to the tip of the nozzle front surface of the top blowing lance along the vertical direction. The assumed value of the top blowing lance height d in the present invention is in the range of 0.5 to 2.0 m. This is because the value of the free board in the scouring container in which the hot metal 26 is charged is generally in the range of 0.5 to 2.0 m. The free board is the height (distance) from the bath surface of the hot metal 26 when stationary to the inlet of the reaction vessel.

（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔの値が１．０を下回るまたは５．０を超えると、反応容器２内の溶銑２６の浴面に到達する前に燃料ガスが燃え尽きてしまう、または未燃の燃料が残存してしまい、粉状精錬剤２８への着熱効率が悪くなる。（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔの値が１．０以上５．０以下であれば、粉状精錬剤２８が上吹きランス３の先端から溶銑２６の浴面に到着するまでの距離である上吹きランス高さｄに対する、その間で形成される火炎長さｌの値（ｌ／ｄ）が０．８以上１．２以下となるように設定することが可能となる。上吹きランス高さｄと火炎長さｌとの比（ｌ／ｄ）が１に近く、火炎長さｌが上吹きランス高さｄに対して０．８以上１．２以下の範囲であれば、上吹きランスからの炎によって、火炎に消費される燃料が、粉状精錬剤２８を着熱させる目的に照らして効率良く消費されたといえ、かつ、後述する実験２によっても確認されるが、上吹きランスからの炎によって粉状精錬剤２８が効果的に着熱され、着熱効率が良好であるといえる。 When the value of (G / F) / (G / F) _st is less than 1.0 or exceeds 5.0, the fuel gas is burned out before reaching the bath surface of the hot metal 26 in the reaction vessel 2. Or unburned fuel remains, and the heat receiving efficiency to the powdery refining agent 28 deteriorates. (G / F) / (G / F) If the value of _st is 1.0 or more and 5.0 or less, the powdery refining agent 28 will reach the bath surface of the hot metal 26 from the tip of the top blowing lance 3. It is possible to set the value (l / d) of the flame length l formed between the upper blowing lance height d which is the distance to be 0.8 or more and 1.2 or less. The ratio (l / d) of the top blowing lance height d to the flame length l is close to 1, and the flame length l is in the range of 0.8 to 1.2 with respect to the top blowing lance height d. For example, it can be said that the fuel consumed by the flame is efficiently consumed by the flame from the top blowing lance in view of the purpose of heat-up the powdery refining agent 28, and is also confirmed by Experiment 2 described later. The powder refining agent 28 is effectively heated by the flame from the top blowing lance, and it can be said that the heat receiving efficiency is good.

上記の（１）式に加えて、燃焼用酸化性ガス吐出流速が下記の（２）式を満足する範囲で、燃焼用酸化性ガス供給速度Ｇを調整して火炎を発生させることが好ましい。 In addition to the above equation (1), it is preferable to generate a flame by adjusting the combustion oxidizing gas supply rate G within a range in which the combustion oxidizing gas discharge flow rate satisfies the following equation (2).

１．０≦Ｖ_Ｇ／Ｃ≦３．０・・・（２）
Ｖ_Ｇ：燃焼用酸化性ガスの吐出流速（Ｎｍ／秒）
Ｃ：音速（Ｎｍ／秒）
Ｖ_Ｇ／Ｃの値が１．０を下回ると、燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとの混合状態が悪くなり、フリーボードの小さい反応容器であっても、溶銑（溶融鉄）２６の浴面と上吹きランス３の先端との間の空間内で燃料ガスが完全燃焼しにくい。また、Ｖ_Ｇ／Ｃの値が３．０を超えると、燃料ガスが溶銑２６の浴面に到達する前に、燃え尽きやすく、粉状精錬剤２８への着熱効率が悪くなる。その結果、溶銑（溶融鉄）への着熱効率も悪くなり、熱余裕を向上させることが難しい。ひいては、溶銑２６（溶融鉄）に鉄スクラップなどの冷鉄源を加える場合には、その冷鉄源の配合比率を高めにくくなる。 1.0 ≦ V _G /C≦3.0 (2)
V _G : discharge velocity of oxidizing gas for combustion (Nm / sec)
C: Speed of sound (Nm / sec)
When the value of V _G / C is less than 1.0, the mixed state of the fuel gas and the oxidizing gas for combustion deteriorates, and the bath surface of the molten iron (molten iron) 26 even in a reaction board with a small free board It is difficult for the fuel gas to completely burn in the space between the top and the top of the top lance 3. On the other hand, if the value of V _G / C exceeds 3.0, the fuel gas is easily burned out before reaching the bath surface of the hot metal 26, and the efficiency of heat application to the powdery refining agent 28 is deteriorated. As a result, the efficiency of heat application to the molten iron (molten iron) also deteriorates and it is difficult to improve the heat margin. As a result, when a cold iron source such as iron scrap is added to the molten iron 26 (molten iron), it is difficult to increase the blending ratio of the cold iron source.

上記の（１）式及び（２）式を満足する条件で、燃料ガス及び燃焼用酸化性ガスを供給することで、燃料ガス噴射孔１７から供給される燃料と、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８から供給される燃焼用酸化性ガスとは、上吹きランス３の半径方向の全方位で近接しているので、各々干渉し合い、雰囲気温度が高いこともあって、点火装置がなくても燃焼限界範囲内にガス濃度が達した時点で燃焼し、上吹きランス３の下方に火炎が形成され、更には、溶鉄（溶融鉄）への更なる着熱効率の向上も期待できる。 By supplying the fuel gas and the oxidizing gas for combustion under the conditions satisfying the above expressions (1) and (2), the fuel supplied from the fuel gas injection hole 17 and the oxidizing gas injection hole for combustion Since the combustion oxidizing gas supplied from 18 is close in all directions in the radial direction of the upper blowing lance 3, they interfere with each other and the ambient temperature is high, so that there is no ignition device. Combustion occurs when the gas concentration reaches the combustion limit range, a flame is formed below the upper blowing lance 3, and further improvement in the efficiency of heat application to molten iron (molten iron) can be expected.

次に、上記の（１）式及び（２）式を満たすように、燃料ガス及び燃焼用酸化性ガスを供給し、かつ、燃焼用酸化性ガスの供給量を調整することで、ランス高さｄに合わせた火炎長さｌを形成することが可能であることを次の実験によって確認した。 Next, the lance height is adjusted by supplying the fuel gas and the oxidizing gas for combustion and adjusting the supply amount of the oxidizing gas for combustion so as to satisfy the above expressions (1) and (2). It was confirmed by the following experiment that it was possible to form a flame length l matched to d.

＜実験１＞
図１に示す精錬設備１と同様の反応容器設備を用いて、燃焼用酸化性ガス供給量（Ｎｍ^３／分）及び燃焼用酸化性ガスの噴出速度（吐出速度（Ｎｍ／秒））を変化させた場合の火炎長さを調査した。精錬設備１の反応容器２は、２００トンの溶融鉄を収容することができる。上吹きランス高さｄが０．５〜２．０ｍの範囲となる位置に上吹きランス３を配置した。同じ寸法を有するランス本体１４を複数用意し、それぞれ設計変更がなされた複数のランスチップ１５を用意した。 <Experiment 1>
Using the same reaction vessel equipment as the refining equipment 1 shown in FIG. 1, the combustion oxidizing gas supply amount (Nm ³ / min) and the combustion oxidizing gas ejection speed (discharge speed (Nm / sec)) are changed. The length of the flame was investigated. The reaction vessel 2 of the refining facility 1 can accommodate 200 tons of molten iron. The upper blowing lance 3 was disposed at a position where the upper blowing lance height d was in the range of 0.5 to 2.0 m. A plurality of lance bodies 14 having the same dimensions were prepared, and a plurality of lance tips 15 each having a design change were prepared.

複数のランスチップ１５は、中心孔が内径１１．５ｍｍであり、燃料ガス噴射孔が円環状スリットの隙間が１ｍｍであり、周囲孔はスロート径が４．３ｍｍの３孔ラバールノズルでランス中心軸に対して１５°の角度、つまりランス中心軸と同等の角度で配置されているという点でそれぞれ共通している。一方で、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８について、複数のランスチップ１５の各々は、設計変更がなされている。この燃焼用酸化性ガス噴射孔１８は円環状スリットの隙間であり、複数のランスチップ１５は、この隙間の幅が０．５ｍｍ〜１．５ｍｍの範囲のうちで、それぞれ異なる任意の寸法を有する。 The plurality of lance tips 15 has a center hole having an inner diameter of 11.5 mm, a fuel gas injection hole having an annular slit gap of 1 mm, and a peripheral hole having a throat diameter of 4.3 mm and a three-hole rubber nozzle at the center of the lance. They are common to each other in that they are arranged at an angle of 15 °, that is, at an angle equivalent to the central axis of the lance. On the other hand, with respect to the combustion oxidizing gas injection hole 18, each of the plurality of lance tips 15 has been changed in design. The combustion oxidizing gas injection hole 18 is a gap of an annular slit, and the plurality of lance tips 15 have arbitrary different dimensions within a range of the gap width of 0.5 mm to 1.5 mm. .

この複数のランスチップ１５と、複数のランス本体１４とをそれぞれ溶接して、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８の隙間が相異なる複数の上吹きランス３を準備した。このようにして、火炎の形成に際して、燃焼用酸化性ガスの同一流量（Ｎｍ^３／秒）においても、燃焼用酸化性ガスの噴出速度（吐出速度（Ｎｍ／秒））を変更させることが可能となった。 The plurality of lance tips 15 and the plurality of lance bodies 14 were respectively welded to prepare a plurality of upper blowing lances 3 having different gaps between the combustion oxidizing gas injection holes 18. In this way, when the flame is formed, it is possible to change the ejection speed (discharge speed (Nm / sec)) of the oxidizing gas for combustion even at the same flow rate (Nm ³ / sec) of the oxidizing gas for combustion. It became.

複数の上吹きランス３のうち、適宜１つの上吹きランス３を選択し、選択した上吹きランス３から、燃料ガスや燃料ガス燃焼用酸化性ガスの気体を供給して上吹きランス３の下端部に火炎を形成した。粉状精錬剤は、上吹きランス３の中心の円形ストレート型の中心孔から、燃料ガスは円環状（リング状）の燃料ガス噴射孔から、燃料ガスの燃焼用酸化性ガスは円環状（リング状）の燃焼用酸化性ガス噴射孔から、精錬用酸化性ガスは同心円上に配置した複数個のラバールノズル型の周囲孔から反応容器２内に供給した。このようにして、複数回、火炎を形成した。 One upper blowing lance 3 is appropriately selected from among the plurality of upper blowing lances 3, and fuel gas or oxidizing gas for fuel gas combustion is supplied from the selected upper blowing lance 3 to lower the upper blowing lance 3. A flame was formed in the part. The powdery refining agent is from the center hole of the circular straight type at the center of the top blowing lance 3, the fuel gas is from the annular (ring-shaped) fuel gas injection hole, and the oxidizing gas for combustion of the fuel gas is annular (ring) The oxidizing gas for refining was supplied into the reaction vessel 2 from a plurality of Laval nozzle type peripheral holes arranged concentrically. In this way, a flame was formed a plurality of times.

燃料ガスとしてはプロパンガス（発熱量：１００．５ＭＪ／Ｎｍ^３）を用い、プロパンガスの供給流量（供給速度）Ｆは、１．０Ｎｍ^３／分とした。燃料ガス燃焼用酸化性ガス及び精錬用酸化性ガスとしては、酸素ガスを用いた。燃料ガス燃焼用酸化性ガスの供給流量（供給速度）Ｇは５Ｎｍ^３／分〜８．８Ｎｍ^３／分、精錬用酸化性ガスの供給流量は４６．２ｍ^３／分〜５０Ｎｍ^３／分とし、反応容器２に吹き込んだ全酸素の供給流量は５５Ｎｍ^３／分と一定にした。プロパンガスと、このプロパンガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化性ガスとの化学量論値との比の値（Ｇ／Ｆ）_ｓｔは、５．０となった。また、燃焼用酸化性ガスの吐出流速を音速以上とした。 Propane gas (calorific value: 100.5 MJ / Nm ³ ) was used as the fuel gas, and the supply flow rate (supply speed) F of propane gas was 1.0 Nm ³ / min. Oxygen gas was used as the oxidizing gas for fuel gas combustion and the oxidizing gas for refining. The supply flow rate (supply rate) G of the oxidizing gas for fuel gas combustion is 5 Nm ³ / min to 8.8 Nm ³ / min, the supply flow rate of the oxidizing gas for refining is 46.2 m ³ / min to 50 Nm ³ / min, The supply flow rate of total oxygen blown into the reaction vessel 2 was kept constant at 55 Nm ³ / min. The value (G / F) _st of the ratio between the propane gas and the stoichiometric value of the combustion oxidizing gas necessary for complete combustion of the propane gas was 5.0. Moreover, the discharge flow rate of the oxidizing gas for combustion was set to be higher than the sound velocity.

上吹きランス３から燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとを吹き込み、安定的な火炎を形成させた後、各条件における火炎長さを目視にて測定した。測定結果を図３に示す。図３中の横軸の「（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ」は、（Ｇ／Ｆ）_ｓｔに対する、プロパンガスと、燃焼用酸化性ガスとの流量比である。図３中の縦軸の「火炎長さ指数」は、ｌと、化学量論比での火炎長さｌ_ｓｔとの比「ｌ／ｌ_ｓｔ」を意味する。（Ｇ／Ｆ）_ｓｔにおける、プロパンガスの供給流量（供給速度）Ｆは、１．０Ｎｍ^３／分であり、燃料ガス燃焼用酸化性ガスの供給流量（供給速度）Ｇは、５．０Ｎｍ^３／分であった。この場合の火炎長さは１．２ｍであった。 After injecting fuel gas and combustion oxidizing gas from the top blowing lance 3 to form a stable flame, the flame length in each condition was measured visually. The measurement results are shown in FIG. “(G / F) / (G / F) _st ” on the horizontal axis in FIG. 3 is a flow ratio of propane gas and combustion oxidizing gas to (G / F) _st . The “flame length index” on the vertical axis in FIG. 3 means the ratio “l / l _st ” between l and the flame length l _st in stoichiometric ratio. (G / F) The supply flow rate (supply rate) F of propane gas at _st is 1.0 Nm ³ / min, and the supply flow rate (supply rate) G of the oxidizing gas for fuel gas combustion is 5.0 Nm ³ / Min. In this case, the flame length was 1.2 m.

図３に示すように、燃焼用酸化性ガスの供給量を変化させ、かつ燃焼用酸化性ガスの吐出流速を音速以上とすることによって、燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとが完全燃焼する理論燃焼時の火炎の長さに対する、火炎長さの値が変化することが分かった。結果的に、（Ｇ／Ｆ）_ｓｔのときの火炎長さｌが０．９ｍであり、上吹きランス高さｄが０．８ｍであるため、燃焼用酸化性ガスの供給量を調整することによって、ランス高さに合わせた適正な火炎長さを形成することが可能であると言える。 As shown in FIG. 3, the theory that the fuel gas and the oxidizing gas for combustion are completely burned by changing the supply amount of the oxidizing gas for combustion and setting the discharge flow rate of the oxidizing gas for combustion to the speed of sound or more. It was found that the flame length value changed with respect to the flame length during combustion. As a result, since the flame length l at (G / F) _st is 0.9 m and the top blowing lance height d is 0.8 m, the supply amount of the oxidizing gas for combustion should be adjusted. Therefore, it can be said that it is possible to form an appropriate flame length according to the lance height.

次に、上記の実験１における理論燃焼比「（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ＝１」の条件において、上吹きランス高さｄを変更し、溶銑への着熱挙動を調査した（実験２）。 Next, under the condition of the theoretical combustion ratio “(G / F) / (G / F) _st = 1” in Experiment 1 above, the top blowing lance height d was changed and the heat deposition behavior on the hot metal was investigated. (Experiment 2).

＜実験２＞
理論燃焼比が１である場合には、理論燃焼比「（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ＝１」とした以外は実験１と同様の条件で、燃料ガスや燃料ガス燃焼用酸化性ガスの気体を供給して上吹きランス３の下端部に火炎を形成した。（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ＝１の場合には、ｌ＝０．９ｍとなる。粉状精錬剤に着熱させた。上吹きランス高さｄが変更されている各条件における、溶銑への着熱量は、溶鉄の温度上昇から算出した。ランス高さｄに対する火炎長さｌの値（ｌ／ｄ）と、火炎長さｌとランス高さｄとが等しい場合（ｌ／ｄ＝１）を基準とした着熱量に対する、各値（ｌ／ｄ）における着熱量の値（着熱指数）との関係を図４に示す。火炎による着熱された粉状精錬剤による溶銑への着熱が、着熱指数０．８を超えると一応、効率のよい着熱が達成されたと想定するが、図４によれば、そのような（ｌ／ｄ）の値は、０．８〜１．２の範囲となったことが確認される。 <Experiment 2>
When the theoretical combustion ratio is 1, the fuel gas and the oxidation for fuel gas combustion are performed under the same conditions as in Experiment 1 except that the theoretical combustion ratio is “(G / F) / (G / F) _st = 1”. A gas of a sex gas was supplied to form a flame at the lower end of the upper blowing lance 3. When (G / F) / (G / F) _st = 1, l = 0.9 m. The powdery refining agent was heated. The amount of heat applied to the hot metal in each condition where the top blowing lance height d was changed was calculated from the temperature rise of the molten iron. The values (l / d) of the flame length l with respect to the lance height d and the values (l / d) with respect to the amount of heat applied on the basis of the case where the flame length l and the lance height d are equal (l / d = 1) FIG. 4 shows the relationship with the value of the amount of heat received (/ heat index) in / d). Assuming that heat is applied to the hot metal by the powdered smelting agent that has been heated by the flame, when the heat index exceeds 0.8, it is assumed that efficient heat is achieved. According to FIG. It is confirmed that the value of (l / d) is in the range of 0.8 to 1.2.

中心孔１６から不活性ガスとともに噴射される粉状精錬剤２８は、形成される火炎の熱を受けて加熱または加熱・溶融し、加熱されまたは溶融した状態で溶銑２６の浴面に吹き付けられる。これにより、溶銑２６に粉状精錬剤２８の熱が着熱し、溶銑２６の温度が上昇して、添加した冷鉄源の溶解が促進される。 The powdery refining agent 28 injected together with the inert gas from the center hole 16 is heated or heated / melted by the heat of the formed flame, and is sprayed onto the bath surface of the hot metal 26 in the heated or molten state. As a result, the heat of the powdery refining agent 28 is applied to the molten iron 26, the temperature of the molten iron 26 is increased, and the dissolution of the added cold iron source is promoted.

また、その際に、上吹きランス３の周囲孔１９から、酸素ガスなどの精錬用酸化性ガスを溶銑２６の浴面に向けて吹き付ける。溶銑２６の脱燐反応は、溶銑中の燐が酸化性ガスまたは酸化鉄と反応して燐酸化物（Ｐ_２Ｏ_５）を形成し、この燐酸化物が石灰系媒溶剤の滓化によって形成されるスラグ２７に吸収されることで進行する。しかも、石灰系媒溶剤の滓化が促進されるほど脱燐速度が速くなる。従って、粉状精錬剤２８としては、生石灰（ＣａＯ）、石灰石（ＣａＣＯ_３）、消石灰（Ｃａ（ＯＨ）_２）などの石灰系媒溶剤を使用することが好ましい。生石灰に蛍石（ＣａＦ_２）またはアルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）を滓化促進剤として混合したものを石灰系媒溶剤として使用することもできる。また、溶銑２６の脱炭吹錬工程で生成する転炉スラグ（ＣａＯ−ＳｉＯ_２系スラグ）を石灰系媒溶剤の全部または一部として使用することもできる。 At that time, refining oxidizing gas such as oxygen gas is blown toward the bath surface of the hot metal 26 from the peripheral hole 19 of the upper blowing lance 3. In the dephosphorization reaction of the hot metal 26, phosphorus in the hot metal reacts with an oxidizing gas or iron oxide to form a phosphor oxide (P ₂ O ₅ ), and this phosphor oxide is formed by the incubation of the lime-based solvent. It progresses by being absorbed by the slag 27. In addition, the rate of dephosphorization increases as the hatching of the lime-based medium solvent is promoted. Therefore, as the powdery refining agent 28, it is preferable to use a lime-based medium solvent such as quick lime (CaO), limestone (CaCO ₃ ), and slaked lime (Ca (OH) ₂ ). A mixture of quicklime with fluorite (CaF ₂ ) or alumina (Al ₂ O ₃ ) as a hatching accelerator can be used as the lime-based solvent. It is also possible to use converter slag produced in the decarburization blowing process of the molten iron 26 (CaO-SiO ₂ slag) as all or part of the lime-based medium solvent.

粉状精錬剤２８として溶銑２６の浴面に吹き付けられた石灰系媒溶剤は直ちに滓化してスラグ２７を形成し、また、供給された精錬用酸化性ガスと溶銑中の燐とが反応して燐酸化物が形成される。形成した燐酸化物が滓化したスラグ２７に迅速に吸収されて、溶銑２６の脱燐反応が速やかに進行する。石灰系媒溶剤を粉状精錬剤２８として使用しない場合には、石灰系媒溶剤をホッパーなどから別途上置き投入する。 The lime-based solvent sprayed as the powder refining agent 28 onto the bath surface of the hot metal 26 immediately hatches to form slag 27, and the supplied oxidizing gas for refining reacts with phosphorus in the hot metal. Phosphorus oxide is formed. The formed phosphorous oxide is rapidly absorbed by the hatched slag 27, and the dephosphorization reaction of the hot metal 26 proceeds promptly. When the lime-based medium solvent is not used as the powdery refining agent 28, the lime-based medium solvent is put on top separately from a hopper or the like.

粉状精錬剤２８として、鉄鉱石やミルスケールなどの酸化鉄を使用した場合には、酸化鉄は酸素源として機能し、溶鋼中の燐と反応して脱燐反応が進行する。また、酸化鉄が石灰系媒溶剤と反応して石灰系媒溶剤の表面にＦｅＯ−ＣａＯの化合物が形成され、石灰系媒溶剤の滓化が促進され、脱燐反応が促進される。酸化鉄として高炉ダストや転炉ダストなどの可燃性物質を含有するものを使用した場合には、可燃性物質が火炎により燃焼し、上記に加えて可燃性物質の燃焼熱が溶銑２６の加熱に寄与する。 When iron oxide such as iron ore or mill scale is used as the powder refining agent 28, the iron oxide functions as an oxygen source, and reacts with phosphorus in the molten steel to advance a dephosphorization reaction. Further, the iron oxide reacts with the lime-based medium solvent to form a FeO-CaO compound on the surface of the lime-based medium solvent, which promotes the hatching of the lime-based medium solvent and promotes the dephosphorization reaction. When iron oxide containing combustible material such as blast furnace dust or converter dust is used, the combustible material is burned by the flame, and in addition to the above, the combustion heat of the combustible material is used to heat the hot metal 26. Contribute.

また、粉状精錬剤２８として、アルミ灰（Ａｌの地金やスクラップを溶解炉で溶かした時に、Ａｌと空気中の酸素とが反応して生成した、金属Ａｌを３０〜５０質量％含有するＡｌ酸化物）やコークスなどの可燃性物質を使用した場合には、可燃性物質が火炎により燃焼し、燃料の燃焼熱に加えて可燃性物質の燃焼熱が溶銑２６の加熱に寄与する。粉状精錬剤２８として、石灰系媒溶剤、酸化鉄及び可燃性物質を混合したものを使用する場合には、それぞれの効果を並行して得ることができる。 Further, as the powder refining agent 28, aluminum ash (containing 30 to 50% by mass of metal Al produced by reaction of Al and oxygen in the air when Al ingot or scrap is melted in a melting furnace). When a flammable substance such as (Al oxide) or coke is used, the flammable substance is burned by the flame, and the combustion heat of the flammable substance contributes to the heating of the hot metal 26 in addition to the combustion heat of the fuel. When using a mixture of a lime-based medium solvent, iron oxide and a combustible substance as the powdery refining agent 28, the respective effects can be obtained in parallel.

上吹ランス３からの火炎によって加熱されているまたは加熱されることによって溶融している粉状精錬剤２８の熱が溶銑２６に伝達する。更には、溶銑２６の上方に存在する、上吹きランス先端の火炎の燃焼熱が溶銑２６に伝達する。これらの溶銑２６に伝達する熱に加えて溶銑２６が激しく攪拌されることも相まって、溶銑中の冷鉄源の溶解が促進される。装入した冷鉄源の溶解が脱燐処理を行っている間に終了する。 The heat of the powdery refining agent 28 heated by the flame from the upper blowing lance 3 or melted by the heating is transferred to the hot metal 26. Furthermore, the combustion heat of the flame at the tip of the upper blowing lance existing above the hot metal 26 is transmitted to the hot metal 26. In addition to the heat transmitted to the hot metal 26, the hot metal 26 is vigorously stirred, and the melting of the cold iron source in the hot metal is promoted. Dissolution of the charged cold iron source is completed during the dephosphorization process.

その後、溶銑２６の燐濃度が目的とする値かそれ以下になったなら、上吹きランス３から溶銑２６への全ての供給を停止して脱燐処理を終了する。 Thereafter, when the phosphorus concentration in the hot metal 26 becomes the target value or less, all the supply from the top blowing lance 3 to the hot metal 26 is stopped, and the dephosphorization process is ended.

以上説明したように、本発明によれば、上吹きランス先端下方にバーナー火炎を形成するための燃料ガスの、燃料ガス噴射孔１２における単位断面積あたりの投入熱量を制御し、かつ、酸素ガスの供給量を適正に制御することで、様々なランス高さに応じて、ランス高さ以下の火炎長さに制御することが可能となる。その結果、上吹きランス３を介して反応容器２内に供給される粉状精錬剤２８を溶銑２６の浴面に到達するまでの間、連続的に安定して加熱することが実現され、粉状精錬剤２８の熱は溶銑２６に確実に着熱するので、溶銑２６の熱余裕が向上する。精錬設備１における溶融鉄として溶銑２６を用い、この溶銑２６に対する酸化精錬処理において、鉄スクラップなどの冷鉄源の配合比率を大幅に増大することが実現される。 As described above, according to the present invention, the amount of heat input per unit sectional area in the fuel gas injection hole 12 of the fuel gas for forming the burner flame below the top blowing lance tip is controlled, and the oxygen gas By appropriately controlling the supply amount of, it becomes possible to control the flame length below the lance height according to various lance heights. As a result, continuous and stable heating of the powdery refining agent 28 supplied into the reaction vessel 2 through the top blowing lance 3 until reaching the bath surface of the hot metal 26 is realized. Since the heat of the refining agent 28 is surely applied to the hot metal 26, the thermal margin of the hot metal 26 is improved. In the refining equipment 1, the hot metal 26 is used as molten iron. In the oxidative refining process for the hot metal 26, it is realized that the blending ratio of the cold iron source such as iron scrap is greatly increased.

本発明は、反応容器における溶融鉄の酸化精錬に関するものであり、例えば、溶銑２６を転炉で脱炭処理して溶鋼を得て、その溶鋼を別の反応容器に移し、その別の反応容器で溶鋼を酸化精錬することにも適用することが可能である。本発明によって、溶銑及び溶鋼などの溶融鉄の熱余裕が向上する。 The present invention relates to oxidation refining of molten iron in a reaction vessel. For example, molten iron 26 is decarburized in a converter to obtain molten steel, and the molten steel is transferred to another reaction vessel. It can also be applied to oxidative refining of molten steel. By this invention, the thermal margin of molten iron, such as hot metal and molten steel, improves.

前述の実験１，２と同様の寸法を有する精錬設備１及び、前述の実験と同様に複数の上吹きランス３を用いて、精錬設備１に溶銑２６と鉄スクラップを装入し、ランス高さを調整して、上吹きランス３を反応容器２に挿入し、複数回の脱燐吹錬（溶銑の予備脱燐処理）を行った。 Using the refining equipment 1 having the same dimensions as the above-described experiments 1 and 2 and the plurality of top blowing lances 3 as in the above-described experiment, the hot metal 26 and iron scrap are charged into the refining equipment 1 and the lance height is increased. Then, the top blowing lance 3 was inserted into the reaction vessel 2 and subjected to dephosphorization blowing (preliminary dephosphorization of hot metal) a plurality of times.

上吹きランス３には、前述の実験と同様の条件で、燃料としてはプロパンガスを供給し、かつ、燃焼用酸化性ガス及び精錬用酸化性ガスとして酸素ガスを供給した。脱燐吹錬の際、上吹きランス高さｄと火炎長さｌとの比（ｌ／ｄ）が０．８以上１．２以下となるように、燃焼用酸化性ガスの供給量を調整した。（１）燃料ガス供給流路から供給されるプロパンガスとの供給速度（Ｎｍ^３／分）と、燃焼用酸化性ガス供給流路から供給される燃焼用酸化性ガスとの供給速度（Ｎｍ^３／分）との流量比（Ｇ／Ｆ）を、燃料ガスと、該燃料ガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化性ガスとの化学量論係数の比（Ｇ／Ｆ）_ｓｔに対して、１．０〜５．０の範囲内となるように燃焼用酸化性ガスを供給し、かつ（２）音速に対する、燃焼用酸化性ガスの吐出流速（ｍ／秒）（Ｖ_Ｇ／Ｃ）の値を１．０〜３．０の範囲内となるように、燃料ガス噴射孔のスリットの隙間が相異なる複数の上吹きランス３のうち、燃焼用酸化性ガス噴射孔１８の隙間について所望寸法を有する上吹きランス３を適宜用いて、燃焼用酸化性ガスの吐出速度（Ｎｍ／秒）を調整した。（本発明例１〜５）。また、（Ｖ_Ｇ／Ｃ）の値を１．０〜３．０の範囲外となるような上吹きランス３を適宜用いて、燃焼用酸化性ガスの吐出速度（Ｎｍ／秒）を調整することを除いて、本発明例１の条件と同様に操業を行った（本発明例６，７）。 The top blow lance 3 was supplied with propane gas as the fuel and oxygen gas as the oxidizing gas for combustion and the oxidizing gas for refining under the same conditions as in the above-described experiment. During dephosphorization, the supply amount of the oxidizing gas for combustion is adjusted so that the ratio (l / d) of the top blowing lance height d to the flame length l is 0.8 or more and 1.2 or less. did. (1) the feed rate of the feed rate of the propane gas supplied from the fuel gas supply channel and (Nm 3 ^/ min), and the combustion oxidizing gas supplied from the combustion oxidizing gas supply passage (Nm ³ The ratio (G / F) of the stoichiometric coefficient (G / F) _st between the fuel gas and the oxidizing gas required for complete combustion of the fuel gas. On the other hand, the oxidizing gas for combustion is supplied so as to be in the range of 1.0 to 5.0, and (2) the discharge flow rate of the oxidizing gas for combustion (m / sec) (V _G / The clearance of the combustion oxidizing gas injection hole 18 among the plurality of upper blowing lances 3 having different clearances of the slits of the fuel gas injection hole so that the value of C) falls within the range of 1.0 to 3.0. Using a top blow lance 3 having the desired dimensions, the discharge rate (Nm / sec) of the oxidizing gas for combustion is adjusted. Arranged. (Invention Examples 1 to 5). In addition, the discharge rate (Nm / sec) of the oxidizing gas for combustion is adjusted by appropriately using the upper blow lance 3 so that the value of (V _G / C) is outside the range of 1.0 to 3.0. Except this, the operation was performed in the same manner as in Example 1 of the present invention (Invention Examples 6 and 7).

本発明例１〜７との比較のために、（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔの値を、１．０〜５．０の範囲外となるように、燃焼用酸化性ガスの供給量を完全燃焼に要する量とした条件での操業も行った（比較例１，２）。ここで、Ｃは、音速（Ｎｍ／秒）であり、１３５０℃の溶銑の周りでは、概ね１１５０ｍ／秒となる。 For comparison with Examples 1 to 7 of the present invention, the oxidizing gas for combustion was adjusted so that the value of (G / F) / (G / F) _st was outside the range of 1.0 to 5.0. Operation was also performed under the condition that the supply amount was the amount required for complete combustion (Comparative Examples 1 and 2). Here, C is the speed of sound (Nm / sec), and is approximately 1150 m / sec around the hot metal at 1350 ° C.

鉄スクラップを脱燐処理後に溶け残りが無いよう反応容器２に装入した後、温度が１３５０℃である２００トンの溶銑を装入する。次いで、上吹きランス３から生石灰と鉄鉱石と製鋼ダストとの混合粉、燃料ガス、燃焼用酸化性ガス、精錬用酸化性ガスを溶銑面に向けて吹き付けた。 After iron scrap is charged into the reaction vessel 2 so that there is no unmelted residue after dephosphorization, 200 tons of hot metal having a temperature of 1350 ° C. is charged. Next, a mixed powder of quick lime, iron ore, and steelmaking dust, fuel gas, oxidizing gas for combustion, and oxidizing gas for refining were sprayed from the top blowing lance 3 toward the hot metal surface.

鉄スクラップの装入量は、予備脱燐処理終了温度が１４００℃となるように調整した。生石灰は、炉内スラグの塩基度（質量％ＣａＯ／質量％ＳｉＯ_２）が２．５となるように添加量を調整した。 The amount of iron scrap charged was adjusted such that the preliminary dephosphorization end temperature was 1400 ° C. The amount of quicklime was adjusted so that the basicity (mass% CaO / mass% SiO ₂ ) of the slag in the furnace was 2.5.

脱燐処理で使用した溶銑の組成を表１に示す。 Table 1 shows the composition of the hot metal used in the dephosphorization treatment.

使用した製鋼ダストの組成を表２に示す。 Table 2 shows the composition of the steelmaking dust used.

脱燐処理における粉状精錬剤吹き込み量、上吹きランスへの各種ガス流量、上吹きランス高さ、火炎長さｌは、表３に示すように設定した。燃料ガス燃焼用酸化性ガスの供給量を調整して、（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔの値及びは、Ｖ_Ｇ／Ｃの値は、表３に示す値となった。 The amount of powdery refining agent blown in the dephosphorization treatment, various gas flow rates to the top blowing lance, the top blowing lance height, and the flame length l were set as shown in Table 3. By adjusting the supply amount of the oxidizing gas for fuel gas combustion, the value of (G / F) / (G / F) _{st and} the value of V _G / C were values shown in Table 3.

以上に示した操業条件と操業方法による脱燐処理結果を表４に示す。鉄スクラップ配合率を様々に変化させ、装入した鉄スクラップが脱燐処理後に溶け残らない上限の鉄スクラップ配合比率を示している。 Table 4 shows the results of dephosphorization treatment under the above operating conditions and operating methods. The iron scrap blending ratio is variously changed, and the upper limit iron scrap blending ratio at which the charged iron scrap does not remain melted after the dephosphorization treatment is shown.

表４から明らかなように、本発明例１〜７と比較例１、２とで吹錬時間と鉄スクラップの配合比を比較すると、本発明の方法に従えば溶銑の予備脱燐処理に要する吹錬時間が８分と同じ場合でも、溶銑中の鉄スクラップ配合比を高めた操業が可能となっていることがわかる。また、Ｖ_Ｇ／Ｃの値が、１．０以上３．０以下を満たす本発明例１〜５では、満たさない本発明例６，７に比べて、鉄スクラップの配合比を高めた操業が可能となっていることがわかる。このことから、Ｖ_Ｇ／Ｃの値が、１．０以上３．０以下である方が、高能率で溶銑の予備脱燐処理を行うことが可能であることが予測される。 As is apparent from Table 4, when the mixing ratios of the blowing time and the iron scrap are compared between the inventive examples 1 to 7 and the comparative examples 1 and 2, according to the method of the present invention, it is necessary for the preliminary dephosphorization treatment of the hot metal. It can be seen that even when the blowing time is the same as 8 minutes, the operation can be performed with an increased iron scrap mixing ratio in the hot metal. Further, in Invention Examples 1 to 5 in which the value of V _G / C satisfies 1.0 or more and 3.0 or less, compared with Invention Examples 6 and 7 that do not satisfy, the operation in which the mixing ratio of iron scrap is increased. You can see that it is possible. From this, it is predicted that when the value of V _G / C is 1.0 or more and 3.0 or less, the hot metal preliminary dephosphorization treatment can be performed with high efficiency.

１精錬設備
２反応容器
３上吹きランス
４粉状精錬剤供給管
４Ａ精錬剤搬送用ガス供給管
５燃料ガス供給管
６燃焼用酸化性ガス供給管
７精錬用酸化性ガス供給管
１３ディスペンサー
１４ランス本体
１５ランスチップ
１６中心孔
１７燃料ガス噴射孔
１８燃焼用酸化性ガス噴射孔
１９周囲孔
２０最内管
２１仕切り管
２２内管
２３中管
２４外管
２５最外管
２６溶銑
２７スラグ
２８粉状精錬剤
３１粉状精錬剤供給流路
３２燃料ガス供給流路
３３燃焼用酸化性ガス供給流路
３４精錬用酸化性ガス供給流路 DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Refining equipment 2 Reaction container 3 Top blowing lance 4 Powdery refining agent supply pipe 4A Refining agent conveyance gas supply pipe 5 Fuel gas supply pipe 6 Combustion oxidizing gas supply pipe 7 Refining oxidizing gas supply pipe 13 Dispenser 14 Lance Main body 15 Lance tip 16 Center hole 17 Fuel gas injection hole 18 Combustion oxidizing gas injection hole 19 Peripheral hole 20 Inner tube 21 Partition tube 22 Inner tube 23 Middle tube 24 Outer tube 25 Outer tube 26 Hot metal 27 Slag 28 Powdery Refining agent 31 Powder refining agent supply flow path 32 Fuel gas supply flow path 33 Combustion oxidizing gas supply flow path 34 Refining oxidizing gas supply flow path

Claims

粉状精錬剤供給流路と、燃料ガス供給流路と、燃料ガスの燃焼用酸化性ガス供給流路と、精錬用酸化性ガス供給流路とを別々に有する上吹きランスを用いて、前記燃料ガス供給流路から燃料ガスを供給し、かつ、前記燃焼用酸化性ガス供給流路から燃焼用酸化性ガスを供給して、反応容器に収容される溶融鉄の浴面に向けて前記上吹きランスのノズル前面に火炎を形成し、
酸化鉄と石灰系媒溶剤と可燃性物質とのうちの少なくとも１種類を含む粉状精錬剤を、不活性ガスとともに前記粉状精錬剤供給流路から溶融鉄の浴面に向けて供給して、該粉状精錬剤を、前記火炎で加熱しながら、溶融鉄の浴面に向けて吹き付けつつ、前記精錬用酸化性ガス供給流路から溶融鉄の浴面に向けて精錬用酸化性ガスを供給する溶融鉄の精錬方法であって、
燃料ガスと燃焼用酸化性ガスとの流量比を下記の（１）式を満足するように、調整しつつ前記火炎を形成することを特徴とする溶融鉄の精錬方法。
１．０≦（Ｇ／Ｆ）／（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ≦５．０・・・（１）
但し、（１）式において、Ｇ：燃焼用酸化性ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）、
Ｆ：燃料ガス供給速度（Ｎｍ^３／分）、
（Ｇ／Ｆ）_ｓｔ：燃料ガスと、該燃料ガスを完全燃焼するために必要となる燃焼用酸化
性ガスとの化学量論係数との比、である。 Using an upper blowing lance having a powdery refining agent supply channel, a fuel gas supply channel, an oxidizing gas supply channel for combustion of fuel gas, and an oxidizing gas supply channel for refining separately, The fuel gas is supplied from the fuel gas supply channel, and the oxidizing gas for combustion is supplied from the oxidizing gas supply channel for combustion, and the upper side is directed toward the molten iron bath accommodated in the reaction vessel. A flame is formed in front of the nozzle of the blowing lance,
Supplying a powdery refining agent containing at least one of iron oxide, a lime-based medium solvent, and a combustible substance together with an inert gas from the powdery refining agent supply channel toward the molten iron bath surface; The smelting oxidizing gas is heated from the refining oxidizing gas supply channel toward the molten iron bath surface while spraying the powdery refining agent toward the molten iron bath surface while heating with the flame. A method for refining molten iron to be supplied,
A method for refining molten iron, wherein the flame is formed while adjusting a flow rate ratio of a fuel gas to a combustion oxidizing gas so as to satisfy the following expression (1).
1.0 ≦ (G / F) / (G / F) _st ≦ 5.0 (1)
However, in the formula (1), G: Combustion oxidizing gas supply rate (Nm ³ / min),
F: Fuel gas supply rate (Nm ³ / min),
(G / F) _st : Ratio of the stoichiometric coefficient between the fuel gas and the combustion oxidizing gas necessary for complete combustion of the fuel gas.

前記上吹きランスの高さが０．５〜２．０ｍの範囲であることを特徴とする請求項１に記載の溶融鉄の精錬方法。The method for refining molten iron according to claim 1, wherein the height of the upper blow lance is in the range of 0.5 to 2.0 m.

前記反応容器のフリーボードの値が０．５〜２．０ｍの範囲であることを特徴とする請求項１または請求項２に記載の溶融鉄の精錬方法。The method for refining molten iron according to claim 1 or 2, wherein a value of a free board of the reaction vessel is in a range of 0.5 to 2.0 m.

燃焼用酸化性ガス吐出流速が下記の（２）式を満足するように、前記燃焼用酸化性ガス供給速度Ｇを調整することを特徴とする請求項１から請求項３の何れか１項に記載の溶融鉄の精錬方法。
１．０≦Ｖ_Ｇ／Ｃ≦３．０・・・（２）
但し、（２）式において、Ｖ_Ｇ：燃焼用酸化性ガスの吐出流速（Ｎｍ／秒）、
Ｃ：音速（Ｎｍ／秒）、である。 4. The combustion oxidizing gas supply rate G is adjusted so that the combustion oxidizing gas discharge flow rate satisfies the following expression (2) : 4 . The molten iron refining method as described.
1.0 ≦ V _G /C≦3.0 (2)
However, in the formula (2), V _G : discharge flow rate of combustion oxidizing gas (Nm / sec),
C: Sound velocity (Nm / sec).

前記溶融鉄が溶銑であり、前記精錬用酸化性ガスを供給して行う溶融鉄の精錬は、溶銑の脱燐処理であることを特徴とする請求項１から請求項４の何れか１項に記載の溶融鉄の精錬方法。 Wherein a molten iron is molten pig iron smelting molten iron performed by supplying the refining oxidizing gas, claim 1, characterized in that the dephosphorization of hot metal in any one of claims 4 The molten iron refining method as described.