JP2001026807A - 溶銑脱燐方法 - Google Patents
溶銑脱燐方法Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 スラグ鉱物相を制御することにより、脱燐効
率を上げ、スラグ発生量を低下させることを可能とする
溶銑脱燐方法を提供する。 【解決手段】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2
相を析出させる。また、この析出の際、２ＣａＯ・ Ｓｉ
Ｏ2 相の析出率を、処理後スラグの全重量の５〜３０％
とし、さらには、処理後スラグの液相率を、処理後スラ
グの全重量の６５〜９５％とする。なお、この場合、ス
ラグの塩基度を１．３〜２．５に調整することが好まし
い。
率を上げ、スラグ発生量を低下させることを可能とする
溶銑脱燐方法を提供する。 【解決手段】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2
相を析出させる。また、この析出の際、２ＣａＯ・ Ｓｉ
Ｏ2 相の析出率を、処理後スラグの全重量の５〜３０％
とし、さらには、処理後スラグの液相率を、処理後スラ
グの全重量の６５〜９５％とする。なお、この場合、ス
ラグの塩基度を１．３〜２．５に調整することが好まし
い。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、蛍石に代表される
ハロゲン化物を用いることなしに、未滓化生石灰を少な
くし、生石灰利用効率を高めることを可能とする溶銑脱
燐方法に関する。
ハロゲン化物を用いることなしに、未滓化生石灰を少な
くし、生石灰利用効率を高めることを可能とする溶銑脱
燐方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】溶銑の脱燐処理には、各種の溶銑脱燐技
術が広く用いられている。輸送容器であるトピードカー
を反応容器として用いる場合には、上部空間の体積（フ
リーボード）が少ないため、塩基度を高くし、Ｔ・ Ｆｅ
（スラグの全鉄濃度（％））を低くしてスラグフォーミ
ングを抑制するので、あらかじめ脱珪処理をした溶銑を
用い、生石灰原単位の高いところで脱燐を実施している
（例えば、鉄と鋼、第６９巻、１９８３年発行、１８１
８ページ以降、参照）。この場合には、事前に脱珪を施
しているものの、生石灰原単位が高いため脱燐スラグが
多くなるという問題がある。
術が広く用いられている。輸送容器であるトピードカー
を反応容器として用いる場合には、上部空間の体積（フ
リーボード）が少ないため、塩基度を高くし、Ｔ・ Ｆｅ
（スラグの全鉄濃度（％））を低くしてスラグフォーミ
ングを抑制するので、あらかじめ脱珪処理をした溶銑を
用い、生石灰原単位の高いところで脱燐を実施している
（例えば、鉄と鋼、第６９巻、１９８３年発行、１８１
８ページ以降、参照）。この場合には、事前に脱珪を施
しているものの、生石灰原単位が高いため脱燐スラグが
多くなるという問題がある。
【０００３】また、脱燐スラグは、高塩基度のため滓化
が悪くなり、蛍石や塩化カルシウムのようなハロゲン化
物を多量に用いる必要がでてくるので、スラグ量が増
え、耐火物溶損が激しくなるという問題も生じる。とこ
ろで、従来より、ハロゲン化物を用いずに溶銑脱燐の反
応効率を向上させようとする試みは、種々なされてい
る。
が悪くなり、蛍石や塩化カルシウムのようなハロゲン化
物を多量に用いる必要がでてくるので、スラグ量が増
え、耐火物溶損が激しくなるという問題も生じる。とこ
ろで、従来より、ハロゲン化物を用いずに溶銑脱燐の反
応効率を向上させようとする試みは、種々なされてい
る。
【０００４】例えば、特開平２−１１７１２号公報に
は、酸化鉄、ＣａＯ、ＳｉＯ2 を混合して溶融あるいは
焼結した脱燐剤が開示されている。また、特開昭５６−
９３８０６号公報には、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 になる粉末
原料を、塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ2 ）が１．８〜２．３
となるように配合して焼結した脱燐剤が開示されてい
る。しかし、これらの脱燐剤においては、溶融または焼
結に要する費用が高く、かつ、脱燐生石灰効率も増大し
ていないという欠点がある。さらに、フラックスの塩基
度（ＣａＯ／ＳｉＯ2 ）は定義されているものの、スラ
グの鉱物相については何ら定義されていない。
は、酸化鉄、ＣａＯ、ＳｉＯ2 を混合して溶融あるいは
焼結した脱燐剤が開示されている。また、特開昭５６−
９３８０６号公報には、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 になる粉末
原料を、塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ2 ）が１．８〜２．３
となるように配合して焼結した脱燐剤が開示されてい
る。しかし、これらの脱燐剤においては、溶融または焼
結に要する費用が高く、かつ、脱燐生石灰効率も増大し
ていないという欠点がある。さらに、フラックスの塩基
度（ＣａＯ／ＳｉＯ2 ）は定義されているものの、スラ
グの鉱物相については何ら定義されていない。
【０００５】さらに、特開平８−１５７９２１号公報に
は、転炉での溶銑脱燐処理において、塩基度＝１．２〜
２．０、Ａｌ2 Ｏ3 ＝２〜１６％、Ｔ・ Ｆｅ＝７〜３０
％になるようにスラグ組成を調整する脱燐方法が開示さ
れている。しかし、この方法においては、中性酸化物で
あるＡｌ2 Ｏ3 を多量に添加することで脱燐能が大幅に
低下するという問題があり、また、スラグの鉱物相につ
いては何ら定義されていない。
は、転炉での溶銑脱燐処理において、塩基度＝１．２〜
２．０、Ａｌ2 Ｏ3 ＝２〜１６％、Ｔ・ Ｆｅ＝７〜３０
％になるようにスラグ組成を調整する脱燐方法が開示さ
れている。しかし、この方法においては、中性酸化物で
あるＡｌ2 Ｏ3 を多量に添加することで脱燐能が大幅に
低下するという問題があり、また、スラグの鉱物相につ
いては何ら定義されていない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、従来技術が
持つ、高塩基度で低Ｔ・ Ｆｅのスラグによる処理の場
合、生石灰原単位が高く、滓化のためハロゲン化物を多
量に用いる必要がある、ＣａＯとＳｉＯ2 を混合して
溶融／焼結した脱燐剤では、溶融または焼結に要する費
用が高く、また、脱燐生石灰効率も増加しない（特開平
２−１１７１２号公報、特開昭５６−９３８０６号公
報）、及び、転炉での溶銑脱燐におけるトップスラグ
組成を制御する方法では、Ａｌ2 Ｏ3 （中性酸化物）を
多量に添加することで脱燐能が大幅に低下する（特開平
８−１５７９２１号公報）、というそれぞれの問題を解
決し、ハロゲン化物を用いることなく脱燐反応効率を上
げてスラグ発生量を低下することを可能にする溶銑脱燐
方法を提供するものである。
持つ、高塩基度で低Ｔ・ Ｆｅのスラグによる処理の場
合、生石灰原単位が高く、滓化のためハロゲン化物を多
量に用いる必要がある、ＣａＯとＳｉＯ2 を混合して
溶融／焼結した脱燐剤では、溶融または焼結に要する費
用が高く、また、脱燐生石灰効率も増加しない（特開平
２−１１７１２号公報、特開昭５６−９３８０６号公
報）、及び、転炉での溶銑脱燐におけるトップスラグ
組成を制御する方法では、Ａｌ2 Ｏ3 （中性酸化物）を
多量に添加することで脱燐能が大幅に低下する（特開平
８−１５７９２１号公報）、というそれぞれの問題を解
決し、ハロゲン化物を用いることなく脱燐反応効率を上
げてスラグ発生量を低下することを可能にする溶銑脱燐
方法を提供するものである。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者らは詳細な検討
により、トップスラグの脱燐能は、析出鉱物相の組成と
析出率により大きく影響を受けるという、新しい事実を
見い出した。すなわち、本発明者らは、脱燐スラグ、及
び、脱燐プロセスについて詳細に検討した結果、以下の
事実を見い出した。
により、トップスラグの脱燐能は、析出鉱物相の組成と
析出率により大きく影響を受けるという、新しい事実を
見い出した。すなわち、本発明者らは、脱燐スラグ、及
び、脱燐プロセスについて詳細に検討した結果、以下の
事実を見い出した。
【０００８】 溶銑脱燐プロセスにおいては、酸化鉄
濃度が高い領域では脱燐が進行し、逆に、酸化鉄濃度が
低い領域では復燐が進行するため、プロセスとしての脱
燐速度が、脱燐と復燐の相対速度差によって決まるか
ら、脱燐反応を効率的に行なうためには、脱燐速度を速
めるとともに、復燐速度を低下させる必要がある。 脱燐スラグは固相と液相に別れていて、脱燐速度を
速めるには液相率を増すとともに、液相中のＰ2 Ｏ5 濃
度を低くする必要がある。
濃度が高い領域では脱燐が進行し、逆に、酸化鉄濃度が
低い領域では復燐が進行するため、プロセスとしての脱
燐速度が、脱燐と復燐の相対速度差によって決まるか
ら、脱燐反応を効率的に行なうためには、脱燐速度を速
めるとともに、復燐速度を低下させる必要がある。 脱燐スラグは固相と液相に別れていて、脱燐速度を
速めるには液相率を増すとともに、液相中のＰ2 Ｏ5 濃
度を低くする必要がある。
【０００９】 復燐を抑制するには、逆に、液相率を
低下させるとともに、固相中のＰ2Ｏ5 濃度を低くする
必要がある。ここで、上記は、スラグ平均組成として
のＰ2 Ｏ5 の活量や、供給されるフラックス中のＰ2 Ｏ
5 の活量が低いことが重要ではないことを意味してい
る。また、上記は、３ＣａＯ・Ｐ2 Ｏ5 のようなＰ2
Ｏ5 濃度の高い固相を析出させることでは、復燐を抑制
できないことを意味している。
低下させるとともに、固相中のＰ2Ｏ5 濃度を低くする
必要がある。ここで、上記は、スラグ平均組成として
のＰ2 Ｏ5 の活量や、供給されるフラックス中のＰ2 Ｏ
5 の活量が低いことが重要ではないことを意味してい
る。また、上記は、３ＣａＯ・Ｐ2 Ｏ5 のようなＰ2
Ｏ5 濃度の高い固相を析出させることでは、復燐を抑制
できないことを意味している。
【００１０】そして、上記の事実に基づき、脱燐反応を
最も効率的に実行するためには、処理後スラグにおい
て、Ｐ2 Ｏ5 を固溶することができる２ＣａＯ・ＳｉＯ
2 相を析出させることが重要であるとの知見を得た。上
記知見に基づく本発明の要旨は、以下のとおりである。 （１）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相を析出
させることを特徴とする溶銑脱燐方法。
最も効率的に実行するためには、処理後スラグにおい
て、Ｐ2 Ｏ5 を固溶することができる２ＣａＯ・ＳｉＯ
2 相を析出させることが重要であるとの知見を得た。上
記知見に基づく本発明の要旨は、以下のとおりである。 （１）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相を析出
させることを特徴とする溶銑脱燐方法。
【００１１】（２）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処
理する方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・Ｓｉ
Ｏ2 相を析出させる際、下記（１）式で計算される析出
率（ＣＳ）を、処理後スラグ全重量の５〜３０％とする
（１）記載の溶銑脱燐方法。 ＣＳ＝１０５．３−１．５８×（Ｔ・Ｆｅ）−０．０４７７×Ｔ −４５．１×｜（Ｃ／Ｓ）−２．１５｜ ……（１） 〔ただし、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）であり、｜ ｜は絶対値を示す。〕 （３）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出
させる際、下記（２）式で計算される処理後スラグの液
相率（ＦＬ）を、処理後スラグ全重量の６５〜９５％と
する（１）または（２）記載の溶銑脱燐方法。
理する方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・Ｓｉ
Ｏ2 相を析出させる際、下記（１）式で計算される析出
率（ＣＳ）を、処理後スラグ全重量の５〜３０％とする
（１）記載の溶銑脱燐方法。 ＣＳ＝１０５．３−１．５８×（Ｔ・Ｆｅ）−０．０４７７×Ｔ −４５．１×｜（Ｃ／Ｓ）−２．１５｜ ……（１） 〔ただし、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）であり、｜ ｜は絶対値を示す。〕 （３）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出
させる際、下記（２）式で計算される処理後スラグの液
相率（ＦＬ）を、処理後スラグ全重量の６５〜９５％と
する（１）または（２）記載の溶銑脱燐方法。
【００１２】 ＦＬ＝−１９１．２＋２．９３×（Ｔ・Ｆｅ）＋０．２０４×Ｔ −１７．１８×（Ｃ／Ｓ） ……（２） 〔ただし、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）である。〕 （４）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出
させる際、スラグの塩基度（Ｃ／Ｓ）が１．３〜２．５
になるように、前記スラグ組成を調整する（１）、
（２）または（３）記載の溶銑脱燐方法。
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）である。〕 （４）スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理する方法に
おいて、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出
させる際、スラグの塩基度（Ｃ／Ｓ）が１．３〜２．５
になるように、前記スラグ組成を調整する（１）、
（２）または（３）記載の溶銑脱燐方法。
【００１３】そして、（１）〜（４）記載の溶銑脱燐方
法においては、ハロゲン化物（蛍石、塩化カルシウムに
代表されるＦ、Ｃｌ等との化合物）を使用しないことを
特徴としている。なお、処理後スラグ中に２ＣａＯ・ Ｓ
ｉＯ2 相を析出させるには、ＣａＯ源（生石灰、ドロマ
イト等）とＳｉＯ2 源（珪砂等）を、溶銑［Ｓｉ］濃度
に応じて、塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ2 の所定の範囲、好ま
しくは、１．３〜２．５の範囲で、物質収支計算の結果
に応じて添加する。
法においては、ハロゲン化物（蛍石、塩化カルシウムに
代表されるＦ、Ｃｌ等との化合物）を使用しないことを
特徴としている。なお、処理後スラグ中に２ＣａＯ・ Ｓ
ｉＯ2 相を析出させるには、ＣａＯ源（生石灰、ドロマ
イト等）とＳｉＯ2 源（珪砂等）を、溶銑［Ｓｉ］濃度
に応じて、塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ2 の所定の範囲、好ま
しくは、１．３〜２．５の範囲で、物質収支計算の結果
に応じて添加する。
【００１４】また、（１）〜（４）記載の溶銑脱燐方法
においては、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相の析出率（ＣＳ）
が、下記（１）式で計算され、処理後スラグの液相率
（ＦＬ）が、下記（２）式で計算されるものであること
を特徴とするが、これらの式の確立、及び、２ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相への適用は、本発明者らが、詳細な検討の結
果、新規に見い出したものである。
においては、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相の析出率（ＣＳ）
が、下記（１）式で計算され、処理後スラグの液相率
（ＦＬ）が、下記（２）式で計算されるものであること
を特徴とするが、これらの式の確立、及び、２ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相への適用は、本発明者らが、詳細な検討の結
果、新規に見い出したものである。
【００１５】 ＣＳ＝１０５．３−１．５８×（Ｔ・Ｆｅ）−０．０４７７×Ｔ −４５．１×｜（Ｃ／Ｓ）−２．１５｜ …… （１） ＦＬ＝−１９１．２＋２．９３×（Ｔ・Ｆｅ）＋０．２０４×Ｔ −１７．１８×（Ｃ／Ｓ） …… （２） ここで、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温度
（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2 の
重量濃度比）であり、｜ ｜は絶対値を示す。
（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2 の
重量濃度比）であり、｜ ｜は絶対値を示す。
【００１６】すなわち、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相の析出率
（ＣＳ）は、スラグ組成と温度に基づく平衡状態図計算
により得られるものであるところ、具体的には、平衡状
態図計算方法として、Acta Chem., Scand. 25(1971),
p.2651 に記載されているＳＯＬＧＡＳＭＩＸを基本と
する、Proc. of 4th Int. Conf. On Molten Slags andF
luxes, ISIJ,(1992), p.103に記載されているスラグの
活量計算モデルを用いて基本式を定め、実際の条件から
重回帰式により、上記（１）式を求めた。
（ＣＳ）は、スラグ組成と温度に基づく平衡状態図計算
により得られるものであるところ、具体的には、平衡状
態図計算方法として、Acta Chem., Scand. 25(1971),
p.2651 に記載されているＳＯＬＧＡＳＭＩＸを基本と
する、Proc. of 4th Int. Conf. On Molten Slags andF
luxes, ISIJ,(1992), p.103に記載されているスラグの
活量計算モデルを用いて基本式を定め、実際の条件から
重回帰式により、上記（１）式を求めた。
【００１７】また、処理後スラグの液相率（ＦＬ）につ
いては、上記「ＳＯＬＧＡＳＭＩＸ」を基本とするスラ
グの活量計算モデルより基本式を定め、同様に、実際の
条件から重回帰式により、上記（２）式を求めた。
いては、上記「ＳＯＬＧＡＳＭＩＸ」を基本とするスラ
グの活量計算モデルより基本式を定め、同様に、実際の
条件から重回帰式により、上記（２）式を求めた。
【００１８】
【発明の実施の形態】本発明のように、処理後スラグに
２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合の脱燐・復燐挙
動について、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合、及
び、３ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合と比較しな
がら説明する。２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が、他のカルシウ
ムシリケート相と異なる最も大きな点は、該２ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相は、固相内にＰ2 Ｏ5 を固溶することができ
るという点である。
２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合の脱燐・復燐挙
動について、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合、及
び、３ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させた場合と比較しな
がら説明する。２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が、他のカルシウ
ムシリケート相と異なる最も大きな点は、該２ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相は、固相内にＰ2 Ｏ5 を固溶することができ
るという点である。
【００１９】したがって、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が析出
した場合には、脱燐により生成したＰ2 Ｏ5 は、液相を
経由して固相内にほとんどすべてが固溶してしまい、液
相中のＰ2 Ｏ5 濃度は常にゼロに近い値となり、スラグ
は、極めて脱燐が進行しやすい状態となる。これに対
し、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相や３ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が析出
した場合には、固相内にＰ2 Ｏ5 が固溶できないため、
脱燐により生成したＰ2 Ｏ5 は液相に留まり、液相中の
Ｐ2 Ｏ5 濃度が急激に増加するとともに、このＰ2 Ｏ5
濃度が液相の溶解限を超えると、３ＣａＯ・Ｐ2 Ｏ5 の
ようなＰ2 Ｏ5 濃度の高い固相が析出することになる。
した場合には、脱燐により生成したＰ2 Ｏ5 は、液相を
経由して固相内にほとんどすべてが固溶してしまい、液
相中のＰ2 Ｏ5 濃度は常にゼロに近い値となり、スラグ
は、極めて脱燐が進行しやすい状態となる。これに対
し、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相や３ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が析出
した場合には、固相内にＰ2 Ｏ5 が固溶できないため、
脱燐により生成したＰ2 Ｏ5 は液相に留まり、液相中の
Ｐ2 Ｏ5 濃度が急激に増加するとともに、このＰ2 Ｏ5
濃度が液相の溶解限を超えると、３ＣａＯ・Ｐ2 Ｏ5 の
ようなＰ2 Ｏ5 濃度の高い固相が析出することになる。
【００２０】一方、復燐挙動について見ると、２ＣａＯ
・ＳｉＯ2 相が析出している場合には、Ｐ2 Ｏ5 は固相
内に固溶しているため、液相中のＰ2 Ｏ5 濃度は低く、
さらに、復燐するとしても、固相からの復燐反応となる
ため固相内拡散は遅くなり、復燐速度も極めて遅いもの
となる。これに対し、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相や３ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相が析出している場合には、Ｐ2 Ｏ5 は高濃度
で液相中に存在するため、容易に復燐反応が進行し、さ
らに、液相中のＰ2 Ｏ5 濃度が低下し、このＰ2 Ｏ5 濃
度が溶解限を下回ったときには、析出している３ＣａＯ
・Ｐ2 Ｏ5 が容易にスラグ液相に溶解してＰ2 Ｏ 5 を供
給してしまい、復燐がさらに進行し続けることになる。
・ＳｉＯ2 相が析出している場合には、Ｐ2 Ｏ5 は固相
内に固溶しているため、液相中のＰ2 Ｏ5 濃度は低く、
さらに、復燐するとしても、固相からの復燐反応となる
ため固相内拡散は遅くなり、復燐速度も極めて遅いもの
となる。これに対し、ＣａＯ・ＳｉＯ2 相や３ＣａＯ・
ＳｉＯ2 相が析出している場合には、Ｐ2 Ｏ5 は高濃度
で液相中に存在するため、容易に復燐反応が進行し、さ
らに、液相中のＰ2 Ｏ5 濃度が低下し、このＰ2 Ｏ5 濃
度が溶解限を下回ったときには、析出している３ＣａＯ
・Ｐ2 Ｏ5 が容易にスラグ液相に溶解してＰ2 Ｏ 5 を供
給してしまい、復燐がさらに進行し続けることになる。
【００２１】ここで、３００トン規模の転炉を用い、生
石灰原単位や溶銑Ｓｉを変化させ、スラグ中の鉱物組成
（重量％）と脱燐反応挙動を調査した結果を、第１表に
示す。
石灰原単位や溶銑Ｓｉを変化させ、スラグ中の鉱物組成
（重量％）と脱燐反応挙動を調査した結果を、第１表に
示す。
【００２２】
【表１】
【００２３】この第１表において、次式（３）で定義す
る脱燐効率（Ｋ）は、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が析出する
ことで、高くなっている。特に、同表中、※が付されて
いない析出率（ＣＳ）と液相率（ＦＬ）は、本発明で規
定する範囲内にあるものであるが、両率とも、この範囲
内にある場合には、脱燐効率（Ｋ）は、極めて高くなっ
ている。
る脱燐効率（Ｋ）は、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相が析出する
ことで、高くなっている。特に、同表中、※が付されて
いない析出率（ＣＳ）と液相率（ＦＬ）は、本発明で規
定する範囲内にあるものであるが、両率とも、この範囲
内にある場合には、脱燐効率（Ｋ）は、極めて高くなっ
ている。
【００２４】 Ｋ= ｌｎ（[ Ｐ] 1 ／[ Ｐ] 2 ）／ＷCaO ・・・・・・ （３） ここで、[ Ｐ] 1 は、処理前溶銑燐濃度、[ Ｐ] 2 は、
処理後の溶銑燐濃度、ＷCaO は生石灰原単位（ｋｇ／
ｔ）である。第１図は、表１に示す結果に基づき、２Ｃ
ａＯ・ＳｉＯ2 相の析出率（ＣＳ）と脱燐効率（Ｋ）と
の関係を示したものである。この図から、析出率（Ｃ
Ｓ）が５〜３０％の範囲で、脱燐効率（Ｋ）が極めて高
いことが解るが、これは、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相の析出
率が５％よりも小さい場合には、固溶できるＰ2 Ｏ5 の
量が少なく十分に液相のＰ2 Ｏ5 濃度が低下せず、逆
に、上記析出率が３０％よりも大きい場合には、２Ｃａ
Ｏ・ ＳｉＯ2 相が粗大化し、液相のＰ2 Ｏ5 を固溶する
速度が低下して脱燐速度が低下するからである。
処理後の溶銑燐濃度、ＷCaO は生石灰原単位（ｋｇ／
ｔ）である。第１図は、表１に示す結果に基づき、２Ｃ
ａＯ・ＳｉＯ2 相の析出率（ＣＳ）と脱燐効率（Ｋ）と
の関係を示したものである。この図から、析出率（Ｃ
Ｓ）が５〜３０％の範囲で、脱燐効率（Ｋ）が極めて高
いことが解るが、これは、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相の析出
率が５％よりも小さい場合には、固溶できるＰ2 Ｏ5 の
量が少なく十分に液相のＰ2 Ｏ5 濃度が低下せず、逆
に、上記析出率が３０％よりも大きい場合には、２Ｃａ
Ｏ・ ＳｉＯ2 相が粗大化し、液相のＰ2 Ｏ5 を固溶する
速度が低下して脱燐速度が低下するからである。
【００２５】それ故、前記（２）記載の溶銑脱燐方法に
おいて、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相の析出率を、処理後スラ
グ全重量の５〜３０％と規定した。また、第２図は、表
１に示す結果に基づき、処理後スラグの液相率（ＦＬ）
と脱燐効率（Ｋ）との関係を示したものである。この図
から、液相率（ＦＬ）が６５〜９５％の範囲で、脱燐効
率（Ｋ）が極めて高いことが解るが、これは、液相率が
６５％よりも小さい場合には、固相が過剰に析出するた
めスラグの流動性が悪く脱燐速度が低下し、逆に、液相
率が９５％よりも大きい場合には、スラグの流動性が良
すぎることとなり、これが、スロッピングによる操業ト
ラブルを引き起こすからである。
おいて、２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相の析出率を、処理後スラ
グ全重量の５〜３０％と規定した。また、第２図は、表
１に示す結果に基づき、処理後スラグの液相率（ＦＬ）
と脱燐効率（Ｋ）との関係を示したものである。この図
から、液相率（ＦＬ）が６５〜９５％の範囲で、脱燐効
率（Ｋ）が極めて高いことが解るが、これは、液相率が
６５％よりも小さい場合には、固相が過剰に析出するた
めスラグの流動性が悪く脱燐速度が低下し、逆に、液相
率が９５％よりも大きい場合には、スラグの流動性が良
すぎることとなり、これが、スロッピングによる操業ト
ラブルを引き起こすからである。
【００２６】それ故、前記（３）記載の溶銑脱燐方法に
おいて、処理後スラグの液相率を処理後スラグ全重量の
６５〜９５％と規定した。また、前述したように、処理
後スラグ中に２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させるために
は、ＣａＯ源（生石灰、ドロマイト等）とＳｉＯ2 源
（珪砂等）を添加するが、スラグの塩基度（ＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 ）は、溶銑〔Ｓｉ〕濃度に応じ、１．３〜２．５
の範囲に調整することが好ましい。
おいて、処理後スラグの液相率を処理後スラグ全重量の
６５〜９５％と規定した。また、前述したように、処理
後スラグ中に２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相を析出させるために
は、ＣａＯ源（生石灰、ドロマイト等）とＳｉＯ2 源
（珪砂等）を添加するが、スラグの塩基度（ＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 ）は、溶銑〔Ｓｉ〕濃度に応じ、１．３〜２．５
の範囲に調整することが好ましい。
【００２７】それ故、前記（４）記載の溶銑脱燐方法に
おいて、スラグの塩基度を１．３〜２．５と規定した。
なお、本発明では、脱燐剤として生石灰と、酸化鉄、及
び／または、酸素ガスを用いることが必要で、更に、必
要に応じ、珪砂、アルミナ、ドロマイトの１種又は２種
以上を用いてもよい。
おいて、スラグの塩基度を１．３〜２．５と規定した。
なお、本発明では、脱燐剤として生石灰と、酸化鉄、及
び／または、酸素ガスを用いることが必要で、更に、必
要に応じ、珪砂、アルミナ、ドロマイトの１種又は２種
以上を用いてもよい。
【００２８】その他、酸素源として、上吹きランスまた
は吹き込み羽口からの酸素ガスと、酸化鉄中の酸素を、
重量合計１０〜３０ｋｇ/tonとして供給し、生石灰と酸
素の重量比（生石灰／酸素）を０．３〜１．０とするこ
とが望ましい。また、前記（１）〜（４）記載の溶銑脱
燐方法においては、十分に大きな脱燐速度と脱燐効率が
得られるので、ハロゲン化物を使用する必要はない。
は吹き込み羽口からの酸素ガスと、酸化鉄中の酸素を、
重量合計１０〜３０ｋｇ/tonとして供給し、生石灰と酸
素の重量比（生石灰／酸素）を０．３〜１．０とするこ
とが望ましい。また、前記（１）〜（４）記載の溶銑脱
燐方法においては、十分に大きな脱燐速度と脱燐効率が
得られるので、ハロゲン化物を使用する必要はない。
【００２９】このことは、本発明の特徴のひとつであ
る。
る。
【００３０】
【実施例】３００トン規模の転炉を用いて試験を実施し
た。酸素は上吹きランスから１００Nm3 /min/tonの速度
で供給し、鉄鉱石と生石灰とを炉上バンカーから投入
し、蛍石や塩化カルシウムは用いなかった。生石灰原単
位（CaO ：kg/t）は１１〜２０kg/tであり、酸素ガスと
鉄鉱石中の酸素との合計量を重量換算した値（Ｏ:kg/t
）は２０〜２５kg/tであり、ＣａＯ／Ｏは０. ５〜１.
０とした。溶銑組成は、Ｃ：約４. ２％、Ｓｉ：約０.
３％、Ｍｎ：約０. ３％、Ｐ：約０. １％であり温度
は約１３５０℃であり、約８分間の処理を実施した。処
理後成分はＣ：約４．０％、Ｓｉ：約０．０１％、Ｍ
ｎ：約０．０５％、Ｐ：約０．０２０％であった。実験
では、生石灰原単位や溶銑Ｓｉを変化させスラグ中の鉱
物組成と脱燐反応挙動を調査した。
た。酸素は上吹きランスから１００Nm3 /min/tonの速度
で供給し、鉄鉱石と生石灰とを炉上バンカーから投入
し、蛍石や塩化カルシウムは用いなかった。生石灰原単
位（CaO ：kg/t）は１１〜２０kg/tであり、酸素ガスと
鉄鉱石中の酸素との合計量を重量換算した値（Ｏ:kg/t
）は２０〜２５kg/tであり、ＣａＯ／Ｏは０. ５〜１.
０とした。溶銑組成は、Ｃ：約４. ２％、Ｓｉ：約０.
３％、Ｍｎ：約０. ３％、Ｐ：約０. １％であり温度
は約１３５０℃であり、約８分間の処理を実施した。処
理後成分はＣ：約４．０％、Ｓｉ：約０．０１％、Ｍ
ｎ：約０．０５％、Ｐ：約０．０２０％であった。実験
では、生石灰原単位や溶銑Ｓｉを変化させスラグ中の鉱
物組成と脱燐反応挙動を調査した。
【００３１】実施例 処理後スラグ中に２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相を析出させるた
め、生石灰を１５ｋｇ／ｔｏｎ、珪砂を１ｋｇ／ｔｏｎ
添加した。その結果、スラグの組成が、ＣａＯ：５３．
３％、ＳｉＯ2 ：２６．７％、Ｔ・Ｆｅ：８．１％、Ｍ
ｎＯ：５．０％、Ｐ2 Ｏ5 ：４．０％、Ａｌ2 Ｏ3 ：
１．５％、ＭｇＯ：３．０％で、１３５０℃における析
出率（ＣＳ）が２１、液相率（ＦＬ）が７４の場合、８
分間の処理で、Ｐは０. ０１５％まで低下し、生石灰原
単位は８. ８kg/tで、脱燐効率（Ｋ）は０．１０であっ
た。
め、生石灰を１５ｋｇ／ｔｏｎ、珪砂を１ｋｇ／ｔｏｎ
添加した。その結果、スラグの組成が、ＣａＯ：５３．
３％、ＳｉＯ2 ：２６．７％、Ｔ・Ｆｅ：８．１％、Ｍ
ｎＯ：５．０％、Ｐ2 Ｏ5 ：４．０％、Ａｌ2 Ｏ3 ：
１．５％、ＭｇＯ：３．０％で、１３５０℃における析
出率（ＣＳ）が２１、液相率（ＦＬ）が７４の場合、８
分間の処理で、Ｐは０. ０１５％まで低下し、生石灰原
単位は８. ８kg/tで、脱燐効率（Ｋ）は０．１０であっ
た。
【００３２】比較例 処理後スラグ中に２ＣａＯ・ ＳｉＯ2 相を析出させない
ため、生石灰を２０ｋｇ／ｔｏｎ添加した。その結果、
スラグの組成が、ＣａＯ：５７．５％、ＳｉＯ 2 ：１
９. ４％、Ｔ・Ｆｅ：８．５％、ＭｎＯ：５. ３％、Ｐ
2 Ｏ5 ：４. ５％、Ａｌ2 Ｏ3 ：２. ０％、ＭｇＯ：
３. １％で、１３５０℃における析出率（ＣＳ）が０、
液相率（ＦＬ）が５６の場合、８分間の処理で、Ｐは
０. ０３２％までしか低下せず、生石灰原単位は１５.
８kg/tで、脱燐効率は０．０５であった。
ため、生石灰を２０ｋｇ／ｔｏｎ添加した。その結果、
スラグの組成が、ＣａＯ：５７．５％、ＳｉＯ 2 ：１
９. ４％、Ｔ・Ｆｅ：８．５％、ＭｎＯ：５. ３％、Ｐ
2 Ｏ5 ：４. ５％、Ａｌ2 Ｏ3 ：２. ０％、ＭｇＯ：
３. １％で、１３５０℃における析出率（ＣＳ）が０、
液相率（ＦＬ）が５６の場合、８分間の処理で、Ｐは
０. ０３２％までしか低下せず、生石灰原単位は１５.
８kg/tで、脱燐効率は０．０５であった。
【００３３】
【発明の効果】本発明により脱燐効率を上げ、スラグ発
生量を低下することが可能となった。それ故、スラグの
処理作業が容易となり、製鋼工程における経済的効果は
大きい。
生量を低下することが可能となった。それ故、スラグの
処理作業が容易となり、製鋼工程における経済的効果は
大きい。
【図１】処理後スラグ中の２ＣａＯ・ＳｉＯ2 相の析出
率（ＣＳ）と脱燐効率との関係を示す図である。
率（ＣＳ）と脱燐効率との関係を示す図である。
【図２】処理後スラグの液相率（ＦＬ）と脱燐効率との
関係を示す図である。
関係を示す図である。
Claims (4)
- 【請求項１】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ ＳｉＯ2
相を析出させることを特徴とする溶銑脱燐方法。 - 【請求項２】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2
相を析出させる際、下記（１）式で計算される析出率
（ＣＳ）を、処理後スラグ全重量の５〜３０％とする請
求項１記載の溶銑脱燐方法。 ＣＳ＝１０５．３−１．５８×（Ｔ・Ｆｅ）−０．０４７７×Ｔ −４５．１×｜（Ｃ／Ｓ）−２．１５｜ ……（１） 〔ただし、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）であり、｜ ｜は絶対値を示す。〕 - 【請求項３】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2
相を析出させる際、下記（２）式で計算される処理後ス
ラグの液相率（ＦＬ）を、処理後スラグ全重量の６５〜
９５％とする請求項１または２記載の溶銑脱燐方法。 ＦＬ＝−１９１．２＋２．９３×（Ｔ・Ｆｅ）＋０．２０４×Ｔ −１７．１８×（Ｃ／Ｓ） ……（２） 〔ただし、Ｔ・Ｆｅはスラグの全鉄濃度（％）、Ｔは温
度（℃）、Ｃ／Ｓはスラグの塩基度（ＣａＯとＳｉＯ2
の重量濃度比）である。〕 - 【請求項４】 スラグ組成を調整して溶銑を脱燐処理す
る方法において、処理後スラグに、２ＣａＯ・ＳｉＯ2
相を析出させる際、スラグの塩基度（Ｃ／Ｓ）が１．３
〜２．５になるように、前記スラグ組成を調整する請求
項１、２または３記載の溶銑脱燐方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11200636A JP2001026807A (ja) | 1999-07-14 | 1999-07-14 | 溶銑脱燐方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11200636A JP2001026807A (ja) | 1999-07-14 | 1999-07-14 | 溶銑脱燐方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2001026807A true JP2001026807A (ja) | 2001-01-30 |
Family
ID=16427693
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11200636A Withdrawn JP2001026807A (ja) | 1999-07-14 | 1999-07-14 | 溶銑脱燐方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2001026807A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002317218A (ja) * | 2001-04-20 | 2002-10-31 | Kawasaki Steel Corp | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2003013126A (ja) * | 2001-06-29 | 2003-01-15 | Kawasaki Steel Corp | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2005226148A (ja) * | 2004-02-16 | 2005-08-25 | Nippon Steel Corp | 精錬方法 |
-
1999
- 1999-07-14 JP JP11200636A patent/JP2001026807A/ja not_active Withdrawn
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002317218A (ja) * | 2001-04-20 | 2002-10-31 | Kawasaki Steel Corp | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2003013126A (ja) * | 2001-06-29 | 2003-01-15 | Kawasaki Steel Corp | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2005226148A (ja) * | 2004-02-16 | 2005-08-25 | Nippon Steel Corp | 精錬方法 |
| JP4648640B2 (ja) * | 2004-02-16 | 2011-03-09 | 新日本製鐵株式会社 | 精錬方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20061003 |