JP3127761B2 - 溶銑脱りん用上吹酸素ランス - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、上吹ランスからの酸素
ジェット中心軸の軌道を推定する式(1) を用いて、脱り
ん用媒溶剤および脱りんスラグ利材化のコスト、脱りん
処理時の脱炭量、耐火物溶損量をいずれも低減して、効
率よく溶銑を脱りん処理するための上吹酸素ランスに関
する。

【０００２】

【従来の技術】高炉で製造された溶銑には不純物として
多量のりんが含まれているので、製造工程において効率
のよい脱りん処理を行い、鋼材の機械的性質を改善する
ことが強く求められている。

【０００３】通常、この脱りん処理は脱炭処理と共に転
炉等の酸化精錬中に生石灰系の造滓剤を用いて行われる
他、最近では転炉における脱炭精錬に先立つ溶銑の予備
処理で硫黄と同様、りんも除去する技術が実用化されて
きている。具体的には、トーピードカー、取鍋または転
炉で溶銑中に生石灰、CaF₂、Na₂CO₃等を添加して撹拌
（インジェクション等）する方法がとられてきた。特
に、低りん鋼溶製の際は、スラグ塩基度を２以上とし、
滓化促進のためCaF₂を添加したフラックスを用いるのが
一般的であった。しかし、生石灰、CaF₂、Na₂CO₃等は比
較的高価であり、コスト面から媒溶剤使用量の更なる節
減が望まれている。

【０００４】そこで、CaF₂を用いずに滓化を確保して溶
銑の脱りん処理を効率よく行う方法として、次のような
方法が提案されている。

【０００５】CaO-SiO₂-Fe _t O 系フラックス〔CaO/SiO₂
＞0.5 、処理中(%Fe_t O)は鉄鉱石または上吹き酸素で調
整〕を用いるもの（特公昭55-30042号公報）、CaO-Al₂O
₃-Fe_t O 系フラックス〔CaO:Al₂O₃ =2.5〜20:1、(%Fe_t
O)= 25〜65、(%Fe_t O)は鉄鉱石で調整〕を用いるもの
（特開昭62-207810 号公報）、およびCaO-SiO₂-Fe _t O
系フラックス〔CaO/SiO₂＞2.0 、(T.Fe)＞50重量％、(%
Fe_t O)は鉄鉱石で調整〕を用いるもの（特開平2-11712
号公報）などである。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】通常、低りん鋼溶製の
際は、スラグの塩基度(CaO/SiO₂)を２以上とし、滓化促
進のためCaF₂を添加したフラックスを用いて脱りん処理
を施すのが一般的であった。しかし、媒溶剤使用量を更
に低減するためには、CaF₂使用量をミニマムにし、かつ
低い塩基度(CaO/SiO₂)で脱りんする必要がある。

【０００７】スラグ塩基度を２以下にすれば、滓化不良
やスラグが凝固する際の3CaO・SiO₂→2CaO・SiO₂＋ f−
CaO (f−CaO ：遊離石灰）反応により生じる遊離石灰が
スラグ中にほとんど存在しないため、エージング処理を
省略しても処理後スラグを路盤材として利用できる可能
性がある。

【０００８】前記の特開昭62-207810 号公報および特開
平2-11712 号公報に示される方法では、脱りん処理中に
スラグ中の(%Fe_t O)は低下して行くので、脱りんを効率
よく行うために処理末期まで或る値以上の高(%T.Fe) を
維持するように、初期に多量の酸化鉄（鉄鉱石等）を添
加する。しかしこの方法では、酸化鉄を多量に添加する
ため、添加後溶銑温度が急激に低下してしまい、フラッ
クスの滓化が遅れ、その結果脱りん効率が低下する可能
性がある。

【０００９】特公昭55-30042号公報の方法では、酸化鉄
および上吹酸素により脱りん処理中高(%Fe_t O)を維持す
るとしているが、上吹き酸素による高(%Fe_t O)維持の具
体的な方法については言及されていない。さらに、上吹
酸素ジェットの軌道を考慮せず、ただ必要量の酸素を上
吹きするだけでは、以下の（イ）および（ロ）のような
問題が生じる。

【００１０】（イ）酸素を溶鉄に勢いよく吹き付ける
（ハードブローを行う）と、脱炭が必要以上に進行して
しまう。その結果、酸素とスラグ中に存在する粒鉄（底
吹きガスにより懸濁している粒鉄）との反応が減少し、
高(%Fe_t O)が維持できない。さらに、脱炭反応熱により
溶銑の温度が脱りん処理に最適な温度以上に上昇し、脱
りん効率が低下してしまう可能性がある。

【００１１】（ロ）ノズル径、ノズル角度を大きくして
酸素の溶銑への衝突を和らげる（ソフトブローを行う）
等により、必要以上に脱炭を抑制させた場合、上吹酸素
ジェットのスラグ中への侵入深さが減少するため、上吹
酸素とスラグ中粒鉄との反応による(FeO) が生成し難く
なり、スラグ中(%Fe_t O)は増加しない可能性がある。ま
た、上吹酸素ジェットが炉壁に衝突してしまい、耐火物
溶損量が増加する可能性がある。

【００１２】本発明の目的は、フラックスコストが低
く、かつ溶銑脱りん処理後スラグを低コストで路盤材等
へ利用できる、低(%CaF₂) 、低CaO/SiO₂、高(%Fe_t O)の
スラグによる脱りん法において用いる上吹酸素ランスで
あって、脱りん処理時スラグ中(%Fe_t O)を上吹酸素によ
り高値に維持し、かつ上吹酸素による脱炭量、耐火物溶
損量を制御して、効率よく脱りん処理を施すことができ
る上吹酸素ランスを提供することにある。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明は次の溶銑脱りん
用上吹酸素ランスを要旨とする。

【００１４】上底吹転炉において、CaO およびFe_t O を
主成分とするフラックスを添加し、上吹き酸素により高
(%T.Fe) を維持しつつ溶銑の脱りんを行う際に用いる上
吹酸素ランスであって、下記式 (1)〜(3) の条件を満た
す構造を有することを特徴とする溶銑脱りん用上吹酸素
ランス。

【００１５】

【数２】

【００１６】 α≦θ₀ ≦β・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(2) γ≦d₀≦δ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(3) 但し、 d＝2S・tan(θc/2)・・・・・・・・・・・・・・・・・(a) S＝∫｛(dX)² +(dY)²｝^1/2 ・・・・・・・・・・・・(b) X ：酸素ジェット中心軸の水平方向変位(mm) Y ：酸素ジェット中心軸の鉛直方向変位(mm) S ：酸素ジェット中心軸の進行方向の移動距離(mm) θc ：酸素ジェットの広がり角度( 20°) θ₀ ：ノズル角度（鉛直軸からの角度）（°） H ：S での酸素ジェット中酸素ガスのホールドアップ(
− ) d ：S での酸素ジェット径(mm) d₀：ノズル径(mm) U₀：ノズル出口での酸素ガス流速(mm/s) ρ_s ：溶融スラグの密度( g/cm³ ) ρ_g ：ノズル出口での酸素ガス密度( g/cm³ ) ρ_g ' ：酸素ガス圧力を１atm （すなわち、酸素ジェッ
ト中では酸素ガス密度は一定）と仮定した時の酸素ジェ
ット中酸素ガス密度( g/cm³ ) g ：重力加速度( m/s² ) α：酸素ジェット中心軸の軌道が溶銑表面に接する時の
ノズル角度( °） β：酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分に達
する時の角度と酸素ジェットが炉壁に直接当たる時の角
度とのうち小さい方の角度（°） γ：酸素ジェット中心軸の軌道が溶銑表面に接する時の
ノズル径(mm) δ：酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分に達
する時のノズル径(mm) 初期条件： X＝d₀・cos θ₀/｛2tan（θc/2)｝の時、 Y＝−d₀・sin θ₀ / ｛2tan（θc/2)｝・・(c) dY/dX＝−tan θ₀ ・・・・・・・・・・・(d) 上記でいう酸素ジェットは、一つのノズル出口から噴出
する酸素ジェット単体を意味する。

【００１７】上記の酸素ジェットの広がり角度θc は、
20°で一定である（N.J.Themelis：Trans.Met.Soc.，AI
ME，245 ，1969，P.2425 参照）。

【００１８】上記の酸素ジェット中酸素ガスのホールド
アップ Hとは、酸素ジェットが酸素ガスとスラグとの混
相流となっている状態において、酸素ジェット中の酸素
ガスが占める体積の割合を意味する。

【００１９】

【作用】本発明は、従来の溶銑脱りん方法における問題
点、すなわち、高価なCaF₂や生石灰等の媒溶剤の多量使
用、処理後スラグを路盤材等に利材化するためのエージ
ング処理コスト増大を解決することを目的に、CaF₂を使
用せずに生石灰使用量を節減〔低塩基度(CaO/SiO₂)化〕
し、高(%Fe_t O)を維持して効率よく溶銑の脱りん処理を
行い、しかも処理時の脱炭量、耐火物溶損量を抑制する
ことができる上吹酸素ランスのノズル構造を明確化する
ものである。

【００２０】以下、図１〜図12に基づいて本発明ランス
の作用を効果とともに詳述する。

【００２１】図１は、上底吹転炉内の上吹酸素ジェット
単体の軌道を模式的に示す図であり、この上吹き酸素ラ
ンスのノズルはストレート形状の複数孔構造を有するも
のである。図２は、ノズル出口での酸素ジェット単体の
挙動を模式的に説明する図である。図２中Ａ点の座標が
（０，０）、Ｂ点がノズル出口であり、その座標が下記
である。

【００２２】 ( d₀・cos θ₀/｛2tan（θc/2)｝，−d₀・sin θ₀ / ｛2tan（θc/2)｝） 図１および図２において、X 方向が水平方向、Y 方向が
垂直方向、一点鎖線が酸素ジェット中心軸の軌道であ
る。図示する記号は、前述のように定義されている。

【００２３】図２に示すように、ノズルから噴出した酸
素ジェットは角度θc （＝20℃）で広がり、ジェットは
水平方向には運動量を保存しながら進行し、垂直方向に
は運動量変化が浮力と釣り合うまで進行し、図１に示す
ように、その後は浮力により上昇してゆく。

【００２４】後述する図７および図12に示すように、こ
のときノズル径d₀を変えることにより酸素ジェット中心
軸の軌道を変えることができる。すなわち、ノズル角度
θ_０が小さいほど、酸素ジェットの垂直方向の運動量が
増加するため垂直方向の到達距離が増加し、逆にその
際、水平方向の運動量は小さくなるので水平方向の到達
距離が減少する。

【００２５】ノズル出口での酸素ガス流速Ｕ_０が音速以
下の場合には、ノズル径d₀の増加にともない、この流速
U₀が低下するため酸素ジェットの運動量が低下し、到達
距離は水平、垂直の両方向とも減少する。

【００２６】溶銑脱りん時のスラグ中の上吹酸素ジェッ
トの挙動と処理時の状況（脱りん、脱炭、耐火物溶損挙
動）を種々検討した結果、酸素ジェット中心軸の軌道を
推定する前記式 (1)、および式(2) 、(3) によりノズル
径d₀およびノズル角度θ₀ を適正化することにより、低
りん鋼溶製に必要な処理後〔Ｐ〕0.01％以下を達成し、
かつ、脱炭量、耐火物溶損量の低減が可能であることが
判明した。

【００２７】式(1) は、酸素ジェット単体の水平方向の
運動量は保存され、垂直方向の運動量の変化はジェット
内のガスに働く浮力に等しく、酸素ジェットはその両方
向の運動量を合成した運動量の方向に進むものとして、
酸素ジェット中心軸の軌道を推定計算することができる
式である。初期条件とは、図２中のＢ点で示すノズル出
口での酸素ジェット中心軸の進行方向を定める条件であ
る。

【００２８】すなわち、式(1) および式 (a)〜(d) を用
いて計算した酸素ジェット中心軸の軌道から、下記1)、
2)の条件を満足するように式(2) および式(3) の条件で
ノズル径d₀とノズル角度θ₀ を適正化することにより、
処理時のスラグ中(%T.Fe) を高く維持し、その結果効率
よく脱りんを行うことができるという知見を得た。

【００２９】1) 酸素ジェットがランス−溶銑表面間距
離の半分以上に達し、かつ、溶銑に直接当たらないこ
と。

【００３０】2) 酸素ジェットが炉壁に直接当たらない
こと。

【００３１】まず、ノズル角度θ₀ の適正化についてノ
ズル角度θ₀ と転炉炉体の形状とを変化させて行った実
験結果を、図３〜図６により説明する。

【００３２】詳細は実施例で後述するが、２トン試験転
炉（炉体Ａ：炉内径1090mm、一部実験は炉体Ｂ：炉内径
1290mm）とCaO およびFe_t O を主成分とするフラックス
を用い、さらに上吹ランス（外形90mm）から酸素を吹き
付けることにより溶銑脱りん処理を行い、酸素ランスの
ノズル角度θ₀ の脱りん、脱炭および耐火物溶損に及ぼ
す影響について検討した。このときのノズル径d₀は3.7m
m のストレート、ノズル孔数は４孔、酸素流量は1.0Nm³
/min、ランス高さは350mm とした。

【００３３】図３は、溶銑２トンの脱りん処理時のスラ
グ中(%T.Fe) とノズル角度θ₀ との関係を示す図であ
る。図示するようにノズル角度θ₀ が25〜53°のとき、
処理時のスラグ中(%T.Fe) を高値に維持することができ
た。

【００３４】図４は、処理後〔％Ｐ〕とノズル角度θ₀
との関係を示す図である。図示するように高(%T.Fe) を
維持できたノズル角度θ₀ が25〜53°の場合に目標
〔Ｐ〕≦0.01が達成できた。

【００３５】図５は、耐火物溶損指数とノズル角度θ₀
との関係を示す図である。ここで耐火物溶損指数は、ノ
ズル径８mmの単孔ランス（ノズル角度θ₀ ＝０°）を用
いた（酸素ジェットが炉壁へ衝突していない）ときの耐
火物溶損量を１として指数化したものである。図示する
ように炉体Ａの場合には、耐火物溶損指数はノズル角度
θ₀ が30°以上で急激に増加している。一方、炉体Ｂの
場合、図３に示したように脱りん挙動は炉体Ａ使用時と
一致するが、耐火物溶損指数は図５に示すとおりノズル
角度θ₀ によらず、ほぼ１であった。

【００３６】図６は、処理後〔％Ｃ〕とノズル角度θ₀
との関係を示す図である。図示するようにノズル角度θ
₀ が小さくなるほど、処理後〔％Ｃ〕は低下することが
わかる。

【００３７】図７に、炉体Ａおよび炉体Ｂの場合につい
てノズル角度θ₀ を10°から65°まで適宜変化させ、式
(1) により酸素ジェット単体の中心軸の軌道を計算した
結果を示す。図７中、左上の０点が図２に示すＡ点であ
る。なお、吹錬中のスラグフォーミング高さを測定して
溶融スラグの密度ρ_s を計算した結果、0.15g/cm³ が得
られたので上記計算にはこの値を採用した。

【００３８】図７および図３の結果から、酸素ジェット
中心軸の軌道が溶銑表面に接しないとき（ノズル角度θ
₀ が25°以上）、スラグ中(%T.Fe) を高値に維持でき、
その結果、処理後〔％Ｐ〕も低くなったと考えられる。
ノズル角度θ₀ が25°より小さい場合は酸素ジェットが
溶銑に直接当たるため、脱炭反応に酸素が消費されてFe
_t O を充分に生成させることができず、スラグ中(%T.F
e) が低くなる。その結果、処理後〔％Ｐ〕も高くなっ
たと考えられる。ノズル角度θ₀ が53°を超えると、酸
素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分に到達でき
ず、酸素ジェットとスラグ中粒鉄との反応が減少してス
ラグ中の(%T.Fe) が低くなり、処理後〔％Ｐ〕も高くな
ったのである。

【００３９】ノズル角度θ₀ が30°以上で、かつ炉体Ａ
の場合には、酸素ジェットが直接炉壁に当たるため、図
５に示したように耐火物溶損指数が急激に増加したこと
が裏付けられる。しかし、炉体Ｂの場合、ノズル角度θ
₀ によらず酸素ジェットが炉壁に直接当たらないため
に、図５に示したように耐火物溶損指数は、ノズル角度
θ₀ に依存しなかったと考えられる。

【００４０】このように、効率的に脱りん処理するため
には、ノズル角度θ₀ に最適な範囲、すなわち、式(2)
で示す範囲（α≦θ₀ ≦β）が存在することがわかる。
ここで、αは酸素ジェット中心軌道が溶銑表面に接する
時のノズル角度から求まり、βは酸素ジェットがランス
−溶銑表面間距離の半分に達するときの角度と酸素ジェ
ットが炉壁に直接当たるときの角度とのうち、小さい方
から求まり、炉体Ａ使用時が後者、炉体Ｂ使用時が前者
に、それぞれ相当する。

【００４１】次に、ノズル径d₀の適正化について炉体Ａ
の場合にノズル径d₀を変化させて行った実験結果を、図
８〜図11により説明する。このときのノズル角度θ₀ は
15°、その他の条件は前述の試験のとおりとした。

【００４２】図８はスラグ中(%T.Fe) とノズル径d₀との
関係を示す図、図９は処理後〔％Ｐ〕とノズル径d₀との
関係を示す図である。図８および図９に示すように、ノ
ズル径d₀が4.6mm より小さいと、スラグ中(%T.Fe) を高
値に維持できず、処理後〔Ｐ〕≦0.01％が確保できなか
った。しかし、ノズル径d₀が4.6mm 以上8.8mm 以下では
高(%T.Fe) が維持でき、処理後〔Ｐ〕≦0.01％を確保す
ることができた。ノズル径d₀が8.8mm を超えると高(%T.
Fe) が維持できず、処理後〔％Ｐ〕が高くなった。

【００４３】図10は、耐火物溶損指数とノズル径d₀との
関係を示す図である。図示するように耐火物溶損指数は
ノズル径d₀によらず、ほぼ１となった。

【００４４】図11は、処理後〔％Ｃ〕とノズル径d₀との
関係を示す図である。図示するようにノズル径d₀の増大
に伴い、処理後〔％Ｃ〕は増加した。

【００４５】図12に、ノズル径d₀を適宜変化させ、ノズ
ル角度θ₀ を15°、スラグ密度ρ_sを0.15g/cm³ として
式(1) により酸素ジェット中心軸の軌道を計算した結果
を示す。図示するようにノズル径d₀が4.6mm より小さい
と酸素ジェットが溶銑表面に直接当たるため、脱炭反応
に酸素が消費されてFe_t O を充分に生成させることがで
きず、スラグ中(%T.Fe) が低くなる。その結果、図９に
示したように処理後〔％Ｐ〕も高くなった。ノズル径d₀
が8.8mm を超えると、酸素ジェットがランス−溶銑表面
間距離の半分に到達できず、酸素ジェットとスラグ中粒
鉄の反応が減少してスラグ中(%T.Fe) が低くなり、処理
後〔％Ｐ〕も高くなったと考えられる。

【００４６】この場合、酸素ジェットはノズル径d₀によ
らず炉壁に直接当たらないので、図10に示したように、
耐火物溶損指数はノズル径d₀によらず、ほぼ１となった
のである。

【００４７】このように、効率的に脱りん処理するため
には、ノズル径d₀に最適な範囲、すなわち、式(3) で示
す範囲（γ≦d₀≦δ）が存在することがわかる。γは酸
素ジェットの中心軌道が溶鉄表面に接する時のノズル径
から、δは酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半
分に達するときのノズル径から、それぞれ求まる。

【００４８】以上のように、式(1) で酸素ジェット中心
軸の軌道を計算し、酸素ジェットがランス−溶銑表面間
距離の半分以上に達し、かつ、溶銑に直接当たらず、し
かも、炉壁に直接当たらないように、下記式(2) および
(3) を満足させてノズル角度θ₀ とノズル径d₀を適正化
することにより、処理時の(%T.Fe) を高く維持でき、そ
の結果、効率良く脱りん処理が行え、しかも処理中の脱
炭量と耐火物溶損量を抑制することができる。

【００４９】 α≦θ₀ ≦β・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(2) γ≦d₀≦δ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(3) 上記の作用効果は、孔数が２以上の外向きストレートノ
ズルの場合であれば、特にノズル孔数にはよらないが、
孔数が多いほど酸素ジェットとスラグとの接触面積が増
えるため、処理時の高(%T.Fe) が効率よく維持できる。
しかし、逆に孔数が多すぎると１孔あたりの酸素流量が
低下し、酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分
に達しなくなり、高(%T.Fe) が維持できなくなる。ま
た、適正な孔数は酸素流量とそのときの酸素ジェットの
到達距離にも依存するため、望ましい孔数の範囲は３〜
１０程度、さらに望ましいのは３〜６または８程度であ
る。

【００５０】フラックスはCaO およびFe_t O を主成分と
するものを初装で用いる。望ましいフラックスの組成は
重量％でCaO:20〜40％、Fe_t O:50〜80％程度であり、そ
の他に含んでいてもよい成分はMnO 、Al₂O₃ およびSiO₂
などである。Fe_t O 源として望ましいのは鉄鉱石、スケ
ールおよび転炉滓などである。なお、フラックスの形状
には制約はないが、炉内添加であるため１〜50mm程度の
大きさの塊状のものを用いるのが望ましい。

【００５１】望ましい酸素流量の範囲は、溶鉄トンあた
り 0.3〜0.7 Nm³/min 程度である。

【００５２】

【実施例】上底吹試験転炉（炉体Ａ、炉内径：1090mm）
に収容された溶銑２トン（組成、Ｃ：4.5 ％、Si：0.3
％、Ｐ：0.1 ％、残部：Feおよび不純物））に生石灰約
11kg/t、鉄鉱石15kg/tを添加し、表１に示す条件でノズ
ル径、ノズル角度を種々変更した４孔ストレート上吹ラ
ンスから酸素を1.0Nm³/min（初期３分間は2.0Nm³/min）
吹付けて約20分間脱りん処理を実施した。

【００５３】処理後の〔％Ｐ〕目標は近年需要の多い低
りん鋼を溶製するために必要な0.01％以下、耐火物溶損
指数の目標は１以下とし、これらの目標の達成可否およ
び処理後スラグのエージング処理無しでの路盤材として
の使用可否を調査した。ただし、表１に示す試験 No.
６、９、11では炉内径が1290mmの転炉（炉体Ｂ）を使用
した。

【００５４】表１に、脱りん処理中の(%T.Fe) 、処理後
〔％Ｐ〕、処理後〔％Ｃ〕、耐火物溶損指数および処理
後温度を併せて示す。

【００５５】

【表１】

【００５６】ノズル径d₀＝３mmの場合、図７に示したと
おり、炉体Ａではノズル角度θ₀ ＝25°( 試験No.4 )、
炉体Ｂではノズル角度θ₀ ＝30°、53°( 試験No.6、9
) の条件についてのみ、本発明ランスから定まる下記
1) 、2)の条件を満たしていたため、効率よい脱りんが
可能となったのである。

【００５７】1) 酸素ジェットがランス−溶銑表面間距
離の半分以上に達し、かつ、溶銑に直接当たらないこ
と。

【００５８】2) 酸素ジェットが炉壁に直接当たらない
こと。

【００５９】ノズル角度θ₀ ＝15°の場合、図12に示し
たとおり、ノズル径d₀＝4.6mm 、7.0mm 、8.8mm ( 試験
No.13 、14、15 、炉体Ａ )の条件についてのみ、上記
1)、2)の条件を満たしていたため、効率よい脱りんが
可能となったのである。

【００６０】表１に示す評価○印（処理後〔％Ｐ〕＜0.
01、かつ、耐火物溶損指数1.0)の処理後スラグでは、遊
離石灰の含有率が0.5 ％以下と小さく、特にエージング
処理を施さなくとも水和膨張の恐れはなかった。一方、
評価×印の処理後スラグでは、(%T.Fe) ＞10の場合には
上記の評価○印の場合と同様であったが、(%T.Fe) ≦10
の場合には滓化不良のため、未滓化の石灰含有率が高
く、水和膨張抑制を目的とするエージング処理を施さね
ばならなかった。

【００６１】

【発明の効果】本発明の溶銑脱りん用上吹酸素ランスに
よれば、高価な蛍石（CaF₂）、生石灰および多量の鉄鉱
石を使用せずに、スラグ中の高(%T.Fe) を維持して効率
的に脱りん処理を行うことができる。しかも、処理時の
脱炭量、耐火物溶損量を抑制することができ、低りん鋼
溶製のコスト低減が可能となる。

【図面の簡単な説明】

【図１】上底吹転炉内の上吹酸素ジェット単体の軌道を
模式的に示す図である。

【図２】ノズル出口での酸素ジェット単体の挙動を模式
的に説明する図である。

【図３】脱りん処理時のスラグ中(%T.Fe) とノズル角度
θ₀ との関係を示す図である。

【図４】処理後〔％Ｐ〕とノズル角度θ₀ との関係を示
す図である。

【図５】耐火物溶損指数とノズル角度θ₀ との関係を示
す図である。

【図６】処理後〔％Ｃ〕とノズル角度θ₀ との関係を示
す図である。

【図７】ノズル角度θ₀ を変化させ、式(1) により酸素
ジェット単体の中心軸の軌道を計算した結果を示す図で
ある。

【図８】スラグ中(%T.Fe) とノズル径d₀との関係を示す
図である。

【図９】処理後〔％Ｐ〕とノズル径d₀との関係を示す図
である。

【図１０】耐火物溶損指数とノズル径d₀との関係を示す
図である。

【図１１】処理後〔％Ｃ〕とノズル径d₀との関係を示す
図である。

【図１２】ノズル径d₀を変化させ、式(1) により酸素ジ
ェット単体の中心軸の軌道を計算した結果を示す図であ
る。

【記号の説明】

S ：酸素ジェット中心軸の進行方向の移動距離(mm) θc ：酸素ジェットの広がり角度( 20°) θ₀ ：ノズル角度（鉛直軸からの角度）（°） d ：S での酸素ジェット径(mm) d₀ ：ノズル径(mm) U₀ ：ノズル出口での酸素ガス流速(mm/s) ρ_s ：溶融スラグの密度( g/cm³ ) ρ_g ：ノズル出口での酸素ガス密度( g/cm³ ) ρ_g ' ：酸素ガス圧力を１atm （酸素ジェット中では酸
素ガス密度は一定）と仮定した時の酸素ジェット中酸素
ガス密度（ ｇ／ｃｍ^３ ）

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C21C 1/02,5/30 C21C 5/46,7/064

Claims (1)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】上底吹転炉において、CaO およびFe_t O を
   主成分とするフラックスを添加し、上吹き酸素により高
   (%T.Fe) を維持しつつ溶銑の脱りんを行う際に用いる上
   吹酸素ランスであって、下記式 (1)〜(3) の条件を満た
   す構造を有することを特徴とする溶銑脱りん用上吹酸素
   ランス。 【数１】 α≦θ₀ ≦β・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(2) γ≦d₀≦δ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・(3) 但し、 d＝2S・tan(θc/2)・・・・・・・・・・・・・・・・・(a) S＝∫｛(dX)² +(dY)²｝^1/2 ・・・・・・・・・・・・(b) X ：酸素ジェット中心軸の水平方向変位(mm) Y ：酸素ジェット中心軸の鉛直方向変位(mm) S ：酸素ジェット中心軸の進行方向の移動距離(mm) θc ：酸素ジェットの広がり角度( 20°) θ₀ ：ノズル角度（鉛直軸からの角度）（°） H ：S での酸素ジェット中酸素ガスのホールドアップ(
   − ) d ：S での酸素ジェット径(mm) d₀：ノズル径(mm) U₀：ノズル出口での酸素ガス流速(mm/s) ρ_s ：溶融スラグの密度( g/cm³ ) ρ_g ：ノズル出口での酸素ガス密度( g/cm³ ) ρ_g ' ：酸素ガス圧力を１atm （すなわち、酸素ジェッ
   ト中では酸素ガス密度は一定）と仮定した時の酸素ジェ
   ット中酸素ガス密度( g/cm³ ) g ：重力加速度( m/s² ) α：酸素ジェット中心軸の軌道が溶銑表面に接する時の
   ノズル角度( °） β：酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分に達
   する時の角度と酸素ジェットが炉壁に直接当たる時の角
   度とのうち小さい方の角度（°） γ：酸素ジェット中心軸の軌道が溶銑表面に接する時の
   ノズル径(mm) δ：酸素ジェットがランス−溶銑表面間距離の半分に達
   する時のノズル径(mm) 初期条件： X＝d₀・cos θ₀/｛2tan（θc/2)｝の時、 Y＝−d₀・sin θ₀ / ｛2tan（θc/2)｝・・(c) dY/dX＝−tan θ₀ ・・・・・・・・・・・(d)