KR20200062305A - 용선의 탈인 방법 - Google Patents

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Abstract

본 발명의 용선의 탈인 방법은, 상취 랑스를 구비하는 전로 내에서 용선을 탈인하는 방법이며, 상기 전로 내의 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상의 상태에서, 상기 상취 랑스를 사용하여, 상기 용선에, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스의 분사를 개시하는 공정을 갖는다.

Description

용선의 탈인 방법
본 발명은, 전로를 사용한 용선의 탈인 방법에 관한 것이다.
본원은, 2018년 4월 24일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2018-082767호와, 2019년 1월 15일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2019-004338호에 기초하여 우선권을 주장하고, 이들의 내용을 여기에 원용한다.
근년, 강재에 대한 요구가 고도화되고 있고, 고강도, 고인성 등을 갖는 저인강에 대한 수요가 증가하고 있다. 그 때문에, 생산 효율의 향상 및 제조 비용 저감이 중요시되고 있고, 인 농도가 0.02질량％ 미만인 일반 강뿐만 아니라, 인 농도가 0.015질량％ 미만인 저인강에 있어서도, 조업 시간의 단축이 요망되고, 또한, 제조 비용의 저감이 요구되고 있다.
현재, 용선의 탈인 취련은, 하기 (A) 식으로 나타내는 탈인 반응에 기초하여, 이러한 탈인 반응의 진행에 유리한 저온 조건에서 처리하는 방법이 널리 행해지고 있다. (A) 식 중의 [ ] 내에 기재한 원소는 용선 중의 성분을 나타내고, ( ) 내에 기재한 화합물은 슬래그 중의 성분을 나타낸다.
2[P]+5(FeO)+3(CaO)=(3CaO·P2O5)+5Fe ···(A)
탈인 반응은 저온일수록 진행되기 때문에, 탈인 취련은, 1300 내지 1400℃ 정도로 비교적 저온인 용선의 단계에서 행하여진다. 이러한 용선 탈인에 사용되는 장치로서는, 전로가 사용되는 일이 많고, 특히 상저취 전로가 적합하다. 상저취 전로에서는, 전로 상부의 상취 랑스로부터 산소를 불어 넣으면서, 전로 저부로부터 저취 가스를 불어 넣음으로써, 강이 정련된다. 상취 랑스부터 용선에 불어 넣는 산소는, 탈인에 필요한 산화제로서 작용하고, 또한, 고체 산화원에 비하여 열 손실이 적다. 또한, 상취와 동시에, 교반력이 큰 저취를 행함으로써, 인의 산화 반응 속도를 향상시키는 것이 가능하다.
또한, 탈인 취련 후, 인 농도가 높아진 슬래그를 용선으로부터 분리하고, 남은 인의 제거와 탈탄을 목적으로, 동 용선에, 새로운 정련재를 더하여, 전로의 상취 랑스로부터 고속으로 산소를 분사하여, 전로 저부로부터 저취 가스를 불어 넣는 탈탄 취련이 행하여진다. 이 탈탄 취련에 있어서의 탈탄 반응은, 산소 공급 속도가 높을수록 진행된다. 그 때문에, 생산 효율을 향상시키기 위해서는, 산소 공급 속도를 높임으로써, 탈탄 반응의 속도를 높이는 것이 바람직하다. 한편으로, 탈인 취련에 있어서의 탈인 반응은, 그 반응 속도가 메탈측 또는 슬래그측의 어느 한쪽 또는 양쪽의, 인의 물질 이동 속도에 의해 지배된다. 그 때문에, 산소 공급 속도를 저하시켜, 후술하는 슬래그 포밍을 억제시킴으로써, 취련 시간을 가능한 한 길게 하는 것이 바람직하다.
이상과 같은 탈인 취련, 탈탄 취련을 하나의 전로에서 행하는 방법으로서, MURC(Multi-Refining Converter)법이 알려져 있다. 이 MURC법은, 탈인 취련 후, 인 농도가 높아진 슬래그의 일부를, 전로를 기울여서 노 외로 배재(排滓)하고, 탈인 완료의 용선을 남긴 전로에, 새로운 정련재를 더하여, 남은 인의 제거와 탈탄을 행한다. MURC법은, 2개의 전로를 사용하여 탈인 취련, 탈탄 취련을 행하는 경우와 비교하여, 용선의 전로로부터의 배출, 다음 전로로의 장입이 불필요하기 때문에, 사이클 타임이 짧고 또한 열 손실이 작은 점에서, 생산성과 경제성이 우수하다. 또한, 최근에는, 상기 탈인 취련으로부터 탈규 취련을 분리하고, 탈규 취련, 탈인 취련, 탈탄 취련을 하나의 전로에서 행하는 방법(예를 들어, 하기 특허문헌 1, 2 참조)도 개시되어 있다.
전로의 상취 랑스는, 그 선단에 소정의 노즐 구멍수의 노즐이 마련되고, 노즐로부터 전로 내의 용철 표면을 향하여 산소를 분사한다. 상취 랑스는, 그 송풍구 형상(노즐 직경이나 노즐 구멍수)에 의해 송산(送酸) 속도의 상한과 하한이 정해진다.
상기 MURC법에서는, 전로에 부대하는 하나의 상취 랑스에서 송산 속도를 제어할 필요가 있다. 탈인 취련 후에 행하는 탈탄 취련에 있어서는, 용선 중에 다량으로 포함되는 탄소를 단시간에 연소하여 탈탄하기 때문에, 높은 송산 속도에서의 취련이 요구된다. 이러한 고속 송산을 실현하기 위하여 설계된 상취 랑스에서는, 송산 속도의 상한이 탈탄 취련에서의 고속 송산을 가능하게 하는 레벨로 설정되므로, 필연적으로 송산 속도의 하한도 높은 값으로 된다.
한편, 탈인 취련에 있어서는, 송산 속도를 저하하려고 해도, 상기 정해진 송산 속도의 하한보다도 높은 송산 속도로 송산할 필요가 있다. 송산 속도 하한 이하의 송산 속도로 조업한 경우, 산소 가스가 충분히 용선에 공급되지 않고, 탈인 불량으로 되는 경우나, 역화 등에 의한 안전상의 과제가 있다.
따라서, 이와 같이 탈탄 취련에서의 고속 송산에 적합한 랑스를 사용하여 MURC법 정련을 행하고자 한 경우, 탈인 취련에서 최적인 송산 속도보다도 높은 송산 속도로 취련하지 않을 수 없다. 그 결과, 용선과 슬래그의 계면에서, 용선 중의 C와 슬래그 중의 FeO(산화철)가 반응하여 발생하는 CO 기포나, 슬래그 자신의 내부에서, 슬래그 중의 FeO와 슬래그에 포함되는 입자 철 중의 C가 반응하여 발생하는 CO 기포에 의해, 거품이 일어나는 경우가 있다(포밍). 슬래그 중의 FeO 농도가 높으면, CO 기포가 다량으로 발생하므로, FeO 농도가 높은 슬래그는, 강한 포밍성(급속하게 팽창하여 전로로부터 넘쳐 나오기 쉬운 특성)을 갖게 된다.
슬래그의 포밍이 심하면, 고온의 슬래그가 전로 노구로부터 흘러넘치는 슬로핑이 일어난다. 슬로핑이 일어나고, 전로 주변의 정련 설비나 전로 아래에 대기하는 반송 용기가 손상되면, 복구에 많은 시간과 노력이 필요해진다. 그 때문에, 탈인 취련 중에 슬로핑이 발생하면, 그 단계에서 취련을 정지시켜야 한다. 그 결과, 탈인 취련의 시간을 충분히 확보할 수 없고, 강 중 인 농도를 충분히 저하시킬 수 없다.
포밍 슬래그가 넘치는 것을 방지하기 위해서, CO 기포가 체류하는 층(이하, 「포말층」이라고 하는 경우가 있음)을 파괴하여 슬래그를 수축시키는 방법이 있다. 구체적으로는, 슬래그의 내부에서 가스화하는 괴상물을 슬래그에 투입하고, 이 괴상물이 열분해로 가스화할 때의 체적 팽창 에너지를 이용하여 포말층을 파괴하는 방법이, 일반적으로 알려져 있다. 통상, 이러한 파괴 작용을 하는 괴상물을 진정제라고 한다(특허문헌 3 내지 5 참조).
일본 특허 제5671801호 공보 일본 특허 공개 2018-188730호 공보 일본 특허 공개 소54-032116호 공보 일본 특허 공개 평11-050124호 공보 일본 특허 공개 2008-255446호 공보
그러나, 포말층을 파괴하는 상기 방법으로는, 포밍 슬래그를 안정적으로, 또한 신속히 진정화 시키는 것이 어렵다. 포밍 슬래그를 신속히 진정화 시키기 위해서는, 예를 들어 진정제의 대량 투입이 하나의 방법인데, 이 대량 투입은, 정련 비용의 상승을 초래하여, 경제성의 점에서 문제가 있다.
따라서, MURC법과 같이, 1개의 전로와 1개 상취 랑스를 사용하여 탈인 취련과 탈탄 취련을 모두 행하는 경우, 탈인 취련에 있어서 송산 속도가 과잉인 것에 기인하여 포밍이 다발한다. 따라서, 종래는, 슬래그 포밍을 안정적으로, 또한 경제적으로 억제하는 것이 곤란하고, 취련 시간을 중단하지 않으면 안되고, 강 중 인 농도를 충분히 저하시킬 수 없었다.
본 발명은, 상기 사정을 감안하여 이루어진 것이며, 전로를 사용한 용선의 탈인 방법에 있어서, 슬래그 포밍을 안정적으로, 또한 경제적으로 억제할 수 있는, 용선의 탈인 방법의 제공을 목적으로 한다.
본 발명자들은, 상기 과제를 해결하는 방법을 예의 검토하고, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스를 상취 랑스부터 용선에 공급함으로써, 슬래그 포밍을 억제하면서, 산소 공급 속도를 저하시킬 수 있는 것을 발견하였다. 이러한 용선의 탈인 방법의 요지는, 이하와 같다.
[1] 상취 랑스를 구비하는 전로 내에서 용선을 탈인하는 방법이며, 상기 전로 내의 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상의 상태에서, 상기 상취 랑스를 사용하여, 상기 용선에, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스의 분사를 개시하는 공정을 갖는 용선의 탈인 방법.
[2] 상기 상취 랑스로부터는, 상기 혼합 가스만을 상기 용선을 향하여 분사하는, [1]의 용선의 탈인 방법.
[3] 상기 용선 중의 상기 탄소 농도가 3.0질량％ 이상, 3.8질량％ 이하의 상태에서, 상기 혼합 가스의 분사를 개시하는, [1] 또는 [2]의 용선의 탈인 방법.
[4] 하기 (1) 식으로 규정되는, 상취 랑스로부터 공급하는 혼합 가스의 교반 동력 밀도 ETOP를 140W/t 이하로 하는, [1] 내지 [3] 중 어느 한 항에 기재된 용선 탈인 방법.
ETOP=0.137·cosθ·(QI·MI+QO2·MO2)·(QI+QO2)2/(Wm·Λ2·D3·H) ···(1)
여기서,
θ는, 상기 상취 랑스의 노즐 경사각(°),
QI는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 불활성 가스의 유량(N㎥/s),
MI는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 불활성 가스의 분자량,
QO2는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 산소 가스의 유량(N㎥/s),
MO2는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 산소 가스의 분자량,
Wm은, 상기 용선의 중량(t),
Λ는, 상기 상취 랑스의 노즐 구멍수(-),
D는, 상기 상취 랑스의 노즐의 출구 직경(m),
H는, 상기 상취 랑스의 상기 노즐과 상기 용선의 정지 액면의 거리(m),
이다.
[5] 상기 산소 가스의 유량 NO2에 대한 상기 불활성 가스의 유량 NI의 비가, NI/NO2=0.03 내지 0.20인, [1] 내지 [4] 중 어느 한 항에 기재된 용선 탈인 방법.
[6] 상기 산소 가스의 유량 NO2에 대한 상기 불활성 가스의 유량 NI의 비가, NI/NO2=0.05 내지 0.20인, [5]의 용선의 탈인 방법.
본 발명의 상기 각 양태에 의하면, 전로에서 용선을 탈인할 때, 비용의 상승을 초래하는 일없이, 탈인 취련 중의 슬래그 포밍을 억제하고, 인 농도를 충분히 저하시키는, 용선의 탈인을 행할 수 있다.
도 1은, 본 발명의 일 실시 형태에 관한 전로의 개략 구성을 도시하는 종단면도이다.
이하, 본 발명의 일 실시 형태를 설명한다.
상술한 바와 같이, 전로의 상취 랑스는, 그 송풍구 형상(노즐 직경이나 노즐 구멍수)에 의해 가스 공급 속도의 상한과 하한이 정해진다. 전로에 부대하는 1개의 상취 랑스에서 탈인 취련 및 탈탄 취련의 송산 속도를 제어하는 경우, 가스 공급 속도의 상한이 탈탄 취련에서의 고속 송산을 실현할 수 있도록 랑스의 송풍구 형상이 설계되므로, 결과로서 가스 공급 속도의 하한도 높은 값으로 된다. 상취 랑스부터 용선에 분사하는 산소의 공급 속도를 송풍구 형상으로부터 결정되는 공급 속도 하한 이하로 조업하면, 산소 가스가 충분히 용선에 공급되지 않는다. 그 결과, 탈인 불량으로 되는 경우나, 역화 등에 의한 안전상의 과제가 있다. 따라서, 생산 효율 향상을 위하여 탈탄 취련에 있어서의 산소 공급 속도를 고속화해 가면, 필연적으로 탈인 취련의 산소 공급 속도도 고속화하지 않을 수 없다.
상술과 같이, 상취 랑스부터 용선에 분사하는 가스의 공급 속도는 하한값이 설정되어 있다. 상취 랑스로부터 산소만을 공급하는 경우, 설비상 가능한 산소 공급 속도의 최저값은, 가스 공급 속도의 하한값으로 된다. 이 산소 공급 속도가 탈인 취련에서의 적합한 산소 공급 속도의 상한보다도 높은 경우, 공급된 산소가 용선 중의 Fe와 반응하여, FeO가 과잉으로 생성된다. 상술한 바와 같이 슬래그 중의 FeO 농도가 높으면, 용선 중의 C와의 반응에 의해 CO 기포가 다량으로 발생하므로, 취련의 빠른 타이밍에 슬래그 포밍이 일어난다. 또한, 상기 (A) 식에 나타낸 바와 같이, 탈인 반응의 진행에는 슬래그 중의 FeO 농도도 기여하는데, FeO 농도가 과잉인 경우, 슬로핑이 발생하여 취련을 중단하기 때문에, 탈인 반응의 진행에는 악영향이 있다.
도 1은, 본 실시 형태에 관한 전로(1)의 개략 구성을 도시하는 종단면도이다. 본 실시 형태에서는, 전로(1) 내의 용선(2)의 액면을 향해서, 상취 랑스(3)를 사용하여 산소 가스와 불활성 가스를 혼합한 후의 혼합 가스를 분사한다. 산소 가스와 불활성 가스를 혼합함으로써, 상취 랑스(3)의 가스 공급 속도의 하한 설정값을 하회하는 일없이, 산소를 낮은 공급 속도로 용선(2)에 분사하는 것이 가능하다. 즉, 산소 가스와 불활성 가스를 혼합한 가스를 상취 랑스(3)로부터 분사함으로써, 산소 공급 속도를 저하시켜, FeO의 생성을 억제하고, 슬래그 포밍을 억제하는 것이 가능하다. 또한, 슬래그 포밍은 고온일수록 촉진되고, 탈인 반응은 저온일수록 촉진되는 특징이 있다. 용선(2)에 산소 가스만을 불어 넣을 때의, 용선 혹은 슬래그의 온도에 착안하면, 산소와 각 용선 성분과의 산화 반응에 의해 발열하기 때문에, 슬래그 포밍이 촉진되어, 탈인 반응이 억제되게 된다. 한편으로, 불활성 가스는, 용선과 반응하지 않기 때문에, 용선(2) 및 슬래그의 냉각 가스로서 작용한다. 따라서, 산소 가스와 불활성 가스를 미리 혼합하고 나서 분사하는 것은, 산소 가스만을 불어 넣는 경우와 비교하여, 슬래그 포밍의 억제와 탈인 반응 촉진의 양쪽에 있어서 효과적이다.
불활성 가스란, 예를 들어 N2 가스이다. N2 가스는 다른 불활성 가스와 비교하여 저렴하여, 저비용으로 상술한 효과를 발현할 수 있다. 또한, N2 가스 대신에 Ar 가스, CO2 가스, H2O 가스라도 마찬가지의 효과를 발현할 수 있다.
탈인 취련에 있어서 취련 개시 당초는 상취 랑스(3)로부터 산소 가스를 분사하고, 이어서 소정의 타이밍에, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스의 분사로 전환한다. 탈인 취련 중에 있어서도 탈탄은 진행하고, 용선(2) 중의 탄소 농도는 서서히 저하된다. 상취 랑스(3)로부터 혼합 가스의 분사를 개시하는 타이밍(상취 가스 중에 불활성 가스를 혼입 개시하는 타이밍)으로서는, 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상일 필요가 있다. 용선(2) 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이하로 될 때까지 산소 가스를 높은 공급 속도로 계속하여 공급하면 슬로핑이 발생한다. 그 때문에, 불활성 가스 혼입 개시 시의 탄소 농도가 3.0질량％ 보다도 낮으면, 슬로핑의 억제가 곤란하다.
또한, 본 발명자 등은, 상취 랑스(3)로부터 산소와 불활성 가스의 혼합 가스를 분사 개시하는 타이밍에 대하여 예의 검토하였다. 그 결과, 용선(2) 중의 탄소 농도가 3.8질량％ 보다도 높으면, 슬로핑을 억제하여 취련 시간을 연장하기 위한 효과에 대하여 분사 개시하는 타이밍을 바꾸어도 큰 차가 없는 것을 밝혔다.
이상에서, 혼합 가스의 분사를 개시하는 타이밍으로서는, 용선(2) 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상, 3.8질량％ 이하일 때가 바람직하다. 추가로 말하면, 상기 탄소 농도의 하한값으로서는, 3.1질량％인 것이 보다 바람직하다.
일반적으로, 탈인 취련은, 전로의 노구부터 용선에 정련재를 첨가하고, 상취 랑스로부터 산소를 공급함으로써 행하여진다. 본 실시 형태에 있어서, 탈인 취련 시에, 전로(1)의 노구로부터 용선(2)에 정련제(4)를 첨가하고, 상취 랑스(3)로부터 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스만을 공급하는 경우에 있어서도, 당연, 상술한 효과는 발현한다.
정련제(4)는, 기본적으로는 전로(1)의 노구만으로부터 공급하고, 상취 랑스(3) 등 기타 개소로부터는 공급하지 않는다. 즉, 상취 랑스(3)로부터는, 혼합 가스만을 용선(2)을 향하여 분사한다. 단, 필요에 따라, 상기 노구 외에도 상취 랑스(3)로부터도 정련제(4)를 첨가해도 된다.
또한, 본 발명자들은, 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상, 3.8질량％ 이하의 상태에서, 산소 가스로부터 상기 혼합 가스로 전환하여 분사를 개시할 때, 후술하는 (1) 식에 의해 계산되는, 상취 가스에 의한 교반 동력 밀도 ETOP를 140(W/t) 이하로 함으로써, 추가로 슬로핑을 억제하면서, 탈인 반응을 촉진할 수 있는 것을 밝혔다. 먼저, 하기 (1)' 식에 대하여 설명한다.
ETOP=0.137·cosθ·Q3·M/(Wm·Λ2·D3·H) ···(1)'
여기서, θ는 상취 랑스의 노즐 경사각(°), Q는 상취 가스 유량(N㎥/s), M은 가스 분자량, Wm은 용선 중량(t), Λ는 상취 랑스의 노즐 구멍수(-), D는 상취 랑스의 노즐의 출구 직경(m), H는 랑스 갭(상취 랑스의 노즐과 정지 액면의 거리)(m)이다.
또한, 상기 (1)' 식은, 카이 등(문헌 : 카이 츠요시, 오코비라시 가즈오, 무라카미 쇼조, 사토 노부오: 철과 강, 68(1982), 82)에 의해 보고된, 상취 가스가 단독 가스종인 경우의 식이다. 본 실시 형태와 같이, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스를 사용하는 경우, 상기 (1)' 식의 (Q3·N)을 수정한 하기 (1) 식이 사용된다.
ETOP=0.137·cosθ·(QI·MI+QO2·MO2)·(QI+QO2)2/(Wm·Λ2·D3·H) ···(1)
여기서,
θ는, 상취 랑스(3)의 노즐 경사각(°),
QI는, 혼합 가스에 포함되는 불활성 가스의 유량(N㎥/s),
MI는, 혼합 가스에 포함되는 불활성 가스의 분자량,
QO2는, 혼합 가스에 포함되는 산소 가스의 유량(N㎥/s),
MO2는, 혼합 가스에 포함되는 산소 가스의 분자량,
Wm은, 용선의 중량(t),
Λ는, 상취 랑스(3)의 노즐 구멍수(-),
D는, 상취 랑스(3)의 노즐 출구 직경(m),
H는, 상취 랑스(3)의 상기 노즐과, 용선(2)의 정지 액면의 거리(m),
이다.
슬로핑이 억제된 이유로서, 140(W/t) 이하로 함으로써, 입자 철의 슬래그 중으로의 비산 억제, 및 슬래그·메탈 계면의 교반 억제에 의해, 탈탄 반응의 진행에 수반하는 가스 발생이 억제된 것이 추정된다.
또한, 본 발명자들은, 상취 랑스(3)로부터 공급하는 산소 가스의 유량 NO2와 불활성 가스의 유량 NI의 적정한 비율을 조사하고, NI/NO2=0.03 내지 0.20으로 제어함으로써, 슬로핑을 억제하면서, 탈인 반응을 촉진할 수 있는 것을 밝혔다. 여기서 각 가스의 유량은, 상취 랑스(3)에 공급되는 가스를 오리피스 가스 유량계로 각각 개별로 측정한, 용선 톤당 유량값이다. NI/NO2가 0.03보다도 작은 경우, 불활성 가스의 양이 적고, 산소 공급 속도를 충분히 저하시킬 수 없기 때문에, 슬래그 포밍을 억제할 수 없다. 한편으로, NI/NO2가 0.20보다도 큰 경우, 산소 공급 속도가 낮음으로써, 슬래그 중의 FeO의 생성 속도가 느려지고, (A) 식에 나타낸 탈인 반응의 진행이 느려진다.
또한, NI/NO2의 하한값을, 0.03 대신에 0.05로 해도 된다. 즉, NI/NO2=0.05 내지 0.20으로 해도 된다.
또한, 본 발명은 슬래그의 장입 염기도가 3.0 이하인 경우에 적응하는 것이 바람직하다. 여기서, 장입 염기도란, 「전로 내에 공급하는 부원료 중에 포함되는 CaO 질량의 합계」를 분자로 하고, 「전로 내에 공급하는 부원료 중에 포함되는 SiO2 질량의 합계」와 「용선 및 스크랩 중에 포함되어 있는 Si가 전부 SiO2에 산화되었다고 한 경우의 SiO2 질량」의 합계를 분모로 하여 계산되는 비의 수치이다.
장입 염기도가 3.0보다 큰 경우, 슬래그 중의 고상 비율이 높아지고, 그 효과에 의해 슬로핑이 억제되는 경향이 있기 때문이다. 또한, 2.0 이하의 경우가 바람직하다.
실시예
용광로로부터 출선되어, KR(Kanbara Reactor)법에 있어서 탈황된 용선을 사용하였다. KR법은, 용선 레이들 중에서 임펠러를 회전시켜, 탈황제를 용선 중에 분산시켜, 분산 입자와 용선의 계면 및 용선욕 표면과 부상 탈황제의 계면에서 탈황반응을 발생시키는 방법이다. 이 용선을, 상취 전로(도 1에 도시하는 전로(1))에 장입하였다. 전로(1) 내의 용선(2) 중의 탄소 농도는, 4.3질량％였다. 상취 랑스(3)의 선단에 마련한 노즐의 형상(노즐 직경, 노즐 경사각, 노즐 구멍수)은 모두 동일하고, 가스 공급 속도의 하한은 98N㎥/hr·t이다. 또한, 저취 조건도 모두 동일하다. 구체적으로 말하면, 상취 랑스(3)의 노즐 경사각 θ(°)는 18°이고, 상취 랑스(3)의 노즐 구멍수 Λ(-)는 5이고, 상취 랑스(3)의 노즐의 출구 직경 D(m)은 0.079m이고, 용선의 중량 Wm(t)은 340t로 하고, 상취 랑스(3)의 노즐과 용선(2)의 정지 액면의 거리 H(m)는 3.0m 이상이다.
이어서, 이 용선(2)에 정련제(4)로서 생석회를 전로(1)의 노구로부터 첨가하고, 탈인 취련을 개시하였다. 이때, 장입 염기도는, 1.0 내지 2.0으로 하였다. 이 장입 염기도란, 「전로 내에 공급하는 부원료 중에 포함되는 CaO 질량의 합계」를 분자로 하고, 「전로 내에 공급하는 부원료 중에 포함되는 SiO2 질량의 합계」와 「용선 및 스크랩 중에 포함되어 있는 Si가 전부 SiO2에 산화되었다고 한 경우의 SiO2 질량」의 합계를 분모로 하여 계산되는 비의 수치이다.
전로 바닥의 송풍구(도시하지 않음)로부터 저취 가스로서 질소를 주성분으로 하는 가스를 소정의 유량 불어넣으면서, 상취 랑스(3)로부터 산소 가스를 99N㎥/hr·t의 유량으로 용선(2)에 분사하고, 탈인 취련을 개시하였다. 탈인 취련이 진행하고, 용선 중 탄소 농도가 표 1의 「혼합 가스 분사 개시 시의 탄소 농도」에 이른 타이밍에서, 표 1에 나타내는 각 조건에서 산소 가스와 질소 가스의 혼합 가스로 전환하고, 혼합 가스를 용선에 분사하여 탈인 취련을 계속하였다. 그 후, 슬로핑이 발생한 타이밍에서 탈인 취련을 종료로 하고, 용선 샘플을 채취하였다. 용선 샘플은, 발광 분광 분석 장치를 사용하여 각 성분의 정량 분석을 행하였다.
산소 가스의 유량 NO2와 불활성 가스의 유량 NI의 단위[N㎥/hr·t]는, 용선 1t, 1시간당의 표준 상태에 있어서의 가스 유량을 나타낸다. 또한, ETOP은, 상기 (1) 식의 상취에 의한 교반 동력 밀도이다. 교반 동력 밀도가 표 1에 나타낸 값으로 되도록, 랑스 갭 H(상취 랑스의 노즐과 정지 액면의 거리)에 대해서는 실시예마다 적절히 변경하고 있다. 또한, No.7은, 상취 랑스로부터 질소 가스를 혼합하지 않고 산소 가스만을 용선에 분사한 비교예이다.
표 1 중에 나타낸 취련 시간은, 탈인 취련 시간이고, 탈인 취련 후에 있어서의 강 중 인 농도는, 탈인 취련 후에 채취한 메탈 샘플을 발광 분광 분석 장치에 의해 분석한 강 중 인 농도이다.
또한, 표 1에 있어서의 「혼합 가스 분사 개시 시의 탄소 농도」는, 용선(2) 중의 탄소 농도이고, LECO 재팬제의 적외선 흡수 장치를 사용한 연소법에 의해 구하였다.
Figure pct00001
표 1에 있어서의 발명예 No.1 내지 6, 9 내지 13은, 비교예 No.7, 8과 비교하여, 탈인 취련 후에 있어서의 강 중 인 농도(이하, 탈인 취련 후 [％P])가 낮아졌다. 이것은, 전로(1) 내의 용선(2)에 상취 랑스(3)를 사용하여 가스를 공급할 때, 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상의 단계에서, 공급하는 가스를 산소 가스로부터 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스로 전환하여 분사를 행함으로써, 산소 가스의 공급 유량을 저하시켜, 슬래그 포밍에 의한 전로(1)의 노구로부터의 슬로핑이 억제되고, 탈인 취련 시간이 비교예 No.7, 8에 대하여 길어졌기 때문으로 추정된다.
또한, No.2는, No.1과 비교하여, 취련 시간 및 탈인 취련 후 [％P]에 거의 차가 없었다. 또한, No.3은, No.2와 비교하여, 취련 시간이 짧고, 탈인 취련 후 [％P]는 높았다. 이 결과로부터, 분사 가스를 산소 가스로부터 혼합 가스로 전환하는 타이밍이, 용선 중의 탄소 농도가 3.8질량％를 상회할 만큼 빨라도, 탈인 효과는 3.8질량％의 경우와 동등으로 생각된다.
No.4는, No.3과 비교하여, 취련 시간이 길고, 탈인 취련 후 [％P]가 낮았다. 이것은, ETOP를 140(W/t) 이하로 함으로써, 탈탄 반응의 진행에 수반하는 가스 발생이 억제되어 슬로핑의 발생 타이밍이 느려진 것이 원인으로 추정된다.
No.5는, No.1, No.2, No.3, No.4, No.6에 대하여 취련 시간이 길고, 탈인 취련 후 [％P]가 낮았다. 이 이유로서, ETOP를 140(W/t) 이하로 하고, 그 값을 실시예 중에서 가장 작게 한 것, NI/NO2=0.03 내지 0.20의 범위로 제어함으로써, 슬래그 포밍을 억제하면서, 탈인에 중요한 슬래그 중의 FeO를, 보다 적정하게 제어할 수 있었기 때문으로 추정된다.
본 발명은, 전로에서 용선을 탈인하는 방법으로서 적용할 수 있다.
1: 전로
2: 용선
3: 상취 랑스
4: 정련제

Claims (6)

  1. 상취 랑스를 구비하는 전로 내에서 용선을 탈인하는 방법이며,
    상기 전로 내의 용선 중의 탄소 농도가 3.0질량％ 이상의 상태에서, 상취 랑스를 사용하여, 상기 용선에, 산소 가스와 불활성 가스의 혼합 가스의 분사를 개시하는 공정을 갖는 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
  2. 제1항에 있어서, 상기 상취 랑스로부터는, 상기 혼합 가스만을 상기 용선을 향하여 분사하는 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
  3. 제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 용선 중의 상기 탄소 농도가 3.0질량％ 이상, 3.8질량％ 이하의 상태에서, 상기 혼합 가스의 분사를 개시하는 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
  4. 제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 하기 (1) 식으로 규정되는, 상취 랑스로부터 공급하는 혼합 가스의 교반 동력 밀도 ETOP를 140W/t 이하로 하는 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
    ETOP=0.137·cosθ·(QI·MI+QO2·MO2)·(QI+QO2)2/(Wm·Λ2·D3·H) ···(1)
    여기서,
    θ는, 상기 상취 랑스의 노즐 경사각(°),
    QI는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 불활성 가스의 유량(N㎥/s),
    MI는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 불활성 가스의 분자량,
    QO2는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 산소 가스의 유량(N㎥/s),
    MO2는, 상기 혼합 가스에 포함되는 상기 산소 가스의 분자량,
    Wm은, 상기 용선의 중량(t),
    Λ는, 상기 상취 랑스의 노즐 구멍수(-),
    D는, 상기 상취 랑스의 노즐의 출구 직경(m),
    H는, 상기 상취 랑스의 상기 노즐과 상기 용선의 정지 액면의 거리(m),
    이다.
  5. 제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 산소 가스의 유량 NO2에 대한 상기 불활성 가스의 유량 NI의 비가, NI/NO2=0.03 내지 0.20인 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
  6. 제5항에 있어서, 상기 산소 가스의 유량 NO2에 대한 상기 불활성 가스의 유량 NI의 비가, NI/NO2=0.05 내지 0.20인 것을 특징으로 하는 용선의 탈인 방법.
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