TW201945549A

TW201945549A - 熔銑的脫磷方法

Info

Publication number: TW201945549A
Application number: TW108113966A
Authority: TW
Inventors: 柿本昌平; 木下聰; 北野遼
Original assignee: 日商日本製鐵股份有限公司
Priority date: 2018-04-24
Filing date: 2019-04-22
Publication date: 2019-12-01
Also published as: TWI703219B; CN111344421A; JP7001148B2; KR20200062305A; KR102412350B1; WO2019208557A1; JPWO2019208557A1

Abstract

本發明之熔銑的脫磷方法係在具備有頂吹噴槍之轉爐內將熔銑脫磷之方法，且具有以下步驟：在前述轉爐內之熔銑中之碳濃度為3.0質量%以上的狀態下，使用前述頂吹噴槍開始對前述熔銑噴吹氧氣和非活性氣體之混合氣體。

Description

熔銑的脫磷方法

本發明係關於使用有轉爐之熔銑的脫磷方法。
本案係依據2018年4月24日於日本提申之特願2018-082767號、及2019年1月15日於日本提申之特願2019-004338號主張優先權，並於此援引其內容。

近年來，對鋼材的要求漸趨高度化，而對於具有高強度與高韌性等之低磷鋼的需求逐漸增加。因此，極為重視提升生產效率及減低製造成本，不僅對磷濃度小於0.02質量%的一般鋼，對於磷濃度小於0.015質量%的低磷鋼也期望可縮短作業時間，並要求減低製造成本。

發明背景
目前，熔銑的脫磷吹煉多為根據下述式(A)所示脫磷反應，並在有利於該脫磷反應進行的低溫條件下處理之方法來進行。記於式(A)中[　]內的元素表示熔銑中的成分，記於(　)內的化合物則表示爐渣中的成分。
2[P]+5(FeO)+3(CaO)=(3CaO・P₂ O₅ )+5Fe　　・・・(A)

脫磷反應越低溫越易進行，故脫磷吹煉係於1300~1400℃左右之較低溫的熔銑階段進行。作為用於該熔銑脫磷之裝置，大多使用轉爐，頂底吹轉爐尤其適合。頂底吹轉爐中，係從轉爐上部之頂吹噴槍吹入氧，並且從轉爐底部吹入底吹氣體，藉此來精煉鋼。從頂吹噴槍吹入至熔銑的氧係作為脫磷所必需的氧化劑發揮作用，且與固體氧化源相較之下，其熱損耗較少。此外，藉由與頂吹同時進行攪拌力大的底吹，可提升磷的氧化反應速度。

又，於脫磷吹煉後，將磷濃度變高的爐渣從熔銑分離出來，並且以除去剩餘之磷與脫碳為目的，進行脫碳吹煉，該脫碳吹煉係對同一熔銑補足新的精煉材後，從轉爐之頂吹噴槍以高速噴吹氧，並從轉爐底部吹入底吹氣體。此脫碳吹煉中之脫碳反應，氧供給速度越快越會進行。因此，為了提升生產效率，宜藉由提高氧供給速度，來提高脫碳反應速度。另一方面，脫磷吹煉中之脫磷反應，其反應速度會受金屬側或爐渣側之任一方或兩方之磷的物質移動速度所支配。因此，宜降低氧供給速度，抑制後述之爐渣起泡，藉此盡可能延長吹煉時間。

作為如以上之於單一轉爐進行脫磷吹煉、脫碳吹煉之方法，已周知有MURC(Multi-Refining Converter)法。此MURC法係於脫磷吹煉後，傾斜轉爐將磷濃度變高之爐渣的一部分排渣至爐外後，於殘留有已完成脫磷之熔銑的轉爐補足新的精煉材，進行剩餘之磷的除去與脫碳。與使用2個轉爐進行脫磷吹煉、脫碳吹煉之情況相較之下，MURC法由於不需要將熔銑從轉爐排出並裝入下一個轉爐，故週期時間短且熱損耗小，因此生產性與經濟性優異。此外，最近也揭示了一種從前述脫磷吹煉分離出脫矽吹煉，於單一轉爐進行脫矽吹煉、脫磷吹煉及脫碳吹煉之方法(參照例如下述專利文獻1、2)。

轉爐之頂吹噴槍於其前端設有預定噴嘴孔數之噴嘴，從噴嘴朝向轉爐內之熔鐵表面噴吹氧。而頂吹噴槍係由其風口形狀(噴嘴徑及噴嘴孔數)決定送氧速度之上限與下限。

前述MURC法中，必須以附加於轉爐的一個頂吹噴槍控制送氧速度。於脫磷吹煉後進行之脫碳吹煉中，係將熔銑中大量含有之碳於短時間燃燒以進行脫碳，故會要求高送氧速度下之吹煉。為了實現上述高速送氧而設計出的頂吹噴槍，係將送氧速度之上限設定為可進行脫碳吹煉中之高速送氧的等級，故送氧速度之下限必然也會是較高的值。

另一方面，於脫磷吹煉中，即使要降低送氧速度，也必須以較前述訂定之送氧速度下限更高的送氧速度進行送氧。以送氧速度下限以下之送氧速度進行作業時，無法充分供給氧氣至熔銑，有時會導致脫磷不良，或者因逆火等而有安全上之課題。

因此，要如上述使用適於脫碳吹煉中之高速送氧的噴槍來進行MURC法精煉時，便不得不以較脫磷吹煉中之最佳送氧速度更高的送氧速度來進行吹煉。其結果，有時會因於熔銑與爐渣之界面，熔銑中的C與爐渣中的FeO(氧化鐵)反應而產生之CO氣泡，以及於爐渣本身內部，爐渣中的FeO與爐渣所含粒鐵中的C反應而產生之CO氣泡，而造成發泡(起泡)。爐渣中的FeO濃度若高，便會大量產生CO氣泡，故FeO濃度高之爐渣會具有強起泡性(會急速膨脹而易從轉爐溢出之特性)。

若爐渣劇烈起泡，便會發生高溫爐渣從轉爐爐口溢出之浮溢現象(slopping)。若發生浮溢現象，而損傷轉爐周圍的精煉設備及預備於轉爐下之運送容器，便需要大量時間與勞力來恢復原樣。因此，若於脫磷吹煉中發生浮溢現象，則不得不在該階段就停止吹煉。其結果，便無法充分確保脫磷吹煉之時間，而無法充分降低鋼中磷濃度。

為了防止起泡爐渣之溢出，有破壞CO氣泡所滯留之層(以下有時稱為「泡沫層」)以使爐渣收縮的方法。具體而言，一般廣為人知的有：將可在爐渣內部氣體化之塊狀物投入爐渣，利用此塊狀物因熱分解而氣體化時之體積膨脹能量來破壞泡沫層的方法。通常，係將發揮上述破壞作用之塊狀物稱為鎮靜劑(參照專利文獻3~5)。

先前技術文獻
專利文獻
專利文獻1：日本專利第5671801號公報
專利文獻2：日本特開2018-188730號公報
專利文獻3：日本特開昭54-032116號公報
專利文獻4：日本特開平11-050124號公報
專利文獻5：日本特開2008-255446號公報

發明概要
發明欲解決之課題
然而，破壞泡沫層之上述手法難以穩定且迅速地使起泡爐渣鎮靜化。要迅速地使起泡爐渣鎮靜化，例如大量投入鎮靜劑是一種手法，但此大量投入會招致精煉成本上升，在經濟性觀點上是有問題的。

因此，如MURC法，使用1個轉爐與1個頂吹噴槍來進行脫磷吹煉與脫碳吹煉時，於脫磷吹煉中會因送氧速度過快而導致頻繁發生起泡。故，以往難以穩定且經濟效益高地抑制爐渣起泡，而不得不中斷吹煉時間，無法充分降低鋼中磷濃度。

本發明係有鑑於上述情況而作成者，其目的在於提供一種熔銑的脫磷方法，在使用有轉爐之熔銑的脫磷方法中，其可穩定且經濟效益高地抑制爐渣起泡。

用以解決課題之手段
本發明人等對解決上述課題之方法進行了精闢研討，並且發現到藉由從頂吹噴槍對熔銑供給氧氣與非活性氣體之混合氣體，可抑制爐渣起泡，並降低氧供給速度。該熔銑的脫磷方法，其主旨如下。

[1]一種熔銑的脫磷方法，係在具備有頂吹噴槍之轉爐內將熔銑脫磷之方法，且具有以下步驟：在前述轉爐內之熔銑中之碳濃度為3.0質量%以上的狀態下，使用前述頂吹噴槍開始對前述熔銑噴吹氧氣和非活性氣體之混合氣體。

[2]如[1]之熔銑的脫磷方法，其從前述頂吹噴槍朝向前述熔銑僅噴吹前述混合氣體。

[3]如[1]或[2]之熔銑的脫磷方法，其在前述熔銑中之前述碳濃度為3.0質量%以上且在3.8質量%以下的狀態下，開始噴吹前述混合氣體。

[4]如[1]~[3]中任一項之熔銑的脫磷方法，其將從頂吹噴槍供給之混合氣體的攪拌動力密度Ε_TOP 設為140W/t以下，該攪拌動力密度Ε_TOP 係以下述式(1)規定。
Ε_TOP =0.137・cosθ・(Q_I ・M_I +Q_O2 ・M_O2 )・(Q_I +Q_O2 )² /(Wm・Λ² ・D³ ・H)　　　・・・(1)
此處，
θ係前述頂吹噴槍之噴嘴傾斜角度(°)，
Q_I 係前述混合氣體所含前述非活性氣體之流量(Nm³ /s)，
M_I 係前述混合氣體所含前述非活性氣體之分子量，
Q_O2 係前述混合氣體所含前述氧氣之流量(Nm³ /s)，
M_O2 係前述混合氣體所含前述氧氣之分子量，
Wm係前述熔銑之重量(t)，
Λ係前述頂吹噴槍之噴嘴孔數(-)，
D係前述頂吹噴槍之噴嘴的出口直徑(m)，
H則係前述頂吹噴槍之前述噴嘴與前述熔銑之靜止液面的距離(m)。

[5]如[1]~[4]中任一項之熔銑的脫磷方法，其中前述非活性氣體的流量N_I 相對於前述氧氣的流量N_O2 之比為N_I /N_O2 =0.03~0.20。

[6]如[5]之熔銑的脫磷方法，其中前述非活性氣體的流量N_I 相對於前述氧氣的流量N_O2 之比為N_I /N_O2 =0.05~0.20。

發明效果
根據本發明之上述各態樣，便能夠進行熔銑脫磷，該熔銑脫磷在轉爐中將熔銑脫磷時，不會招致成本上升，且可抑制脫磷吹煉中之爐渣起泡，使磷濃度充分降低。

發明實施形態
以下，說明本發明一實施形態。

如上述，轉爐之頂吹噴槍係透過其風口形狀(噴嘴徑及噴嘴孔數)來決定氣體供給速度之上限與下限。以附加於轉爐上的一個頂吹噴槍控制脫磷吹煉及脫碳吹煉之送氧速度時，由於噴槍之風口形狀係設計成使氣體供給速度之上限可實現脫碳吹煉中之高速送氧，結果氣體供給速度之下限也會係較高的值。若以使從頂吹噴槍噴吹至熔銑之氧的供給速度在由風口形狀決定之供給速度下限以下來進行作業，氧氣便無法充分供給至熔銑。結果有時會造成脫磷不良，或者因逆火等而有安全上之課題。因此，若為提升生產效率而將脫碳吹煉中之氧供給速度高速化，則必然不得不也使脫磷吹煉之氧供給速度高速化。

如上述，從頂吹噴槍噴吹至熔銑之氣體供給速度，其下限值已設定。從頂吹噴槍僅供給氧時，設備上可能之氧供給速度的最低值即為氣體供給速度之下限值。該氧供給速度較脫磷吹煉中之適宜的氧供給速度之上限更高時，所供給的氧會與熔銑中的Fe反應，生成過多的FeO。如上述，若爐渣中的FeO濃度高，便會因與熔銑中的C反應而產生大量CO氣泡，而會在吹煉之較早的時間點發生爐渣起泡。此外，如前述式(A)所示，爐渣中的FeO濃度也有助於脫磷反應之進行，但FeO濃度過高時，會發生浮溢現象而使吹煉中斷，故對脫磷反應之進行有不好的影響。

圖1係示出本實施形態之轉爐1的概略結構之縱截面圖。本實施形態中，係朝轉爐1內之熔銑2的液面，使用頂吹噴槍3噴吹混合了氧氣與非活性氣體後之混合氣體。藉由混合氧氣與非活性氣體，便可在不低於頂吹噴槍3之氣體供給速度的下限設定值之前提下，將氧以較低供給速度噴吹至熔銑2。亦即，藉由從頂吹噴槍3噴吹混合氧氣與非活性氣體而成之氣體，可降低氧供給速度、抑制FeO生成，而能夠抑制爐渣起泡。此外，爐渣起泡具有越高溫越被促進之特徵，而脫磷反應具有越低溫越被促進之特徵。若著眼於僅將氧氣吹入熔銑2時之熔銑或爐渣溫度，則因氧與各熔銑成分之氧化反應導致發熱，故會促進爐渣起泡，而抑制脫磷反應。另一方面，由於非活性氣體不會與熔銑反應，故係作為熔銑2及爐渣之冷卻氣體發揮作用。因此，與僅吹入氧氣的情況相較之下，預先將氧氣與非活性氣體混合後再進行噴吹之作法於抑制爐渣起泡與促進脫磷反應兩方面皆有效果。

非活性氣體為例如N₂ 氣體。N₂ 氣體較其他非活性氣體廉價，以低成本即能展現出上述效果。又，以Ar氣體、CO₂ 氣體及H₂ O氣體取代N₂ 氣體，也能展現出同樣效果。

脫磷吹煉中，在吹煉開始初期係由頂吹噴槍3噴吹氧氣，接著於預定時間點切換為噴吹氧氣與非活性氣體之混合氣體。於脫磷吹煉中脫碳也會進行，而熔銑2中的碳濃度會慢慢下降。作為開始從頂吹噴槍3噴吹混合氣體之時間點(開始在頂吹氣體中混入非活性氣體之時間點)，熔銑中的碳濃度必須為3.0質量%以上。若以高供給速度持續供給氧氣直到熔銑2中的碳濃度為3.0質量%以下為止，便會發生浮溢現象。因此，開始混入非活性氣體時之碳濃度若較3.0質量%低，則難以抑制浮溢現象。
又，本發明人等針對從頂吹噴槍3開始噴吹氧與非活性氣體之混合氣體的時間點進行了精闢研討。其結果，明白了若熔銑2中的碳濃度較3.8質量%高，則就算改變噴吹開始之時間點，對於為了抑制浮溢現象以延長吹煉時間之效果也不會有很大差異。

依據上述，開始噴吹混合氣體之時間點宜為熔銑2中的碳濃度為3.0質量%以上且在3.8質量%以下時。更進一步言之，前述碳濃度之下限值更宜為3.1質量%。

一般而言，脫磷吹煉係藉由從轉爐之爐口添加精煉材至熔銑中，並由頂吹噴槍供給氧來進行。本實施形態中，於脫磷吹煉時，從轉爐1之爐口添加精煉劑4至熔銑2中，並由頂吹噴槍3僅供給氧氣與非活性氣體之混合氣體時，當然也可展現出上述效果。
精煉劑4基本上僅從轉爐1之爐口供給，而不從頂吹噴槍3等他處供給。亦即，由頂吹噴槍3朝熔銑2僅會噴吹混合氣體。惟，除了前述爐口之外，視需要亦可也從頂吹噴槍3添加精煉劑4。

此外，本發明人等明白了在熔銑中之碳濃度為3.0質量%以上且在3.8質量%以下的狀態下，藉由在開始從氧氣切換為噴吹前述混合氣體時，將以後述式(1)計算之頂吹氣體的攪拌動力密度Ε_TOP 設為140(W/t)以下，可更抑制浮溢現象，並能促進脫磷反應。首先，說明下述式(1)’。

Ε_TOP =0.137・cosθ・Q³ ・M/(Wm・Λ² ・D³ ・H)　　　・・・(1)’

此處，θ係頂吹噴槍之噴嘴傾斜角度(°)，Q係頂吹氣體流量(Nm³ /s)，M係氣體分子量，Wm係熔銑重量(t)，Λ係頂吹噴槍之噴嘴孔數(-)，D係頂吹噴槍之噴嘴的出口直徑(m)，H則係噴槍間隙(頂吹噴槍之噴嘴與靜止液面的距離)(m)。

另，上述式(1)’由甲斐等人(文獻：甲斐幹、大河平和男、村上昌三、佐藤宜雄：鐵與鋼, 68(1982), 82)所報告，係頂吹氣體為單獨氣體種類時之式。如本實施形態使用氧氣與非活性氣體之混合氣體時，則使用下述式(1)，該式(1)修正了上述式(1)’之(Q³ ・N)。

Ε_TOP =0.137・cosθ・(Q_I ・M_I +Q_O2 ・M_O2 )・(Q_I +Q_O2 )² /(Wm・Λ² ・D³ ・H)　　　・・・(1)
此處，
θ係頂吹噴槍3之噴嘴傾斜角度(°)，
Q_I 係混合氣體所含非活性氣體之流量(Nm³ /s)，
M_I 係混合氣體所含非活性氣體之分子量，
Q_O2 係混合氣體所含氧氣之流量(Nm³ /s)，
M_O2 係混合氣體所含氧氣之分子量，
Wm係熔銑之重量(t)，
Λ係頂吹噴槍3之噴嘴孔數(-)，
D係頂吹噴槍3之噴嘴的出口直徑(m)，
H則係頂吹噴槍3之前述噴嘴與熔銑2之靜止液面的距離(m)。

浮溢現象受到抑制的理由，可推測係藉由設為140(W/t)以下，抑制粒鐵往爐渣中飛散、及於爐渣及金屬界面之攪拌，而抑制了隨著脫碳反應進行而產生氣體的情形。

此外，本發明人等調查由頂吹噴槍3供給之氧氣流量N_O2 與非活性氣體流量N_I 的適當比率，而明白了藉由控制為N_I /N_O2 =0.03~0.20，可抑制浮溢現象並且促進脫磷反應。此處，各氣體之流量係以孔口氣體流量計各自個別測定供給至頂吹噴槍3之氣體而得之每噸熔銑的流量值。N_I /N_O2 較0.03小時，非活性氣體量少，無法充分降低氧供給速度，故無法抑制爐渣起泡。另一方面，N_I /N_O2 較0.20大時，由於氧供給速度低，爐渣中的FeO生成速度變慢，而使式(A)所示脫磷反應的進行變慢。
另，亦可以0.05取代0.03來設為N_I /N_O2 之下限值。亦即，亦可設為N_I /N_O2 =0.05~0.20。
此外，本發明宜應用於爐渣之裝入鹼度為3.0以下之情況。此處，該裝入鹼度為依以下進行計算之比的數值：以「供給至轉爐內之副原料中所含CaO質量之合計」為分子，且以「供給至轉爐內之副原料中所含SiO₂ 質量之合計」與「熔銑及廢料中所含Si全部氧化成為SiO₂ 時之SiO₂ 質量」之合計為分母。
裝入鹼度較3.0大時，爐渣中的固相比率變高，因該效果而有抑制浮溢現象的傾向。更進一步言之，宜為2.0以下時。

實施例
使用從高爐出銑且以KR(Kanbara Reactor)法脫硫後的熔銑。KR法係一種於熔銑鍋中旋轉動葉輪，使脫硫劑分散於熔銑中，以於分散粒與熔銑之界面、及熔銑浴表面與浮起之脫硫劑之界面產生脫硫反應的方法。將該熔銑裝入頂底吹轉爐(圖1所示之轉爐1)。轉爐1內的熔銑2中之碳濃度為4.3質量%。設於頂吹噴槍3前端的噴嘴形狀(噴嘴徑、噴嘴傾斜角度及噴嘴孔數)皆相同，而氣體供給速度之下限為98Nm³ /hr・t。並且，底吹條件亦皆相同。具體而言，頂吹噴槍3之噴嘴傾斜角度θ(°)為18°，頂吹噴槍3之噴嘴孔數Λ(-)為5，頂吹噴槍3之噴嘴的出口直徑D(m)為0.079m，熔銑之重量Wm(t)設為340t，而頂吹噴槍3之噴嘴與熔銑2之靜止液面的距離H(m)為3.0m以上。

接著，從轉爐1之爐口對該熔銑2添加生石灰作為精煉劑4，開始脫磷吹煉。此時，裝入鹼度設為1.0~2.0。該裝入鹼度為依以下進行計算之比的數值：以「供給至轉爐內之副原料中所含CaO質量之合計」為分子，且以「供給至轉爐內之副原料中所含SiO₂ 質量之合計」與「熔銑及廢料中所含Si全部氧化成SiO₂ 時之SiO₂ 質量」之合計為分母。
從轉爐底之風口(未圖示)吹入預定流量之以氮為主成分的氣體作為底吹氣體，並且從頂吹噴槍3以99Nm³ /hr・t之流量噴吹氧氣至熔銑2，開始脫磷吹煉。在脫磷吹煉進行，而熔銑中碳濃度到達表1之「開始噴吹混合氣體時之碳濃度」之時間點，以表1所示各條件切換為氧氣與氮氣之混合氣體，對熔銑噴吹混合氣體而繼續脫磷吹煉。其後，於發生浮溢現象之時間點結束脫磷吹煉，採取熔銑試樣。對熔銑試樣使用發光分光分析裝置進行各成分之定量分析。

氧氣之流量N_O2 與非活性氣體之流量N_I 的單位[Nm³ /hr・t]，係表示熔銑1t且每小時之標準狀態的氣體流量。又，Ε_TOP 為前述式(1)之頂吹的攪拌動力密度。於各個實驗例適當變更噴槍間隙H(頂吹噴槍之噴嘴與靜止液面的距離)，使攪拌動力密度成為表1所示之值。另，No.7為不混合氮氣而僅將氧氣由頂吹噴槍噴吹至熔銑之比較例。

表1中所示吹煉時間為脫磷吹煉之時間，脫磷吹煉後之鋼中磷濃度係將脫磷吹煉後採取之金屬試樣以發光分光分析裝置分析而得之鋼中磷濃度。
又，表1之「開始噴吹混合氣體時之碳濃度」為熔銑2中的碳濃度，係以使用有LECO JAPAN製之紅外線吸收裝置的燃燒法來求出。

[表1]

表1之發明例No.1~6、9~13與比較例No.7、8相較之下，脫磷吹煉後之鋼中磷濃度(以下稱為脫磷吹煉後[%P])變低。其可推測係因使用頂吹噴槍3對轉爐1內之熔銑2供給氣體時，在熔銑中之碳濃度為3.0質量%以上的階段，將所供給之氣體從氧氣切換為氧氣與非活性氣體之混合氣體來進行噴吹，藉此使氧氣之供給流量降低，而抑制了爐渣起泡所造成之從轉爐1爐口之浮溢現象，使得脫磷吹煉時間相對於比較例No.7、8變得更長。

又，No.2與No.1相較之下，吹煉時間及脫磷吹煉後[%P]幾乎無差異。此外，No.3與No.2相較之下，吹煉時間短且脫磷吹煉後[%P]高。根據此結果，即便使將噴吹氣體從氧氣切換為混合氣體之時間點早至熔銑中之碳濃度大於3.8質量%時，脫磷效果也與3.8質量%時程度相當。

No.4與No.3相較之下，吹煉時間長且脫磷吹煉後[%P]低。可推測其原因為藉由將Ε_TOP 設為140(W/t)以下，抑制了隨著脫碳反應進行而產生氣體的情形，使得發生浮溢現象的時間點延遲。

相對於No.1、No.2、No.3、No.4及No.6，No.5之吹煉時間長且脫磷吹煉後[%P]低。可推測其理由為藉由將Ε_TOP 設為140(W/t)以下，使該值為實施例中最小，並且控制在N_I /N_O2 =0.03~0.20之範圍，而抑制了爐渣起泡，並可更適當地控制對脫磷極為重要的爐渣中之FeO。

產業上之可利用性
本發明可應用來作為以轉爐將熔銑進行脫磷之方法。
符號說明

1‧‧‧轉爐

2‧‧‧熔銑

3‧‧‧頂吹噴槍

4‧‧‧精煉劑

圖1係示出本發明一實施形態之轉爐的概略結構之縱截面圖。

Claims

一種熔銑的脫磷方法，係在具備有頂吹噴槍之轉爐內將熔銑脫磷之方法，且具有以下步驟：在前述轉爐內之熔銑中之碳濃度為3.0質量%以上的狀態下，使用頂吹噴槍開始對前述熔銑噴吹氧氣和非活性氣體之混合氣體。
如請求項1之熔銑的脫磷方法，其從前述頂吹噴槍朝向前述熔銑僅噴吹前述混合氣體。
如請求項1或請求項2之熔銑的脫磷方法，其在前述熔銑中之前述碳濃度為3.0質量%以上且在3.8質量%以下的狀態下，開始噴吹前述混合氣體。
如請求項1至請求項3中任一項之熔銑的脫磷方法，其將從頂吹噴槍供給之混合氣體的攪拌動力密度Ε_TOP 設為140W/t以下，該攪拌動力密度Ε_TOP 係以下述式(1)規定： Ε_TOP =0.137・cosθ・(Q_I ・M_I +Q_O2 ・M_O2 )・(Q_I +Q_O2 )² /(Wm・Λ² ・D³ ・H)　　　・・・(1) 此處， θ係前述頂吹噴槍之噴嘴傾斜角度(°)， Q_I 係前述混合氣體所含前述非活性氣體之流量(Nm³ /s)， M_I 係前述混合氣體所含前述非活性氣體之分子量， Q_O2 係前述混合氣體所含前述氧氣之流量(Nm³ /s)， M_O2 係前述混合氣體所含前述氧氣之分子量， Wm係前述熔銑之重量(t)， Λ係前述頂吹噴槍之噴嘴孔數(-)， D係前述頂吹噴槍之噴嘴的出口直徑(m)， H則係前述頂吹噴槍之前述噴嘴與前述熔銑之靜止液面的距離(m)。
如請求項1至請求項4中任一項之熔銑的脫磷方法，其中前述非活性氣體的流量N_I 相對於前述氧氣的流量N_O2 之比為N_I /N_O2 =0.03~0.20。
如請求項5之熔銑的脫磷方法，其中前述非活性氣體的流量N_I 相對於前述氧氣的流量N_O2 之比為N_I /N_O2 =0.05~0.20。