WO2019208557A1 - 溶銑の脱りん方法 - Google Patents

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gas
blowing
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blowing lance
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昌平 柿本
木下　聡
遼 北野
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日本製鉄株式会社
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    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • C21C1/025—Agents used for dephosphorising or desulfurising
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    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
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    • C21—METALLURGY OF IRON
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    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/064—Dephosphorising; Desulfurising
    • C21C7/0645—Agents used for dephosphorising or desulfurising

Definitions

  • the present invention relates to a hot metal dephosphorization method using a converter.
  • This application has priority based on Japanese Patent Application No. 2018-082767 filed in Japan on April 24, 2018 and Japanese Patent Application No. 2019-004338 filed in Japan on January 15, 2019. Insist and incorporate these content here.
  • the dephosphorization blowing is performed at a hot metal stage at a relatively low temperature of about 1300 to 1400 ° C.
  • a converter is often used, and a top-bottom blown converter is particularly suitable.
  • steel is refined by blowing bottom blowing gas from the bottom of the converter while blowing oxygen from the top blowing lance at the top of the converter. Oxygen blown into the hot metal from the top lance acts as an oxidant necessary for dephosphorization and has less heat loss than a solid oxidation source.
  • the oxidation reaction rate of phosphorus can be improved.
  • decarburization blowing After dephosphorization blowing, the slag with high phosphorus concentration is separated from the hot metal, and for the purpose of removing the remaining phosphorus and decarburization, new refining material is added to the hot metal and the top of the converter is blown.
  • Decarburization blowing is performed by blowing oxygen from the lance at high speed and blowing bottom blowing gas from the bottom of the converter. The decarburization reaction in this decarburization blowing proceeds as the oxygen supply rate increases. Therefore, in order to improve production efficiency, it is preferable to increase the rate of decarburization reaction by increasing the oxygen supply rate.
  • the reaction rate is governed by the mass transfer rate of phosphorus, either or both of the metal side and the slag side. Therefore, it is preferable to make the blowing time as long as possible by reducing the oxygen supply rate and suppressing slag foaming described later.
  • MURC Multi-Refining Converter
  • the top lance of the converter is provided with a nozzle having a predetermined number of nozzle holes at the tip, and oxygen is blown from the nozzle toward the molten iron surface in the converter.
  • the upper blow lance has an upper limit and a lower limit of the acid feed rate depending on the tuyere shape (nozzle diameter and number of nozzle holes).
  • the MURC method it is necessary to control the acid feed rate with a single top blowing lance attached to the converter.
  • decarburization blowing after dephosphorization blowing carbon contained in a large amount in the molten iron is burned in a short time for decarburization, so blowing at a high acid feed rate is required.
  • top blowing lances designed to achieve such high-speed acid delivery the upper limit of the acid delivery rate is set to a level that enables high-speed acid delivery in decarburization blowing, so that the acid delivery rate is inevitably.
  • the lower limit of the speed is also a high value.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and in a hot metal dephosphorization method using a converter, a hot metal dephosphorization method capable of stably and economically suppressing slag forming.
  • the purpose is to provide.
  • the present inventors diligently studied a method for solving the above-mentioned problem, and by supplying a mixed gas of oxygen gas and inert gas from the top blowing lance to the hot metal, the slag forming was suppressed and the oxygen supply rate was reduced. I found out that I can do it.
  • the summary of the hot metal dephosphorization method is as follows.
  • a hot metal dephosphorization method comprising the step of starting to spray a mixed gas of oxygen gas and inert gas onto the hot metal.
  • ⁇ TOP 0.137 ⁇ cos ⁇ ⁇ (Q I ⁇ M I + Q O2 ⁇ M O2 ) ⁇ (Q I + Q O2 ) 2 / (Wm ⁇ ⁇ 2 ⁇ D 3 ⁇ H) (1) here, ⁇ is the nozzle inclination angle (°) of the upper blowing lance, Q I is a flow rate (Nm 3 / s) of the inert gas contained in the mixed gas, M I is the molecular weight of the inert gas contained in the mixed gas, Q O2 is the flow rate of the oxygen gas (Nm 3 / s) contained in the mixed gas, M O2 is the molecular weight of the oxygen gas contained in the mixed gas, Wm is the weight (t) of the hot metal,
  • the slag forming during dephosphorization blowing is suppressed and the phosphorus concentration is sufficiently reduced without causing an increase in cost.
  • Dephosphorization can be performed.
  • the upper and lower limits of the gas supply rate are determined by the tuyere shape (nozzle diameter and number of nozzle holes) of the top blowing lance of the converter.
  • the upper limit of the gas supply rate is set so that high-speed oxygen feed in decarburization blowing can be realized.
  • the lower limit of the gas supply rate becomes a high value. If the supply rate of oxygen blown from the top lance to the hot metal is operated below the lower limit of the supply rate determined by the tuyere shape, oxygen gas is not sufficiently supplied to the hot metal. As a result, there are safety problems due to poor dephosphorization or flashback. Therefore, if the oxygen supply rate in decarburization blowing is increased in order to improve production efficiency, the oxygen supply rate in dephosphorization blowing is inevitably increased.
  • the lower limit value is set for the supply speed of the gas blown from the top blowing lance to the hot metal.
  • the minimum value of the oxygen supply rate that is possible on the equipment is the lower limit value of the gas supply rate.
  • this oxygen supply rate is higher than the upper limit of the preferable oxygen supply rate in the dephosphorization blowing, the supplied oxygen reacts with Fe in the hot metal to produce excessive FeO.
  • the FeO concentration in the slag is high, a large amount of CO bubbles are generated due to the reaction with C in the molten iron, so slag forming occurs at an early timing of blowing.
  • the FeO concentration in the slag also contributes to the progress of the dephosphorization reaction, but when the FeO concentration is excessive, slopping occurs and the blowing is interrupted.
  • the dephosphorization reaction has an adverse effect.
  • FIG. 1 is a longitudinal sectional view showing a schematic configuration of a converter 1 according to the present embodiment.
  • the mixed gas after the oxygen gas and the inert gas are mixed using the top blowing lance 3 is sprayed toward the liquid level of the hot metal 2 in the converter 1.
  • By mixing oxygen gas and inert gas it is possible to spray oxygen onto the hot metal 2 at a low supply rate without falling below the lower limit set value of the gas supply rate of the upper blowing lance 3. That is, by blowing a gas in which oxygen gas and inert gas are mixed from the upper blowing lance 3, it is possible to reduce the oxygen supply rate, suppress the generation of FeO, and suppress slag forming.
  • the slag forming is promoted as the temperature is high, and the dephosphorization reaction is promoted as the temperature is low. Focusing on the temperature of the hot metal or slag when only oxygen gas is blown into the hot metal 2, heat is generated by the oxidation reaction between oxygen and each hot metal component, so that slag forming is promoted and dephosphorization reaction is suppressed. .
  • the inert gas does not react with the hot metal, it works as a cooling gas for the hot metal 2 and the slag. Accordingly, blowing after mixing oxygen gas and inert gas in advance is more effective in both suppressing slag foaming and promoting dephosphorization reaction than in blowing only oxygen gas.
  • the inert gas is, for example, N 2 gas.
  • N 2 gas is less expensive than other inert gases, and can exhibit the above-described effects at low cost. Further, the same effect can be exhibited even when Ar gas, CO 2 gas, or H 2 O gas is used instead of N 2 gas.
  • dephosphorization blowing at the beginning of blowing, oxygen gas is blown from the upper blowing lance 3 and then, at a predetermined timing, switching to blowing of a mixed gas of oxygen gas and inert gas is performed.
  • Decarburization proceeds even during dephosphorization, and the carbon concentration in the hot metal 2 gradually decreases.
  • the carbon concentration in the molten iron needs to be 3.0% by mass or more. If oxygen gas is continuously supplied at a high supply rate until the carbon concentration in the hot metal 2 becomes 3.0 mass% or less, slapping occurs.
  • the timing for starting the spraying of the mixed gas is preferably when the carbon concentration in the molten iron 2 is 3.0% by mass or more and 3.8% by mass or less. Furthermore, the lower limit value of the carbon concentration is more preferably 3.1% by mass.
  • dephosphorization blowing is performed by adding a refining material to hot metal from the furnace port of a converter and supplying oxygen from an upper blowing lance.
  • the refining agent 4 is added from the furnace port of the converter 1 to the hot metal 2 and only the mixed gas of oxygen gas and inert gas is supplied from the top blowing lance 3.
  • the refining agent 4 is basically supplied only from the furnace port of the converter 1 and is not supplied from other places such as the top blowing lance 3. That is, only the mixed gas is sprayed from the top blowing lance 3 toward the hot metal 2.
  • the refining agent 4 may be added from the top blowing lance 3 in addition to the furnace port.
  • ⁇ TOP 0.137 ⁇ cos ⁇ ⁇ Q 3 ⁇ M / (Wm ⁇ ⁇ 2 ⁇ D 3 ⁇ H) (1) '
  • ⁇ is the nozzle inclination angle (°) of the top blowing lance
  • Q is the top blowing gas flow rate (Nm 3 / s)
  • M is the gas molecular weight
  • Wm is the hot metal weight (t)
  • ⁇ is the nozzle hole of the top blowing lance.
  • the number ( ⁇ ) is the outlet diameter (m) of the nozzle of the upper blowing lance
  • H is the lance gap (distance between the nozzle of the upper blowing lance and the stationary liquid surface) (m).
  • ⁇ TOP 0.137 ⁇ cos ⁇ ⁇ (Q I ⁇ M I + Q O2 ⁇ M O2 ) ⁇ (Q I + Q O2 ) 2 / (Wm ⁇ ⁇ 2 ⁇ D 3 ⁇ H) (1) here, ⁇ is the nozzle inclination angle (°) of the top blowing lance 3, Q I is the flow rate of inert gas (Nm 3 / s) contained in the mixed gas, M I is the molecular weight of the inert gas contained in the mixed gas, Q O2 is the flow rate of oxygen gas (Nm 3 / s) contained in the mixed gas, M O2 is the molecular weight of oxygen gas contained in the mixed gas, Wm is the weight (t) of the hot metal, ⁇ is the number of nozzle holes ( ⁇ ) in the top blowing lance 3, D is the outlet diameter (m) of the nozzle of the top blowing lance 3, H is the distance (m) between the nozzle of the top blowing lance 3 and the stationary liquid surface of the hot
  • the reason for the suppression of slopping is 140 (W / t) or less, and the generation of gas accompanying the progress of decarburization reaction by suppressing the scattering of granular iron into the slag and the stirring of the slag / metal interface. Is estimated to be suppressed.
  • the flow rate of each gas is a flow rate value per ton of hot metal obtained by individually measuring the gas supplied to the upper blowing lance 3 with an orifice gas flow meter.
  • N I / N O2 is smaller than 0.03, the amount of inert gas is small and the oxygen supply rate cannot be lowered sufficiently, so that slag forming cannot be suppressed.
  • N I / N O2 when the oxygen supply rate is low, so that the rate of formation of FeO in the slag is slow, and the progress of the dephosphorylation reaction shown in the formula (A) is slow.
  • this invention is adapted when the charging basicity of slag is 3.0 or less.
  • the basicity of charging is defined as “the total amount of CaO contained in the auxiliary raw material supplied into the converter” as a molecule, and “the amount of SiO 2 contained in the auxiliary raw material supplied into the converter”.
  • the hot metal extracted from the blast furnace and desulfurized by the KR (Kanbara Reactor) method was used.
  • the KR method is a method in which an impeller is rotated in a hot metal ladle, a desulfurizing agent is dispersed in the hot metal, and a desulfurization reaction is caused at the interface between the dispersed particles and the hot metal and the interface between the hot metal bath surface and the floating desulfurizing agent. .
  • This hot metal was charged into an upper bottom blowing converter (converter 1 shown in FIG. 1).
  • the carbon concentration in the hot metal 2 in the converter 1 was 4.3% by mass.
  • the shapes of the nozzles provided at the tip of the upper blowing lance 3 are all the same, and the lower limit of the gas supply rate is 98 Nm 3 / hr ⁇ t.
  • the bottom blowing conditions are all the same. More specifically, the nozzle inclination angle ⁇ (°) of the upper blowing lance 3 is 18 °, the nozzle hole number ⁇ ( ⁇ ) of the upper blowing lance 3 is 5, and the nozzle outlet diameter of the upper blowing lance 3 is 5.
  • the charging basicity was set to 1.0 to 2.0.
  • “the sum of the mass of CaO contained in the secondary raw material supplied into the converter” is a molecule
  • “the total amount of SiO 2 contained in the secondary raw material supplied into the converter” it is a numerical value of the ratio is calculated the sum of the "hot metal and Si contained in the scrap SiO 2 mass in the case of the oxidized to the total SiO 2" as the denominator.
  • N O2 unit of flow rate N I of the inert gas [Nm 3 / hr ⁇ t] denotes the gas flow rate in standard conditions per molten iron 1t, 1 hour.
  • ⁇ TOP is the stirring power density by the above-mentioned top blowing (1).
  • the lance gap H (the distance between the nozzle of the top blowing lance and the stationary liquid surface) is appropriately changed for each example so that the stirring power density becomes the value shown in Table 1.
  • No. 7 is a comparative example in which only oxygen gas was sprayed onto the hot metal without mixing nitrogen gas from the top blowing lance.
  • the blowing time shown in Table 1 is the time of dephosphorization blowing, and the phosphorus concentration in the steel after dephosphorization blowing is the steel obtained by analyzing the metal sample collected after dephosphorization blowing with an emission spectroscopic analyzer. Medium phosphorus concentration.
  • the “carbon concentration at the start of spraying the mixed gas” in Table 1 is the carbon concentration in the hot metal 2 and was determined by a combustion method using an infrared absorption device manufactured by LECO Japan.
  • Example No. in Table 1 Nos. 1 to 6 and 9 to 13 are comparative example Nos. Compared with 7 and 8, the phosphorus concentration in the steel after dephosphorization blowing (hereinafter, after dephosphorization blowing [% P]) became lower. This is because when the gas is supplied to the hot metal 2 in the converter 1 using the top blowing lance 3, the supplied gas is changed from oxygen gas to oxygen gas when the carbon concentration in the hot metal is 3.0% by mass or more. By switching to a mixed gas with inert gas and spraying, the supply flow rate of oxygen gas is reduced, slopping from the furnace port of the converter 1 due to slag forming is suppressed, and dephosphorization blowing time is compared Example No. This is presumed to be longer than 7 and 8.
  • No. 2 is No.2. Compared with 1, there was almost no difference in the blowing time and [% P] after dephosphorization blowing.
  • No. 3 is No.3. Compared with 2, blowing time was short and [% P] was high after dephosphorization blowing. From this result, even if the timing of switching the blowing gas from oxygen gas to mixed gas is so fast that the carbon concentration in the hot metal exceeds 3.8% by mass, the dephosphorization effect is the same as in the case of 3.8% by mass. Conceivable.
  • No. No. 4 is No.4. Compared with 3, blowing time was long, and [% P] was low after dephosphorization blowing. This is presumed to be because the generation of gas accompanying the progress of the decarburization reaction is suppressed and the timing of the occurrence of slopping is delayed by setting the TOP to 140 (W / t) or less.
  • the present invention can be applied as a method for dephosphorizing hot metal in a converter.

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Abstract

この溶銑の脱りん方法は、上吹きランスを備える転炉内で溶銑を脱りんする方法であって、前記転炉内の溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上の状態で、前記上吹きランスを用いて、前記溶銑に、酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスの吹付けを開始する工程を有する。

Description

溶銑の脱りん方法
　本発明は、転炉を用いた溶銑の脱りん方法に関する。
　本願は、２０１８年４月２４日に日本国に出願された特願２０１８－０８２７６７号と、２０１９年１月１５日に日本国に出願された特願２０１９－００４３３８号と、に基づき優先権を主張し、これらの内容をここに援用する。
　近年、鋼材に対する要求が高度化しており、高強度、高じん性等を有する低りん鋼に対する需要が増加している。そのため、生産効率の向上及び製造コスト低減が重要視されており、りん濃度が０．０２質量％未満の一般鋼だけでなく、りん濃度が０．０１５質量％未満の低りん鋼においても、操業時間の短縮が望まれ、また、製造コストの低減が求められている。
　現在、溶銑の脱りん吹錬は、下記（Ａ）式で示される脱りん反応に基づいて、かかる脱りん反応の進行に有利な低温条件で処理する方法が、広く行われている。（Ａ）式中の［　］内に記した元素は溶銑中の成分を示し、（　）内に記した化合物はスラグ中の成分を示す。
　２[Ｐ]＋５(ＦｅＯ)＋３(ＣａＯ)＝(３ＣａＯ・Ｐ2Ｏ5)＋５Ｆｅ　　・・・（Ａ）
　脱りん反応は低温であるほど進行するため、脱りん吹錬は、１３００～１４００℃程度と比較的低温である溶銑の段階で行われる。かかる溶銑脱りんに用いる装置としては、転炉が用いられることが多く、特に上底吹き転炉が適している。上底吹き転炉では、転炉上部の上吹きランスから酸素を吹き込みながら、転炉底部から底吹きガスを吹き込むことで、鋼が精錬される。上吹きランスから溶銑に吹き込む酸素は、脱りんに必要な酸化剤として働き、かつ、固体酸化源に比べて熱ロスが少ない。さらに、上吹きと同時に、撹拌力の大きい底吹きを行うことで、りんの酸化反応速度を向上させることが可能である。
　また、脱りん吹錬後、りん濃度が高くなったスラグを溶銑から分離し、残ったりんの除去と脱炭を目的に、同溶銑に、新たな精錬材を足して、転炉の上吹きランスから高速で酸素を吹き付け、転炉底部から底吹きガスを吹き込む脱炭吹錬が行われる。この脱炭吹錬における脱炭反応は、酸素供給速度が高いほど進行する。そのため、生産効率を向上させるためには、酸素供給速度を高めることで、脱炭反応の速度を高めることが好ましい。一方で、脱りん吹錬における脱りん反応は、その反応速度がメタル側またはスラグ側のいずれか一方または両方の、りんの物質移動速度によって支配される。そのため、酸素供給速度を低下させ、後述のスラグフォーミングを抑制させることで、吹錬時間を可能な限り長くすることが好ましい。
　以上のような脱りん吹錬、脱炭吹錬を一つの転炉で行う方法として、ＭＵＲＣ（Multi-Refining Converter）法が知られている。このＭＵＲＣ法は、脱りん吹錬後、りん濃度が高くなったスラグの一部を、転炉を傾けて炉外に排滓し、脱りん済みの溶銑を残した転炉に、新たな精錬材を足して、残ったりんの除去と脱炭を行う。ＭＵＲＣ法は、２つの転炉を用いて脱りん吹錬、脱炭吹錬を行う場合と比較して、溶銑の転炉からの排出、次の転炉への装入が不要なため、サイクルタイムが短く、また、熱ロスが小さいことから、生産性と経済性に優れる。また、最近では、前記脱りん吹錬から脱珪吹錬を分離し、脱珪吹錬、脱りん吹錬、脱炭吹錬を一つの転炉で行う方法（例えば、下記特許文献１，２参照）も開示されている。
　転炉の上吹きランスは、その先端に所定のノズル孔数のノズルが設けられ、ノズルから転炉内の溶鉄表面に向けて酸素を吹きつける。上吹きランスは、その羽口形状（ノズル径やノズル孔数）によって送酸速度の上限と下限が定まる。
　前記ＭＵＲＣ法では、転炉に付帯する一つの上吹きランスで送酸速度を制御する必要がある。脱りん吹錬後に行う脱炭吹錬においては、溶銑中に多量に含まれる炭素を短時間で燃焼して脱炭するため、高い送酸速度での吹錬が求められる。このような高速送酸を実現するために設計された上吹きランスでは、送酸速度の上限が脱炭吹錬での高速送酸を可能にするレベルに設定されるので、必然的に送酸速度の下限も高い値となる。
　一方、脱りん吹錬においては、送酸速度を低下しようとしても、前記定まった送酸速度の下限よりも高い送酸速度で送酸することが必要である。送酸速度下限以下の送酸速度で操業した場合、酸素ガスが十分に溶銑に供給されず、脱りん不良となる場合や、逆火等による安全上の課題がある。
　したがって、このように脱炭吹錬での高速送酸に適したなランスを用いてＭＵＲＣ法精錬を行おうとした場合、脱りん吹錬で最適な送酸速度よりも高い送酸速度で吹錬せざるを得ない。その結果、溶銑とスラグの界面で、溶銑中のＣとスラグ中のＦｅＯ（酸化鉄）とが反応して発生するＣＯ気泡や、スラグ自身の内部で、スラグ中のＦｅＯとスラグに含まれる粒鉄中のＣが反応して発生するＣＯ気泡により、泡立つことがある（フォーミング）。スラグ中のＦｅＯ濃度が高いと、ＣＯ気泡が多量に発生するので、ＦｅＯ濃度の高いスラグは、強いフォーミング性（急速に膨張して転炉から溢れ出易い特性）を有することになる。
　スラグのフォーミングが激しいと、高温のスラグが転炉炉口から溢れ出すスロッピングが起こる。スロッピングが起こり、転炉周辺の精錬設備や転炉の下に待機する搬送容器が損傷すると、復旧に多大な時間と労力が必要となる。そのため、脱りん吹錬中にスロッピングが発生すると、その段階で吹錬を停止せざるを得ない。その結果、脱りん吹錬の時間を十分に確保できず、鋼中りん濃度を十分に低下させることができない。
　フォーミングスラグの溢れ出しを防止するために、ＣＯ気泡が滞留する層（以下、「泡沫層」ということがある。）を破壊してスラグを収縮させる方法がある。具体的には、スラグの内部でガス化する塊状物をスラグに投入し、この塊状物が熱分解でガス化する際の体積膨張エネルギーを利用して泡沫層を破壊する方法が、一般に知られている。通常、このような破壊作用をなす塊状物を鎮静剤という（特許文献３～５参照）。
日本国特許第５６７１８０１号公報 日本国特開２０１８－１８８７３０号公報 日本国特開昭５４－０３２１１６号公報 日本国特開平１１－０５０１２４号公報 日本国特開２００８－２５５４４６号公報
　しかし、泡沫層を破壊する上記手法では、フォーミングスラグを安定的に、かつ迅速に鎮静化することが難しい。フォーミングスラグを迅速に鎮静化するには、例えば、鎮静剤の大量投入が一つの手法であるが、この大量投入は、精錬コストの上昇を招き、経済性の点で問題がある。
　従って、ＭＵＲＣ法のように、１つの転炉と１つの上吹きランスを用いて脱りん吹錬と脱炭吹錬をともに行う場合、脱りん吹錬において送酸速度が過剰であることに起因してフォーミングが多発する。よって、従来は、スラグフォーミングを安定的に、かつ経済的に抑制することが困難であり、吹錬時間を中断しなければならず、鋼中りん濃度を十分に低下できなかった。
　本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであって、転炉を用いた溶銑の脱りん方法において、スラグフォーミングを安定的に、かつ経済的に抑制することのできる、溶銑の脱りん方法の提供を目的とする。
　本発明者らは、上記課題を解決する方法を鋭意検討し、酸素ガスと不活性ガスの混合ガスを上吹きランスから溶銑に供給することで、スラグフォーミングを抑制しつつ、酸素供給速度を低下できることを見出した。かかる溶銑の脱りん方法の要旨は、以下の通りである。
　［１］　上吹きランスを備える転炉内で溶銑を脱りんする方法であって、前記転炉内の溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上の状態で、前記上吹きランスを用いて、前記溶銑に、酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスの吹付けを開始する工程を有する、溶銑の脱りん方法。
　［２］　前記上吹きランスからは、前記混合ガスのみを前記溶銑に向けて吹き付ける、［１］の溶銑の脱りん方法。
　［３］　前記溶銑中の前記炭素濃度が３．０質量％以上、３．８質量％以下の状態で、前記混合ガスの吹付けを開始する、［１］または［２］の溶銑の脱りん方法。
　［４］　下記（１）式で規定される、上吹きランスから供給する混合ガスの撹拌動力密度ΕTOPを１４０Ｗ／ｔ以下とする、［１］～［３］のいずれか１つの溶銑の脱りん方法。
　ΕTOP＝０．１３７・ｃｏｓθ・(ＱI・ＭI＋ＱO2・ＭO2)・(ＱI＋ＱO2)2／(Ｗｍ・Λ2・Ｄ3・Ｈ)　　　・・・（１）
　ここで、
　　θは、前記上吹きランスのノズル傾斜角（°）、
　　ＱIは、前記混合ガスに含まれる前記不活性ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
　　ＭIは、前記混合ガスに含まれる前記不活性ガスの分子量、
　　ＱO2は、前記混合ガスに含まれる前記酸素ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
　　ＭO2は、前記混合ガスに含まれる前記酸素ガスの分子量、
　　Ｗｍは、前記溶銑の重量（ｔ）、
　　Λは、前記上吹きランスのノズル孔数（－）、
　　Ｄは、前記上吹きランスのノズルの出口径（ｍ）、
　　Ｈは、前記上吹きランスの前記ノズルと前記溶銑の静止液面との距離（ｍ）、
である。
　［５］　前記酸素ガスの流量ＮO2に対する前記不活性ガスの流量ＮIの比が、ＮI／ＮO2＝０．０３～０．２０である、［１］～［４］のいずれか１つの溶銑の脱りん方法。
　［６］　前記酸素ガスの流量ＮO2に対する前記不活性ガスの流量ＮIの比が、ＮI／ＮO2＝０．０５～０．２０である、［５］の溶銑の脱りん方法。
　本発明の上記各態様によれば、転炉で溶銑を脱りんするに際し、コストの上昇を招くことなく、脱りん吹錬中のスラグフォーミングを抑制し、りん濃度を十分に低下させる、溶銑の脱りんを行うことができる。
本発明の一実施形態にかかる転炉の概略構成を示す縦断面図である。
　以下、本発明の一実施形態を説明する。
　上述のように、転炉の上吹きランスは、その羽口形状（ノズル径やノズル孔数）によってガス供給速度の上限と下限が定まる。転炉に付帯する一つの上吹きランスで脱りん吹錬および脱炭吹錬の送酸速度を制御する場合、ガス供給速度の上限が脱炭吹錬での高速送酸を実現できるようにランスの羽口形状が設計されるので、結果としてガス供給速度の下限も高い値となる。上吹きランスから溶銑に吹き付ける酸素の供給速度を羽口形状から決まる供給速度下限以下で操業すると、酸素ガスが十分に溶銑に供給されない。その結果、脱りん不良となる場合や、逆火等による安全上の課題がある。したがって、生産効率向上のために脱炭吹錬における酸素供給速度を高速化していくと、必然的に脱りん吹錬の酸素供給速度も高速化せざるを得ない。
　上述のように、上吹きランスから溶銑に吹き付けるガスの供給速度は下限値が設定されている。上吹きランスから酸素のみを供給する場合、設備上可能な酸素供給速度の最低値は、ガス供給速度の下限値となる。この酸素供給速度が脱りん吹錬での好適な酸素供給速度の上限よりも高い場合、供給された酸素が溶銑中のＦｅと反応して、ＦｅＯが過剰に生成される。上述のようにスラグ中のＦｅＯ濃度が高いと、溶銑中のＣとの反応によりＣＯ気泡が多量に発生するので、吹錬の早いタイミングでスラグフォーミングが起こる。また、前記（Ａ）式に示したように、脱りん反応の進行にはスラグ中のＦｅＯ濃度も寄与するが、ＦｅＯ濃度が過剰である場合、スロッピングが発生して吹錬を中断するため、脱りん反応の進行には悪影響がある。
　図１は、本実施形態にかかる転炉１の概略構成を示す縦断面図である。本実施形態では、転炉１内の溶銑２の液面に向けて、上吹きランス３を用いて酸素ガスと不活性ガスとを混合した後の混合ガスを吹き付ける。酸素ガスと不活性ガスを混合することで、上吹きランス３のガス供給速度の下限設定値を下回ることなく、酸素を低い供給速度で溶銑２に吹き付けることが可能である。すなわち、酸素ガスと不活性ガスを混合したガスを上吹きランス３から吹きつけることで、酸素供給速度を低下させ、ＦｅＯの生成を抑制して、スラグフォーミングを抑制することが可能である。また、スラグフォーミングは高温である程、促進され、脱りん反応は低温である程、促進される特徴がある。溶銑２に酸素ガスだけを吹き込む際の、溶銑もしくはスラグの温度に着目すると、酸素と各溶銑成分との酸化反応により発熱するため、スラグフォーミングが促進され、脱りん反応が抑制されることになる。一方で、不活性ガスは、溶銑と反応しないため、溶銑２及びスラグの冷却ガスとして働く。従って、酸素ガスと不活性ガスを予め混合してから吹き付けることは、酸素ガスだけを吹き込む場合と比較して、スラグフォーミングの抑制と脱りん反応の促進との両方において効果的である。
　不活性ガスとは、例えばＮ2ガスである。Ｎ2ガスは他の不活性ガスと比較して安価であり、低コストで上述の効果を発現することができる。また、Ｎ2ガスの代わりに、Ａｒガス、ＣＯ2ガス、Ｈ2Ｏガスであっても同様の効果を発現することができる。
　脱りん吹錬において吹錬開始当初は上吹きランス３から酸素ガスを吹き付け、次いで所定のタイミングで、酸素ガスと不活性ガスの混合ガスの吹き付けに切り替える。脱りん吹錬中においても脱炭は進行し、溶銑２中の炭素濃度は徐々に低下する。上吹きランス３から混合ガスの吹き付けを開始するタイミング（上吹きガス中に不活性ガスを混入開始するタイミング）としては、溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上である必要がある。溶銑２中の炭素濃度が３．０質量％以下となるまで酸素ガスを高い供給速度で供給し続けるとスロッピングが発生する。そのため、不活性ガス混入開始時の炭素濃度が３．０質量％よりも低いと、スロッピングの抑制が困難である。
　また、本発明者らは、上吹きランス３から酸素と不活性ガスとの混合ガスを吹付け開始するタイミングについて鋭意検討した。その結果、溶銑２中の炭素濃度が３．８質量％よりも高いと、スロッピングを抑制して吹錬時間を延長するための効果に対し、吹付け開始するタイミングを変えても大きな差がないことを明らかにした。
　以上より、混合ガスの吹き付けを開始するタイミングとしては、溶銑２中の炭素濃度が３．０質量％以上、３．８質量％以下である時が好ましい。さらに言うと、前記炭素濃度の下限値としては、３．１質量％であることがより好ましい。
　一般的に、脱りん吹錬は、転炉の炉口から溶銑に精錬材を添加し、上吹きランスから酸素を供給することで行われる。本実施形態において、脱りん吹錬時に、転炉１の炉口から溶銑２に精錬剤４を添加し、上吹きランス３から酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスのみを供給する場合においても、当然、上述の効果は発現する。
　精錬剤４は、基本的には転炉１の炉口のみから供給し、上吹きランス３等その他箇所からは供給しない。すなわち、上吹きランス３からは、混合ガスのみを溶銑２に向けて吹き付ける。ただし、必要に応じて、前記炉口に加えて上吹きランス３からも精錬剤４を添加してもよい。
　また、本発明者らは、溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上、３．８質量％以下の状態で、酸素ガスから前記混合ガスに切り替えて吹付けを開始する際、後述の（１）式により計算される、上吹きガスによる撹拌動力密度ΕTOPを１４０（Ｗ／ｔ）以下にすることで、さらに、スロッピングを抑制しつつ、脱りん反応を促進できることを明らかにした。まず、下記（１）’式について説明する。
　ΕTOP＝０．１３７・ｃｏｓθ・Ｑ3・Ｍ／(Ｗｍ・Λ2・Ｄ3・Ｈ)　　　・・・（１）’
　ここで、θは上吹きランスのノズル傾斜角（°）、Ｑは上吹ガス流量（Ｎｍ3／ｓ）、Ｍはガス分子量、Ｗｍは溶銑重量（ｔ）、Λは上吹きランスのノズル孔数（－）、Ｄは上吹きランスのノズルの出口径（ｍ）、Ｈはランスギャップ（上吹きランスのノズルと静止液面との距離）（ｍ）である。
　なお、上記（１）’式は、甲斐ら（文献：甲斐幹、大河平和男、村上昌三、佐藤宜雄：鉄と鋼, 68(1982), 82）によって報告された、上吹きガスが単独ガス種である場合の式である。本実施形態のように、酸素ガスと不活性ガスの混合ガスを用いる場合、上記（１）’式の（Ｑ3・Ｎ）を修正した下記（１）式が用いられる。
　ΕTOP＝０．１３７・ｃｏｓθ・(ＱI・ＭI＋ＱO2・ＭO2)・(ＱI＋ＱO2)2／(Ｗｍ・Λ2・Ｄ3・Ｈ)　　　・・・（１）
　ここで、
　　θは、上吹きランス３のノズル傾斜角（°）、
　　ＱIは、混合ガスに含まれる不活性ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
　　ＭIは、混合ガスに含まれる不活性ガスの分子量、
　　ＱO2は、混合ガスに含まれる酸素ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
　　ＭO2は、混合ガスに含まれる酸素ガスの分子量、
　　Ｗｍは、溶銑の重量（ｔ）、
　　Λは、上吹きランス３のノズル孔数（－）、
　　Ｄは、上吹きランス３のノズルの出口径（ｍ）、
　　Ｈは、上吹きランス３の前記ノズルと、溶銑２の静止液面との距離（ｍ）、
である。
　スロッピングが抑制された理由として、１４０（Ｗ／ｔ）以下にすることで、粒鉄のスラグ中への飛散抑制、及びスラグ・メタル界面の攪拌抑制により、脱炭反応の進行に伴うガス発生が抑制されたことが推定される。
　さらに、本発明者らは、上吹きランス３から供給する酸素ガスの流量ＮO2と不活性ガスの流量ＮIとの適正な比率を調査し、ＮI／ＮO2＝０．０３～０．２０に制御することで、スロッピングを抑制しつつ、脱りん反応を促進できることを明らかにした。ここで各ガスの流量は、上吹きランス３に供給されるガスをオリフィスガス流量計でそれぞれ個別に測定した、溶銑トン当たり流量値である。ＮI／ＮO2が０．０３よりも小さい場合、不活性ガスの量が少なく、酸素供給速度を十分低下させることができないため、スラグフォーミングを抑制することができない。一方で、ＮI／ＮO2が０．２０よりも大きい場合、酸素供給速度が低いことで、スラグ中のＦｅＯの生成速度が遅くなり、（Ａ）式に示した脱りん反応の進行が遅くなる。
　なお、ＮI／ＮO2の下限値を、０．０３に代えて０．０５としてもよい。すなわち、ＮI／ＮO2＝０．０５～０．２０としてもよい。
　また、本発明は、スラグの装入塩基度が３．０以下の場合に適応することが好ましい。ここで、この装入塩基度とは、「転炉内へ供給する副原料中に含まれるＣａＯ質量の合計」を分子とし、「転炉内へ供給する副原料中に含まれるＳｉＯ２質量の合計」と「溶銑およびスクラップ中に含まれているＳｉが全部ＳｉＯ２に酸化されたとした場合のＳｉＯ２質量」との合計を分母として計算される比の数値である。
　装入塩基度が３．０より大きい場合、スラグ中の固相割合が高くなり、その効果によりスロッピングが抑制される傾向があるためである。さらに言うと、２．０以下の場合が好ましい。
　高炉から出銑され、ＫＲ（Kanbara Reactor）法において脱硫された溶銑を用いた。ＫＲ法は、溶銑鍋中でインペラを回転させ、脱硫剤を溶銑中に分散させ、分散粒と溶銑との界面、及び溶銑浴表面と浮上脱硫剤との界面で脱硫反応を生じさせる方法である。この溶銑を、上底吹き転炉（図１に示す転炉１）に装入した。転炉１内の溶銑２中の炭素濃度は、４．３質量％であった。上吹きランス３の先端に設けたノズルの形状（ノズル径、ノズル傾斜角、ノズル孔数）はすべて同一であり、ガス供給速度の下限は９８Ｎｍ3／ｈｒ・ｔである。また、底吹き条件もすべて同一である。具体的に言うと、上吹きランス３のノズル傾斜角θ（°）は１８°であり、上吹きランス３のノズル孔数Λ（－）は５であり、上吹きランス３のノズルの出口径Ｄ（ｍ）は０．０７９ｍであり、溶銑の重量Ｗｍ（ｔ）は３４０ｔとし、上吹きランス３のノズルと溶銑２の静止液面との距離Ｈ（ｍ）は３．０ｍ以上である。
　次いで、この溶銑２に精錬剤４として生石灰を転炉１の炉口から添加し、脱りん吹錬を開始した。このとき、装入塩基度は、１．０～２．０とした。この装入塩基度とは、「転炉内へ供給する副原料中に含まれるＣａＯ質量の合計」を分子とし、「転炉内へ供給する副原料中に含まれるＳｉＯ２質量の合計」と「溶銑およびスクラップ中に含まれているＳｉが全部ＳｉＯ２に酸化されたとした場合のＳｉＯ２質量」との合計を分母として計算される比の数値である。
　転炉底の羽口（図示せず）から底吹きガスとして窒素を主成分とするガスを所定の流量吹き込みながら、上吹きランス３から酸素ガスを９９Ｎｍ3／ｈｒ・ｔの流量で溶銑２に吹き付け、脱りん吹錬を開始した。脱りん吹錬が進行し、溶銑中炭素濃度が表１の「混合ガス吹き付け開始時の炭素濃度」に至ったタイミングで、表１に示す各条件で酸素ガスと窒素ガスとの混合ガスに切り替え、混合ガスを溶銑に吹き付けて脱りん吹錬を継続した。その後、スロッピングが発生したタイミングで脱りん吹錬を終了とし、溶銑サンプルを採取した。溶銑サンプルは、発光分光分析装置を用いて各成分の定量分析を行った。
　酸素ガスの流量ＮO2と不活性ガスの流量ＮIの単位［Ｎｍ3／ｈｒ・ｔ］は、溶銑１ｔ、１時間当たりの標準状態におけるガス流量を示す。また、ΕTOPは、前記（１）式の上吹きによる攪拌動力密度である。攪拌動力密度が表１に示した値となるよう、ランスギャップＨ（上吹きランスのノズルと静止液面との距離）については実施例ごとに適宜変更している。なお、Ｎｏ．７は、上吹きランスから窒素ガスを混合せずに酸素ガスのみを溶銑に吹き付けた比較例である。
　表１中に示した吹錬時間は、脱りん吹錬の時間であり、脱りん吹錬後における鋼中りん濃度は、脱りん吹錬後に採取したメタルサンプルを発光分光分析装置により分析した鋼中りん濃度である。
　また、表１における「混合ガス吹付開始時の炭素濃度」は、溶銑２中の炭素濃度であり、ＬＥＣＯジャパン製の赤外線吸収装置を用いた燃焼法により求めた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１における発明例Ｎｏ．１～６，９～１３は、比較例Ｎｏ．７，８と比較して、脱りん吹錬後における鋼中りん濃度（以下、脱りん吹錬後［％Ｐ］）が低くなった。これは、転炉１内の溶銑２に上吹きランス３を用いてガスを供給するに際し、溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上の段階で、供給するガスを酸素ガスから酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスに切り替えて吹付けを行うことで、酸素ガスの供給流量を低下させ、スラグフォーミングによる転炉１の炉口からのスロッピングが抑制され、脱りん吹錬時間が比較例Ｎｏ．７，８に対して長くなったためと推定される。
　また、Ｎｏ．２は、Ｎｏ．１と比較して、吹錬時間、及び脱りん吹錬後［％Ｐ］にほとんど差がなかった。また、Ｎｏ．３は、Ｎｏ．２と比較して、吹錬時間が短く、脱りん吹錬後［％Ｐ］は高かった。この結果より、吹き付けガスを酸素ガスから混合ガスに切り替えるタイミングが、溶銑中の炭素濃度が３．８質量％を上回るほどに早くても、脱りん効果は３．８質量％の場合と同等と考えられる。
　Ｎｏ．４は、Ｎｏ．３と比較して、吹錬時間が長く、脱りん吹錬後［％Ｐ］が低かった。これは、ΕTOPを１４０（Ｗ／ｔ）以下にすることで、脱炭反応の進行に伴うガス発生が抑制されスロッピングの発生タイミングが遅くなったことが原因と推定される。
　Ｎｏ．５は、Ｎｏ．１、Ｎｏ．２、Ｎｏ．３、Ｎｏ．４、Ｎｏ．６に対して、吹錬時間が長く、脱りん吹錬後［％Ｐ］が低かった。この理由として、ΕTOPを１４０（Ｗ／ｔ）以下とし、その値を実施例の中で最も小さくしたこと、ＮI／ＮO2＝０．０３～０．２０の範囲に制御したことで、スラグフォーミングを抑制しつつ、脱りんに重要なスラグ中のＦｅＯを、より適正に制御できたためと推定される。
　本発明は、転炉で溶銑を脱りんする方法として適用できる。
　１　　転炉
　２　　溶銑
　３　　上吹きランス
　４　　精錬剤

Claims (6)

  1. 　上吹きランスを備える転炉内で溶銑を脱りんする方法であって、
    　前記転炉内の溶銑中の炭素濃度が３．０質量％以上の状態で、上吹きランスを用いて、前記溶銑に、酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスの吹付けを開始する工程を有する
    ことを特徴とする、溶銑の脱りん方法。
  2. 　前記上吹きランスからは、前記混合ガスのみを前記溶銑に向けて吹き付ける
    ことを特徴とする、請求項１に記載の溶銑の脱りん方法。
  3. 　前記溶銑中の前記炭素濃度が３．０質量％以上、３．８質量％以下の状態で、前記混合ガスの吹付けを開始することを特徴とする、請求項１または請求項２に記載の溶銑の脱りん方法。
  4. 　下記（１）式で規定される、上吹きランスから供給する混合ガスの撹拌動力密度ΕTOPを１４０Ｗ／ｔ以下とすることを特徴とする請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の溶銑の脱りん方法。
    　ΕTOP＝０．１３７・ｃｏｓθ・(ＱI・ＭI＋ＱO2・ＭO2)・(ＱI＋ＱO2)2／(Ｗｍ・Λ2・Ｄ3・Ｈ)　　　・・・（１）
    　ここで、
    　　θは、前記上吹きランスのノズル傾斜角（°）、
    　　ＱIは、前記混合ガスに含まれる前記不活性ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
    　　ＭIは、前記混合ガスに含まれる前記不活性ガスの分子量、
    　　ＱO2は、前記混合ガスに含まれる前記酸素ガスの流量（Ｎｍ3／ｓ）、
    　　ＭO2は、前記混合ガスに含まれる前記酸素ガスの分子量、
    　　Ｗｍは、前記溶銑の重量（ｔ）、
    　　Λは、前記上吹きランスのノズル孔数（－）、
    　　Ｄは、前記上吹きランスのノズルの出口径（ｍ）、
    　　Ｈは、前記上吹きランスの前記ノズルと前記溶銑の静止液面との距離（ｍ）、
    である。
  5. 　前記酸素ガスの流量ＮO2に対する前記不活性ガスの流量ＮIの比が、ＮI／ＮO2＝０．０３～０．２０であることを特徴とする、請求項１～請求項４のいずれか一項に記載の溶銑の脱りん方法。
  6. 　前記酸素ガスの流量ＮO2に対する前記不活性ガスの流量ＮIの比が、ＮI／ＮO2＝０．０５～０．２０であることを特徴とする、請求項５に記載の溶銑の脱りん方法。
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