JPH09202912A - スクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法 - Google Patents
スクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法Info
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- JPH09202912A JPH09202912A JP1240496A JP1240496A JPH09202912A JP H09202912 A JPH09202912 A JP H09202912A JP 1240496 A JP1240496 A JP 1240496A JP 1240496 A JP1240496 A JP 1240496A JP H09202912 A JPH09202912 A JP H09202912A
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- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】本発明は転炉での溶銑脱燐処理に関するもの
で、スクラップの溶解能力が高い溶銑の脱燐方法を提供
することを目的とする。 【構成】上吹きランスから酸素を供給し、かつ鋼浴をガ
ス撹拌せしめる精錬装置を用いた溶銑脱燐精錬におい
て、上吹きランス中心から垂直下方へ粒径が３ｍｍ以下
の炭材を窒素ガスとともに吹き付けるとともに、垂直下
方から１４〜２０度の角度で炉壁方向に向かって酸素を
供給し、炭材量Ｗ(ton/Hr)を酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対して
Ｗ／Ｆとして０．２〜０．６とする。また、窒素ガスに
より溶鉄表面に形成される凹み深さＬNと溶鉄の浴深Ｈ
の比をＬN／Ｈで０．６５〜０．８５とし、酸素ガスに
より溶鉄表面に形成される凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈ
の比をＬO/Ｈで０．１５〜０．５５とする。
で、スクラップの溶解能力が高い溶銑の脱燐方法を提供
することを目的とする。 【構成】上吹きランスから酸素を供給し、かつ鋼浴をガ
ス撹拌せしめる精錬装置を用いた溶銑脱燐精錬におい
て、上吹きランス中心から垂直下方へ粒径が３ｍｍ以下
の炭材を窒素ガスとともに吹き付けるとともに、垂直下
方から１４〜２０度の角度で炉壁方向に向かって酸素を
供給し、炭材量Ｗ(ton/Hr)を酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対して
Ｗ／Ｆとして０．２〜０．６とする。また、窒素ガスに
より溶鉄表面に形成される凹み深さＬNと溶鉄の浴深Ｈ
の比をＬN／Ｈで０．６５〜０．８５とし、酸素ガスに
より溶鉄表面に形成される凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈ
の比をＬO/Ｈで０．１５〜０．５５とする。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明はスクラップ溶解能力
の高い溶銑の脱燐方法に関するものである。
の高い溶銑の脱燐方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】製鋼トータルコストのミニマム化や低燐
鋼の安定溶製に関して、従来、溶銑の脱燐法として、
(１)トピードカー内の溶銑に対して脱燐用フラックス
（酸化鉄、生石灰等）をインジェクションして予備脱燐
を行う方法、(２)取鍋内の溶銑に対して脱燐用フラック
スをインジェクション、もしくは吹き付けを行い予備脱
燐を行う方法が用いられている。
鋼の安定溶製に関して、従来、溶銑の脱燐法として、
(１)トピードカー内の溶銑に対して脱燐用フラックス
（酸化鉄、生石灰等）をインジェクションして予備脱燐
を行う方法、(２)取鍋内の溶銑に対して脱燐用フラック
スをインジェクション、もしくは吹き付けを行い予備脱
燐を行う方法が用いられている。
【０００３】しかし、これらの方法は脱燐反応を推進す
るための酸化剤として鉄鉱石やスケール粉に代表される
酸化鉄を用いているため、処理中に溶銑温度が低下し、
次工程である転炉でのスクラップ消費量が低下し溶鋼生
産量が低減するという問題がある。
るための酸化剤として鉄鉱石やスケール粉に代表される
酸化鉄を用いているため、処理中に溶銑温度が低下し、
次工程である転炉でのスクラップ消費量が低下し溶鋼生
産量が低減するという問題がある。
【０００４】この方法で酸化鉄の代わりに酸素ガスを用
いる場合、酸素ガスをインジェクションすると撹拌が過
大となり(Ｔ・Ｆｅ)が極端に低くなって脱燐が進行しな
くなり、また、上方より単に吹き付けた場合には、スラ
グの(Ｔ・Ｆｅ)が高くスラグがスロッピングするという
問題があった。
いる場合、酸素ガスをインジェクションすると撹拌が過
大となり(Ｔ・Ｆｅ)が極端に低くなって脱燐が進行しな
くなり、また、上方より単に吹き付けた場合には、スラ
グの(Ｔ・Ｆｅ)が高くスラグがスロッピングするという
問題があった。
【０００５】また、２基の転炉を用いて、一方で脱燐を
行い、他方で脱炭を行う方法（例えば、特開昭６３−１
９５２１０号公報）が用いられている。この方法におい
ては、酸化剤としては酸素ガスを用い、脱燐処理時の温
度制御のためにスクラップを用いることができるが、脱
燐後の溶銑を出湯し脱炭炉へ装入するため熱ロスが生
じ、スクラップ消費量が低下し溶鋼生産量が低減すると
いう問題がある上、２基の転炉を用いるため設備投資が
大きいという問題がある。
行い、他方で脱炭を行う方法（例えば、特開昭６３−１
９５２１０号公報）が用いられている。この方法におい
ては、酸化剤としては酸素ガスを用い、脱燐処理時の温
度制御のためにスクラップを用いることができるが、脱
燐後の溶銑を出湯し脱炭炉へ装入するため熱ロスが生
じ、スクラップ消費量が低下し溶鋼生産量が低減すると
いう問題がある上、２基の転炉を用いるため設備投資が
大きいという問題がある。
【０００６】これに対して、特願平６−０１１０２７号
に開示されているように、転炉を用いた溶銑脱燐工程に
引き続き、炉を傾動させ生成した脱燐スラグを排出する
工程、炉を直立させ、上吹きランスから酸素を供給して
脱炭せしめる工程、脱炭時に生成した脱炭スラグを排出
することなく溶鋼のみを出鋼する工程、および脱炭スラ
グを炉内に残したままで次チャージの溶銑を受銑する工
程を連続して実施する方法では、使用する転炉は１基の
ため設備投資は小さく、さらに脱燐溶銑の出湯工程がな
いため熱ロスが小さく、スクラップ消費量が低下しない
という特徴がある。
に開示されているように、転炉を用いた溶銑脱燐工程に
引き続き、炉を傾動させ生成した脱燐スラグを排出する
工程、炉を直立させ、上吹きランスから酸素を供給して
脱炭せしめる工程、脱炭時に生成した脱炭スラグを排出
することなく溶鋼のみを出鋼する工程、および脱炭スラ
グを炉内に残したままで次チャージの溶銑を受銑する工
程を連続して実施する方法では、使用する転炉は１基の
ため設備投資は小さく、さらに脱燐溶銑の出湯工程がな
いため熱ロスが小さく、スクラップ消費量が低下しない
という特徴がある。
【０００７】しかし、この方法でもスクラップ溶解は溶
銑の保有する顕熱と潜熱を利用するに過ぎないためスク
ラップ溶解量には限界がある。また、転炉においては上
吹きランスより炭材を供給する方法は知られているもの
の着熱効率が必ずしも高くなく、また、これを溶銑脱燐
に適用するとスラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)を下げるため脱燐効
率が低下するという問題があった。
銑の保有する顕熱と潜熱を利用するに過ぎないためスク
ラップ溶解量には限界がある。また、転炉においては上
吹きランスより炭材を供給する方法は知られているもの
の着熱効率が必ずしも高くなく、また、これを溶銑脱燐
に適用するとスラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)を下げるため脱燐効
率が低下するという問題があった。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、従来技術に
おいて、スクラップ溶解が溶銑の保有する顕熱と潜熱を
利用するに過ぎないため、スクラップ溶解量には限界が
あるという問題点を解決しようとするものである。
おいて、スクラップ溶解が溶銑の保有する顕熱と潜熱を
利用するに過ぎないため、スクラップ溶解量には限界が
あるという問題点を解決しようとするものである。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明の発明者らは、転
炉での溶銑脱燐において炭材を吹き付けた場合でも、ラ
ンス構造の適正化により炭材のキャリアーガスである窒
素ガス噴流と、酸素ガス噴流とを合体させない上に、窒
素ガス噴流の湯面到達流速を大きくし（ハードブロ
ー）、炭材を溶鉄内に充分に侵入させて浸炭を促進さ
せ、一方、酸素ガスの湯面到達流速を小さくし（ソフト
ブロー）、スラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)を高く維持し脱燐を促
進させることで、脱燐反応を阻害あるいは低下させずに
炭材供給が可能なことを見いだした。
炉での溶銑脱燐において炭材を吹き付けた場合でも、ラ
ンス構造の適正化により炭材のキャリアーガスである窒
素ガス噴流と、酸素ガス噴流とを合体させない上に、窒
素ガス噴流の湯面到達流速を大きくし（ハードブロ
ー）、炭材を溶鉄内に充分に侵入させて浸炭を促進さ
せ、一方、酸素ガスの湯面到達流速を小さくし（ソフト
ブロー）、スラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)を高く維持し脱燐を促
進させることで、脱燐反応を阻害あるいは低下させずに
炭材供給が可能なことを見いだした。
【００１０】本発明はこの知見に基づきなされたもの
で、その要旨とするところは、 (１)上吹きランスから酸素を供給し、かつ鋼浴をガス撹
拌せしめる精錬装置を用い、撹拌エネルギー密度Ｅ(kW/
ton)を１〜３とし、脱燐精錬吹き止め時の溶銑温度を１
２５０〜１４５０℃、溶銑中の炭素濃度を２．５〜３．
５％とした条件での脱燐方法において、上吹きランス中
心から垂直下方の鋼浴面上に粒径が３ｍｍ以下の炭材を
窒素ガスとともに吹き付けるとともに、垂直下方から炉
壁方向に向かって１４〜２０度の角度で鋼浴面上の別の
位置に酸素を供給し、炭材量Ｗ(ton/Hr)を酸素量Ｆ(Nm3
／Hr)を酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対してＷ／Ｆとして０．２
〜０．６とすることを特徴とするスクラップ溶解能に優
れた溶銑脱燐方法である。 (２)前項(１)において、窒素ガスにより溶鉄表面に形成
される凹み深さＬNと溶鉄の浴深Ｈの比をＬN／Ｈで０．
６５〜０．８５とし、これと同時に酸素ガスにより溶鉄
表面に形成される別の凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比
をＬO／Ｈで０．１５〜０．５５とすることを特徴とす
るスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法である。
で、その要旨とするところは、 (１)上吹きランスから酸素を供給し、かつ鋼浴をガス撹
拌せしめる精錬装置を用い、撹拌エネルギー密度Ｅ(kW/
ton)を１〜３とし、脱燐精錬吹き止め時の溶銑温度を１
２５０〜１４５０℃、溶銑中の炭素濃度を２．５〜３．
５％とした条件での脱燐方法において、上吹きランス中
心から垂直下方の鋼浴面上に粒径が３ｍｍ以下の炭材を
窒素ガスとともに吹き付けるとともに、垂直下方から炉
壁方向に向かって１４〜２０度の角度で鋼浴面上の別の
位置に酸素を供給し、炭材量Ｗ(ton/Hr)を酸素量Ｆ(Nm3
／Hr)を酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対してＷ／Ｆとして０．２
〜０．６とすることを特徴とするスクラップ溶解能に優
れた溶銑脱燐方法である。 (２)前項(１)において、窒素ガスにより溶鉄表面に形成
される凹み深さＬNと溶鉄の浴深Ｈの比をＬN／Ｈで０．
６５〜０．８５とし、これと同時に酸素ガスにより溶鉄
表面に形成される別の凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比
をＬO／Ｈで０．１５〜０．５５とすることを特徴とす
るスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法である。
【００１１】(３)前項(１)又は(２)に記載の溶銑脱燐方
法（工程１）に引き続き、炉を傾動させ生成した脱燐ス
ラグを排出する工程（工程２）、炉を直立させ上吹きラ
ンスから酸素を供給して脱炭せしめる工程（工程３）、
脱炭時に生成した脱炭スラグを排出することなく溶鋼の
みを出鋼する工程（工程４）、および脱炭スラグを炉内
に残したままで次チャージの溶銑を受銑する工程（工程
５）を連続して繰返し実施することを特徴とする、生産
性が高くかつスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法で
ある。
法（工程１）に引き続き、炉を傾動させ生成した脱燐ス
ラグを排出する工程（工程２）、炉を直立させ上吹きラ
ンスから酸素を供給して脱炭せしめる工程（工程３）、
脱炭時に生成した脱炭スラグを排出することなく溶鋼の
みを出鋼する工程（工程４）、および脱炭スラグを炉内
に残したままで次チャージの溶銑を受銑する工程（工程
５）を連続して繰返し実施することを特徴とする、生産
性が高くかつスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法で
ある。
【００１２】ここで、撹拌エネルギ−密度Ｅ(kW/ton)
は、底吹きガス流量Ｑ(Nm3/s)、温度Ｔ(K)、溶鉄量Ｗ(t
on)、底吹き羽口位置の静圧Ｐ(Pa)、大気圧Ｐ0(Pa)とす
ると(１)式で表される。
は、底吹きガス流量Ｑ(Nm3/s)、温度Ｔ(K)、溶鉄量Ｗ(t
on)、底吹き羽口位置の静圧Ｐ(Pa)、大気圧Ｐ0(Pa)とす
ると(１)式で表される。
【００１３】
【数１】
【００１４】窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹み
深さＬN(mm)は(２)式で、酸素ガスにより溶鉄表面に形
成される凹み深さＬ0(mm)は(３)式で計算される。
深さＬN(mm)は(２)式で、酸素ガスにより溶鉄表面に形
成される凹み深さＬ0(mm)は(３)式で計算される。
【００１５】
【数２】
【００１６】ｈはランス先端から溶鉄面までの距離（m
m）、ｄはランスノズル直径（mm）、ｎはノズル個数、
ＦNは上吹き窒素ガス流量（Nm3/Hr)で、ＦOは上吹き酸
素ガス流量(Nm3/Hr)である。溶鉄面、浴深Ｈは溶鉄の比
重を７g/cm3として幾何学的に計算して求めた。
m）、ｄはランスノズル直径（mm）、ｎはノズル個数、
ＦNは上吹き窒素ガス流量（Nm3/Hr)で、ＦOは上吹き酸
素ガス流量(Nm3/Hr)である。溶鉄面、浴深Ｈは溶鉄の比
重を７g/cm3として幾何学的に計算して求めた。
【００１７】
【発明の実施の形態】図１は、本発明の実施形態の例を
示したものである。溶銑脱燐工程（工程１）、転炉１を
傾動させ工程１で生成した脱燐スラグ６を排出する工程
（工程２）、転炉１を直立させ上吹きランス２から酸素
を供給して脱炭せしめる工程（工程３）、脱炭時に生成
した脱炭スラグ４を排出することなく溶鋼５のみを出鋼
する工程（工程４）、および脱炭スラグ４を炉内に残し
たままで次チャージの溶銑５を受銑する工程（工程５）
とからなっている。
示したものである。溶銑脱燐工程（工程１）、転炉１を
傾動させ工程１で生成した脱燐スラグ６を排出する工程
（工程２）、転炉１を直立させ上吹きランス２から酸素
を供給して脱炭せしめる工程（工程３）、脱炭時に生成
した脱炭スラグ４を排出することなく溶鋼５のみを出鋼
する工程（工程４）、および脱炭スラグ４を炉内に残し
たままで次チャージの溶銑５を受銑する工程（工程５）
とからなっている。
【００１８】図１の工程１に示した脱燐工程は、上吹き
ランス２から酸素を供給し、かつ、炉底に設けた２重管
の底吹き羽口３より酸素とＬＰＧを供給し鋼浴をガス撹
拌する。ここで、底吹き羽口３からＡｒ又はＣＯ2又は
Ｎ2を供給して撹拌しても何等問題はない。
ランス２から酸素を供給し、かつ、炉底に設けた２重管
の底吹き羽口３より酸素とＬＰＧを供給し鋼浴をガス撹
拌する。ここで、底吹き羽口３からＡｒ又はＣＯ2又は
Ｎ2を供給して撹拌しても何等問題はない。
【００１９】前チャージの脱炭スラグ４を約３０kg/ton
残した状態で、まずスクラップ７を１５０〜２５０kg/t
on装入した後、溶銑を所定量装入し精錬を開始する。精
錬中の撹拌エネルギー密度Ｅ(kW/ton)は１〜３とし、脱
燐精錬終了時(吹き止め)の溶銑温度は１２５０〜１４５
０℃、溶銑中の炭素濃度を２．５〜３．５％とした条件
での脱燐処理を実施する。
残した状態で、まずスクラップ７を１５０〜２５０kg/t
on装入した後、溶銑を所定量装入し精錬を開始する。精
錬中の撹拌エネルギー密度Ｅ(kW/ton)は１〜３とし、脱
燐精錬終了時(吹き止め)の溶銑温度は１２５０〜１４５
０℃、溶銑中の炭素濃度を２．５〜３．５％とした条件
での脱燐処理を実施する。
【００２０】ここで、脱燐精錬吹き止め時の溶銑温度が
１２５０℃よりも低い場合にはスラグの滓化が悪く脱燐
率が低下する上に工程２での排滓率が低下し、１４５０
℃よりも高い場合には化学平衡関係上、脱燐率が低下す
る。
１２５０℃よりも低い場合にはスラグの滓化が悪く脱燐
率が低下する上に工程２での排滓率が低下し、１４５０
℃よりも高い場合には化学平衡関係上、脱燐率が低下す
る。
【００２１】また、溶銑中の炭素濃度が２．５％よりも
低い場合には、工程３の脱炭期の熱が不足するため脱炭
終了時の温度が連続鋳造工程での要求にマッチせず、
３．５％よりも高い場合には脱炭期の熱が過剰となるた
め冷材が必要となる上、上吹きランスから供給された炭
材の溶鉄への溶解速度が低下し、炭材粒がスラグに混入
するためスラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)が低下し脱燐が悪化する
という問題が生ずる。
低い場合には、工程３の脱炭期の熱が不足するため脱炭
終了時の温度が連続鋳造工程での要求にマッチせず、
３．５％よりも高い場合には脱炭期の熱が過剰となるた
め冷材が必要となる上、上吹きランスから供給された炭
材の溶鉄への溶解速度が低下し、炭材粒がスラグに混入
するためスラグ中の(Ｔ・Ｆｅ)が低下し脱燐が悪化する
という問題が生ずる。
【００２２】撹拌エネルギ−密度Ｅが１（kW/ton)より
も低い場合には、脱燐反応が遅い上にスクラップ溶解速
度も小さく充分な精錬効果が得られず、３(kW/ton)より
大きい場合には、スラグ中の酸化鉄が溶銑中の炭素で還
元されるため酸化力が維持できず脱燐率が低下する。
も低い場合には、脱燐反応が遅い上にスクラップ溶解速
度も小さく充分な精錬効果が得られず、３(kW/ton)より
大きい場合には、スラグ中の酸化鉄が溶銑中の炭素で還
元されるため酸化力が維持できず脱燐率が低下する。
【００２３】図２は、本発明で用いる上吹きランスの例
を示したものである。図２において、ランス９は４つの
主孔系ノズル１０と１つの副孔系ノズル１１を有し、主
孔系及び副孔系は各々独立にガス種、流量の制御ができ
る。副孔系ノズル１１は垂直下方に向けてガスを噴出さ
せ、主孔系ノズル１０は垂直下方から１４〜２０度の角
度で炉壁方向に向けてガスを噴出させる構造となってい
る。
を示したものである。図２において、ランス９は４つの
主孔系ノズル１０と１つの副孔系ノズル１１を有し、主
孔系及び副孔系は各々独立にガス種、流量の制御ができ
る。副孔系ノズル１１は垂直下方に向けてガスを噴出さ
せ、主孔系ノズル１０は垂直下方から１４〜２０度の角
度で炉壁方向に向けてガスを噴出させる構造となってい
る。
【００２４】副孔系から窒素をキャリアーガスとして粒
径が３ｍｍ以下の炭材を吹き付け、主孔系からは酸素を
供給する。主孔系ノズル１０の垂直下方からの角度θが
１４度よりも小さい場合には、副孔系ノズル１１から出
る炭材と酸素が空間で合体し、噴流中で炭材が燃焼する
ため着熱が極めて悪化し、またθが２０度よりも大きい
場合には酸素噴流により炉壁が溶損される問題を生ず
る。
径が３ｍｍ以下の炭材を吹き付け、主孔系からは酸素を
供給する。主孔系ノズル１０の垂直下方からの角度θが
１４度よりも小さい場合には、副孔系ノズル１１から出
る炭材と酸素が空間で合体し、噴流中で炭材が燃焼する
ため着熱が極めて悪化し、またθが２０度よりも大きい
場合には酸素噴流により炉壁が溶損される問題を生ず
る。
【００２５】副孔系ノズルから供給される炭材の粒径が
３ｍｍよりも大きい場合には、炭材の溶鉄への溶解に長
時間を要するため、未溶解の炭材粒がスラグに混入して
脱燐が悪化するという問題が生ずる。
３ｍｍよりも大きい場合には、炭材の溶鉄への溶解に長
時間を要するため、未溶解の炭材粒がスラグに混入して
脱燐が悪化するという問題が生ずる。
【００２６】炭材量Ｗ(ton/Hr)は酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対
してＷ／Ｆとして０．２〜０．６である必要がある。Ｗ
／Ｆが０．６よりも大きい場合には酸素による溶鉄の脱
炭量よりも過剰の炭材が供給されるため、未溶解の炭材
粒がスラグに混入して脱燐が悪化するという問題が生
じ、０．２よりも小さい場合には炭材添加によるスクラ
ップ溶解能アップの効果が小さく実用的ではない。
してＷ／Ｆとして０．２〜０．６である必要がある。Ｗ
／Ｆが０．６よりも大きい場合には酸素による溶鉄の脱
炭量よりも過剰の炭材が供給されるため、未溶解の炭材
粒がスラグに混入して脱燐が悪化するという問題が生
じ、０．２よりも小さい場合には炭材添加によるスクラ
ップ溶解能アップの効果が小さく実用的ではない。
【００２７】さらに、ランス先端から溶鉄面までの距離
ｈ(mm)や主孔、副孔のランスノズルの直径ｄ(mm)を適正
にすることで、窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹
み深さＬNと溶鉄の溶深Ｈの比をＬN／Ｈで０．６５〜
０．８５とし、酸素ガスにより溶鉄表面に形成される凹
み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比をＬO／Ｈで０．１５〜
０．５５とすると一層高いスクラップ溶解能が発現され
る。
ｈ(mm)や主孔、副孔のランスノズルの直径ｄ(mm)を適正
にすることで、窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹
み深さＬNと溶鉄の溶深Ｈの比をＬN／Ｈで０．６５〜
０．８５とし、酸素ガスにより溶鉄表面に形成される凹
み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比をＬO／Ｈで０．１５〜
０．５５とすると一層高いスクラップ溶解能が発現され
る。
【００２８】ＬN／Ｈが０．６５よりも小さい場合には
炭材粒の溶鉄への侵入が不十分のため未溶解の炭材粒が
発生し、０．８５よりも大きい場合には炉底耐火物の損
耗が生ずる。また、ＬO／Ｈが０．１５よりも小さいと
スロッピングが発生し、０．５５よりも大きいとハード
ブローとなるため(Ｔ・Ｆｅ)が低くなり脱燐率が低下す
る。
炭材粒の溶鉄への侵入が不十分のため未溶解の炭材粒が
発生し、０．８５よりも大きい場合には炉底耐火物の損
耗が生ずる。また、ＬO／Ｈが０．１５よりも小さいと
スロッピングが発生し、０．５５よりも大きいとハード
ブローとなるため(Ｔ・Ｆｅ)が低くなり脱燐率が低下す
る。
【００２９】本発明は図１に示した工程を連続して実施
することが有効であるが、工程１の溶銑脱燐と工程３の
脱炭を別の転炉で実施する場合でも有効である。図１に
おいて、溶銑脱燐工程（工程１）と脱炭工程（工程３）
を分離するのは、脱燐に適正な温度やスラグ組成の条件
と、脱炭に適正な温度やスラグ組成の条件とは異なり、
それぞれを分割して実施した方が生石灰に代表される副
材料コストが低くなるためである。
することが有効であるが、工程１の溶銑脱燐と工程３の
脱炭を別の転炉で実施する場合でも有効である。図１に
おいて、溶銑脱燐工程（工程１）と脱炭工程（工程３）
を分離するのは、脱燐に適正な温度やスラグ組成の条件
と、脱炭に適正な温度やスラグ組成の条件とは異なり、
それぞれを分割して実施した方が生石灰に代表される副
材料コストが低くなるためである。
【００３０】また、脱燐スラグ６を脱炭工程へ持ち越す
とスラグ中の燐が溶鉄へ戻る、いわゆる復燐が起こるた
め、工程１と３の間に中間排滓（工程２）が必要とな
る。中間排滓は最も時間が短く排滓率も高い、転炉を傾
動させてスラグを排出する方法が望ましい。
とスラグ中の燐が溶鉄へ戻る、いわゆる復燐が起こるた
め、工程１と３の間に中間排滓（工程２）が必要とな
る。中間排滓は最も時間が短く排滓率も高い、転炉を傾
動させてスラグを排出する方法が望ましい。
【００３１】脱炭工程（工程３）に引き続いて脱炭時に
生成した脱炭スラグ４を排出することなく溶鋼５のみを
出鋼する工程（工程４）、および脱炭スラグ４を炉内に
残したままで次チャージの溶銑５を受銑する工程（工程
５）が続く。ここで、脱炭スラグを残す理由は脱炭スラ
グは温度を低下させた場合には脱燐能力があるため、脱
炭スラグを工程１で再利用することで生石灰や酸化鉄コ
ストが削減できるためである。
生成した脱炭スラグ４を排出することなく溶鋼５のみを
出鋼する工程（工程４）、および脱炭スラグ４を炉内に
残したままで次チャージの溶銑５を受銑する工程（工程
５）が続く。ここで、脱炭スラグを残す理由は脱炭スラ
グは温度を低下させた場合には脱燐能力があるため、脱
炭スラグを工程１で再利用することで生石灰や酸化鉄コ
ストが削減できるためである。
【００３２】
【実施例】実験は６トン規模の転炉を用いて図１と同一
工程で実施した。底吹きガスは窒素ガス、もしくは、酸
素ガスと羽口冷却用ガスを用い、上吹きランスの主孔よ
り酸素ガスを、副孔より窒素ガスと炭材を吹き付けた。
主な操業条件を以下に示す。
工程で実施した。底吹きガスは窒素ガス、もしくは、酸
素ガスと羽口冷却用ガスを用い、上吹きランスの主孔よ
り酸素ガスを、副孔より窒素ガスと炭材を吹き付けた。
主な操業条件を以下に示す。
【００３３】 浴深（スクラップ溶解後） 約０．５m 上吹き酸素流量 １２００〜１８００Nm3/Hr 上吹き窒素流量 ２５０〜３５０Nm3/Hr 上吹き炭材供給速度 ６０〜１２０kg/Hr 底吹きガス流量 １００〜１５０Nm3/Hr 生石灰原単位 １５〜２０kg/ton スラグ量 ３５〜４５kg/ton （ＣａＯ/ＳｉＯ2） １．８〜２．２ スクラップ使用量 １７５〜２２５kg/ton ランス／溶鉄面間距離 ８００〜１２００mm ランスは図２に示した形状のものを用い、主孔のノズル
径は１０〜１５mm、副孔のノズル径は４．５〜６．５mm
とした。
径は１０〜１５mm、副孔のノズル径は４．５〜６．５mm
とした。
【００３４】表１は粒径が３ｍｍ以下の炭材を窒素ガス
とともに吹き付けるとともに、主孔の広がり角度が１７
度のランスを用いた場合の試験結果である。本発明にお
いては、脱燐精錬後のスクラップの未溶解はなく、下式
に示す着熱効率は９０％以上で、脱燐率も良好であっ
た。
とともに吹き付けるとともに、主孔の広がり角度が１７
度のランスを用いた場合の試験結果である。本発明にお
いては、脱燐精錬後のスクラップの未溶解はなく、下式
に示す着熱効率は９０％以上で、脱燐率も良好であっ
た。
【００３５】
【数３】
【００３６】しかし、実験条件が表１と同一でも、主孔
の広がり角度が１２度のランスを用いた場合には、脱燐
精錬後のスクラップの未溶解が発生し、着熱効率は６５
％に急激に悪化した。
の広がり角度が１２度のランスを用いた場合には、脱燐
精錬後のスクラップの未溶解が発生し、着熱効率は６５
％に急激に悪化した。
【００３７】図３は種々の直径のノズルを用いた場合
の、窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹み深さＬN
と溶鉄の浴深Ｈの比(ＬN／Ｈ)と脱燐率の関係について
の実験結果であるが、ＬN／Ｈが０．６５よりも小さい
と脱燐率が低下している。
の、窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹み深さＬN
と溶鉄の浴深Ｈの比(ＬN／Ｈ)と脱燐率の関係について
の実験結果であるが、ＬN／Ｈが０．６５よりも小さい
と脱燐率が低下している。
【００３８】また、図４は酸素ガスにより溶鉄表面に形
成される凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬO／Ｈ)と脱
燐率の関係についての実験結果であるが、ＬO／Ｈが
０．５５よりも大きい場合に脱燐率が低下している。
成される凹み深さＬOと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬO／Ｈ)と脱
燐率の関係についての実験結果であるが、ＬO／Ｈが
０．５５よりも大きい場合に脱燐率が低下している。
【００３９】
【表１】
【００４０】
【発明の効果】本発明により、スクラップを１５０kg/t
on以上使用した上での溶銑脱燐が可能となった。
on以上使用した上での溶銑脱燐が可能となった。
【図１】本発明の実施工程の例を示す図。
【図２】本発明に用いられる上吹きランスの例を示す
図。
図。
【図３】窒素ガスにより溶鉄表面に形成される凹み深さ
ＬNと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬN／Ｈ)と脱燐率の関係につい
ての実験結果を示す図。
ＬNと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬN／Ｈ)と脱燐率の関係につい
ての実験結果を示す図。
【図４】酸素ガスにより溶鉄表面に形成される凹み深さ
ＬOと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬO／Ｈ)と脱燐率の関係につい
ての実験結果を示す図。
ＬOと溶鉄の浴深Ｈの比(ＬO／Ｈ)と脱燐率の関係につい
ての実験結果を示す図。
１ 転炉、 ２ 上吹きランス、 ３ 底吹
き羽口、４ 脱炭スラグ、 ５ 溶銑又は溶鋼、
６ 脱燐スラグ、７ スクラップ、 ９ ランス、
１０ 主孔系ノズル、１１ 副孔系ノズル。
き羽口、４ 脱炭スラグ、 ５ 溶銑又は溶鋼、
６ 脱燐スラグ、７ スクラップ、 ９ ランス、
１０ 主孔系ノズル、１１ 副孔系ノズル。
Claims (3)
- 【請求項１】 上吹きランスから酸素を供給し、かつ鋼
浴をガス撹拌せしめる精錬装置を用い、撹拌エネルギー
密度Ｅ(kW/ton)を１〜３とし、脱燐精錬吹き止め時の溶
銑温度を１２５０〜１４５０℃、溶銑中の炭素濃度を
２．５〜３．５％とした条件での脱燐方法において、上
吹きランス中心から垂直下方の鋼浴面上に粒径が３ｍｍ
以下の炭材を窒素ガスとともに吹き付けるとともに、垂
直下方から炉壁方向に向かって１４〜２０度の角度で鋼
浴面上の別の位置に酸素を供給し、炭材量Ｗ(ton/Hr)を
酸素量Ｆ(Nm3/Hr)に対してＷ／Ｆとして０．２〜０．６
とすることを特徴とするスクラップ溶解能に優れた溶銑
脱燐方法。 - 【請求項２】 請求項１において、窒素ガスにより溶鉄
表面に形成される凹み深さＬNと溶鉄の浴深Ｈの比をＬN
／Ｈで０．６５〜０．８５とし、これと同時に酸素ガス
により溶鉄表面に形成される別の凹み深さＬOと溶鉄の
浴深Ｈの比をＬO／Ｈで０．１５〜０．５５とすること
を特徴とするスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法。 - 【請求項３】 請求項１又は２記載の溶銑脱燐方法（工
程１）に引き続き、炉を傾動させ生成した脱燐スラグを
排出する工程（工程２）、炉を直立させ上吹きランスか
ら酸素を供給して脱炭せしめる工程（工程３）、脱炭時
に生成した脱炭スラグを排出することなく溶鋼のみを出
鋼する工程（工程４）、および脱炭スラグを炉内に残し
たままで次チャージの溶銑を受銑する工程（工程５）を
連続して繰返し実施することを特徴とする、生産性が高
くかつスクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1240496A JPH09202912A (ja) | 1996-01-29 | 1996-01-29 | スクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1240496A JPH09202912A (ja) | 1996-01-29 | 1996-01-29 | スクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09202912A true JPH09202912A (ja) | 1997-08-05 |
Family
ID=11804330
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1240496A Withdrawn JPH09202912A (ja) | 1996-01-29 | 1996-01-29 | スクラップ溶解能に優れた溶銑脱燐方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH09202912A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002322506A (ja) * | 2001-04-23 | 2002-11-08 | Nippon Steel Corp | 溶銑の転炉脱りん方法 |
| JP2011144415A (ja) * | 2010-01-13 | 2011-07-28 | Nippon Steel Corp | 転炉精錬方法 |
| JP2019031725A (ja) * | 2017-08-09 | 2019-02-28 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉型容器による製鋼精錬方法 |
-
1996
- 1996-01-29 JP JP1240496A patent/JPH09202912A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002322506A (ja) * | 2001-04-23 | 2002-11-08 | Nippon Steel Corp | 溶銑の転炉脱りん方法 |
| JP2011144415A (ja) * | 2010-01-13 | 2011-07-28 | Nippon Steel Corp | 転炉精錬方法 |
| JP2019031725A (ja) * | 2017-08-09 | 2019-02-28 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉型容器による製鋼精錬方法 |
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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: 20030401 |