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WO2018150858A1 - 脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法 - Google Patents

脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法 Download PDF

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WO2018150858A1
WO2018150858A1 PCT/JP2018/002765 JP2018002765W WO2018150858A1 WO 2018150858 A1 WO2018150858 A1 WO 2018150858A1 JP 2018002765 W JP2018002765 W JP 2018002765W WO 2018150858 A1 WO2018150858 A1 WO 2018150858A1
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WO
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hot metal
dephosphorization
powder
mass
blowing
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PCT/JP2018/002765
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French (fr)
Inventor
政樹 宮田
紀史 浅原
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Nippon Steel Corp
Original Assignee
Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
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Publication date
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    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
    • C21C5/35—Blowing from above and through the bath
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/36—Processes yielding slags of special composition
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
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    • C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
    • C21C5/42—Constructional features of converters
    • C21C5/46—Details or accessories
    • C21C5/48—Bottoms or tuyéres of converters

Definitions

  • the present invention relates to a dephosphorization apparatus suitable for producing ultra-low phosphorus hot metal at low cost and high efficiency while suppressing spitting, and a hot metal dephosphorization method using the same.
  • hot metal dephosphorization is widely performed by a method in which the hot metal is treated under low temperature conditions in a hot metal stage, which is thermodynamically advantageous.
  • an upper bottom blowing converter is suitable as the hot metal dephosphorization apparatus. This is because, as an oxidant necessary for dephosphorization, gaseous oxygen with less heat loss than a solid oxidant can be sprayed from the top blowing lance to the hot metal at high speed.
  • CaO powder, Al 2 O 3 powder and Fe 2 O 3 are obtained from the top blowing lance.
  • a method of spraying mixed powder containing powder onto a hot metal bath surface together with an oxygen gas jet is disclosed (see Patent Document 1).
  • Al 2 O 3 or Fe 2 O 3 reacts with CaO to easily form a low melting point CaO—Al 2 O 3 —FeO melt, and the dephosphorization reaction proceeds very efficiently.
  • the top-blown mixed powder is penetrated deeply into the hot metal bath to increase the dephosphorization utilization efficiency of the CaO—Al 2 O 3 —FeO melt and reduce [P] in the hot metal to a very low concentration.
  • the blowing jet dynamic pressure is increased, spitting increases and the amount of metal adhesion to the furnace increases.
  • a CaO-containing cover slag is formed in the first half of blowing, and the basicity (weight ratio: CaO / SiO 2 ) of the cover slag is 0.4 to 1.5, and thereafter, CaO powder and Al 2 O 3 powder and A hot metal dephosphorization method in which a mixed powder of Fe 2 O 3 powder is blown up is disclosed (see Patent Document 2).
  • the amount of spitting can be reduced by forming a cover slag having a low melting point in the first half of dephosphorization blowing.
  • the present invention aims to provide a dephosphorization processing apparatus capable of producing an extremely low phosphorus hot metal at a low cost and with high efficiency while suppressing spitting, and a hot metal dephosphorization method using the same.
  • molten iron is charged into a converter having an upper bottom blowing, and either one of CaO powder and CaCO 3 powder together with oxygen gas from an upper blowing lance having 4 to 6 nozzles or
  • the mixed powder of both and Al 2 O 3 powder was sprayed onto the hot metal bath surface, and gas was blown from the bottom blowing tuyere of the same number as the top blowing nozzle, and the adhesion behavior and dephosphorization behavior in the furnace by spitting were investigated.
  • the present inventors have found a dephosphorization processing apparatus capable of melting extremely low phosphorus hot metal ([C] ⁇ 3.2 mass%, [P] ⁇ 0.015 mass%) and a melting method using the apparatus.
  • the present invention is as follows. (1) A dephosphorization apparatus for dephosphorizing hot metal, A converter, An upper blowing lance for blowing a powder dephosphorizing agent and oxygen gas into the converter; An oxygen supply device for supplying the oxygen gas to the upper blowing lance; A powder supply device for supplying the powder dephosphorizing agent to the upper blowing lance, A plurality of nozzles for ejecting the powder dephosphorizing agent and the oxygen gas are disposed on the lower end surface of the upper blowing lance, At the bottom of the converter, the same number of bottom blowing tuyeres as the nozzles are arranged, With the hot metal having a bath depth L 0 charged in the converter, the position U of the intersection of the central axis of the top blowing jet ejected from the nozzle and the bath surface of the hot metal and the bottom blowing tuyere In each of the sets of nozzles and bottom blowing tuyere where the distance (the length of the line segment SU) between the straight line drawn
  • the powder dephosphorizing agent is a mixed powder of a powder mainly composed of a CaO source and a powder mainly composed of an Al 2 O 3 source, and includes 3 of CaO, CaCO 3 and Al 2 O 3 .
  • the total mass concentration of the components of 90% or more, and characterized in that it is a mixed powder is 0.05 ⁇ 0.20 (Al 2 O 3 by weight) / (CaO mass + CaCO 3 mass ⁇ 0.56) Dephosphorization processing apparatus as described in said (1).
  • the plurality of nozzles are arranged concentrically with respect to the central axis of the upper blowing lance, and the inclination angle ⁇ between the central axis of the upper blowing lance and the central axis of the nozzle is the same for all nozzles.
  • the dephosphorization processing apparatus according to any one of the above (1) to (3), wherein an inclination angle ⁇ between the first and the second is 25 ° or less.
  • a hot metal dephosphorization method using the dephosphorization apparatus according to any one of (1) to (4) above,
  • the molten iron is held in the converter, and N 2 gas is blown into the molten iron from the bottom blowing tuyere at a flow rate of 0.1 to 0.60 Nm 3 / min / t, and the length of the line segment SU is increased.
  • the height of the upper blowing lance is adjusted so as to satisfy the condition of the formula (1) in all of the nozzle and bottom blowing tuyere that is minimized, and the powder dephosphorizing agent is adjusted from the upper blowing lance. Is sprayed onto the molten iron together with the oxygen gas of 1.0 to 2.5 Nm 3 / min / t, so that the charging basicity at the end of the treatment is 1.5 to 2.5.
  • the present invention it is possible to provide a dephosphorization processing apparatus capable of producing ultra-low phosphorus hot metal with low cost and high efficiency while suppressing spitting, and a hot metal dephosphorization method using the same.
  • FIG. 1A is a diagram for explaining the position of a bottom blowing tuyere in the embodiment.
  • FIG. 1B is a diagram for explaining the position of the bottom blowing tuyere in the embodiment.
  • FIG. 2 is a diagram showing a plurality of fire point positions and a plurality of bottom blowing tuyere positions as seen from the axial direction of the top blowing lance.
  • FIG. 1A and 1B are diagrams for explaining the position of the bottom blowing tuyere in the present embodiment.
  • FIG. 2 is a figure which shows the position of several fire spots and the position of several bottom blowing tuyere seen from the axial direction of the top blowing lance.
  • Dephosphorization processing apparatus includes a converter, a top-blown lance, an oxygen supply device, and a powder supplying device, the bottom of the converter, such as N 2 gas or Ar gas
  • a plurality of bottom blowing tuyere for blowing an inert gas into the hot metal is provided.
  • nozzles for ejecting a powder dephosphorizing agent together with oxygen are installed at the lower end of the upper blowing lance.
  • the height of the upper blowing lance is adjusted so that the lance height becomes H 0, and the jet is injected from the upper blowing lance, A hot spot consisting of a high temperature part of 2000 ° C. or higher is formed on the hot metal bath surface by colliding with the surface.
  • four nozzles are concentrically arranged, and the angles (inclination angles) ⁇ formed by the central axes of these nozzles and the central axis of the upper blowing lance are all the same.
  • FIG. 2 An example is shown, and as shown in FIG. 2, when jets are injected, the centers U 1 to U 4 of the fire points are formed concentrically.
  • the centers U 1 to U 4 of these fire points are adjusted by adjusting the height of the top blowing lance so that the distance from the intersection point O between the center axis of the top blowing lance and the hot metal is equal to the x axis or the y axis. Move up.
  • the bottom blowing tuyere of the same number as the number of nozzles is provided at the bottom of the converter, and when adjusting the height of the top blowing lance, the center of fire point U 1 to U 4 and The lance height H 0 is adjusted so that all the positions S 1 to S 4 of the bath surface directly above the bottom blowing tuyere positions T 1 to T 4 are equal to or less than a predetermined distance.
  • the value of the lance height H 0 is adjusted by moving the upper blowing lance up and down so that the center U 1 to U 4 of the fire point is the target position.
  • FIG. 1A and FIG. 1B it demonstrates as a combination of the nozzle and bottom blowing tuyere which the length of line segment SU becomes the minimum. That is, in FIG. 2, the combination is a line segment S 1 U 1 , a line segment S 2 U 2 , a line segment S 3 U 3 , and a line segment S 4 U 4 .
  • the bottom blowing gas blown into the hot metal from the bottom blowing tuyere rises while spreading at 12 ° on one side.
  • the region where the bottom blowing gas and hot metal are mixed is referred to as a plume region.
  • the plume region has a low density and is vigorously stirred and mixed as compared to the surrounding hot metal bath.
  • FIG. 1B when the powder dephosphorizing agent blown from the top blowing lance together with oxygen is blown into this plume region, the powder dephosphorizing agent can penetrate deeply into the molten iron and is vigorously stirred and mixed.
  • the dephosphorization utilization efficiency of CaO in the powder dephosphorizing agent is greatly improved, and [P] in the hot metal after the treatment is reduced to a very low concentration.
  • a powder dephosphorizing agent is sprayed together with oxygen from an upper blowing lance.
  • the powder dephosphorizing agent is mainly composed of a powder mainly composed of a CaO source and an Al 2 O 3 source.
  • a mixed powder with the powder to be used is used.
  • the powder mainly composed of the CaO source preferably has a total mass concentration of CaO and CaCO 3 of 90% or more, and is more preferably either quick lime (CaO) or limestone (CaCO 3 ) or a mixed powder.
  • the reason why the total mass concentration of CaO and CaCO 3 is preferably 90% or more is that if it is less than 90%, a lot of components other than CaO and CaCO 3 are mixed, and slag forming becomes excessive during the dephosphorization process, resulting in slag. This is because the risk of overflowing from the furnace opening or poor dephosphorization increases.
  • the powder mainly composed of an Al 2 O 3 source preferably has an Al 2 O 3 mass concentration of 50% or more.
  • slag and refractories having a high Al 2 O 3 mass concentration are also available. Examples of such waste materials are exemplified.
  • the total mass concentration of the three components of CaO, CaCO 3 and Al 2 O 3 is preferably 90% or more.
  • the reason for this is the same as the reason that the total mass concentration of CaO and CaCO 3 is preferably 90% or more.
  • the maximum particle size of these powders is preferably 0.5 mm or less, more preferably 0.15 mm or less from the viewpoint of ease of conveying the powder by gas and securing the reaction interface area in the hot metal. .
  • the mixing ratio between the powder mainly composed of CaO source and the powder mainly composed of Al 2 O 3 source will be described later.
  • the mixed powder is held in the dispenser of the powder supply device.
  • the mixed powder is directly discharged from the dispenser to the upper blowing lance or via the oxygen gas line.
  • oxygen is also supplied from the oxygen supply device to the upper blowing lance, and the mixed powder is sprayed onto the molten iron together with oxygen from the upper blowing lance.
  • a powder in which a powder mainly composed of a CaO source and a powder mainly composed of an Al 2 O 3 source are mixed (total mass concentration of three components of CaO, CaCO 3 and Al 2 O 3 is 90 % And more than (Al 2 O 3 mass) / (CaO mass + CaCO 3 mass ⁇ 0.56) is 0.03 to 0.25 mixed powder)
  • the lance height H 0 is 2500 to 3500 mm and the oxygen gas is 0.8 to 2.7 Nm 3 / min / t.
  • the hot metal was sprayed on the hot metal bath to perform hot metal dephosphorization.
  • the degree (CaO / SiO 2 mass ratio) was 1.3 to 2.7, and the blowing time was 6 to 10 minutes.
  • the charge basicity is a value calculated by (CaO charge mass) / (SiO 2 charge mass + SiO 2 production mass due to oxidation of [Si] in the hot metal).
  • the angle ⁇ formed by the line segment TS and the line segment TU represents the angle ⁇ shown in FIG. 1A, and the top blowing nozzle and the bottom blowing tuyere that minimize the length of the line segment SU.
  • the maximum angle is represented.
  • all the nozzles were concentrically arranged with respect to the central axis of the upper blowing lance, and the inclination angle was appropriately selected from the range of 12 ° to 18 °, with the same angle for each lance.
  • the bottom blowing tuyere is No. 1-No.
  • the top blowing jet collides with the center of the plume region. is doing.
  • the top blown mixed powder blown into the plume region which has a low density and is vigorously stirred and mixed as compared to the surrounding hot metal bath, can penetrate deeply and is vigorously stirred and mixed. It is considered that the dephosphorization utilization efficiency of CaO was greatly improved, and [P] in the molten iron after the treatment was reduced to an extremely low concentration. In addition, it is considered that spitting is reduced because the kinetic energy of the top blowing jet is efficiently consumed in the plume region.
  • the position of the fire point is an inappropriate position, and if the upper blowing lance is adjusted in the vertical direction, the length of the line segment SU is minimized.
  • the line segment SU There are two possible cases in which it is impossible for all combinations of nozzles and bottom blowing tuyeres having the minimum length to have the length of the line segment SU ⁇ L 0 tan 6 °.
  • the amount of metal adhesion to the vicinity of the furnace port due to spitting varied depending on the position of the center U of the fire point.
  • the collision position of the top blowing jet on the hot metal bath surface (fire point center U) is closer to the position O of the intersection of the top blowing lance central axis and the hot metal, the amount of spitting scattered upwards increases.
  • the center U of the hot spot is further away from the position O, the amount of spitting that scatters vertically upward decreases.
  • the length of the line segment OS is preferably 300 mm or more. This is because if there is a bottom blowing tuyere whose length of the line segment OS is less than 300 mm, the inclination angle ⁇ of the top blowing jet becomes small, and the amount of spitting upward in the vertical direction increases.
  • the inclination angle ⁇ of the nozzle of the top blowing lance is 25 ° or less. This is because if a nozzle having an excessively large inclination angle ⁇ is present, secondary combustion due to the top blown oxygen jet increases, and refractory damage to the converter furnace wall becomes severe.
  • the top blowing oxygen flow rate was set to 0.8 to 2.7 Nm 3 / min / t, and other conditions were set as basic conditions.
  • the top blowing oxygen flow rate was less than 1.0 Nm 3 / min / t, [P] in the hot metal after the treatment did not decrease to 0.015 mass% or less.
  • the blowing time is 6 to 10 minutes, it is considered that oxygen necessary to make [P] in the molten iron after treatment be 0.015% by mass or less, which is an extremely low concentration, is insufficient.
  • Fe in the hot metal is oxidized by the top blowing oxygen to produce FeO, and the top blowing powder is melted to form a FeO—CaO based melt.
  • FeO is reduced by [C] in the hot metal, the FeO concentration in the melt is likely to decrease.
  • the melting point of the FeO—CaO melt increases and the fluid state cannot be maintained, so that the dephosphorization utilization efficiency of the melt decreases.
  • the melt contains a small amount of Al 2 O 3 , the melting point of the melt will be significantly lowered, so that it should be possible to maintain the molten state and maintain high dephosphorization utilization efficiency.
  • the present invention will be further described based on examples, but the conditions in the examples are one example of conditions adopted for confirming the feasibility and effects of the present invention. It is not limited to the example conditions.
  • the present invention can adopt various conditions as long as the object of the present invention is achieved without departing from the gist of the present invention.
  • the depth L 0 of the still bath at this time was 2000 mm.
  • N 2 gas was blown into the molten iron from the four bottom blowing tuyere at a flow rate of 0.25 Nm 3 / min / t and stirred, and from the top blowing lance in which four nozzles having an inclination angle of 17 ° were arranged,
  • the height H 0 is 2800 mm
  • the total mass concentration of the three components of CaO, CaCO 3 and Al 2 O 3 is 95% together with oxygen gas 2.0 Nm 3 / min / t
  • (Al 2 O 3 mass) / A mixed powder having a CaO mass + CaCO 3 mass ⁇ 0.56) of 0.10 and a maximum particle size of 0.15 mm was sprayed, and the charging basicity at the end of the treatment was set to 1.8.
  • the distance between the intersection point O between the center axis of the top blowing lance and the hot metal bath surface and the position S of the hot metal bath surface drawn from the position T of the bottom blowing tuyere vertically (the length of the line segment OS) was 860 mm, common to all bottom blowing tuyere.
  • a line drawn vertically upward from the position of the intersection of the central axis of the jet of the top blown oxygen + mixed powder and the hot metal bath surface (center of the fire point) U and the position T of the bottom blow tuyere and the hot metal bath surface The position S of the intersections of these points almost coincided at any of the fire points.
  • the angle ⁇ formed by the line segment TS and the line segment TU was almost 0 °.
  • the final blowing temperature was 1342 ° C.
  • [C] in the molten iron after the treatment was 3.4 mass% and [P] was 0.006 mass%.
  • N 2 gas was blown into the molten iron from the four bottom blowing tuyere at a flow rate of 0.25 Nm 3 / min / t and stirred, and from the top blowing lance in which four nozzles with an inclination angle of 12 ° were arranged, the lance height H 0 is 2700 mm, the total mass concentration of the three components of CaO, CaCO 3 and Al 2 O 3 together with oxygen gas 2.0 Nm 3 / min / t is 95%, and (Al 2 O 3 mass) / (CaO mass + CaCO 3 mass ⁇ 0.56) is 0.10, and the mixed powder having the maximum particle size of 0.15 mm was sprayed, and the charging basicity at the end of the treatment was set to 1.8.
  • the distance between the intersection point O between the center axis of the top blowing lance and the hot metal bath surface and the position S of the hot metal bath surface drawn from the position T of the bottom blowing tuyere vertically (the length of the line segment OS) was 860 mm, common to all bottom blowing tuyere.
  • the present invention it is possible to provide a dephosphorization processing apparatus capable of producing ultra-low phosphorus hot metal at a low cost and high efficiency while suppressing spitting, and a hot metal dephosphorization method using the same.
  • the value is great.

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Abstract

転炉の炉底には、ノズルと同数の底吹き羽口が配置され、前記転炉に浴深Ｌ0の溶銑が装入されている状態で、前記ノズルから噴出される上吹きジェットの中心軸と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｕと前記底吹き羽口の位置から鉛直上方に引いた直線と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＳＵの長さ）が最小となるノズル及び底吹き羽口の各組のすべてにおいて、線分ＳＵの長さ≦Ｌ0・tan6°の条件を満たす前記上吹きランスの高さが存在するように、前記ノズル及び前記底吹き羽口が配置されている。

Description

脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法
　本発明は、特に、スピッティングを抑制しながら低コストかつ高効率に極低りん溶銑を溶製するために用いて好適な、脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法に関する。
　近年、鋼材に対する要求が高度化し、低りん鋼に対する需要が増加している。現在、溶銑の脱りん処理は、熱力学的に有利な溶銑段階の低温条件において処理する方法によって、広く一般に行われている。溶銑脱りん装置としては上底吹き転炉が適している。それは、脱りんに必要な酸化剤として、固体酸化剤に比べて熱ロスの少ない気体酸素を、上吹きランスから高速で溶銑に吹き付けることが可能なためである。
　溶銑の脱りんは、溶銑段階の低温条件において行われるため、脱りん剤として使用されるＣａＯの滓化を促進させることが重要である。融点が２３００℃以上と非常に高いＣａＯを滓化するには蛍石（ＣａＦ2）の使用が効果的であるが、蛍石を使用した場合にはＣａＯの滓化により発生したスラグがフッ素（Ｆ）を含有するため、スラグの再利用先が大幅に制限されるなどの弊害が大きい。そのため、蛍石を用いないＣａＯ滓化促進方法が開発されてきた。
　その方法として、例えば、蛍石やカルシウムフェライトを使用せずにＣａＯを効率よく滓化して低りん鋼を溶製する方法として、上吹きランスよりＣａＯ粉、Ａｌ2Ｏ3粉およびＦｅ2Ｏ3粉を含有する混合粉を酸素ガスジェットと共に溶銑の浴面へ吹き付ける方法が開示されている（特許文献１参照）。この方法では、Ａｌ2Ｏ3やＦｅ2Ｏ3がＣａＯと反応して低融点のＣａＯ－Ａｌ2Ｏ3－ＦｅＯ融体を容易に形成し、脱りん反応が極めて効率的に進行する。
　しかしながら、この方法では上吹き混合粉を溶銑浴深く侵入させて、ＣａＯ－Ａｌ2Ｏ3－ＦｅＯ融体の脱りん利用効率を高めて溶銑中［Ｐ］を極低濃度まで低減するために上吹きジェット動圧を高めるとスピッティングが増加し、炉内への地金付着量が増加してしまうという問題が生じてしまう。
　また、吹錬前半にＣａＯ含有カバースラグを形成し、そのカバースラグの塩基度（重量比：ＣａＯ／ＳｉＯ2）が０．４～１．５で、その後、ＣａＯ粉とＡｌ2Ｏ3粉およびＦｅ2Ｏ3粉の混合粉を上吹きする溶銑脱りん方法が開示されている（特許文献２参照）。この方法では脱りん吹錬前半に低融点のカバースラグを形成させることで、スピッティング量を低減できるとしている。
　しかしながら、溶銑脱りん吹錬前半は低温で推移するため、装入塩基度が特に１．３～１．５となるように塊ＣａＯを添加すると、吹錬前半に塊ＣａＯは溶解しきれず脱りん利用効率が低くなってしまう。また、溶銑脱りん処理後もスラグ中に未溶解ＣａＯが残留してしまい、脱りんスラグを路盤材等へ有効活用する際に問題となる。それを回避するために、低融点のカルシウムフェライトを用いてカバースラグを形成させる場合は、コストがかかるという問題が生じる。
　以上のようにスピッティングを抑制しながら極低りん溶銑を溶製する場合には、低コストにかつ高効率に脱りん処理を行うことができない。
特許第３５２５７６６号公報 特許第３６８７４３３号公報
　本発明は前述の問題点を鑑み、スピッティングを抑制しながら低コストかつ高効率に極低りん溶銑を溶製できる脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、底吹き羽口から底吹きガスが吹き込まれることによって溶面に形成されるプルーム領域では、底吹きガスのバブルによって混合粉が溶銑内部まで浸透するため、ジェットの動圧を上げずに効率良く脱りん処理を行うことができることに着目した。そこで、本発明を完成させるにあたって、上底吹きを有する転炉へ溶銑を装入し、４～６個のノズルを有する上吹きランスから、酸素ガスと共にＣａＯ粉、ＣａＣＯ3粉のどちらか一方もしくは両方とＡｌ2Ｏ3粉の混合粉を溶銑浴面へ吹き付け、上吹きノズルと同数の底吹き羽口からガスを吹き込んで、スピッティングによる炉内地金付着挙動および脱りん挙動を調査した。その結果、上吹きジェットとプルーム領域との幾何学的な位置関係を適正に制御することで、スピッティングによる炉内地金付着を回避し且つ高効率に、すなわちＣａＯの脱りん利用効率を向上して極低りん溶銑（［Ｃ］≧３．２質量％、［Ｐ］≦０．０１５質量％）を溶製できる脱りん処理装置およびその装置を用いた溶製方法を見出した。
　本発明は以下の通りである。
（１）溶銑の脱りん処理を行う脱りん処理装置であって、
　転炉と、
　前記転炉に、粉体脱りん剤、及び酸素ガスを吹き込む上吹きランスと、
　前記上吹きランスに前記酸素ガスを供給する酸素供給装置と、
　前記上吹きランスに前記粉体脱りん剤を供給する粉体供給装置とを備え、
　前記上吹きランスの下端面には、前記粉体脱りん剤及び前記酸素ガスを噴出するノズルが複数配置され、
　前記転炉の炉底には、前記ノズルと同数の底吹き羽口が配置され、
　前記転炉に浴深Ｌ0の溶銑が装入されている状態で、前記ノズルから噴出される上吹きジェットの中心軸と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｕと前記底吹き羽口の位置から鉛直上方に引いた直線と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＳＵの長さ）が最小となるノズル及び底吹き羽口の各組のすべてにおいて、以下の式（１）の条件を満たす前記上吹きランスの高さが存在するように、前記ノズル及び前記底吹き羽口が配置されていることを特徴とする脱りん処理装置。
　線分ＳＵの長さ≦Ｌ0・tan6°　　　　　・・・（１）
（２）前記粉体脱りん剤は、ＣａＯ源を主体とする粉体とＡｌ2Ｏ3源を主体とする粉体との混合粉であって、ＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９０％以上、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０５～０．２０である混合粉であることを特徴とする上記（１）に記載の脱りん処理装置。
（３）前記複数のノズルが前記上吹きランスの中心軸に対して同心円状に配置され、前記上吹きランスの中心軸と前記ノズルの中心軸との間の傾斜角θがすべてのノズルにおいて同一であることを特徴とする上記（１）又は（２）に記載の脱りん処理装置。
（４）前記上吹きランスの中心軸と溶銑との交点の位置をＯとした場合に、線分ＯＳの長さが３００ｍｍ以上であり、且つ前記上吹きランスの中心軸と前記ノズルの中心軸との間の傾斜角θが２５°以下であることを特徴とする上記（１）～（３）のいずれかに記載の脱りん処理装置。
（５）上記（１）～（４）のいずれかに記載の脱りん処理装置を用いた溶銑の脱りん方法であって、
　前記転炉内に溶銑を保持し、前記底吹き羽口からＮ2ガスを溶銑中へ流量０．１～０．６０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔで吹き込んで攪拌し、前記線分ＳＵの長さが最小となるノズル及び底吹き羽口の各組のすべてにおいて、前記式（１）の条件を満たすように前記上吹きランスの高さを調整して、前記上吹きランスから前記粉体脱りん剤を前記酸素ガス１．０～２．５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔと共に前記溶銑へ吹き付け、処理末期の装入塩基度を１．５～２．５とすることを特徴とする溶銑の脱りん方法。
　本発明によれば、スピッティングを抑制しながら低コストかつ高効率に極低りん溶銑を溶製できる脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法を提供することができる。
図１Ａは、実施形態において、底吹き羽口の位置を説明するための図である。 図１Ｂは、実施形態において、底吹き羽口の位置を説明するための図である。 図２は、上吹きランスの軸方向から見た、複数の火点の位置及び複数の底吹き羽口の位置を示す図である。
　以下、本発明の実施形態について、図面を参照しながら説明する。
　図１Ａ及び図１Ｂは、本実施形態において、底吹き羽口の位置を説明するための図である。また、図２は、上吹きランスの軸方向から見た、複数の火点の位置及び複数の底吹き羽口の位置を示す図である。本実施形態に係る脱りん処理装置は、転炉と、上吹きランスと、酸素供給装置と、粉体供給装置とを備えており、転炉の底部には、Ｎ2ガスやＡｒガスなどの不活性ガスを溶銑中に吹き込むための底吹き羽口が複数設けられている。
　上吹きランスの下端には、酸素と共に粉体脱りん剤を噴出するノズルが４～６個設置されている。その結果、転炉に溶銑が装入され、ランス高さがＨ0となるように上吹きランスの高さを調整して、上吹きランスからジェットを噴射すると、上吹きした酸素ガスが溶銑浴面と衝突して２０００℃以上の高温部からなる火点が溶銑浴面に形成される。図２に示す例は、望ましい形態として、ノズルが同心円状に４個設置され、これらのノズルの中心軸と上吹きランスの中心軸とのなす角度（傾斜角）θがすべて同一である場合の例を示しており、図２に示すように、ジェットを噴射すると、火点の中心Ｕ1～Ｕ4が同心円状に形成される。これらの火点の中心Ｕ1～Ｕ4は、上吹きランスの高さを調整することによって、上吹きランスの中心軸と溶銑との交点Ｏからの距離が等しくなるようにｘ軸またはｙ軸上を移動する。
　本実施形態では、転炉の底部にノズルの数と同じ数の底吹き羽口が設けられており、上吹きランスの高さを調整する際には、火点の中心Ｕ1～Ｕ4と、底吹き羽口の位置Ｔ1～Ｔ4の真上の浴面の位置Ｓ1～Ｓ4とが全て所定の距離以下になるようにランス高さＨ0を調整する。つまり、脱りん処理では、火点の中心Ｕ1～Ｕ4が狙いの位置となるように、上吹きランスを上下に動かしてランス高さＨ0の値を調整するようにする。
　次に、底吹き羽口の位置と火点の中心との条件について説明する。ここで、図１Ａ及び図１Ｂに示す例では、線分ＳＵの長さが最小となるノズルと底吹き羽口との組み合わせとして説明する。つまり、図２において、線分Ｓ1Ｕ1、線分Ｓ2Ｕ2、線分Ｓ3Ｕ3、線分Ｓ4Ｕ4にとなる組み合わせである。底吹き羽口から溶銑中へ吹き込まれた底吹きガスは、片側１２°で広がりながら浮上していく。その、底吹きガスと溶銑とが混合された領域をプルーム領域と称する。このプルーム領域内は密度が低く、周囲の溶銑浴に比べて激しく攪拌混合されている。図１Ｂに示すように、酸素と共に上吹きランスから吹き込まれた粉体脱りん剤がこのプルーム領域へ吹き込まれると、粉体脱りん剤が溶銑内で深く侵入でき且つ激しく攪拌混合されるため、粉体脱りん剤中のＣａＯの脱りん利用効率が非常に向上して、処理後の溶銑中［Ｐ］が極低濃度まで低下する。
　本実施形態に係る脱りん処理装置では、上吹きランスから酸素と共に粉体脱りん剤を吹き付けるが、粉体脱りん剤は、ＣａＯ源を主体とする粉体とＡｌ2Ｏ3源を主体とする粉体との混合粉を用いる。ＣａＯ源を主体とする粉体はＣａＯとＣａＣＯ３の合計質量濃度が９０％以上のものが好ましく、生石灰（ＣａＯ）または石灰石（ＣａＣＯ3）のどちらかもしくは混合粉とすることがより好ましい。ＣａＯとＣａＣＯ３の合計質量濃度が９０％以上が好ましい理由は、９０％未満とするとＣａＯやＣａＣＯ３以外の成分が多く混じることになり、脱りん処理中にスラグフォーミングが過大になってスラグが炉口からあふれ出たり、或いは脱燐不良になったりする危険が高まるからである。また、Ａｌ2Ｏ3源を主体とする粉体はＡｌ2Ｏ3質量濃度が５０％以上であるものが好ましく、バン土頁岩またはボーキサイトのほか、Ａｌ2Ｏ3質量濃度が高いスラグや耐火物の廃材などが例示される。また、これらの粉体を混合した混合粉においては、ＣａＯ、ＣａＣＯ３及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９０％以上であることが好ましい。この理由は、ＣａＯとＣａＣＯ３の合計質量濃度が９０％以上が好ましいとする理由に同じである。さらに、これらの粉体の最大粒径は、粉体を気体で搬送するための容易性や、溶銑中での反応界面積確保の観点から０．５ｍｍ以下が好ましく、０．１５ｍｍ以下がさらに好ましい。なお、ＣａＯ源を主体とする粉体とＡｌ2Ｏ3源を主体とする粉体との混合比については後述する。
　混合粉は、粉体供給装置のディスペンサーに保持されており、脱りん処理の吹錬が開始されると、ディスペンサーから上吹きランスに直接、または酸素ガスラインを経由して混合粉が上吹きランスに供給される。このとき、酸素供給装置から酸素も上吹きランスに供給され、上吹きランスから酸素と共に混合粉が溶銑に吹き付けられる。
　次に、脱りん処理の実験により、線分ＳＵの長さの範囲など脱りん処理装置及び溶製方法の条件を確認した。
　まず、上底吹き転炉へ溶銑２９０ｔ（［Ｃ］＝４．４～４．５質量％、［Ｓｉ］＝０．３～０．５質量％、［Ｐ］＝０．１００～０．１２０質量％、浴深Ｌ0＝約２０００ｍｍ）を装入し、底吹き羽口４本からＮ2ガスを溶銑中へ流量０．０８～０．７０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔで吹き込んで攪拌し、粉体脱りん剤として、ＣａＯ源を主体とする粉体およびＡｌ2Ｏ3源を主体とする粉体を混合した粉体（ＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９０％以上、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０３～０．２５である混合粉）を、底吹き羽口数と同数のノズルを有する上吹きランスから、ランス高さＨ0を２５００～３５００ｍｍとして酸素ガス０．８～２．７Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔと共に溶銑浴へ吹き付けて、溶銑脱りん処理を行った。用いた粉体の最大粒径は０．１５ｍｍで、処理後の溶銑［Ｃ］＝３．３～３．６質量％、［Ｐ］＝０．００４～０．０２３質量％で、装入塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ2質量比）は１．３～２．７、吹錬時間は６～１０分であった。なお、装入塩基度は、（ＣａＯ装入質量）／（ＳｉＯ2装入質量＋溶銑中の［Ｓｉ］の酸化によるＳｉＯ2生成質量）により計算される値である。
　その際、上吹き酸素＋混合粉のジェットの中心軸と溶銑浴面との交点の位置（火点の中心）Ｕと底吹き羽口位置Ｔから鉛直上方へ引いた線と溶銑浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＳＵの長さ）が最小となる上吹きノズルと底吹き羽口との組み合わせについて、スピッティングによる炉口付近への地金付着や処理後の溶銑中［Ｐ］へ及ぼす影響について検討した。
　本発明で規定する条件を表１に基づいて説明する。表１に記載した諸要件に関しては、本発明の検討経過において把握した経験に基づいて、線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角度α：０°、処理末期の装入塩基度：１．８、上吹き酸素流量：２．０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ、底吹きガス流量：０．２５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ、上吹き混合粉の（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）：０．１０を基本条件として、この基本条件を中心に、諸要件の変化が及ぼす処理後の溶銑中Ｐ濃度とスピッティングによる炉口付近への地金付着量への影響を調査した。なお、表１に記載された処理後溶銑中［Ｐ］、スピッティングによる炉口付近の地金付着は、各条件で連続１０Ｃｈ試験した結果の平均値である。本発明に係る効果を確認するためのベース条件としては、表１のＮｏ．２９に示した「底吹き羽口４個がそれぞれα＝５°、１８°、２３°、３６°である場合」を採用した。このベース条件は、線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角（α）を特に気にしていない従来条件である。また、各条件で炉口地金付着量がベース条件と同程度であった場合は、総合評価を「△」とした。処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下で、且つ炉口地金付着量がベース条件に比べて明らかに少なく７０～９０％の場合は、総合評価を「○」とし、同じく顕著に少なく６０％以下の場合は、総合評価を「◎」とした。
　また、表１において、線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角度αは、図１Ａに示す角度αを表しており、線分ＳＵの長さが最小となる上吹きノズルと底吹き羽口との各組み合わせ（４組）でのそれぞれの角度のうち、最大となる角度を表している。但し、本実験では、全ノズルが上吹きランスの中心軸に対して同心円状に配置され、傾斜角は各ランス毎に同じ角度として、１２°～１８°の範囲から適宜選択した。また、底吹き羽口も、Ｎｏ．１～Ｎｏ．２８の実験において上吹きランスの中心軸に対して同心円状に配置されており、上吹きランスの高さを調整することにより、火点の中心Ｕ1～Ｕ4と底吹き羽口の位置Ｔ1～Ｔ4の真上の浴面の位置Ｓ1～Ｓ4とを一致させることが可能とした。したがって、本実験においては、線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角度αは、Ｎｏ．１～Ｎｏ．２８のすべての実験において、同じ実験Ｎｏ．内の全ての組み合わせで同じとした。一方、ベース条件の実験（Ｎｏ．２９）では、炉底の４個の底吹き羽口に関して、αはバラバラである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
（１）表１のＮｏ．１～７
　火点の中心Ｕを調整することにより、図１Ａに示す線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角度α(deg)を変更した以外は上述した基本条件として、αの変化が及ぼす影響を調査した結果、０°≦α≦６°の場合に、処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下となり、且つスピッティングによる炉口付近の地金付着量も少なかった。
　上述したごとく、底吹きガスによって生成されるプルーム領域は、片側１２°で広がるため、角度αが６°以下である場合は、プルーム領域の中央付近に上吹きジェットが衝突していることを意味している。この条件下では、密度が低く、周囲の溶銑浴に比べて激しく攪拌混合されているプルーム領域内へ吹き込まれた上吹き混合粉体は、深く侵入でき且つ激しく攪拌混合されるため、混合粉中のＣａＯの脱りん利用効率が非常に向上して、処理後の溶銑中［Ｐ］が極低濃度まで低下したと考えられる。また、上吹きジェットの運動エネルギーがプルーム領域内で効率よく消費されるため、スピッティングが減少したと考えられる。以上のように０°≦α≦６°の場合は以下の式（１）を満たすことになる。すなわち、式（１）を満たす場合は、本発明の効果が得られることが確認できた。
　線分ＳＵの長さ≦Ｌ0tan6°（Ｌ0:浴深）　　　・・・（１）
　一方、αが６を超える、すなわち、線分ＳＵの長さ＞Ｌ0tan6°であると、処理後溶銑中［Ｐ］が、０．０１５質量％を超えてしまった。これは、上吹きした混合粉が溶銑浴中へ深く侵入できず、プルーム領域内での強力な攪拌、混合効果を享受できなかったためと考えられる。
　ここで、線分ＳＵの長さ＞Ｌ0tan6°である場合において、火点の位置が不適切な位置であり、上吹きランスを上下方向に調整すれば、線分ＳＵの長さが最小となるノズルと底吹き羽口との各組み合わせのすべてが線分ＳＵの長さ≦Ｌ0tan6°とすることが可能な場合と、ランス高さＨ0を変更しても、線分ＳＵの長さが最小となるノズルと底吹き羽口との各組み合わせのすべてが線分ＳＵの長さ≦Ｌ0tan6°とすることが不可能な場合との２通りが考えられる。
　本実施形態に係る脱りん処理装置では、火点の中心Ｕを狙いの位置に調整した場合に、狙いの位置では、線分ＳＵの長さが最小となるノズルと底吹き羽口との各組み合わせのすべてが、式（１）の条件を満たす。したがって、本実施形態に係る脱りん処理装置を用いて脱りん処理を行う際に、ランス高さＨ0が不適切であり、火点の中心Ｕが狙いの位置でない場合には、前者に該当する可能性がある。一方、後者に該当する場合とは、例えば、火点の中心Ｕが同心円状に形成されるが、底吹き羽口の位置が不規則であるような場合である。このような場合は、ランス高さＨ0を調整しても、線分ＳＵの長さが最小となるノズルと底吹き羽口との各組み合わせのうち、少なくともいずれか１組は、式（１）の条件を満たさなくなるため、操業条件をどのように変更しても本発明の効果が得られない。
　また、線分ＳＵの長さ＞Ｌ0tan6°である場合には、火点の中心Ｕの位置によってスピッティングによる炉口付近への地金付着量がばらついた。上吹きジェットの溶銑浴面への衝突位置（火点の中心Ｕ）が、上吹きランス中心軸と溶銑との交点の位置Ｏに近いほど鉛直上方へ飛散するスピッティング量が増え、逆に、火点の中心Ｕが位置Ｏから遠ざかるほど鉛直上方へ飛散するスピッティング量が減少した。
　このように、火点の中心Ｕが位置Ｏに近づくほど、鉛直上方へ飛散するスピッティング量が増える可能性があるため、線分ＯＳの長さはいずれも３００ｍｍ以上であることが望ましい。線分ＯＳの長さが３００ｍｍ未満となる底吹き羽口が存在すると、上吹きジェットの傾斜角θが小さくなって、鉛直上方へのスピッティング量が多くなってしまうためである。また、上吹きランスのノズルの傾斜角θはいずれも２５°以下が望ましい。傾斜角θが大きすぎるノズルが存在すると、上吹き酸素ジェットによる二次燃焼が増加して、転炉炉壁の耐火物損傷が激しくなってしまうためである。
（２）表１のＮｏ．８～１２
　これらの実験では、処理末期の装入塩基度を１．３～２．７とし、それ以外は基本条件とした。なお、処理前に細粒ＣａＯは添加しなかった。
　実験の結果、処理末期の装入塩基度を１．５未満にすると、スラグの脱りん能が低くなり過ぎて、処理後溶銑中［Ｐ］を目標値である０．０１５質量％以下まで低減できなかった。
　一方、処理末期の装入塩基度が２．５を超えると、処理後溶銑中［Ｐ］は０．０１５質量％以下にまで低下しなかった。処理末期において装入塩基度を過度に高めると、火点周囲のバルクスラグの流動性が急激に低下して、バルクスラグによる脱りん反応が進行し難くなってしまうため、処理後溶銑中［Ｐ］が高くなってしまったと考えられる。
　以上から、処理末期の装入塩基度の適正な範囲は１．５～２．５であることが確認できた。
（３）表１のＮｏ．１３～１７
　これらの実験では、上吹き酸素流量を０．８～２．７Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔとし、それ以外は基本条件とした。上吹き酸素流量を１．０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ未満にすると、処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下にまで低下しなかった。吹錬時間を６～１０分とした場合、処理後溶銑中［Ｐ］を極低濃度である０．０１５質量％以下にするのに必要な酸素が足りなかったためと考えられる。
　一方、上吹き酸素流量を２．５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ超にまで高めた場合も、処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下にまで低下しなかった。この場合、脱りんに必要な酸素量を吹き終えるまでの時間、すなわち吹錬時間が過度に短くなって、処理後溶銑中［Ｐ］が目標値である０．０１５質量％以下まで低下しなかったと考えられる。
　以上から、上吹き酸素流量の適正な範囲は１．０～２．５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔであることが確認できた。
（４）表１のＮｏ．１８～２３
　これらの実験では、底吹きＮ2流量を０．０８～０．７Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔとし、それ以外は基本条件とした。底吹きＮ2流量を０．１Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ未満にすると、処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下にまで低下しなかった。この場合、溶銑中のＰの物質移動速度が顕著に低下したため、６～１０分という短時間吹錬では、処理後溶銑中［Ｐ］を極低濃度である０．０１５質量％以下まで低減できなかったと考えられる。
　一方、底吹きＮ2流量を０．６Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔ超にまで高めた場合も、処理後溶銑中［Ｐ］が０．０１５質量％以下にまで低下しなかった。この場合、溶銑とスラグとが過度に攪拌混合され、スラグ中ＦｅＯ濃度が過度に低下してしまったため、処理後溶銑中［Ｐ］を目標値である０．０１５質量％以下にまで低減できなかったと考えられる。
　以上から、底吹きＮ2流量の適正な範囲は０．１～０．６Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔであることが確認できた。
（５）表１のＮｏ．２４～２８
　これらの実験では、上吹きしたＣａＯ＋Ａｌ2Ｏ3混合粉の組成を、ＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９５％、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０３～０．２５とＡｌ2Ｏ3濃度を変化させ、それ以外は基本条件とした。混合粉中の（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０５未満だと、処理後溶銑中［Ｐ］が目標値である０．０１５質量％まで低下しなかった。これは、混合粉中のＣａＯ分が火点で溶融して十分に脱りん反応に消費されなくなってしまったことによるものと考えられる。
　火点では上吹き酸素によって溶銑中のＦｅが酸化されてＦｅＯが生成し、上吹きされた粉体を溶融してＦｅＯ－ＣａＯ系融体を形成する。しかしながら、ＦｅＯは溶銑中［Ｃ］によって還元されるため、上記融体中のＦｅＯ濃度は低下し易い。するとＦｅＯ－ＣａＯ融体の融点が上昇し、流動状態を保てなくなるため、融体の脱りん利用効率が低下してしまう。それに対し、上記融体にＡｌ2Ｏ3が少量含まれれば、融体の融点が顕著に低下するため、溶融状態を維持して脱りん利用効率を高く維持できるようになるはずだが、混合粉中の（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０５未満では融体の融点低下効果が小さく、融体の脱りん効率を向上しきれなかったと考えられる。
　一方、混合粉中の（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）を０．２０超にまで高めた場合も、処理後溶銑中［Ｐ］が目標値である０．０１５質量％まで低下しなかった。この場合、火点で生成した上記融体中ＣａＯの活量が低下して、融体の脱りん能力が低下してしまったため、処理後溶銑中［Ｐ］が目標値である０．０１５質量％まで低下しなかったと考えられる。
　上述の結果から、混合粉中の（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）の適正範囲は０．０５～０．２０であることが確認できた。
　次に、本発明を実施例に基づいて更に説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。
（実施例１）
　上底吹き転炉へ［Ｃ］＝４．４質量％、［Ｓｉ］＝０．４質量％、［Ｐ］＝０．１０質量％の溶銑を２９０ｔ装入した。このときの静止浴の深さＬ0は２０００ｍｍだった。次に、４本の底吹き羽口からＮ2ガスを溶銑中へ流量０．２５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔで吹き込んで攪拌し、傾斜角１７°のノズルを４個配置した上吹きランスから、ランス高さＨ0を２８００ｍｍとして、酸素ガス２．０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔと共にＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９５％、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．１０で最大粒径が０．１５ｍｍの混合粉を吹き付け、処理末期の装入塩基度を１．８とした。
　上吹きランスの中心軸と溶銑浴面との交点Ｏと底吹き羽口の位置Ｔから鉛直上方へ引いた線と溶銑浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＯＳの長さ）は、いずれの底吹き羽口で共通の８６０ｍｍとした。この場合、上吹き酸素＋混合粉のジェットの中心軸と溶銑浴面との交点の位置（火点の中心）Ｕと底吹き羽口の位置Ｔから鉛直上方へ引いた線と溶銑浴面との交点の位置Ｓは、いずれの火点でもほぼ一致していた。すなわち、線分ＴＳと線分ＴＵのなす角度αはいずれもほぼ０°だった。
　吹錬時間は７分で脱りんを行った結果、吹錬末期温度は１３４２℃、処理後溶銑中［Ｃ］は３．４質量％、［Ｐ］は０．００６質量％だった。炉口付近への地金付着はほとんど無かった。
（比較例１）
　上底吹き転炉へ［Ｃ］＝４．４質量％、［Ｓｉ］＝０．４質量％、［Ｐ］＝０．１０質量％の溶銑を２９０ｔ装入した。このときの静止浴の深さＬ0は２０００ｍｍだった。４本の底吹き羽口からＮ2ガスを溶銑中へ流量０．２５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔで吹き込んで攪拌し、傾斜角１２°のノズルを４個配置した上吹きランスから、ランス高さＨ0を２７００ｍｍとして、酸素ガス２．０Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔと共にＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９５％、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．１０で最大粒径が０．１５ｍｍの混合粉を吹き付け、処理末期の装入塩基度を１．８とした。
　上吹きランスの中心軸と溶銑浴面との交点Ｏと底吹き羽口の位置Ｔから鉛直上方へ引いた線と溶銑浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＯＳの長さ）は、いずれの底吹き羽口で共通の８６０ｍｍとした。この場合、上吹き酸素＋混合粉のジェットの中心軸と溶銑浴面との交点の位置（火点の中心）Ｕと底吹き羽口の位置Ｔから鉛直上方へ引いた線と溶銑浴面との交点の位置Ｓとがいずれも一致しておらず、線分ＴＳと線分ＴＵとのなす角度αは最大で約８°で、線分ＳＵの長さがＬ0tan6°よりも大きかった。
　吹錬時間は７分で脱りんを行った結果、吹錬末期温度は１３４５℃、処理後溶銑中［Ｃ］は３．４質量％、［Ｐ］は０．０１７質量％だった。さらに炉口付近への地金付着はかなり多かった。
　本発明によれば、スピッティングを抑制しながら低コストかつ高効率に極低りん溶銑を溶製できる脱りん処理装置およびそれを用いた溶銑の脱りん方法を提供することができるため、工業的価値は大きい。

Claims (5)

  1. 　溶銑の脱りん処理を行う脱りん処理装置であって、
    　転炉と、
    　前記転炉に、粉体脱りん剤、及び酸素ガスを吹き込む上吹きランスと、
    　前記上吹きランスに前記酸素ガスを供給する酸素供給装置と、
    　前記上吹きランスに前記粉体脱りん剤を供給する粉体供給装置とを備え、
    　前記上吹きランスの下端面には、前記粉体脱りん剤及び前記酸素ガスを噴出するノズルが複数配置され、
    　前記転炉の炉底には、前記ノズルと同数の底吹き羽口が配置され、
    　前記転炉に浴深Ｌ0の溶銑が装入されている状態で、前記ノズルから噴出される上吹きジェットの中心軸と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｕと前記底吹き羽口の位置から鉛直上方に引いた直線と前記溶銑の浴面との交点の位置Ｓとの距離（線分ＳＵの長さ）が最小となるノズル及び底吹き羽口の各組のすべてにおいて、以下の式（１）の条件を満たす前記上吹きランスの高さが存在するように、前記ノズル及び前記底吹き羽口が配置されていることを特徴とする脱りん処理装置。
    　線分ＳＵの長さ≦Ｌ0・tan6°　　　　　・・・（１）
  2. 　前記粉体脱りん剤は、ＣａＯ源を主体とする粉体とＡｌ2Ｏ3源を主体とする粉体との混合粉であって、ＣａＯ、ＣａＣＯ3及びＡｌ2Ｏ3の３成分の合計質量濃度が９０％以上、かつ、（Ａｌ2Ｏ3質量）／（ＣａＯ質量＋ＣａＣＯ3質量×０．５６）が０．０５～０．２０である混合粉であることを特徴とする請求項１に記載の脱りん処理装置。
  3. 　前記複数のノズルが前記上吹きランスの中心軸に対して同心円状に配置され、前記上吹きランスの中心軸と前記ノズルの中心軸との間の傾斜角θがすべてのノズルにおいて同一であることを特徴とする請求項１又は２に記載の脱りん処理装置。
  4. 　前記上吹きランスの中心軸と溶銑との交点の位置をＯとした場合に、線分ＯＳの長さが３００ｍｍ以上であり、且つ前記上吹きランスの中心軸と前記ノズルの中心軸との間の傾斜角θが２５°以下であることを特徴とする請求項１～３のいずれか１項に記載の脱りん処理装置。
  5. 　請求項１～４のいずれか１項に記載の脱りん処理装置を用いた溶銑の脱りん方法であって、
    　前記転炉内に溶銑を保持し、前記底吹き羽口からＮ2ガスを溶銑中へ流量０．１～０．６Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔで吹き込んで攪拌し、前記線分ＳＵの長さが最小となるノズル及び底吹き羽口の各組のすべてにおいて、前記式（１）の条件を満たすように前記上吹きランスの高さを調整して、前記上吹きランスから前記粉体脱りん剤を前記酸素ガス１．０～２．５Ｎｍ3／ｍｉｎ／ｔと共に前記溶銑へ吹き付け、処理末期の装入塩基度を１．５～２．５とすることを特徴とする溶銑の脱りん方法。
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