JPH0770626A - 転炉製鋼法 - Google Patents
転炉製鋼法Info
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- JPH0770626A JPH0770626A JP6011027A JP1102794A JPH0770626A JP H0770626 A JPH0770626 A JP H0770626A JP 6011027 A JP6011027 A JP 6011027A JP 1102794 A JP1102794 A JP 1102794A JP H0770626 A JPH0770626 A JP H0770626A
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- Refinement Of Pig-Iron, Manufacture Of Cast Iron, And Steel Manufacture Other Than In Revolving Furnaces (AREA)
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 転炉において、溶銑を効率よく脱りん、脱り
ん・脱炭または脱硫・脱りん・脱炭するための方法を提
供する。 【構成】 底吹き攪拌動力を１．０ｋＷ／ｔ以上、処理
後のスラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2 を０．６〜２．５、処
理終点温度を１２００℃〜１４５０℃とする。さらに、
上吹き送酸速度を２．５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ以上とす
る。また、上吹き送酸速度、底吹きガス流量、あるいは
上吹きランス高さの調整により、処理後のスラグ中Ｔ．
Ｆｅ濃度が１０〜３０重量％となるように制御する。ま
た、第１工程として、処理後のスラグ中のＣａＯ／Ｓｉ
Ｏ2 が０．７〜２．２、Ｔ．Ｆｅが１０〜３０重量％、
処理終点温度が１２００℃〜１４５０℃となるように投
入フラックス量および底吹きガス量を調整し、第２工程
として底吹きガスを継続的に吹込み、かつ速やかに炉を
横転させて生成スラグの６０％以上を排滓し、第３工程
として炉を正立後脱炭精錬を行う。
ん・脱炭または脱硫・脱りん・脱炭するための方法を提
供する。 【構成】 底吹き攪拌動力を１．０ｋＷ／ｔ以上、処理
後のスラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2 を０．６〜２．５、処
理終点温度を１２００℃〜１４５０℃とする。さらに、
上吹き送酸速度を２．５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ以上とす
る。また、上吹き送酸速度、底吹きガス流量、あるいは
上吹きランス高さの調整により、処理後のスラグ中Ｔ．
Ｆｅ濃度が１０〜３０重量％となるように制御する。ま
た、第１工程として、処理後のスラグ中のＣａＯ／Ｓｉ
Ｏ2 が０．７〜２．２、Ｔ．Ｆｅが１０〜３０重量％、
処理終点温度が１２００℃〜１４５０℃となるように投
入フラックス量および底吹きガス量を調整し、第２工程
として底吹きガスを継続的に吹込み、かつ速やかに炉を
横転させて生成スラグの６０％以上を排滓し、第３工程
として炉を正立後脱炭精錬を行う。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は溶銑を使用し、転炉にお
いて効率よく脱りん精錬、脱りん・脱炭精錬、または脱
硫・脱りん・脱炭精錬を行うための方法に関するもので
ある。
いて効率よく脱りん精錬、脱りん・脱炭精錬、または脱
硫・脱りん・脱炭精錬を行うための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り
ん鋼の安定溶銑に関して、従来溶銑の脱りん法として、
（１）トーピードカー内の溶銑に脱りん用フラックスを
インジェクションして予備脱りんを行う方法、（２）取
鍋内の溶銑に脱りん用フラックスをインジェクションす
るかもしくは吹付けて、予備脱りんを行う方法、あるい
は（３）２基の転炉を用いて、一方で脱りんを行い、他
方で脱炭を行う方法（例えば、特開昭６３−１９５２１
０号公報）が用いられている。
ん鋼の安定溶銑に関して、従来溶銑の脱りん法として、
（１）トーピードカー内の溶銑に脱りん用フラックスを
インジェクションして予備脱りんを行う方法、（２）取
鍋内の溶銑に脱りん用フラックスをインジェクションす
るかもしくは吹付けて、予備脱りんを行う方法、あるい
は（３）２基の転炉を用いて、一方で脱りんを行い、他
方で脱炭を行う方法（例えば、特開昭６３−１９５２１
０号公報）が用いられている。
【０００３】しかしながら、トーピードカーや溶銑鍋等
の溶銑搬送容器を用いた場合、容器容量が小さく強攪拌
精錬を行うことが困難で、特に脱りん反応は平衡から遠
く、目標の脱りん量を達成するためには必要以上のフラ
ックスを使用しなければならず、かつ精錬に長時間を要
すという欠点がある。脱りん精錬時間は、プロセス
（１）で約２０分、プロセス（２）で約１１分が最短で
あった。転炉型容器を使用すればこの欠点は改善される
ものの、脱炭を含めて２基の反応容器を必要とするた
め、設備費が高く、かつ放散熱ロスが増して、鉄鉱石や
スクラップの溶解能力が低下する。
の溶銑搬送容器を用いた場合、容器容量が小さく強攪拌
精錬を行うことが困難で、特に脱りん反応は平衡から遠
く、目標の脱りん量を達成するためには必要以上のフラ
ックスを使用しなければならず、かつ精錬に長時間を要
すという欠点がある。脱りん精錬時間は、プロセス
（１）で約２０分、プロセス（２）で約１１分が最短で
あった。転炉型容器を使用すればこの欠点は改善される
ものの、脱炭を含めて２基の反応容器を必要とするた
め、設備費が高く、かつ放散熱ロスが増して、鉄鉱石や
スクラップの溶解能力が低下する。
【０００４】また、溶銑予備処理法が開発される以前に
は、特開平１−３１２０２１号公報に示されるような、
同一転炉内で脱りん、脱硫、脱炭精錬が行われていた。
その際、高温期での復りんを防止するために、精錬途中
で一度炉を傾動してスラグを排出し、その後再吹錬を行
うダブルスラグ法も一部で行われていた。しかしなが
ら、当時の転炉は底吹き攪拌のない上吹き転炉であり、
脱りん反応はやはり短時間で平衡に到達し難く、過剰の
生石灰投入でそれを補っていた。従って、スラグ中Ｃａ
Ｏ／ＳｉＯ2 が約３と高く、低温ではスラグの流動性が
悪いため、脱りん反応に不利な１４００℃以上の高温で
排滓を実施していた。それでも、排滓率は約５０％と低
く、充分なコストメリットを享受することができなかっ
た。
は、特開平１−３１２０２１号公報に示されるような、
同一転炉内で脱りん、脱硫、脱炭精錬が行われていた。
その際、高温期での復りんを防止するために、精錬途中
で一度炉を傾動してスラグを排出し、その後再吹錬を行
うダブルスラグ法も一部で行われていた。しかしなが
ら、当時の転炉は底吹き攪拌のない上吹き転炉であり、
脱りん反応はやはり短時間で平衡に到達し難く、過剰の
生石灰投入でそれを補っていた。従って、スラグ中Ｃａ
Ｏ／ＳｉＯ2 が約３と高く、低温ではスラグの流動性が
悪いため、脱りん反応に不利な１４００℃以上の高温で
排滓を実施していた。それでも、排滓率は約５０％と低
く、充分なコストメリットを享受することができなかっ
た。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、上述の問題
点を解決するものであり、処理温度に応じた最低必要量
まで生石灰等のフラックス原単位を低減し、処理時間の
短縮を図ることを目的とする。さらに本発明は、脱りん
に要するフラックス量を最小限にとどめるとともに、放
散熱量を最少にしてスクラップ溶解能を高めること、ま
たは鉄鉱石還元量を増して溶鋼歩留りを向上させること
を目的とする。
点を解決するものであり、処理温度に応じた最低必要量
まで生石灰等のフラックス原単位を低減し、処理時間の
短縮を図ることを目的とする。さらに本発明は、脱りん
に要するフラックス量を最小限にとどめるとともに、放
散熱量を最少にしてスクラップ溶解能を高めること、ま
たは鉄鉱石還元量を増して溶鋼歩留りを向上させること
を目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨とするとこ
ろは下記のとおりである。 （１）フラックス添加と酸素上吹きおよび底吹き攪拌と
を行って溶銑を脱りん精錬する際に、底吹き攪拌動力が
１．０ｋＷ／ｔ以上、処理後のスラグ中のＣａＯ／Ｓｉ
Ｏ2 が０．６以上２．５以下、処理終点温度が１２５０
℃以上１４００℃以下となるように投入フラックス量お
よび／または底吹きガス量を調整して脱りん精錬を行う
ことを特徴とする転炉製鋼法。
ろは下記のとおりである。 （１）フラックス添加と酸素上吹きおよび底吹き攪拌と
を行って溶銑を脱りん精錬する際に、底吹き攪拌動力が
１．０ｋＷ／ｔ以上、処理後のスラグ中のＣａＯ／Ｓｉ
Ｏ2 が０．６以上２．５以下、処理終点温度が１２５０
℃以上１４００℃以下となるように投入フラックス量お
よび／または底吹きガス量を調整して脱りん精錬を行う
ことを特徴とする転炉製鋼法。
【０００７】（２）処理終点温度が１２００℃以上１４
５０℃以下であることを特徴とする前記（１）記載の転
炉製鋼法。 （３）上吹き送酸速度が２．５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ以上
であることを特徴とする前記（１）または（２）記載の
転炉製鋼法。 （４）処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度が１０〜２０重量
％となるように、上吹き送酸速度、底吹きガス流量、ま
たは上吹きランス高さを調整することを特徴とする前記
（１）〜（３）のいずれかに記載の転炉製鋼法。
５０℃以下であることを特徴とする前記（１）記載の転
炉製鋼法。 （３）上吹き送酸速度が２．５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ以上
であることを特徴とする前記（１）または（２）記載の
転炉製鋼法。 （４）処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度が１０〜２０重量
％となるように、上吹き送酸速度、底吹きガス流量、ま
たは上吹きランス高さを調整することを特徴とする前記
（１）〜（３）のいずれかに記載の転炉製鋼法。
【０００８】（５）処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度が１
０〜３０重量％であることを特徴とする前記（１）〜
（４）のいずれかに記載の転炉製鋼法。 （６）脱硫処理を施した溶銑を精錬して溶鋼を製造する
際に、主原料装入後の第１工程として、処理後のスラグ
中のＣａＯ／ＳｉＯ2 が０．７以上２．２以下、Ｔ．Ｆ
ｅが１０重量％以上３０重量％以下、処理終点温度が１
２００℃以上１４５０℃以下となるように投入フラック
ス量および／または底吹きガス量を調整して脱りん精錬
を施し、第２工程として底吹きガスを継続的に吹込み、
かつ速やかに炉を横転させて生成スラグの６０％以上を
排滓し、第３工程として炉を正立後脱炭精錬を行うこと
を特徴とする転炉製鋼法。
０〜３０重量％であることを特徴とする前記（１）〜
（４）のいずれかに記載の転炉製鋼法。 （６）脱硫処理を施した溶銑を精錬して溶鋼を製造する
際に、主原料装入後の第１工程として、処理後のスラグ
中のＣａＯ／ＳｉＯ2 が０．７以上２．２以下、Ｔ．Ｆ
ｅが１０重量％以上３０重量％以下、処理終点温度が１
２００℃以上１４５０℃以下となるように投入フラック
ス量および／または底吹きガス量を調整して脱りん精錬
を施し、第２工程として底吹きガスを継続的に吹込み、
かつ速やかに炉を横転させて生成スラグの６０％以上を
排滓し、第３工程として炉を正立後脱炭精錬を行うこと
を特徴とする転炉製鋼法。
【０００９】（７）脱硫処理を施さない溶銑を精錬して
溶鋼を製造する際に、転炉への主原料装入後、ＣａＯ、
Ｎａ2 ＣＯ3 、Ｍｇの１種または２種以上を上方投入ま
たは底吹きインジェクションすることにより脱硫処理を
施した後、前記（６）記載の第１工程から第３工程まで
を行うことを特徴とする転炉製鋼法。
溶鋼を製造する際に、転炉への主原料装入後、ＣａＯ、
Ｎａ2 ＣＯ3 、Ｍｇの１種または２種以上を上方投入ま
たは底吹きインジェクションすることにより脱硫処理を
施した後、前記（６）記載の第１工程から第３工程まで
を行うことを特徴とする転炉製鋼法。
【００１０】
【作用】以下本発明を詳細に説明する。まず、脱りん精
錬について説明する。本発明は、まず底吹き機能の付い
た転炉内に溶銑を装入した後、フラックスを上方もしく
は底吹きインジェクションにより添加し、上吹きランス
から酸素ガスを吹付け、底からガス攪拌を行いつつ、脱
りん精錬を行う。その際、脱りん反応が見かけ平衡に近
いところまで進行するほどフラックス原単位を低減で
き、脱りん速度が大きいほど処理時間を短縮できる。
錬について説明する。本発明は、まず底吹き機能の付い
た転炉内に溶銑を装入した後、フラックスを上方もしく
は底吹きインジェクションにより添加し、上吹きランス
から酸素ガスを吹付け、底からガス攪拌を行いつつ、脱
りん精錬を行う。その際、脱りん反応が見かけ平衡に近
いところまで進行するほどフラックス原単位を低減で
き、脱りん速度が大きいほど処理時間を短縮できる。
【００１１】本発明者らは種々の脱りん実験を行い、ま
ず溶銑における見かけの脱りん平衡が次式により表され
ることを見出した。 ｌｏｇ（％Ｐ）／［％Ｐ］＝２．５ｌｏｇ（％Ｔ．Ｆｅ）＋０．０７１５［（ ％ＣａＯ）＋０．２５（％ＭｇＯ）］＋７７１０．２／Ｔ−８．５５＋（１０５ ．１／Ｔ＋０．０７２３）［％Ｃ］ （１） （１）式を用いて、底吹き攪拌動力と見かけ平衡到達度
の関係を調べたところ、図１に示すように底吹き攪拌動
力を１ｋＷ／ｔ以上に確保することにより、ほぼ平衡ま
で脱りん反応が進行することが明らかになった。ここ
で、底吹き攪拌動力は底吹きガス流量が増大するほど増
加するが、ガス流量が大きすぎると溶銑を吹抜け、スピ
ッティングが大幅に増大するため、溶銑の浴深と底吹き
羽口の径に応じて溶銑を吹抜けない攪拌動力が上限とな
る。底吹き攪拌動力が１ｋＷ／ｔ以上の条件であれば、
処理後温度１２００〜１４５０℃の範囲では、温度に応
じて処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 が０．６〜２．
５で十分に目標の脱りん量に達することを確認できた。
ず溶銑における見かけの脱りん平衡が次式により表され
ることを見出した。 ｌｏｇ（％Ｐ）／［％Ｐ］＝２．５ｌｏｇ（％Ｔ．Ｆｅ）＋０．０７１５［（ ％ＣａＯ）＋０．２５（％ＭｇＯ）］＋７７１０．２／Ｔ−８．５５＋（１０５ ．１／Ｔ＋０．０７２３）［％Ｃ］ （１） （１）式を用いて、底吹き攪拌動力と見かけ平衡到達度
の関係を調べたところ、図１に示すように底吹き攪拌動
力を１ｋＷ／ｔ以上に確保することにより、ほぼ平衡ま
で脱りん反応が進行することが明らかになった。ここ
で、底吹き攪拌動力は底吹きガス流量が増大するほど増
加するが、ガス流量が大きすぎると溶銑を吹抜け、スピ
ッティングが大幅に増大するため、溶銑の浴深と底吹き
羽口の径に応じて溶銑を吹抜けない攪拌動力が上限とな
る。底吹き攪拌動力が１ｋＷ／ｔ以上の条件であれば、
処理後温度１２００〜１４５０℃の範囲では、温度に応
じて処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 が０．６〜２．
５で十分に目標の脱りん量に達することを確認できた。
【００１２】また、上吹き送酸速度を増大すれば脱りん
処理時間の短縮も可能となるが、これまでは、送酸速度
をかなり高速にすると脱りん酸素効率が低下し、脱りん
速度の向上はそれほど望めないと考えられていた。ここ
でいう脱りん酸素効率は一般に次の式で表される。 脱りん酸素効率＝｛脱りんに使われた酸素量（Ｎｍ3 ／
ｔ）／（全吹酸素量（Ｎｍ3 ／ｔ）＋投入酸化鉄中の酸
素量（Ｎｍ3 ／ｔ）｝×１００（％） しかしながら本発明者らの実験によると、送酸速度が
２．５〜３．６Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔの範囲内では、脱り
ん酸素効率の低下はさほど認められず、脱りん速度定数
が向上し、脱りん処理時間の短縮が可能であることが確
認された。
処理時間の短縮も可能となるが、これまでは、送酸速度
をかなり高速にすると脱りん酸素効率が低下し、脱りん
速度の向上はそれほど望めないと考えられていた。ここ
でいう脱りん酸素効率は一般に次の式で表される。 脱りん酸素効率＝｛脱りんに使われた酸素量（Ｎｍ3 ／
ｔ）／（全吹酸素量（Ｎｍ3 ／ｔ）＋投入酸化鉄中の酸
素量（Ｎｍ3 ／ｔ）｝×１００（％） しかしながら本発明者らの実験によると、送酸速度が
２．５〜３．６Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔの範囲内では、脱り
ん酸素効率の低下はさほど認められず、脱りん速度定数
が向上し、脱りん処理時間の短縮が可能であることが確
認された。
【００１３】さらに、処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅと処理
後の（％Ｐ）／［％Ｐ］の関係を調べたところ、スラグ
中Ｔ．Ｆｅが１０％未満になると、酸素ポテンシャルの
不足により（％Ｐ）／［％Ｐ］が急速に低下し、Ｔ．Ｆ
ｅが３０％超になるとスラグ中塩基性成分濃度が希釈さ
れるためやはり（％Ｐ）／［％Ｐ］が低下することがわ
かった。従って、上吹き送酸速度と底吹きガス流量の増
減や上吹きランス高さの増減によって処理後のＴ．Ｆｅ
を１０％以上３０％以下にすることで、脱りん反応をよ
り適正化でき、鉄歩留りを維持しつつフラックス原単位
を低減できることも明らかになった。
後の（％Ｐ）／［％Ｐ］の関係を調べたところ、スラグ
中Ｔ．Ｆｅが１０％未満になると、酸素ポテンシャルの
不足により（％Ｐ）／［％Ｐ］が急速に低下し、Ｔ．Ｆ
ｅが３０％超になるとスラグ中塩基性成分濃度が希釈さ
れるためやはり（％Ｐ）／［％Ｐ］が低下することがわ
かった。従って、上吹き送酸速度と底吹きガス流量の増
減や上吹きランス高さの増減によって処理後のＴ．Ｆｅ
を１０％以上３０％以下にすることで、脱りん反応をよ
り適正化でき、鉄歩留りを維持しつつフラックス原単位
を低減できることも明らかになった。
【００１４】次に、脱りん・脱炭一貫精錬について説明
する。本発明は、まず上底吹き転炉に主原料を装入した
後、フラックスを上方もしくは底吹きインジェクション
により添加し、上吹きランスから酸素ガスを吹付け、底
吹きガス攪拌を行いつつ脱りん精錬する。この時の精錬
条件として下記４項目を満足させる必要がある。
する。本発明は、まず上底吹き転炉に主原料を装入した
後、フラックスを上方もしくは底吹きインジェクション
により添加し、上吹きランスから酸素ガスを吹付け、底
吹きガス攪拌を行いつつ脱りん精錬する。この時の精錬
条件として下記４項目を満足させる必要がある。
【００１５】（１）底吹き攪拌動力１．０ｋＷ／ｔ以上
（上限は溶銑吹き抜け限界の攪拌動力） （２）スラグ中Ｔ．Ｆｅ＝１０〜３０重量％ （３）スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 ＝０．７〜２．２ （４）脱りん処理後温度＝１２００〜１４５０℃ 上記（１）〜（４）の条件は、以下のようにして求めら
れた。
（上限は溶銑吹き抜け限界の攪拌動力） （２）スラグ中Ｔ．Ｆｅ＝１０〜３０重量％ （３）スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 ＝０．７〜２．２ （４）脱りん処理後温度＝１２００〜１４５０℃ 上記（１）〜（４）の条件は、以下のようにして求めら
れた。
【００１６】上記（１）の条件は、前述の脱りん精錬単
独の場合と同様、ほぼ平衡まで脱りん反応を進行させ、
効率的な脱りん処理を行うための条件として求められ
た。上記（２）の条件は、前述の脱りん精錬単独の場合
と同様、鉄歩留りを維持しつつ、フラックス原単位を低
減させる条件として求められた。脱りん率８０％を達成
するための処理温度とスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 の関係
を示したのが図２である。低温処理ほど低いＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 での脱りんが可能となり、必要な生石灰原単位も
低減できることがわかる。また、例えば高Ｍｎ鋼を溶製
したい場合には、スラグを排出した後のレススラグ下で
多量の、好ましくは溶鋼１トンあたり２０〜３０ｋｇの
Ｍｎ鉱石を投入するのが望ましい。このような場合には
スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 を好ましくは１．８〜２．２
に高め、１３８０〜１４５０℃の高温での脱りん処理を
行い、脱炭処理期での熱裕度を高めた後に、脱炭精錬に
移行する操業も可能である。
独の場合と同様、ほぼ平衡まで脱りん反応を進行させ、
効率的な脱りん処理を行うための条件として求められ
た。上記（２）の条件は、前述の脱りん精錬単独の場合
と同様、鉄歩留りを維持しつつ、フラックス原単位を低
減させる条件として求められた。脱りん率８０％を達成
するための処理温度とスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 の関係
を示したのが図２である。低温処理ほど低いＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 での脱りんが可能となり、必要な生石灰原単位も
低減できることがわかる。また、例えば高Ｍｎ鋼を溶製
したい場合には、スラグを排出した後のレススラグ下で
多量の、好ましくは溶鋼１トンあたり２０〜３０ｋｇの
Ｍｎ鉱石を投入するのが望ましい。このような場合には
スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 を好ましくは１．８〜２．２
に高め、１３８０〜１４５０℃の高温での脱りん処理を
行い、脱炭処理期での熱裕度を高めた後に、脱炭精錬に
移行する操業も可能である。
【００１７】脱炭処理期での低生石灰原単位による復り
んの防止やＭｎ鉱石歩留りの向上のために、脱りん処理
後のスラグをできるだけ排出することが必要である。上
述の脱りん平衡を表す（１）式を用いて計算した排滓率
と総生石灰原単位の関係を図３に示す。Ｍｎ鉱石歩留り
を向上させるためには、排滓率を限りなく１００％に近
づけることが有効であるが、脱りん用フラックス低減の
観点から見ると、排滓率６０％以上では生石灰原単位の
低減率は小さく、排滓率６０％が最低必要な排滓率と判
明した。処理温度とスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 を変化さ
せて中間排滓試験を実施し、排滓率との関係を整理した
のが図４である。処理温度が１２００℃未満ではいかな
るスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 の場合も排滓率が６０％に
到達しないこと、処理温度が１４５０℃超では、図２か
ら求められる必要ＣａＯ／ＳｉＯ 2 以上ではやはり排滓
率が６０％に到達しないことがわかった。従って、上述
の（３）、（４）の条件、すなわち処理温度１２００℃
以上１４５０℃以下、スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 ０．７
以上２．２以下の範囲内で脱りん処理を行うことが、高
脱りん効率と高排滓効率のために必要である。
んの防止やＭｎ鉱石歩留りの向上のために、脱りん処理
後のスラグをできるだけ排出することが必要である。上
述の脱りん平衡を表す（１）式を用いて計算した排滓率
と総生石灰原単位の関係を図３に示す。Ｍｎ鉱石歩留り
を向上させるためには、排滓率を限りなく１００％に近
づけることが有効であるが、脱りん用フラックス低減の
観点から見ると、排滓率６０％以上では生石灰原単位の
低減率は小さく、排滓率６０％が最低必要な排滓率と判
明した。処理温度とスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 を変化さ
せて中間排滓試験を実施し、排滓率との関係を整理した
のが図４である。処理温度が１２００℃未満ではいかな
るスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 の場合も排滓率が６０％に
到達しないこと、処理温度が１４５０℃超では、図２か
ら求められる必要ＣａＯ／ＳｉＯ 2 以上ではやはり排滓
率が６０％に到達しないことがわかった。従って、上述
の（３）、（４）の条件、すなわち処理温度１２００℃
以上１４５０℃以下、スラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 ０．７
以上２．２以下の範囲内で脱りん処理を行うことが、高
脱りん効率と高排滓効率のために必要である。
【００１８】上記（１）〜（４）の条件を満たす適正な
脱りん処理を行った後、第２工程として、直ちに炉を横
転して生成スラグを排出するが、スラグがフォーミング
状態での排出が好ましく、そのためには底吹きガスを継
続的に吹込み、図５に示すように炉前防滓板でスラグの
飛散を防ぎつつ１分以内の可及的短時間内での炉横転が
望ましい。
脱りん処理を行った後、第２工程として、直ちに炉を横
転して生成スラグを排出するが、スラグがフォーミング
状態での排出が好ましく、そのためには底吹きガスを継
続的に吹込み、図５に示すように炉前防滓板でスラグの
飛散を防ぎつつ１分以内の可及的短時間内での炉横転が
望ましい。
【００１９】排滓後、第３工程として、直ちに炉を正立
させ、排滓率や炉体溶損状況、目標［Ｐ］濃度等に応じ
た必要最低限の生石灰や軽焼ドロマイト等のフラックス
を追加投入して目標終点［Ｃ］まで吹酸脱炭する。ま
た、必要ならば、スクラップや鉄鉱石、目標［Ｍｎ］濃
度に応じたＭｎ鉱石等も併せて投入することも可能であ
る。
させ、排滓率や炉体溶損状況、目標［Ｐ］濃度等に応じ
た必要最低限の生石灰や軽焼ドロマイト等のフラックス
を追加投入して目標終点［Ｃ］まで吹酸脱炭する。ま
た、必要ならば、スクラップや鉄鉱石、目標［Ｍｎ］濃
度に応じたＭｎ鉱石等も併せて投入することも可能であ
る。
【００２０】以上は転炉外事前脱硫処理を施した溶銑を
使用する場合であるが、事前強脱硫を必要としない場合
は、上記脱りん処理に先立ち転炉内脱硫を行うことがで
きる。すなわち、脱硫用フラックス（ＣａＯ、Ｎａ2 Ｃ
Ｏ3 、Ｍｇの１種または２種以上）を上方投入または底
吹きインジェクションし、２〜５分の短時間で脱硫を行
った後上記脱りん処理に移行すれば、スラグ中Ｓの４０
〜６０％は気化脱硫されるため、フラックス量の調整に
より、初期溶銑［Ｓ］の３０〜５０％の脱硫も脱りんに
併せて可能である。
使用する場合であるが、事前強脱硫を必要としない場合
は、上記脱りん処理に先立ち転炉内脱硫を行うことがで
きる。すなわち、脱硫用フラックス（ＣａＯ、Ｎａ2 Ｃ
Ｏ3 、Ｍｇの１種または２種以上）を上方投入または底
吹きインジェクションし、２〜５分の短時間で脱硫を行
った後上記脱りん処理に移行すれば、スラグ中Ｓの４０
〜６０％は気化脱硫されるため、フラックス量の調整に
より、初期溶銑［Ｓ］の３０〜５０％の脱硫も脱りんに
併せて可能である。
【００２１】本発明では、転炉へ装入する主原料とは、
溶銑および必要に応じてスクラップ、鉄鉱石、Ｍｎ鉱石
と定義する。
溶銑および必要に応じてスクラップ、鉄鉱石、Ｍｎ鉱石
と定義する。
【００２２】
（実施例１）８ｔ試験転炉を用いて、脱りん実験を実施
した。４〜４．８％のＣ、０．１〜０．１５％のＰ、約
０．３％のＳｉを含む初期温度１１８０〜１３００℃の
約６ｔの溶銑を８〜１０分間精錬した。フラックスとし
てＣａＯを所定量投入し、上吹き送酸速度１．１〜３．
６Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ、底吹きはＮ2 ガス３〜３５０Ｎ
ｍ3 ／ｈ（０．０３〜３．７ｋＷ／ｔ）の条件で精錬を
行った。処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 は０．６〜
２．５、溶銑温度は１２５０〜１４００℃の範囲であっ
た。
した。４〜４．８％のＣ、０．１〜０．１５％のＰ、約
０．３％のＳｉを含む初期温度１１８０〜１３００℃の
約６ｔの溶銑を８〜１０分間精錬した。フラックスとし
てＣａＯを所定量投入し、上吹き送酸速度１．１〜３．
６Ｎｍ3 ／ｍｉｎ／ｔ、底吹きはＮ2 ガス３〜３５０Ｎ
ｍ3 ／ｈ（０．０３〜３．７ｋＷ／ｔ）の条件で精錬を
行った。処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 は０．６〜
２．５、溶銑温度は１２５０〜１４００℃の範囲であっ
た。
【００２３】図１に、底吹き攪拌動力と脱りんの平衡到
達度（（１）式で求めた（Ｐ）／［Ｐ］に対する実績
（Ｐ）／［Ｐ］の比）との関係を示すが、底吹き攪拌動
力が約１．０ｋＷ／ｔで脱りんはほぼ平衡まで到達する
ことがわかる。また、底吹き攪拌動力が１．０ｋＷ／ｔ
以上の時の、生石灰原単位と脱りん量の関係を図６に示
す。比較としてトーピードカーと溶銑鍋を使用する従来
プロセスにおける関係も併せて図６に示すが、生石灰原
単位が従来プロセスに比べ約１５ｋｇ／ｔ低減できるこ
とがわかる。
達度（（１）式で求めた（Ｐ）／［Ｐ］に対する実績
（Ｐ）／［Ｐ］の比）との関係を示すが、底吹き攪拌動
力が約１．０ｋＷ／ｔで脱りんはほぼ平衡まで到達する
ことがわかる。また、底吹き攪拌動力が１．０ｋＷ／ｔ
以上の時の、生石灰原単位と脱りん量の関係を図６に示
す。比較としてトーピードカーと溶銑鍋を使用する従来
プロセスにおける関係も併せて図６に示すが、生石灰原
単位が従来プロセスに比べ約１５ｋｇ／ｔ低減できるこ
とがわかる。
【００２４】次に、処理後のスラグ組成、温度がほぼ一
定の条件で、吹酸速度の影響を調査した。図７に溶銑中
［Ｐ］濃度の経時変化を示す。送酸速度を２．５Ｎｍ3
／ｍｉｎ／ｔ以上とすることにより、送酸速度１．１Ｎ
ｍ3 ／ｍｉｎ／ｔの場合よりも処理時間を約４分短縮で
きた。図８は送酸速度と一次の脱りん速度定数
（Ｋ′P ）の関係を実機での従来プロセス（１）、
（２）、（３）の値と併せて示す。精錬後のＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 を０．６〜１．１と低くして生石灰原単位を低減
した場合でも、送酸速度を増加することでトーピードカ
ーによる従来プロセス（１）や取鍋による従来プロセス
（２）と同等の脱りん速度定数が得られた。また、Ｃａ
Ｏ／ＳｉＯ2 が１．１以上２．５以下の場合には、同じ
転炉を使用する従来プロセス（３）の約２倍の脱りん速
度定数を得ることを確認できた。
定の条件で、吹酸速度の影響を調査した。図７に溶銑中
［Ｐ］濃度の経時変化を示す。送酸速度を２．５Ｎｍ3
／ｍｉｎ／ｔ以上とすることにより、送酸速度１．１Ｎ
ｍ3 ／ｍｉｎ／ｔの場合よりも処理時間を約４分短縮で
きた。図８は送酸速度と一次の脱りん速度定数
（Ｋ′P ）の関係を実機での従来プロセス（１）、
（２）、（３）の値と併せて示す。精錬後のＣａＯ／Ｓ
ｉＯ2 を０．６〜１．１と低くして生石灰原単位を低減
した場合でも、送酸速度を増加することでトーピードカ
ーによる従来プロセス（１）や取鍋による従来プロセス
（２）と同等の脱りん速度定数が得られた。また、Ｃａ
Ｏ／ＳｉＯ2 が１．１以上２．５以下の場合には、同じ
転炉を使用する従来プロセス（３）の約２倍の脱りん速
度定数を得ることを確認できた。
【００２５】また、図９にはスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度と処
理後温度１３５０℃における（％Ｐ）／［％Ｐ］の関係
を、処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 が１．０、１．
５、２．０の場合でそれぞれ示す。いずれの場合もＴ．
Ｆｅが１０％未満になると（％Ｐ）／［％Ｐ］は急激に
低下し、また３０％超では、あまり（％Ｐ）／［％Ｐ］
が増加しないかむしろ低下することがわかる。従って、
鉄歩留りを維持しつつ高い（％Ｐ）／［％Ｐ］を得るた
めには、より良い管理指標として、処理後のＴ．Ｆｅが
１０％以上２０％以下となるように、上吹き送酸速度、
底吹きガス流量、あるいは上吹きランス高さを調整して
操業するのが望ましい。
理後温度１３５０℃における（％Ｐ）／［％Ｐ］の関係
を、処理後のスラグ中ＣａＯ／ＳｉＯ2 が１．０、１．
５、２．０の場合でそれぞれ示す。いずれの場合もＴ．
Ｆｅが１０％未満になると（％Ｐ）／［％Ｐ］は急激に
低下し、また３０％超では、あまり（％Ｐ）／［％Ｐ］
が増加しないかむしろ低下することがわかる。従って、
鉄歩留りを維持しつつ高い（％Ｐ）／［％Ｐ］を得るた
めには、より良い管理指標として、処理後のＴ．Ｆｅが
１０％以上２０％以下となるように、上吹き送酸速度、
底吹きガス流量、あるいは上吹きランス高さを調整して
操業するのが望ましい。
【００２６】（実施例２）表１に、８ｔ試験転炉を用い
ての請求項６の実施例を示す。溶銑は約６ｔの予備脱硫
したものを使用した。約８分の脱りん処理を行った後、
約３分で中間排滓を実施し、直ちに約９分の脱炭処理を
行って出鋼した。脱りん処理後の溶銑［Ｐ］は０．０２
５％、脱炭処理後の溶鋼［Ｐ］は０．０１９％で、予備
脱硫および転炉での脱りん・脱炭両期に添加した総生石
灰原単位は約２０ｋｇ／ｔで、同等の精錬効果を得るた
めの従来法（溶銑脱硫・脱りん＋転炉脱炭）での平均総
生石灰原単位３４ｋｇ／ｔに比べて、大幅な原単位削減
が可能となった。
ての請求項６の実施例を示す。溶銑は約６ｔの予備脱硫
したものを使用した。約８分の脱りん処理を行った後、
約３分で中間排滓を実施し、直ちに約９分の脱炭処理を
行って出鋼した。脱りん処理後の溶銑［Ｐ］は０．０２
５％、脱炭処理後の溶鋼［Ｐ］は０．０１９％で、予備
脱硫および転炉での脱りん・脱炭両期に添加した総生石
灰原単位は約２０ｋｇ／ｔで、同等の精錬効果を得るた
めの従来法（溶銑脱硫・脱りん＋転炉脱炭）での平均総
生石灰原単位３４ｋｇ／ｔに比べて、大幅な原単位削減
が可能となった。
【００２７】
【表１】
【００２８】（実施例３）表２は溶銑［Ｓｉ］を変動さ
せてスクラップ多量溶解を行った結果であるが、従来法
に比べてスクラップ比を約１０％高くできることが確認
できた。また、溶銑［Ｓｉ］を高くした場合、脱りん期
でのスラグ生成量が増えるため、より低塩基度での脱り
んが可能となり、生石灰原単位もあまり増加しないこと
もわかった。溶銑［Ｓｉ］を高くしても低塩基度、低温
操業のため激しいスロッピングを起こすこともなく操業
は安定しており、１％［Ｓｉ］溶銑を用いてスクラップ
比２５％の操業も可能である。
せてスクラップ多量溶解を行った結果であるが、従来法
に比べてスクラップ比を約１０％高くできることが確認
できた。また、溶銑［Ｓｉ］を高くした場合、脱りん期
でのスラグ生成量が増えるため、より低塩基度での脱り
んが可能となり、生石灰原単位もあまり増加しないこと
もわかった。溶銑［Ｓｉ］を高くしても低塩基度、低温
操業のため激しいスロッピングを起こすこともなく操業
は安定しており、１％［Ｓｉ］溶銑を用いてスクラップ
比２５％の操業も可能である。
【００２９】
【表２】
【００３０】（実施例４）表３には請求項７の実施例を
示す。脱硫剤はＣａＯ５０％、Ｎａ2 ＣＯ3 ３０％、金
属Ｍｇ２０％を配合したものを使用した。初期溶銑
［Ｓ］０．０３０％は脱硫処理後で０．０１０％、脱り
ん処理後で０．０１５％、脱炭処理後０．０１４％とな
り、普通鋼レベルへの脱硫は十分可能であることがわか
る。
示す。脱硫剤はＣａＯ５０％、Ｎａ2 ＣＯ3 ３０％、金
属Ｍｇ２０％を配合したものを使用した。初期溶銑
［Ｓ］０．０３０％は脱硫処理後で０．０１０％、脱り
ん処理後で０．０１５％、脱炭処理後０．０１４％とな
り、普通鋼レベルへの脱硫は十分可能であることがわか
る。
【００３１】
【表３】
【００３２】
【発明の効果】本発明により、転炉製鋼法において下記
のような優れた効果が得られる。 （１）従来の転炉外溶銑脱りんまたは脱硫・脱りん工程
を転炉に集約でき、固定費の大幅削減が可能となる。 （２）フラックス原単位の削減により、変動費も削減で
きる。
のような優れた効果が得られる。 （１）従来の転炉外溶銑脱りんまたは脱硫・脱りん工程
を転炉に集約でき、固定費の大幅削減が可能となる。 （２）フラックス原単位の削減により、変動費も削減で
きる。
【００３３】（３）工程集約により生ずる熱裕度の向上
により、１）スクラップ溶解能の向上、２）鉄鉱石還元
量の増大による溶鋼歩留りの向上、３）生石灰を石灰石
に置換することによるフラックスコスト低減等必要に応
じた操業メリットを享受することができる。 （４）転炉精錬工程から排出する総スラグ量を従来の約
２／３に低減できる。
により、１）スクラップ溶解能の向上、２）鉄鉱石還元
量の増大による溶鋼歩留りの向上、３）生石灰を石灰石
に置換することによるフラックスコスト低減等必要に応
じた操業メリットを享受することができる。 （４）転炉精錬工程から排出する総スラグ量を従来の約
２／３に低減できる。
【図１】底吹き攪拌動力と脱りんの平衡到達度の関係を
示す図である。
示す図である。
【図２】脱りん率８０％を得るための処理後の温度とス
ラグの塩基度の関係を示す図である。
ラグの塩基度の関係を示す図である。
【図３】脱炭期吹止めにおいて、同一［％Ｐ］を得るた
めの、脱りんスラグの排滓率と総生石灰原単位との関係
を示す図である。
めの、脱りんスラグの排滓率と総生石灰原単位との関係
を示す図である。
【図４】脱りん精錬後の温度、スラグ塩基度と排滓率の
関係を示す図である。
関係を示す図である。
【図５】脱りんスラグを迅速排出するための状況図であ
る。
る。
【図６】脱りん精錬における生石灰原単位と脱りん量の
関係を示す図である。
関係を示す図である。
【図７】溶銑中［Ｐ］濃度の経時変化を示す図である。
【図８】上吹き送酸速度と一次の脱りん速度定数の関係
を示す図である。
を示す図である。
【図９】スラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度と処理後の（％Ｐ）／
［％Ｐ］の関係を示す図である。
［％Ｐ］の関係を示す図である。
Claims (7)
- 【請求項１】 フラックス添加と酸素上吹きおよび底吹
き攪拌とを行って溶銑を脱りん精錬する際に、底吹き攪
拌動力が１．０ｋＷ／ｔ以上、処理後のスラグ中のＣａ
Ｏ／ＳｉＯ2 が０．６以上２．５以下、処理終点温度が
１２５０℃以上１４００℃以下となるように投入フラッ
クス量および／または底吹きガス量を調整して脱りん精
錬を行うことを特徴とする転炉製鋼法。 - 【請求項２】 処理終点温度が１２００℃以上１４５０
℃以下であることを特徴とする請求項１記載の転炉製鋼
法。 - 【請求項３】 上吹き送酸速度が２．５Ｎｍ3 ／ｍｉｎ
／ｔ以上であることを特徴とする請求項１または２記載
の転炉製鋼法。 - 【請求項４】 処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度が１０〜
２０重量％となるように、上吹き送酸速度、底吹きガス
流量、または上吹きランス高さを調整することを特徴と
する請求項１〜３のいずれか１項に記載の転炉製鋼法。 - 【請求項５】 処理後のスラグ中Ｔ．Ｆｅ濃度が１０〜
３０重量％であることを特徴とする請求項１〜４のいず
れか１項に記載の転炉製鋼法。 - 【請求項６】 脱硫処理を施した溶銑を精錬して溶鋼を
製造する際に、主原料装入後の第１工程として、処理後
のスラグ中のＣａＯ／ＳｉＯ2 が０．７以上２．２以
下、Ｔ．Ｆｅが１０重量％以上３０重量％以下、処理終
点温度が１２００℃以上１４５０℃以下となるように投
入フラックス量および／または底吹きガス量を調整して
脱りん精錬を施し、第２工程として底吹きガスを継続的
に吹込み、かつ速やかに炉を横転させて生成スラグの６
０％以上を排滓し、第３工程として炉を正立後脱炭精錬
を行うことを特徴とする転炉製鋼法。 - 【請求項７】 脱硫処理を施さない溶銑を精錬して溶鋼
を製造する際に、転炉への主原料装入後、ＣａＯ、Ｎａ
2 ＣＯ3 、Ｍｇの１種または２種以上を上方投入または
底吹きインジェクションすることにより脱硫処理を施し
た後、請求項６記載の第１工程から第３工程までを行う
ことを特徴とする転炉製鋼法。
Priority Applications (10)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP01102794A JP3239197B2 (ja) | 1993-07-05 | 1994-02-02 | 転炉製鋼法 |
| KR1019950705930A KR0159180B1 (ko) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | 전로제강법 |
| EP94919835A EP0714989B1 (en) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Steel manufacturing method using converter dephosphorisation |
| CN94192953A CN1041843C (zh) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | 转炉炼钢法 |
| DE69423630T DE69423630T2 (de) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Stahlherstellung im konverter mit entphosphorungsstufe |
| ES94919835T ES2143547T3 (es) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Metodo de fabricacion de acero que emplea desfosforizacion en convertidor. |
| CA002166097A CA2166097C (en) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Process for producing steel by converter |
| AU70831/94A AU680268B2 (en) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Steel manufacturing method using converter |
| BR9406985-9A BR9406985A (pt) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Processo para produzir aço em conversor |
| PCT/JP1994/001070 WO1995001458A1 (fr) | 1993-06-30 | 1994-06-30 | Procede de production et d'acier au moyen d'un convertisseur |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16579093 | 1993-07-05 | ||
| JP5-165790 | 1993-07-05 | ||
| JP01102794A JP3239197B2 (ja) | 1993-07-05 | 1994-02-02 | 転炉製鋼法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0770626A true JPH0770626A (ja) | 1995-03-14 |
| JP3239197B2 JP3239197B2 (ja) | 2001-12-17 |
Family
ID=26346392
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP01102794A Expired - Lifetime JP3239197B2 (ja) | 1993-06-30 | 1994-02-02 | 転炉製鋼法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3239197B2 (ja) |
Cited By (18)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH08199219A (ja) * | 1995-01-23 | 1996-08-06 | Nippon Steel Corp | 溶銑の脱りん方法 |
| JPH0959709A (ja) * | 1995-08-25 | 1997-03-04 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 溶銑の脱りん方法 |
| JPH09143529A (ja) * | 1995-11-29 | 1997-06-03 | Nippon Steel Corp | 溶銑の脱りん方法 |
| JPH11269524A (ja) * | 1998-03-19 | 1999-10-05 | Nippon Steel Corp | 溶銑予備処理方法 |
| JP2002060825A (ja) * | 2000-08-21 | 2002-02-28 | Kawasaki Steel Corp | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2002129219A (ja) * | 2000-10-24 | 2002-05-09 | Nippon Steel Corp | 溶銑脱燐方法 |
| JP2002220615A (ja) * | 2001-01-30 | 2002-08-09 | Kawasaki Steel Corp | 転炉製鋼方法 |
| JP2003239009A (ja) * | 2002-02-14 | 2003-08-27 | Nippon Steel Corp | 溶銑の脱りん精錬方法 |
| JP2007262576A (ja) * | 2006-02-28 | 2007-10-11 | Jfe Steel Kk | 溶銑精錬方法 |
| JP2008255446A (ja) * | 2007-04-06 | 2008-10-23 | Nippon Steel Corp | スラグの鎮静方法 |
| JP2008266666A (ja) * | 2007-04-16 | 2008-11-06 | Jfe Steel Kk | 溶銑の脱燐処理方法 |
| JP2009249723A (ja) * | 2008-04-10 | 2009-10-29 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 溶銑の脱燐方法 |
| JP2013057131A (ja) * | 2012-11-22 | 2013-03-28 | Jfe Steel Corp | 溶銑の脱燐処理方法 |
| WO2017130837A1 (ja) * | 2016-01-28 | 2017-08-03 | 新日鐵住金株式会社 | 排滓方法、スラグの製造方法及び流下スラグのエネルギー減衰構造 |
| JP2018035404A (ja) * | 2016-09-01 | 2018-03-08 | 株式会社木下製作所 | 鋳鉄の精錬方法 |
| JP2018178200A (ja) * | 2017-04-14 | 2018-11-15 | 新日鐵住金株式会社 | 溶鋼中りん濃度推定方法、転炉吹錬制御装置、プログラム及び記録媒体 |
| KR20190099018A (ko) | 2017-01-18 | 2019-08-23 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | 용선의 탈인 방법 |
| CN110283960A (zh) * | 2019-07-29 | 2019-09-27 | 杭州铭铄机电科技有限公司 | 一种利用物质氧化发热的转炉炼钢设备 |
-
1994
- 1994-02-02 JP JP01102794A patent/JP3239197B2/ja not_active Expired - Lifetime
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|---|---|
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