CN1080317C

CN1080317C - 加压转炉炼钢方法

Info

Publication number: CN1080317C
Application number: CN98803508A
Authority: CN
Inventors: 北村信也; 松尾充高; 内藤宪一郎
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1997-03-21
Filing date: 1998-03-19
Publication date: 2002-03-06
Anticipated expiration: 2018-03-19
Also published as: WO1998042879A1; DE69815334T2; ATE242339T1; KR20010005571A; EP0974675A4; CN1251139A; EP0974675A1; US6284016B1; TW424111B; EP1291443A3; DE69815334D1; EP0974675B1; EP1291443A2; KR100357360B1

Abstract

本发明的目的在于提供一种转炉精炼方法，这种精炼方法可获得高生产率和高成品率，而且可以吹炼过氧化度低的钢。第1，一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在顶底吹转炉中，将炉内压力P设定为比大气压高的高压，同时根据炉内压力P的变化调节顶吹氧供给速度F和底吹气体流量Q；第2，一种加压转炉炼钢方法，其特征在于，在顶底吹转炉中，在整个吹炼期间或在部分吹炼期，将炉内压力P设定为高于大气压的高压，并根据熔池中碳浓度C的变化来改变顶吹氧供给速度F和底吹气体流量Q以及炉内压力P。

Description

加压转炉炼钢方法

技术领域

本技术涉及能以高生产率、高成品率、低的过氧化度吹炼钢水的转炉炼钢方法。

背景技术

转炉精炼时，最终的目的是具有高生产率和高成品率，并且吹炼过氧化度低的钢水。转炉精炼时的脱碳行为分为I期和II期，其中：I期是在铁水中的碳浓度高的区域，其脱碳速度由供氧速度支配全反应速度；II期是在铁水中的碳浓度低的区域，其脱碳速度由铁水中碳的物质移动速度支配全反应速度。

为提高生产率，必须提高占精炼时间绝大部分的I期脱碳速度，因此，从原理上说必须提高供氧速度。但是，一般顶底吹转炉的供氧速度的上限为4(Nm³/ton/min)左右，在供氧速度超过该值的情况下会产生下述问题，即因产生严重的飞溅、增加粉尘发生量和产生喷溅而使钢水成品率降低及炉口金属块附着量增加、炉下渣量增加等，从而使去除金属块和清扫炉下的非吹炼时间增加，反而使生产率降低。

为了提高I期的供氧速度和抑制粉尘的发生，对转炉加压的技术是众所周知的。但，如下所述，哪项技术也没有提供充分的操作条件。

为提高钢水成品率，除了使I期的粉尘和飞溅的发生量减少以外，还必须抑制在II期即低碳区域因钢水过氧化而损失于渣中的氧化铁。钢水成为过氧化状态时，渣中的(T·Fe)增加，并且钢水中的氧浓度也增加。因此，还会产生下述问题：即需要大量脱氧材料，因产生的脱氧生成物多而使钢水的清洁度显著降低。

为抑制II期的过氧化，从原理上考虑，要降低过氧速度和增大搅拌力。但供氧速度降低会导致精炼时间延长，故存在着不能同时提高生产率的问题。另外，底吹搅拌力的增大会导致搅拌气体费用增加，通过使I期的搅拌力降低，只增大II期搅拌力，虽然可以抑制搅拌气体费用的增加，但在同一风口大幅度改变底吹气体流量的技术还没有掌握，故产生底吹风口砖的熔损速度增加的问题。

针对上述情况，为了提高供氧速度和抑制粉尘的发生，众所周知的技术是对转炉炉内进行加压的技术。但是，如下所述，哪项技术也没有提供充分的操作条件。

日本专利公告昭43-9982公报公开了一种铁的精炼方法，其特征是，在顶吹转炉中装入铁料和造渣成分，从插入上述转炉中的氧枪导入氧气，该氧气朝下方流到上述铁料的表面上，这样一来，就产生精炼反应，从铁中去除碳，产生发生器煤气，该发生器煤气从上述转炉流入煤气收集装置中，并设置控制上述煤气流速用的压力调节机构，为使上述煤气实际上全部通过上述压力调节机构，在上述铁料与上述压力调节机构之间保持紧密连接关系，而且在用流入的氧对上述铁料进行精炼时，上述压力调节机构向炉内至少施加1个气压的压力。

该公报公开的发明的特征在于，提高二氧化碳生成比(二次燃烧率)和通过降低排气的质量流速而使粉尘减少。但是，在这种情况也没有对二次燃烧率和粉尘发生量有很大影响的供氧速度和顶吹氧喷射流冲击熔池面的能量与压力的关系作出定量的规定，并且与顶底吹转炉精炼的基本条件有很大差异，故仅利用该发明还不能进行加压转炉的操作。

日本专利公开平2-205616号公报公开了一种高效率转炉炼钢方法，该转炉炼钢方法是将铁水和所需要的废钢作为原料精炼至钢水，该转炉精炼方法的特征是，将转炉内加压到0.5kgf/cm²以上，并且使转炉内的铁水和废钢的总装入量W(t/炉)与转炉炉壳内容积V(m³)的关系为W＞0.8V或0.8V≥W≥0.5V，而且规定向炉内供氧的速度U(Nm³/min.t)为U≥3.7。该公报是这样阐述的：通过加压，抑制了喷溅和喷溅物的产生，可获得高的成品率。

但是，该公报在供氧条件和搅拌力与加压条件的关系方面没有论述抑制喷溅和喷溅物产生的条件，故不能仅利用该发明实施加压转炉的操作。特别是在顶底吹转炉的搅拌力强的情况下，即使是常压下，在该发明的比较例的条件下也几乎不产生喷溅，基本条件有很大差异，难以根据该发明获得顶底吹转炉的加压操作条件。

另外，该公报没有对抑制过氧化、提高成品率这一意义上最重要的II期低碳浓度条件下的操作方法进行阐述。

日本专利公开昭62-142712号公报公开了一种在转炉或熔融还原炉中的炼钢和炼铁方法，该方法的特征是，在转炉或熔融还原炉上，将炉内压力设定成比大气压高的压力，特别是将压力设定为2～5kg/cm²，使二次燃烧气体和线速度降低。

该公报的发明是通过加压使二次燃烧气体在渣内的上升流速降低，延长气体与渣的热交换时间，而提高从渣中获得热量的效率。该发明虽然将炉内压力设定为加压到2～5kg/cm²，但没有对根据本发明的原理而左右获热效率的气体与渣的热交换时间产生影响的渣量、二次燃烧气体的发生量、供氧速度、氧提高度、空腔深度等，因此不能仅利用该发明实施加压转炉的操作。特别是该发明的实施例是顶吹转炉，搅拌力强，故在难以造渣的顶底吹转炉的场合或在渣量少的铁水预处理设备上吹炼铁水的场合中基本条件与该发明有很大差异，难以从该发明获得顶底吹转炉的加压操作条件。

日本专利公开平2-298209号公报公开了一种加压型熔化含铁冷料转炉炼钢方法，该转炉钢方法是将含铁冷料、碳料、氧供给到存在残留钢水的熔化专用转炉中，得到熔化专用转炉所需的残留钢水量和其它精炼专用转炉所需精炼量之合计量的高碳铁水，再将该高碳铁水作为原料，在精炼专用转炉中用氧进行吹炼，便得到所需成分的钢水，该转炉炼钢法的特征是，按下式对熔化专用转炉内的压力进行控制，便可使熔化专用转炉的粉尘发生量大幅度减少。

P≥1.15+0.3{〔％C〕-25}

2.5≤〔％C〕≤5

符号P：熔化专用转炉内压力(atm)

〔％C〕：熔化专用转炉内铁水含C量(重量％)

该公报的发明是利用加压的顶吹氧喷射冲击熔池面时能量降低和产生的CO气体容积减小，由于越是在高碳铁水的场合越容易产生CO，故将压力设定得较高。但是，上式适用于含C量为2.5～5％，故不适用于以脱碳为目的转炉精炼。另外，产生粉尘的速度不仅取决于压力，还在很大程度上取决于供氧速度，而且，供氧速度是左右含铁冷料熔化用转炉生产率的重要因素，但在该发明中，没有对供氧速度和顶吹氧喷射流冲击熔池面的能量与压力的关系作定量的规定，并且，基本条件与以脱碳为目的的转炉精炼有很大差异，故仅利用该发明不能实施加压转炉的操作。

另外，在任一个众所周知的例子中都完全没有公开关于在II期低碳区域的操作方法，从抑制过氧化、提高成品率这一意义上说在II期低碳区域的操作方法是最重要的。特别是在II期的场合，只要不对顶吹氧供给速度、底吹的搅拌力等条件及炉内压力进行适当控制，就不可能在提高生产率的基础上抑制过氧化、提高成品率。

但是，以往底吹产生的搅拌能量采用以(1)式所定义的ε(铁与钢，第67卷，1981年，672页以后)，通过用(2)式所求出的均匀混合时间τ，可以知道BOC值与转炉的脱碳特性的关系(铁与钢，第68卷，1982年，1946页以后)。

ε＝(371/Wm)·Q·T·{log〔1+(9.8·ρ·H/ρ)·(10^-4)〕}…(1)

τ＝540·(H/0.125)^2/3·P^1/3·ε……………………………(2)

BOC＝〔F/(1/τ)〕×〔％C〕……………………………(3)

式中，Q表示底吹气气体流量(Nm³/ton/min)，T表示钢水温度(K)，ρ表示钢水密度(g/cm³)，H表示熔池深度(cm)，P表示炉内压力(kg/cm²)，F表示顶吹氧供给速度(F：Nm³/ton/min)，〔％C〕表示碳浓度，Wm表示钢水量(t)。

在上述关系中，例如在熔池深度为1～2m的转炉的场合下，即使使炉内压力从1kg/cm²上升到3kg/cm²，，也可以推断对ε和BOC的影响不大，对冶金特性也无大的影响。

另外，为计算由顶吹气体形成的空腔深度，采用(4)式(漱川清：“铁冶金反应工学”昭和52年，日刊工业新闻社刊)，在此，未考虑炉内压力的影响。

L′＝Lh·exp(-0.78h/Lh)

Lh＝63.0(F′/nd)^2/3………………………………(4)

式中，L′为用(4)式计算的空腔深度(mm)，h为氧枪与熔池面间距离(mm)，F′为顶吹氧供给速度(Nm³/h)，n为喷嘴数，d为喷嘴直径(mm)。

另外，对于二次燃烧，提出了与用(4)式得到的L′关系以及与从氧枪前端至熔池表面的距离X、超音速中心部分的长度Hc和喷嘴直径d之比即(X-Hc)/d的关系(铁与钢，第73卷，1987年，1117页以后)。特别是在后者中表示了这样的想法，即在喷流外周部流速低的区域，气氛中的CO被卷入氧喷流，进行二次燃烧而成为CO₂，没有记载炉内压力的变化。

关于炉内压力对空腔深度的影响，报导了减压状态下的行为(铁与钢，第63卷，1977年，909页以后)根据该报告，表明了通过减压，空腔急剧地加深，但这是在小于大气压状态下的结果，完全没有涉及加压状态下的行为。将减压状态下的结果外推到加压状态时，空腔深度变得极小。

发明的公开

本发明的目的在于提供一种转炉精炼方法，该转炉精炼方法解决了下述问题，可以以高生产率和高成品率进行精炼，并且可吹炼过氧化度低的钢水，即解决了在一般大气压下转炉精炼时提高供氧速度情况下，因飞溅和粉尘发生量增大。喷溅的发生而使钢水成品率降低和非吹炼时间增加的问题，还解决了在日本专利公开平2-205616号公报、日本专利公开平2-298209号公报、日本专利公开昭62-142712号公报、日本专利公告昭43-9982号公报中公开的加压转炉技术中对基本条件不同的顶底吹转炉的加压操作条件所作的公开和关于抑制过氧化、提高成品率这一意义上最重要的即在II期低碳区域的操作方法和未公开而不能实施加压转炉操作的问题。

本发明者发现，在对顶底吹转炉的炉内加压而进行脱碳操作的情况下，必须根据炉内压力。碳浓度的变化，对顶吹氧供给速度和底吹气体流量进行调节控制。本发明的要点在于以下各种方法。

(1)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在顶底吹转炉上，将炉内压力(P1：kg/cm²)设定为比大气压高的高压，并根据炉内压力P1的变化调节顶吹氧供给速度(F1：Nm³/ton/min)和底吹气体流量(Q1：Nm³/ton/min)。

(2)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在顶底吹转炉上，在熔池中碳浓度高于0.5％的区域将炉内压力(P1：kg/cm²)设定为比大气压高的高压，并且关于顶吹氧供给速度(F1：Nm³/ton/min)和底吹气体流量(Q1：Nm³/ton/min)方面，将F1/P1控制在1.1～4.8范围内，将Q1/P1控制在0.05～0.35范围内。

(3)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(1)、(2)中，将通过顶吹氧在熔池表面上所形成的空腔深度(L)与熔池直径(D)之比(L/D)控制在0.08～0.3范围内。

在此，炉内压力为绝对压力(大气压力＝1kg/cm²)。

(4)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在顶底吹转炉上，在全部吹炼期间或在部分吹炼期间将炉内压力(P2：kg/cm²)设定为比大气压高的压力，并且根据熔池中碳浓度(C：wt％)改变顶吹氧供给速度(F2：Nm³/ton/min)和底吹气体流量(Q2：Nm³/ton/min)及炉内压力P2。

(5)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(4)中，在熔池中碳浓度C为1％以下区域，将炉内压力P2控制在用(5)式规定的PA和用(6)式规定的PB之间的范围内。

PA＝0.8+5×C……………………………(5)

PB＝2×C……………………………………(6)

在此，数学式上PA、PB也可以为1以下，但P2不可为0.9kg/cm²以下。

(6)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(5)中，将C高于1％区域的顶吹氧供给速度(F1：Nm³/ton/min)与C低于1％区域的顶吹氧供给速度F2之比所表示的(7)式中的β控制在-0.25～0.5范围内。

β＝(F2/F1)-C………………………………………(7)

在此，虽然数学式上F2也可以大于F1，但假设F2小于F1。另外，虽然F2也可以为负数，但不能小于0.5Nm³/ton/min。

(7)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(5)中，将用C高于1％区域的底吹气体流量(Q1：Nm³/ton/min)与C低于1％区域的底吹气体流量Q2之比表示的(8)式的γ控制在-2～1的范围内。

γ＝(Q2/Q1)-5×(1-C)…………………(8)

(8)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(4)中，将C在1～0.1％区域的炉内压力P2、顶吹氧供给速度F2、底吹气体流量Q2控制在(9)式的δ为5～25范围内。

δ＝〔(F2×P2)/Q2〕^1/2/C……………………(9)

(9)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(4)～(8)中，将通过顶吹氧在熔池表面上形成的空腔深度(L：m)与熔池直径(D：m)之比(L/D)控制在0.15～0.35的范围内。

(10)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，(2)或(3)进行控制的熔池中的碳浓度下限用(10)式的CB表示，在CB×0.6～CB×1.8的范围内。

CB＝0.078×P+0.058×F-1.3×Q-0.00069×Wm+0.49……(10)

式中，P：炉内压力(kg/cm²)

F：顶吹氧供给速度(Nm³/ton/min)

Q：底吹气体流量(Nm³/ton/min)

Wm：钢水量(ton)

(11)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，(5)～(9)开始进行控制的熔池中碳浓度C用(10)式的CB表示，在CB×0.6～CB×1.8的范围内。

(12)一种加压转炉炼钢方法，其特征是，在(4)中，熔池中碳浓度C用(10)式的CB表示，CB达到CB×0.6～CB×1.8范围内的区域以后，对炉内压力P、顶吹氧供给速度F、底吹气体流量Q进行控制，使(10)式的CB在C×0.6～C×1.8的范围内。

吹炼中的碳浓度值是这样得到的，即基于顶吹和底吹的全氧单耗。根据经验得到的脱碳用氧效率而进行推定得到的；根据中间取样和废气分析进行间接推定得到的；或根据在线分析和现场分析所得出的连续或半连续的直接分析值得到的。

另外，空腔深度L用下式进行计算。

LG＝Hc/(0.016.L^0.5)-L……………………………(11)

Hc＝f(Po/Pop).Mop.(4.2+1.1Mop²).d

f(x)＝-2.709X⁴+17.71X³-40.99X²+40.29X-12.90

(0.7＜X＜2.1)

f(X)＝0.019X³-1.432X²+6.632X-6.35(2.1＜X＜2.5)

X＝Po/Pop

L：铁水的空腔深度(mm)

LG：氧枪前端与铁水静止液面间的距离(mm)

Po：喷嘴绝对二次压力(kgf/cm²)

Pop：喷嘴适当膨胀绝对二次压力(kgf/cm²)

Mop：适当膨胀时排出马赫数(-)

d：喷嘴喉部直径(mm)

在此，氧枪喷嘴的绝对二次压力Po是氧枪喷嘴的喉部前的滞流部的绝对压力。另外，氧枪喷嘴的适当膨胀绝对二次压力Pop用下面的(12)式计算。

Se/St＝0.259(P/Pop)^-5/7〔1-(P/Pop)^2/7〕^-1/2………(12)

Se：氧枪喷嘴出口部的面积(mm²)

St：氧枪喷嘴喉部的面积(kgf/cm²)

P：氧枪喷嘴出口气氛绝对压力(kgf/cm²)

Pop：氧枪喷嘴适当膨胀绝对二次压力(kgf/cm²)

在此，(11)式中的适当膨胀时排出马赫数Mop用下面(13)式计算。

Mop＝{5·〔Pop/P〕^2/7-1}^1/2………………………(13)

Mop：适当膨胀时排出的马赫数(-)

P：氧枪喷嘴出口气氛绝对压力(kgf/cm²)

Pop：氧枪喷嘴适当膨胀绝对二次压力(kgf/cm²)

另外，氧气流量用下面(14)式计算。

F_o2＝0.581·St·ε·Po…………………(14)

St：氧枪喷嘴喉部的面积(mm²)

Po：氧枪喷嘴绝对二次压力(kgf/cm²)

F_o2：氧气流量(Nm³/h)

ε：流量系数(-)(一般在0.9～1.0的范围内)

附图的简单说明

图1表示吹入熔池中的气泡行为之模式图。

图2表示炉内压力对吹入熔池中气泡的离熔池表面的深度与气泡直径之间关系的影响的实验结果(水模型)之图。

图3表示在加压状态下的空腔深度的实测值与计算值进行比较的实验结果(水模型)之图。

图4表示本发明实施形态的模式图。导入废气用烟道8通过除尘器、气体冷却装置与压力调节装置连接。

图5表示喷溅发生频率与F1/P1、Q1/P1的关系的实验结果之图。

图6表示喷溅发生频率与L/D的关系的实验结果之图。

图7表示碳浓度C、炉内压力P2与停吹时的(T·Fe)的关系的实验结果之图。

图8表示由供氧速度F2和碳浓度C所规定的参数β与停吹时的(T·Fe)的关系的实验结果之图。

图9表示由底吹气体流量Q2和碳浓度C所规定的参数γ与停吹时的(T·Fe)的关系的实验结果之图。

图10表示由炉内压力P2、供氧速度F2、底吹气体流量Q2、碳浓度C所规定的参数δ与停吹时的(T·Fe)的关系的实验结果之图。

实施发明的最佳形态

以下，对本发明(1)～(3)、(10)进行详细说明。

顶底吹转炉的加压条件在I期和II期基本上是不同的。

在I期，为提高生产率而增大供氧速度是目的，随之，抑制飞溅和粉尘、喷溅发生的条件是很重要的。飞溅是顶吹氧射流冲击熔池面时因运动能量而导致铁水的飞溅，粉尘是由于脱碳反应而产生CO气体，随之体积急剧膨胀而形成的微细粒子随着废气流的飞散。

虽然飞溅和粉尘的发生首先是受顶吹氧供给速度的支配，但由于加压使运动能量减少，伴随着CO气体的产生所引起的体积膨胀量减小，故可抑制粉尘和飞溅的产生。因此，为了减少飞溅和粉尘的产生量，不仅需进行加压，而且必须从顶吹供氧速度和压力的关系上对这两者适当地进行控制。另外，喷溅是由于顶吹氧的供给速度太快，在不平衡状态下局部地生成含(T·Fe)异常高的渣，它被卷入碳浓度高的铁水中，伴随着脱碳反应爆发性地产生CO气体而出现的现象。

尽管由于加压所产生的CO气体的体积减小，加压对喷溅也起有利的作用，但基本上顶吹氧的供给速度与底吹产生的搅拌力失去平衡，在不平衡状态下生成含(T·Fe)异常高的渣，这是首要原因。因此，为抑制喷溅的发生，不仅需要压力，而且还必须从顶吹氧供给速度、搅拌用底吹气体流量和压力的关系上对这3者适当地进行控制。

另外，为了提高I期的生产率，即为了提高脱碳速度而实行高速脱碳，必须提高顶吹的氧气用于脱碳反应的效率即脱碳用氧效率。在I期的情况下，氧除了用于脱碳以外，还消耗在所谓的二次燃烧上，即在炉内空间内将脱碳所产生的CO气体氧化成CO₂。由于这种二次燃烧提高废气温度，对耐火材料有很大的损耗，故必须加以抑制。

二次燃烧的产生机理是，从顶吹氧喷射喷流的外周部逸散出的氧在炉内空间内与CO气体发生反应而产生二次燃烧，喷射氧的喷射强度是很重要的，通过加压使顶吹氧的能量衰减增大，到达熔池面的能量降低，除此以外，顶吹氧供给速度和顶吹氧枪喷嘴形状、氧背压也成为支配因素。因此，必须根据压力变化，对顶吹氧供给速度、熔池面冲击能量、氧枪喷嘴形状、氧背压进行调节。

也就是说，在提高I期生产率的基础上，为了抑制粉尘、飞溅、喷溅的发生，维持高的钢水成品率，将二次燃烧率控制得较低，就要象本发明所述的那样，必须根据炉内压力的变化对顶吹氧供给速度和底吹气体流量进行调节。

本发明者通过详细研究搞清了以下事实，即因炉内压力变化引起的底吹搅拌条件的变化对I期脱碳吹炼的影响很大，超出了以往的想像。即，在底吹搅拌时，提高炉内压力对脱碳特性的恶化远远大于仅用(1)～(3)式表示的ε、τ、BOC这些指标所推断的影响。这是由于这些指标计算了熔池表面与气体吹入位置即炉底的落差所造成的气泡膨胀，而实际上脱碳反应引起的熔池表面上的搅拌状态主要支配着脱碳特性。

吹入铁水11熔池内的气泡13随着上升逐渐地膨胀，伴随着膨胀，各气泡的直径增大，为了与相邻的气泡不合体地进行膨胀，气体上升区域12必须向横向扩大(图1)。在与相邻的气泡合体的情况下，由于气泡直径变得更大，故上浮速度加速，气泡上升区域12不扩大而气泡直径越来越增大，爆发性地到达表面。与此相反，在气泡上升区域12可以扩大的情况下，与相邻的气泡不合体，气泡直径维持与静压力相平衡的稳定的气泡直径，故上浮速度慢，气泡13慢慢地上浮。气泡是否合体或气泡上升区域是否向横向扩大是由浮力的能量与表面张力能量的关系决定。

本发明者根据基础实验得到图2所示的气泡直径的变化曲线。即从该图可知，气泡是否合体或气泡上升区域是否向横向扩大的临界条件受表面附近的静压力的影响很大，使炉内压力增大到1kg/cm²以上时，表面附近爆发性的气泡直径增大的现象就消失了。这样，表面附近爆发性气泡直径增大对钢液表面的搅拌起很大作用，对诱发上述喷溅的、含(T·Fe)异常高的渣的不平衡地生成有很大影响。该表面附近爆发性的气泡直径增大难以根据ε、τ、BOC的计算进行预测，只有通过用本发明所述的F1/P1和Q1/P1的控制才可能实现。

另外，即使顶吹氧的脱碳效率随着炉内压力的增加而降低，也不能根据以往的L′和(X-Hc)/d的关系进行预测，在用(11)～(14)式所示的空腔深度L的计算式正确地评价加压状态下的压力影响的基础上，才可能对L/D进行控制。图3是表示加压下的空腔深度测定值与用(11)～(14)式计算的L和有(4)式计算的L′的关系，L与实测值良好地对应。

加压下的喷流行为因喷流周围的气体密度大，而具有超音速中心部分变短，并且喷流扩展得很大的特征，因此，周围的CO气体被卷入氧喷流的多。而且，由于加压，容易发生的反应，故成为极易产生二次燃烧的状态。因而，只要不正确地控制空腔深度，则二次燃烧率增大，脱碳用氧效率就会降低。

本发明的实施形态示意性地示于图4。在图4中，1表示转炉炉壳，2为内衬耐火材料，3为底吹风口，4为铁水，5为氧喷射，6为顶吹氧枪，7为连接装置，8为导入废气用烟道，L为铁水的空腔深度。

本发明构成要素中的数值与其他的限定理由如下所述。

在本发明中将本发明规定为用于顶底吹转炉的操作的理由是因为在顶吹转炉上不能自由控制底吹搅拌力，在底吹转炉上供氧速度和底吹搅拌力一般成正比，故不能独立地进行控制。作为顶底吹转炉的底吹气体和底吹方法虽然各种各样，但在本发明中，底吹气体采用氧气和液化石油气，包括在氧气和液化石油气中加入惰性气体、二氧化碳、一氧化碳气体之中的1种或2种以上气体的情况，还包括采用惰性气体、二氧化碳、一氧化碳气体之中的1种或2种以上气体的情况，吹入方法包括采用1根或数根单管、狭缝管、双层管、3层管的风口砖及多孔质砖。

加压转炉的定义是这样规定的，即在全部吹炼期间或部分吹炼期间将炉内压力设定为比大气压高的高压。为了通过加压而获得提高生产率的效果，炉内压力最好为1.2kg/cm²以上，而出于将设备投资额控制在所需要的最低限度这一原因以及当压力提高得过高时，因压力高，渣易浸润耐火材料气孔，使耐火材料寿命降低，因此炉内压力最好为5kg/cm²以下。

本发明同样地规定了I期的操作条件。I期的规定是使熔池中碳浓度高于0.5％的区域。从I期向II期过渡的碳浓度是根据底吹搅拌和顶吹氧供给速度而在0.2～0.5％范围内变化，但当碳浓度大于0.5％时，则进入供氧速度支配脱碳全反应速度的I期。

另外，在本发明中，采用(10)式的CB使从I期向II期过渡的C浓度为高于CB×0.6～CB×1.8的区域。

CB＝0.078×P+0.058×F-1.3×Q-0.00069×Wm+0.49…(10)

式中，P：炉内压力(kg/cm²)

F：顶吹氧供给速度(Nm³/ton/min)

··Q：底吹气体流量(Nm³/ton/min)

Wm：钢水量(t)

CB是脱碳反应从供氧速度支配全反应速度(I期)转变到碳移动速度支配全反应速度的临界碳浓度。本发明者通过详细的实验，建立了记述加压下CB的新实验式。即，用炉内压力P、顶吹氧供给速度F、底吹气体流量Q进行整理后得到的线性重回归式。特别是关系到Q的系数很大，如已说明的那样，表明了对加压条件下底吹的脱碳特性的影响极大，大到在大气压条件下不能想像的程度。

在进行本发明的控制的碳浓度下限高于CB×1.8的情况下，由于通过降低压力和供氧速度、或加强底吹搅拌，从超过需要量的高碳浓度转变到在原来的II期应进行控制的碳浓度，故会产生下述问题，即脱碳时间增加而影响生产率，和由于太强的搅拌而使风口耐火材料熔损。另外，在碳浓度低于CB×0.6的情况下，由于转变到II期后继续用过高的压力和供氧速度以及过低的搅拌力进行精炼这一应在原来I期进行的精炼控制，故钢水成为过氧化状态。

在本发明中，将F1/P1控制在1.1～4.8，将Q1/P1控制在0.05～0.35范围内，这是为了在使I期的生产率提高的基础上，抑制粉尘、飞溅、喷溅的产生及维持高的钢水成品率而规定的条件。粉尘和飞溅的产生受压力和顶吹氧供给速度支配，通过将F1/P1控制在4.8以下可以抑制其产生，并可得到高的钢水成品率。在F1/P1小于1.1情况下，虽然粉尘和飞溅的产生少，但脱碳速度低，故生产率低，并不实用。

为了抑制高速脱碳时的喷溅现象，如图5所示，需将F1/P1控制在4.8以下，将Q1/P1控制在0.05～0.35范围内。喷溅的首要原因是顶吹氧的供给速度与底吹的搅拌力失去平衡，不平衡而产生含(T·Fe)异常高的渣。Q1/P1是规定了底吹搅拌力的条件的值，在Q1/P1小于0.05时，由于搅拌力小，故容易产生喷溅，大于0.35时，虽然不会不平衡而产生含(T·Fe)异常高的渣，但由于搅拌力太强，钢液产生激烈摇动，由于摇动会产生渣和铁水往转炉外飞溅的问题。

F1/P1是对供氧速度进行限定的值，当F1/P1大于4.8时，无论搅拌力多么强，也避免不了不平衡而产生含(T·Fe)异常高的渣，常发生喷溅现象。特别是，通过本发明者确定了压力对搅拌与喷溅的关系的影响之后，首次使加压转炉进行高速脱碳操作成为可能。

通过本发明的顶吹氧，将钢液表面形成的空腔深度L与熔池直径D之比(L/D)控制在0.08～0.30范围内，这也是为了在提高了I期的生产率基础上抑制粉尘、飞溅及喷溅的产生，并且保持低的二次燃烧率，提高钢水成品率而规定的条件。即，(L/D)小于0.08时，由于顶吹氧喷流强度太小，如图6所示，因二次燃烧率增大而使耐火材料熔损，又因顶吹点火(顶吹氧与熔池面相接触而形成的高温区)的温度降低，不平衡而产生含(T·Fe)异常高的渣是不可避免的，常产生喷溅现象。

相反，在(L/D)大于0.30的情况下，由于顶吹氧喷流强度太强，故飞溅很激烈。另外，在这种情况下，由于点火而在不平衡状态下生成的(T·Fe)被顶吹喷流所产生的向下的力深深地卷入熔池内，因此，会出现这样的问题，即，产生CO气体时的钢液静压力增大，即使很少的(T·Fe)也容易产生喷溅。明确压力对空腔深度的影响是本发明者首次完成的定量地分析这种影响与二次燃烧率或产生喷溅的条件之间的关系的结果首次使在加压转炉上进行高速脱碳操作成为可能。

下面详细说明本发明(4)～(9)、(11)、(12)。

在II期，目的是既要维持高生产率，又要防止过氧化。根据碳浓度的变化相应地控制压力、供氧速度及搅拌力是很重要的。这个区域的脱碳速度(K：％C/分)用下式表示。

K＝dc/dt＝(AK/V)·(C-C₀)

式中C为碳浓度、t为时间、A为反应界面积、K为碳的物质移动系数、V为铁水体积、C₀表示平衡碳浓度。为了使K增大，必须增大A、K并减小C₀，如果用与K规定的脱碳速度相应的速度进行顶吹氧，原理上可在完全不产生铁水氧化，氧不被钢水吸收的情况下进行脱碳。

在操作上，为了加快碳的移动速度而把与碳浓度相对应的底吹搅拌力施加给钢液时，需要确保与该搅拌力相对应的供氧速度，以及为了高效率地进行脱碳反应的顶吹点火(顶吹氧与熔池面接触而形成的高温区域)。这里，底吹搅拌产生下述效果，即，由于熔池中宏观循环流的形成而使碳的移动速度增大，由于底吹气泡向顶吹点火区浮上而产生的渣和金属形成乳状液而使反应界面积增大；顶吹点火产生下述效果，即由于形成高温状态而使平衡碳浓度减小，因顶吹喷流所产生的渣和金属形成乳状液而使反应界面积增大。

在施加压力的情况下，由于底吹气体表面附近的体积增加量减小，以及顶吹氧的喷流能量衰减速度增大，而使底吹搅拌力减小，乳状液的形成减少，因此，作为对反应速度的影响因素，必须在定量掌握了这些情况的基础上对底吹搅拌力、顶吹氧的喷流能量、供氧速度及炉内压力与碳浓度的关系进行适当控制。也就是说，为了在保持高生产率的基础上抑制钢液的过氧化，获得高成品率和高清洁度钢，如本发明所述，必须根据熔池中碳浓度的变化来改变顶吹氧供给速度、底吹气体流量及炉内压力。

本发明的主要构成因素中的数值及其他限定理由如下述。

在本发明中，规定本发明要用顶底吹转炉进行操作的理由是：在顶吹转炉上不能自由控制底吹搅拌力；又因在底吹转炉上，供氧速度与底吹搅拌力一般是成比例的，故不能独立控制。顶底吹转炉的底吹气体种类及吹入方法很多，但本发明的底吹气体使用氧气和液化石油气，包括氧气和液化石油气与惰性气体、二氧化碳气体、一氧化碳气体中的1种或2种以上的气体同时使用的情况，还包括使用惰性气体、二氧化碳气体、一氧化碳气体中的1种或2种以上气体的情况，喷吹方法包括使用1根或多根单管、狭缝管、双层管、3层管的风口砖及多孔砖。

加压转炉的定义是：在吹炼过程的全部时间内或部分时间内，将炉内压力设定得比大气压高的转炉称为加压转炉。为了通过加压而使生产率提高，故希望炉内压力大于1.2kg/cm²，将设备投资额控制在所需要的最低限，因为这一理由以及当压力过高时，压力使渣容易浸润耐火材料气孔，导致耐火材料寿命降低，故希望炉内压力低于5kg/cm²。另外，加压转炉的定义还包括在II期情况下，随着碳浓度降低而从加压状态转向施加复合压力，在停吹时刻或接近停吹时的碳浓度区域，在气压下或为了抽引排气而在0.9kg/cm²以上的减轻压力下的操作中，使压力连续地或阶跃状地降低。

本发明的技术方案中是同时决定II期操作条件的。规定II期操作条件的碳浓度范围是碳小于1％的区域。如上所述，从I期向II期过渡的碳浓度在0.2～0.5％的范围内变化。但在II期，在控制过氧化的吹炼中，仅仅使II期以后的吹炼条件合适是不够的，还必须从更高的碳浓度区域选择合适的吹炼条件。本发明者根据详细的试验，发现其临界碳浓度为1％。

在本发明中，规定II期操作条件的碳浓度范围用(10)式的CB表示，将碳设定为比CB×0.6～CB×1.8更低的区域。

如上所述，CB是脱碳反应从供氧速度支配全反应速度(I期)过渡到碳移动速度支配全反应速度的临界碳浓度，是本发明者根据详细的实验建立的表现加压状态下的CB的新实验式。

在本发明的开始控制的上限碳浓度高于CB×1.8的情况下，为了从超过需要的高碳浓度转变到本来在II期应进行的控制，脱碳时间延长，会出现妨碍生产率提高，或使风口耐火材料熔损的问题。另外，在低于CB×0.6的情况下，在过渡到II期之后，由于原来在I期应该进行的精炼控制仍在继续，故钢液成为过氧化状态。

本发明对与碳浓度的变化对应的炉内压力P2的控制进行了规定，要像图7所示那样将P2控制在用(5)式规定的PA和用(6)式规定的PB的范围内。

PA＝0.8+5×C………………………(5)

PB＝2×C……………………………(6)

式中：C的单位为重量％，PA、PB的单位为(kg/cm²)，但式子是根据它们的关系列出的，单位不一致没什么问题。

压力高虽然与旨在提高生产率的高速供氧速度相适应，但由于底吹搅拌力、顶吹氧的喷流能量降低，因此，反应界面积和碳的物质移动系数减小。从两者的关系对定量的最佳压力变化图形进行了探讨，所得结果用(5)式、(6)式表示。

换句话说，由于顶吹氧而产生的脱碳反应是点火生成的FeO与熔池中碳的反应，点火产生的FeO与碳浓度及压力无关，经常是单纯的FeO，故反应速度仅由碳浓度决定。这样，碳浓度高时反应速度快，故CO气泡的核生成速度跟不上而生成大CO气泡，这种气泡破裂所产生的飞溅很厉害。为了控制飞溅，碳浓度高时必须将压力设定成高压。相反，在碳浓度降低的状态下，如果将压力提高，虽然飞溅少，但由于平衡碳浓度C₀增大，故脱碳速度降低。

即，在比PA更大的情况下，意味着施加复合压力的时间太迟，平衡碳浓度C₀增大，故脱碳速度下降，过剩的氧将铁水氧化，或溶解于钢水中，导致渣中的(T·Fe)和钢水中的氧浓度升高。另外，在比PB更小的情况下意味着施加复合压力的时间过早，在I期或接近I期的状态下，由于施加复合压力而产生激烈飞溅。另外，在碳浓度高的状态下，由于钢液中的碳浓度高，故与(T·Fe)的反应性大，即使很少的(T·Fe)也会激烈地产生CO气体，也存在着极容易产生飞溅的问题。

本发明在对与上述规定的碳浓度C的变化相对应的炉内压力P2进行控制的基础上，又对与碳浓度C相对应的顶吹氧供给速度F2的控制进行了规定，对C小于1％区域的顶吹氧供给速度F2与C大于1％区域的顶吹氧供给速度F1之比这样进行控制，即将(7)式的β控制在-0.25～0.5的范围内。

β＝(F2/F1)-C……………………………………………(7)

也就是说，供氧速度高适合于提高生产率，但如果供氧速度比由底吹搅拌力、顶吹氧的喷流能量决定的反应界面积A超过由碳的物质移动系数K规定的脱碳速度，则过氧化程度便增大，导致渣中的(T·Fe)及钢水中的氧浓度升高。本发明者通过详细实验明确了：如果以本发明所示的压力控制为前提，则如图8所示，必须将β控制在-0.25～0.5的范围内。β小于-0.25时，因供氧速度降低太快，虽然可以抑制过氧化现象，但吹氧时间大大延长，使生产率降低；β大于0.5时，供氧速度降低太慢，会引起过氧化，导致渣中的(T·Fe)和钢水中的氧浓度上升。

本发明是在对上述规定的碳浓度C的变化相对应的炉内压力P2进行控制的基础上，又对与碳浓度C的变化相对应的底吹气体流量Q2的控制进行了规定，对碳小于1％区域的Q2与C大于1％区域的底吹气体流量Q1之比这样进行控制，即将(8)式的γ控制在-2～1的范围内。

γ＝(Q2/Q1)-5×(1-C)…………………………(8)

也就是说，由于底吹搅拌力大，则碳的物质移动系数K所规定的脱碳速度大，故生产率高，但在底吹搅拌力大大超过需要的情况下，会产生底吹气体费用增加及耐火材料寿命降低的问题。本发明者通过详细实验明确了：如果以本发明所示的压力控制为前提，则如图9所示，必须将γ控制在-2～1的范围内。

当γ小于-2时，由于底吹搅拌力随着碳浓度降低相应增加得太小，故供氧速度过快，引起过氧化现象，这样会导致渣中的(T·Fe)及钢水中的氧浓度升高。在γ大于1的情况下，由于碳浓度低的区域的搅拌力太大，会产生底吹气体费用升高和耐火材料寿命降低的问题，而且熔池激烈摇动，熔池摇动会引起渣和铁水向转炉外飞溅。

本发明者根据详细研究明确了：炉内压力变化引起的底吹搅拌条件的变化，对II期脱碳吹炼带来超过以往想像的大影响。即，炉内压力升高而引起的脱碳特性恶化，远远超过了在底吹搅拌中单纯根据(1)～(3)式所表示的ε、τ、BOC指标预测的影响。其原因是：在I期，如上所述，这些指标是根据熔池表面与气体吹入位置即炉底的落差计算气泡膨胀的功，但实际上脱碳反应引起的钢液表面的搅拌状态对脱碳特性起主要控制作用。

关于I期，如图1、图2所示，已明确下述事实，即气泡是合体，还是气泡上升区域向横向扩展的临界条件受表面附近的静压力影响很大，当炉内压力上升到1kg/cm²以上时，表面附近的气泡直径不会爆发性地增大。这样，表面附近的爆发性气泡直径增大对钢液表面的搅拌很有利，底吹气泡向上述顶吹点火区浮上而使渣与金属形成乳状液，这对增大反应界面积影响很大。这种表面附近的爆发性气泡直径的增大，同I期一样，难以根据ε、τ、BOC的计算进行预测，只有通过本发明所示的γ的控制才能做到。

本发明是这样进行控制的，即在随着碳浓度C的变化而变化的炉内压力P2、顶吹氧供给速度F2、底吹气体流量Q2这3个因素的相关关系中，规定了可以最有效地进行精炼的条件，即把(9)式的δ控制在5～25范围内。

δ＝〔(F2×P2)/Q2〕^1/2/C……………………(9)

如已详细说明的那样，在加压转炉的II期操作中，只有适宜地控制碳浓度C，炉内压力P2、顶吹氧供给速度F2、底吹气体流量Q2这4个因素，才能获得高生产率、高成品率，通过抑制过氧化而使钢液达到高清洁度水平。根据本发明者的详细实验，明确了像图10所示那样，必须将δ控制在5～25范围内。II期的脱碳反应如上所述，碳的物质移动速度支配全反应速度，这意味着在被顶吹氧化而生成的FeO又被钢液中的碳还原这样一个基本过程中，在进行反应，还原反应比氧化反应进行得慢一些，故限制还原速度的碳物质移动速度起着支配全反应速度的作用。

考虑了这个基本过程的是(9)式，分子(F2×P2)^1/2表示考虑了压力的氧化指标，分母(Q2^1/2×C)表示考虑了碳浓度的还原指标。把压力放在氧化指标中是本发明者首先明确的，这具有以下意义。即，在压力升高的情况下，即使是同样的供氧速度，反应界面的氧气分压也升高，故氧势与压力成比例地增大。这意味着，炉内即使用氧气以外的气体加压，到达反应界面的氧气分压也升高，这是以往未想到的现象，只有采用该指标才可能实现加压转炉的操作。

当δ小于5时，由于还原速度比氧化速度快得多，所以虽然抑制了过氧化反应，但吹氧时间大大延长，从而导致生产率下降，δ大于25时，由于氧化速度比还原速度快得多，所以会产生过氧化现象，使渣中的(T·Fe)和钢液中的氧浓度上升。

通过本发明的顶吹氧将熔池表面形成的空腔深度L与熔池直径D之比(L/D)控制在0.15～0.35范围内，这也使II期的生产率提高，而且还规定了抑制过氧化的条件，空腔深度是表示顶吹氧的喷流能量的指标之一，顶吹氧喷流具有两个效果，即形成高温火点；由于将很强的向下的能量施加在熔池表面，故形成激烈的乳状液。

也就是说，在(L/D)小于0.15的情况下，由于顶吹氧喷流的能量太小，使点火温度下降，而且乳状区域也减小，故产生过氧化现象。相反，当(L/D)大于0.35时，由于顶吹氧的喷流能量太大而激烈地产生飞溅会产生下述操作上的问题。另外，点火产生的FeO悬浊到熔池深处，故受到大的静压力，致使还原反应难以进行，脱碳反应速度反而降低。

加压下的喷流行为具有这样的特征，即由于喷流周围的气体密度大，故超音速中心部分缩短，而且喷流周围的气体产生的阻力大，故喷流扩展得非常大。于是，由加压下的顶吹喷流所形成的空腔形状发生了很大的变化，这种变化根据在大气压下将喷枪上下移动所引起的变化是想象不到的，如本发明所述，只在在求出正确值的基础上进行控制，才能高效率地进行精炼。

在本发明中，熔池中的碳浓度C若用(10)式的CB表示，则当碳浓度达到CB×0.6～CB×1.8范围内的区域之后，要像下述那样控制炉内压力P、顶吹氧供给速度F、底吹气体流量Q，也就是说要使(10)式的CB在C×0.6～C×1.8的范围内。开始进行控制的C浓度范围是根据和本发明上述同样的观点来考虑。

用(10)式进行控制的理由是由于(10)式是记述脱碳反应从供氧速度支配全反应速度(I期)转变到碳移动速度支配全反应速度(II期)的临界碳浓度的式子的缘故。也就是说，如果对P、F、Q中的1种或2种以上的因素进行控制，以使钢中的碳浓度始终为CB，不进入II期地防止钢液过氧化，而且还可得到最大的脱碳速度，故可获得高生产率。在高于CB×1.8的区域进行这种控制时，会产生下述问题：提高压力和供氧速度、或加强底吹搅拌，进行防止超过需要的过氧化精炼，因此，延长了脱碳时间，阻碍了生产率的提高。由于搅拌力太强而使风口耐火材料熔损。另外，在碳浓度小于CB×0.6的区域进行上述控制时，即使是在从I期的精炼控制过渡到了II期的状态下，氧化反应仍能继续，故钢水成为过氧化状态，所谓I期精炼系指用过大的压力和供氧速度以及过小的搅拌力进行精炼。

〔实施例〕

试验是在5吨规模的试验转炉上进行的。顶吹氧枪，用喉部直径在5～20mm范围内变化的3～6孔的拉瓦尔喷枪，底吹是在炉底设置2根双层管风口，内管用于喷氧，外管用于喷液化石油气。废气经过连接在转炉炉口上的水冷罩在未燃烧状态下导入除尘系统，利用设在中途的压力调节阀调节炉内压力。吹炼初期，向炉内导入氮气进行强制加压，但基本上是通过吹氧过程中所产生的CO、CO₂自行加压。

温度用副枪测定，碳浓度是根据副枪的中间取样、排气量及排气成分进行推测。喷溅、喷溅物的状况，根据炉内监视摄像机的图像判断，粉尘发生量是将除尘器回收的全部粉尘量称量之后进行评价，用脱碳量(Δ〔％C〕)除以每吨钢水中的粉尘发生量(kg/t)所求出的值(kg/t/Δ〔％C〕)进行评价。

铁水是用高炉冶炼的，经过铁水预处理的含C约4.3％、Si约0.12％、Mn约0.25％、P约0.02％、S约0.015％的铁水约5吨，铁水装入转炉之前的温度为1300℃左右。在实施例1～比较例3中，停吹碳浓度为0.6％左右，温度为1580℃左右。另外，在实施例4～比较例8中，停吹碳浓度为0.05％左右，温度为1650℃左右。

(实施例1)

实施例1，炉内压力(P1)在1.5～2.5kg/cm²范围内变化，相应地使顶吹氧供给速度(F1)在4.5～7.5Nm³/ton/min范围内变化，底吹气体流量(Q1)在0.3～0.5Nm³/ton/min范围内变化，将F1/P1控制在3、将Q1/P1控制在0.2。另外，通过对喷枪高度、喷嘴直径、喷嘴数量进行适宜设定，空腔深度与熔池直径之比(L/D)为0.12～0.24。结果，未产生喷溅和熔池面摇动现象，可进行稳定的脱碳精炼，粉尘产生量很少，为2.2kg/t/Δ〔％C〕，脱碳用氧效率为93％，二次燃烧率为5％。

(实施例2)

实施例2，炉内压力(P1)在1.1～3.2kg/cm²范围内变化，相应地使顶吹氧供给速度(F1)在3.5～9.5Nm³/ton/min范围内，底吹气体流量(Q1)在0.2～0.8Nm³/ton/min范围内变化，将F1/P1控制在3.5，将Q1/P1控制在0.27。另外，通过适宜地设定喷枪高度、喷嘴直径、喷嘴数量、空腔深度与熔池直径之比(L/D)为0.19～0.26。结果，不产生喷溅和熔池面摇动现象，可进行稳定的高速脱碳精炼，粉尘产生量少，为2.1kg/t/Δ〔％C〕，脱碳用氧效率为95％，二次燃烧率为4％。(比较例3)

比较例3，炉内压力(P1)在1.5～2.5kg/cm²范围内变化，相应地使顶吹氧供给速度(F1)在1.5～3.5Nm³/ton/min范围内，使底吹气体流量(Q1)在0.05～0.15Nm³/ton/min范围内变化，将F1/P1控制在0.08，将Q1/P1控制在0.03。另外，适宜设定喷枪高度、喷嘴直径、喷嘴数量，使空腔深度与熔池直径之比(L/D)为0.12～0.24。结果，产生喷溅现象多，不能进行稳定的脱碳精炼，粉尘产生量为5.6kg/t/Δ〔％C〕，脱碳用氧效率为84％，二次燃烧率为15％。

下面，对本发明(4)～(9)的实施例进行说明。

实施例及比较例的条件和结果示于表1。

表1

		P2与C的关系	F2/F1与 C的关系	Q2/Q1与 C的关系	δ	L/D	停吹T·Fe％	停吹氧ppm	钢水成品率％	脱碳时间分	其他	评价
		P2与C的关系	F2/F1与 C的关系	Q2/Q1与 C的关系	δ	L/D	停吹T·Fe％	停吹氧ppm	钢水成品率％	脱碳时间分	其他	评价	实施例	4	B	c	甲	7～20	0.20～0.30	12.0	400	95.5	6.1	稳定操作	⊙
5	B	c	甲	3～15	0.20～0.30	12.4	425	95.4	8.1	稳定操作	○			4	B	c	甲	7～20	0.20～0.30	12.0	400	95.5	6.1	稳定操作	⊙
5	B	c	甲	3～15	0.20～0.30	12.4	425	95.4	8.1	稳定操作	○	6		B	c	甲	12～35	0.20～0.30	14.3	565	94.1	7.2	稳定操作	○
比较例	7	A	a	甲	18～45	0.20～0.30	21.0	850	93.5	6.1	产生喷溅	6		B	c	甲	12～35	0.20～0.30	14.3	565	94.1	7.2	稳定操作	○	×
	7	A	a	甲	18～45	0.20～0.30	21.0	850	93.5	6.1	产生喷溅	8	C	d	甲	2～10	0.20～0.30	12.8	405	95.5	14.5	生产率低	×		×

实施例4，是用图7～图9中的B、C、甲所示的关系控制压力、碳浓度、供氧速度及底吹气体流量的情况，在这种情况下δ也在7～20、L/D也在0.20～0.30的合适范围内。结果停吹的(T·Fe)和溶解氧浓度低。成品率高的转炉吹炼仅仅花了6.1分钟时间即可实现无喷溅吹炼。

比较例7是与实施例4对比的例子，是用图7、图8中的A、a所示的关系控制压力、碳浓度及供氧速度的，L/D虽在0.20～0.30的合适范围内，但δ为18～45。结果虽进行了高速吹氧，但停吹的(T·Fe)和溶解氧浓度高，成品率也低，而且还产生喷溅现象。

比较例8是与实施例4对比的例子，是用图7、图8中C、d所示的关系控制压力、碳浓度及供氧速度的情况，L/D虽在0.20～0.30的合适范围内，但δ为2～10。结果停吹的(T·Fe)和溶解氧浓度低、成品率高，但供氧时间长，得不到加压带来的高生产率的效果。

工业上应用的可能性

根据本发明，利用加压转炉可获得高生产率和高收得率，而且可以吹炼过氧化度低的钢水，还可以冶炼低碳高清洁度钢。

Claims

1.一种加压转炉炼钢方法，其特征在于，在顶底吹转炉中，将炉内压力(p：kg/cm²)设完为比大气压高的高压，同时根据炉内压力P的变化调节顶吹氧供给速度(F：Nm³/ton/min)和底吹气体流量(Q：Nm³/ton/min)。

2.一种加压转炉炼钢方法，其特征在于，在顶底吹转炉中，在熔池中的碳浓度大于0.5％的区域，将炉内压力(P1：kg/cm²)设定为比大气压高的高压，同时，在顶吹氧供给速度(F1：Nm³/ton/min)和底吹气体流量(Q1：Nm³/ton/min)方面，将F1/P1控制在1.1～4.8范围内，将Q1/P1控制在0.05～0.35范围内。

3.根据权利要求1或2所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，将通过顶吹氧而在熔池表面形成的空腔深度(L：m)与熔池直径(D：m)之比(L/D)控制在0.08～0.3范围内。

4.根据权利要求2或3所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，进行所述控制的熔池中碳浓度下限若采用(10)式的CB，则在CB×0.6～CB×1.8的范围内。

CB＝0.078×P+0.058×F-1.3×Q-0.00069×Wm+0.49…(10)

式中P：炉内压力(kg/cm²)

F：顶吹氧供给速度(Nm³/ton/min)

Q：底吹气体流量(Nm³/ton/min)

Wm：钢水量(ton)

5.根据权利要求2和3所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，开始进行所述控制的熔池中碳浓度若采用(10)式的CB，则在CB×0.6～CB×1.8的范围内。

CB＝0.078×P+0.058×F-1.3×Q-0.00069×Wm+0.49…(10)

式中P：炉内压力(kg/cm²)

F：顶吹氧供给速度(Nm³/ton/min)

Q：底吹气体流量(Nm³/ton/min)

Wm：钢水量(ton)

6.一种加压转炉炼钢方法，其特征在于，在顶底吹转炉的整个吹炼期或部分吹炼期，将炉内压力(P：kg/cm²)设定为比大气压高的高压，同时根据熔池中的碳浓度(C：wt％)改变顶吹氧供给速度(F：Nm³/ton/min)、底吹气体流量(Q：Nm³/ton/min)及炉内压力P。

7.根据权利要求6所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，在熔池中的碳浓度C小于1％的区域，对炉内压力P2进行控制，以便将P2控制在用(5)式规定的PA和用(6)式规定的PB之间的范围内。

PA＝0.8+5×C…………………………(5)

PB＝2×C…………………………(6)

8.根据权利要求7所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，把用C大于1％区域的顶吹氧供给速度(F1：Nm³/ton/min)与C小于1％区域的顶吹氧供给速度F2之比所表示的(7)式中的β控制在0.25～0.5的范围内。

β＝(F2/F1)-C…………………………(7)

9.根据权利要求7所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，把用C大于1％区域的底吹气体流量(Q1：Nm³/ton/min)与C小于1％区域的底吹气体流量Q2之比所表示的(8)式中的γ控制在-2～1的范围内。

γ＝(Q2/Q1)-5×(1-C)…………………………(8)

10.根据权利要求6所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，对C为1～0.1％区域的炉内压力P2、顶吹氧供给速度F2、底吹气体流量Q2进行控制，以便将(9)式中的δ控制在5～25的范围内。

δ＝〔(F2×P2)/Q2〕^1/2/C……………………(9)

11.根据权利要求6～10中任一项所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，将通过顶吹氧在熔池表面形成的空腔深度(L：m)与熔池直径(D：m)之比(L∶D)控制在0.15～0.35的范围内。

12.根据权利要求6-10任一项所述的加压转炉炼钢方法，其特征在于，熔池中的碳浓度C若采用(10)式的CB表示，则碳浓度进入CB×0.6～CB×1.8范围的区域之后，对炉内压力P、顶吹氧供给速度F、底吹气体流量Q进行控制，也就是说，以便(10)式的CB在C×0.6～C×1.8范围内。

CB＝0.078×P+0.058×F-1.3×Q-0.00069×Wm+0.49…(10)

式中P：炉内压力(kg/cm²)

F：顶吹氧供给速度(Nm³/ton/min)

Q：底吹气体流量(Nm³/ton/min)

Wm：钢水量(ton)