JP2002241829A - 溶銑脱珪方法 - Google Patents
溶銑脱珪方法Info
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- JP2002241829A JP2002241829A JP2001043599A JP2001043599A JP2002241829A JP 2002241829 A JP2002241829 A JP 2002241829A JP 2001043599 A JP2001043599 A JP 2001043599A JP 2001043599 A JP2001043599 A JP 2001043599A JP 2002241829 A JP2002241829 A JP 2002241829A
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- Refinement Of Pig-Iron, Manufacture Of Cast Iron, And Steel Manufacture Other Than In Revolving Furnaces (AREA)
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 スラグフォーミングを抑制した効率的な溶銑
脱珪を可能とする。 【解決手段】 上底吹き機能を有する精錬炉を用いてS
iが0.3%以上の溶銑に対して溶銑脱珪処理を行う場
合において、脱珪後のスラグ組成が、塩基度を0.7〜
1.8、アルミナを2〜10%、燐酸を1〜8%とする
ことを特徴とする溶銑脱珪方法。
脱珪を可能とする。 【解決手段】 上底吹き機能を有する精錬炉を用いてS
iが0.3%以上の溶銑に対して溶銑脱珪処理を行う場
合において、脱珪後のスラグ組成が、塩基度を0.7〜
1.8、アルミナを2〜10%、燐酸を1〜8%とする
ことを特徴とする溶銑脱珪方法。
Description
【0001】
【発明の属する技術分野】本発明はスラグフォーミング
を抑制した効率的な溶銑脱珪方法に関する。
を抑制した効率的な溶銑脱珪方法に関する。
【0002】
【従来の技術】溶銑の脱珪処理は広く用いられているが
溶銑中Siが低下するに従い反応効率が低下することは
広く知られている(例えば、鉄と鋼、第67年、198
1年も第16巻、2675ページ以降)。低Si域での
脱珪効率の低下は、脱炭反応を引き起こすため激しいス
ロッピングの原因となる。
溶銑中Siが低下するに従い反応効率が低下することは
広く知られている(例えば、鉄と鋼、第67年、198
1年も第16巻、2675ページ以降)。低Si域での
脱珪効率の低下は、脱炭反応を引き起こすため激しいス
ロッピングの原因となる。
【0003】これに対して、スラグ組成を制御すること
で脱珪効率を向上させる試みが行われている。
で脱珪効率を向上させる試みが行われている。
【0004】特開昭57−92117号公報には、生成
スラグの塩基度を0.5〜1.5とする脱珪方法が開示さ
れているが、処理後の溶銑中Siは0.3%程度と高
く、低Si域での挙動については何ら開示されていな
い。
スラグの塩基度を0.5〜1.5とする脱珪方法が開示さ
れているが、処理後の溶銑中Siは0.3%程度と高
く、低Si域での挙動については何ら開示されていな
い。
【0005】特開昭57−35605号公報には、ラテ
ライト、赤泥、ボーキサイトに適量の酸化鉄を添加し、
酸化鉄中鉄分>40%、Al2O3:5〜40%、SiO
2<40%からなる溶銑脱珪用フラックスが開示されて
いるが、処理後の溶銑中Siは0.16%程度と高く、
低Si域での挙動については何ら開示されていない。
ライト、赤泥、ボーキサイトに適量の酸化鉄を添加し、
酸化鉄中鉄分>40%、Al2O3:5〜40%、SiO
2<40%からなる溶銑脱珪用フラックスが開示されて
いるが、処理後の溶銑中Siは0.16%程度と高く、
低Si域での挙動については何ら開示されていない。
【0006】特開昭56−108813号公報には、脱
硫された、CaO:25〜50%、SiO2:20〜4
5%、Al2O3:10〜20%、P2O5<1%からなる
高炉滓を用いた溶銑脱珪方法が開示されているが、処理
後の溶銑中Siが0.1%での脱珪効率は40%程度と
低く、低Si域での効率的脱珪条件については何ら開示
されていない。
硫された、CaO:25〜50%、SiO2:20〜4
5%、Al2O3:10〜20%、P2O5<1%からなる
高炉滓を用いた溶銑脱珪方法が開示されているが、処理
後の溶銑中Siが0.1%での脱珪効率は40%程度と
低く、低Si域での効率的脱珪条件については何ら開示
されていない。
【0007】特開2000−34512号公報には、酸
化鉄(F)、生石灰(C)、アルミナ(A)の合計(F
+C+A)が70%以上で、C/Aが3/7〜7/3な
る溶銑脱珪剤が開示されている。低Si域での効率は高
いもののアルミナの添加比率が大きいためスラグ量が多
く、かつ、脱珪剤コストが高くなるという問題がある。
化鉄(F)、生石灰(C)、アルミナ(A)の合計(F
+C+A)が70%以上で、C/Aが3/7〜7/3な
る溶銑脱珪剤が開示されている。低Si域での効率は高
いもののアルミナの添加比率が大きいためスラグ量が多
く、かつ、脱珪剤コストが高くなるという問題がある。
【0008】一方、溶銑脱珪に上底吹き機能を有する精
錬炉を用いた例も知られている。
錬炉を用いた例も知られている。
【0009】特開平10−152714号公報には、転
炉型精錬炉を用いて、(CaO)/(SiO2)重量比
を0.3〜1.3になるように調整して脱珪処理を行っ
た後、炉を傾動して中間排滓を行い、その後に引き続き
脱燐処理を実施する方法が開示されている。転炉型精錬
炉はフリーボードが大きいものの酸素ガスの供給速度が
大きいため脱炭も抑制できず、そのため、低Si域では
激しいフォーミングが発生する。
炉型精錬炉を用いて、(CaO)/(SiO2)重量比
を0.3〜1.3になるように調整して脱珪処理を行っ
た後、炉を傾動して中間排滓を行い、その後に引き続き
脱燐処理を実施する方法が開示されている。転炉型精錬
炉はフリーボードが大きいものの酸素ガスの供給速度が
大きいため脱炭も抑制できず、そのため、低Si域では
激しいフォーミングが発生する。
【0010】特開平02−200715号公報には、転
炉を用いて底吹き羽口からCaCO 3粉末を、ランスか
らO2ガスを吹き込むことで、脱珪と脱燐を同時に進行
させる技術が開示されている。この場合も、酸素ガスの
供給速度が大きいため脱炭も抑制できないため、低Si
域では激しいフォーミングが発生する。
炉を用いて底吹き羽口からCaCO 3粉末を、ランスか
らO2ガスを吹き込むことで、脱珪と脱燐を同時に進行
させる技術が開示されている。この場合も、酸素ガスの
供給速度が大きいため脱炭も抑制できないため、低Si
域では激しいフォーミングが発生する。
【0011】一方、特開平8−157921号公報に
は、上底吹き転炉形式の炉において、転炉滓と酸化鉄と
を主成分とする脱りん用フラックスを用い、酸素を上吹
きして溶銑を脱りんする際、処理中のスラグを重量%
で、塩基度=1.2〜2.0、かつ、Al2O3=2〜1
6%、T・Fe=7〜30%に制御する方法が開示され
ている。この場合には脱燐処理前のSi濃度が示されて
ないため、脱珪での挙動は何ら開示されていない。
は、上底吹き転炉形式の炉において、転炉滓と酸化鉄と
を主成分とする脱りん用フラックスを用い、酸素を上吹
きして溶銑を脱りんする際、処理中のスラグを重量%
で、塩基度=1.2〜2.0、かつ、Al2O3=2〜1
6%、T・Fe=7〜30%に制御する方法が開示され
ている。この場合には脱燐処理前のSi濃度が示されて
ないため、脱珪での挙動は何ら開示されていない。
【0012】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、特開昭57
−92117号公報、特開昭57−35605号公報で
は、低Si域での挙動については何ら開示されてなく、
特開昭56−108813号公報では、低Si域での効
率的脱珪条件については何ら開示されていないため、低
Si域では脱珪効率が低下し激しいスロッピングが生じ
るという問題を解決できないこと、特開2000−34
512号公報では、アルミナの添加比率が大きいためス
ラグ量が多く、かつ、脱珪剤コストが高くなるという問
題があること、特開平10−152714号公報、特開
平02−200715号公報、特開平8−157921
号公報にある転炉型精錬炉を用いた脱珪脱燐において
は、転炉型精錬炉はフリーボードが大きいものの酸素ガ
スの供給速度が大きいため脱炭が抑制できず激しいフォ
ーミングが発生するという問題があることを解決し、ス
ラグフォーミングを抑制した効率的な溶銑脱珪方法を提
供するものである。
−92117号公報、特開昭57−35605号公報で
は、低Si域での挙動については何ら開示されてなく、
特開昭56−108813号公報では、低Si域での効
率的脱珪条件については何ら開示されていないため、低
Si域では脱珪効率が低下し激しいスロッピングが生じ
るという問題を解決できないこと、特開2000−34
512号公報では、アルミナの添加比率が大きいためス
ラグ量が多く、かつ、脱珪剤コストが高くなるという問
題があること、特開平10−152714号公報、特開
平02−200715号公報、特開平8−157921
号公報にある転炉型精錬炉を用いた脱珪脱燐において
は、転炉型精錬炉はフリーボードが大きいものの酸素ガ
スの供給速度が大きいため脱炭が抑制できず激しいフォ
ーミングが発生するという問題があることを解決し、ス
ラグフォーミングを抑制した効率的な溶銑脱珪方法を提
供するものである。
【0013】
【課題を解決するための手段】(1) 上底吹き機能を
有する精錬炉を用いてSiが0.3%以上の溶銑に対し
て溶銑脱珪処理を行う場合において、脱珪後のスラグ組
成が、塩基度を0.7〜1.8、アルミナを2〜10%、
燐酸を1〜8%とすることを特徴とする溶銑脱珪方法。 (2) (1)において、脱珪後スラグの(T・Fe)濃
度を10〜15%とし、脱珪後の溶銑中のPを0.02
〜0.05%とすることを特徴とする溶銑脱珪方法。 (3) (1)又は(2)において、アルミナを10%
以上含有するスラグを添加して、スラグ中のアルミナ濃
度を調整することを特徴とする溶銑脱珪方法。なお、本
発明において、特に断らない限り「%」は「質量%」を
意味する。
有する精錬炉を用いてSiが0.3%以上の溶銑に対し
て溶銑脱珪処理を行う場合において、脱珪後のスラグ組
成が、塩基度を0.7〜1.8、アルミナを2〜10%、
燐酸を1〜8%とすることを特徴とする溶銑脱珪方法。 (2) (1)において、脱珪後スラグの(T・Fe)濃
度を10〜15%とし、脱珪後の溶銑中のPを0.02
〜0.05%とすることを特徴とする溶銑脱珪方法。 (3) (1)又は(2)において、アルミナを10%
以上含有するスラグを添加して、スラグ中のアルミナ濃
度を調整することを特徴とする溶銑脱珪方法。なお、本
発明において、特に断らない限り「%」は「質量%」を
意味する。
【0014】
【発明の実施の形態】本発明は、上底吹き機能を有する
精錬炉を用いた溶銑脱珪処理において、Siが0.1%
以下まで低下させた場合でも、脱珪後のスラグ組成の塩
基度、アルミナ濃度、燐酸濃度の3つを適正な関係とす
ることで、フォーミングを抑制した効率的な脱珪が可能
であるという実験事実に基づく。脱珪反応を効率的に進
めるには、競合する反応である脱炭反応を抑制するため
FeOの活量を低下させることが最も重要である。図1に
1kg炉での脱珪試験時の脱珪率と脱炭量を調査した実験
結果であるが、CaO-SiO2-FeOの3元系の場合には塩基度
を1前後にすることで脱炭が抑制されている。さらに、
図2に示すように、塩基度が1のスラグに少量のアルミ
ナを添加することで、著しく脱炭が抑制され脱珪率が高
くなることがわかる。これは、Proceedings of the 4th
International conference on Molten Slags and Flux
es、日本鉄鋼協会編、1992年発行の第103ページ
以降に記載されているスラグの数学モデルに基づくFeO
の計算値と良く一致した傾向であり、スラグ組成を適正
とすることでFeOの活量が低下し競合する脱炭反応が抑
制されることを示している。さらに、図3に示すように
塩基度が1のスラグに少量の燐酸を添加すると、ほとん
ど脱炭が起こらなくなり、さらに脱珪率が高くなる。脱
炭反応はスラグとメタルの界面からCOガスが生成する
反応であるため、スラグ/メタル間の界面エネルギーを
γS/M、スラグ/ガス間の界面エネルギーをγS /G、メタ
ル/ガス間の界面エネルギーをγM/Gとすると、γS/M>
(γS/G+γM/G)であることがCOガス生成のための条
件となる。これに対して、燐酸はγS/Mを低下させるた
め、γS/Mと(γS/G+γM/G)の差が小さくなりCOガ
スの発生が起こりにくくなり、このため図3の結果が得
られたものである。
精錬炉を用いた溶銑脱珪処理において、Siが0.1%
以下まで低下させた場合でも、脱珪後のスラグ組成の塩
基度、アルミナ濃度、燐酸濃度の3つを適正な関係とす
ることで、フォーミングを抑制した効率的な脱珪が可能
であるという実験事実に基づく。脱珪反応を効率的に進
めるには、競合する反応である脱炭反応を抑制するため
FeOの活量を低下させることが最も重要である。図1に
1kg炉での脱珪試験時の脱珪率と脱炭量を調査した実験
結果であるが、CaO-SiO2-FeOの3元系の場合には塩基度
を1前後にすることで脱炭が抑制されている。さらに、
図2に示すように、塩基度が1のスラグに少量のアルミ
ナを添加することで、著しく脱炭が抑制され脱珪率が高
くなることがわかる。これは、Proceedings of the 4th
International conference on Molten Slags and Flux
es、日本鉄鋼協会編、1992年発行の第103ページ
以降に記載されているスラグの数学モデルに基づくFeO
の計算値と良く一致した傾向であり、スラグ組成を適正
とすることでFeOの活量が低下し競合する脱炭反応が抑
制されることを示している。さらに、図3に示すように
塩基度が1のスラグに少量の燐酸を添加すると、ほとん
ど脱炭が起こらなくなり、さらに脱珪率が高くなる。脱
炭反応はスラグとメタルの界面からCOガスが生成する
反応であるため、スラグ/メタル間の界面エネルギーを
γS/M、スラグ/ガス間の界面エネルギーをγS /G、メタ
ル/ガス間の界面エネルギーをγM/Gとすると、γS/M>
(γS/G+γM/G)であることがCOガス生成のための条
件となる。これに対して、燐酸はγS/Mを低下させるた
め、γS/Mと(γS/G+γM/G)の差が小さくなりCOガ
スの発生が起こりにくくなり、このため図3の結果が得
られたものである。
【0015】この結果より、脱珪後のスラグ組成として
は、塩基度を0.7〜1.8、アルミナを2〜10%、燐
酸を1〜8%と規定した。塩基度が0.7よりも低い場
合にはFeOの活量が増加するため図1に示したように脱
炭が激しく起こり脱珪率が低下し、逆に、塩基度が1.
8よりも高い場合にもFeOの活量が増加するため図1に
示したように脱炭が激しく起こり脱珪率が低下する。ま
た、アルミナが2%よりも低い場合にも、FeOの活量が
増加するため図2に示したように脱炭が激しく起こり脱
珪率が低下する。アルミナが10%よりも高い場合には
脱珪率は高いもののMgOの溶解度が増すため耐火物溶
損が大きくなる。燐酸が1%よりも低い場合には、上述
した界面エネルギーに対する影響が小さいため図3に示
すように脱炭が抑制できず脱珪率が低下し、燐酸が8%
より高い場合には、脱珪率は高いものの脱珪中に復燐が
起こる。このように脱珪後のスラグ組成を適正化するこ
とでSiが0.1%以下の領域でも脱炭を抑制した効率
的な脱珪が可能になる。
は、塩基度を0.7〜1.8、アルミナを2〜10%、燐
酸を1〜8%と規定した。塩基度が0.7よりも低い場
合にはFeOの活量が増加するため図1に示したように脱
炭が激しく起こり脱珪率が低下し、逆に、塩基度が1.
8よりも高い場合にもFeOの活量が増加するため図1に
示したように脱炭が激しく起こり脱珪率が低下する。ま
た、アルミナが2%よりも低い場合にも、FeOの活量が
増加するため図2に示したように脱炭が激しく起こり脱
珪率が低下する。アルミナが10%よりも高い場合には
脱珪率は高いもののMgOの溶解度が増すため耐火物溶
損が大きくなる。燐酸が1%よりも低い場合には、上述
した界面エネルギーに対する影響が小さいため図3に示
すように脱炭が抑制できず脱珪率が低下し、燐酸が8%
より高い場合には、脱珪率は高いものの脱珪中に復燐が
起こる。このように脱珪後のスラグ組成を適正化するこ
とでSiが0.1%以下の領域でも脱炭を抑制した効率
的な脱珪が可能になる。
【0016】ここで、塩基度は処理前の溶銑Si濃度と
添加する生石灰原単位で調整し、アルミナは高炉スラ
グ、造塊スラグ、Alドロス、ボーキサイト等で調整す
る。また、燐酸は脱燐スラグ、脱炭スラグ等で調整する
か、脱珪時に同時に生じる脱燐反応で生成させる。
添加する生石灰原単位で調整し、アルミナは高炉スラ
グ、造塊スラグ、Alドロス、ボーキサイト等で調整す
る。また、燐酸は脱燐スラグ、脱炭スラグ等で調整する
か、脱珪時に同時に生じる脱燐反応で生成させる。
【0017】尚、スラグの(T・Fe)は5〜15%であるこ
とが望ましい。5%よりも低い場合にはスラグの融点が
上がるため反応性が悪化し、15%よりも高い場合に
は、上記組成に制御したといえどフォーミングが完全に
は抑制できない。上底吹き機能を有する精錬炉に限定し
た理由は、フリーボードが大きいため反応性の良い液相
スラグを保持できることと、上吹き条件(送酸速度、ラ
ンス高さ、ノズル径等)と底吹き流量により(T・Fe)が適
正範囲に制御できるためである。また、Siが0.3%
以上の溶銑に対して溶銑脱珪処理を行う場合に限定した
理由は、0.3%よりも低い場合には、後工程である脱
燐処理や脱炭処理に脱珪処理を実施することなしに移行
してもコスト的に差がなく、あえて脱珪をする必要が無
いためである。
とが望ましい。5%よりも低い場合にはスラグの融点が
上がるため反応性が悪化し、15%よりも高い場合に
は、上記組成に制御したといえどフォーミングが完全に
は抑制できない。上底吹き機能を有する精錬炉に限定し
た理由は、フリーボードが大きいため反応性の良い液相
スラグを保持できることと、上吹き条件(送酸速度、ラ
ンス高さ、ノズル径等)と底吹き流量により(T・Fe)が適
正範囲に制御できるためである。また、Siが0.3%
以上の溶銑に対して溶銑脱珪処理を行う場合に限定した
理由は、0.3%よりも低い場合には、後工程である脱
燐処理や脱炭処理に脱珪処理を実施することなしに移行
してもコスト的に差がなく、あえて脱珪をする必要が無
いためである。
【0018】(2)は脱珪と同時に脱燐を進めることを
規定したものであり、(1)において、脱珪後スラグの
(T・Fe)濃度を10〜15%とし、脱珪後の溶銑中
のPを0.02〜0.05%としたものである。アルミナ
や燐酸は、中性又は酸性酸化物であるため脱燐反応に悪
影響を及ぼすものの、、(T・Fe)が10%以上であれば酸
化力が大きくなるために脱燐反応も進行する。好ましく
は、温度を1300〜1400℃、塩基度を1〜1.8
とし、(T・Fe)が10〜15%となるように上吹き、底吹
き条件を設定することで脱燐が進行する。脱珪後の溶銑
中Pを0.02〜0.05%とすることにより、スラグに
燐酸が生成しCOガス発生が効率的に抑制される。この
ような反応で生成した燐酸の方が界面張力を有効に低下
できるため脱炭反応の抑制に有効である。これは、脱燐
スラグとして添加された燐酸がすでに3CaO・P2O5のよう
な化合物となっているためと考えられる。ここで、脱珪
後の溶銑中Pが0.05%よりも高い場合は燐酸生成量
が少ないためフォーミング傾向となり、また、0.02
%よりも低くすると脱燐効率が低下するため経済的では
ない。脱珪後スラグの(T・Fe)が15%よりも高い
場合にはスラグ融点が低くなるためスラグフォーミング
が激しくなる。
規定したものであり、(1)において、脱珪後スラグの
(T・Fe)濃度を10〜15%とし、脱珪後の溶銑中
のPを0.02〜0.05%としたものである。アルミナ
や燐酸は、中性又は酸性酸化物であるため脱燐反応に悪
影響を及ぼすものの、、(T・Fe)が10%以上であれば酸
化力が大きくなるために脱燐反応も進行する。好ましく
は、温度を1300〜1400℃、塩基度を1〜1.8
とし、(T・Fe)が10〜15%となるように上吹き、底吹
き条件を設定することで脱燐が進行する。脱珪後の溶銑
中Pを0.02〜0.05%とすることにより、スラグに
燐酸が生成しCOガス発生が効率的に抑制される。この
ような反応で生成した燐酸の方が界面張力を有効に低下
できるため脱炭反応の抑制に有効である。これは、脱燐
スラグとして添加された燐酸がすでに3CaO・P2O5のよう
な化合物となっているためと考えられる。ここで、脱珪
後の溶銑中Pが0.05%よりも高い場合は燐酸生成量
が少ないためフォーミング傾向となり、また、0.02
%よりも低くすると脱燐効率が低下するため経済的では
ない。脱珪後スラグの(T・Fe)が15%よりも高い
場合にはスラグ融点が低くなるためスラグフォーミング
が激しくなる。
【0019】後工程である脱燐処理との関係としては、
脱珪後のスラグの一部を排滓した上で、引き続き溶銑脱
燐処理を実施することが望ましい。溶銑脱燐において
は、アルミナや燐酸は、いずれも中性又は酸性酸化物で
あり脱燐反応に悪影響を及ぼすため、脱珪処理後にスラ
グの一部を排滓した上で脱燐工程へと移行することで、
全体としてのスラグ発生量を低下させることができる。
ここで、脱珪後の溶銑中Siは0.1%以下であるこ
と、及び、脱珪スラグの50%以上を排滓することが望
ましい。また、排滓は精錬炉を傾動し炉口からスラグを
流出させる方法が望ましい。
脱珪後のスラグの一部を排滓した上で、引き続き溶銑脱
燐処理を実施することが望ましい。溶銑脱燐において
は、アルミナや燐酸は、いずれも中性又は酸性酸化物で
あり脱燐反応に悪影響を及ぼすため、脱珪処理後にスラ
グの一部を排滓した上で脱燐工程へと移行することで、
全体としてのスラグ発生量を低下させることができる。
ここで、脱珪後の溶銑中Siは0.1%以下であるこ
と、及び、脱珪スラグの50%以上を排滓することが望
ましい。また、排滓は精錬炉を傾動し炉口からスラグを
流出させる方法が望ましい。
【0020】(3)はアルミナの添加方法を規定したも
のであり、(1)又は(2)において、アルミナを10
%以上含有するスラグを添加して、スラグ中のアルミナ
濃度を調整するものである。アルミナ自体は融点が高い
ためスラグ中へ溶解させるには、スラグ液相側の物質移
動が律速する。これに対して、予め溶融されているスラ
グを用いる場合は、溶鉄温度に昇温されるだけで瞬時に
溶解することができるため、より効果的となる。アルミ
ナを10%以上とした理由は、10%よりも低い場合に
は、アルミナ以外の成分が多量に添加されるため溶鉄の
温度低下が大きくなるためである。スラグとしては、連
続鋳造終了後に溶鋼取鍋内に残留するスラグである造塊
滓が、脱酸生成物としてのアルミナを多量に含むため最
も望ましい。上限は特に規定しないが、溶鉄温度に昇温
されるだけで瞬時に溶解するためには50%以下である
ことが望ましい。
のであり、(1)又は(2)において、アルミナを10
%以上含有するスラグを添加して、スラグ中のアルミナ
濃度を調整するものである。アルミナ自体は融点が高い
ためスラグ中へ溶解させるには、スラグ液相側の物質移
動が律速する。これに対して、予め溶融されているスラ
グを用いる場合は、溶鉄温度に昇温されるだけで瞬時に
溶解することができるため、より効果的となる。アルミ
ナを10%以上とした理由は、10%よりも低い場合に
は、アルミナ以外の成分が多量に添加されるため溶鉄の
温度低下が大きくなるためである。スラグとしては、連
続鋳造終了後に溶鋼取鍋内に残留するスラグである造塊
滓が、脱酸生成物としてのアルミナを多量に含むため最
も望ましい。上限は特に規定しないが、溶鉄温度に昇温
されるだけで瞬時に溶解するためには50%以下である
ことが望ましい。
【0021】
【実施例】実施例は6トン規模の上底吹き転炉を用いて
実施した。上吹きランスは7φの4孔ランスを用い、酸
素供給速度は350Nm3/hとした。底吹きは小径集合管
羽口とし窒素を22Nm3/h供給した。
実施した。上吹きランスは7φの4孔ランスを用い、酸
素供給速度は350Nm3/hとした。底吹きは小径集合管
羽口とし窒素を22Nm3/h供給した。
【0022】(実施例−1)他の溶解炉で溶製した、
C:4.15%、Si:0.45%、Mn:0.23%、
P:0.097%、S:0.012%で温度が1330℃
の、約6トンの溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を5分間
行った。脱珪吹錬開始直後に、表1に示す組成の塊状造
塊滓を9kg/tと生石灰を8.5kg/tを炉上バンカーから
添加した。処理後の溶銑成分はC:4.04%、Si:
0.01%、Mn:0.08%、P:0.035%、S:
0.015%で温度は1365℃であった。スラグ組成
の分析値は、T・Fe:12.3%、CaO:36.4%、Si
O2:30.3%、MnO:6.8%、P2O5:3.75%、Al2
O3:5.17%、MgO:1.2%、CaF2:0.02%以下
で、塩基度は1.2、脱珪酸素効率は75%であり、ス
ラグフォーミングは生じなかった。
C:4.15%、Si:0.45%、Mn:0.23%、
P:0.097%、S:0.012%で温度が1330℃
の、約6トンの溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を5分間
行った。脱珪吹錬開始直後に、表1に示す組成の塊状造
塊滓を9kg/tと生石灰を8.5kg/tを炉上バンカーから
添加した。処理後の溶銑成分はC:4.04%、Si:
0.01%、Mn:0.08%、P:0.035%、S:
0.015%で温度は1365℃であった。スラグ組成
の分析値は、T・Fe:12.3%、CaO:36.4%、Si
O2:30.3%、MnO:6.8%、P2O5:3.75%、Al2
O3:5.17%、MgO:1.2%、CaF2:0.02%以下
で、塩基度は1.2、脱珪酸素効率は75%であり、ス
ラグフォーミングは生じなかった。
【0023】
【表1】
【0024】(実施例−2)他の溶解炉で溶製した、
C:4.11%、Si:0.52%、Mn:0.21%、
P:0.098%、S:0.012%で温度が1340℃
の、約6トンの溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を5分間
行った。脱珪吹錬開始直後に、表1に示す組成の塊状造
塊滓を10kg/t、表2に示す組成の脱燐滓を15kg/t、
生石灰を2kg/t、炉上バンカーから添加した。処理後の
溶銑成分はC:4.06%、Si:0.01%、Mn:
0.09%、P:0.088%、S:0.015%で温度
は1360℃であった。スラグ組成の分析値は、T・Fe:
10.0%、CaO:34.0%、SiO2:38.6%、MnO:
5.6%、P2O5:2.51%、Al2O3:4.89%、MgO:
1.4%、CaF2:0.02%以下で、塩基度は0.9、脱
珪酸素効率は76%であり、スラグフォーミングは生じ
なかった。
C:4.11%、Si:0.52%、Mn:0.21%、
P:0.098%、S:0.012%で温度が1340℃
の、約6トンの溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を5分間
行った。脱珪吹錬開始直後に、表1に示す組成の塊状造
塊滓を10kg/t、表2に示す組成の脱燐滓を15kg/t、
生石灰を2kg/t、炉上バンカーから添加した。処理後の
溶銑成分はC:4.06%、Si:0.01%、Mn:
0.09%、P:0.088%、S:0.015%で温度
は1360℃であった。スラグ組成の分析値は、T・Fe:
10.0%、CaO:34.0%、SiO2:38.6%、MnO:
5.6%、P2O5:2.51%、Al2O3:4.89%、MgO:
1.4%、CaF2:0.02%以下で、塩基度は0.9、脱
珪酸素効率は76%であり、スラグフォーミングは生じ
なかった。
【0025】
【表2】
【0026】(比較例)比較例は6トン規模の上底吹き
転炉を用いて実施した。上吹きランスは7φの4孔ラン
スを用い、酸素供給速度は350Nm3/hとした。底吹き
は小径集合管羽口とし窒素を22Nm3/h供給した。
転炉を用いて実施した。上吹きランスは7φの4孔ラン
スを用い、酸素供給速度は350Nm3/hとした。底吹き
は小径集合管羽口とし窒素を22Nm3/h供給した。
【0027】他の溶解炉で溶製した、C:4.15%、
Si:0.57%、Mn:0.23%、P:0.102
%、S:0.012%で温度が1330℃の、約6トン
の溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を7分間行った。脱珪
吹錬開始直後に、生石灰を10kg/tを炉上バンカーから
添加した。処理後の溶銑成分はC:4.04%、Si:
0.12%、Mn:0.08%、P:0.096%、S:
0.015%で温度は1365℃であった。スラグ組成
の分析値は、T・Fe:13.0%、CaO:35.7%、Si
O 2:35.9%、MnO:9.2%、P2O5:0.51%、Al2
O3:0.17%、MgO:1.2%、CaF2:0.02%以下
で、塩基度は1.0、脱珪酸素効率は53%であり、ス
ラグフォーミングが多発し、吹錬を2回中断したものの
Siは十分には低下できなかった。
Si:0.57%、Mn:0.23%、P:0.102
%、S:0.012%で温度が1330℃の、約6トン
の溶銑を転炉に装入し、脱珪精錬を7分間行った。脱珪
吹錬開始直後に、生石灰を10kg/tを炉上バンカーから
添加した。処理後の溶銑成分はC:4.04%、Si:
0.12%、Mn:0.08%、P:0.096%、S:
0.015%で温度は1365℃であった。スラグ組成
の分析値は、T・Fe:13.0%、CaO:35.7%、Si
O 2:35.9%、MnO:9.2%、P2O5:0.51%、Al2
O3:0.17%、MgO:1.2%、CaF2:0.02%以下
で、塩基度は1.0、脱珪酸素効率は53%であり、ス
ラグフォーミングが多発し、吹錬を2回中断したものの
Siは十分には低下できなかった。
【0028】
【発明の効果】本発明により、スラグフォーミングを抑
制した効率的な溶銑脱珪が可能となった。
制した効率的な溶銑脱珪が可能となった。
【図1】脱珪率、脱炭幅に対するスラグ塩基度の影響
【図2】脱珪率、脱炭幅に対するスラグ中アルミナ濃度
の影響
の影響
【図3】脱珪率、脱炭幅に対するスラグ中燐酸濃度の影
響
響
Claims (3)
- 【請求項1】 上底吹き機能を有する精錬炉を用いてS
iが0.3%以上の溶銑に対して溶銑脱珪処理を行う場
合において、脱珪後のスラグ組成が、塩基度を0.7〜
1.8、アルミナを2〜10%、燐酸を1〜8%とする
ことを特徴とする溶銑脱珪方法。 - 【請求項2】 請求項1において、脱珪後スラグの(T
・Fe)濃度を10〜15%とし、脱珪後の溶銑中のP
を0.02〜0.05%とすることを特徴とする溶銑脱珪
方法。 - 【請求項3】 請求項1又は2において、アルミナを1
0%以上含有するスラグを添加して、スラグ中のアルミ
ナ濃度を調整することを特徴とする溶銑脱珪方法。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2001043599A JP2002241829A (ja) | 2001-02-20 | 2001-02-20 | 溶銑脱珪方法 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2001043599A JP2002241829A (ja) | 2001-02-20 | 2001-02-20 | 溶銑脱珪方法 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2002241829A true JP2002241829A (ja) | 2002-08-28 |
Family
ID=18905735
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2001043599A Withdrawn JP2002241829A (ja) | 2001-02-20 | 2001-02-20 | 溶銑脱珪方法 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2002241829A (ja) |
Cited By (7)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2011184753A (ja) * | 2010-03-09 | 2011-09-22 | Kobe Steel Ltd | 溶銑脱珪方法 |
WO2013012039A1 (ja) * | 2011-07-19 | 2013-01-24 | Jfeスチール株式会社 | 溶銑の精錬方法 |
JP2013136831A (ja) * | 2011-11-29 | 2013-07-11 | Jfe Steel Corp | 転炉における溶銑の予備処理方法 |
WO2013108810A1 (ja) * | 2012-01-19 | 2013-07-25 | Jfeスチール株式会社 | 溶銑の予備処理方法 |
JP2013167017A (ja) * | 2012-01-19 | 2013-08-29 | Jfe Steel Corp | 溶銑の精錬方法 |
JP2013189714A (ja) * | 2012-01-19 | 2013-09-26 | Jfe Steel Corp | 溶銑の予備処理方法 |
JP2013227664A (ja) * | 2012-03-26 | 2013-11-07 | Jfe Steel Corp | 溶銑の予備処理方法 |
-
2001
- 2001-02-20 JP JP2001043599A patent/JP2002241829A/ja not_active Withdrawn
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Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
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US9315875B2 (en) | 2011-07-19 | 2016-04-19 | Jfe Steel Corporation | Method of refining molten iron |
CN103649341A (zh) * | 2011-07-19 | 2014-03-19 | 杰富意钢铁株式会社 | 铁水精炼方法 |
JP5418733B2 (ja) * | 2011-07-19 | 2014-02-19 | Jfeスチール株式会社 | 溶銑の精錬方法 |
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JP2013167017A (ja) * | 2012-01-19 | 2013-08-29 | Jfe Steel Corp | 溶銑の精錬方法 |
CN104053794A (zh) * | 2012-01-19 | 2014-09-17 | 杰富意钢铁株式会社 | 铁水预处理方法 |
JP2013167015A (ja) * | 2012-01-19 | 2013-08-29 | Jfe Steel Corp | 溶銑の予備処理方法 |
US9920390B2 (en) | 2012-01-19 | 2018-03-20 | Jfe Steel Corporation | Method for preliminary treatment of molten iron |
JP2013227664A (ja) * | 2012-03-26 | 2013-11-07 | Jfe Steel Corp | 溶銑の予備処理方法 |
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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: 20080513 |