JPH01222009A - 固体含鉄原料の溶解精錬方法 - Google Patents
固体含鉄原料の溶解精錬方法Info
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- JPH01222009A JPH01222009A JP4434988A JP4434988A JPH01222009A JP H01222009 A JPH01222009 A JP H01222009A JP 4434988 A JP4434988 A JP 4434988A JP 4434988 A JP4434988 A JP 4434988A JP H01222009 A JPH01222009 A JP H01222009A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
（産業上の利用分野）
本発明は、固体の含鉄原料（たとえばスクラップ、型銑
）の溶解精錬方法に関する。さらに詳細には、本発明は
複合吹錬用転炉を用いてダスト発生量を低減させ、かつ
［Ｓ）の上昇を防止した固体含鉄原料の溶解精錬方法に
関する。 （従来の技術） 近年、鉄酸化物、金属酸化物、スクラップ等の含鉄固形
物質を還元あるいは溶解する新しい製鉄法が提案されて
いる。 たとえば、特開昭５６−５８９１６号公報に微粉炭を転
炉の底に設けた羽口の一部から吹き込み他の羽口から酸
素ガスを吹き込んでスクラップを溶解することが記載さ
れている。また、ソ連ではＴｕｌａ方式として同様にス
クラップと石炭を転炉上部から添加し、溶解精錬を行な
う方法が工業化されている。 しかし、上記の報告においては、炭素の酸化反応を利用
してスクラップを溶解することが記載されているのみで
あり、炭素源を多量に添加して精錬する場合の問題点、
たとえばダスト発生量の増加、溶鉄中（Ｓ）の増加等を
解決する技術的示唆はなされていない。 また、特開昭６２−４７４１７号公報には上底吹転炉で
スクラップを加炭して溶解する際、脱硫および耐火物損
傷防止を目的としてスラグ中のＴ、Ｆｅを３％以下にす
る記載があるが、スクラップ溶解後の底吹撹拌を前提と
しておりスクラップ溶解中の耐火物損傷防止また底吹撹
拌時の耐火物損傷防止（明細書中では溶銑温度が１５８
０°Ｃと高温である。）という観点からは望ましくない
。 （発明が解決しようとする課題） 石炭などの炭素源を熱源とする精錬方法においては、炭
素の酸化反応熱を利用するために、脱炭量、廃ガス量が
炭素源の添加量に比例して増大し、その結果として精錬
時間が比例して延長する。特にスクラップ等の冷鉄源を
多量に溶解する場合には、必要とする炭素源の量は多量
となり、また比較的低温精錬期間が長く続く為にスラグ
が滓化しにくくダスト発生量が増大する。これは固体の
含鉄原料から溶鉄を得る溶解精錬法の経済評価として大
きな問題でありダスト量低減は解決すべき技術課題の１
つであった。 さらに精錬時間の延長に起因する耐火物損傷防止の観点
から比較的低温域での固体の含鉄原料の溶解精錬が望ま
れる、 また熱源となる石炭等の炭素源には（Ｓ）が０．１１〜
０．８０％含有されており多量に使用した場合には（Ｓ
）の上昇をきたし脱（Ｓ）精錬が必要となり精錬コスト
の増大を招く。そこで脱（Ｓ）処理の省略あるいは負荷
を軽減する含鉄原料の溶解精錬技術が望まれる。 本発明の目的は、比較的低温領域でダスト発生量を低減
させ、かつ極力（Ｓ）の上昇を防止する固体の含鉄原料
の溶解精錬方法を提供することにある。 （課題を解決するための手段） 本発明は、浴面下に羽口を有する精錬炉内に、上吹き又
は、上底吹きする酸素とともに非酸化性ガスをキャリア
として炭素質粉末を供給することにより固体の含鉄原料
を溶解して高炭素溶鉄を得る方法において、溶鉄および
固体含鉄原料への酸素供給を（１）、 （２）式の範囲
を満たすように制御してダスト発生を抑制する溶解過程
と、（３）、 （４）式の範囲を満たすように制御する
脱硫精錬過程からなる固体の含鉄原料の溶解精錬方法で
ある。 １０≦ＢＯＣ値≦１５ ・旧・・・・・・・・（１）式
３．０≦〔％Ｃ〕≦４．０ ・・・・・・・・・・・
・（２）式ＢＯＣ値≦８ ・・・・・・・・・・・・
（３）式３、５≦〔％Ｃ〕 ・１旧・・・・・（４
）式ここで、ＢＯＣ（旦ａｌａｎｃｅ ｏｆ旦ｘｙｇｅ
ｎ ａｎｄＫＯ２：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎｒｒ
ｒ／ｍ１ｎ）Ｗ：溶鉄および固体の含鉄原料の総量（ｔ
ｏｎ）〔％Ｃ〕：溶鉄中の平均炭素濃度（％）τ：均均
温混合時間Ｓｅｃ）で ５４０（ａｖ、ａ ＋０．１ ｊｖ、ｔ ）−”’ｔ ｖＬ ｎ２・ｄ′３・χ Ｑ、は、底吹ガスｆｉｔ（Ｎ１７分） ＴＬは、鋼浴温度（Ｋ） ｖＬは、浴の容積（Ｎｎ（） ρｅは、鋼浴の密度（ｋｇ／Ｎ！Ｔｒ）Ｐ２は、大気圧
（１０３３０ｋｇ／ｒＴｆ）Ｈは、浴深（ｍ） Ｔ７は、ガス温度（Ｋ） ηは、上吹ランス孔開き角度（°） Ｍは、上吹きガスの分子量 Ｑ７は、上吹基ガスＩ （Ｎボッ分） ｎは、上吹きランス孔数 ｄは、上吹きランス出口径（ｍ） χは、ランス高さ（ｍ） である。 本発明の主旨は、前述の通り、比較的低温領域でダスト
発生量を低減させ、かつ極力（Ｓ）の上昇を防止する固
体の含鉄原料の溶解精錬方法にあるが、以下に本発明に
ついて詳しく説明する。 本発明者等の詳細な基礎的研究と実際操業における経験
によれば、比較的低温領域で固体の含鉄原料を溶解精錬
した場合には、高炉溶銑を脱炭精錬した場合に比較し大
幅にダスト発生量が増大する。これは低温域においてス
ラグが滓化せずスピッティングおよびバルブバースト起
因のダストが増大することが原因であることがわかった
。 また、溶鉄の炭素濃度が高い程ダスト中のＴ、Ｃが高く
なり、またダスト中には石炭等の炭素源のＡｓｈ成分で
あるＳｉｎｇやＡ ｌ ２０３が増加することから石炭
が吹き抜けているものと推定された。この傾向は溶鉄中
の炭素濃度が４％を超えると顕著になることがわかった
。 また、固体の含鉄原料たとえばスクラップの溶解速度は
溶鉄中の炭素濃度が高い程短時間で溶解することが確認
され、３％以下では急激に溶解速度が低下することが判
明した。 以上のことから固体の含鉄原料を溶解する際の溶鉄中炭
素濃度は３％以上でかつ４％以下にすることが必要であ
る。 そこで本発明者等は、溶鉄中の炭素濃度を３〜４％とし
、固体の含鉄原料の溶解実験を実施し、合わせてダスＨ
ＥＮ査も実施した。 その結果第２図に示すようにダスト発生量を低減する為
には、スラグ中のＴ、Ｆｅ１度を高めることが有効であ
ることがわかった。 これはスラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度の増加と共に、スラグの融
点および粘性が低下し滓化しやすくなることから流動性
が増し、溶鉄表面からのスピッティングおよびバルブバ
ースト起因のダスト量を低減できるものと考えられる。 ここでスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度としては３〜１０％が適
正であることが実験で確かめられたが７％を超えるとフ
ォーミングの危険性を生ずることから、より望ましい範
囲は３〜７％である。 又、第３図に示すごとく、スラグ中Ｔ、ＦｅとＳ分配比
（Ｓ）／ （Ｓ）（（Ｓ）はスラグ中のＳ。 （Ｓ）は溶銑中のＳ）の関係では、スラグ中Ｔ、Ｆｅが
低い程Ｓ分配比が上昇し、脱硫率は向上する。 以上の条件を満足する精錬方法を種々探索した結果、第
１図に示すようにダスト低減を計る時は送酸速度、攪拌
強度、溶鉄中の炭素濃度の相関で示されるＢＯＣなる指
標（Ｋｏｚ／（Ｗ／τ×〔％Ｃ） ）でその値が１０〜
１５の範囲になるように送酸速度Ｋ。２を制御すればよ
いことが判明した。また、実操業上はフォーミングの危
険性を回避する為にＢＯＣ値が１０〜１２の範囲になる
ようにすることが望ましい。 一方、前述第３図のようにスラグと溶鉄間のＳ分配比は
Ｔ、Ｆｅの増加にともない減少することは、冶金原理と
して公知である。次式はスラグ・メタル間の一般的な脱
Ｓ反応式であるが、 ＣａＯ＋ （Ｓ） ＝ＣａＳ ＋ （０）スラグ中には
ＣａＯのような塩基性成分が含存され、かつ
）の溶解精錬方法に関する。さらに詳細には、本発明は
複合吹錬用転炉を用いてダスト発生量を低減させ、かつ
［Ｓ）の上昇を防止した固体含鉄原料の溶解精錬方法に
関する。 （従来の技術） 近年、鉄酸化物、金属酸化物、スクラップ等の含鉄固形
物質を還元あるいは溶解する新しい製鉄法が提案されて
いる。 たとえば、特開昭５６−５８９１６号公報に微粉炭を転
炉の底に設けた羽口の一部から吹き込み他の羽口から酸
素ガスを吹き込んでスクラップを溶解することが記載さ
れている。また、ソ連ではＴｕｌａ方式として同様にス
クラップと石炭を転炉上部から添加し、溶解精錬を行な
う方法が工業化されている。 しかし、上記の報告においては、炭素の酸化反応を利用
してスクラップを溶解することが記載されているのみで
あり、炭素源を多量に添加して精錬する場合の問題点、
たとえばダスト発生量の増加、溶鉄中（Ｓ）の増加等を
解決する技術的示唆はなされていない。 また、特開昭６２−４７４１７号公報には上底吹転炉で
スクラップを加炭して溶解する際、脱硫および耐火物損
傷防止を目的としてスラグ中のＴ、Ｆｅを３％以下にす
る記載があるが、スクラップ溶解後の底吹撹拌を前提と
しておりスクラップ溶解中の耐火物損傷防止また底吹撹
拌時の耐火物損傷防止（明細書中では溶銑温度が１５８
０°Ｃと高温である。）という観点からは望ましくない
。 （発明が解決しようとする課題） 石炭などの炭素源を熱源とする精錬方法においては、炭
素の酸化反応熱を利用するために、脱炭量、廃ガス量が
炭素源の添加量に比例して増大し、その結果として精錬
時間が比例して延長する。特にスクラップ等の冷鉄源を
多量に溶解する場合には、必要とする炭素源の量は多量
となり、また比較的低温精錬期間が長く続く為にスラグ
が滓化しにくくダスト発生量が増大する。これは固体の
含鉄原料から溶鉄を得る溶解精錬法の経済評価として大
きな問題でありダスト量低減は解決すべき技術課題の１
つであった。 さらに精錬時間の延長に起因する耐火物損傷防止の観点
から比較的低温域での固体の含鉄原料の溶解精錬が望ま
れる、 また熱源となる石炭等の炭素源には（Ｓ）が０．１１〜
０．８０％含有されており多量に使用した場合には（Ｓ
）の上昇をきたし脱（Ｓ）精錬が必要となり精錬コスト
の増大を招く。そこで脱（Ｓ）処理の省略あるいは負荷
を軽減する含鉄原料の溶解精錬技術が望まれる。 本発明の目的は、比較的低温領域でダスト発生量を低減
させ、かつ極力（Ｓ）の上昇を防止する固体の含鉄原料
の溶解精錬方法を提供することにある。 （課題を解決するための手段） 本発明は、浴面下に羽口を有する精錬炉内に、上吹き又
は、上底吹きする酸素とともに非酸化性ガスをキャリア
として炭素質粉末を供給することにより固体の含鉄原料
を溶解して高炭素溶鉄を得る方法において、溶鉄および
固体含鉄原料への酸素供給を（１）、 （２）式の範囲
を満たすように制御してダスト発生を抑制する溶解過程
と、（３）、 （４）式の範囲を満たすように制御する
脱硫精錬過程からなる固体の含鉄原料の溶解精錬方法で
ある。 １０≦ＢＯＣ値≦１５ ・旧・・・・・・・・（１）式
３．０≦〔％Ｃ〕≦４．０ ・・・・・・・・・・・
・（２）式ＢＯＣ値≦８ ・・・・・・・・・・・・
（３）式３、５≦〔％Ｃ〕 ・１旧・・・・・（４
）式ここで、ＢＯＣ（旦ａｌａｎｃｅ ｏｆ旦ｘｙｇｅ
ｎ ａｎｄＫＯ２：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎｒｒ
ｒ／ｍ１ｎ）Ｗ：溶鉄および固体の含鉄原料の総量（ｔ
ｏｎ）〔％Ｃ〕：溶鉄中の平均炭素濃度（％）τ：均均
温混合時間Ｓｅｃ）で ５４０（ａｖ、ａ ＋０．１ ｊｖ、ｔ ）−”’ｔ ｖＬ ｎ２・ｄ′３・χ Ｑ、は、底吹ガスｆｉｔ（Ｎ１７分） ＴＬは、鋼浴温度（Ｋ） ｖＬは、浴の容積（Ｎｎ（） ρｅは、鋼浴の密度（ｋｇ／Ｎ！Ｔｒ）Ｐ２は、大気圧
（１０３３０ｋｇ／ｒＴｆ）Ｈは、浴深（ｍ） Ｔ７は、ガス温度（Ｋ） ηは、上吹ランス孔開き角度（°） Ｍは、上吹きガスの分子量 Ｑ７は、上吹基ガスＩ （Ｎボッ分） ｎは、上吹きランス孔数 ｄは、上吹きランス出口径（ｍ） χは、ランス高さ（ｍ） である。 本発明の主旨は、前述の通り、比較的低温領域でダスト
発生量を低減させ、かつ極力（Ｓ）の上昇を防止する固
体の含鉄原料の溶解精錬方法にあるが、以下に本発明に
ついて詳しく説明する。 本発明者等の詳細な基礎的研究と実際操業における経験
によれば、比較的低温領域で固体の含鉄原料を溶解精錬
した場合には、高炉溶銑を脱炭精錬した場合に比較し大
幅にダスト発生量が増大する。これは低温域においてス
ラグが滓化せずスピッティングおよびバルブバースト起
因のダストが増大することが原因であることがわかった
。 また、溶鉄の炭素濃度が高い程ダスト中のＴ、Ｃが高く
なり、またダスト中には石炭等の炭素源のＡｓｈ成分で
あるＳｉｎｇやＡ ｌ ２０３が増加することから石炭
が吹き抜けているものと推定された。この傾向は溶鉄中
の炭素濃度が４％を超えると顕著になることがわかった
。 また、固体の含鉄原料たとえばスクラップの溶解速度は
溶鉄中の炭素濃度が高い程短時間で溶解することが確認
され、３％以下では急激に溶解速度が低下することが判
明した。 以上のことから固体の含鉄原料を溶解する際の溶鉄中炭
素濃度は３％以上でかつ４％以下にすることが必要であ
る。 そこで本発明者等は、溶鉄中の炭素濃度を３〜４％とし
、固体の含鉄原料の溶解実験を実施し、合わせてダスＨ
ＥＮ査も実施した。 その結果第２図に示すようにダスト発生量を低減する為
には、スラグ中のＴ、Ｆｅ１度を高めることが有効であ
ることがわかった。 これはスラグ中Ｔ、Ｆｅ濃度の増加と共に、スラグの融
点および粘性が低下し滓化しやすくなることから流動性
が増し、溶鉄表面からのスピッティングおよびバルブバ
ースト起因のダスト量を低減できるものと考えられる。 ここでスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度としては３〜１０％が適
正であることが実験で確かめられたが７％を超えるとフ
ォーミングの危険性を生ずることから、より望ましい範
囲は３〜７％である。 又、第３図に示すごとく、スラグ中Ｔ、ＦｅとＳ分配比
（Ｓ）／ （Ｓ）（（Ｓ）はスラグ中のＳ。 （Ｓ）は溶銑中のＳ）の関係では、スラグ中Ｔ、Ｆｅが
低い程Ｓ分配比が上昇し、脱硫率は向上する。 以上の条件を満足する精錬方法を種々探索した結果、第
１図に示すようにダスト低減を計る時は送酸速度、攪拌
強度、溶鉄中の炭素濃度の相関で示されるＢＯＣなる指
標（Ｋｏｚ／（Ｗ／τ×〔％Ｃ） ）でその値が１０〜
１５の範囲になるように送酸速度Ｋ。２を制御すればよ
いことが判明した。また、実操業上はフォーミングの危
険性を回避する為にＢＯＣ値が１０〜１２の範囲になる
ようにすることが望ましい。 一方、前述第３図のようにスラグと溶鉄間のＳ分配比は
Ｔ、Ｆｅの増加にともない減少することは、冶金原理と
して公知である。次式はスラグ・メタル間の一般的な脱
Ｓ反応式であるが、 ＣａＯ＋ （Ｓ） ＝ＣａＳ ＋ （０）スラグ中には
ＣａＯのような塩基性成分が含存され、かつ
〔０〕を低
減することが肝要であるために、スラグ中のＴ、Ｆｅｔ
Ｊｍ度が低いことが望ましい。 また耐火物の溶損防止の観点からもスラグ中のＴ、Ｆｅ
？１度が低いことが望ましいが、前述のようにダスト量
を低減するために固体の含鉄原料の溶解過程はスラグ中
のＴ、Ｆｅ？１度は３〜１０％にする必要がある為、溶
鉄中の（Ｓ）を低濃度にすることはできない。 そこで固体の含鉄原料の溶解過程に続いてスラグ中のＴ
、Ｆｅｔ１度を低減する過程が必要となる。 本発明者らは、前述の溶解試験と同様の方法で溶鉄中の
炭素濃度を３〜４．５％とし種々の試験を行なった結果
、溶鉄の炭素濃度が３．５％以上でかつ、第１図に示す
ようにＢＯＣ値が８以下になるように送酸速度Ｋ。２を
制御すればスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度は３％以下にするこ
とができ、結果としてスラグの脱Ｓ能が向上することが
確認された。またＢＯＣ値が７以下の場合にはスラグ中
のＴ、 Ｆｅ濃度は２％以下にすることができスラグの
脱Ｓ能は大幅に向上することが判明した。 ここでスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度は溶鉄の炭素濃度の上昇
に伴ない低下するが前述の石炭の吹き抜けの問題から実
操業上は溶鉄中の炭素濃度を４．２％以下にすることが
望ましい。 なお溶解過程後に行なわれる脱硫精錬過程の時間は２〜
５分間で十分である。 したがって、溶解過程から脱硫精錬過程への移行は、出
銑目標温度、成分に到達するまでの所要時間の内、後半
の２〜５分間を脱硫精錬過程とすればよい。 また出銑目標温度、成分に到達するまでの時間が比較的
長時間に及ぶ場合においては、経済性を考慮して溶解過
程から脱硫精錬過程への移行は段階的に移行することが
推奨される。たとえばダスト発生抑制溶解過程（ＢＯＣ
値＝１２）→ＢＯＣ値１０→脱硫精錬過程（ＢＯＣ値＝
７）のようにすればよい。 （実施例） 〔実施例１〕 底吹ノズル８本を有する転炉内に１８０ｔの（Ｃ）＝３
．９８％、（Ｓ：ｌ＝０．０７３％、温度１３９５°Ｃ
の溶鉄があり、当該転炉内に１６４ｔのスラブ屑、鋼塊
、切断屑、型銑等の固体の含鉄原料を８０ｔと８４ｔの
２ Ｂａｇに分別し炉内に添加した。先ず８０ｔの含鉄
原料を添加すると同時に底吹ノズルからＣ＝ ８０．９
％、Ｓ＝０．３１０％で１．５ａｕｎ以下の石炭粉を３
００Ｎｎ（／ｈ ・本のＮ２ガスをキャリアガスとして
１１４ ｋｇ／ｍｉｎ ・本で加炭しながら、同時に
底吹ノズルから０□とＮ２の比率が８５ ：１５の混合
ガスを１．２５５ Ｎボ／ｈ・本で−溶鉄中に吹き込み
、かつ上吹ランスから３４．００ＯＮｒｒｆ／ ｈの吹
酸速度で精錬を開始した。この条件で計算される均一混
合時間は約１６秒であり、ＢＯＣ値は１２．５である。 約２２分間の溶解精錬後温度＝ １３９５°Ｃ（Ｃ）
＝３．５０％、（Ｓ）＝０．０７３％の２６０．５ ｔ
の溶鉄を得た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ） ＝
４．６０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０．１４６％で
あった。 引き続き２ Ｂａｇ目の含鉄原料を８４を添加し、ｌ
Ｂａｇ目と同様の吹酸条件で精錬を開始した。この条件
で計算される均一混合時間は約１９秒であり、ＢＯＣ値
は１０．８である。 ２ Ｂａｇ目溶解精錬開始後約２０分での溶鉄およびス
ラグのサンプリング結果では、温度＝ １３９２℃、（
Ｃ）＝３．７％、（Ｓ）−０，０７４％、スラグ中（％
Ｔ、Ｆｅ） ＝ ４．０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝
０．１４１％であった。サンプリング後約３分間上吹ラ
ンスからの送酸速度を２１．０ＯＯＮｒｒｆ／ ｈに低
減し、脱硫精錬を実施した。その結果、温度＝ １４２
０ ’Ｃ１（Ｃ）＝３．８５％、（Ｓ）＝０．０６１％
の溶鉄を３４４を得た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ
）は１．４％で、スラグ中（Ｔ、Ｓ）は０．３６６％で
あった。 後半３分間の条件で計算されるＢＯＣ値は７．２であっ
た。 またこのヒートに関しての物質バランスから算出される
不明鉄ロスは含鉄原料１トン当り２５．４ｋｇであった
。 （比較例１） 実施例１と同じ転炉内に１８３もの温度＝１４００°Ｃ
１（Ｃ）＝３．９２％、（Ｓ）＝０．０６８％の溶鉄が
あり、当該転炉内に実施例１と同様の方法で固体の含鉄
原料を添加した。Ｉ Ｂａｇ目添加後実施例１と同様の
石炭粉を３２０Ｎｒｒｒ／ｈ・本のＮｔガスをキャリア
ガスとして９０ｋｇ／ｒａｉｎ ・本で加炭しながら
同時に底吹ノズルから実施例１と同一条件で混合ガスを
溶鉄中に吹き込み、かつ上吹ランスから２５，０ＯＯＮ
ｒｒｆ／ ｈの吹酸速度で精錬を開始した。この条件で
計算される均一混合時間は約１６秒であり、ＢＯＣ値は
９．１である。 約２８分間の溶解精錬後温度−１３９８°Ｃ１（Ｃ）−
３，７０％、（Ｓ）＝０．０６９％の溶鉄２６２ｔを得
た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ） ＝２．４％スラ
グ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０．２０８％であった。引き続き
含鉄原料を８４を添加し、上吹ランスから３０，００Ｏ
Ｎｒｒｆ／ ｈの吹酸速度で精錬を行なった。この条件
で計算される均一混合時間は約１９秒であり、ＢＯＣ値
は９．３である。 ２ Ｂａｇ目精錬開始後約２３分での溶鉄およびスラグ
のサンプリング結果では、温度＝１３９５°Ｃ１（Ｃ）
＝３．８％、（Ｓ） ＝Ｏ１０８２％、スラグ中（％Ｔ
、Ｆｅ） ＝ ３．２％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０
．２０３％であった。得られた溶鉄量ば３４４ｔであっ
た。 サンプリング後、上吹きランスからの送酸速度を２８．
０ＯＯＮボ／ｈに低減し、ＢＯＣ値８．５で３分間の脱
硫精錬を施した。その結果、温度＝１，４１０°Ｃ１（
Ｃ）＝３．８５％で、（Ｓ）はｏ、 ｏ ｓ ｏ％迄し
か低減できなかった。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）
は、３．０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ）は０．２０４％であ
った。 又、このヒートに関しての物質バランスから算出される
不明鉄ロスは、含鉄原料１トン当り３７．６−であった
。 （発明の効果） 以上説明したように、本発明によれば、固体の含鉄原料
を溶解して高炭素溶鉄を得る時、精錬中のダスト発生量
を低減して溶鉄歩留を向上させ、かつ、脱（Ｓ）を促進
させることで、固体の含鉄原料溶解後の脱（Ｓ）精錬の
負荷を軽減でき、精錬コストの低減効果がある。
減することが肝要であるために、スラグ中のＴ、Ｆｅｔ
Ｊｍ度が低いことが望ましい。 また耐火物の溶損防止の観点からもスラグ中のＴ、Ｆｅ
？１度が低いことが望ましいが、前述のようにダスト量
を低減するために固体の含鉄原料の溶解過程はスラグ中
のＴ、Ｆｅ？１度は３〜１０％にする必要がある為、溶
鉄中の（Ｓ）を低濃度にすることはできない。 そこで固体の含鉄原料の溶解過程に続いてスラグ中のＴ
、Ｆｅｔ１度を低減する過程が必要となる。 本発明者らは、前述の溶解試験と同様の方法で溶鉄中の
炭素濃度を３〜４．５％とし種々の試験を行なった結果
、溶鉄の炭素濃度が３．５％以上でかつ、第１図に示す
ようにＢＯＣ値が８以下になるように送酸速度Ｋ。２を
制御すればスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度は３％以下にするこ
とができ、結果としてスラグの脱Ｓ能が向上することが
確認された。またＢＯＣ値が７以下の場合にはスラグ中
のＴ、 Ｆｅ濃度は２％以下にすることができスラグの
脱Ｓ能は大幅に向上することが判明した。 ここでスラグ中のＴ、Ｆｅ濃度は溶鉄の炭素濃度の上昇
に伴ない低下するが前述の石炭の吹き抜けの問題から実
操業上は溶鉄中の炭素濃度を４．２％以下にすることが
望ましい。 なお溶解過程後に行なわれる脱硫精錬過程の時間は２〜
５分間で十分である。 したがって、溶解過程から脱硫精錬過程への移行は、出
銑目標温度、成分に到達するまでの所要時間の内、後半
の２〜５分間を脱硫精錬過程とすればよい。 また出銑目標温度、成分に到達するまでの時間が比較的
長時間に及ぶ場合においては、経済性を考慮して溶解過
程から脱硫精錬過程への移行は段階的に移行することが
推奨される。たとえばダスト発生抑制溶解過程（ＢＯＣ
値＝１２）→ＢＯＣ値１０→脱硫精錬過程（ＢＯＣ値＝
７）のようにすればよい。 （実施例） 〔実施例１〕 底吹ノズル８本を有する転炉内に１８０ｔの（Ｃ）＝３
．９８％、（Ｓ：ｌ＝０．０７３％、温度１３９５°Ｃ
の溶鉄があり、当該転炉内に１６４ｔのスラブ屑、鋼塊
、切断屑、型銑等の固体の含鉄原料を８０ｔと８４ｔの
２ Ｂａｇに分別し炉内に添加した。先ず８０ｔの含鉄
原料を添加すると同時に底吹ノズルからＣ＝ ８０．９
％、Ｓ＝０．３１０％で１．５ａｕｎ以下の石炭粉を３
００Ｎｎ（／ｈ ・本のＮ２ガスをキャリアガスとして
１１４ ｋｇ／ｍｉｎ ・本で加炭しながら、同時に
底吹ノズルから０□とＮ２の比率が８５ ：１５の混合
ガスを１．２５５ Ｎボ／ｈ・本で−溶鉄中に吹き込み
、かつ上吹ランスから３４．００ＯＮｒｒｆ／ ｈの吹
酸速度で精錬を開始した。この条件で計算される均一混
合時間は約１６秒であり、ＢＯＣ値は１２．５である。 約２２分間の溶解精錬後温度＝ １３９５°Ｃ（Ｃ）
＝３．５０％、（Ｓ）＝０．０７３％の２６０．５ ｔ
の溶鉄を得た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ） ＝
４．６０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０．１４６％で
あった。 引き続き２ Ｂａｇ目の含鉄原料を８４を添加し、ｌ
Ｂａｇ目と同様の吹酸条件で精錬を開始した。この条件
で計算される均一混合時間は約１９秒であり、ＢＯＣ値
は１０．８である。 ２ Ｂａｇ目溶解精錬開始後約２０分での溶鉄およびス
ラグのサンプリング結果では、温度＝ １３９２℃、（
Ｃ）＝３．７％、（Ｓ）−０，０７４％、スラグ中（％
Ｔ、Ｆｅ） ＝ ４．０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝
０．１４１％であった。サンプリング後約３分間上吹ラ
ンスからの送酸速度を２１．０ＯＯＮｒｒｆ／ ｈに低
減し、脱硫精錬を実施した。その結果、温度＝ １４２
０ ’Ｃ１（Ｃ）＝３．８５％、（Ｓ）＝０．０６１％
の溶鉄を３４４を得た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ
）は１．４％で、スラグ中（Ｔ、Ｓ）は０．３６６％で
あった。 後半３分間の条件で計算されるＢＯＣ値は７．２であっ
た。 またこのヒートに関しての物質バランスから算出される
不明鉄ロスは含鉄原料１トン当り２５．４ｋｇであった
。 （比較例１） 実施例１と同じ転炉内に１８３もの温度＝１４００°Ｃ
１（Ｃ）＝３．９２％、（Ｓ）＝０．０６８％の溶鉄が
あり、当該転炉内に実施例１と同様の方法で固体の含鉄
原料を添加した。Ｉ Ｂａｇ目添加後実施例１と同様の
石炭粉を３２０Ｎｒｒｒ／ｈ・本のＮｔガスをキャリア
ガスとして９０ｋｇ／ｒａｉｎ ・本で加炭しながら
同時に底吹ノズルから実施例１と同一条件で混合ガスを
溶鉄中に吹き込み、かつ上吹ランスから２５，０ＯＯＮ
ｒｒｆ／ ｈの吹酸速度で精錬を開始した。この条件で
計算される均一混合時間は約１６秒であり、ＢＯＣ値は
９．１である。 約２８分間の溶解精錬後温度−１３９８°Ｃ１（Ｃ）−
３，７０％、（Ｓ）＝０．０６９％の溶鉄２６２ｔを得
た。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ） ＝２．４％スラ
グ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０．２０８％であった。引き続き
含鉄原料を８４を添加し、上吹ランスから３０，００Ｏ
Ｎｒｒｆ／ ｈの吹酸速度で精錬を行なった。この条件
で計算される均一混合時間は約１９秒であり、ＢＯＣ値
は９．３である。 ２ Ｂａｇ目精錬開始後約２３分での溶鉄およびスラグ
のサンプリング結果では、温度＝１３９５°Ｃ１（Ｃ）
＝３．８％、（Ｓ） ＝Ｏ１０８２％、スラグ中（％Ｔ
、Ｆｅ） ＝ ３．２％、スラグ中（Ｔ、Ｓ） ＝ ０
．２０３％であった。得られた溶鉄量ば３４４ｔであっ
た。 サンプリング後、上吹きランスからの送酸速度を２８．
０ＯＯＮボ／ｈに低減し、ＢＯＣ値８．５で３分間の脱
硫精錬を施した。その結果、温度＝１，４１０°Ｃ１（
Ｃ）＝３．８５％で、（Ｓ）はｏ、 ｏ ｓ ｏ％迄し
か低減できなかった。この時のスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）
は、３．０％、スラグ中（Ｔ、Ｓ）は０．２０４％であ
った。 又、このヒートに関しての物質バランスから算出される
不明鉄ロスは、含鉄原料１トン当り３７．６−であった
。 （発明の効果） 以上説明したように、本発明によれば、固体の含鉄原料
を溶解して高炭素溶鉄を得る時、精錬中のダスト発生量
を低減して溶鉄歩留を向上させ、かつ、脱（Ｓ）を促進
させることで、固体の含鉄原料溶解後の脱（Ｓ）精錬の
負荷を軽減でき、精錬コストの低減効果がある。
第１図は、Ｋｏｚ／ （ｗ／τ×〔％Ｃ） ） （＝
ＢＯＣ値）とスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）の関係を示す図、
第２図はスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）とＦｅダスト発生量の
関係を示す図、第３図はスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）とＳ配
分比（＝ （Ｓ）／ （Ｓ））の関係を示す図である。 Ｓ分配比（（δ）／（、Ｓ’） ） Ｆｅゲスト発注量（辱／ｒ）
ＢＯＣ値）とスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）の関係を示す図、
第２図はスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）とＦｅダスト発生量の
関係を示す図、第３図はスラグ中（％Ｔ、Ｆｅ）とＳ配
分比（＝ （Ｓ）／ （Ｓ））の関係を示す図である。 Ｓ分配比（（δ）／（、Ｓ’） ） Ｆｅゲスト発注量（辱／ｒ）
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 浴面下に羽口を有する精錬炉内に、上吹き又は、上底吹
きする酸素とともに非酸化性ガスをキャリアとして炭素
質粉末を供給することにより固体の含鉄原料を溶解して
高炭素溶鉄を得る方法において、 溶鉄および固体の含鉄原料への酸素供給を（１）、（２
）式の範囲を満たすように制御してダスト発生を抑制す
る溶解過程と、（３）、（４）式の範囲を満たすように
制御する脱硫精錬過程からなることを特徴とする固体含
鉄原料の溶解精錬方法。 １０≦ＢＯＣ値≦１５・・・・・・・・・・・・（１） 式３．０≦〔％Ｃ〕≦４．０・・・・・・・・・・・・
（２） 式ＢＯＣ値≦８・・・・・・・・・・・・（３） 式３．５≦〔％Ｃ〕・・・・・・・・・・・・（４） 式ここで、ＢＯＣ＝Ｋ＿Ｏ＿２／（Ｗ／τ×〔％Ｃ〕）
であり、 Ｋ＿Ｏ＿２：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎｍ＾３／ｍ
ｉｎ） Ｗ：溶鉄および固体の含鉄原料の総量（ｔｏｎ） τ：均一混合時間（Ｓｅｃ） 〔％Ｃ〕：溶鉄中の平均炭素濃度（％）である。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4434988A JPH01222009A (ja) | 1988-02-29 | 1988-02-29 | 固体含鉄原料の溶解精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP4434988A JPH01222009A (ja) | 1988-02-29 | 1988-02-29 | 固体含鉄原料の溶解精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01222009A true JPH01222009A (ja) | 1989-09-05 |
| JPH0438812B2 JPH0438812B2 (ja) | 1992-06-25 |
Family
ID=12689035
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP4434988A Granted JPH01222009A (ja) | 1988-02-29 | 1988-02-29 | 固体含鉄原料の溶解精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH01222009A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US11103953B2 (en) | 2017-03-02 | 2021-08-31 | Concept Laser Gmbh | Device for additive production of three-dimensional objects |
-
1988
- 1988-02-29 JP JP4434988A patent/JPH01222009A/ja active Granted
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US11103953B2 (en) | 2017-03-02 | 2021-08-31 | Concept Laser Gmbh | Device for additive production of three-dimensional objects |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0438812B2 (ja) | 1992-06-25 |
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