JPH0259201B2 - - Google Patents
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- C21C2005/366—Foam slags
Description
請求の範囲
１ 最初の溶融後に、MgOおよびCaOないしは
珪酸二カルシウムで飽和された最終スラグが生じ
る、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用する製
鋼方法において、最終スラグを吹製終了および出
鋼後、転炉内にとどめ、このスラグに吹製開始前
ないしは開始の際に、スラグ形成のフラツクスと
ともに、銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり
5.0〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によつ
て確かめ、引き続き銑鉄を充填し、その後スクラ
ツプを装入し、それから石灰を装入し、吹製の終
りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0％に依存し、これに
比例して、鋼１トンあたり約120〜390Kgのスラグ
量を生じさせ、その際スラグ量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67によ
つて確かめかつスラグ量の上限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140に
よつて確かめ、吹製終了後スラグの半分を取出
し、転炉内にとどまる残量を次に溶融する際に使
用することを特徴とする塩基性転炉中で液状転炉
スラグを使用する製鋼方法。 ２ 必要なCaO量を関係式により添加される
MgO量だけ減少させる、請求の範囲第１項記載
の方法。 ３ スラグの飽和に必要なMgO量を微粒状で、
吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製練剤
と一緒に吹込む請求の範囲第１項または第２項記
載の方法。 ４ スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入し、その際ドロマイトにより導入され
る石灰量は石灰装入量で考慮する請求の範囲第１
項から第３項までのいずれか１項記載の方法。 ５ 最初の溶融後に、MgOおよびCaOないしは
珪酸二カルシウムで飽和された最終スラグが生じ
る、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用する製
鋼方法において、最終スラグを吹製終了および出
鋼後、転炉内にとどめ、このスラグに吹製開始前
ないし開始の際に、スラグ形成のフラツクスとと
もに、銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり
5.0〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によつ
て確かめ、引き続き銑鉄を充填し、それから石灰
を装入し、吹製時間の約25〜30％後にスクラツプ
を装入し、吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0
％に依存し、これに比例して、鋼１トンあたり約
120〜390Kgのスラグ量を生じさせ、その際スラグ
量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67によ
つて確かめかつスラグ量の上限は関係式：スラグ
（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によつて確か
め、吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用することを
特徴とする塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用
する製鋼方法。 ６ 石灰を装入する際、必要な石灰量の約20〜50
％のみを装入し、必要な石灰の残量を、吹製時間
の約25〜30％後に、スクラツプとともに装入する
請求の範囲第５項記載の方法。 ７ 必要なCaO量を関係式により添加される
MgO量だけ減少させる、請求の範囲第５項また
は第６項記載の方法。 ８ スラグの飽和に必要なMgO量を微粒状で、
吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製練剤
と一緒に吹込む請求の範囲第５項から第７項まで
のいずれか１項記載の方法。 ９ スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入し、その際ドロマイトにより導入され
る石灰量は石灰装入量で考慮する請求の範囲第５
項から第７項までのいずれか１項記載の方法。 明細書 本発明は、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使
用する製鋼方法に関する。 転炉の塩基性ライニングのためには、一般のド
ロマイト質（MgO＋CaO）またはマグネサイト
質（MgO）の焼成レンガまたはタール結合レン
ガならびにこの両者の組合せが使用される。 これらライニングは製練工程の間強い化学的、
熱的および機械的摩耗を受ける。機械的摩耗は装
入物の侵蝕、スクラツプおよび銑鉄の使用によつ
て惹起される。熱的摩耗は、耐火レンガの温度変
化に対する不十分な耐性によつて生じる。しかし
主として、転炉ライニングの耐久性は化学的原
因、つまり塩基性ライニングに対するスラグの攻
撃によつて影響される。 従つて、本発明の目的はなかんずく、塩基性ラ
イニングの耐久性を、化学的摩耗の減小によつ
て、しかも製練工程を実施する場合の特別な運転
技術的手段によつて高めることである。周知のよ
うに、化学的摩耗は製練工程の間のスラグの組成
に依存する。 現在の認識によれば、高い酸化鉄含量はなかん
ずく支配的な高い温度において不利な影響を及ぼ
すが、その理由は酸化鉄と耐火物の結合剤の炭素
との間に反応が起き、これによつて耐火物が最初
の摩耗相において脱炭されるからである。さら
に、増加する珪素含量が塩基性耐火材料の寿命を
低下することも公知である。製練工程の最初の数
分間に、銑鉄の珪素含量および相応する酸化鉄に
よつて高い酸化珪素濃度が生じ、使用した石灰は
さほど迅速に溶解しえないので酸性スラグが形成
する。それというのも低塩基度、流動性の酸化
鉄・珪酸塩スラグは塩基性ライニングに対して攻
撃的挙動をとり、吹製工程の間レンガの細孔中へ
侵入し、ここでドロマイトのCaOと反応するから
である。さらに、このスラグはMgOに対しかな
りの溶解能を有する。スラグのこの溶解度は製練
工程の開始時に最大で、吹製の終りに塩基度の増
加につれて低下する。転炉ライニングに対するス
ラグの攻撃も製練開始時に最大である。 従つて、耐久性を高めるための努力は、なかん
ずく製練の初期相におけるスラグの塩基度を高め
る方向に向けねばならない。耐火性の塩基性転炉
ライニングに対するスラグの化学冶金的攻撃は、
スラグを全製練工程の間MgO，CaOないしは珪
酸二石灰で飽和することによつて減小しうるにす
ぎない。最終スラグの組成は耐火材料の摩耗に対
する判断基準として利用することができない。こ
のためMgOないしはCaOにより初期スラグを飽
和するのは、装入されたMgOないしはCaOが十
分迅速に溶解しないので従来大きな困難に逢着し
た。溶解度は製練工程の間にはじめて改良され
る。 殊に製練工程に開始時にマグネサイト質転炉中
で装入される添加物としてのMgOの溶解速度を、
全製練工程の間MgO飽和を維持しかつフラツク
ス添加をさけて高めるのは西ドイツ国特許出願公
開第2852248号明細書においては次のようにして
達成されている。MgOまたはMgO含有物質が、
CaOまたはCaO含有塩基性物質の存在で製練開始
時に燃焼スポツト範囲内へ吹込まれる。このため
には正確に定められた量の特定粒度の添加物が使
用される。その後、必要な石灰残量が添加され
る。この方法は、燃焼スポツト範囲内の高い温度
によつて添加物の迅速な溶解をもたらす。しか
し、転炉ライニングの保護に必要な高いMgO含
量は、短くても反応時間後にはじめて得られる。
約20％の製練時間後に、MgO飽和のスラグが存
在する。さらに、添加物を吹込むためには、固体
の吹込みにも適当である吹製ランスが必要であ
る。初期スラグは、この方法によれば、まだ
MgOで飽和されていない。同様に、初期スラグ
の塩基度は、古典的LD法から公知である程度に
低い。 さらに、初期スラグの塩基度の増加およびそれ
とともに飽和するMgOおよびCaO含量の減小は、
製練の開始前または開始時に、たとえば転炉スラ
グのような高い塩基度と低い融点を有する物質の
使用によつて達成することができる。 転炉スラグの使用は公知であり、たとえばフラ
ンス国特許第1509342号明細書に開示されている。
この明細書には、液状転炉スラグを使用して銑鉄
を製練する方法が記載されている。 この方法に特徴的なのは、銑鉄を充填する際の
噴出を防ぐために、必要なスラグ添加物（石灰お
よび二酸化珪素フラツクス）を顆粒状で装入する
ことおよび転炉はその縦軸を中心に水平位置で回
転可能でなければならないことである。これは、
最終スラグが常に転炉内にとどまり、吹製時間の
約50％後にスラグ抽出するLDAC法の特別な変更
形である。 1972年８月の“ソ連邦における鋼”誌第608〜
611頁（“Steel in the USSR”：Kusnetzsov等）
からも、液状転炉スラグを用いて作業することは
公知である。ここでは、スラグの形成を促進しか
つ塩基度を高めるために、先行溶湯のスラグ量の
20〜25％を保持して作業する。スラグを石灰で濃
厚にし、全スクラツプを加える。次いで、銑鉄の
装入を行なう。スラグは不活性になる。大量のス
ラグを用いる作業は噴出のため工業的に普及され
ない。 “冶金”（Metallurg）第９巻（1975年）第18
頁〜第20頁（Kusnetzsov等）にも同様に保持す
るスラグを用いて作業することが記載されてい
る。該スラグは銑鉄充填前に石灰およびスクラツ
プによつて硬くなる。この場合でも転炉中にとど
なるスラグの最大50％を用いる吹製しか実施でき
ない。 さらに、製造された固体の転炉スラグを再び使
用することも公知である（“Revue de
Metallurgie”、1978年５月、第297頁〜第301頁、
著者R.Andoおよび“Fachberichte
Hu¨ttenp-raxis Metall
Metallweiterverarbeituug”、1978年10月、第789
頁〜第796頁、著者H.Nashiwa等）。固体スラグ
ノ有利な使用量は鋼１トンあたり25Kgであり、３
分の吹製時間後にシユートを用いて装入される。
製練工程の中央相において、噴出を防ぐためにド
ロマイトが鋼１トンあたり30Kgの量で加えられる
（ドロマイト中のMg018％）。このような方法を
用いてスラグを全製練時間にわたつて飽和するる
ことはできず；最終スラグがはじめてMgO飽和
に到達する。しかし、転炉の主要摩耗は吹製開始
の際に、低い塩基度および高いMgO溶解度のス
ラグによつて惹起される。日本においてはこの作
業法は、なかんずく生じる工業的廃物（ここでは
LDスラグ）を減少するために実施される。 本発明の課題は、初期スラグの塩基度を強く増
加させ、スラグをできるだけ全製練工程にわた
り、少なくとも臨界的初期範囲において飽和領域
内に保つことである。本発明はすべての塩基性ラ
イニング、従つてマグネサイト質およびドロマイ
ト質ライニングに有効であるので、MgO飽和と
ともに、CaOないしは珪酸二石灰によるスラグの
飽和も達成されなければならない。引用された公
知技術水準においては、全製練工程にわたりかつ
臨界的初期相の間2CaO・SiO2と同時にMgOによ
るダブル飽和の維持を達成することはできなかつ
た。 意外にも、吹製開始の際にMgOを使用する場
合のスラグのダブル飽和は、公知の古典的LD法
に比して多量の転炉中にとどまる液状スラグ分を
用いて作業するときにのみ達成しうることが判明
した。従つて、設定された課題を解決するため
に、請求の範囲第１項において、前提部による方
法であつて次の発明的工程の組合せを特徴とする
方法を提案する： ― 最終スラグを吹製終了および出鋼後、転炉内
にとどめ、 ― このスラグに吹製開始前ないしは開始の際
に、スラグ形成フラツクスとともに、銑鉄のSi
含量に依存して鋼１トンあたり5.0〜9.5Kgの
MgO量を添加し、その際珪素含量約0.4〜0.9％
に対するMgO量は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめ、 ― 引き続き銑鉄を充填し、 ― その後スクラツプを装入し、 ― 吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0％に依
存し、これに比例して、 鋼１トンあたり約120〜390Kgのスラグ量を生
じさせ、その際スラグ量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめかつスラグ量の上限は関係式：ス
ラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によ
つて確かめ、 ― 吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用する。 この方法では、初期スラグおよび最終スラグ
のみがMgOで飽和されている。2CaO・SiO2に
よる飽和は、全製練時間にわたつて達成され
る。さらに、請求の範囲第５項によれば、前提
部による方法であつて、次の発明的工程の組合
わせを特徴とする方法が提案される： ― 最終スラグを吹製終了および出鋼後転炉内に
とどめ、 ― このスラグに吹製開始前ないしは開始の際
に、スラグ形成のフラツクスとともに、 銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり5.0
〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によ
つて確かめ、 ― 引き続き銑鉄を充填し、 ― それから石灰を装入し、 ― 吹製時間の約25〜30％後にスクラツプを装入
し、 ― 吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0に依存
し、これに比例して鋼１トンあたり約120〜390
Kgのスラグ量を生じさせ、その際スラグ量の下
限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめかつスラグ量の上限は関係式：ス
ラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によ
つて確かめ、 ― 吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用する。 この方法の場合、スラグは製練工程の間
2CaO・SiO2で飽和されている。MgO含量は飽和
範囲に近づく。この方法は、スクラツプ不在にお
ける製練工程中の温度は差当り急激に上昇するの
で（第７図）、添加されたフラツクスに対するス
ラグの良好な溶解度を特徴とする。 温度は、スクラツプ装入開始の際約1525℃を中
心として動き、1500℃と1550℃との間で変動する
ことができ、製練工程の終りに約1625℃にまで上
昇する。吹製開始の際における高い温度供給は、
装入されたドロマイトおよび石灰の溶解を促進す
る。 請求の範囲第５項の有利な実施形は請求の範囲
第６項に明らかである。この場合、石灰を使用す
る場合、ドロマイト中のCaOを差引いて、必要な
石灰量の約20〜50％のみが装入される。残量は、
吹製時間の約25〜30％後にはじめてスクラツプと
一緒に装入される。吹製工程の開始時に石灰の冷
却作用も減小するので、請求の範囲第５項による
方法の場合よりももつと高い温度が得られ、従つ
て固体の添加物に対するスラグの溶解度もさらに
改良される。この方法の場合、スラグは全製練工
程の間不均一であり、2CaO・SiO2およびMgOで
飽和されている。 意外にもこの方法において、吹製開始の際吹製
時間の30％後に試料を取出す場合スラグのFeO含
量は非常に低いことが確認された。古典的LD法
においてはFeO含量は20％よりもはるかに大き
く、酸性スラグとともに強い耐火物攻撃を惹起す
る。記載された本発明による作業法の場合、FeO
含量は約７％（全鉄約5.5％に相当）低下させる
ことができる。 意外にも、古典的LD法において必要なCaO量
はスラグのMgO飽和に必要なMgO量（第２図に
おけるノモグラムｂによる）だけ減小させうるこ
とが判明した。これから誘導される、本方法を実
施するための手段は請求の範囲第２項および第６
項に記載されている。 さらに請求の範囲第３項および第７項によれ
ば、スラグの飽和のために必要なMgO量の細粒
状で吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製
練剤と一緒に吹込むのが有利である。 請求の範囲第４項および第９項に記載したよう
に、スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入する場合には、石灰装入量は、ドロマ
イトで導入される石灰量だけ減少させることがで
きる。 第１図は本発明方法とスラグを使用しない通常
のLD法との吹製の終りにおける比較スラグ量線
図を示し、この場合直線１および３は通常のLD
法に関し、直線２および４は本発明方法に関し、
直線１および２はSi含量0.4％に、直線３および
４はSi含量1.0％に関するものである。第２図は
吹製開始の際、Mgo添加量を知るためのノモグ
ラムである。第３図は製練プロセスの間のスラグ
の塩基度（CaO％／SiO2％）に対する転炉内の
残留スラグの影響を示す比較線図であり、第４図
は吹製工程中のスラグ組成の経過を示す成分
〔（CaO＋MnO＋MgO）−FeO−SiO2〕の比較三
角線図である。第５図は1600℃におけるスラグの
塩基度に依存するMgO飽和含量線図である。第
６図は吹製時間中の塩基度、MgO含量および
MgO飽和含量の経過を示し、第７図は転炉内の
温度経過を示す線図である。 すべての方法の実施例において本発明による吹
製開始の際に、第１図のスラグ量線図ａから推考
できるようなスラグ量を用いて作業し、吹製の終
りにおけるスラグ量はスラグを使用しない公知
LD法に比して約２倍に相当する。即ち、Si含量
0.4％に関しては直線１（公知LD法）および直線
２（本発明方法）から、スラグ量範囲はLD法の場
合には鋼１トンあたり60〜120Kgであり、本発明
方法の場合には120〜240Kgであることが認められ
る。1.0％のSi含量に関しては直線３（公知LD法）
および直線４（本発明方法）から、吹製の終りに
おけるスラグ量は、鋼１トンあたりLD法の場合
には約125〜240Kgの範囲内にあり、本発明方法の
場合には200〜390Kgの範囲内にあることが認めら
れる。これらの値はLD法の場合の値のそれぞれ
約２倍である。さらに、Mgo添加量は本発明に
よれば吹製開始の際、銑鉄の珪素含量に依存して
MgO添加量を知るためのノモグラムｂ（第２図）
に従つて加えられる。 本発明により記載された、先行溶湯のスラグを
転炉中にとどめることと、製練開始前ないしは製
練時間の30％までの製練開始時に添加物ドロマイ
ト、石灰およびスクラツプを装入することの組合
せによつて完全に新規で、予想外のスラグ挙動が
生じることが判明した。大事なのは、融液を噴出
なしに吹製しうるということの確認であつた。こ
の方法の利点は幾多の点に認められる。第一に、
転炉ライニングの耐久性が、全吹製時間の間また
は少なくとも臨界的初期相の間、2CaO・SiO2お
よびMgOのダブル飽和の調節によつて明瞭に改
良される。第二に、スラグをMgOで飽和するた
めのフラツクスないしは添加物の量は液状転炉ス
ラグを保持することによつて著しく減少させるこ
とができた。スラグの挙動は著しく均一化され
る。2CaO・SiO2およびMgOでダブル飽和された
スラグは不均質であつて、転炉ライニング上に保
護被覆層を形成する。MgOでの飽和は有利にメ
ルウイナイト、モンチセリ石およびマグネシオウ
イスタイトによつて行われ；初期スラグ中では第
一にメルウイナイトおよびモンチセリ石により、
最終スラグ中ではたんにマグネシオウイスタイト
によつて行なわれる。さらに、古典的LD法より
も遅くスクラツプを装入することにより、方法の
高い初期温度のため装入されたドロマイトないし
は石灰の溶解条件が有利になる。さらに、金属と
スラグとの間の硫黄分配が著しく改良され、それ
とともに著しく良好な最終硫黄含量を達成するこ
とのできることが確認された。同様に、普通の
LD法に比して脱燐も改良される。 第３図は、製練プロセスの間のスラグの塩基度
（CaO％／SiO2％の比によつて表わされる）に対する転 炉中にとどまる残留スラグの影響に関する概観を
示す。 普通のLD法に代表的に、塩基度の経過は、イ
ジミユイデン（Ijmuiden）の記載、西ドイツ国
特許出願公告第2427205号明細書［発明の名称：
鉄基金属の処理法、出願人：Murton，
Crawford，B.，Pittsburgh，Pa（米国）］および
製鋼工場ベイネ・ザルツギツター社（Peine−
SelzgitterAG（Ｐ＋Ｓ））における普通の初期ス
ラグに関する結果によつて表わされている。 第２の中央の曲線には、スラグの部分量、ここ
では200トン転炉において約５トン（鋼１トンに
つきスラグ25Kg）の再使用によつて文献から公知
となつている塩基度値が記載されている。ここで
既に、初期スラグの塩基度に対する影響が確認さ
れる。 第三の上方の曲線からは、吹製の終りにおいて
普通に使用されるスラグ量を転炉内にとどめ、吹
製の間スラグ量線図ａ（第１図）によるもののほ
ぼ２倍のスラグ量を用いて作業すれば、スラグの
塩基度は全溶融経過にわたつてさらに上昇するこ
とが認められる。 この手段によつて、殊に1/3〜1/2の吹製時間で
著しい酸性スラグの塩基度はかなり上昇し、酸性
スラグによつて生じる転炉摩耗がさけられる。 吹製行程の間のスラグ組成は、３成分系（CaO
＋MnO＋MgO）1−FeO1−SiO1 2でスラグの組成
の経過を表わす第４図によつてもつと正確に記載
される。普通のLD法ではスラグは吹製開始の際
にFeOおよびSiO2に富むスラグの不飽和領域を
通るが、この領域は高い塩基度で作業すると同時
にMgOを装入する場合にはもはや通らず、スラ
グは全溶融期間の間2CaO・SiO2飽和（〜５％
MnOおよび〜10％MgO）の領域に到達するかま
たはこの領域内に存在する。本発明によりほば２
倍のスラグ量を用いて吹製する場合、スラグは最
終スラグから2CaO・SiO2化合物の方向に移動
し、再び最終スラグに戻る。本発明方法の場合、
全吹製工程にわたつてスラグ内に著しく低いFeO
含量が調節される。また、吹製工程の間のスラグ
組成の変化も普通のLD法の場合よりも著しく僅
かであり、酸化第一鉄分の少ない塩基性スラグの
領域を通り、転炉の摩耗が著しく僅かとなる。 第５図はMgOでのスラグの飽和を表わす。普
通のLD法の場合酸性の初期スラグはMgO飽和に
到達するためにはMgO15〜20％を溶解しなけれ
ばならないが、本発明方法の場合、転炉内にとど
まるスラグに基づき高い塩基度で作業する場合に
は初期スラグ中に僅か８〜10％のMgO含量が調
節されるにすぎない。マグネサイトキヤリヤとし
ては最も有利にドロマイトが使用される。装入の
時点は吹製の開始前ないしは開始の際である。 吹製時間中の塩基度、MgO含量および溶解し
たMgO（MgOS）に関する概略は第６図に認めら
れる。種々の方法におけるMgO含量は相違し、
同じ含量から出発し、同じ含量に終る。請求の範
囲第６項による方法によれば全溶融時間にわたつ
てスラグのMgO飽和が得られるが、請求の範囲
第１項および第５項による作業法においては初期
スラグおよび最終スラグのみがMgOで飽和され
る。 次に、本発明方法の経過を、多数の運転実験に
代表的な、請求範囲に記載された方法に対する３
つの実施例につき説明する。 例１は請求の範囲第１項による経過を明らかに
する。 まず、残留スラグをつくらねばならない。この
ために、200トンの転炉中で常用の方法によつて
LD融液をつくる。 吹製開始前に、付加的にドロマイトを加える。
必要なMgO量は第２図のノモグラムから推考し
うる。 吹製終了の際には全液状スラグ（22トン）が転
炉内にとどまる。次の溶湯に対してスクラツプ
49.7トンを加える。銑鉄分析による石灰分は11.9
トンである。これから、ドロマイトのCaO分を次
の計算によつて差引く。 MgO添加量（第２図）を知るためのノモグラ
ムにより、存在する銑鉄分析：Ｃ＝4.65％、Si＝
0.72％、Mn＝0.55％、Ｐ＝0.10％およびＳ＝
0.011％に対し、鋼１トンあたり7.90KgのMgO量、
つまり200トンの溶湯に対して1580Kgが必要であ
る。37％のMgO含量の場合、ドロマイト4270Kg
を加えねばならない。 CaO分58％の場合、ドロマイトは2470KgのCaO
量を含有している。石灰中にCaO含分の２％が含
まれている場合、これは石灰2680Kgの量に相当す
る。従つて、石灰分はこの量だけ減少させねばな
らない。銑鉄172.7トンを充填した後、石灰11.9
−2.68＝9.22トンを装入する。引続き、ドロマイ
ト4.27トンを加える。それから、製練行程を開始
する。 制御のため、４分＝吹製時間の30％後に、鋼お
よびスラグの試料を取出すために工程を中断す
る。13.7分後の製練工程の終りにおける最終温度
は1614℃であつた。鋼およびスラグ分析、30％お
よび100％吹製時間後の塩基度は次の値を有して
いた：
珪酸二カルシウムで飽和された最終スラグが生じ
る、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用する製
鋼方法において、最終スラグを吹製終了および出
鋼後、転炉内にとどめ、このスラグに吹製開始前
ないしは開始の際に、スラグ形成のフラツクスと
ともに、銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり
5.0〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によつ
て確かめ、引き続き銑鉄を充填し、その後スクラ
ツプを装入し、それから石灰を装入し、吹製の終
りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0％に依存し、これに
比例して、鋼１トンあたり約120〜390Kgのスラグ
量を生じさせ、その際スラグ量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67によ
つて確かめかつスラグ量の上限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140に
よつて確かめ、吹製終了後スラグの半分を取出
し、転炉内にとどまる残量を次に溶融する際に使
用することを特徴とする塩基性転炉中で液状転炉
スラグを使用する製鋼方法。 ２ 必要なCaO量を関係式により添加される
MgO量だけ減少させる、請求の範囲第１項記載
の方法。 ３ スラグの飽和に必要なMgO量を微粒状で、
吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製練剤
と一緒に吹込む請求の範囲第１項または第２項記
載の方法。 ４ スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入し、その際ドロマイトにより導入され
る石灰量は石灰装入量で考慮する請求の範囲第１
項から第３項までのいずれか１項記載の方法。 ５ 最初の溶融後に、MgOおよびCaOないしは
珪酸二カルシウムで飽和された最終スラグが生じ
る、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用する製
鋼方法において、最終スラグを吹製終了および出
鋼後、転炉内にとどめ、このスラグに吹製開始前
ないし開始の際に、スラグ形成のフラツクスとと
もに、銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり
5.0〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によつ
て確かめ、引き続き銑鉄を充填し、それから石灰
を装入し、吹製時間の約25〜30％後にスクラツプ
を装入し、吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0
％に依存し、これに比例して、鋼１トンあたり約
120〜390Kgのスラグ量を生じさせ、その際スラグ
量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67によ
つて確かめかつスラグ量の上限は関係式：スラグ
（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によつて確か
め、吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用することを
特徴とする塩基性転炉中で液状転炉スラグを使用
する製鋼方法。 ６ 石灰を装入する際、必要な石灰量の約20〜50
％のみを装入し、必要な石灰の残量を、吹製時間
の約25〜30％後に、スクラツプとともに装入する
請求の範囲第５項記載の方法。 ７ 必要なCaO量を関係式により添加される
MgO量だけ減少させる、請求の範囲第５項また
は第６項記載の方法。 ８ スラグの飽和に必要なMgO量を微粒状で、
吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製練剤
と一緒に吹込む請求の範囲第５項から第７項まで
のいずれか１項記載の方法。 ９ スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入し、その際ドロマイトにより導入され
る石灰量は石灰装入量で考慮する請求の範囲第５
項から第７項までのいずれか１項記載の方法。 明細書 本発明は、塩基性転炉中で液状転炉スラグを使
用する製鋼方法に関する。 転炉の塩基性ライニングのためには、一般のド
ロマイト質（MgO＋CaO）またはマグネサイト
質（MgO）の焼成レンガまたはタール結合レン
ガならびにこの両者の組合せが使用される。 これらライニングは製練工程の間強い化学的、
熱的および機械的摩耗を受ける。機械的摩耗は装
入物の侵蝕、スクラツプおよび銑鉄の使用によつ
て惹起される。熱的摩耗は、耐火レンガの温度変
化に対する不十分な耐性によつて生じる。しかし
主として、転炉ライニングの耐久性は化学的原
因、つまり塩基性ライニングに対するスラグの攻
撃によつて影響される。 従つて、本発明の目的はなかんずく、塩基性ラ
イニングの耐久性を、化学的摩耗の減小によつ
て、しかも製練工程を実施する場合の特別な運転
技術的手段によつて高めることである。周知のよ
うに、化学的摩耗は製練工程の間のスラグの組成
に依存する。 現在の認識によれば、高い酸化鉄含量はなかん
ずく支配的な高い温度において不利な影響を及ぼ
すが、その理由は酸化鉄と耐火物の結合剤の炭素
との間に反応が起き、これによつて耐火物が最初
の摩耗相において脱炭されるからである。さら
に、増加する珪素含量が塩基性耐火材料の寿命を
低下することも公知である。製練工程の最初の数
分間に、銑鉄の珪素含量および相応する酸化鉄に
よつて高い酸化珪素濃度が生じ、使用した石灰は
さほど迅速に溶解しえないので酸性スラグが形成
する。それというのも低塩基度、流動性の酸化
鉄・珪酸塩スラグは塩基性ライニングに対して攻
撃的挙動をとり、吹製工程の間レンガの細孔中へ
侵入し、ここでドロマイトのCaOと反応するから
である。さらに、このスラグはMgOに対しかな
りの溶解能を有する。スラグのこの溶解度は製練
工程の開始時に最大で、吹製の終りに塩基度の増
加につれて低下する。転炉ライニングに対するス
ラグの攻撃も製練開始時に最大である。 従つて、耐久性を高めるための努力は、なかん
ずく製練の初期相におけるスラグの塩基度を高め
る方向に向けねばならない。耐火性の塩基性転炉
ライニングに対するスラグの化学冶金的攻撃は、
スラグを全製練工程の間MgO，CaOないしは珪
酸二石灰で飽和することによつて減小しうるにす
ぎない。最終スラグの組成は耐火材料の摩耗に対
する判断基準として利用することができない。こ
のためMgOないしはCaOにより初期スラグを飽
和するのは、装入されたMgOないしはCaOが十
分迅速に溶解しないので従来大きな困難に逢着し
た。溶解度は製練工程の間にはじめて改良され
る。 殊に製練工程に開始時にマグネサイト質転炉中
で装入される添加物としてのMgOの溶解速度を、
全製練工程の間MgO飽和を維持しかつフラツク
ス添加をさけて高めるのは西ドイツ国特許出願公
開第2852248号明細書においては次のようにして
達成されている。MgOまたはMgO含有物質が、
CaOまたはCaO含有塩基性物質の存在で製練開始
時に燃焼スポツト範囲内へ吹込まれる。このため
には正確に定められた量の特定粒度の添加物が使
用される。その後、必要な石灰残量が添加され
る。この方法は、燃焼スポツト範囲内の高い温度
によつて添加物の迅速な溶解をもたらす。しか
し、転炉ライニングの保護に必要な高いMgO含
量は、短くても反応時間後にはじめて得られる。
約20％の製練時間後に、MgO飽和のスラグが存
在する。さらに、添加物を吹込むためには、固体
の吹込みにも適当である吹製ランスが必要であ
る。初期スラグは、この方法によれば、まだ
MgOで飽和されていない。同様に、初期スラグ
の塩基度は、古典的LD法から公知である程度に
低い。 さらに、初期スラグの塩基度の増加およびそれ
とともに飽和するMgOおよびCaO含量の減小は、
製練の開始前または開始時に、たとえば転炉スラ
グのような高い塩基度と低い融点を有する物質の
使用によつて達成することができる。 転炉スラグの使用は公知であり、たとえばフラ
ンス国特許第1509342号明細書に開示されている。
この明細書には、液状転炉スラグを使用して銑鉄
を製練する方法が記載されている。 この方法に特徴的なのは、銑鉄を充填する際の
噴出を防ぐために、必要なスラグ添加物（石灰お
よび二酸化珪素フラツクス）を顆粒状で装入する
ことおよび転炉はその縦軸を中心に水平位置で回
転可能でなければならないことである。これは、
最終スラグが常に転炉内にとどまり、吹製時間の
約50％後にスラグ抽出するLDAC法の特別な変更
形である。 1972年８月の“ソ連邦における鋼”誌第608〜
611頁（“Steel in the USSR”：Kusnetzsov等）
からも、液状転炉スラグを用いて作業することは
公知である。ここでは、スラグの形成を促進しか
つ塩基度を高めるために、先行溶湯のスラグ量の
20〜25％を保持して作業する。スラグを石灰で濃
厚にし、全スクラツプを加える。次いで、銑鉄の
装入を行なう。スラグは不活性になる。大量のス
ラグを用いる作業は噴出のため工業的に普及され
ない。 “冶金”（Metallurg）第９巻（1975年）第18
頁〜第20頁（Kusnetzsov等）にも同様に保持す
るスラグを用いて作業することが記載されてい
る。該スラグは銑鉄充填前に石灰およびスクラツ
プによつて硬くなる。この場合でも転炉中にとど
なるスラグの最大50％を用いる吹製しか実施でき
ない。 さらに、製造された固体の転炉スラグを再び使
用することも公知である（“Revue de
Metallurgie”、1978年５月、第297頁〜第301頁、
著者R.Andoおよび“Fachberichte
Hu¨ttenp-raxis Metall
Metallweiterverarbeituug”、1978年10月、第789
頁〜第796頁、著者H.Nashiwa等）。固体スラグ
ノ有利な使用量は鋼１トンあたり25Kgであり、３
分の吹製時間後にシユートを用いて装入される。
製練工程の中央相において、噴出を防ぐためにド
ロマイトが鋼１トンあたり30Kgの量で加えられる
（ドロマイト中のMg018％）。このような方法を
用いてスラグを全製練時間にわたつて飽和するる
ことはできず；最終スラグがはじめてMgO飽和
に到達する。しかし、転炉の主要摩耗は吹製開始
の際に、低い塩基度および高いMgO溶解度のス
ラグによつて惹起される。日本においてはこの作
業法は、なかんずく生じる工業的廃物（ここでは
LDスラグ）を減少するために実施される。 本発明の課題は、初期スラグの塩基度を強く増
加させ、スラグをできるだけ全製練工程にわた
り、少なくとも臨界的初期範囲において飽和領域
内に保つことである。本発明はすべての塩基性ラ
イニング、従つてマグネサイト質およびドロマイ
ト質ライニングに有効であるので、MgO飽和と
ともに、CaOないしは珪酸二石灰によるスラグの
飽和も達成されなければならない。引用された公
知技術水準においては、全製練工程にわたりかつ
臨界的初期相の間2CaO・SiO2と同時にMgOによ
るダブル飽和の維持を達成することはできなかつ
た。 意外にも、吹製開始の際にMgOを使用する場
合のスラグのダブル飽和は、公知の古典的LD法
に比して多量の転炉中にとどまる液状スラグ分を
用いて作業するときにのみ達成しうることが判明
した。従つて、設定された課題を解決するため
に、請求の範囲第１項において、前提部による方
法であつて次の発明的工程の組合せを特徴とする
方法を提案する： ― 最終スラグを吹製終了および出鋼後、転炉内
にとどめ、 ― このスラグに吹製開始前ないしは開始の際
に、スラグ形成フラツクスとともに、銑鉄のSi
含量に依存して鋼１トンあたり5.0〜9.5Kgの
MgO量を添加し、その際珪素含量約0.4〜0.9％
に対するMgO量は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめ、 ― 引き続き銑鉄を充填し、 ― その後スクラツプを装入し、 ― 吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0％に依
存し、これに比例して、 鋼１トンあたり約120〜390Kgのスラグ量を生
じさせ、その際スラグ量の下限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめかつスラグ量の上限は関係式：ス
ラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によ
つて確かめ、 ― 吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用する。 この方法では、初期スラグおよび最終スラグ
のみがMgOで飽和されている。2CaO・SiO2に
よる飽和は、全製練時間にわたつて達成され
る。さらに、請求の範囲第５項によれば、前提
部による方法であつて、次の発明的工程の組合
わせを特徴とする方法が提案される： ― 最終スラグを吹製終了および出鋼後転炉内に
とどめ、 ― このスラグに吹製開始前ないしは開始の際
に、スラグ形成のフラツクスとともに、 銑鉄のSi含量に依存して鋼１トンあたり5.0
〜9.5KgのMgO量を添加し、その際珪素含量約
0.4〜0.9％に対するMgO量は関係式： MgO（Kg／鋼１トン）＝9.5×Si（％）＋1.2によ
つて確かめ、 ― 引き続き銑鉄を充填し、 ― それから石灰を装入し、 ― 吹製時間の約25〜30％後にスクラツプを装入
し、 ― 吹製の終りに銑鉄中のSi含量0.4〜1.0に依存
し、これに比例して鋼１トンあたり約120〜390
Kgのスラグ量を生じさせ、その際スラグ量の下
限は関係式： スラグ（Kg／鋼１トン）＝133×Si（％）＋67に
よつて確かめかつスラグ量の上限は関係式：ス
ラグ（Kg／鋼１トン）＝250×Si（％）＋140によ
つて確かめ、 ― 吹製終了後スラグの半分を取出し、転炉内に
とどまる残量を次に溶融する際に使用する。 この方法の場合、スラグは製練工程の間
2CaO・SiO2で飽和されている。MgO含量は飽和
範囲に近づく。この方法は、スクラツプ不在にお
ける製練工程中の温度は差当り急激に上昇するの
で（第７図）、添加されたフラツクスに対するス
ラグの良好な溶解度を特徴とする。 温度は、スクラツプ装入開始の際約1525℃を中
心として動き、1500℃と1550℃との間で変動する
ことができ、製練工程の終りに約1625℃にまで上
昇する。吹製開始の際における高い温度供給は、
装入されたドロマイトおよび石灰の溶解を促進す
る。 請求の範囲第５項の有利な実施形は請求の範囲
第６項に明らかである。この場合、石灰を使用す
る場合、ドロマイト中のCaOを差引いて、必要な
石灰量の約20〜50％のみが装入される。残量は、
吹製時間の約25〜30％後にはじめてスクラツプと
一緒に装入される。吹製工程の開始時に石灰の冷
却作用も減小するので、請求の範囲第５項による
方法の場合よりももつと高い温度が得られ、従つ
て固体の添加物に対するスラグの溶解度もさらに
改良される。この方法の場合、スラグは全製練工
程の間不均一であり、2CaO・SiO2およびMgOで
飽和されている。 意外にもこの方法において、吹製開始の際吹製
時間の30％後に試料を取出す場合スラグのFeO含
量は非常に低いことが確認された。古典的LD法
においてはFeO含量は20％よりもはるかに大き
く、酸性スラグとともに強い耐火物攻撃を惹起す
る。記載された本発明による作業法の場合、FeO
含量は約７％（全鉄約5.5％に相当）低下させる
ことができる。 意外にも、古典的LD法において必要なCaO量
はスラグのMgO飽和に必要なMgO量（第２図に
おけるノモグラムｂによる）だけ減小させうるこ
とが判明した。これから誘導される、本方法を実
施するための手段は請求の範囲第２項および第６
項に記載されている。 さらに請求の範囲第３項および第７項によれ
ば、スラグの飽和のために必要なMgO量の細粒
状で吹製の始めから吹製時間の約25〜30％まで製
練剤と一緒に吹込むのが有利である。 請求の範囲第４項および第９項に記載したよう
に、スラグの飽和に必要なMgO量をドロマイト
の形で導入する場合には、石灰装入量は、ドロマ
イトで導入される石灰量だけ減少させることがで
きる。 第１図は本発明方法とスラグを使用しない通常
のLD法との吹製の終りにおける比較スラグ量線
図を示し、この場合直線１および３は通常のLD
法に関し、直線２および４は本発明方法に関し、
直線１および２はSi含量0.4％に、直線３および
４はSi含量1.0％に関するものである。第２図は
吹製開始の際、Mgo添加量を知るためのノモグ
ラムである。第３図は製練プロセスの間のスラグ
の塩基度（CaO％／SiO2％）に対する転炉内の
残留スラグの影響を示す比較線図であり、第４図
は吹製工程中のスラグ組成の経過を示す成分
〔（CaO＋MnO＋MgO）−FeO−SiO2〕の比較三
角線図である。第５図は1600℃におけるスラグの
塩基度に依存するMgO飽和含量線図である。第
６図は吹製時間中の塩基度、MgO含量および
MgO飽和含量の経過を示し、第７図は転炉内の
温度経過を示す線図である。 すべての方法の実施例において本発明による吹
製開始の際に、第１図のスラグ量線図ａから推考
できるようなスラグ量を用いて作業し、吹製の終
りにおけるスラグ量はスラグを使用しない公知
LD法に比して約２倍に相当する。即ち、Si含量
0.4％に関しては直線１（公知LD法）および直線
２（本発明方法）から、スラグ量範囲はLD法の場
合には鋼１トンあたり60〜120Kgであり、本発明
方法の場合には120〜240Kgであることが認められ
る。1.0％のSi含量に関しては直線３（公知LD法）
および直線４（本発明方法）から、吹製の終りに
おけるスラグ量は、鋼１トンあたりLD法の場合
には約125〜240Kgの範囲内にあり、本発明方法の
場合には200〜390Kgの範囲内にあることが認めら
れる。これらの値はLD法の場合の値のそれぞれ
約２倍である。さらに、Mgo添加量は本発明に
よれば吹製開始の際、銑鉄の珪素含量に依存して
MgO添加量を知るためのノモグラムｂ（第２図）
に従つて加えられる。 本発明により記載された、先行溶湯のスラグを
転炉中にとどめることと、製練開始前ないしは製
練時間の30％までの製練開始時に添加物ドロマイ
ト、石灰およびスクラツプを装入することの組合
せによつて完全に新規で、予想外のスラグ挙動が
生じることが判明した。大事なのは、融液を噴出
なしに吹製しうるということの確認であつた。こ
の方法の利点は幾多の点に認められる。第一に、
転炉ライニングの耐久性が、全吹製時間の間また
は少なくとも臨界的初期相の間、2CaO・SiO2お
よびMgOのダブル飽和の調節によつて明瞭に改
良される。第二に、スラグをMgOで飽和するた
めのフラツクスないしは添加物の量は液状転炉ス
ラグを保持することによつて著しく減少させるこ
とができた。スラグの挙動は著しく均一化され
る。2CaO・SiO2およびMgOでダブル飽和された
スラグは不均質であつて、転炉ライニング上に保
護被覆層を形成する。MgOでの飽和は有利にメ
ルウイナイト、モンチセリ石およびマグネシオウ
イスタイトによつて行われ；初期スラグ中では第
一にメルウイナイトおよびモンチセリ石により、
最終スラグ中ではたんにマグネシオウイスタイト
によつて行なわれる。さらに、古典的LD法より
も遅くスクラツプを装入することにより、方法の
高い初期温度のため装入されたドロマイトないし
は石灰の溶解条件が有利になる。さらに、金属と
スラグとの間の硫黄分配が著しく改良され、それ
とともに著しく良好な最終硫黄含量を達成するこ
とのできることが確認された。同様に、普通の
LD法に比して脱燐も改良される。 第３図は、製練プロセスの間のスラグの塩基度
（CaO％／SiO2％の比によつて表わされる）に対する転 炉中にとどまる残留スラグの影響に関する概観を
示す。 普通のLD法に代表的に、塩基度の経過は、イ
ジミユイデン（Ijmuiden）の記載、西ドイツ国
特許出願公告第2427205号明細書［発明の名称：
鉄基金属の処理法、出願人：Murton，
Crawford，B.，Pittsburgh，Pa（米国）］および
製鋼工場ベイネ・ザルツギツター社（Peine−
SelzgitterAG（Ｐ＋Ｓ））における普通の初期ス
ラグに関する結果によつて表わされている。 第２の中央の曲線には、スラグの部分量、ここ
では200トン転炉において約５トン（鋼１トンに
つきスラグ25Kg）の再使用によつて文献から公知
となつている塩基度値が記載されている。ここで
既に、初期スラグの塩基度に対する影響が確認さ
れる。 第三の上方の曲線からは、吹製の終りにおいて
普通に使用されるスラグ量を転炉内にとどめ、吹
製の間スラグ量線図ａ（第１図）によるもののほ
ぼ２倍のスラグ量を用いて作業すれば、スラグの
塩基度は全溶融経過にわたつてさらに上昇するこ
とが認められる。 この手段によつて、殊に1/3〜1/2の吹製時間で
著しい酸性スラグの塩基度はかなり上昇し、酸性
スラグによつて生じる転炉摩耗がさけられる。 吹製行程の間のスラグ組成は、３成分系（CaO
＋MnO＋MgO）1−FeO1−SiO1 2でスラグの組成
の経過を表わす第４図によつてもつと正確に記載
される。普通のLD法ではスラグは吹製開始の際
にFeOおよびSiO2に富むスラグの不飽和領域を
通るが、この領域は高い塩基度で作業すると同時
にMgOを装入する場合にはもはや通らず、スラ
グは全溶融期間の間2CaO・SiO2飽和（〜５％
MnOおよび〜10％MgO）の領域に到達するかま
たはこの領域内に存在する。本発明によりほば２
倍のスラグ量を用いて吹製する場合、スラグは最
終スラグから2CaO・SiO2化合物の方向に移動
し、再び最終スラグに戻る。本発明方法の場合、
全吹製工程にわたつてスラグ内に著しく低いFeO
含量が調節される。また、吹製工程の間のスラグ
組成の変化も普通のLD法の場合よりも著しく僅
かであり、酸化第一鉄分の少ない塩基性スラグの
領域を通り、転炉の摩耗が著しく僅かとなる。 第５図はMgOでのスラグの飽和を表わす。普
通のLD法の場合酸性の初期スラグはMgO飽和に
到達するためにはMgO15〜20％を溶解しなけれ
ばならないが、本発明方法の場合、転炉内にとど
まるスラグに基づき高い塩基度で作業する場合に
は初期スラグ中に僅か８〜10％のMgO含量が調
節されるにすぎない。マグネサイトキヤリヤとし
ては最も有利にドロマイトが使用される。装入の
時点は吹製の開始前ないしは開始の際である。 吹製時間中の塩基度、MgO含量および溶解し
たMgO（MgOS）に関する概略は第６図に認めら
れる。種々の方法におけるMgO含量は相違し、
同じ含量から出発し、同じ含量に終る。請求の範
囲第６項による方法によれば全溶融時間にわたつ
てスラグのMgO飽和が得られるが、請求の範囲
第１項および第５項による作業法においては初期
スラグおよび最終スラグのみがMgOで飽和され
る。 次に、本発明方法の経過を、多数の運転実験に
代表的な、請求範囲に記載された方法に対する３
つの実施例につき説明する。 例１は請求の範囲第１項による経過を明らかに
する。 まず、残留スラグをつくらねばならない。この
ために、200トンの転炉中で常用の方法によつて
LD融液をつくる。 吹製開始前に、付加的にドロマイトを加える。
必要なMgO量は第２図のノモグラムから推考し
うる。 吹製終了の際には全液状スラグ（22トン）が転
炉内にとどまる。次の溶湯に対してスクラツプ
49.7トンを加える。銑鉄分析による石灰分は11.9
トンである。これから、ドロマイトのCaO分を次
の計算によつて差引く。 MgO添加量（第２図）を知るためのノモグラ
ムにより、存在する銑鉄分析：Ｃ＝4.65％、Si＝
0.72％、Mn＝0.55％、Ｐ＝0.10％およびＳ＝
0.011％に対し、鋼１トンあたり7.90KgのMgO量、
つまり200トンの溶湯に対して1580Kgが必要であ
る。37％のMgO含量の場合、ドロマイト4270Kg
を加えねばならない。 CaO分58％の場合、ドロマイトは2470KgのCaO
量を含有している。石灰中にCaO含分の２％が含
まれている場合、これは石灰2680Kgの量に相当す
る。従つて、石灰分はこの量だけ減少させねばな
らない。銑鉄172.7トンを充填した後、石灰11.9
−2.68＝9.22トンを装入する。引続き、ドロマイ
ト4.27トンを加える。それから、製練行程を開始
する。 制御のため、４分＝吹製時間の30％後に、鋼お
よびスラグの試料を取出すために工程を中断す
る。13.7分後の製練工程の終りにおける最終温度
は1614℃であつた。鋼およびスラグ分析、30％お
よび100％吹製時間後の塩基度は次の値を有して
いた：
【表】
出鋼した後、スラグ（22トン）の50％を取出
す。取出したスラグをスラグバケツト中で量を測
定するかないしはスラグバケツト中で秤量する。
その後の溶融工程においては常にスラグの50％を
取出し、その結果古典的LD法に対するスラグ量
線図ａ（第１図）による倍量のスラグが転炉中に
とどまる。初期スラグおよび最終スラグは、第６
図から明らかなように、15％吹製時間までおよび
85％吹製時間からMgOで飽和される。 例２は請求の範囲第５項による運転条件を記載
する。残留スラグの形成は既に請求の範囲第１項
に記載したようにして行なわれる。 転炉中には残留スラグ22トンが存在する。次の
銑鉄分析を有する銑鉄172トンを装入する：Ｃ＝
4.59％、Si＝0.66％、Mn＝0.52％、Ｐ＝0.10％、
Ｓ＝0.010％、次いで石灰を加え、それからドロ
マイトを加える。それぞれの量は次のようにして
計算される： 銑鉄の珪素含量に基づきMgO量（第２図によ
る）は鋼１トンあたり7.2Kgであり；これは200ト
ン製練の場合MgO1400Kgに相当する。ドロマイ
ト中のMgO含量37％の場合、装入すべきドロマ
イト量は3890Kgである。ドロマイト中のCaO分は
58％であり、これはCaO2256Kgであり、石灰中の
CaO92％の場合2450Kgの石灰量が生じる。銑鉄分
析に基づき石灰分は10.16トンであり、これから
2.45トンを差引かねばならないので、装入すべき
石灰量は7.71トンである。 3.92分の吹製時間（27.3％吹製時間）後に転炉
を傾倒し、鋼およびスラグの試料を取出す。スク
ラツプ50トンの装入後、融液を完全に吹製する。
吹製終了は14.35分であつた。鋼温度は1622℃で
あつた。鋼およびスラグからなる試料を取出す。
鋼203トンを抽出した後、スラグの1/2量を排出
し、次い融液に対しスラグ22トンを転炉中にとど
める。鋼およびスラグ分析および約30％吹製時間
および100％吹製時間後のスラグの塩基度は次の
値を生じた：
す。取出したスラグをスラグバケツト中で量を測
定するかないしはスラグバケツト中で秤量する。
その後の溶融工程においては常にスラグの50％を
取出し、その結果古典的LD法に対するスラグ量
線図ａ（第１図）による倍量のスラグが転炉中に
とどまる。初期スラグおよび最終スラグは、第６
図から明らかなように、15％吹製時間までおよび
85％吹製時間からMgOで飽和される。 例２は請求の範囲第５項による運転条件を記載
する。残留スラグの形成は既に請求の範囲第１項
に記載したようにして行なわれる。 転炉中には残留スラグ22トンが存在する。次の
銑鉄分析を有する銑鉄172トンを装入する：Ｃ＝
4.59％、Si＝0.66％、Mn＝0.52％、Ｐ＝0.10％、
Ｓ＝0.010％、次いで石灰を加え、それからドロ
マイトを加える。それぞれの量は次のようにして
計算される： 銑鉄の珪素含量に基づきMgO量（第２図によ
る）は鋼１トンあたり7.2Kgであり；これは200ト
ン製練の場合MgO1400Kgに相当する。ドロマイ
ト中のMgO含量37％の場合、装入すべきドロマ
イト量は3890Kgである。ドロマイト中のCaO分は
58％であり、これはCaO2256Kgであり、石灰中の
CaO92％の場合2450Kgの石灰量が生じる。銑鉄分
析に基づき石灰分は10.16トンであり、これから
2.45トンを差引かねばならないので、装入すべき
石灰量は7.71トンである。 3.92分の吹製時間（27.3％吹製時間）後に転炉
を傾倒し、鋼およびスラグの試料を取出す。スク
ラツプ50トンの装入後、融液を完全に吹製する。
吹製終了は14.35分であつた。鋼温度は1622℃で
あつた。鋼およびスラグからなる試料を取出す。
鋼203トンを抽出した後、スラグの1/2量を排出
し、次い融液に対しスラグ22トンを転炉中にとど
める。鋼およびスラグ分析および約30％吹製時間
および100％吹製時間後のスラグの塩基度は次の
値を生じた：
【表】
第６図から認めうるように、この運転法ではス
ラグは20％吹製時間までおよび80％吹製時間から
MgOで飽和されている。 例３は請求の範囲第６項による経過を明らかに
する。 残留スラグの形成はまず例１に記載したように
行なう。この場合、転炉中にスラグ22トンが存在
する。このため、次の銑鉄分析を有する銑鉄
175.2トンを装入する：Ｃ＝4.62％、Si＝0.68％、
Mn＝0.51％、Ｐ＝0.10％、Ｓ＝0.009％。次いで
石灰の一部を加える。石灰およびドロマイト量の
計算を次式に従つて行う。 必要なMgO量はノモグラム（第２図）によれ
ば鋼１トンあたり7.5Kgと推考され、これは200ト
ン溶銑の場合MgO1500Kgに相当する。ドロマイ
ト中のMgO含量37％の場合、ドロマイト量は
4050Kgと計算される。ドロマイトのCaO分は（58
％の場合）2350Kg（石灰2550Kgに相当）である。
石灰分は銑鉄分析に基づき10.45トンであり、こ
れから2.55トンを差引くと、7.9トンの石灰量が
残り、そのうち石灰2.5トンを使用する。引続き、
計算量のドロマイト4.05トンを加える。それか
ら、製練工程を開始する。吹製時間の30％（3.92
分吹製）後に工程を中断し、鋼およびスラグ試料
を取出し、47.2トンのスクラツプ量および5.4ト
ンの残存石灰量を加える。13.67分後、溶湯は完
全に吹製され、最終温度は1639℃に達した。 鋼およびスラグ分析および吹製時間の30％後お
よび100％後の塩基度は次の値を有していた：
ラグは20％吹製時間までおよび80％吹製時間から
MgOで飽和されている。 例３は請求の範囲第６項による経過を明らかに
する。 残留スラグの形成はまず例１に記載したように
行なう。この場合、転炉中にスラグ22トンが存在
する。このため、次の銑鉄分析を有する銑鉄
175.2トンを装入する：Ｃ＝4.62％、Si＝0.68％、
Mn＝0.51％、Ｐ＝0.10％、Ｓ＝0.009％。次いで
石灰の一部を加える。石灰およびドロマイト量の
計算を次式に従つて行う。 必要なMgO量はノモグラム（第２図）によれ
ば鋼１トンあたり7.5Kgと推考され、これは200ト
ン溶銑の場合MgO1500Kgに相当する。ドロマイ
ト中のMgO含量37％の場合、ドロマイト量は
4050Kgと計算される。ドロマイトのCaO分は（58
％の場合）2350Kg（石灰2550Kgに相当）である。
石灰分は銑鉄分析に基づき10.45トンであり、こ
れから2.55トンを差引くと、7.9トンの石灰量が
残り、そのうち石灰2.5トンを使用する。引続き、
計算量のドロマイト4.05トンを加える。それか
ら、製練工程を開始する。吹製時間の30％（3.92
分吹製）後に工程を中断し、鋼およびスラグ試料
を取出し、47.2トンのスクラツプ量および5.4ト
ンの残存石灰量を加える。13.67分後、溶湯は完
全に吹製され、最終温度は1639℃に達した。 鋼およびスラグ分析および吹製時間の30％後お
よび100％後の塩基度は次の値を有していた：
【表】
第６図から認めうるように、この運転法の場合
スラグは吹製の初めから吹製の終りまでMgOで
飽和されていた。
スラグは吹製の初めから吹製の終りまでMgOで
飽和されていた。
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| DE3040630A DE3040630C2 (de) | 1980-10-29 | 1980-10-29 | Verfahren zur Erzeugung von Stahl im basischen Konverter unter Verwendung von flüssiger Konverterschlacke |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS57501863A JPS57501863A (ja) | 1982-10-21 |
| JPH0259201B2 true JPH0259201B2 (ja) | 1990-12-11 |
Family
ID=6115389
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56503181A Expired JPH0259201B2 (ja) | 1980-10-29 | 1981-09-28 |
Country Status (5)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US4421554A (ja) |
| EP (2) | EP0050743A1 (ja) |
| JP (1) | JPH0259201B2 (ja) |
| DE (1) | DE3040630C2 (ja) |
| WO (1) | WO1982001565A1 (ja) |
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|---|---|---|---|---|
| DE3219409C2 (de) * | 1982-05-19 | 1984-10-11 | Schweizerische Aluminium Ag, Chippis | Verfahren zur Bestimmung der Oxidationsgeschwindigkeit an der Oberfläche einer Metallschmelze |
| US5567222A (en) * | 1994-03-24 | 1996-10-22 | Kawasaki Steel Corporation | Method of controlling slag coating of a steel converter |
| DE4433511C2 (de) * | 1994-09-20 | 1998-02-05 | Klaus Juergen Hanke | Verfahren zur Erzeugung von Stahl |
| US6401329B1 (en) | 1999-12-21 | 2002-06-11 | Vishay Dale Electronics, Inc. | Method for making overlay surface mount resistor |
| CN102212641A (zh) * | 2011-06-15 | 2011-10-12 | 南京钢铁股份有限公司 | 一种快速成渣的方法 |
| RU2545874C2 (ru) * | 2012-04-27 | 2015-04-10 | Закрытое Акционерное Общество "МагнийПром" | Способ получения магнезиального флюса для выплавки стали |
| CN104673966A (zh) * | 2015-01-22 | 2015-06-03 | 河北钢铁股份有限公司承德分公司 | 转炉炉衬的快速维护方法 |
Family Cites Families (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3288592A (en) * | 1963-01-16 | 1966-11-29 | Pfizer & Co C | Process for reducing deterioration in equipment handling molten materials |
| FR1346148A (fr) * | 1963-01-31 | 1963-12-13 | Centre Nat Rech Metall | Procédé pour la protection du revêtement intérieur des fours métallurgiques |
| LU50247A1 (ja) * | 1966-01-12 | 1967-07-12 | ||
| FR1536457A (fr) * | 1967-07-07 | 1968-08-16 | Siderurgie Fse Inst Rech | Procédé pour la protection des revêtements réfractaires des récipients métallurgiques d'affinage continu |
| US3507642A (en) * | 1969-06-02 | 1970-04-21 | Allegheny Ludlum Steel | Process for producing corrosion resistant steel |
| US3897244A (en) * | 1973-06-08 | 1975-07-29 | Crawford Brown Murton | Method for refining iron-base metal |
| US3884678A (en) * | 1974-02-04 | 1975-05-20 | Jones & Laughlin Steel Corp | Fluxes |
| FR2271293B1 (ja) * | 1974-05-15 | 1977-06-24 | Lafarge Fondu Int | |
| DE2852248C3 (de) * | 1978-12-02 | 1982-02-11 | Dolomitwerke GmbH, 5603 Wülfrath | Verfahren zur Erhöhung der Haltbarkeit basischer Ausmauerungen von Konvertern beim Frischen von Roheisen |
-
1980
- 1980-10-29 DE DE3040630A patent/DE3040630C2/de not_active Expired
-
1981
- 1981-09-28 JP JP56503181A patent/JPH0259201B2/ja not_active Expired
- 1981-09-28 WO PCT/EP1981/000152 patent/WO1982001565A1/de active IP Right Grant
- 1981-09-28 EP EP81107683A patent/EP0050743A1/de active Pending
- 1981-09-28 EP EP81902685A patent/EP0063569B1/de not_active Expired
-
1982
- 1982-06-24 US US06/391,674 patent/US4421554A/en not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| DE3040630A1 (de) | 1982-04-29 |
| DE3040630C2 (de) | 1983-03-31 |
| JPS57501863A (ja) | 1982-10-21 |
| WO1982001565A1 (fr) | 1982-05-13 |
| EP0063569A1 (de) | 1982-11-03 |
| EP0050743A1 (de) | 1982-05-05 |
| EP0063569B1 (de) | 1986-01-08 |
| US4421554A (en) | 1983-12-20 |
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