JPH0438812B2 - - Google Patents
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- JPH0438812B2 JPH0438812B2 JP4434988A JP4434988A JPH0438812B2 JP H0438812 B2 JPH0438812 B2 JP H0438812B2 JP 4434988 A JP4434988 A JP 4434988A JP 4434988 A JP4434988 A JP 4434988A JP H0438812 B2 JPH0438812 B2 JP H0438812B2
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Landscapes
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明は、固定の含鉄原料（たとえばスクラツ
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、スクラツプ等の
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、特開沼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多の羽
口から酸素ガスを吹き込んでスクラツプを溶解す
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ツ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ツ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
錬する場合点の問題点、たとえばダスト発生値の
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
でスクラツ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、スクラツプ溶解度
の底吹撹拌を前提としておりスクラツプ溶解中の
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1580℃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。特にスクラツ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つであつた。 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
精錬金技術が望まれる。 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
ガスをキヤ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 ……(1)式 3.0≦〔％℃〕≦4.0 ……(2)式 BOC値≦８ ……(3)式 3.5≦〔％℃〕 ……(4)式 ここで、BOC（Ｂalance of Ｏxygen and
Ｃarbon feeding rate）＝K02／Ｗ／τ〔％℃〕 K02：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎm3／min） Ｗ：溶鉄および固体の含鉄原料の総量（ton） 〔％℃〕：溶鉄中の平均炭素濃度（％） τ：均一混合時間（sec）で τ＝（Ｈ／0.125）2/3・（ρe／1000）1/3・540（ε・V
,T）-0．5 ε・V、B＝6.18QB・TL／VL｛2.3logP2＋ρeH／P2＋（１
−To／TL｝ ε・V,T＝0.632×10-6cosη／ＶＬ・QT 3・Ｍ／n2・d3・
ｘ QBは、底吹ガス量（Ｎm3／分） TLは、鋼浴温度（Ｋ） VLは、浴の容積（Ｎm3） ρeは、鋼浴の密度（Kg／Ｎm3） P2は、大気圧（1033Kg／m3） Ｈは、浴深（ｍ） To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 QTは、上吹きガス量（Ｎm3／分） ｎは、上吹きランス孔数 ｄは、上吹きランス出口径（ｍ） ｘ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
ツテイ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つた。 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SiO2やAl2O3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
ることがわかつた。 また、固体の含鉄原料たとえばスクラツプの溶
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、
合わせてダスト調査も実施した。 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.Fe濃度を高めるこ
とが有効であることがわかつた。 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ツテイ
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められたが７％を超
えるとフオーミングの危険性を生ずることから、
より望もしい範囲は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〕は熔銑中の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図示すようにダスト低減を計る時は送
酸速度、撹拌強度、溶鉄中の炭素濃度の相関で示
されるBOCなる指標（K02／（Ｗ／τ×〔％Ｃ〕））
でその値が10〜15の範囲になるように送酸速度
K02を制御すればよいことが判明した。また、実
操業上はフオ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、
治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、 Ga0＋〔Ｓ〕＝GaS＋〔Ｏ〕 スラグ中にはCa0のような塩基性成分が含有さ
れ、かつ〔Ｏ〕を低減することが肝要であるため
に、スラグ中のT.Fe濃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濃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濃度は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.Fe濃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
行なつた結果、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K02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％以下にな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時間で十分である。 したがつて、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１
０→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〕＝0.073％、温度1395℃の溶鉄が
あり、当該転炉内に164tのスラブ屑、鋼塊、切断
屑、型銑等の固体の引鉄原料を80tと84tの2Bag
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1.5mm以下の石炭粉を300Nm3／ｈ・本
のN2ガスをキヤリアガスとして114Kg／min・本
で加炭しながら、同時に底吹ノズルからO2とN2
の比率が85：15の混合ガスを1255Nm3／ｈ・本で
溶鉄中に吹き込み、かつ上吹きトランスから
34000Nm3／ｈの吹酸速度の精錬を開始した。こ
の条件で計算させ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〕＝
3.50％、〔Ｃ〕＝0.073％の260.5t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％であつた。 引き続き2Bag目の含鉄原料を84t添加し、
1Bag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。 2Bag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％であつた。
サンプリング後約３分間上吹トランスからの送酸
速度を21000Nm3／ｈ・に低減し、脱硫精錬を実
施した。その結果、温度＝1420℃、〔Ｃ〕＝3.85
％、〔Ｓ〕＝0.061％の溶鉄を344t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％であつた。後半３分間の条件で計算さ
れるBOC値は7.2であつた。 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トン当たり25.4
Kgであつた。 比較例 １ 実施例１と同じ転炉内に183tの温度＝1400℃、
〔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。1Bag目添加実施例１と同様の石
炭粉を320Nm3／ｈ・本のN2ガスをキヤリアガス
として90Kg／min・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25000Nm3／
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℃〔Ｃ〕＝
3.70％、〔Ｓ〕＝0.069％の溶鉄262tを得た。この時
のスラグ中（％T.Fe）＝2.40％スラグ中（T.S）＝
0.208％であつた。引き続き含鉄原料を84t添加
し、上吹ランスから30000Nm3／ｈの吹酸速度で
精錬を行なつた。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。 2Bag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℃、〔Ｃ〕
＝3.8％、〔Ｓ〕＝0.082％、スラグ中（％T.Fe）＝
3.2％、スラグ中（T.S）＝0.203％であつた。得ら
れた溶鉄量は344tであつた。 サンプリング後、上吹トランスからの送酸速度
を28000Nm3／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＝1410℃、
〔Ｃ〕＝3.85％、〔Ｓ〕＝0.080％迄しか低減できな
かつた。この時のスラグ中（％T.Fe）は3.0％、
スラグ中（T.S）は0.204％であつた。 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トン当たり
37.6Kgであつた。 （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。
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、スクラツプ等の
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、特開沼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多の羽
口から酸素ガスを吹き込んでスクラツプを溶解す
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ツ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ツ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
錬する場合点の問題点、たとえばダスト発生値の
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
でスクラツ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、スクラツプ溶解度
の底吹撹拌を前提としておりスクラツプ溶解中の
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1580℃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。特にスクラツ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つであつた。 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
精錬金技術が望まれる。 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
ガスをキヤ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 ……(1)式 3.0≦〔％℃〕≦4.0 ……(2)式 BOC値≦８ ……(3)式 3.5≦〔％℃〕 ……(4)式 ここで、BOC（Ｂalance of Ｏxygen and
Ｃarbon feeding rate）＝K02／Ｗ／τ〔％℃〕 K02：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎm3／min） Ｗ：溶鉄および固体の含鉄原料の総量（ton） 〔％℃〕：溶鉄中の平均炭素濃度（％） τ：均一混合時間（sec）で τ＝（Ｈ／0.125）2/3・（ρe／1000）1/3・540（ε・V
,T）-0．5 ε・V、B＝6.18QB・TL／VL｛2.3logP2＋ρeH／P2＋（１
−To／TL｝ ε・V,T＝0.632×10-6cosη／ＶＬ・QT 3・Ｍ／n2・d3・
ｘ QBは、底吹ガス量（Ｎm3／分） TLは、鋼浴温度（Ｋ） VLは、浴の容積（Ｎm3） ρeは、鋼浴の密度（Kg／Ｎm3） P2は、大気圧（1033Kg／m3） Ｈは、浴深（ｍ） To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 QTは、上吹きガス量（Ｎm3／分） ｎは、上吹きランス孔数 ｄは、上吹きランス出口径（ｍ） ｘ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
ツテイ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つた。 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SiO2やAl2O3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
ることがわかつた。 また、固体の含鉄原料たとえばスクラツプの溶
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、
合わせてダスト調査も実施した。 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.Fe濃度を高めるこ
とが有効であることがわかつた。 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ツテイ
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められたが７％を超
えるとフオーミングの危険性を生ずることから、
より望もしい範囲は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〕は熔銑中の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図示すようにダスト低減を計る時は送
酸速度、撹拌強度、溶鉄中の炭素濃度の相関で示
されるBOCなる指標（K02／（Ｗ／τ×〔％Ｃ〕））
でその値が10〜15の範囲になるように送酸速度
K02を制御すればよいことが判明した。また、実
操業上はフオ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、
治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、 Ga0＋〔Ｓ〕＝GaS＋〔Ｏ〕 スラグ中にはCa0のような塩基性成分が含有さ
れ、かつ〔Ｏ〕を低減することが肝要であるため
に、スラグ中のT.Fe濃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濃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濃度は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.Fe濃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
行なつた結果、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K02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％以下にな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時間で十分である。 したがつて、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１
０→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〕＝0.073％、温度1395℃の溶鉄が
あり、当該転炉内に164tのスラブ屑、鋼塊、切断
屑、型銑等の固体の引鉄原料を80tと84tの2Bag
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1.5mm以下の石炭粉を300Nm3／ｈ・本
のN2ガスをキヤリアガスとして114Kg／min・本
で加炭しながら、同時に底吹ノズルからO2とN2
の比率が85：15の混合ガスを1255Nm3／ｈ・本で
溶鉄中に吹き込み、かつ上吹きトランスから
34000Nm3／ｈの吹酸速度の精錬を開始した。こ
の条件で計算させ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〕＝
3.50％、〔Ｃ〕＝0.073％の260.5t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％であつた。 引き続き2Bag目の含鉄原料を84t添加し、
1Bag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。 2Bag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％であつた。
サンプリング後約３分間上吹トランスからの送酸
速度を21000Nm3／ｈ・に低減し、脱硫精錬を実
施した。その結果、温度＝1420℃、〔Ｃ〕＝3.85
％、〔Ｓ〕＝0.061％の溶鉄を344t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％であつた。後半３分間の条件で計算さ
れるBOC値は7.2であつた。 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トン当たり25.4
Kgであつた。 比較例 １ 実施例１と同じ転炉内に183tの温度＝1400℃、
〔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。1Bag目添加実施例１と同様の石
炭粉を320Nm3／ｈ・本のN2ガスをキヤリアガス
として90Kg／min・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25000Nm3／
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℃〔Ｃ〕＝
3.70％、〔Ｓ〕＝0.069％の溶鉄262tを得た。この時
のスラグ中（％T.Fe）＝2.40％スラグ中（T.S）＝
0.208％であつた。引き続き含鉄原料を84t添加
し、上吹ランスから30000Nm3／ｈの吹酸速度で
精錬を行なつた。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。 2Bag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℃、〔Ｃ〕
＝3.8％、〔Ｓ〕＝0.082％、スラグ中（％T.Fe）＝
3.2％、スラグ中（T.S）＝0.203％であつた。得ら
れた溶鉄量は344tであつた。 サンプリング後、上吹トランスからの送酸速度
を28000Nm3／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＝1410℃、
〔Ｃ〕＝3.85％、〔Ｓ〕＝0.080％迄しか低減できな
かつた。この時のスラグ中（％T.Fe）は3.0％、
スラグ中（T.S）は0.204％であつた。 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トン当たり
37.6Kgであつた。 （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、K02／（Ｗ／τ〔％℃〕）（＝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。
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。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 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
ヤ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≦〔％℃〕≦4.0 ……(2)式 BOC値≦８ ……(3)式 3.5≦〔％℃〕 ……(4)式 ここで、BOC＝K02／Ｗ／τ〔％℃〕であり、 K02：上底吹合計の酸素供給速度（Ｎm3／min） 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） 〔％℃〕：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 JPH01222009A (ja) | 1989-09-05 |
| JPH0438812B2 true 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) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE102017104351A1 (de) | 2017-03-02 | 2018-09-06 | Cl Schutzrechtsverwaltungs Gmbh | Vorrichtung zur additiven Herstellung dreidimensionaler Objekte |
-
1988
- 1988-02-29 JP JP4434988A patent/JPH01222009A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01222009A (ja) | 1989-09-05 |
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