JPS5842714A - 溶銑の予備脱珪方法 - Google Patents
溶銑の予備脱珪方法Info
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- JPS5842714A JPS5842714A JP14012881A JP14012881A JPS5842714A JP S5842714 A JPS5842714 A JP S5842714A JP 14012881 A JP14012881 A JP 14012881A JP 14012881 A JP14012881 A JP 14012881A JP S5842714 A JPS5842714 A JP S5842714A
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
- C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
- C21C5/32—Blowing from above
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Refinement Of Pig-Iron, Manufacture Of Cast Iron, And Steel Manufacture Other Than In Revolving Furnaces (AREA)
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
【発明の詳細な説明】
本発明は溶銑の予備脱珪方法に関し、殊にＣ１Ｍｎ及び
ｐｅの酸化損失を可及的に防止しつつ５ｉを効率良く除
去する方法に関するものである。
ｐｅの酸化損失を可及的に防止しつつ５ｉを効率良く除
去する方法に関するものである。
製鋼炉における精錬の主目的は脱Ｃ１脱Ｐ、脱Ｓ、昇温
であるが、銑・鋼−貫製鉄所ではこのうち脱Ｓ精錬の一
部又は大部分を溶銑段階で予備処理的に行ない、製鋼炉
では主として脱Ｃ１脱Ｐ。
であるが、銑・鋼−貫製鉄所ではこのうち脱Ｓ精錬の一
部又は大部分を溶銑段階で予備処理的に行ない、製鋼炉
では主として脱Ｃ１脱Ｐ。
昇温を行なう趨勢にある。脱Ｃと昇温は純酸累を使用す
ることによって容易に達成できるが、脱Ｐは高塩基度で
且つ酸化鉄含有量の高いＣａＯ系スラグを使用しなけれ
ばならず、溶銑中の５ｉｙＶｃ見合う量のＣａＯと＃媒
剤を製鋼炉中ＶＣ添加してＣａｏｉ／Ｓｉｏ２が８．１
５〜６．０となる様にＭｉｄ用スラスラグ整する必要が
あった。一方高炉から出銑される溶銑中のＳｉ含有率は
通常０．８〜０．８チ程度であって定常的に低Ｓｉ銑を
得ることは困難であ）、製鋼炉で発生するスラグの倉は
粗鋼１トン当り、８０〜１１０ＫＩＩにも達して＾る１
１鋼スブグの一部は焼結鉱等への添加材として利用され
高炉外返還されるが、返Ｍｉｋを多ぐすると溶銑中のＰ
含有率が上昇するのでその利用には自ずと限度があり、
大部分は産業廃棄物として投棄されている。ところが最
近では製鉄所近隣の投棄場所も激減しておシ、投棄に要
する費用は無視できない。
ることによって容易に達成できるが、脱Ｐは高塩基度で
且つ酸化鉄含有量の高いＣａＯ系スラグを使用しなけれ
ばならず、溶銑中の５ｉｙＶｃ見合う量のＣａＯと＃媒
剤を製鋼炉中ＶＣ添加してＣａｏｉ／Ｓｉｏ２が８．１
５〜６．０となる様にＭｉｄ用スラスラグ整する必要が
あった。一方高炉から出銑される溶銑中のＳｉ含有率は
通常０．８〜０．８チ程度であって定常的に低Ｓｉ銑を
得ることは困難であ）、製鋼炉で発生するスラグの倉は
粗鋼１トン当り、８０〜１１０ＫＩＩにも達して＾る１
１鋼スブグの一部は焼結鉱等への添加材として利用され
高炉外返還されるが、返Ｍｉｋを多ぐすると溶銑中のＰ
含有率が上昇するのでその利用には自ずと限度があり、
大部分は産業廃棄物として投棄されている。ところが最
近では製鉄所近隣の投棄場所も激減しておシ、投棄に要
する費用は無視できない。
また製鋼スラグ中には１５〜８０％程度の酸化鉄が含ま
れておｐ、その投棄は鉄資源の浪費になる。
れておｐ、その投棄は鉄資源の浪費になる。
この様な問題を軽減する為に、溶銑を酸素ガス或いは酸
化鉄等の酸化剤で処理して浴銑中のＳｉを０．１〜ｏ、
ａｑ６程度まで酸化除去し、製鋼炉で添加するｃａｃｌ
の副原料の消費量を低減すると共に、スラグ発生量及び
鉄分ロスを抑えようとする試みがなされている。また最
近では脱Ｐをも溶銑段階で行ない製鋼炉で＃ｉ実質的Ｋ
１１ｌ（：、と昇温のみを行なう方法も検討されて込る
が、この場合も脱Ｐに使用する精錬剤の量は溶銑中のＳ
ｉ含有量にほぼ比例して増加するので、効果的な予備脱
Ｓｉ法術の確立が切望されている。
化鉄等の酸化剤で処理して浴銑中のＳｉを０．１〜ｏ、
ａｑ６程度まで酸化除去し、製鋼炉で添加するｃａｃｌ
の副原料の消費量を低減すると共に、スラグ発生量及び
鉄分ロスを抑えようとする試みがなされている。また最
近では脱Ｐをも溶銑段階で行ない製鋼炉で＃ｉ実質的Ｋ
１１ｌ（：、と昇温のみを行なう方法も検討されて込る
が、この場合も脱Ｐに使用する精錬剤の量は溶銑中のＳ
ｉ含有量にほぼ比例して増加するので、効果的な予備脱
Ｓｉ法術の確立が切望されている。
ところで予備脱Ｓｉ法は前述の様に酸化鉄による脱Ｓｉ
と＠素ガスによる脱Ｓｉの２つの方法に大別され、前者
では下記ｉＩＩ式の反応によって溶銑中のＦｅ１ｉが増
加するという利点が発揮される。
と＠素ガスによる脱Ｓｉの２つの方法に大別され、前者
では下記ｉＩＩ式の反応によって溶銑中のＦｅ１ｉが増
加するという利点が発揮される。
Ｘ（Ｓｉ）＋２ＦｅＯｘ＝ｘｓｉ０２＋２Ｆｅ ・・−
ｆｉｌところが（１）式の反応熱の大部分は副生ずるシ
リケートスラグの昇熱に消費されてしまい、むしろ溶銑
温度は若干低下すゐ傾向がある。また溶銑中のＳｉは転
炉における重要な燃料成分の１つであるから、場合によ
っては予備脱ｓ１により転炉吹錬時の昇温不足をきたす
恐れもある。一方後者の酸素ガスによる脱ＳｉでＦｉ浴
銑の昇熱効果は高いが、反面Ｆｅ、Ｍｎ及びＣの酸化損
失が著しい。
ｆｉｌところが（１）式の反応熱の大部分は副生ずるシ
リケートスラグの昇熱に消費されてしまい、むしろ溶銑
温度は若干低下すゐ傾向がある。また溶銑中のＳｉは転
炉における重要な燃料成分の１つであるから、場合によ
っては予備脱ｓ１により転炉吹錬時の昇温不足をきたす
恐れもある。一方後者の酸素ガスによる脱ＳｉでＦｉ浴
銑の昇熱効果は高いが、反面Ｆｅ、Ｍｎ及びＣの酸化損
失が著しい。
従って酸素ガスを用いる脱５ｉでは上記の様な有効元素
の酸化損失を防止しつつ５ｉを優先的に酸化除去し得る
様な技術の開発が求められている。
の酸化損失を防止しつつ５ｉを優先的に酸化除去し得る
様な技術の開発が求められている。
本発明は上記の様な状況のもとで、酸素ガスを用いた優
先的な溶銑脱ｓｉ法を確立すべ（鋭意研究の結果完股さ
れたものであって、その構成は。
先的な溶銑脱ｓｉ法を確立すべ（鋭意研究の結果完股さ
れたものであって、その構成は。
溶銑を予備脱Ｓｉするに際し、目標脱ｓｉ量をＸ係とし
たとき該製１１１１）ン当ｐ ］ ２．９ ｘ−８０，
１ｘ Ｋｆの石灰を溶銑表面に添加し、ハードプローで
酸素上吹きを行なうと共に底吹きガスによって溶銑を攪
拌するところに要旨が存在する。
たとき該製１１１１）ン当ｐ ］ ２．９ ｘ−８０，
１ｘ Ｋｆの石灰を溶銑表面に添加し、ハードプローで
酸素上吹きを行なうと共に底吹きガスによって溶銑を攪
拌するところに要旨が存在する。
以下実験経過を追って本発明の構成及び作用効果を説明
する。
する。
本発明者等は第１図だ示す様な溶銑予備処理炉（図中１
は予備処理炉、２は酸素上吹きリンス。
は予備処理炉、２は酸素上吹きリンス。
８は底吹き用ポーラスプラグ、４は溶銑、５けスラグを
夫々示す）を使用し、以下に示す如く稙々の条件で溶銑
の予備処理を行なった。
夫々示す）を使用し、以下に示す如く稙々の条件で溶銑
の予備処理を行なった。
溶銑組成： Ｃ−４，１１〜４．７％、 Ｓ ｉ・０．
８〜０．９％−Ｍｎ−０．４〜０．６ｑ６、Ｐ−０，０
８〜０．１０ ％、Ｓ−・・０．０８〜０．０７チ 溶ｖｃ処増麓：９〜１５トン ＃銑初ＭｍＰｌ ： ］ ２４０−１ Ｂ ３０ ”Ｃ
ｅｆｌｌｌｔＪ＝吹＠ツンス：１９ｗφ、ラバール単孔
ｃ！Ｉ累上吹き量：ソフトプロー−１，６Ｎ扉／分・ト
ンムードブローー２．２Ｎ扉／分・トン 撹拌用底吹きＮ２ガス流１１：ｊｏ〜８５Ｎ／／分・ト
ンｃａｏ添加量二〇〜ＩＲＫｆ／）ン（全量初期投入）
上吹きランス−湯面間距離：１Ｇ００ｍ＋＋結果を以下
に詳述する。
８〜０．９％−Ｍｎ−０．４〜０．６ｑ６、Ｐ−０，０
８〜０．１０ ％、Ｓ−・・０．０８〜０．０７チ 溶ｖｃ処増麓：９〜１５トン ＃銑初ＭｍＰｌ ： ］ ２４０−１ Ｂ ３０ ”Ｃ
ｅｆｌｌｌｔＪ＝吹＠ツンス：１９ｗφ、ラバール単孔
ｃ！Ｉ累上吹き量：ソフトプロー−１，６Ｎ扉／分・ト
ンムードブローー２．２Ｎ扉／分・トン 撹拌用底吹きＮ２ガス流１１：ｊｏ〜８５Ｎ／／分・ト
ンｃａｏ添加量二〇〜ＩＲＫｆ／）ン（全量初期投入）
上吹きランス−湯面間距離：１Ｇ００ｍ＋＋結果を以下
に詳述する。
まず第２図は、脱ｓｊスラグ中のＦｅＯ含有量に及ぼす
スラグ塩基度（ＣａＯ／５ｉ０２比）と予備処理条件の
関係を示したグラフであり、八−ドブローの方が鉄分の
酸化損失は少ない（スラグ中のＦｅＯ量が少ない）。ま
たハードプローであってもＴＩ ＣａＯ／５ｉ０２比が
略１まではスラグ中の酸化鉄量は直線的に減少するが、
ＣａＯ／５ｉ０２比が１を越えるとＴ、Ｆｅ１ｌ＃ｉｇ
〜６ｑＩＩでほぼ一定になる。即ちハードプローを採用
し且つＣａＯ／８ｉ０２比が約１となる様Ｋ Ｃａ Ｏ
の添加量を調整すれば、Ｆｅｌの酸化損失量を最小限に
抑えることができる。
スラグ塩基度（ＣａＯ／５ｉ０２比）と予備処理条件の
関係を示したグラフであり、八−ドブローの方が鉄分の
酸化損失は少ない（スラグ中のＦｅＯ量が少ない）。ま
たハードプローであってもＴＩ ＣａＯ／５ｉ０２比が
略１まではスラグ中の酸化鉄量は直線的に減少するが、
ＣａＯ／５ｉ０２比が１を越えるとＴ、Ｆｅ１ｌ＃ｉｇ
〜６ｑＩＩでほぼ一定になる。即ちハードプローを採用
し且つＣａＯ／８ｉ０２比が約１となる様Ｋ Ｃａ Ｏ
の添加量を調整すれば、Ｆｅｌの酸化損失量を最小限に
抑えることができる。
尚本発明におｈてハードプローとは、＄８図に示すｔｔ
ｕ＜、酸素上吹きによる湯面へこみ深さくＬ）と静止時
における溶銑の深さくＬｏ）との比（Ｌ／Ｌｏ）がＯ，
８０以上となる様に上吹きランスの高さ及び送酸速度を
調整して行なう酸素上吹き状態を言う。この場合湯面の
へこみ深さくＬ）を処理時に外部から確認することは困
難であるが。
ｕ＜、酸素上吹きによる湯面へこみ深さくＬ）と静止時
における溶銑の深さくＬｏ）との比（Ｌ／Ｌｏ）がＯ，
８０以上となる様に上吹きランスの高さ及び送酸速度を
調整して行なう酸素上吹き状態を言う。この場合湯面の
へこみ深さくＬ）を処理時に外部から確認することは困
難であるが。
この値は以下に示す理論計算式によってほぼ正確に知る
ことができる。
ことができる。
Ｌ＝Ｌｈ−ｅｘＰ（−０，７８ｈ／Ｌｈ）Ｌｈ ＝＝
６＄１．０（Ｋ−ＦＯ２／ｎｄ ）２／３Ｌ：へこみ深
さくｍ） ｈ；リンス高さく■） Ｆ１ａ：上吹き酸素流量（Ｎｔｄ／ｈ ｒ ）ｎ：ラン
スの孔数 ｄ：ランス孔直径（ｗｘ ） Ｋ：酸素の噴射角による係数 また溶銑の深さくＬｏ）ｔｄ溶銑の装入鍵から算出する
ことができるから、′？ンス高さや上吹きａβ素流量等
を調整すること和よってＬ／Ｌｏ値を容易に０．８０以
上にすることができる。
６＄１．０（Ｋ−ＦＯ２／ｎｄ ）２／３Ｌ：へこみ深
さくｍ） ｈ；リンス高さく■） Ｆ１ａ：上吹き酸素流量（Ｎｔｄ／ｈ ｒ ）ｎ：ラン
スの孔数 ｄ：ランス孔直径（ｗｘ ） Ｋ：酸素の噴射角による係数 また溶銑の深さくＬｏ）ｔｄ溶銑の装入鍵から算出する
ことができるから、′？ンス高さや上吹きａβ素流量等
を調整すること和よってＬ／Ｌｏ値を容易に０．８０以
上にすることができる。
次に＠４図は溶銑中のＭｎの酸化損失量（スラグ中Ｍ
ｎ Ｏ含有量と溶銑中Ｍｎ含有量の比）とスラグ塩基度
との関係を示したグラフであ〕、この図からも明らかな
様九へ−ドプローの方がＭｎの酸化損失が少なく、且っ
ＣａＯ／５ｉ０２比が１まではほは直線的に減少してい
る。即ちＭｎの酸化損失も、生成スラグの（ａｏ／５ｉ
０２比を略１に調整してハードプローを行なうことによ
って最小限に抑えることができる。
ｎ Ｏ含有量と溶銑中Ｍｎ含有量の比）とスラグ塩基度
との関係を示したグラフであ〕、この図からも明らかな
様九へ−ドプローの方がＭｎの酸化損失が少なく、且っ
ＣａＯ／５ｉ０２比が１まではほは直線的に減少してい
る。即ちＭｎの酸化損失も、生成スラグの（ａｏ／５ｉ
０２比を略１に調整してハードプローを行なうことによ
って最小限に抑えることができる。
第５図は脱Ｓｉ率と脱Ｃ率の関係を示したグラフである
が、八−ドブローの方が脱Ｃ反応は明らかに抑制されて
おシ優先脱ｓトが進行している。
が、八−ドブローの方が脱Ｃ反応は明らかに抑制されて
おシ優先脱ｓトが進行している。
ま九第６図は脱Ｓｉ酸素効率（使用した９３ｇガスのう
ちＳｉの酸化反応に消費された割合）に及ばずスラグ塩
基度の影響を示したものであるが、ハードプローの方が
説Ｓｉ酸素効率は高い。またスラグ塩基度が高いはど脱
Ｓｉ酸素効率は向上するが、八−ドブローではＣａｂ／
８１０２が１１！上で脱５ｉＨ素効率はほぼ飽和状１１
１Ｉｃ達する。
ちＳｉの酸化反応に消費された割合）に及ばずスラグ塩
基度の影響を示したものであるが、ハードプローの方が
説Ｓｉ酸素効率は高い。またスラグ塩基度が高いはど脱
Ｓｉ酸素効率は向上するが、八−ドブローではＣａｂ／
８１０２が１１！上で脱５ｉＨ素効率はほぼ飽和状１１
１Ｉｃ達する。
上記の実験結果を項目別Ｋまとめたのが第１表である。
第２．４〜６図及び第１表から４明らかな様に−溶銑中
のＦｅ、Ｍｎ及びｃｏ酸化ロスを最小限に抑制しつつ効
率良く優先脱Ｓｉを行なうには、生成スラグの（ａｏ／
８１０２比が略１となる様に目標脱Ｓｉ量に応じたＣａ
Ｏを添加し、 ｅＩＩｌ！ガスをハードプローで上吹き
すると共に底吹きガスによって溶銑を攪拌すればよいこ
とが分かる。尚第１表には窒素による底吹き攪拌を行な
わなかった場合の結果も併記したが、この場合はＭｎ及
びＦｅの酸化損失ｉｋが増加すると共に脱Ｓｉ酸素効率
も低下する。
のＦｅ、Ｍｎ及びｃｏ酸化ロスを最小限に抑制しつつ効
率良く優先脱Ｓｉを行なうには、生成スラグの（ａｏ／
８１０２比が略１となる様に目標脱Ｓｉ量に応じたＣａ
Ｏを添加し、 ｅＩＩｌ！ガスをハードプローで上吹き
すると共に底吹きガスによって溶銑を攪拌すればよいこ
とが分かる。尚第１表には窒素による底吹き攪拌を行な
わなかった場合の結果も併記したが、この場合はＭｎ及
びＦｅの酸化損失ｉｋが増加すると共に脱Ｓｉ酸素効率
も低下する。
この様に上吹き酸素の吹込み吠ａによって優先脱Ｓｉ効
率が著しく賢わる理由は次の様に考えることができる。
率が著しく賢わる理由は次の様に考えることができる。
即ちソフトプローでは酸素の溶銑中への突入が抑制され
、その結果スラグと酸素との反応が優先してしまう。と
ころがハードプローでは酸素が溶銑中に十分深く突入す
るので溶銑との反応が促進され、適正なスラグ組成とも
相まってＳｌの酸化反応が進行しやすくなる。また処理
溶銑表面への５ｉの供給は底吹きガスによる攪拌によっ
て加速され且つ、スラグ中の酸化鉄と溶銑中のＳｔとの
反応が促進されるから脱Ｓ！反応は一段と促進され、＊
時に５ｉよシも酸素との結合力の小さいＭｎ、Ｆｅ及び
Ｃの酸化損失も抑制される。
、その結果スラグと酸素との反応が優先してしまう。と
ころがハードプローでは酸素が溶銑中に十分深く突入す
るので溶銑との反応が促進され、適正なスラグ組成とも
相まってＳｌの酸化反応が進行しやすくなる。また処理
溶銑表面への５ｉの供給は底吹きガスによる攪拌によっ
て加速され且つ、スラグ中の酸化鉄と溶銑中のＳｔとの
反応が促進されるから脱Ｓ！反応は一段と促進され、＊
時に５ｉよシも酸素との結合力の小さいＭｎ、Ｆｅ及び
Ｃの酸化損失も抑制される。
ところで本発明でＣａＯの添加量を目標腕Ｓｉ量ｘｑ６
当り １２．９ ｘ 〜８０．１ ｘ ／）ンと定めた
理由は次の通シである。即ち第２．４及び６図からも明
らかな様に、ハードプローを採用した場合にはＣａＯ／
５ｉ０２が１となるまでは塩基度の上昇と共に脱３ｉ反
応は優先的に進行し易くなるが。
当り １２．９ ｘ 〜８０．１ ｘ ／）ンと定めた
理由は次の通シである。即ち第２．４及び６図からも明
らかな様に、ハードプローを採用した場合にはＣａＯ／
５ｉ０２が１となるまでは塩基度の上昇と共に脱３ｉ反
応は優先的に進行し易くなるが。
ＣａＯ／５ｉ０２が１を越えるとその効果は頭打ちにな
シ、それ以上ＣａＯを添加すること（塩基度を高めるこ
と）は無駄である。そこで本発明では。
シ、それ以上ＣａＯを添加すること（塩基度を高めるこ
と）は無駄である。そこで本発明では。
生成スラグの組成がＣａＯ／５ｉ０２＝０．６〜１．４
の範囲となる様、溶銑の目標脱Ｓｉ量に応じたＣａＯ添
加量を定めることとした。即ち溶銑の目標ｍｔ率をｘ’
１６とすると、脱Ｓｉ反応によって生成する溶銑１トン
当シの５ｉｏ２生成量は２１．５ｘｂ（１０００／１０
０Ｘ６０．１ｘ／２ＢＫｇ）となる。従りて生成、Ｘ９
グのＣａＯ／５ｉ０２を０．６〜１．４とする為のＣａ
Ｏ添加量は２溶銑１トン当り １２．９ ｘ（ＣａＯ／
Ｓ ｉ ０２＝７／２１．５ ｘ＝０．６−＋ｙｅ−０
−６Ｘ２１．５ ｘ ）〜８０．１ ｘ（ＣａＯ／５ｉ
０２＝７／２１．５ｘ＋ｅ＋１．４−＋ｙ＝１．４Ｘ２
１Ｊｘ ）’（Ｋｒｔ ）となる。亭実溶銑の目標脱Ｓ
ｉ量（ｘ）に対して上記の要件を満たす量のＣＩ＆０を
添加すれば。
の範囲となる様、溶銑の目標脱Ｓｉ量に応じたＣａＯ添
加量を定めることとした。即ち溶銑の目標ｍｔ率をｘ’
１６とすると、脱Ｓｉ反応によって生成する溶銑１トン
当シの５ｉｏ２生成量は２１．５ｘｂ（１０００／１０
０Ｘ６０．１ｘ／２ＢＫｇ）となる。従りて生成、Ｘ９
グのＣａＯ／５ｉ０２を０．６〜１．４とする為のＣａ
Ｏ添加量は２溶銑１トン当り １２．９ ｘ（ＣａＯ／
Ｓ ｉ ０２＝７／２１．５ ｘ＝０．６−＋ｙｅ−０
−６Ｘ２１．５ ｘ ）〜８０．１ ｘ（ＣａＯ／５ｉ
０２＝７／２１．５ｘ＋ｅ＋１．４−＋ｙ＝１．４Ｘ２
１Ｊｘ ）’（Ｋｒｔ ）となる。亭実溶銑の目標脱Ｓ
ｉ量（ｘ）に対して上記の要件を満たす量のＣＩ＆０を
添加すれば。
ハードプローによ為酸素上吹きと底吹き攪拌を併用する
ことによって、 Ｍｎ、Ｆｅ及びｃｏ酸化損失を最小限
に抑制しつつ９ｉのみを優先的に効率良く除去すること
ができた。し２かしＣａＯ添加量、が１２．９ｉ未満で
は脱Ｓｉ効率が不十分になシ。
ことによって、 Ｍｎ、Ｆｅ及びｃｏ酸化損失を最小限
に抑制しつつ９ｉのみを優先的に効率良く除去すること
ができた。し２かしＣａＯ添加量、が１２．９ｉ未満で
は脱Ｓｉ効率が不十分になシ。
処理時間の延長に伴ってＭｎ等の酸化損失量が増大し、
一方８０．１ｘを越えるとＣａＯが無駄に消費されるば
かシでなく、生成スラグ量が増加してスラグ中Ｆ６０の
絶対量が増大しＦｅの歩留シが低下する。実験によって
確認した最も好ましいスラグ塩基度はＣａＯ／５ｉ０２
＝０．８〜１．２の範囲であシ、この様なスラグ塩基度
を確保する為のＣａＯ添加量は１７．２ ｘ 〜２６．
８ ｘ （Ｋ７ ）の範囲である。
一方８０．１ｘを越えるとＣａＯが無駄に消費されるば
かシでなく、生成スラグ量が増加してスラグ中Ｆ６０の
絶対量が増大しＦｅの歩留シが低下する。実験によって
確認した最も好ましいスラグ塩基度はＣａＯ／５ｉ０２
＝０．８〜１．２の範囲であシ、この様なスラグ塩基度
を確保する為のＣａＯ添加量は１７．２ ｘ 〜２６．
８ ｘ （Ｋ７ ）の範囲である。
尚ＣａＯは全量を予備処理開始時に添加してもよ＜、ｉ
＋３２いは処理工程で連続的に若しくは分割して投入し
ても得られる効果は同じである。また本発明の予備処理
法では０．１１の脱Ｓ１で溶銑温度は約８２℃上昇する
が、脱Ｓｉ量によって溶銑温度が過度に上昇する場合も
あるので、この様なときはミＶスケールや鉄鉱石等の酸
化鉄を脱Ｓｉ剤として適量併用し、過度の温度上昇を抑
えるのがよい。伺酸化鉄を併用する場合その添加時期は
予備処理開始時或いは予備処理工程中の何れであっても
よいが、確認実験の結果では全量を予備処理開始時に添
加した方が若干高い脱５ｉ効率を得ることができた。
＋３２いは処理工程で連続的に若しくは分割して投入し
ても得られる効果は同じである。また本発明の予備処理
法では０．１１の脱Ｓ１で溶銑温度は約８２℃上昇する
が、脱Ｓｉ量によって溶銑温度が過度に上昇する場合も
あるので、この様なときはミＶスケールや鉄鉱石等の酸
化鉄を脱Ｓｉ剤として適量併用し、過度の温度上昇を抑
えるのがよい。伺酸化鉄を併用する場合その添加時期は
予備処理開始時或いは予備処理工程中の何れであっても
よいが、確認実験の結果では全量を予備処理開始時に添
加した方が若干高い脱５ｉ効率を得ることができた。
本発明は概略以上の様に構成されておシ、その効果を要
約すれば次の通りである。
約すれば次の通りである。
１１１ｃ、 Ｆ ｅ、 Ｍｎの酸化損失を最小限に抑制
しつつＳ五を優先的に効率良く除去することができる。
しつつＳ五を優先的に効率良く除去することができる。
（２）生成スラグ量を最小限に抑えることができるから
、副原料（Ｃａｂ）の添加量を少なくできると共にスラ
グ中への鉄分（Ｆｅ０）１２）ロスも減少する。
、副原料（Ｃａｂ）の添加量を少なくできると共にスラ
グ中への鉄分（Ｆｅ０）１２）ロスも減少する。
（３）脱Ｓｉ酸素効率が高く、酸素をよシ有効に活用で
きる。
きる。
（４）−素の上吹き量によって溶銑温度を適正にコント
ロールしながら脱ｓｉｇ＆ｍすることができ。
ロールしながら脱ｓｉｇ＆ｍすることができ。
最終の溶銑温度の調整が容易である。
第１図は本発明の予備処理法を例示する説明図−第２図
は生成スラグのｃａｏ／５１０２とＴ、Ｆｅの関係を示
ずグラフ、第８図はハードプローの設定基準を示す説明
図、第４図は生成スラグのＣａＯ／５ｉ０２と（Ｍｎ０
１／（Ｍｎ）の関係を示すグラフ、第５図は脱Ｃ率と脱
５ｉ率の関係を示すグラフ、第６図はＣａｏ／５ｉＯａ
脱Ｓｉ＃素効率の関係を示すグラフである。 １・・・予備処耶炉 ２−・酸素上吹きランス８・
・・底吹きプラグ ４・・・溶銑５・・・スラグ 第１頁の続き ０発 明 者 高木側 兵庫県加古郡稲美町和田４２５の２ ０発 明 者 勝田順一部 神戸市垂水区福田４丁目６番２３ 一４０５号 ０発 明 者 佐々木真敏 神戸市垂水区高丸７丁目３−２ ２４５
は生成スラグのｃａｏ／５１０２とＴ、Ｆｅの関係を示
ずグラフ、第８図はハードプローの設定基準を示す説明
図、第４図は生成スラグのＣａＯ／５ｉ０２と（Ｍｎ０
１／（Ｍｎ）の関係を示すグラフ、第５図は脱Ｃ率と脱
５ｉ率の関係を示すグラフ、第６図はＣａｏ／５ｉＯａ
脱Ｓｉ＃素効率の関係を示すグラフである。 １・・・予備処耶炉 ２−・酸素上吹きランス８・
・・底吹きプラグ ４・・・溶銑５・・・スラグ 第１頁の続き ０発 明 者 高木側 兵庫県加古郡稲美町和田４２５の２ ０発 明 者 勝田順一部 神戸市垂水区福田４丁目６番２３ 一４０５号 ０発 明 者 佐々木真敏 神戸市垂水区高丸７丁目３−２ ２４５
Claims (1)
- （１）溶銑な予備脱珪するに際し、目標説珪量をＸ優と
したとき該溶銑１）ｙ当１） １２．９ ｘ 〜８ Ｇ
、１ ｘ ＫＷの石灰な溶銑表面に添加し、八−ドブロ
ーで酸雪上吹きを行なうと共に底吹きガスによって攪拌
することを特徴とする溶銑の予備脱珪方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14012881A JPS5842714A (ja) | 1981-09-05 | 1981-09-05 | 溶銑の予備脱珪方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14012881A JPS5842714A (ja) | 1981-09-05 | 1981-09-05 | 溶銑の予備脱珪方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5842714A true JPS5842714A (ja) | 1983-03-12 |
| JPS6238407B2 JPS6238407B2 (ja) | 1987-08-18 |
Family
ID=15261544
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14012881A Granted JPS5842714A (ja) | 1981-09-05 | 1981-09-05 | 溶銑の予備脱珪方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5842714A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60181212A (ja) * | 1984-02-28 | 1985-09-14 | Nisshin Steel Co Ltd | 溶銑の脱珪法 |
-
1981
- 1981-09-05 JP JP14012881A patent/JPS5842714A/ja active Granted
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS60181212A (ja) * | 1984-02-28 | 1985-09-14 | Nisshin Steel Co Ltd | 溶銑の脱珪法 |
| JPH0555564B2 (ja) * | 1984-02-28 | 1993-08-17 | Nisshin Steel Co Ltd |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6238407B2 (ja) | 1987-08-18 |
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