KR0159180B1

KR0159180B1 - 전로제강법

Info

Publication number: KR0159180B1
Application number: KR1019950705930A
Authority: KR
Inventors: 마사타카 야노; 유지 오가와; 마사유키 아라이; 후미오 고이즈미; 노리유키 마스미쓰; 히데아키 사사키; 히로시 히라다; 요시아키 쿠사노; 히로부미 마에데; 요꼬 마에데; 노리꼬 가와이; 게이꼬 이케미쓰
Original assignee: 다나카 미노루; 신닛봉세이데쓰 가부시끼가이샤
Priority date: 1993-06-30
Filing date: 1994-06-30
Publication date: 1999-01-15
Also published as: AU680268B2; WO1995001458A1; CA2166097C; AU7083194A; BR9406985A; EP0714989A1; CN1128050A; ES2143547T3; KR960703440A; EP0714989A4; CN1041843C; EP0714989B1; DE69423630T2; DE69423630D1; CA2166097A1

Abstract

본 발명은 전로에 있어서 용선을 효율좋게 탈인, 탈탄 또는 탈류, 탈인, 탈탄하기 위한 방법을 제공하기 위한 것으로, 저취교반동력을 1.0 Kw/ton 이상, 처리후의 슬라그중의 CaO/SiO₂를 0.7-2.5, 처리종점온도를 1,200∼1,450℃ 로 하고, 또한, 상취송산속도, 저취가스유량, 또는 상취란스높이의 조정으로, 처리후의 슬라그중의 T·Fe 농도가 10∼35% 되도록 제어하도록 한 발명이다.

Description

전로제강법

제1도는 본 발명의 프로세스 흐름도.

제2도는 저취교반에너지와 슬라그 배출비와의 사이의 관계도.

제3도는 저취교반동력과 탈인의 평형도달도 사이의 관계도.

제4도는 생석회소비원단위와 탈인량과의 관계도.

제5도는 탈인율 80%를 얻기위한 처리후의 온도와 슬라그 염기도의 관계도.

제6도는 탈인정련후의 온도, 슬라그 염기도와 슬라그 배출율(排滓率).

제7도는 탈탄기 취입중지에 있어서, 동일[% P]를 얻기 위한 탈인슬라그의 슬라그 배출율과 총생석회원단위와의 관계도.

제8도는 슬라그 중 총철분농도와 MnO 농도의 합계와 처리후의(%P)/[%P] 사이의 관계도.

제9도는 용선 중 [P] 농도의 경시변화를 나타내는 그림.

제10도는 상취산소의 공급속도와 제1차 탈인 속도정수와의 관계도.

제11도는 탈탄슬라그에서의 산화철농도와 MnO 농도의 합계농도 및 돌비현상발생 임계 탈탄슬라그온도와의 관계도.

제12도는 다른 예로서의 탈탄슬라그의 산화철농도와 MnO 농도의 합계농도와 돌비현상발생임계 탈탄슬라그 온도와의 그래프.

제13도는 또 다른 실시예로서의 탈탄슬라그의 산화철농도와 MnO 농도의 합계농도와 돌비현상발생임계 탈탄슬라그 온도와의 관계도.

제14도는 탈인슬라그의 신속배출상태도.

본 발명은 철강제조법상 저취(底吹)전로에 있어서의 전로정련법에 관한 것이다. 보다 상세히는 동일전로에 의해 탈규소(脫珪素), 탈인(脫燐) 정련을 행한 후 중간배제(中間排滓)하고 이어서 탈탄정련(脫炭精鍊)을 행하고 또한 탈인정련(脫燐精鍊)을 조건으로 이행하는 전로정련법에 관한 것이다.

근년 강재에 대한 품질요구는 그 이용기술의 고도화와 다양화와 더불어 고순도 강제조에의 필요성이 더욱 늘어나고 있다. 이와같은 고순도강 제조의 요구에 대하여 제강공정에서는 용선예비처리 또는 2차 정련설비의 확충을 도모하여 왔다. 특히 탈인의 경우 온도레벨이 낮은 용선단계에서의 탈인(脫燐)이 효율적이어서, 용선예비처리 공정에서 먼저 탈인을 행하는 것이 일반적으로 행해져왔다. 이 경우, 정련용기로서는 토피도카 방식(torpedo car system), 래들방식, 또는 탈탄을 행하는 로와는 별도의 2전로방식(two converter system)등이 있고, 어느 것이나 CaO, 산화철등의 플럭스(flux)를 상방첨가 또는 주입방식으로 투입하고, 질소 버블링교반(nitrogen bubbling) 또는 산소의 상취(oxygen top blowing)를 병용하여 실시해 왔다. 예컨데 특개소 58-16007 호 공보에 개시되어 있는 용선의 탈인·탈류방법에는 산소 상취(上吹)를 행하고 이어 CaO계 플럭스를 캐리어 가스와 같이 용선중에 취입하여 처리후 슬라그 염기도가 2.0이상, 산화철 함유량이 15% 이하로 되도록 용선탈인을 행하고, 그 후 상취산소취입을 정지하고 슬라그의 강제적 슬라그 제거를 행함이 없이 탈류제를 불어넣어 처리하는 것을 특징으로 하는 용선 탈인·탈류방법이 개시되어 있다. 또한 특개소 62-109908호 공보의 용선의 탈규소·탈인·탈류 방법에서는 CaO를 주성분으로 하는 탈인플럭스를 용선예비처리의 초기부터 용선표면에 첨가함과 아울러 산화철계플럭스 분말을 캐리어 가스로 용선중에 불어넣어 용선표면에 산소 또는 고체상 산소원의 첨가를 행하고, 탈규소기 경과 후에 알칼리계 플럭스로 변경하여 탈인과 탈류를 병행하여 행하는 용선의 탈규소·탈인·탈류방법이 개시되어 있다. 기타, 특개소 63-195209 호 공보에 개시되어 있는 제강방법에는 상·저취전로(上·底吹轉爐)를 2기(基) 이용하여 하나는 탈인로로, 다른 하나는 탈탄로로 이용하여 탈탄로에서 발생하는 전로슬라그를 탈인로에 리싸이클시켜, 용선탈인처리후 얻어지는 탈인용선을 탈탄로에 주입하는 제강방법이 개시되어 있다.

상술한 바와같이, 용강의 1차정련 프로세스에는 탈규소, 탈인공정을 용선단계로 행하고, 전로에서의 탈탄공정의 효율화, 생산성향상을 도모하기 위해 분할정련을 지향하고, 보다 많은 연구가 행해져, 여러 철강회사에서 실용화되어 왔다. 그러나, 상기 방법들은 저인(P)화 라는 공정능력만 본다면, 비교적 낮은 도달 P함유레벨을 달성할 수 있겠으나, 처리시간이 길고 처리시의 열손실이 크다는 점, 그리고 전로에 공급할 때까지의 시간을 요한다는 점, 2기의 전로를 이용하여도 처리후 용선을 출선하고, 별도의 전로에 재장입하므로 인해 온도저하를 피할 수 없는 등 열여유도(heat margin)라는 관점에서 결코 만족스러운 프로세스는 아니다. 더우기 최근의 전량용선 탈인처리화는 전로공정상 열여유도를 더욱 저하시켜서 그 결과 사용원료의 자유도가 없어지며, 금후의 전로상 적극적인 스크랩 리싸이클링이라는 관점에서도 문제가 심각하게 일어나게 된다.

상술한 바의 프로세스에 비하여, 예비탈인 및 탈탄정련은 하나의 전로에서 처리하는 이중 슬라그 프로세스라고 하는 정련 프로세스가 있는데, 이 방법은 일본의 비오티(BOT) 그룹의 전로(LD)위원회 235페이지(1969 년도)에서 개시되어 있다. 이 프로세스는 전로내에서의 제1송풍시 연풍정련(soft blowing refining)에 의해 탈인정련을 유도하기 위해 사용되는 것으로, 용선이 계속적으로 탈인되는 용선이 로구(爐口)로부터 넘쳐 나오지 않도록 탈인되는 슬라그를 배출하는 것으로 구성되는 것으로, 다음의 탈탄정련에도 계속 이어진다. 그러나, 이 프로세스에는 정련프로세스를 향상시킨다든가 슬라그 배출성을 향상시키는 기술이 발견되지 않고 있다.

이중 슬라그 프로세스(double slag process)에 높은 열여유도가 있어도, 프로세스에 드는 비용은 높고 소비되는 내화물은 아래에서 밝히는 바와같이 크다. 즉, (1) 연풍으로 정련(전로내의 용선의 교반력이 낮아지고, 용선의 탄소[C]의 이전이 속도결정상태에서 이루어진다)이 의도적으로 유도되고 슬라그 내의 철의 총농도(T. Fe 중량 %)가 적어도 약 15%이상으로 유지되어, 슬라그를 거품화하기 쉬워서 철손실이 증가된다. (2) 슬라그의 유동성(流動性)을 유지하기 위하여, 정련온도가 증가되므로써 탈인 정련중의 송풍중지온도(blow-off temperature)가 적어도 1,400℃ 이상이 되며, 따라서 전로경사부에서의 내화물의 용손(溶損)이 증가된다. (3) 또한, 높은 배풍온도(blowing-out temperature) 때문에 탈인효율이 낮아져서, 슬라그 염기도 CaO/SiO₂(중량 %로 측정된 비율, 이하 동일)가 적어도 3.0 이상으로 유지하여야 하므로 플럭스 비용이 증가된다. 따라서, 이 기술은 실제로는 적용 또는 응용되고 있지 못하다.

전술한 바의 프로세스에서, 탈인제로서 탈탄슬라그를 재순환(recycling decarbonizing slag)시키기 위해 로내의 높은 CaO 농도를 가진 탈탄슬라그를 분리하고 다음 챠즈(Charge)의 용선을 장입하는 것이 플럭스 비용절감에 매우 효과적이다. 그러나 전로내의 탈탄슬라그는 통상 높은 산소활동도를 갖는다. 그 결과, 용선이 전로내에 장입되면, 전로 탈탄슬라그가 용선상태에서 그 속에 남아있게 되는 동안, 용선내의 탄소 C 가 전로 탈탄슬라그내의 산소와 폭발적으로 반응하게 되어, 전로작업이 들끓음(bumping) 소위 돌비현상과 슬라그 거품발생 등으로 장해를 받게 되는 문제가 일어난다.

본 발명은 이상과 같은 사정을 배경으로 하여 이루어진 것으로, 종래의 탈규소·탈인을 위한 분할정련이 지향되어 온 프로세스로부터, 예비처리 공정을 전로공정에 집약하는 것을 가능케 하고, 대폭적인 열여유도의 향상을 가져오는 효과적인 정련방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명의 요지는 다음과 같다.

(1) 저취전로에 용선을 장입하여 정련하는 전로제강법에 있어서, 저취전로에 용선을 장입하고, 교반에너지가 0.5Kw/ton 이상이 되도록 저취가스유량을 제어해 가면서, 처리후의 슬라그중의 CaO/SiO₂가 0.7 ∼ 2.5 되도록 하며, 또한 처리후의 용강의 온도가 1,200℃ 이상, 1,450℃ 이하로 되도록 투입플럭스량과 투입냉각제량을 조절하여 용선을 탈인하고, 일단 정련을 중단하여 전로를 경동(tilting)하여 로내 슬라그의 60% 이상을 배출한 다음, 전로의 스탠드를 수직으로 세워 탈탄정련을 유도하도록 하며, 상기 교반에너지(ε)는 다음 공식을 만족하도록 저취가스유량을 제어하는 것을 특징으로 하는 전로제강법.

ε = (2 × 8.314 × 2.3 × 1000/22.4/60) × (QXT/W)

log [1 + (ρ × g/Pa) × L₀]

= 0.0285 × Q × 10³× T × [log (1 + L₀/1.48)/W

여기에서,

ε : 교반에너지 (J / S / ton)

Q : 저취가스유량 (Nm³/ min)

T : 욕온도 (K)

L₀: 욕깊이 (m)

W : 욕탕중량 (ton)

ρ : 용철밀도 (=7000 Kg/m³)

g : 중력가속도 (=9.8m/S )

P_A: 대기압 (=101325 Pa )

(2) 탈인처리후의 슬라그중의 T·Fe 농도와 MnO 농도의 합계가 10∼35 중량%가 되도록 산소를 상취하는 것을 특징으로 하는 전로제강법.

(3) 탈인처리시의 상기 산소는 L/L_O비가 0.1~0.3 을 유지하도록 해 가면서 산소를 상취하는 전로제강법.

여기에서

L/L_O= L_h·10^-3·exp (-0.78h /L_h) L_o

L : L_h·10^-3·exp (-0.78h/L_h) : 리세스깊이

L_h: 63.0 × ( K·Q₂/n/d)^2/3

Q₂: 산소유량 (Nm³/h)

n : 노즐(구멍)수

d : 노즐직경 (mm)

h : 산소상취란스높이 (m)

K : 노즐의 분사각도에 따라 결정되는 정수

(4) 상기 탈탄정련중에 형성되는 탈탄슬라그는 전로에 남게 되고, 다음 1식을 만족하는 슬라그중 총 철분(T·Fe)농도, MnO 농도, 슬라그온도가 다음 챠지의 용선을 장입하고, 반복적으로 탈인처리 및 탈탄처리를 행하도록 한 전로제강법.

3.038 × 10⁸× [(% T·Fe) + (% MnO)]²× esp (-91400/Ts + T_M+ 546) ≤ 0.1 ---- (1)

여기에서

(% T·Fe):탈탄슬라그중의 산화철중량비 (FeO 와 Fe₂O₃중의 철분농도의 합계) (%)

(% MnO) : 탈탄슬라그중의 망간산화물중량비 (%)

Ts : 탈탄슬라그의 온도 (℃)

T_M: 장입용선온도 (℃)

본 발명은 전로제강시 용선에 대한 탈규소단계와 탈인단계와의 결합으로 이루어진다. 현재의 분할정련 및 저인강 제조공정능력의 유지를 위해서는 탈인정련슬라그의 신속 및 철저한 슬라그 배출이 필수조건이다. 즉, 용선처리공정 중에 슬라그를 제거하면 다음과 같은 문제점을 일으킨다. (1) 슬라그 배출시의 용융금속의 유출에 따른 회수율저하, (2) 슬라그 배출시간의 소비에 따른 생산성저하 (3) 슬라그의 높은 슬라그 제거율과 확보가 극히 곤란하여, P₂O₅농도가 높은 탈인슬라그가 잔류하게 되면 복린현상(復燐現象)마저 일어난다.

본 발명자들은 전로를 이용하여 용선탈규소, 탈인처리후 슬라그의 제거효율을 향상시키고, 용선예비처리공정을 전로공정에 집약시켜 대폭적인 열여유도 개선하고 플럭스비용을 줄이기 위해 연구개발에 착수한 것이다.

먼저, 본 발명자들은 실제규모로 저취전로기능을 가진 약 300 톤 전로를 이용하여 약 290 톤의 용선을 장입한 후 탈인용 생석회 및 철광석을 첨가하고 저취교반을 실시해가면서 상취산소를 공급하여 탈규소, 탈인처리를 행하고, 탈인처리후 일단 취련(吹鍊)을 중단하고 로를 경동시켜 중간 슬라그 배출을 실시한 후 연속적으로 탈탄취련을 실시하는 실험을 행하였다. 이때 처리전 용선중의 Si 은 평균 0.40%, P는 평균 0.10%이고, 탈인처리후의 온도는 효율좋게 탈인반응을 진행하였으므로, 종래 알고있던 바에 따라 1,350℃를 목표로 설정하였다. 그 결과, 저취가스 교반력 및 탈인처리후 슬라그의 조성이 탈인율 및 슬라그 제거효율에 크게 영향을 미치는 것에 주목하여, 이 두가지를 동시에 만족하는 최적조성이 존재함을 알게 되었다.

즉, 제2도에서 보는 바와같이, 슬라그 배출율은 저취가스교반력에 영향을 받아, 동일 슬라그조성에서도 저취교반에너지가 0.5 Kw/Ton 이상으로 급격히 슬라그 배출효율이 개선됨을 알 수 있었다. 이는 저취가스에 의해 슬라그의 거품발생레벨(Slag-Foaming level)이 높아지고 중간슬라그제거시 보다는 초기단계에서의 슬라그 배출이 활발히 이루어졌기 때문이다.

더우기, 본 발명자들은 탈인에 대해 여러가지 실험결과, 용선에서 탈인방정식이 다음과 같이 명백히 성립되는 것을 알게 되었다. (이하의 %는 모두 중량 %)

log(% P)/[% P] : 2.5 log [(% T.Fe) + (% MnO)] + 0.0715 [(% CaO) + 0.25 (% MgO) + 7710.2/T - 8.55 + (105.1/T + 0.0723) [% C) ‥‥‥‥‥‥‥‥ ②

여기에서 (% P)는 슬라그에서의 인농도, [% P]는 용선중의 인 농도이다. ② 식을 이용하여 저취교반동력과 겉보기 평형도달도(apparent equilibrium accomplishment degree)와의 관계를 조사하였다.

탈인시험을 하기 위하여 구체적으로 8톤 전로시험로를 사용하였고, 4∼4.8%C, 0.1~0.15% P, 약 0.3% Si 을 함유하는 초기온도 1,180-1,300℃의 용선 약 6 톤을 8∼10 분간 정련하였다. 플럭스로서 CaO를 소정량 투입하고, 상취송산속도(上吹送酸速度) 1.1-3.6 Nm³/min/ton, 저취(bottom-blown) N₂가스 3∼350 Nm³/hr.(0.03∼3.7 kW/ton)의 조건으로 정련을 행하였다. 처리후의 슬라그 중의 CaO/SiO 는 0.6~2.5, 용선온도는 1,250~1,400℃ 범위였다.

제3도에 저취교반동력(bottom-blowing agitation power)과 탈인의 평형도달도(②식으로부터 구한 (P)/[P]에 대한 실적 (P)/[P])와의 관계를 나타내었다. 저취교반동력이 약 1kW/ton로 탈인은 대략 평형까지 도달한다. 저취교반동력이 저취가스의 유속과 같이 증가되더라도, 이 가스는 가스유속이 지나치게 커지면 용선을 휘젓게 되어 스핏팅(spitting)이 대폭 증대되므로 용선의 깊은 바닥욕(欲深) 깊이와 저취 트와이어의 직경에 따라 교반동력의 상한치가 결정된다.

교반동력은 다음 식③으로 얻어진다.

ε : 0.0285 × Q × 10³× T × log (1+L₀/1.48)/W ‥‥‥‥‥③

여기에서, ε는 교반에너지(Watt/T-S), Q는 저취가스(Nm³/분)의 유량이고, T는 욕조온도(K), L₀는 욕조깊이(m), W는 용선(참고자료 : 전로내의 교반력과 금속학적 반응(1980)이라는 제목의 논문이 일본과학진흥협회, 제강편 19위원회, 3분과, 제강반응회의에서 발표됨)의 중량(ton)이다.

제4도는 저취교반동력이 1.0 kW/ton 이상일 때의 생석회 소모량과 탈인량의 관계를 나타낸 그림이다. 비교로서 토피드카와 용선래들을 사용하는 종래의 프로세스에서의 관계도 아울러 나타내고 있는데, 생석회단위가 종래의 프로세스에 비해 약 15kg/ton 절감할 수 있음을 제4도로 알 수 있다.

다음, 본 발명자들이 용선처리온도와 처리후의 슬라그비 CaO/SiO₂와의 사이에서 관계(탈인율 80% 달성)를 저취가스의 유속이 적어도 교반동력 0.5 kW/ton 이상이 되도록 조정하면서 조사하여 본 결과는 제5도와 같다. 본 발명자들은 처리후의 배출온도와 슬라그의 CaO/SiO₂비를 가변시켜 중간슬라그 배출을 행하고, CaO/SiO₂비와 슬라그 배출율과의 관계를 여러가지로 조사하였다. 그 결과는 제6도에서 나타나 있는 바와 같다.

더우기, 다음의 전로작업을 동일전로를 이용하여 되풀이 하였다 : 용선은 탈인정련하고 : 다음 전로를 수직으로 세우고, 용선을 탈탄정련하며, 이렇게 하여서 얻은 강을 전로의 출선구(tap hole)로 부터 출선하였다. 다음, 탈탄슬라그를 남긴채 용선을 다시 전로에 장입하였다. 슬라그 배출율과 (탈인단계에서의 CaO량과 탈탄단계에서의 량을 합친 합계량) 용선 1 톤을 정련하는데 필요한 CaO량을 조사한 바, 그 결과를 제7도에 실었다.

제7도에서는, 탈인에 이어 가능한 많은 배출슬라그가 복인현상의 발생을 방지하기 위해서 필요한데, 이렇게 하면 생석회 소비량이 적어지고 탈탄단계에서의 망간광의 회수율도 개선되며, 또한 슬라그 배출율이 설사 거의 100%에 이른다해도 망간광의 회수율향상에는 매우 효과적이다. 또한 생석회의 소모량은, 슬라그 배출율이 60%이상 유지되어야 하므로, 최소한의 량이 필요하다. 제7도를 보면 슬라그 배출율(slag discharge ratio)가 60% 이상임을 알 수 있는데, 탈인단계에서 그리고 탈탄단계에서의 생석회 사용총량은 탈탄슬라그를 재순환시키므로써 10kg/ton 이하로 가능하다.

그 반면, 탈탄슬라그가 재순환되지 않으면, 탈인단계와 탈탄단계에서의 소비량의 합계는 약 15kg/ton에 이르게 된다. 따라서, 탈탄슬라그를 재순환해야만 생석회의 소비량을 줄여서 약 5kg/ton 까지도 가능하게 된다.

또한, 제6도에서 알 수 있는 바와같이, 슬라그온도가 내려가면, 고상(固相)이 석출하여 슬라그의 유동성이 악화되어 슬라그배출율이 낮아진다. 제6도로부터 처리후 온도가 1,200℃미만이 되면 어떠한 처리후의 슬라그의 CaO/SiO₂의 경우라도 슬라그배출율이 60%에 이르지 않게 된다. 또한, 1,200℃의 경우라도 슬라그 CaO/SiO₂가 0.7 이상이 아니면 슬라그배출율이 60%미만으로 된다. 이는 CaO/SiO₂가 너무 낮아지면 슬라그의 점성이 증가하기 때문이다. 따라서, 슬라그배출율의 확보라는 점에서 처리후의 온도의 하한은 1,200℃, 슬라그염기도 CaO/SiO₂의 하한은 0.7 임을 알 수 있다.

또한, 슬라그염기도 CaO/SiO₂가 너무 높아지면, 슬라그의 융점이 올라가서 고상이 석출해가기 때문에 슬라그배출율이 낮아진다. 처리후 온도가 1,450℃의 경우에는, 제5도로부터 총 철분이 5%까지 낮아져도 탈인율을 80% 로 확보하기 위해서는 슬라그 CaO/SiO₂가 2.5 이상 필요하나, 슬라그 CaO/SiO₂가 2.5를 넘으면 제6도에서와 같이 슬라그배출율이 60%미만으로 된다. 처리후 온도가 1,500℃ 까지 증가하면, 제5도에서와 같이, 총 철분(T·Fe)이 5%까지 저하할 때에 필요한 슬라그 CaO/SiO₂는 2.7 이상이나, 제6도에서와 같이 그 CaO/SiO₂로는 슬라그배출율을 60%까지 확보할 수가 없다. 따라서 처리후 온도의 상한은 1450℃, 슬라그 CaO/SiO₂의 상한은 2.5인 것을 알 수 있다. 한편, 처리후의 온도가 1200℃ 미만이 되면, 슬라그중의 CaO/SiO₂비가 어떠하든 슬라그배출율이 60%에 이르지 않게 된다. 또한 정련처리후의 온도가 1,450℃를 넘게 되면, 필요로 하는 CaO/SiO₂비 보다 염기도를 높게해도 슬라그배출율이 60%를 넘지못하게 된다. 따라서, 높은 탈인 효과, 높은 슬라그 배출효율을 60% 이상으로 얻기 위해서는 처리해야 할 용선온도를 1,200℃ 이상, 1,450℃ 이하로 해야 되고, 그 이후의 슬라그에서의 염기도 CaO/SiO₂비는 0.7 이상 2.5 이하로 되어야 한다.

여기에서 말하는 처리후의 슬라그에서의 CaO/SiO₂비는 탈인정련 중 장입되는 플럭스의 량에 의해 제어되고, 이 처리후의 용선온도도 탈인정련시 장입되는 냉각제(스크랩 및 철광석)의 량으로 자유로이 제어된다.

다시말해, 소요탈인량은 물론 소정의 슬라그 배출율 60%는, 적어도 0.5 kW/ton 이상의 저취교반동력조건하에서 1,200∼1,450℃의 처리후의 용선온도에 따라 0.7∼2.5의 처리를 한 다음 이어서 슬라그의 CaO/SiO₂비로 충분히 달성할 수 있다.

또한, 제8도는 위 처리후의 총 철분농도의 합계와 MnO 농도 및 1,350℃의 용선온도에서의 (% P) / [% P] 비사이의 관계를 나타내는데, 이 경우 처리후의 슬라그에서의 CaO/SiO₂비는 1.0, 1.5 또는 2.0 으로 되는 경우로 나타내었다. 제8도는 어떠한 CaO/SiO₂비에서도, 총 철분함량과 MnO 농도가 10% 미만이면, (% P) / [% P]비가 급격히 하락하고, 총 철분함량 35%를 넘으면 (% P) / [% P] 비는 증가되지 않거나 오히려 좀 떨어지거나 한다. 여기에서 (% P)는 슬라그 중의 인(P) 농도를 가리키고 [% P]는 용선중의 인(P) 농도를 가리킨다.

이러한 현상은 아래에 설명하는 이유로 일어난다. 즉, 슬라그내의 총철분량(T·Fe)과 MnO 농도의 합계가 10% 미만으로 되면, 제8도에서와 같이 (% P) / [% P] 비는 불충분한 산소 포텐셜(oxygen potential)때문에 급격히 떨어진다.

만일 이 비율이 35%를 넘게 되면, (% P) / [% P]비는 또한 슬라그내에서의 모재(기재) 성분농도의 희석화 때문에 떨어진다.

따라서, 철분회수량은 유지하면서도 (% P) / [% P] 비를 높이기 위해서는 위 처리이후의 총 철분농도와 MnO 농도의 합은, 상취산소공급속도와 저취가스 유속 또는 상취란스(top-blowing lance)의 높이를 조정하므로써 10% 이상, 35% 이하로 조정제어하여야만 한다.

상취산소의 공급조건을 조정하므로써 위 처리후의 총 철분함유량을 제어하는 방법으로서 L/L₀비(L : 용선의 리세스부의 깊이 / L₀: 산소상취란스의 높이)를 작업방법상의 지수로 사용한다.

여기에서, L/L₀비는 다음의 공식으로 표시된다.

L/L₀: L_hexp(-0.78 h/L_h) / L₀

L₀욕조의 깊이 (m), h 는 산소상취란스의 높이, L은 용선리세스부의 깊이를 나타내고 위 공식

L_hexp (-0.78 h/ L_h) / L₀에서 L_h는 63.0 × (K / Q₂/ nd)^2/3(여기에서 Q₂는 산소의 유속 Nm³/hr.)이고, 또한 K는 노즐의 분사각도로 정해지는 상수이다) 이다.

기본적으로, L/L₀비가 작아지면, 슬라그에서의 (% FeO) 농도는 증가되고, 탈인효율이 좋아진다. 구체적으로 말하면, L/L₀비를 낮추기 위해서는, 란스의 높이를 올릴 필요가 있다. 란스가 올라가면, 로내의 2차 연소율(Secondary combustion ratio)이 증가되고, LDG의 회수량이 낮아지거나 전로의 경사부에 있는 연와에 열손이 증가된다. 따라서, 란스의 높이를 증가시키는 것은 금지된다. 더우기, L/L_O비가 작아지면, 슬라그 포말화(foaming) 즉, 거품화가 증가되고, 송풍중에 전로작업을 방해하는 슬로핑(slopping)이 보다 일어나기 쉽다. 상술한 문제점에 비추어, 최소의 L/L_O비는 적어도 0.1 이상으로 제한된다. 또한, L/L_O비가 증가되면, 슬라그내의 총 철분량(% T.Fe)이 감소되고, 탈인 용량은 낮아진다. 따라서, (총철분농도가 MnO 농도의 합계)를 확보하기 위해서는 탈인정련중의 슬라그 내의 함유량을 적어도 10% 이상으로 되도록 하므로써 효율적인 탈인정련이 행해지므로, L/L_O비는 0.3 이하로 제한되도록 할 필요가 있다. L/L_O비가 0.1≤L/L_O≤0.3 의 조건을 만족하도록 제어되면 다음과 같은 잇점이 얻어진다 :

즉, 과잉의 슬로핑(excessive slopping)이 탈인정련 중 제어가능하게 되고 ; 또한 용선중의 [% P]가 안정적으로 0.030% 이하로 제어되어 배기가스의 제2연소율의 과도한 증가가 억제된다.

한편, 전로작업 중 전로가 저취교반에너지, 슬라그내의 CaO/SiO₂비와 용선 온도가 상술한 범위내로 조정되는 동안 탈인시간은 산소공급속도의 증가에 따라 단축가능하게 된다.

제9도는 서로 다른 산소송풍속도로 처리후의 슬라그 성분 및 슬라그 온도가 거의 일정하게 되는 조건하에서 용선 중 [P]의 농도의 변화를 나타낸 것이다. 산소가 적어도 2.5 Nm³/min/ton 의 속도로 공급되면, 처리시간은 약 산소가 약 1.1 Nm³/min/ton의 속도로 공급되는 작업에 비해 약 4 분 단축된다.

제10도는 산소공급속도와 제1차 탈인 속도정소(Kp')와의 관계도이다. 제10도도 실제설비로 종래의 공정(1),(2),(3)으로 처리한 관계를 나타낸다. CaO/SiO₂비가 정련 후 생석회 소모를 줄이기 위해 0.6~1.1로 낮추더라도, 탈인속도는 산소공급속도를 증가시키므로써 토피도카를 이용하여 종래 공정(1), 또는 래들을 써서 종래공정(2)와 맞먹는 탈인 속도 정수를 얻을 수 있다. CaO/SiO₂비가 1.1~2.5 이면, 탈인속도는 같은 전로를 사용하는 종래공정(3)의 그것의 2배정도의 탈인속도정수가 얻어진다.

정련처리후의 슬라그내의 CaO/SiO₂비와 용선온도등과 같은 조건에 있어 적절한 탈인이 이들 조건을 만족하면, 탈인정련슬라그의 완전한 배출이 가능해지고, 탈규소단계, 탈인단계, 탈탄단계가 이와같이 전로에서 복합되어 이루어지게 된다.

즉, 적절한 탈인 다음에는, 전로를 경동시켜서 슬라그를 배출하며, 슬라그 배출후에는, 전로를 거쳐 즉시 수직으로 세우고, 생석회와 살짝 구운 돌로마이트와 같은 플럭스를 최소 필요량 만큼 슬라그 배출율과 로내의 용융물 손실상태 및 소요[P] 농도에 맞추어 투입하고, 이어 용선이 소요종점 [C]을 얻을 때까지, 산소송풍으로 용선을 탈탄한다. 스크랩, 철광석, Mn 광은 소요 [Mn] 농도에 맞추어 선택적으로 장입한다.

탈탄슬라그가 남아서 전로에서 재순환하고 다음 챠즈에 넣을 용선을 장입할 때, 생석회 소비량은 제7도에서와 같이 대폭 중단된다. 그러나, 동일한 경우라도 용선내의 C은 소위 FeO, Fe₂O₃, MnO 등과 같은 전로 탈탄슬라그에서의 산소원(oxygen sources)과 격렬한 반응④,⑤,⑥을 일으킨다.

FeO + C → Fe + CO ‥‥‥‥‥‥‥‥ ④

Fe₂O₃+3C → 2Fe + 3CO ‥‥‥‥‥‥‥‥ ⑤

MnO + C → Mn + CO ‥‥‥‥‥‥‥‥ ⑥

이 반응으로 다량의 CO 가스가 발생하는데, 이 CO 가스는 슬라그와 장입용선을 전로밖으로 튀어나오게 하고 거품을 만들므로써 슬라그가 전로밖으로 흘러나오게 한다. 따라서, CO 가스를 다량 발생시키면 철분의 회수율이 저하될 뿐 아니라 작업 또한 장해를 받게 된다.

식 ④~⑥ 에서와 같이 슬라그 내의 FeO, Fe₂O₃, MnO 성분과 반응하면 생기는 CO 가스의 량이 증가된다. 더구나, 이들 반응들은 그 속도가 슬라그나 용선의 온도와 더불어 증가된다. 즉, 이 반응은 온도가 올라갈수록 더욱 심해 진다. 그러나, 슬라그 내의 FeO, Fe₂O₃또는 MnO의 농도가 높아지더라도, 슬라그 온도가 낮거나 용선의 온도가 낮으면 그 만큼 반응속도가 늦어지기 때문에 경우에 따라 끓어오름(bumping) 또는 슬라그 거품등은 발생되지 않는다.

FeO, Fe₂O₃, MnO 농도가 미치는 영향을 상세히 조사해 본 결과, 슬라그 온도와 용선의 온도가 끓어오름이나 슬라그 거품발생에 영향을 미치므로, 본 발명자들은 이러한 끓어오름과 거품발생을 방지하기 위해서는 ①식을 만족해야만 한다는 것을 발견하게 되었다. 이 ①식은 좌변에서의 총 철분량(FeO 와 Fe₂O₃중의 철분농도의 합계), MnO 농도와 슬라그 및 용선의 관계가 0.1 이하인 경우에는 끓어오름 및 슬라그 거품화가 일어나지 않는 것을 의미한다. 슬라그 중의 FeO, Fe₂O₃, MnO 농도에 맞추어 ①식의 좌변이 0.1 이하가 되도록 슬라그 온도 또는 용선온도를 선택한 후, 용선을 장입하면 끓어오름 및 슬라그 거품화가 방지될 수 있다. 또한, 이와는 반대로 슬라그 온도 및 용선온도를 기초로 하여 ①식의 관계를 만족시키도록 슬라그내의 총 철분(T.Fe) 농도와 MnO 농도를 조정하여 용선을 장입시켜도 끓어오름과 슬라그 거품발생현상을 방지할 수 있다.

또한, ①식을 만족시키기 위해 탈탄슬라그 중의 산화철과 망간산화물 농도의 합계 및 다음 챠즈의 용선온도로 붙어 결정되는 탈탄슬라그의 온도로 될때까지 용선장입을 기다려도 좋으나, CaCO₃같은 냉각제나 코크스나 연기없는 무연탄과 같은 탈산제와 냉각제와의 혼합물을 첨가하여 강제적으로 ①식을 만족시키는 조건을 만들어도 좋다.

예컨데, CaCO₃를 냉각제로 사용할 때, CaCO₃는 CaO 와 CO₂와로 분해되나, 이 분해반응은 흡열반응이므로 탈탄슬라그의 온도가 내려가서, 단시간에 앞서 말한 ①식의 조건을 만족할 수가 없다. 또한 분해후의 CaO는 탈인반응의 플럭스로서의 역할을 하기 때문에, 탈인기의 탈인용플럭스(탈인용 flux)를 삭감할 수가 있어 매우 유용하다.

탈탄슬라그중의 산화철과 망간산화물농도의 합계는 슬라그시료채취시 신속히 분석하거나, 또는 용강중 탄소농도와 탈탄슬라그 중의 산화철과 망간산화물 농도와의 합계 관계를 구하여 놓고, 전챠즈(previous charge)의 탈탄후의 용강중 탄소농도의 분석결과로부터 산출한다. 또한 탈탄슬라그의 온도는 방사온도계등으로 측정한다.

제1도는 전체프로세스의 개략도이다.

본 발명은 용선을 전로밖에서 먼저 에비탈류처리해 둔 용선을 정련하는 경우로서 앞서 밝힌 바 있다. 높은 정도의 예비탈류가 필요하지 않을 때에는, 전술한 바와 같이 탈인을 하기 전에 용선을 탈류할 수 있다.

즉, 탈류처리용플럭스로서 CaO, Na₂CO₃, Mg로부터 선택되는 적어도 둘 이상의 물질이 상부장입 또는 저취분사주입으로 장입되고, 그런다음 2∼5 분간이라는 짧은 기간에 탈류처리를 하는 것이다. 전술한 탈인처리는 이어서 행한다.

슬라그에서 S의 40∼60%가 증발되든가 탈류되므로, 용선 중의 [S]의 30∼50%가 탈인과 함께하는 초기단계에서 탈류되어 플럭스량의 조정이 가능해진다.

또한, 슬라그를 전도를 경동시켜 배출할 때에는, 전로가 예컨데 1 분안에(빠를 경우) 바람직스럽게 전회하고 그 사이에 제11도에서 도시된 바와 같이 전로의 정면에 있는 슬라그 방지판으로 슬라그가 비산되는 것을 막아준다.

본 발명을 실시예에 의해 구체적으로 설명한다. 단, 아래의 실시예에서 탈인처리시의 L/L_O는 0.2 로 하여 실시되었다.

[실시예 1]

저취기능을 가진 8 톤 시험용전로에 예비탈류한 용선 약 6 톤을 장입하고, 플럭스와 스크랩의 장입량을 조정하여 약 8 분간 탈인한 바 정련처리후의 슬라그내의 CaO/SiO₂비가 1.5 로 되므로써 (CaO : 35 중량%, SiO₂: 23 중량%, T·Fe : 14 중량%, MnO : 7 중량%) 0.7~2.5 범위내에 들게 하였다. 또한 처리후의 용강온도는 1,200℃∼1,450℃에서 유지되었다(제 5~7 도 참조). 한편으로, 저취가스의 유속은 제어되고, 이 가스유속제어를 위한 교반에너지는 0.5 kW/ton이상이 소요되었다(제3도 참조). 다음, 이 시험용전로를 기울여 증간슬라그를 약 3분에 걸쳐 배출하였다. 그런 후에 로를 수직으로 세우고, 즉시, 탈탄을 약 9분간에 걸쳐 행한 후 용강을 탭핑하여 출강하였다. 물론, CaO 원단위삭감을 위해, 탈인처리시의 슬라그배출율은 60% 이상으로 유지하였다.

표 1 은 그 구체적인 조건과 용강의 화학성분조성 및 강의 온도변화를 나타낸다.

탈인처리후의 용선의 [P]는 0.025%, 탈탄처리후의 용강의 [P]는 0.019%였으며, 예비탈류 및 전로에서의 탈인·탈탄양기(期)에 첨가한 총생석회 원단위는 20Kg/ton, 동등한 정련효과를 얻기위한 종래법(용선탈류·탈인+전로탈탄)에서의 평균청생석회원단위 34Kg/ton에 비하여, 대폭적인 원단위삭감이 본 발명으로 가능하게 되었다.

또한, 제7도에서 보는 바와 같이 슬라그배출율을 60%이상으로 할 경우 총 생석회원단위가 10kg/ton 이하로 까지 삭감된 바, 이는 되풀이 반복작업을 행할 경우 이와같이 더욱 감축되는 것으로, 반복작업을 하면, 탈탄시 생성된 슬라그를 다음 챠즈(charge)의 탈인처리시에 사용하므로 탈인기의 생석회량은 더욱 삭감된다.

그 결과 본 발명상의 탈인작업조건의 적용으로 높은 슬라그배출율과 높은 탈인효과를 지속할 수 있는 결과를 가져왔다.

[실시예 2]

저취기능을 가진 8 톤 시험용전로속으로 예비탈류한 용선 6 톤을 장입하고, 이 용선을 플럭스의 장입량과 스크랩의 장입량을 조절하여 약 8 분간 탈인하여 처리후의 슬라그 내 CaO/SiO비를 0.7∼2.5 내에 들게 하고, 용강온도는 1,200~1,450℃로 되도록 하였다. 한편 저취가스의 유속이 제어되므로써 교반에너지가 최소한 0.5 kW/ton이상이 되었다. 이 전로는 다음 경동시키고, 중간슬라그를 약 3분간 배출하였다.

실시예 2 의 경우에도 실시예 1 에서와 같이 제3, 5~7도에 나타나는 결과를 얻었다.

다음, 전로를 똑바로 세우고, 특히 약 9 분간에 걸쳐 탈탄을 실시하였다. 다음 탭핑하여 출강하였다. 용선을 4 챠즈 정런하기 위해 스크랩장입량을 변화시켰다.

표 2 는 각 챠즈의 화학조성, 온도등과 같은 조건을 나타낸 것이다.

여기에서 알 수 있듯이 약 17 %정도까지의 다량의 스크랩도 본 발명공정에서와 같이 높은 열 여유도를 가진 경우에는 이를 장입할 수 있다는 것인데, 종래의 방법의 경우 토피도카 및 전로에서 탈인 및 탈탄을 행하고, 이 경우 스크랩장입량은 고작 약 7%에 지나지 않는다는 것과 비교할 수 있다.

더우기, 이 결과에서 알 수 있는 것은 용선중의[Si]이 증가되면, 용선은 탈인단계에서 형성되는 슬라그의 량을 증가시켜서 낮은 염기도에서 탈인이 되게 한다. 그리고 그 결과, 생석회의 소비단위가 그리 증가되지 않는다. 요선중의[Si]이 증가되더라도, 작업은 낮은 염기도와 낮은 온도로 인한 큰 슬로핑(Slopping)이 없이도 안정적으로 이루어진다. 이 작업은 [Si] 1%의 함유량을 가진 용선을 이용하여 스크랩율 25%로 이루어진다.

[실시예 3]

저취기능을 가진 8 톤 시험용전로에 예비탈류한 용선 약 6 톤을 장입하고, 플럭스와 스크랩의 장입량을 조정하여 약 8 분간 탈인 한바, 정련처리후의 슬라그내의 CaO/SiO비가 0.7∼2.5로 되었다. 또한 처리후의 용선온도는 1,200℃∼1,450℃가 되었다. 한편으로 저취가스의 유속은 제어되고, 교반에너지는 적어도 0.5 Kw/ton 이상이 소요되었다. 다음, 이 시험용전로를 기울여 중간슬라그를 약 3 분간에 걸쳐 배출하고, 그런후에 로를 수직으로 세우고, 즉시 탈탄을 약 9 분간에 걸쳐 행하고 용강을 탭핑하여 출강하였다. 실시예 3 의 경우에도 실시예 1 과 같이 제3, 5~7도에서 나타나는 결과를 얻었다.

표 3은 용강의 화학성분, 온도변화등 구체적인 조건을 나타낸 것이다.

최초단계에서 용선의 [S]가 0.030%에서 탈류 후 0.010%로 감소하였고, 탈인 후 0.015%로 되었다가 탈탄 후 0.014%로 되었다. 따라서, 용선은 보통강의 수준으로 충분히 탈류할 수 있음을 알수 있었다.

[실시예 4]

실시예로서 로저에 저취트와이어(bottom-blowing tuyere)를 가진 300 톤 상저취전로에 290 ∼ 300 톤의 용선을 장입하고, 저취트와이어로 부터 CO, 상취란스(upper-blowing lance)로 부터는 O를 각각 불어넣어 본 발명을 적용하였으며 그 결과를 표 4에 게재하였다.

비교예 1∼3는 탈인처리후의 슬라그염기도가 2.0 이상이거나 또는 교반력을 작게 하여 정련한 예이고, 실시예 4∼7는 본 발명에 따라 실시한 것이다. 염기도조정에 대해서는 처리전 용선 Si 농도로 부터 생성되는 SiO량 및 기타로 내잔류슬라그 중 SiO량 등으로 부터 생석회량을 투입하는 것으로 용이하게 행할 수 있었다.

이 실시예에서의 결과로 부터 알 수 있는 바와 같이, 본 발명을 적용하므로써 종래법에 비교하여 탈인처리후의 중간 슬라그배출율을 대폭 향상하는 것이 가능해지고, 슬라그 배출 후 연속적으로 행해지는 탈탄공정에서의 복린(rephosphorization)을 억제할 수 있었으므로 하나의 로로도 탈규소, 탈인 및 탈탄정련을 충분히 행할 수 있는 장점이 있다.

위 표 4 에 기재된 데이터의 조업조건은 다음과 같았다.

(1) 교반에너지, 처리후의 슬라그염기도 CaO/SiO, 처리후 용강온도 등의 조건은 실시예 1~3 과 전술한 바와 같이 동일하였다. (제 5~7도 참조)

(2) 교반에너지는 제3도에 나타나 있는 바와 같았으며,

(3) 슬라그의 산화철농도, Mn농도는 제8도에 나타난 결과와 같았다.

위 표에서와 같이 T·Fe + MnO 의 실적치는 10.7-15.8 중량% 의 범위에 있음을 알 수 있다.

[실시예 5]

300 톤 전로를 사용하여, 앞서의 탈탄단계에서 형성된 탈탄슬라그를 배출하지 않고 그 속에 그대로 남기고, 다음 챠즈의 용선을 여기에 장입하였다. 다음, 탈인용 플럭스로서 슬라그를 재사용하여 전로작업을 행하였다.

로내에 남아 있는 탈탄슬라그가 용선온도로 되는 온도를 가지게 되었고 탈탄슬라그의 철분총량과 산화망간의 합으로 되는 (%T.Fe + MnO) 농도를 가지게 되면

① 식의 조건은 만족되고, 300 톤의 용선을 온도가 1) 1,290 ∼ 1,310℃, 2) 1,340 ~ 1,360℃ 또는, 3) 1,390 ∼ 1,410℃ 를 가진 것으로 되어 그 속에 장입하였다.

또한, 용선의 화학성분은 다음과 같았다. : 용선중탄소 [C] 농도 4.5 ∼ 4.8%, 용선중실리콘 [Si] 농도 0.39 ∼ 0.41%, 용선중 [P] 농도 0.099 ∼ 0.103%, 전로에 남은 탈탄슬라그의 량은 약 30kg/ton이었다. 또한, ①식을 만족하는 조건이 아니었어도 용선 또한 비교를 위해 장입되었다. 끓어오름, 즉 돌비현상이나 급격한 거품현상이 일어났어도 장입후가 아닌 것으로 제11도 ∼ 제13도는 각 용선온도를 나타낸다.

제11도 ∼ 제13도에서의 사선부는 ①식의 조건을 만족시키는 범위이다. 또한 O표는 용선을 장입하였을 때에 돌비현상과 슬라그거품화가 발생하지 않았던 경우, X표는 발생한 경우를 나타낸다. 한편, ①식의 조건을 만족하는 동안 용선이 장입되었을 때, 돌비현상이든 슬라그거품화든 어느 쪽도 발생되지 않았고 조업에 지장을 초래하지도 않았다.

또한, 비교예를 실시한 바, 여기에서 탈탄슬라그를 전로로 부터 한번 배출하였다. 이 슬라그는 파쇄해서 용선용 탈인플럭스로 사용하였다. 그러나, 본 발명에서 스크랩비를 평균 5%정도 증가시켰고, 열 여유도를 비교예시험에서 보다 증가시켰다. 이어서, 탈인을 행하였다. 그 결과는 다음과 같았다. 즉 탈탄슬라그를 탈인플럭스로 재사용하였고; 탈탄슬라그에서의 CaO 성분조성을 탈인에 효과적으로 사용하였으며; 탈인단계에서 장입할 CaO 소비단위는 탈인단계에 장입할 탈탄슬라그가 재사용되지 않은 경우보다 감소했다.

본 발명은 상술한 실시예로 부터 다음과 같은 효과를 가짐을 알 수 있다.

(1) 종래의 전로외 용선탈인 또는 탈류·탈인공정을 전로에 집약할 수 있고, 고정비의 대폭적인 절감이 가능해진다.

(2) 플럭스소비원단위를 삭감할 수 있어 변동비가 절감된다.

(3) 공정집약으로 생기는 열 여유도의 향상으로 1) 스크랩 용해 능력의 향상 2) 철광석환원량의 증대에 따른 용강 회수율 향상 3) 생석회를 석회석으로 치환함에 따른 플럭스 코스트 절감등 필요에 따른 조업상 메릿트를 누릴 수 있다.

(4) 전로정련공정으로 부터 배출되는 총 슬라그량을 종래의 약 2/3 수준으로 줄여서 플럭스의 사용소비원단위를 줄일 수 있다.

Claims

저취전로에 용선을 장입하여 정련하는 전로제강법에 있어서, 저취전로에 용선을 장입하고, 교반에너지가 0.5Kw/ton 이상이 되도록 저취가스유량을 제어해 가면서, 처리후의 슬라그 중의 CaO/SiO₂가 0.7 ∼ 2.5 되도록 하며, 또한 처리후의 용강의 온도가 1,200℃ 이상, 1,450℃ 이하로 되도록 투입플럭스량과 투입냉각제량을 조절하여 용선을 탈인하고, 일단 정련을 중단하여 전로를 경동(tilting)하여 로내 슬라그의 60% 이상을 배출한 다음, 전로의 스탠드를 수직으로 세워 탈탄정련을 유도하도록 하며, 상기 교반에너지(ε)는 다음 공식을 만족하도록 저취가스유량을 제어하는 것을 특징으로 하는 전로제강법.

ε = (2×8.314×2.3×1000/22.4/60) × (QXT/W) log [1+(ρ×g/pa) × L_O]

= 0.0285×Q×10³×T×[log(1+L_O/1.48) / W

여기에서,

ε : 교반에너지 (J / S / ton)

Q : 저취가스유량 (Nm³/ min)

T : 욕온도 (K)

L_O: 욕깊이 (m)

W : 용탕중량 (ton)

ρ : 용철밀도 (=7000 Kg/m³)

g : 중력가속도 (=9.8m/S)

P_A: 대기압 (=101325 P_A)
제1항에 있어서, 탈인처리후의 슬라그중의 총·철분농도(T·Fe)와 MnO 농도의 합계가 탈인 처리후의 슬라그중량의 10∼35 %가 되도록 구성되는 것을 특징으로 하는 전로제강법.
제1항에 있어서, 상기 산소는 L/L_O비가 0.1~0.3 을 유지하도록 해 가면서 산소를 상취하는 전로제강법.

여기에서

L/L_O= L_h·10^-3·exp (-0.78h /L_h) L_o

L : L_h·10^-3·exp (-0.78h/L_h) : 리세스깊이

L_h: 63.0 × ( K·Q₂/n/d)^2/3

Q₂: 산소유량 (Nm³/h)

n : 노즐(구멍)수

d : 노즐직경 (mm)

h : 산소상취란스높이 (m)

K : 노즐의 분사각도에 따라 결정되는 정수
제1항에 있어서, 상기 탈탄정련중에 형성되는 탈탄슬라그는 전로에 남게 되고, 다음 1식을 만족하는 슬라그중 총 철분(T·Fe)농도, MnO 농도, 슬라그온도가 다음 챠즈의 용선을 장입하고, 반복적으로 탈인처리 및 탈탄처리를 행하도록 한 전로제강법.

3.038×10⁸× [(% T·Fe) + (% MnO)]²× exp (-91400/Ts+T_M+546) ≤ 0.1 …… (1)

여기에서

(% T·Fe) : 탈탄슬라그중의 산화철중량비 (FeO 와 Fe₂O₃중의 철분농도의 합계) (%)

(% Mn O) : 탈탄슬라그중의 망간산화물중량비 (%)

Ts : 탈탄슬라그의 온도 (℃)

T_M: 장입용선온도 (℃)