KR100357360B1

KR100357360B1 - 가압 전로 제강법

Info

Publication number: KR100357360B1
Application number: KR1019997008634A
Authority: KR
Inventors: 키타무라신야; 마츠오미치타카; 나이토켄이치로
Original assignee: 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Priority date: 1997-03-21
Filing date: 1998-03-19
Publication date: 2002-10-19
Also published as: EP0974675A1; EP1291443A2; ATE242339T1; WO1998042879A1; CN1080317C; DE69815334D1; CN1251139A; EP1291443A3; EP0974675B1; DE69815334T2; US6284016B1; TW424111B; EP0974675A4; KR20010005571A

Abstract

본 발명은 높은 생산성과 높은 제품 비율로, 또한 과산화도가 낮은 용강을 취련할 수 있는 전로 정련 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다. 첫째로, 상저 취련 전로에서, 로내 압력(P)을 대기압 보다 고압으로 설정하는 동시에, 상취련 산소 공급 속도(F)와 저취련 가스 유량(Q)을 로내 압력(P)의 변화에 따라서 조절하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법이며, 둘째로, 상저 취련 전로에서, 로내 압력(P)을 취련 중의 전부 또는 일부의 기간에 걸쳐서 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 상취련 산소 공급 속도(F) 및 저취련 가스 유량(Q) 및 로내 압력(P)을 강욕 중 탄소 농도(C)에 따라서 변화시키는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법이다.

Description

가압 전로 제강법{Pressure Converter Steel Making Method}

전로 정련에서는 높은 생산성과 높은 제품 비율, 또한 과산화도가 낮은 용강을 취련하는 것이 궁극적인 목적이다. 전로 정련에서 탈탄 거동은, 용철 중의 탄소 농도가 높은 영역에서 탈탄 속도가 산소 공급 속도에 의해 정해지는 Ⅰ기와, 용철 중의 탄소 농도가 낮은 영역에서 탈탄 속도가 용철 중의 탄소의 물질 이동 속도에 의해 정해지는 Ⅱ기로 나누어진다.

생산성을 향상시키기 위해서는 정련 시간의 대부분을 차지하는 Ⅰ기의 탈탄 속도를 높일 필요가 있으며, 이때문에 원리적으로는 산소 공급 속도를 높일 필요가 있다. 그러나, 통상의 상저 취련 전로(top-and-bottom blowing converter)의 산소 공급 속도는 4(Nm³/ton /min) 정도가 상한이며, 그 이상으로 산소 공급 속도를 높인 경우에는 격심한 스플래시(splash)의 발생, 더스트(dust) 발생량의 증대, 슬로핑(slopping)의 발생에 의해 용강 제품 비율의 저하, 로구(爐口)에 지금(地金)부착의 증대, 전로 바닥의 찌꺼기의 증대 등에 의해 지금의 제거와 전로 바닥의 청소 같은 비취련 시간이 증가하여 오히려 생산성을 저하시키는 문제가 있다.

Ⅰ기의 산소 공급 속도를 증대시키는 것과 더스트의 발생을 억제하는 목적으로 하여 전로를 가압하는 기술이 공지되어 있다. 그러나, 어느 쪽의 기술도 이하에 나타내는 바와 같이 충분한 조업 조건을 제공하는 것은 아니다.

용강 제품 비율을 향상시키기 위해서는, Ⅰ기에서의 더스트나 스플래시의 발생을 저하시키는 것뿐만 아니라, Ⅱ기인 저탄소 영역에서의 용강의 과산화에 의한 슬래그(slag)의 철산화 손실을 억제할 필요가 있다. 용강이 과산화가 된 경우에는 슬래그의 (T·Fe)(슬래그 내에 포함된 전체 철 성분)가 증대함과 동시에 용강 중의 산소 농도도 증가하기 때문에, 탈산재가 다량으로 필요하게 되어 다량으로 발생하는 탈산 생성물에 의해 용강의 청정성이 현저하게 저하되는 문제도 함께 발생한다.

Ⅱ기의 과산화를 억제하기 위해서는, 원리적으로는 산소 공급 속도를 저하시키는 것과 교반력을 증대시키는 것이 고려된다. 그러나, 산소 공급 속도의 저하는 정련 시간의 연장을 초래하기 때문에 생산성의 향상과 양립될 수 없는 문제가 있다. 또한, 저(底)취련 교반력의 증대는 교반 가스 비용의 증대를 초래하며, Ⅰ기의 교반력은 낮게 억제하고 Ⅱ기의 교반력만을 증대시키는 것으로 교반 가스 비용의 증대는 억제할 수 있지만, 동일의 송풍구로 대폭 저취련 가스 유량을 변화시키는 기술은 없기 때문에 저취련 송풍구 벽돌의 용손(ablation) 속도가 증가하는 문제를 발생한다.

이에 대해, 산소 공급 속도를 증대시키는 것이나 더스트의 발생을 억제하는 것을 목적으로 전로 내부를 가압하는 기술이 공지되어 있다. 그러나, 어느 것의 기술도 이하에 나타내는 바와 같은 충분한 조업 조건을 주는 것은 아니다.

일본 특허 공고 소43-9982호 공보에는, 상(上)취련 전로 중에 철 장입물과 슬래그 형성 성분을 넣어 상기 전로 중에 위치한 랜스(lance)로부터 산소를 도입하여 이 산소를 아래쪽으로 향하여 상기 철 장입물의 표면 상에 흘려 정련 반응을 일으켜 철로부터 탄소를 제거하여 반응기 가스를 발생시키고, 이 반응기 가스를 상기 전로로부터 가스 보집(trap) 장치 중에 흘려 상기 가스의 유속을 제어하기 위한 압력 조정 수단을 설치하여 상기 가스의 전부를 상기 압력 조정 수단을 통과시키도록 상기 철 장입물과 상기 압력 조정 수단과의 사이에 친밀 관계를 보유하는 것에 의해 이루어지며, 더구나 상기 장입물을 유입 산소에 의해서 정련시킬 때, 상기 압력 조정 수단은 상기 전로 내에 1기압 이상의 압력을 제공하도록 되어 있는 것을 특징으로 하는 철의 정련 방법이 개시되어 있다.

본 공보는 탄산 가스 생성비(2차 연소율)가 높게 되는 것과 배기 가스의 질량 유속이 저하하기 때문에 더스트가 적어지는 것을 특징으로 하고 있다. 그러나, 이 경우에도 2차 연소율과 더스트 발생량에 큰 영향을 주는 산소 공급 속도나 상취련 산소 제트(jet)의 욕면(bath surface) 충돌 에너지와 압력의 관계에 관한 정량적인 규정이 전혀 이루어져 있지 않고, 또한 상저 취련 전로 정련은 기본 조건이 크게 다르기 때문에 해당 발명만으로 가압 전로의 조업을 하는 것은 불가능하다.

일본 특허 공개 평2-205616호 공보에는, 용철 및 필요에 의해 스크랩을 원료로서 용강에까지 정련하는 전로 제강법에서, 전로 내를 O.5kgf/㎠이상으로 가압하고, 또한 전로 내의 용선 및 스크랩의 총 장입량 W(t/ch)와, 전로 철피내 용적 V(m³)와의 관계를, W＞0.8V 또는 0.8V≥W≥0.5V로 하고, 또한 전로 내의 산소 유속 U(Nm³/min·t)를 U≥3.7로 하는 것을 특징으로 하는 고능률 전로 제강법이 개시되어 있다. 이 공보는 가압에 의해 슬로핑이나 슬로핑의 발생을 억제하여 높은 제품 비율이 얻어졌다고 기재되어 있다.

그러나 산소 공급 조건이나 교반력과 가압 조건의 관계에 있어서 슬로핑이나 스피팅(spitting)의 발생 억제 조건이 논의되어 있지 않기 때문에, 해당 발명만으로 가압 전로의 조업을 실시하는 것은 불가능하다. 특히, 상저 취련 전로와 같이 교반력이 강한 경우에는 상압(常厭)에서도 해당 발명의 비교예의 조건으로는 슬로핑은 거의 발생하지 않고 기본 조건이 크게 다르므로, 해당 발명으로부터 상저 취련 전로에서의 가압 조업 조건을 얻는 것은 곤란하다.

또한, 과산화 억제, 제품 비율 향상이라는 의미에서 가장 중요한 Ⅱ기의 저탄소 농도 조건에서의 조업 방법에 대해서는 기재되어 있지 않다.

일본 특허 공개 소62-142712호 공보에는, 전로 또는 용융 환원로에서 로내 압력을 대기압보다 고압으로, 특히 압력을 2 내지 5kg/㎠로 설정하여 2차 연소 가스의 선속도를 저하시키는 것을 특징으로 하는 전로 또는 용융 환원로에서의 제강·제철 방법이 개시되어 있다.

본 공보는 슬래그 내에서 2차 연소 가스의 상승 유속을 가압에 의해서 저하시켜 가스와 슬래그의 열교환 시간을 연장시켜 슬래그를 통하여 착열 효율을 향상시키는 것이다. 해당 발명에서는 전로 내압을 2 내지 5kg/㎠로 가압한다고 되어 있지만, 해당 발명의 원리에 의하면 착열 효율을 지배하는 가스와 슬래그의 열교환 시간에 대하여 영향을 미치는 슬래그량, 2차 연소 가스의 발생량, 산소 공급 속도, 랜스 높이 및, 공동(cavity) 깊이 등에 관한 규정이 완전히 이루어져 있지 않고, 해당 발명만으로 가압 전로의 조업을 실시하는 것은 불가능하다. 특히, 해당 발명의 실시예는 상취련 전로로서, 교반력이 강하기 때문에 슬래그 형성 작업을 하기 어려운 상저 취련 전로의 경우 또는, 슬래그량이 적은 용선 예비 처리 용선의 취련인 경우에는 해당 발명은 기본 조건이 크게 다르므로 해당 발명으로부터 상저 취련 전로에서의 가압 조업 조건을 얻는 것은 곤란하다.

일본 특허 공개 평2-298209호 공보에는, 종탕(seed of molten iron)이 존재하는 용해 전용 전로에 철 함유 냉각 재료, 탄소 재료 및, 산소를 공급하여 용해 전용 전로에서의 소요 종탕량과 별도의 정련 전용 전로에서의 소요 정련량의 합계량의 고탄소 용철을 얻으며, 이 고탄소 용철을 원료로서 정련 전용 전로로 산소 취련하는 것에 의해 소요 성분의 용강을 얻는 전로 제강법에서, 용해 전용 전로 내의 압력을 다음식에 따라서 조절하는 것으로서 용해 전용 전로로의 더스트 발생량을 대폭 감소시키는 것을 특징으로 하는 가압형 철 함유 냉각 재료 용해 전로 제강법이 개시되어 있다.

P≥1.15+0.3{[중랑%C]-2.5}

2.5≤[중량%C]≤5

기호 P : 용해 전용 전로내 압력(atm)

[%C] : 용해 전용 전로내 용철 C 함유량(중량%).

본 공보는 가압에 의한 상취련 산소 제트가 욕면에 충돌할 때의 에너지가 저하하는 것과 발생하는 CO 가스 용적이 저하하는 것을 이용한 것으로, 고탄소 용철의 경우 정도로 CO가 발생하기 쉽기 때문에 압력을 높게 설정하고 있다. 그러나, 상기 식의 적용은 C가 2.5 내지 5중량%이기 때문에 탈탄을 목적으로 한 전로 정련에는 적용할 수 없다. 또한, 더스트의 발생 속도는 단지 압력뿐만이 아니라 산소 공급 속도에도 크게 의존하며, 또한, 산소 공급 속도는 철 함유 냉각 재료 용해용 전로의 생산성을 지배하는 중요한 요인이지만, 해당 발명에서는 산소 공급 속도나 상취련 산소 제트의 욕면 충돌 에너지와 압력의 관계에 관한 정량적인 규정이 전혀 이루어져 있지 않고, 또한, 탈탄을 목적으로 한 전로 정련은 기본 조건이 크게 다르기 때문에, 해당 발명만으로 가압 전로의 조업을 실시하는 것은 불가능하다.

또한, 어떤 공지예에서도, 과산화 억제, 제품 비율 향상이라는 의미에서 가장 중요한 Ⅱ기의 저탄소 영역에서의 조업 방법에 대해서는 전혀 개시가 없다. 특히 Ⅱ기의 경우에는, 상취련 산소 공급 속도, 저취련에 의한 교반력등의 조건과 전로 내압을 적정하게 제어하지 않은한, 생산성을 향상한 후에 과산화를 억제하여 제품 비율을 향상시키는 것은 불가능하다.

그런데, 종래는 저취련에 의한 교반 에너지로서 수학식 1에서 정의되는 ε이 사용되며 (철과 강, 제67권, 1981년, 672쪽 이후), 수학식 2에서 요구되는 균일 혼합시간 τ를 통한 B0C 값과 전로의 탈탄 특성과의 관계가 공지되어 있다(철과 강, 제68권, 1982년, 1946쪽 이후).

여기서, Q는 저취련 가스 유량(Nm³/tom/min), T는 용강 온도(K), ρ는 용강 밀도(g/cm³), H는 욕 깊이(bath depth)(cm), P는 전로내 압력(kg/㎠), F는 상취련 산소 공급 속도(F:Nm³/ton/min), [중량%C]는 탄소 농도, Wm은 용강량(ton)을 나타낸다.

이러한 관계에 있어서, 예를 들면 욕 깊이가 1 내지 2m의 전로인 경우에는, 전로내 압력을 1kg/㎠ 으로부터 3kg/㎠ 으로 상승시켰다고 해도, ε이나 BOC에 대한 영향은 크지 않고, 야금 특성에는 큰 영향은 없다고 추정되었다.

한편, 상취련 가스에 의한 공동 깊이를 계산하기 위해서는 수학식 4가 사용되고 있지만(세가와 기요시:「철야금 반응 공학」, 소화 52년, 일간 공업 신문사간), 여기에는 전로내 압력의 영향은 들어가 있지 않다.

여기서, L'는 수학식 4에서 계산되는 공동 깊이(mm), h는 랜스와 강욕면 (steel bath surface) 사이의 거리(mm), F'는 상취련 산소 공급 속도(Nm³/Hr), n은 노즐수, d는 노즐 직경(mm)이다.

또한, 2차 연소에 대해서는 수학식 4에 의해 얻어지는 L'과의 관계나, 랜스 선단에서 욕 표면까지의 거리 X와 초음속 코어(supersonic core)의 길이 Hc 및 노즐 직경 d의 비인 (X-Hc)/d와의 관계가 제안되어 있다(철과 강, 제73권, 1987년, 1117쪽 이후). 특히, 후자에 있어서는, 제트 외주부의 유속이 느린 영역에서 분위기의 CO가 산소 제트에 말려들게 되어 CO₂로 2차 연소된다는 생각이 나타나고 있다. 그러나, 전로내 압력에 의한 변화는 기재되어 있지 않다.

공동 깊이에 대한 전로내 압력의 영향으로서는, 감압 상태에서의 거동이 보고되어 있다(철과 강, 제63권, 1977년, 909쪽 이후). 이에 의하면, 압력을 감압 하는 것으로 급격하게 공동이 깊어지는 것을 나타내고 있지만, 대기압 이하에서의 결과로서, 가압 상태에서의 거동에 대해서는 전혀 언급되어 있지 않다. 굳이, 감압하에서의 결과를 가압으로 밖에서 넣으면, 공동 깊이는 매우 작아진다.

본 발명은 높은 생산성, 높은 제품 비율, 낮은 과산화도로 용강(molten steel)을 취련(吹鍊)할 수 있는 전로 제강법에 관한 것이다.

도 1은 욕중에 불어들어온 기포의 거동을 나타내는 모식도.

도 2는 욕중에 불어들어온 기포의 욕 표면으로부터의 깊이와 기포 직경과의 관계에 대한 로 내압의 영향을 나타내는 실험 결과(물 모델)의 도면.

도 3은 가압하에서의 공동 깊이의 실제 측정치와 계산치의 비교를 나타내는 실험 결과(물 모델)의 도면.

도 4는 배기 가스 도입용 덕트(8)가 집진기와 가스 냉각 장치를 통하여 압력 조정 장치에 연결되는 본 발명의 실시 양태를 나타내는 모식도.

도 5는 슬로핑 발생 빈도와 F1/P1, Q1/P1의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

도 6은 슬로핑 발생 빈도와 L/D와의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

도 7은 탄소 농도 C, 로내 압력 P2와 취련 정지시의 (T·Fe)와의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

도 8은 산소 공급 속도 F2와 탄소 농도 C로 규정되는 매개 변수 β와 취련 정지시의 (T·Fe)와의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

도 9는 저취련 가스 유량 Q2와 탄소 농도 C로 규정되는 매개 변수 γ와 취련 정지시의 (T·Fe)와의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

도 10은 전로내 압력 P2, 산소 공급 속도 F2, 저취련 가스 유량 Q2, 탄소 농도 C로 규정되는 매개 변수(δ)와 취련 정지시의 (T·Fe)와의 관계를 나타내는 실험 결과의 도면.

이하, 본 발명의 방법 (1)내지(3), (10)을 상세하게 설명한다.

상저 취련 전로에 있어서의 가압 조건은 Ⅰ기와 Ⅱ기에서 기본적으로 다르다.

Ⅰ기에서는, 생산성을 향상시키기 위해서 산소 공급 속도를 증대하는 것이 목적이며, 그에 따른 스플래시나 더스트, 슬로핑의 발생을 억제하기 위한 조건이 중요하게 된다. 스플래시는 상취련 산소 제트가 욕면에 충돌하였을 때의 운동 에너지에 의한 용철의 비산이며, 더스트는 탈탄 반응에 의한 CO 가스 발생에 따른 급격한 체적 팽창에 의해 생성된 미세 입자의 배기 가스 유동에 의해 비산된다.

이것들의 발생은 상취련 산소 공급 속도에 첫째로 지배되지만, 가압에 의해 운동 에너지가 저하하여 CO가스 발생에 따른 체적 팽창량이 감소하기 때문에 더스트나 스플래시의 발생이 제어된다. 따라서, 그것들의 발생량을 저감시키기 위해서는 압력뿐만이 아니라, 상취련 산소 공급 속도와 압력의 관계에 있어서 양자를 적정하게 제어할 필요가 있다. 또한, 슬로핑은 상취련 산소의 공급 속도가 지나치게 되어 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 국소적으로 생성하여, 그것이 탄소 농도가 높은 용철 중에 말려들게 되는 것으로, 폭발적으로 탈탄 반응에 따른 CO 가스가 발생하기 때문에 일어나는 현상이다.

가압에 의해 발생되는 CO가스의 체적은 감소하기 때문에 슬로핑에 대해서도 가압은 유리하게 작용하지만, 기본적으로는 상취련 산소의 공급 속도와 저취련에 의한 교반력과의 균형이 무너지고, 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 생성되는 것이 제 1의 원인이다. 따라서, 슬로핑의 발생을 억제하기 위해서는, 압력뿐만이 아니라, 상취련 산소 공급 속도, 교반용 저취련 가스 유량과 압력의 관계에 있어서, 이 세가지를 적정하게 제어할 필요가 있다.

또한, Ⅰ기의 생산성의 향상, 즉 탈탄 속도를 크게 한 고속 탈탄을 실행하기 위해서는, 상취련된 산소 가스가 탈탄 반응에 이용되는 효율인 탈탄 산소 효율을 높게 할 필요가 있다. Ⅰ기의 경우, 탈탄 이외에 이용되는 산소는 탈탄에 의해 발생한 CO 가스를 로내 공간에서 CO₂에까지 산화시키는, 이른바 2차 연소로 소비된다. 이 2차 연소는 배기 가스 온도를 올려 내화물에 막대한 손상을 주기 때문에 억제할 필요가 있다.

2차 연소는 상취련된 산소 제트의 외주부에서 흩어진 산소가 로내 공간에서 CO가스와 반응하는 기구에서 일어나기 때문에, 산소 제트의 분류 강도가 중요하고, 가압에 의해 상취련 산소의 에너지 감쇠가 증대하여 욕면 도달 에너지가 저하되지만, 그것에 더하여 상취련 산소 공급 속도와 상취련 랜스 노즐 형상, 산소 배압이 지배 인자가 된다. 따라서, 상취련 산소 공급 속도, 욕면 충돌 에너지, 랜스 노즐 형상 및, 산소 배압을 압력의 변화에 따라서 조절하는 것이 필수적이다.

요컨대, Ⅰ기의 생산성을 향상시킨 후에 더스트, 스플래시, 슬로핑의 발생을 억제하여 용강 제품 비율을 높게 유지하여 2차 연소율을 낮게 억제하기 위해서는 청구항 제 1 항에 기재한 바와 같이, 상취련 산소 공급 속도와 저취련 가스 유량을 로내 압력의 변화에 따라서 조절하는 것이 필수적이다.

본 발명자등의 상세한 연구에 의하면, 로내 압력의 변화에 기인하는 저취 교반 조건의 변화는 Ⅰ기의 탈탄 취련에 대하여 종래에 생각되어 있는 이상의 큰 영향을 주는 것이 분명해졌다. 요컨대, 저취 교반에서는, 단순히 수학식 1 내지 수학식 3에서 나타낸 ε, τ, BOC라는 지표로부터 추정되는 영향 보다 로내 압력을 올리는 것에 의한 탈탄 특성의 악화가 훨씬 크다. 이는, 이들 지표들이 욕 표면과 가스를 불어 넣는 위치인 로 바닥과의 수두(head)차에 의한 기포 팽창의 경우를 계산하고 있는 데 대하여, 실제로는 탈탄 반응이 일어나는 용강 표면에서의 교반 상태가 주로 탈탄 특성를 지배하고 있기 때문이다.

용철(11)의 욕내에 불어들어온 기포(13)는 상승함에 따라서 점차로 팽창되지만, 팽창에 따라 각각의 기포 직경이 커지기 때문에, 인접하는 기포와 합체되지 않고 팽창되기 위해서는 기포 상승 영역(12)이 옆으로 넓어질 필요가 있다(도 1). 인접하는 기포와 합체된 경우에는, 기포 직경이 더욱 커지기 때문에 부상 속도가가속되어 기포 상승 영역(12)은 넓어지지 않고, 기포 직경이 점점 증대하여 폭발적으로 표면에 도달한다. 이에 대해, 기포 상승 영역(12)이 넓어질 수 있는 경우에는, 인접하는 기포와는 합체하지 않고서 기포 직경이 정압으로 균형이 잡힌 안정 기포 직경으로 유지되기 위해서, 부상 속도는 느리며 기포(13)는 천천히 부상한다. 기포가 합체되든지 기포 상승 영역이 옆으로 넓어지든지는 부력 에너지와 표면 장력 에너지와의 관계로 결정된다.

본 발명자등은 기초 실험에 의해 도 2에 나타내는 바와 같이 기포 직경의 변화 곡선을 얻었다. 결국, 기포가 합체하든지 기포 상승 영역이 옆으로 넓어지든지의 임계 조건은 표면 부근의 정압의 영향을 크게 받아, 1kg/㎠ 보다 로내 압력을 상승시키면 표면 부근의 폭발적인 기포 직경의 증가가 없어지는 것이 분명해졌다. 이와 같이 표면 부근의 폭발적인 기포 직경의 증가는 용강 표면의 교반에 크게 기여하여, 상기 슬로핑을 유발하는 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그 생성에 큰 영향을 준다. 이 표면 근처의 폭발적인 기포 직경의 증가는 ε, τ, BOC의 계산으로는 예측되는 것이 곤란하며, 본 발명으로 나타난 F1/P1과 Q1/P1의 제어에 의해 처음으로 가능해진 것이다.

또한, 상취련에 의한 탈탄 산소 효율의 로내 압력의 증가에 따른 저하 또한, 종래의 L'나 (X-Hc)/d와의 관계로부터는 예측할 수 없고, 수학식 11 내지 수학식 14에 나타난 공동 깊이 L의 계산식에 의해 가압 상태에서의 압력의 영향을 정확하게 평가한 후에 L/D를 처음으로 제어하는 것이 가능하게 된 것이다. 도 3은 가압하에서의 공동 깊이의 측정치와 수학식 11 내지 수학식 14에 의해 계산된 L 및 수학식 4로 계산된 L'와의 관계를 나타낸 것이지만, L은 실제 측정치와 잘 대응된다.

가압하에서의 제트의 거동은 제트 주위의 가스 밀도가 크기 때문에, 초음속코어가 짧아짐과 동시에, 제트의 확대가 커지는 특징이 있기 때문에, 주위의 CO가스의 산소 제트로 말려드는 것은 커지게 된다. 더구나, 2CO + 0₂= 2CO₂의 반응은 가압에 의해 진행되기 쉽기 때문에, 2차 연소가 매우 일어나기 쉬운 상태로 된다. 따라서, 공동 깊이를 정확하게 제어하지 않는 한, 2차 연소율은 증대하여 탈탄 산소 효율은 저하된다.

본 발명의 실시양태를 도 4에 모식적으로 나타낸다. 도 4에서, 도면 부호 1은 전로 철피, 2는 내장되는 내화물, 3은 저취련 송풍구, 4는 용철, 5는 산소 제트, 6은 상취련 랜스, 7은 체결 장치, 8은 배기 가스 도입용 덕트이며, L은 용철의 공동 깊이를 나타낸다.

본 발명의 구성 요건에 있어서의 수치 등의 한정 이유는 이하와 같다.

청구항 제1 항에서 본 발명을 상저 취련 전로에서의 조업으로 규정한 이유는 상취련 전로로서는 저취련 교반력을 자유롭게 제어할 수 없고, 저취련 전로로서는 산소 공급 속도와 저취련 교반력이 일반적으로 비례하기 때문에 독립적으로 제어 할 수 없기 때문이다. 상저 취련 전로로서의 저취련 가스와 불어 넣는 방법은 여러가지가 있지만, 본 발명에서는 저취련 가스로서, 산소와 LPG, 산소와 LPG에 불활성 가스, 이산화탄소, 일산화탄소의 한가지 또는 두가지 이상을 병용한 경우 및,불활성 가스, 이산화탄소, 일산화탄소의 한가지 또는 두가지 이상을 사용한 경우를 포함하며, 불어 넣기 방법으로서는 단관, 슬릿관, 2중관, 3중관을 하나 또는 여러개 사용한 송풍구 벽돌 및 다공질 벽돌을 포함한다.

가압 전로의 정의로서는, 로내 압력을 취련 중의 전부 또는 일부의 기간에 걸쳐 대기압 보다 고압으로 설정하는 것으로 하였다. 로내 압력으로는 가압에 의한 생산성 향상의 효과를 얻기 위해서 1.2kg/㎠ 이상이 적합하며, 설비 투자액을 필요한 최저한으로 억제해야 되는 이유 및, 압력을 지나치게 높게 하면 압력에 의한 슬래그가 내화물 기공에 침윤되기 쉽게 되어 내화물 수명이 저하되므로 5kg/㎠ 이하가 적합하다.

청구항 제2 항 및 제3 항은 제1 항과 마찬가지로 Ⅰ기의 조업 조건을 결정한 것이다. Ⅰ기의 규정으로서 강욕 중 탄소 농도; C를 0.5중량% 보다 높은 영역으로 하였다. Ⅰ기에서 Ⅱ기로 천이하는 탄소 농도는 저취련 교반이나 상취련 산소 공급 속도에 의해 0.2 내지 0.5중량%의 범위로 변화되지만, 0.5중량% 이상이면 탈탄 속도가 산소의 공급 속도에 의해 정해지는 Ⅰ기로 들어간다.

또한 청구항 제10 항에 있어서는 Ⅰ기에서 Ⅱ기로 천이하는 C 농도를 수학식10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×18보다도 높은 영역으로 한다.

CB는 산소 공급 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅰ기로부터 탄소 이동 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅱ기로 탈탄 반응이 이행되는 임계 탄소 농도이다. 본 발명자등은 상세한 실험에 의해 가압하에서의 CB를 기술하는 새로운 실험식을 구축하였다. 요컨대, 전로내 압력 P, 상취련 산소 공급 속도 F, 저취련 가스 유량 Q에 의해 선형의 중회귀식으로서 정리한 것이다. 특히 Q에 관계되는 계수가 크며, 이미 상술한 바와 같이, 가압하에서의 저취련의 탈탄 특성에 대한 영향이 대기압하에서는 추정할 수 없을 정도로 매우 큰 것을 나타내고 있다.

청구항 제2 항 및 제3 항의 제어를 행하는 하한의 탄소 농도가 CB×1.8 보다 높은 경우에는, 필요 이상으로 높은 탄소 농도로 압력이나 산소 공급 속도를 저하시키거나 저취련 교반을 강하게 하는 것으로 원래 Ⅱ기에서 해야 되는 제어로 이동하기 위해 탈탄 시간이 증가하여 생산성을 저해하는 것이나, 지나친 강한 교반에 의해 송풍구 내화물을 용손시키는 문제가 발생한다. 또한, CB×0.6보다도 낮은 경우에는, Ⅱ기로 이행한 후까지 지나치게 높은 압력과 산소 공급 속도나 지나치게 낮은 교반력으로 정련하는 원래 Ⅰ기에서 실시해야 하는 정련 제어를 계속하기 위해서, 용강이 과산화 상태로 된다.

청구항 제2 항에 있어서, F1/P1을 1.1 내지 4.8, Q1/P1을 0.05 내지 0.35의 범위로 제어하는 것은 Ⅰ기의 생산성을 향상시킨 후에 더스트, 스플래시, 슬로핑의 발생을 억제하여 용강의 제품 비율을 높게 유지하기 위한 조건을 규정한 것이다. 더스트나 스플래시의 발생은 압력과 상취련 산소 공급 속도에 지배되어 F1/P1을 4.8 이하로 하는 것으로 억제할 수 있으며, 높은 용강 제품 비율을 얻는 것이 가능하다. F1/P1가 1.1보다 작은 경우에는, 더스트나 스플래시의 발생은 적지만 탈탄 속도가 적기 때문에 생산성이 낮아서 실용적이지 않다.

고속 탈탄시의 슬로핑을 억제하기 위해서는 도 5에 나타낸 바와 같이 F1/P1을 4.8 이하로 하는 것과 Q1/P1을 0.05 내지 O.35로 제어하는 것이 필요하게 된다. 슬로핑은 상취련 산소의 공급 속도와 저취련에 의한 교반력과의 균형이 무너지고, 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 생성하는 것이 제 1의 원인이다. Q1/P1은 저취련에 의한 교반력의 조건을 규정한 것으로 O.05보다 작은 경우에는 교반력이 작기 때문에 슬로핑이 발생하기 쉽고, O.35보다 큰 경우에는 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 생성되는 경우는 없지만, 교반이 너무 강하기 때문에 강욕의 요동이 심하게 발생하여, 요동에 의해 슬래그나 용철이 전로밖으로 비산되는 문제가 발생한다.

F1/P1는 산소의 공급 속도를 규정한 것으로 4.8 보다 큰 경우에는 교반을 아무리 강하게 해도 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 생성되는 것을 방지하지 못해 슬로핑이 많이 발생한다. 특히, 본 발명자 등에 의해, 교반과 슬로핑과의 관계에 대한 압력의 영향을 명확하게 한 것으로는 처음으로 가압 전로에서의 고속 탈탄 조업이 가능하게 되었다.

청구항 제3 항에 있어서의 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이 L과 욕 직경 D의 비(L/D)를 0.O8 내지 0.30으로 제어하는 것도, Ⅰ기의 생산성을 향상시킨 후에 더스트, 스플래시, 슬로핑의 발생을 억제하며, 또한 2차 연소율을 낮게 유지하여, 용강 제품 비율을 높게 하기 위한 조건을 규정한 것이다. 요컨대 (L/D)가 0.O8보다도 작은 경우에는, 상취련 산소 제트의 강도가 지나치게 작기 때문에 도 6에 나타내는 바와 같이 2차 연소율의 증대에 의한 내화물 용손을 초래하며 또한, 상취련 화점(상취련 산소가 욕면에 충돌하여 형성되는 고온 영역)의 온도가 저하되기 때문에 비평형적으로 (T·Fe)의 비정상적으로 높은 슬래그가 생성되는 것은 방지하지 못해 슬로핑이 많이 발생한다.

반대로, (L/D)가 0.3O보다도 큰 경우에는, 상취련 산소 제트의 강도가 너무 강하기 때문에 스플래시의 발생이 심하게 된다. 또한, 이 경우에는 화점에서 비평형적으로 생성된 (T·Fe)가 상취련 제트에 의한 하향의 힘으로 강욕 내에 심하게 말려들기 때문에, CO 가스 발생시의 용강 정압이 크게 되어 조금의 (T·Fe)라도 극히 슬로핑되기 쉬운 문제도 발생한다. 공동 깊이에 대한 압력의 영향을 명확하게 한 것은 본 발명자 등에 의해 처음으로 완수된 것으로, 이것과 2차 연소율이나 슬로핑 발생 조건과의 관계를 정량적으로 해명한 결과, 처음으로 가압전로에서의 고속 탈탄 조업이 가능하게 되었다.

이하, 본 발명의 방법 (4)내지(9), (11), (12)를 상세하게 설명한다.

Ⅱ기에서는, 생산성을 높게 유지하면서 과산화를 억제하는 것이 목적이며, 탄소 농도의 변화에 따른 압력, 산소 공급 속도, 교반력의 제어가 중요하다. 이 영역의 탈탄속도(K;중량%C/min)는 이하의 식으로 표시된다.

K=dC/dt=(Ak/V)·(C-Co)

여기서, C는 탄소 농도, t는 시간, A는 반응계면적, k는 탄소의 물질 이동 계수, V는 용철 체적, Co는 평형 탄소 농도를 나타낸다. K를 크게 하기 위해서는 A, k의 증가와 Co의 저하가 필요하게 되며, K로 규정되는 탈탄 속도에 알맞는 속도로 산소를 상취련하면, 원리적으로는 완전히 용철의 산화나 용강으로의 산소의 흡수를 초래하는 일이 없도록 탈탄을 진행시킬 수 있다.

조업적으로는, 탄소의 이동 속도를 증대시키기 위한 탄소 농도에 따른 저취련 교반력의 제공과, 그 교반력에 적당한 산소 공급 속도의 확보 및 탈탄 반응을 효율적으로 진행시키기 위한 상취련 화점(상취련 산소가 욕면에 충돌하여 형성되는 고온 영역)의 확보가 필요하게 된다. 여기서, 저취련 교반은 욕중의 거시적인 순환류의 형성을 통해서 탄소의 이동 속도의 증대 및, 상취련 화점 영역으로의 저취련 기포의 부상에 의한 슬래그와 금속의 에멀젼의 형성에 의한 반응계면적의 증대를 일으키며, 상취련 화점은 고온 상태를 형성하는 것에 의한 평형 탄소 농도의 저하와, 상취련 분류에 의한 슬래그와 금속의 에멀젼의 형성에 의한 반응계면적의 증대를 일으킨다.

압력을 제공한 경우에는, 저취련된 가스의 표면 근방에서의 체적 증가량의 저하와 상취련 산소의 제트 에너지 감쇠의 증대에 의해 저취련 교반력의 감소, 에멀젼 형성 상태의 저하가 일어나기 때문에, 이들을 반응 속도에 대한 영향으로서 정량적으로 파악한 후에, 저취련 교반력, 상취련 산소의 제트 에너지, 산소 공급 속도, 로내 압력을 탄소 농도와의 관계에 있어서 적정하게 제어할 필요가 있다. 결국, 높은 생산성을 유지한 후에 용강의 과산화를 억제하여 높은 제품 비율과 높은 청정도 강을 얻기 위해서는, 청구항 제4 항에 기재한 바와 같이, 상취련 산소 공급 속도, 저취련 가스 유량, 로내 압력을 강욕 중 탄소 농도의 추이에 따라서 변화시키는 것이 필수적이다.

청구항 제4 항에서, 본 발명을 상저 취련 전로에서의 조업으로 규정한 이유는 상취련 전로에서는 저취련 교반력을 자유롭게 제어할 수 없고, 저취련 전로에서는 산소 공급 속도와 저취련 교반력이 일반적으로 비례하기 때문에 독립적으로 제어할 수 없기 때문이다. 상저 취련 전로로서의 저취련 가스나 불어 넣기 방법은 여러가지가 있지만, 본 발명에는 저취련 가스로서, 산소와 LPG, 산소와 LPG에 불활성 가스, 이산화탄소, 일산화탄소의 한가지 또는 두가지 이상을 병용한 경우, 불활성 가스, 이산화탄소, 일산화탄소의 한가지 또는 두가지 이상을 사용한 경우를 포함하며, 불어 넣기 방법으로서는, 단관, 슬릿관, 2중관, 3중관을 하나 또는 여러개 사용한 송풍구 벽돌 및 다공질 벽돌을 포함한다.

가압 전로의 정의로서는, 로내 압력을 취련중 전부 또는 일부의 기간에 걸쳐 대기압 보다 고압으로 설정하는 것으로 하였다. 로내 압력으로서는, 가압에 의한 생산성 향상의 효과를 얻기 위해서 1.2kg/㎠ 이상이 바람직하며, 설비 투자액을 필요 최저한으로 억제하는 이유 및 압력을 지나치게 높게 하면, 압력에 의해 슬래그가 내화물 기공에 침윤되기 쉽게 되어 내화물 수명이 저하되므로 5kg/㎠ 이하가 적합하다. 또한, Ⅱ기의 경우에는, 가압 상태로부터 탄소 농도의 저하에 따라 압력 회복 되어 취련 정지 시점, 또는 취련 정지에 가까운 탄소 농도 영역에서는 대기압 또는 배기 가스를 흡인하기 위해서 O.9kg/㎠ 이상의 경감압하에서의 조업에 압력을 연속 형상 또는 계단 형상으로 저하시켜 이행시키는 것을 포함하여 가압 전로로 정의하고 있다.

청구항 제5 항 내지 제8 항은 제 4항과 동시에 Ⅱ기의 조업 조건을 결정한 것이다. Ⅱ기의 조업 조건을 규정하는 탄소 농도 범위로서 C를 1중량% 보다 낮은 영역으로 하였다. Ⅰ기에서 Ⅱ기로 천이되는 탄소 농도는 상술한 바와 같이 O.2 내지 0.5중량%의 범위로 변화되지만, Ⅱ기에서 과산화를 억제한 취련을 행하기 위해서는 Ⅱ기 이후의 취련 조건을 적정하게 하는 것만으로는 불충분하며 보다 높은 탄소 농도 영역으로부터 적정한 취련 조건을 선택할 필요가 있다. 그 임계 탄소 농도로서, 본 발명자 등은 상세한 실험에 근거하여 1중량%인 것을 발견하였다.

청구항 제11 항에 있어서는, Ⅱ기의 조업 조건을 규정하는 탄소 농도 범위로서는 C를 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8 보다도 낮은 영역으로 하였다.

CB는 상술한 바와 같이 산소 공급 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅰ기로부터 탄소 이동 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅱ기로 탈탄 반응이 이행되는 임계 탄소 농도로서, 본 발명자 등은 상세한 실험에 의해 가압하에서의 CB를 기술하는 새로운 실험식을 구축한 것이다.

청구항 제5 항 내지 제9 항의 제어를 개시하는 상한의 C농도가 CB×1.8 보다 높은 경우에는, 필요 이상으로 높은 C농도로 본래 Ⅱ기에서 실행해야 할 제어로 이동하기 위해서 탈탄 시간이 증가하여 생산성을 저해하거나 송풍구 내화물을 용손시키는 문제가 발생한다. 또한, CB×0.6보다도 낮은 경우에는, Ⅱ기로 이행한 후까지 본래 Ⅰ기에서 실시해야 되는 정련 제어를 계속하기 위해서 용강이 과산화 상태로 된다.

청구항 제5 항은 탄소 농도 C의 추이에 따른 로내 압력 P2의 제어에 대해서 규정한 것으로, 도 7에 나타낸 바와 같이 P2를 수학식 5로 규정되는 PA와 수학식 6으로 규정되는 PB의 범위가 되도록 제어하는 것으로 이루어진다.

여기서, C는 중량%이고 PA, PB는 (kg/㎠)이지만, 관계를 취한 것으로 단위가 맞지 않는 것은 문제가 되지 않는다.

압력은 높은 쪽이 생산성을 높이기 위한 고속 산소 공급 속도에는 적합하지만, 저취련 교반력, 상취련 산소의 제트 에너지가 저하되기 때문에 반응 계면적이나 탄소의 물질 이동 계수가 저하된다. 이러한 양자의 관계로 정량적인 최적 압력변경 패턴을 검토한 결과 얻어진 것이 수학식 5, 수학식 6이다.

바꿔 말하면, 상취련 산소에 의한 탈탄 반응은 화점에서 생성된 FeO와 강욕중 탄소와의 반응으로서, 화점에서 생성되는 FeO는 탄소 농도나 압력에 의존하지 않는 항상 순수한 FeO이기 때문에 반응 속도는 탄소 농도만으로 결정된다. 따라서 탄소가 높은 경우는 반응 속도가 빠르므로 C0 기포의 해당 생성 속도가 추종할 수 없는 큰 CO기포가 생성되어, 해당 기포가 파열되는 것에 의한 스플래시의 비산이 크다. 따라서, 스플래시를 억제하기 위해서는 탄소 농도가 높은 경우에는 압력을 고압으로 설정할 필요가 있다. 반대로, 탄소 농도가 낮아진 상태로 압력을 높게 하면, 스플래시는 적지만, 평형 탄소 농도인 Co가 증대하기 때문에 탈탄 속도가 저하된다.

즉, PA보다도 큰 경우에는 압력 회복의 타이밍이 너무 늦는 것을 의미하여 평형 탄소 농도인 Co가 증대하기 때문에 탈탄 속도가 지나치게 저하된 산소가 용철을 산화하거나 용강 중에 용해되어 슬래그의 (T·Fe)나 용강 산소 농도의 상승을 초래한다. 또한, PB보다도 작은 경우에는 압력 회복의 타이밍이 지나치게 빠른 것을 의미하여 Ⅰ기 또는 Ⅰ기에 가까운 상태로 압력 회복되기 때문에 격심한 스플래시의 발생이 일어난다. 또한 탄소 농도가 높은 상태로 압력 회복한 경우에는, 용강 중의 탄소 농도가 높기 때문에 (T·Fe)와의 반응성이 크고, 조금의 (T·Fe)라도 격심한 CO가스가 발생하여 매우 슬로핑되기 쉬운 문제도 발생한다.

청구항 제6 항은 제5 항에서 규정한 탄소 농도 C의 추이에 따른 전로내 압력 P2의 제어뿐만 아니라, 탄소 농도 C에 따른 상취련 산소 공급 속도 F2의 제어에 대해서 규정한 것이며, C가 1중량%보다 높은 영역에서의 상취련 산소 공급 속도 F1에 대하여, 1중량%이하의 영역에서의 상취련 산소 공급 속도 F2를 수학식 7의 β가 -0.25 내지 0.5의 범위가 되도록 제어하는 것으로 이루어진다.

요컨대, 산소 공급 속도는 높은 쪽이 생산성을 높이기 위해서는 적합하지만, 저취련 교반력, 상취련 산소의 제트 에너지로 결정되는 반응계면적 A, 탄소의 물질 이동 계수 k로 규정되는 탈탄 속도보다도 과잉으로 공급되면, 과산화도가 커지게 되어 슬래그의 (T·Fe)나 용강 산소 농도의 상승을 초래한다. 본 발명자에 의한 상세한 실험에 의해 청구항 제5 항에서 나타난 압력의 제어를 전제로 하면, 도 8에 도시되는 바와 같이 β를 -0.25 내지 O.5의 범위로 제어할 필요가 있는 것이 분명하게 되었다. β가 -0.25보다도 작은 경우에는, 산소 공급 속도의 저하가 지나치게 크기 때문에 과산화는 억제되지만 취산 시간이 대폭 증대되므로 생산성을 저하시키며, 0.5보다도 큰 경우에는 산소 공급 속도의 저하가 지나치게 작기 때문에 과산화가 일어나 슬래그의 (T·Fe)나 용강 산소 농도의 상승을 초래한다.

청구항 제7 항은 제5 항으로 규정한 탄소 농도 C의 추이에 따른 전로내 압력 P2의 제어뿐만 아니라, 탄소 농도 C의 추이에 따른 저취련 가스 유량 Q2의 제어에 대하여 규정한 것으로, C가 1중량%보다 높은 영역에서의 저취련 가스 유량 Q1에 대하여, 1중량% 이하의 영역에서의 Q2를 수학식 8의 γ가 -2 내지 1의 범위가 되도록 제어하는 것으로 이루어진다.

결국, 저취련 교반력은 높은 쪽이 탄소의 물질 이동 계수 k로 규정되는 탈탄 속도가 크기 때문에 생산성이 높지만, 지나치게 크게 한 경우에는 저취련 가스 비용의 증대나 내화물 수명이 저하되는 문제를 초래한다. 본 발명자에 의한 상세한 실험에 의해 청구항 제 5 항에 나타난 압력의 제어를 전제로 하면, 도 9에 도시되는 바와 같이 γ을 -2 내지 1의 범위로 제어할 필요가 있는 것이 분명하게 되었다.

γ가 -2 보다도 작은 경우에는, 탄소농도의 저하에 따른 저취련 교반력의 증가가 너무나 적기 때문에, 산소 공급 속도가 과잉되어 과산화가 생기므로 슬래그의 (T·Fe)나 용강 산소 농도의 상승을 초래한다. γ가 1 보다도 큰 경우에는 낮은 탄소 농도 영역에서의 교반력이 지나치게 강해지므로, 저취련 가스 비용의 증대나 내화물 수명의 저하라는 문제를 일으키는 동시에, 강욕의 요동이 심하게 발생하고, 요동에 의해 슬래그나 용철이 로 밖으로 비산되는 문제가 생긴다.

본 발명자 등의 상세한 연구에 의하면, 로내 압력의 변화에 기인하는 저취련 교반 조건의 변화는, Ⅱ기의 탈탄 취련에 대하여 종래에 생각할 수 있었던 이상으로 큰 영향을 주는 것이 분명해졌다. 즉, 저취련 교반에 있어서는, 단지 수학식 1 내지 수학식 3으로 나타낸 ε, τ, BOC 라는 지표로부터 추정되는 영향 보다도, 로내 압력을 상승시킴으로써 탈탄 특성의 악화는 훨씬 크다. 이는, Ⅰ기에 관해서 상기한 바와 같이 이들 지표들이 욕 표면과 가스 흡입 위치인 로 바닥과의 수두차에 의한 기포 팽창의 일을 계산하고 있는데 대하여, 실제로는 탈탄 반응이 일어나는 용강 표면에서의 교반 상태가 주로 탈탄 특성을 지배하고 있기 때문이다.

이미 Ⅰ기에 관해서 도 1 및 도 2에 근거하여 나타낸 바와 같이, 기포가 합체하든지 기포 상승 영역이 옆으로 넓어지든지의 임계 조건은, 표면에 가깝게 정압의 영향을 크게 받아 1kg/㎠ 보다도 전로내 압력을 상승시키면, 표면 가까이에서 폭발적인 기포 직경의 증가가 일어나는 일이 없는 것이 분명해졌다. 이와 같이 표면 근처의 폭발적인 기포 직경의 증가는, 용강 표면의 교반에 크게 기여하며, 상기 상취련 화점 영역에의 저취련 기포의 부상에 의한 슬래그와 금속의 에멀젼의 형성에 의한 반응계면적의 증대에 큰 영향을 준다. 이 표면 근처의 폭발적인 기포 직경의 증가는 Ⅰ기에 있어서와 같은 ε, τ, BOC의 계산으로는 예측하기가 곤란하며, 본 발명에서 나타낸 γ의 제어에 의해 처음으로 가능하게 된 것이다.

청구항 제8 항은 탄소 농도 C의 추이에 따른 로내 압력 P2, 상취련 산소 공급 속도 F2, 저취련 가스 유량 Q2의 3개의 인자의 상관 관계에 있어서, 가장 효과적으로 정련할 수 있는 조건을 규정한 것으로, 수학식 9의 δ가 5 내지 25의 범위가 되도록 제어하는 것이다.

이미 상세히 언급한 바와 같이, 가압 전로에 있어서의 Ⅱ기의 조업에 있어서는, 탄소 농도 C, 로내 압력 P2, 상취련 산소 공급 속도 F2, 저취련 가스 유량 Q2의 4개의 요인을 적정히 제어함으로써 처음으로 높은 생산성, 높은 제품 비율 및, 과산화의 억제에 의한 고 청정도화를 완성할 수 있었다. 본 발명자에 의한 상세한 실험에 의해 도 10에 나타낸 바와 같이 δ를 5 내지 25의 범위로 제어할 필요가 있는 것이 분명해졌다. Ⅱ기의 탈탄 반응은 상술한 바와 같이 반응 속도가 탄소의 물질 이동 속도에 의해 정해지지만, 이는 상취련 산소에 의해 산화되어 생성된 FeO가 용강 중의 탄소로 환원되는 과정에서 반응이 진행되는 것을 나타내고 있고, 산화 보다 환원이 늦기 때문에 환원 속도를 규정하는 탄소의 물질 이동 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 것이다.

이 과정을 고려한 것이 수학식 9이며, 분자인 (F2×P2)^1/2은 압력을 고려한 산화 지표를, 분모인 (Q2^1/2×C)는 탄소 농도를 고려한 환원 지표를 나타낸다. 산화 지표에 압력이 들어가는 것은 본 발명자에 의해 처음으로 분명해진 것이며, 하기의 의미를 지니고 있다. 즉, 압력이 높아진 경우에는 동일한 산소 공급 속도라도 반응계면의 산소 가스의 분압이 높아지기 때문에 산소 퍼텐셜은 압력에 비례하여 커진다. 이는, 로 내부가 산소 이외의 가스에 의해 가압되어 있어도 반응계면에 도달한 산소 가스의 분압 자체도 높아지고 있는 것을 나타내고 있으며 지금까지는 생각 조차 할 수 없었던 현상이며, 이 지표의 도입으로써 처음으로 가압 전로의 조업이 가능해졌다.

δ가 5 보다도 작은 경우에는, 산화 속도 보다 환원 속도가 지나치게 크기 때문에 과산화는 억제되지만 취산 시간이 대폭으로 증대하기 때문에 생산성을 저하시키며, 25 보다도 큰 경우에는, 환원 속도 보다 산화 속도가 지나치게 크기 때문에 과산화가 일어나 슬래그의 (T·Fe)나 용강 산소 농도의 상승을 초래한다.

청구항 9 에 있어서의 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이(L)와 욕 직경(D)의 비(L/D)를 O.15 내지 O.35로 제어하는 것도 Ⅱ기의 생산성을 향상시킨 다음에 과산화를 억제하기 위한 조건을 규정한 것이다. 공동 깊이는 상취련 산소 제트의 에너지를 나타내는 지표의 하나이지만, 상취련 산소 제트는 고온의 화점을 형성하는 경우와, 강한 하향의 에너지를 강욕 표면에 제공하기 때문에 심한 에멀젼을 형성하는 두 개의 효과를 갖는다.

즉, (L/D)가 O.15 보다 작은 경우에는, 상취련 산소 제트의 에너지가 지나치게 작기 때문에 화점 온도가 저하하는 데다가 에멀젼 영역도 감소하기 때문에 과산화가 일어난다. 반대로, (L/D)가 O.35 보다도 큰 경우에는, 상취련 산소 제트의 에너지가 지나치게 강하기 때문에 스플래시의 발생이 심하게 되어 조업상의 문제를 일으킨다. 또한, 화점에서 생성된 FeO이 강욕의 깊은 위치까지 현탁하므로, 큰 정압을 받기 때문에 환원 반응이 진행하기 어려워지고 탈탄 반응 속도가 오히려 저하된다.

가압하에서의 제트의 거동은 제트 주위의 가스 밀도가 크기 때문에 초음속 코어가 짧아지는 동시에, 제트 주위의 가스에 의한 저항이 크기 때문에 제트의 넓이가 매우 커지는 특징이 있다. 따라서, 가압하에서의 상취련 제트에 의해 형성되는 공동의 형상은 대기압하에서 랜스의 상하 이동 등에 의한 변화에서는 추정도 할 수 없을 만큼 크게 변하므로, 본 발명에서 나타낸 바와 같이 정확한 값을 구한 다음에 제어하여 처음으로 효율적인 정련이 가능하게 되었다.

청구항 제12 항에 있어서는, 강욕 중 탄소 농도; C가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내의 영역에 들어간 이후, 수학식 10의 CB가 C×0.6 내지 C×1.8의 범위내가 되도록 로내 압력 P, 상취련 산소 공급 속도 F, 저취련 가스 유량 Q의 제어를 한다. 제어를 개시하는 C의 범위에 관해서는, 청구항 제11 항과 같은 방식에 근거한다.

수학식 10을 사용하여 제어를 하는 이유는, 수학식 10이 산소 공급 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅰ기로부터 탄소 이동 속도에 의해 반응 속도가 정해지는 Ⅱ기로 탈탄 반응이 이행되는 임계 탄소 농도를 기술하는 식이기 때문이다. 즉, 강중 탄소 농도가 항상 CB가 되도록, P, F, Q의 1가지 또는 2가지 이상을 제어하면, Ⅱ기에는 들어가지 않고 용강의 과산화는 방지되며, 또한 최대의 탈탄 속도를 얻기 위한 높은 생산성이 되기 때문이다. 이 제어를 CB×1.8 보다도 높은 영역에서 실시한 경우에는, 압력이나 산소 공급 속도를 저하시키거나 저취련 교반을 강하게 하기도 함으로써 필요 이상의 과산화 방지 정련을 하기 때문에 탈탄 시간이 증가하고 생산성을 저해하거나, 너무 강한 교반에 의해 송풍구 내화물을 용손시키는 문제가 생긴다. 또한, CB×0.6 보다도 낮은 영역에서 실시한 경우에는, 너무 높은 압력과 산소 공급 속도 또는 너무 낮은 교반력으로 정련하는 I기의 정련 제어를 Ⅱ기로 이행한 상태에서도 계속되기 때문에, 용강이 과산화 상태가 된다.

본 발명은 통상의 대기압에서의 전로 정련으로 산소 공급 속도를 올린 경우의 스플래시나 더스트 발생량의 증대, 슬로핑의 발생에 의한 용강 제품 비율의 저하와 비취련 시간의 증가되는 문제 및, 일본 특허 공개 평2-2O5616호 공보와, 일본 특허 공개 평2-298209호 공보와, 일본 특허 공개 소62-142712호 공보 및, 일본 특허 공고 소43-9982호 공보에 개시되어 있는 가압 전로 기술에 있어서의 기본적 조건이 다른 상저 취련 전로에서의 가압 조업 조건에 관한 개시나, 과산화 억제, 제품 비율 향상이라는 의미에서 가장 중요한 Ⅱ기의 저탄소 영역에서의 조업 방법에 대해서의 개시가 없으며, 가압 전로의 조업을 실시하는 것은 불가능하다는 문제점을 해결하여 높은 생산성과 높은 제품 비율로, 또한, 과산화도가 낮은 용강을 취련할 수 있는 전로 정련 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자등은 상저 취련 전로의 전로 내를 가압하여 탈탄 조업하는 경우에는 로내 압력, 탄소 농도의 변화에 따라서 상취련 산소 공급 속도와 저취련 가스 유량을 조정 제어할 필요가 있는 것을 발견하였다. 본 발명의 요지는 이하의 각 방법에 있다.

(1) 상저 취련 전로에서, 로내 압력(P1:kg/㎠)을 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 대기압보다 고압으로 로내 압력을 유지하도록 상취련 산소 공급 속도(F1:Nm³/ton/min)와 저취련 가스 유량(Q1: Nm³/ton/min)을 로내 압력; P1의 변화에 따라서 조절하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(2) 상저 취련 전로에서, 강욕 중 탄소 농도가 0.5중량% 보다 높은 영역에서 로내 압력(P1:kg/㎠)을 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 상취련 산소 공급 속도(F1:Nm³/ton/min)와 저취련 가스 유량(Q1:Nm³/ton/min)에 관해서, F1/P1을 1.1 내지 4.8, Q1/P1을 0.05 내지 0.35의 범위로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(3) (1),(2)에 있어서, 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이(L)와 욕 직경(D)의 비(L/D)를 0.08 내지 0.3으로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

여기서, 전로내 압력은 절대압(대기압=1kg/㎠)이다.

(4) 상저 취련 전로에서, 로내 압력(P2:kg/㎠)을 취련 중 전부 또는 일부의 기간에 걸쳐 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 상취련 산소 공급 속도(F2:Nm³/ton/min) 및 저취련 가스 유량(Q2:Nm³/ton/min) 및 로내 압력 P2를 강욕 중 탄소 농도(C:중량%)에 따라서 변화시키는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(5) (4)에 있어서, 강욕 중 탄소 농도; C가 1중량% 이하의 영역에서 전로내 압력; P2를 수학식 5로 규정되는 PA와 수학식 6으로 규정되는 PB 사이의 범위내가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

여기서, 수학식 상 PA, PB는 1이하로도 될 수 있지만, P2는 O.9kg/㎠이하로 하지 않는다.

(6) (5)에 있어서, C가 1중량% 보다 높은 영역에서의 상취련 산소 공급 속도 (F1:Nm³/ton/min)와, C가 1중량% 이하의 영역에서의 상취련 산소 공급 속도; F2와의 비로 나타내어지는 수학식 7의 β가 -0.25 내지 0.5의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

여기서, 수학식 상 F2는 F1 보다 커질 수 있지만, F2는 F1이하로 한다. 또한, F2는 마이너스로도 될 수 있지만, 0.5Nm³/ton/min 이하로는 하지 않는다.

(7) (5)에 있어서, C가 1중량% 보다 높은 영역에서의 저취련 가스 유량 (Q1:Nm³/ton/min)과, C가 1중량% 이하의 영역에서의 저취련 가스 유량; Q2와의 비로 나타내어지는 수학식 9의 γ가 -2 내지 1의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(8) (4)에 있어서, C가 1 내지 O.1중량%의 영역에서의 로내 압력; P2, 상취련 산소 공급 속도; F2, 저취련 가스 유량; Q2를 수학식 9의 δ가 5 내지 25의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(9) (4)내지(8)에 있어서, 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이(L:m)와 욕 직경(D:m)의 비(L/D)를 0.15 내지 O.35으로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(10) (2)또는(3)의 제어를 하는 하한의 강욕 중 탄소 농도가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내에 있는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(11) (5)내지(9)의 제어를 개시하는 강욕 중 탄소 농도 C가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내에 있는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(12) (4)에 있어서, 강욕 중 탄소 농도; C가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내의 영역에 들어간 이후, 수학식 10의 CB가 C×0.6 내지 C×1.8의 범위내가 되도록 로내 압력 P, 상취련 산소 공급 속도 F, 저취련 가스 유량 Q의 제어를 하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

취련 중의 탄소 농도는 상취련과 저취련의 전체 산소원 소비에 근거하여 경험적으로 얻어진 탈탄 산소 효율에 의한 추정과, 중간 샘플링이나 배기 가스 분석으로부터 간접적인 추정 또는 온라인 분석이나 현지(on-site) 분석에 의한 연속 또는 반연속적인 직접 분석치에 의해 얻어지는 값이다.

또한, 공동 깊이 L은 하기의 식으로 계산된다.

여기서, 랜스 노즐의 절대 2차압 Po란 랜스 노즐의 스로트 앞의 정체부의 절대압이다. 또, 랜스 노즐의 적정 팽창 절대 2차압 Pop는 이하의 수학식 12로 계산된다.

여기서, 수학식 11의 적정 팽창시 토출 마하수 Mop는 이하의 수학식 13으로 계산된다.

또한, 산소 가스 유량은 이하의 수학식 14에서 산출된다.

시험은 5톤 규모의 시험 전로로 실험하였다. 상취련 랜스는 스로트 직경을 5 내지 2Omm로 변화시킨 3 내지 6 구멍의 라발(Laval) 노즐 랜스를 사용하고, 저취련은 내관을 산소로, 외관을 LPG로 한 2중관 송풍구를 2개의 로 바닥에 설치하여 사용하였다. 배기 가스는 전로 로구에 체결된 수냉 후드(hood)를 거쳐서 미연소 상태에서 집진계로 인도되고, 도중에 설치한 압력 조정 밸브로 로내 압력을 조정하였다. 취련 초기에는 질소 가스를 도입하여 강제 가압하였지만, 대개의 취산 중에는 발생되는 CO, CO₂에 의해 자기 가압(self-pressurization)하였다.

온도는 서브 랜스(sub-lance)에 의해 측정하고, 탄소 농도는 서브 랜스에 의한 중간 샘플링과 배기 가스량, 배기 가스 조성에 의해 추정하였다. 슬로핑, 스피팅의 상황은 로내 감시 카메라의 영상에 근거하여 판단하고, 더스트 발생량은 집진기로 회수된 모든 더스트량을 칭량하여 평가하고, 용강량당의 발생량(kg/t)을 탈탄량(△[중량%C])으로 나눈 값(kg/t/△[중량%C])으로 평가하였다.

용선(molten pig iron)은, 용광로에서 용제되어 용선 예비 처리를 실시한 C가 약 4.3중량%, Si가 약 0.12중량%, Mn이 약 O.25중량%, P가 약 0.02중량%, S가 약 O.015중량%의 것을 약 5t 사용하고, 전로 장입 전의 온도는 1300℃ 정도였다. 실시예 1 내지 비교예 3에서는, 취련 정지 탄소 농도는 0.6중량% 정도, 온도는 1580℃ 정도였다. 또한, 실시예 4 내지 비교예 8에서는, 취련 정지 탄소 농도는 0.05중량% 정도, 온도는 1650℃ 정도였다.

(실시예 1)

실시예 1은, 로내 압력(P1)이 1.5 내지 2.5 kg/㎠의 범위로 변화하는데 대응하여 상취련 산소 공급 속도(F1)를 4.5 내지 7.5Nm³/ton/min 으로, 저취련 가스 유량(Q1)을 O.3 내지 0.5 Nm³/ton/min 으로 변화시킴으로써, F1/P1을 3으로, Q1/Pl을 0.2로 제어하였다. 또한, 랜스 높이, 노즐 직경, 노즐 수를 적정하게 함으로써, 공동 깊이와 욕 직경의 비(L/D)는 O.12 내지 0.24였다. 그 결과, 슬로핑이나 욕면의 요동은 발생하지 않고 안정한 탈탄 정련이 실시되며, 더스트 발생량은 2.2kg/t/△[중량%C]로 적고, 탈탄 산소 효율은 93%, 2차 연소율은 5% 였다.

(실시예 2)

실시예 2는, 로내 압력(P1)이 1.1 내지 3.2 kg/㎠의 범위로 변화하는 데 대응하여 상취련 산소 공급 속도(F1)를 3.5 내지 9.5Nm³/ton/min 으로, 저취련 가스 유량(Q1)을 0.2 내지 0.8Nm³/ton/min 으로 변화시킴으로써, F1/P1을 3.5로, Q1/P1을 0.27로 제어하였다. 또한, 랜스 높이, 노즐 직경, 노즐 수를 적정하게 함으로써 공동 깊이와 욕 직경의 비(L/D)는 0.19 내지 0.26이었다. 그 결과, 슬로핑이나 욕 면의 요동은 발생하지 않고 안정된 고속 탈탄 정련이 실시되며, 더스트 발생량은 2.1kg/t/△[중량%C]로 적고, 탈탄 산소 효율은 95%, 2차 연소율은 4%였다.

(비교예 3)

비교예 3은, 로내 압력(P1)이 1.5 내지 2.5 kg/cm²의 범위로 변화하는 데 대응하여 상취련 산소 공급 속도(F1)를 1.5 내지 3.5Nm³/ton/min 으로, 저취련 가스유량(Q1)을 0.05 내지 O.15Nm³/ton/min으로 변화시킴으로써, F1/P1을 0.8로, Q1/P1을 0.03으로 제어하였다. 또한, 랜스 높이, 노즐 직경, 노즐 수를 적정하게 함으로써, 공동 깊이와 욕 직경의 비(L/D)는 0.12 내지 0.24이었다. 그 결과 슬로핑이 많이 발생되어 안정된 탈탄 정련은 실시하지 못하고, 더스트 발생량은 5.6kg/t/△[중량%C]이고, 탈탄 산소 효율은 84%, 2차 연소율은 15%였다.

다음에 본 발명의 방법 (4) 내지 (9)에 관해서의 실시예를 나타낸다.

실시예 및 비교예의 조건과 결과를 표 l로 나타낸다.

P2와 C의 관계

F2/F1과C의 관계

Q2/Q1과C의 관계

δ

L/D

취련정지(T·Fe) %

취련정지산소 ppm

용강 제품비율 %

탈탄시간분

기타

평가

실시예

4

B

c

ζ

7∼20

0.20∼0.30

12.0

400

95.5

6.1

안정 조업

◎

5

B

c

ζ

3∼15

0.20∼0.30

12.4

425

95.4

8.1

안정 조업

○

6

B

c

ζ

12∼35

0.20∼0.30

14.3

565

94.1

7.2

안정 조업

○

비교예

7

A

a

ζ

18∼45

0.20∼0.30

21.0

850

93.5

6.1

슬로핑 발생

×

8

C

d

ζ

2∼10

0.20∼0.30

12.8

405

95.5

14.5

저생산성

×

실시예 4는 도 7 내지 도 9에서의 B, c, ζ에 나타낸 관계로, 압력, 탄소 농도, 산소 공급 속도, 저취련 가스 유량을 제어한 경우에, δ는 7 내지 20 의 범위에, L/D는 0.20 내지 O.30의 적정 범위에 있다. 그 결과, 취련 정지의 (T·Fe)나 용해 산소 농도가 낮으며, 높은 제품 비율의 전로 취련을 겨우 6.1분이라는 단시간으로 슬로핑의 발생도 없이 실시할 수 있었다.

비교예 7은 실시예 4에 대하여 도 7, 도 8에 있서의 A, a에 나타낸 관계로, 압력, 탄소 농도, 산소 공급 속도를 제어한 경우에, L/D는 O.20 내지 O.30의 적정범위에 있지만 δ는 18 내지 45였다. 그 결과, 고속 취산을 실시하였지만, 취련 정지의 (T·Fe)나 용해 산소 농도가 높고 제품의 비율도 낮은데다 슬로핑이 발생하였다.

비교예 8은 실시예 4에 대하여 도 7, 도 8에 있서의 C, d에 나타낸 관계로, 압력, 탄소 농도, 산소 공급 속도를 제어한 경우에, L/D는 0.20 내지 0.30의 적정 범위에 있지만 δ는 2 내지 10이었다. 그 결과, 취련 정지의 (T·Fe)나 용해 산소농도는 낮고 제품의 비율도 높았지만, 산소 공급 시간이 길어 가압에 의한 고 생산성화의 효과를 얻을 수 없었다.

본 발명에 의해, 가압 전로에 의해 높은 생산성과 높은 제품 비율로, 또한 과산화도가 낮은 용강을 취련하는 경우 및 저탄소 고청정도강의 용제가 가능해졌다.

Claims

상저 취련 로에서, 전로내 압력(P:kg/㎠)을 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 대기압보다 고압으로 로내 압력을 유지하도록 상취련 산소 공급 속도(F:Nm³/ton/min)와 저취련 가스 유량(Q:Nm³/ton/min)을 로내 압력(P)의 변화에 따라서 조절하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
상저 취련 전로에서, 강욕 중 탄소 농도가 0.5중량% 보다도 높은 영역에서 로내 압력(P1:kg/㎠)을 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 상취련 산소 공급 속도(F1:Nm³/ton/min)와 저취련 가스 유량(Q1:Nm³/ton/min)에 관하여, F1/P1을 1.1 내지 4.8로, Q1/P1을 0.05 내지 0.35의 범위로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
제1 항 또는 제2 항에 있어서, 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이(L:m)와 욕 직경(D:m)의 비(L/D)를 0.08 내지 0.3으로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
상저 취련 전로에서, 로내 압력(P:kg/㎠)을 취련 중의 전부 또는 일부의 기간에 걸쳐 대기압 보다 고압으로 설정함과 동시에, 상취련 산소 공급 속도 (F:Nm³/ton/min) 및 저취련 가스 유량(Q:Nm³/ton/min) 및 로내 압력(P)을 강욕중 탄소 농도(C:중량%)에 따라서 변화시키는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
제4 항에 있어서, 강욕 중 탄소 농도; C가 1중량% 이하의 영역에서 로내 압력; P2를 수학식 5로 규정되는 PA와 수학식 6으로 규정되는 PB의 사이의 범위내가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(수학식 5)

(수학식 6)

여기서, 수학식상 PA, PB는 1 이하로도 될 수 있지만, P2는 0.9Kg/cm²이하로 하지 않는다.
제5 항에 있어서, C가 1중량% 보다 높은 영역에서의 상취련 산소 공급 속도 (F1:Nm³/ton/min)와, C가 1중량% 이하의 영역에서의 상취련 산소 공급 속도; F2와의 비로 나타내어지는 수학식 7의 β가 -0.25 내지 O.5의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(수학식 7)

여기서, 수학식 상 F2는 F1보다 커질 수 있지만, F2는 F1 이하로 한다. 또한 F2는 마이너스로도 될 수 있지만, 0.5Nm³/ton/min 이하로는 하지 않는다.
제5 항에 있어서, C가 1중량% 보다 높은 영역에서의 저취련 가스 유량 (Q1:Nm³/ton/min)과, C가 1중량% 이하의 영역에서의 저취련 가스 유량(Q2)과의 비로 나타내어지는 수학식 8의 γ가 -2 내지 1의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(수학식 8)
제4 항에 있어서, C가 1 내지 0.1중량%의 영역에서의 로내 압력:P2, 상취련 산소 공급 속도; F2, 저취련 가스 유량; Q2를 수학식 9의 δ가 5 내지 25의 범위가 되도록 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.

(수학식 9)
제4 항 내지 제8 항중 어느 한 항에 있어서, 상취련 산소에 의해 강욕 표면에 형성되는 공동 깊이(L:m)와 욕 직경(D:m)의 비(L/D)를 0.15 내지 0.35로 제어하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
제2 항의 제어를 하는 하한의 강욕 중 탄소 농도가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내에 있는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
제5 항 내지 제8 항중 어느 한 항의 제어를 개시하는 강욕 중 탄소 농도가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내에 있는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.
제4 항에 있어서, 강욕 중 탄소 농도; C가 수학식 10의 CB를 사용하여 CB×0.6 내지 CB×1.8의 범위내의 영역에 들어간 이후, 수학식 10의 CB가 C×0.6 내지 C×1.8의 범위내가 되도록 로내 압력(P), 상취련 산소 공급 속도(F), 저취련 가스 유량(Q)의 제어를 하는 것을 특징으로 하는 가압 전로 제강법.