WO1995001458A1

WO1995001458A1 - Procede de production et d'acier au moyen d'un convertisseur

Info

Publication number: WO1995001458A1
Application number: PCT/JP1994/001070
Authority: WO
Inventors: Masataka Yano; Yuji Ogawa; Masayuki Arai; Fumio Koizumi; Noriyuki Masumitsu; Hideaki Sasaki; Hiroshi Hirata; Yoshiaki Kusano; Hirobumi Maede
Original assignee: Nippon Steel Corporation; MAEDE, Yoko; MAEDE, Noriko; IKEMIZU, Keiko
Priority date: 1993-06-30
Filing date: 1994-06-30
Publication date: 1995-01-12
Also published as: EP0714989A1; CN1041843C; DE69423630T2; CA2166097A1; EP0714989B1; CN1128050A; EP0714989A4; AU7083194A; DE69423630D1; KR960703440A; KR0159180B1; AU680268B2; CA2166097C; BR9406985A; ES2143547T3

Description

明細書転炉製鋼法技術分野

本発明は鉄鋼製造における底吹機能を有する転炉による精鍊法に関するものであり、詳しくは、同一転炉により、脱珪、脱りん精鍊を行った後、中間排滓し、引き続いて脱炭精鍊を行う転炉精鍊方法及び該脱りん精練の操業条件に関する。従来の技術

近年、鋼材に対する品質要求はその利用技術の高度化、多様化とともに厳しさを増し、高純度鋼製造へのニーズは益々高まっている, このような高純度鋼製造の要求に対して製鋼工程では溶銑予備処理あるいは二次精鍊設備の拡充をはかってきた。特に P (りん）については温度レベルの低い溶銑段階での脱りんが効率的であることから、溶銑予備処理工程にて先行脱りんすることが一般的に行われるようになった。この場合、精鍊容器はトーピードカー方式、取鍋方式、あるいは脱炭を行う炉とは別の 2基転炉方式等があり、いずれも CaO 、酸化鉄等のフラックスを上方添加あるいはインジヱクション方式にて投入し、窒素バブリング攪拌あるいは酸素の上吹を併用して実施されている。例えば、特開昭 58 - 16007号公報に示される「溶銑の脱りん · 脱硫方法」では酸素上吹きを行いつつ CaO 系フラックスをキヤリャガスと共に溶銑中へ吹き込んで処理後スラグ塩基度が 2. 0 以上、酸化鉄含有量が 15 %以下となる様に溶銑脱りんを行い、その後上吹酸素を停止してスラグの強制除滓を行うことなく脱硫材を吹き込んで脱硫処理することを特徴とする溶銑脱りん · 脱硫方法が開示されている。さらに特開昭 62— 109908号公報に示される「溶銑の脱珪脱りん脱硫方法」では CaO を主成分とする脱りんフラックスを溶銑予備処理の初期から溶銑表面に添加するとともに酸化鉄系フラックス粉末をキヤリャガスにて溶銑中へ吹込みつつ溶銑表面に酸素又は固体状酸素源の添加を行い、脱珪期経過後にアル力リ系フラックスに変更して脱りんと脱硫を並行して行う溶銑の脱珪、脱りん、脱硫方法が開示されている。その他、特開昭 63— 1 95209号公報に示される「製鋼方法」では上底吹転炉を 2基利用し、一方を脱りん炉、他方を脱炭炉とし脱炭炉で発生した転炉滓を脱りん炉にリサイクルし、溶銑脱りん処理後得られた脱りん溶銑を脱炭炉に注銑する製鋼方法が開示されている。

以上のように、一次精鍊プロセスは脱珪、脱りん工程を溶銑段階で行い、転炉における脱炭工程の効率化、生産性向上をはかるため分割精鍊を指向し、より多くの研究が行われ、鉄鋼各社で実機化されてきた。

しかしながら、前記の方法によると低りん化の工程能力だけ見ると比較的低い到達りん含有レベルを達成することはできるが、処理時間が長く処理時の抜熱が大きいこと、転炉に供給するまでに時間を要すること、 2基の転炉を利用しても処理後の溶銑払出し、別転炉への再装入による温度低下が避けられない等、熱裕度の観点からは決して満足できるプロセスではない。さらに最近の全量溶銑脱りん処理化は転炉工程における熱裕度をさらに低下させ、使用原料の自由度がなくなり、今後の転炉における積極的スクラップリサイクルの観点からも問題が大きい。

これに対して、（LD委員会 1 0周年記念論文集日本 B0T グループ LD委員会（S44 ) P235 ) にあるように 1基の転炉にて脱りん予備処理と脱炭精鍊を実施するダブルスラグ法なる精鍊法がある。これは、転炉内の 1 ブロー目においてソフトブロ一精鍊で脱りん精鍊を指向し、脱りん後炉口より溶銑が流出しない範囲にて脱りんスラグを排出し、排出後連続して脱炭精鍊を実施する方法である。しかし、当該方法にて、その精鍊効率及び排滓性を改善すベく技術は見当たらない。

上記ダブルスラグ法は、熱裕度は高いものの、脱りん後のスラグ排滓率を向上させるため、 ①意図的にソフトブロー（転炉内溶銑の攪拌力を低減し、溶銑中〔c〕の物質移動律速状態とする）精鍊を行い、スラグがフォーミングし易いようにスラグ中（％T. Fe) 濃度を約 15 %以上確保するので鉄ロスが増大する、 ②スラグの流動性を維持するために脱りん精鍊時の吹止温度を 1400°C以上にすべく精鍊温度を上昇させる結果、転炉傾斜部耐火物の磨耗 · 溶損が増大する. ③高温吹止で脱りん効率が低下するためスラグ中塩基度 = CaO Z S i 0₂を 3. 0 以上に確保するのでフラックスコス卜が増大する等、コスト的にも耐火物材質的にも負荷が高く、実操業に耐えうる技術ではなカヽつた。

上記方法において、フラックスコストを削減するためには、 CaO 濃度の高い脱炭滓を炉内に残したまま、次チヤ一ジの溶銑を装入することにより、脱炭滓を脱りん剤としてリサイクルすることが有効である。しかし、転炉脱炭滓は一般に酸素活量が高く、転炉脱炭滓を溶融状態で転炉に残したまま溶銑を装入した場合、溶銑中の炭素と転炉脱炭滓の酸素が爆発的に反応し、時として突沸あるいはスラグフォーミングにより操業に支障をきたすという問題点があった。発明の開示

本発明は以上の事情を背景としてなされたもので、従来脱珪、脱りんのために分割精鍊が指向されてきたプロセスから、予備処理ェ程を転炉工程に集約することを可能とし、大幅な熱裕度の向上および大幅なコスト削減をもたらす効果的な精鍊方法を提供することを目的とするものである。

その要旨は下記のとおりである。

( 1 ) 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、フラックス添加と酸素上吹きおよび酸素下吹き攪拌を行う溶銑の転炉精鍊方法において、事前に炉外で脱硫処理を行った溶銑を転炉に装入する、または転炉に溶銑を装入した後、脱硫剤を添加して脱硫精鍊を行う第一工程と、投入フラックス量および吹き込みガス量を調整することによって、処理後のスラグ中の塩基度および終点温度を制御し、脱りん精鍊を行う第二工程と、底吹きガスを継続して吹き込みながら該脱りん精鍊スラグの 6 0 %以上を排出する第三工程と、その後吹酸にて脱炭精練する第四工程からなることを特徴とする転炉精鍊方法,

( 2 ) 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、攪拌エネルギーが 0.5 kW/ t以上となるように底吹きガス流量を制御しつつ、且つ処理後のスラグ中の CaO ノ Si0₂が 0.7 以上 2.5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように投入フラックス量および投入冷却材量を制御して溶鋼を脱りんする転炉精鍊方法。

(ここで

0.0285 X Q X 10³ X T X log ( 1 + L。ノ1.48)

ε

W

ε 攪拌エネルギー（WattZT— S )

Q 底吹ガス流量（Nm³ /min )

T 浴温度（K)

L 浴深（m)

W 溶湯重量（TON)

( 3 ) 前記（ 2 ) 記載の方法において、さらに処理後のスラグ中 T.Fe濃度と MnO 濃度の和が 10〜35重量％となるように酸素を上吹きすることを特徴とする転炉精錁方法。

( 4 ) 前記（ 3 ) 記載の方法において、 LZL。 =0.1 〜0.3 を維持しつつ酸素を上吹きする転炉精鍊方法。

(ここで、

L/L。 = L _h exp ( - 0.78h / L _h ) ZL。

L o =酸素用上吹きランス高さ

L = L _h exp (- 0.78h / L _h ) ：へこみ深さ

L _h =63. OX ( k/Q ₀₂/nd)^2/3

Q ₀₂ =酸素流量（Nm³ /H)

n =ノズル孔数

• d =ノズル直径（mm)

k =ノズルの噴出角度によって決まる定数）

( 5 ) 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、攪拌エネルギーが 0.5 kWZ t以上となるように底吹きガス流量を制御しつつ、且つ処理後のスラグ中の CaO ノ Si0₂が 0.7 以上 2.5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように投入フラックス量および投入冷却材量を制御して溶鋼を脱りんし、一旦精鍊を中断し炉を傾動して炉内スラグの 60%以上を排出し、その後炉を正立して脱炭精鍊を行う転炉精鍊方法。

(ここで

0.0285 X Q X 10³ X T X log ( 1 + L。ノ 1.48)

ε =

W

ε 攪拌エネルギー（Watt/T— S )

Q 底吹ガス流量（Nm³ /min )

T 浴温度（K)

L ο 浴深（m) W ；溶湯重量（TON) )

( 6 ) 前記（ 5 ) 記載の方法において、脱炭精鍊時に生成した脱炭滓を炉内に残し、下記 1式を満足するスラグ中 T. Fe濃度、 MnO 濃度、スラグ温度のもとで、次ぎチャージの溶銑を装入し、繰り返し脱りん処理および脱炭処理を行う転炉精鍊方法。

3.038 X 10⁸ X C(¾T. Fe)+ (¾MnO)] ² x exp(-914400/(T_s +

T_M + 546))≤ 0.1 ( 1 )

(ここで

(¾T. Fe) 脱炭滓中の酸化鉄重量割合（FeOと Fe ₂0₃ 中の鉄分濃度の和）

(¾MnO) 脱炭滓中のマンガン酸化物重量割合（¾)

T s 脱炭滓の温度（°C)

T M 装入溶銑温度（°C) 図面の簡単な説明

第 1 図は、本発明のプロセスフローを表す図である。

第 2図は、底吹攪拌エネルギーと排滓率の関係を表す図である。第 3図は、底吹き攪拌動力と脱りんの平衡到達度の関係を示す図表 Cある。

第 4図は、脱りん精鍊における生石灰原単位と脱りん量の関係を示す図である。

第 5図は、脱りん率 80%を得るための処理後の温度とスラグの塩基度の関係を示す図である。

第 6図は、脱りん精鍊後の温度、スラグ塩基度と排滓率の関係を示す図である。

第 7図は、脱炭期吹止めにおいて、同一 [% P] を得るための、脱りんスラグの排滓率と総生石灰原単位との関係を示す図である。第 8図は、スラグ中 T. Fe濃度と MnO 濃度の和と処理後の（％ P )

/ [ % P ] の関係を示す図表である。

第 9図は、溶銑中 [ P ] 濃度の経時変化を示す図である。

第 10図は、上吹き送酸速度と一次の脱りん速度定数の関係を示す図である。

第 1 1図は、脱炭滓の酸化鉄とマンガン酸化物の濃度の和と突沸臨界脱炭滓温度の関係を示す図である。

第 12図は、脱炭滓の酸化鉄とマンガン酸化物の濃度の和と突沸臨界脱炭滓温度の関係を示す図である。

第 13図は、脱炭滓の酸化鉄とマンガン酸化物の濃度の和と突沸臨界脱炭滓温度の関係を示す図である。

第 14図は、脱りんスラグを迅速排出するための状況図である。発明を実施するための最良の形態

本発明は溶銑脱珪、脱りん工程を転炉工程に集約することを達成したものである。現状の分割精鍊並の低りん鋼製造工程能力の維持のためには脱りん精鍊滓の迅速且つ徹底した除滓が必須条件となる < 即ち溶銑処理工程後にスラグを除去することは、 ①排滓時の溶融金属の流出による歩留低下、 ②排滓時間の消費による生産性の低下、 ③スラグの高除滓率の確保が極めて困難であり、 P ₂0₅濃度の高い脱りんスラグが残留すると復りん現象が起こる、等の問題点がある。本発明者らは転炉を利用した溶銑脱珪、脱りん処理後スラグの除去効率を向上させ、溶銑予備処理工程を転炉工程に集約し大幅な熱裕度の改善およびフラックスコスト削減をはかるべく研究開発に当プ^つ 7<- o

まず、本発明者らは、実機規模の底吹機能を有する 300T0N転炉を用い、約 290T0Nの溶銑を装入後脱りん用の生石灰及び鉄鉱石を添加し底吹攪拌を行いながら上吹酸素を供給して脱珪、脱りん処理を行い、脱りん処理後一旦吹鍊を中断し炉傾動による中間排滓を実施した後連続的に脱炭吹鍊を実施する試験を行った。この時処理前溶銑中 Siは平均 0.40%、 Pは平均 0.100 %であり、脱りん処理後温度は効率良く脱りん反応を進めるため従来の知見に基づき 1350°Cを目標に設定した。この結果、底吹ガス攪拌力及び脱りん処理後スラグの組成が脱りん率及び排滓効率に大きく影響することに注目し、両者を同時に満足する最適組成が存在することを知見した。

すなわち、第 2図に示すごとく排滓率は底吹ガス攪拌力に影響を受け、同一スラグ組成においても底吹攪拌エネルギーが 0.5 KW/T 以上で急激に排滓効率が改善されることがわかる。これは底吹ガスによりスラグのフォーミングレベルが高くなり中間排滓時においてより初期の段階よりスラグの排出が盛んに行われることによる。更に本発明者らは種々の脱りん実験を行い、まず、溶銑における見かけの脱りん平衡が次式により表されることを見出した。

log(¾P)/[¾P]=2.51og[(¾T. Fe) + (¾MnO)]+0.0715[(¾CaO) +

0.25(¾MgO)+7710.2/T-8.551(105. l/T + 0.0723) [¾C] ( 2 )

(% P) ：スラグ中りん濃度

[% P] ：溶銑中りん濃度

( 2 ) 式を用いて、底吹き攪拌エネルギーと見かけ平衡到達度の関係を調べた。

具体的には 8 t試験転炉を用いて、脱りん実験を実施した。 4〜 4.8 %の C、 0.1 〜0.15%の？、約 0.3 %の S ίを含む初期温度 1180 〜 1300°Cの約 6 t の溶銑を 8〜10分間精鍊した。フラックスとして CaO を所定量投入し、上吹き送酸速度 1.1 〜3.6Nm³ノ min ハ、底吹きは N ₂ ガス 3 SSONm³// h (0.03〜3.7 kW/ t ) の条件で精鍊を行った。処理後のスラグ中 CaO ZSi0₂は 0.6 〜2.5 、溶銑温度は 1250〜 1400°Cの範囲であった。

第 3図に、底吹き攪拌動力と脱りんの平衡到達度（（2 ) 式で求めた（P) / [P] に対する実績（P) / [P] の比）との関係を示す。

第 3図に示すように底吹き攪拌エネルギーを 1 kW/ t以上に確保することにより、ほぼ平衡まで脱りん反応が進行することが明らかになった。ここで、底吹き攪拌動力は底吹きガス流量が増大するほど増加するが、ガス流量が大きすぎると溶銑を吹き抜け、スビッティングが大幅に増大するため、溶銑の浴深と底吹き羽口の径に応じて溶銑を吹き抜けない攪拌エネルギーが上限となる。

ここで攪拌エネルギーは次に示す（ 3 ) 式を用いた。

0.0285 X Q X 10³ X T X log ( 1 + L。 1.48)

ε = ( 3 )

W

で ε 攪拌エネルギー（WattZT— S)

Q 底吹ガス流量（Nm³ Zmin )

Τ 浴温度（K)

L , 浴深（m)

W 溶湯重量（TON)

(参考文献；日本学術振興会製鋼第 19委員会第 3分科会製鋼反応協議会提出資料「複合転炉の攪拌強度と冶金反応」昭和 55年）。

実際、底吹き攪拌動力が 1.0 kW/ t以上の時の、脱りん精鍊における生石灰原単位と脱りん量の関係を第 4図に示す。比較としてト一ピードカーと溶銑鍋を使用する従来プロセスにおける関係も併せて示すが、生石灰原単位が従来プロセスに比べ約 15kgZ t低減できることがわかった。

次に、本発明者らは、攪拌エネルギーが 0.5 kWZ t以上となるように、底吹きガス流量を調整した上で、脱りん率 80%が達成できる溶鋼処理温度と、処理後スラグ中 CaO ZSif 関係を種々調べた。結果を第 5図に、処理後温度と処理後スラグ中 CaO ZSi0₂を変化させて、中間排滓試験を実施し、排滓率との関係を種々調べた結果を第 6図に示す。

また、同一転炉で脱りん精鍊後、炉を傾動させて排滓し、その後炉を正立して脱炭精鍊し、転炉出鋼口から出鋼、続いて脱炭滓を残したまま、溶銑を転炉に入れて、脱りん精鍊という操業を繰り返した場合の排滓率と、溶銑 1 tの精鍊に必要な CaO 量（脱りん期と脱炭期に使用する CaO 量の和）の関係を調べた結果を第 7図に示す。第 7図よりまず脱炭処理期での低生石灰原単位による復りんの防止や Mn鉱石歩留まりの向上のために、脱りん処理後のスラグをできるだけ排出することが必要であり、 Mn鉱石歩留まりを向上するためには、排滓率を限りなく 100 %に近づけることが有効であるが、脱りん用フラックス低減の観点から見ると、排滓率 60%以上では生石灰原単位の低減率は小さく、排滓率 60%が最低必要な排滓率と判明した。また、第 7図より排滓率が 60% 以上である場合、脱炭滓をリサイクルすることで脱りん期と脱炭期に使用する石灰原単位の合計を 10kg/t以下にすることが可能であることがわかる。一方、脱炭滓をリサイクルしない場合には脱りん期と脱炭期に合わせて石灰原単位は約 15kg/tであり、脱炭滓をリサイクルすることで約 5 kg/t以上の石灰原単位の削減が可能であつた。

また、第 6図より処理後温度 1200°C未満ではいかなる処理後スラグ CaO ノ Si0₂の場合も排滓率が 60%に到達しないこと、処理後温度 1450°C超では、第 5図から求められる必要 CaO _ Si0₂以上ではやはり排滓率が 60%に到達しないことが判明した。従って、処理後の温度を 1200°C以上 1450°C以下、スラグ CaO ZSi0₂を 0.7 以上 2.5 以下の範囲内で脱りん処理を行うことが、高脱りん効率と高排滓効率のために必要であると判明した。

ここで処理後のスラグ中 CaO ZSi0₂は、脱りん精鍊中のフラックス投入量で任意に制御できるし、又、処理後の溶鋼温度も、脱りん精鍊中に投入する冷却材（スクラップや鉄鉱石）で任意に制御可能

^ある ο

即ち、底吹き攪拌動力が 0.5 kWZ t以上の条件では、処理後温度 1200°C〜 1450°Cの範囲では、温度に応じて処理後のスラグ中 CaO Z Si0₂が 0.7 〜2.5 で十分に目標の脱りん量に達するとともに目標とする排滓率 60%を達成できることを見い出した。

また、第 8図にはスラグ中 T. Fe濃度と MnO 濃度の合計と処理後温度 1350°Cにおける（％ P ) / [% P] の関係を、処理後のスラグ中 CaO ZSi0₂が 1.0 , 1.5 , 2.0 の場合でそれぞれ示す。いずれの場合にも T. Feが 10%未満になると（％ P) / [% P] は急激に低下し. また 35%超でもあまり（％ P ) / [% P] が増加しないかむしろ低下することがわかった。

(ここで（％ P) はスラグ中のりん濃度、 [% P] は溶銑中のりん濃度を示す）

これは、スラグ中 T. Fe濃度と MnO 濃度の合計が 10%未満になると- 酸素ポテンシャルの不足により（％ P) / [% P] が急速に低下し. T. Fe濃度と MnO 濃度の合計が 35%超になるとスラグ中塩基性成分濃度が希釈されるためやはり（％ P ) / [% P] が低下することからであると考えられる。

従って、鉄歩溜まりを維持しつつ高い（％ P) / [% P] を得るためには、より良い管理指標として、処理後の T. Fe濃度と MnO 濃度の合計が 10%以上 35%以下になるよう、上吹き送酸速度、底吹きガス流量、あるいは上吹きランス高さを調整して操業するのが望ましいことが判明した。ここで、上吹き送酸条件によつて処理後の T. Feを制御する方法としては LZL。（溶鋼へこみ深さノ酸素用上吹きランス高さ）を指標として操業する方法がある。

ここで L/L。は次式で与えられる。

LZL。 = L _h exp ( - 0.78h / L„ ) / L ₀

Lo =酸素用上吹きランス高さ

L = L _h exp (-0.78h/L _h ) ：へこみ深さ

L _h =63. OX ( k/Q ₀₂/nd)^2/3

Q ₀₂ =酸素流量（Nm³ /H)

n =ノズル孔数

d =ノズル直径（ππη)

k =ノズルの噴出角度によって決まる定数

基本的には L ZL。を小さくするほど、スラグ中の（％FeO ) 濃度が上昇し、脱りんには有利である。 L/L。を低下させるには具体的にはランス高さを上昇させる必要があるが、上昇にともない炉内二次燃焼率が上昇し、 LDG の回収量の低下あるいは転炉傾斜部レンガの熱負荷損傷の増大により規制され、また LZL。が小さい程、スラグフォーミングが増大し吹鍊中に操業に支障をきたすようなスロッビングも発生し易くなる。従って、以上の観点からミニマム L ZL。は 0.1 以上に限定される。また、 LZL。が大きくなるほどスラグ中の（％T. Fe) が減少し、脱りん能が低下する。従って、効率的な脱りん精鍊が実施可能となるように、脱りん精鍊中のスラグ中の（T.Fe濃度と MnO 濃度の合計） ≥ 10% を確保するために、 L/ L 0 ≤ .3 に制限する必要がある。上記の 0.1 LZL。 ≤0.3 の範囲に制御する事により、脱りん精鍊中の過大なスロッビングが制御可能となり、また異常な排ガスの二次燃焼率の増加を抑制しながら、溶銑中 [% P] を安定して 0.030 %以下に制御することが可能となる。

一方、上記の底吹き攪拌エネルギー、処理後スラグ中 CaO /Si0₂ 処理後溶鋼温度の範囲で操業する場合、送酸速度は大きいほど脱りん処理時間を短縮できる。

処理後のスラグ組成、温度がほぼ一定の条件で、吹酸速度を変化させた時の溶銑中 [P] 濃度の経時変化を第 9図に示す。送酸速度を 2.5Nm³ min Z t以上とすることにより、送酸速度 1. lNn^Zmin / tの場合よりも処理時間を約 4分短縮できた。

また第 10図に送酸速度と一次の脱りん速度定数（Κ_Ρ' ) の関係を実機での従来プロセス（ 1 )，（2 )，（3 ) の値と併せて示す。精鍊後の CaO ノ Si0₂を 0.6 〜； 1.1 と低くして生石灰原単位を低減した場合でも、送酸速度を増加することでトーピードカーによる従来プロセス（ 1 ) や取鍋による従来プロセス（ 2 ) と同等の脱りん速度定数が得られた。 CaO ノ Si0₂が 1.1 以上 2.5 以下の場合には、同じ転炉を使用する従来プロセス（ 3 ) の約 2倍の脱りん速度定数を得ることを確認できた。

上記の底吹き攪拌エネルギー、処理後スラグ中 CaO ZSi0₂、処理後溶鋼温度等の条件を満たす、適正な脱りん処理を行えば、脱りん精鍊滓の迅速且つ徹底した除滓が可能となり、溶銑脱珪、脱りんェ程、脱炭工程を転炉に集約できるようになる。

即ち、適正な脱りん処理後、転炉を傾動して排滓し、排滓後工程として、直ちに炉を正立させ、排滓率や炉体溶損状況、目標 [P ] 濃度等に応じた必要最低限の生石灰や軽焼ドロマイト等のフラックスを追加投入して目標終点 [C] まで吹酸脱炭する。また、必要ならば、スクラップや鉄鉱石、目標 [Mn] 濃度に応じた Mn鉱石等も併せて投入することも可能である。

ところで、脱炭滓を炉内に残し次チャージの溶銑を装入することにより脱炭滓をリサイクルした場合には、第 7図に示したように、石灰原単位の大幅な削減が可能となつたが、場合によっては溶銑中の炭素と転炉脱炭滓中の酸素源、即ち FeO 、 Fe ₂0₃ 、 MnO が急激に下記 4〜 6式の反応を起こし、多量の COガスを発生し、この COガスにより炉内からスラグおよび装入した溶銑が激しく飛び出し、あるいはスラグフォーミングが生じて炉内からスラグが流出し、鉄歩留りを低下させるばかりではなく操業中断を余儀なくされることがあつた。

FeO + C → Fe + CO ( 4 )

Fe₂0₃ + 3C → 2Fe + 3C0 ( 5 )

MnO + C → n + CO ( 6 )

上記 4および 6式の反応によって生じる COガス量はスラグ中の FeO あるいは Fe ₂0₃ あるいは MnO 濃度が高い程多くなる。またこれらの反応の速度はスラグあるいは溶銑の温度が高い程速くなる。つまり温度が高い程、急激な反応を引き起こす。しかしスラグ中の FeO あるいは Fe ₂0₃ あるいは MnO 濃度が高くても、スラグあるいは溶銑温度が低い場合には反応の速度が遅く、突沸ゃスラグフォ一ミングが生じないこともある。

そこで、本発明者らは、突沸ゃスラグフォーミング発生に及ぼすスラグ中の FeO 、 Fe ₂0₃ 、 MnO 濃度およびスラグ温度および溶銑温度の影響を詳細に調査した結果、突沸ゃスラグフォーミングを防止するためには前述の 1式を満たすことが必要であることを見出した。この 1式は、左辺における T. Fe(FeOと Fe ₂0₃ 中の鉄分濃度の和）、 MnO 濃度とスラグおよび溶銑の関係が 0.1 以下である場合には突沸ゃスラグフォーミングが起こらないことを意味している。即ち、スラグ中の FeO 、 Fe ₂0₃ 、 MnO 濃度に見合って、 1式の左辺が 0.1 以下になるようなスラグあるいは溶銑温度とした後、溶銑を装入することで突沸ゃスラグフォーミングを防ぐことが可能となる。また、これとは逆にスラグおよび溶銑温度をもとに、 1式の関係を満たすようにスラグの T. F e、 MnO 濃度を調整し溶銑を装入することでも突沸ゃスラグフォーミングを防ぐことが可能である。

なお、 1式を満足するように、脱炭滓中の酸化鉄とマンガン酸化物濃度の和および次チヤ一ジの溶銑温度から決まる脱炭滓の温度になるまで溶銑装入を待ってもよいが、 CaC0₃ などのような冷却材ぁるいはコークス、無煙炭などのような脱酸剤との混合物を添加し、強制的に 1式を満足する条件を作りだしても良い。

例えば冷却材として CaC0₃ を使用した場合、 CaC0 ₃ が CaO と C0 ₂ に分解するが、この分解反応は吸熱反応であるため脱炭滓の温度が下がり、短時間で前述の 1 式の条件を満足することができる。また. 分解後の CaO は脱りん反応のフラックスとして働くため、脱りん期の脱りん用フラックスを削減することができ有用である。

脱炭滓中の酸化鉄とマンガン酸化物濃度の和は、スラグサンプルを採取し迅速に分析するか、あるいは溶鋼中炭素濃度と脱炭滓中の酸化鉄とマンガン酸化物濃度の和の関係を求めておき、前チャージの脱炭後の溶鋼中炭素濃度の分析結果から算出する。また脱炭滓の温度は放射温度計などによって測定する。

第 1 図に、全工程の概略を示す。

以上は転炉外事前脱硫処理を施した溶銑を使用する場合であるが- 事前強脱硫を必要としない場合は、上記脱りん処理に先立ち転炉内脱硫を行なうことができる。すなわち、脱硫用フラックス（CaO, Na ₂ C0₃ , Mgの 1種または 2種以上）を上方投入または底吹きインジェクシヨンし、 2〜 5分の短時間で脱硫を行った後上記脱りん処理に移行すれば、スラグ中 Sの 40〜60 %は気化脱硫されるため、フラックス量の調整により、初期溶銑 [ S ] の 30〜50 %の脱硫も脱りんに併せて可能である。

尚転炉を傾動させて排滓する場合第 1 1図に示すように炉前防滓板でスラグの飛散を防ぎつつ 1分以内の可及的短時間内での炉横転が望ましい。

以下に、本発明について実施例に基づきさらに詳述する。

実施例

実施例 1

底吹き機能を有する 8 t試験転炉に、予備脱硫した溶銑約 6 tを入れ、攪拌エネルギーが 0. 5 KWZ t on 以上となるように、底吹きガス流量を制御しつつ、処理後のスラグ中の CaO / S i 0₂が 0. 7 以上 2. 5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように、投人フラックス量、投入スクラップ量を制御して、約 8分脱りん処理を行った。その後炉を傾動して、約 3分で中間排滓を実施し、炉を正立させて、直ちに約 9分の脱炭処理を行って出鋼した。

第 1表に具体的な実施条件及び、溶鋼の成分、温度推移を示す。脱りん処理後の溶銑 [ P ] は 0. 025 %、脱炭処理後の溶鋼 [ P ] は 0. 019 %で、予備脱硫および転炉での脱りん · 脱炭両期に添加した総生石灰原単位は約 20kgZ tで、同等の精鍊効果を得るための従来法（溶銑脱硫，脱りん +転炉脱炭）での平均総生石灰原単位 34kg Z t に比べて、大幅な原単位削減が可能となった。

これは、高排滓率高効率脱りんを両立できる、本願発明である、脱りん操業条件を適用した結果である。

第 1表

• 主な実施条件溶銑装入量 6180kg 脱りん期脱炭期

メタル成分、温度推移

実施例 2

底吹き機能を有する 8 t試験転炉に、予備脱硫した溶銑約 6 tを入れ、攪拌エネルギーが 0.5 KW/ton 以上となるように、底吹きガス流量を制御しつつ、処理後のスラグ中の CaO Si0₂が 0.7 以上 2. 5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように、投入フラックス量、投入スクラップ量を制御して、約 8分脱りん処理を行い、その後炉を傾動して、約 3分で中間排滓を実施し、炉を正立させて、直ちに約 9分の脱炭処理を行って出鋼するという操業を投入スクラップ量を変化させて 4 チャージ実施した。

第 2表に各チャージの成分、温度等の条件を示す。

この結果、従来のトーピードカーで脱りん、転炉で脱炭する場合スクラップを約 7 %しか投入できなかったが、熱裕度の高い本願発明によると、約 17%ものスクラップを投入できることが判った。

また、溶銑 [Si] を高くした場合、脱りん期でのスラグ生成量が増えるため、より低塩基度での脱りんが可能となり、生石灰原単位もあまり増加しないことも判った。溶銑 [Si] を高くしても低塩基度、低温操業のため激しいスロッビングを起こすこともなく操業は安定しており、 1 % [Si] 溶銑を用いてスクラップ比 25%の操業も可能である。

第 2表

• 処理前溶銑

メタル成分、温度推移、生石灰原単位

脱りん処理後脱炭処理後チャージ生石灰

Να 温度 [¾c] [¾P] 温度 [¾C] O [¾P] 原単位

(。C) (°c) (kg/t)

1 1345 3.52 0.018 1648 0.034 0.021 19.7

2 1353 3.43 0.019 1640 0.042 0.019 24.8

3 1352 3.55 0.020 1652 0.037 0.019 27.3

4 1352 3.51 0.020 1650 0.038 31.3

スクラップ溶解量

実施例 3

底吹き機能を有する 8 t試験炉に、脱硫処理を施さない溶銑を約 6 t入れ、脱硫剤を添加して、脱硫処理を施した後、攪拌エネルギ一が 0.5 KW/ton 以上となるように、底吹きガス流量を制御しつつ. 処理後のスラグ中の CaO ZSi0₂が 0.7 以上 2.5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように、投入フラックス量、投入スクラップ量を制御して、約 8分脱りん処理を行った。その後、炉を傾動して、約 3分で中間排滓を実施し、炉を正立させて、直ちに約 9分の脱炭処理を行って出鋼した。

第 3表に具体的な条件及び溶鋼の成分、温度推移を示す。

初期溶銑 [S ] 0.030 %は脱硫処理後で 0.010 %、脱りん処理後で 0.015 %、脱炭処理後 0.014 %となり、普通鋼レベルへの脱硫は十分可能であることが判った。

第 3表

• 副原料および処理時間

% 脱硫剤： 50%CaO +30%Na₂C0₃ + 20% g l 9 メタル成分、温度推移

実施例 4

炉底に底吹羽口を有する 300T0Nの上底吹転炉に 290 〜300TONの溶銑を装入し、底吹羽口より C0₂ 、上吹ランスより酸素を吹込み本発明を適用した実施例を第 4表に示す。

比較例 1 〜 3 は脱りん処理後のスラグ塩基度が 2. 0 以上か、または攪拌力を小さくして精鍊した例であり、実施例 4〜 7 は本発明に従い実施したものである。塩基度調整については処理前溶銑 S i濃度より生成する S i 0₂量及びその他炉内残留スラグ中 S i 0₂量等から、それに応じた生石灰量を投入することで容易に行うことができる。

この実施例における結果からわかるように、本発明を適用することにより従来法に比較して脱りん処理後の中間排滓率を大幅に向上することが可能となり、排滓後連続的に行われる脱炭工程における復りんを抑制でき、 1炉での脱珪、脱りん及び脱炭精鍊を十分可能とするものである。

第 4表

第 4表（続き）

脱りん後スラグ底吹ガス底吹攪拌排滓排滓時流出生成試験 No. 流量浴深エネルギー時間地金量スラグ排滓率酸化鉄 (MnO)

% % NmVmin m KW/T min TON TON % 比較例 1 2.34 12.7 1.50 12.0 2.1 0.73 5.5 0.7 12.0 41.0 比較例 1

3.65 12.1 0.95 7ft¾し 2.2 0 3.5 1.1 14.3 26.4 比 ιχ,較例 i i o

3 1.72 16.8 1.52 6.0 2.2 0.37 4， 0 0.6 15.6 58.2

1.68 13.4 1.30 π g q υ » ( Οβ n 丄 1 J1L， U ， " o. u 1

U. ό 14. U OD. υ 実施例 5 1.82 14.1 1.70 10.7 2.3 0.69 3.2 0.3 15.6 93.2 実施例 6 1.75 10.5 1.31 19.5 2.2 1.26 4.3 0.1 13.7 89.4 実施例 7 1.56 7.2 3.50 22.0 2.2 1.41 4.5 0.2 11.3 80.4

実施例 5

300T0N転炉を用いて、脱炭工程で生じた脱炭滓を排滓することなく、転炉炉内に残置し、次のチャージの溶銑を装入し脱りん処理用のフラックスとして再利用する操業を行った。

炉内に残留された脱炭再の温度が、前述の 1式の条件を満たすように溶銑温度と炉内に残留された脱炭滓の（％T. Fe + MnO) 濃度から規定される温度になつてから、 1 ) 1290〜1 310°C、 2) 1340〜 1360°C、 3) 1390〜1410°〇の3 通りに温度調整された 300 1の溶銑を装人した。

なお、溶銑成分は、 [C] 濃度：4. 5〜4. 8!¾、 [S i ]濃度： 0. 39 〜0. 41 ¾！、 [P] 濃度： 0. 099〜！ ). 103!¾であり、炉内に残留された脱炭滓の量は約 30Kg/ tであった。また比較のため、 1式の条件を満たさない場合でも溶銑を装入した。その時の突沸あるいは急激なフォーミングの有無を溶銑温度別に第 1 1図〜第 13図に示す。

第 1 1図〜第 13図の斜線部は前述の 1式の条件を満たす範囲である < また〇印は溶銑を装入した際に突沸ゃスラグフォーミングが発生しなかった場合、 X印は溶銑を装入した際に突沸ゃスラグフォーミングが発生した場合を示す。 1式の条件を満たさず溶銑を装入した場合は、必ず突沸ゃスラグフォーミングが発生したが、 1式の条件を満たした場合には、全く突沸ゃスラグフォーミングが発生せず操業に支障をきたさなかった。

また脱炭滓を一旦炉から排出し、破砕後再び脱りん溶銑フラックスとして使用する比較試験を実施したが、比較試験に比べ本発明の場合スクラップ比率が平均で 5 %増加し、熱裕度が拡大された。

その後、脱りん処理を実施したが、再利用された脱炭滓は脱りんフラックスとして作用し、脱炭滓中の CaO 分は脱りんに有効に使用され、脱炭滓を再使用しない場合と比べ、脱りん期に投入する CaO 原単位が削減できた。産業上の利用可能性

本発明は前記実施例からも明らかな如く、下記の効果を有するものである。

( 1 ) 従来の転炉外溶銑脱りんまたは脱硫 · 脱りん工程を転炉に集約でき、固定費の大幅削減が可能となる。

( 2 ) フラックス原単位の削減により、変動費も削減できる。

( 3 ) 工程集約により生ずる熱裕度の向上により、 1 ) スクラップ溶解能の向上、 2 ) 鉄鉱石還元量の増大による溶鋼歩留まりの向上.

3 ) 生石灰を石灰石に置換することによるフラックスコスト低減等必要に応じた操業メリットを享受することができる。

( 4 ) 転炉精鍊工程から排出する総スラグ量は、使用するフラックス原単位が下がるため、従来の 2ノ 3以下に低減できる。

Claims

請求の範囲

1. 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、フラックス添加と酸素上吹きおよび酸素下吹き攪拌を行う溶銑の転炉精鍊方法において、事前に炉外で脱硫処理を行った溶銑を転炉に装入する、または転炉に溶銑を装入した後、脱硫剤を添加して脱硫精鍊を行う第一ェ程と、投入フラックス量および吹き込みガス量を調整することによつて、処理後のスラグ中の塩基度および終点温度を制御し、脱りん精鍊を行う第二工程と、底吹きガスを継続して吹き込みながら該脱りん精鍊スラグの 6 0 %以上を排出する第三工程と、その後吹酸にて脱炭精練する第四工程からなることを特徴とする転炉精鍊方法。

2. 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、攪拌エネルギーが 0.5 kW/ t以上となるように底吹きガス流量を制御しつつ、且つ処理後のスラグ中の CaO ノ Sit が 0.7 以上 2.5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように投入フラックス量および投入冷却材量を制御して溶鋼を脱りんする転炉精鍊方法。

(ここで

0.0285 X Q X 10³ X T X log ( 1 + L ₀/1.48)

ε =

W

ε 攪拌エネルギー（WattZT— S )

Q 底吹ガス流量（Nm³ Zmin )

T 浴温度（K)

L ο 浴深（m)

W 溶湯重量（TON) )

3. 請求の範囲 2記載の方法において、さらに処理後のスラグ中

T. Fe濃度と MnO 濃度の和が 10〜35重量％となるように酸素を上吹きすることを特徴とする転炉精鍊方法。

4. 請求の範囲 3記載の方法において、 LZL。 =0.1 〜0.3 を維持しつつ酸素を上吹きする転炉精鍊方法。

(ここで、

LZL。 = L _h exp (-0.78h /L _h ) / L ₀

L o =酸素用上吹きランス高さ

L = L _h exp (-0.78h/L _h ) ：へこみ深さ

L _h =63. Ox ( k /Q ₀₂/nd) ³

Q ₀₂ =酸素流量（Nm³ /H)

n =ノズル孔数

d =ノズル直径（mm)

k =ノズルの噴出角度によって決まる定数）

5. 底吹き機能を有する転炉に溶銑を導入し、攪拌エネルギーが 0.5 kWZ t以上となるように底吹きガス流量を制御しつつ、且つ処理後のスラグ中の CaO ZSi0₂が 0.7 以上 2.5 以下、処理後溶鋼温度が 1200°C以上 1450°C以下となるように投入フラックス量および投入冷却材量を制御して溶鋼を脱りんし、一旦精鍊を中断し炉を傾動して炉内スラグの 60%以上を排出し、その後炉を正立して脱炭精鍊を行う転炉精鍊方法。

(ここで

0.0285 X Q X 10³ X T X log ( 1 + L。 1.48)

ε

W

ε 攪拌エネルギー（WattZT— S )

Q 底吹ガス流量（Nm³ /min )

T 浴温度（K)

L 浴深（m)

W 溶湯重量（TON)

6. 請求の範囲 5記載の方法において、脱炭精鍊時に生成した脱炭滓を炉内に残し、下記 1式を満足するスラグ中 T. Fe濃度、 MnO 濃度、スラグ温度のもとで、次ぎチャージの溶銑を装入し、繰り返し脱りん処理および脱炭処理を行う転炉精鍊方法。

3.038 X 10⁸ X C(¾T. Fe)+ (¾ nO)] ² x exp(-914400/(T_s +

T_M + 546))≤ 0.1 ( 1 )

(ここで

(¾T. Fe) ；脱炭滓中の酸化鉄重量割合（FeOと Fe ₂0₃ 中の鉄分濃度の和）

(¾ nO) 脱炭滓中のマンガン酸化物重量割合（¾)

T 脱炭滓の温度（°C)

I M 装入溶銑温度（°c)