WO2022154023A1 - 転炉精錬方法 - Google Patents

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WO2022154023A1
WO2022154023A1 PCT/JP2022/000794 JP2022000794W WO2022154023A1 WO 2022154023 A1 WO2022154023 A1 WO 2022154023A1 JP 2022000794 W JP2022000794 W JP 2022000794W WO 2022154023 A1 WO2022154023 A1 WO 2022154023A1
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converter
slag
flux
cao
amount
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鉄平 田村
真広 坪井
憲一郎 内藤
邦俊 松永
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日本製鉄株式会社
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    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/04—Removing impurities other than carbon, phosphorus or sulfur
    • 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
    • C21C1/00—Refining of pig-iron; Cast iron
    • C21C1/02—Dephosphorising or desulfurising
    • 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
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
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    • C21C5/52—Manufacture of steel in electric furnaces
    • C21C5/54—Processes yielding slags of special composition
    • 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
    • C21C7/00—Treating molten ferrous alloys, e.g. steel, not covered by groups C21C1/00 - C21C5/00
    • C21C7/04—Removing impurities by adding a treating agent
    • C21C7/068—Decarburising
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • This application discloses a converter refining method.
  • Process (II) is being developed.
  • Process (I) has a high refining capacity, but requires two converters, so the equipment cost is high, and the heat dissipation loss increases, and the melting capacity of iron ore and scrap decreases. do.
  • the process (II) can shorten the entire blowing time, reduce the amount of flux required for dephosphorization, and reduce the heat loss during refining.
  • Patent Document 1 discloses a converter refining method in which a flux containing 60 to 99% of SiO 2 is divided into 2 parts of SiO and 1.0 to 4.0 kg is added per ton of molten steel produced before decarburization in the process (II). Has been done.
  • Patent Document 2 discloses a method of using desiliconized slag in the decarburization treatment after the dephosphorization treatment.
  • the prior art related to the process (II) has the following problems. That is, in the prior art, there is a risk that the slag in the converter becomes low in basicity during decarburization and slag overflows (sloping) from the converter in the initial stage of decarburization, making stable operation difficult. There is. Alternatively, the slag in the converter becomes highly basic during decarburization and slag, the flux input for decarburization is not sufficiently slag, and a sufficient amount of slag with high dephosphorization ability cannot be secured, resulting in decarburization. It may be difficult to stably reduce the P concentration in the molten steel after slag. Alternatively, the amount of slag in decarburization and smelting becomes large, and sloping may occur in the initial stage of decarburization and smelting.
  • the present inventor measured the molten slag at the time of intermediate slag with a "weighing instrument". As a result, it was found that the intermediate slag rate varied greatly from 50 to 95%, which was higher than the conventional assumption. That is, in the prior art, since the intermediate slag rate suddenly increased or decreased, the calculated basicity and the actual basicity deviated from each other, which caused the slag in the converter to have a lower basicity or a higher basicity during decarburization. It turned out to be one of the causes. Therefore, the present inventor has invented a method in which the intermediate slag rate is accurately specified at least once by a "weighing device or the like", and the operation is performed based on the accurately specified intermediate slag rate. Specifically, it is as follows.
  • the present application is one of the means for solving the above problems.
  • the first process in which hot metal is charged inside the converter, After the first step, the hot metal in the converter is dephosphorized while using the first flux, the second step. After the second step, at least a part of the slag in the converter is discharged to the outside of the converter, the third step. After the third step, a second flux is added to the converter and then decarburization is performed. With The second flux contains a CaO source and a SiO 2 source. The following equations (1) and (2) are satisfied. Disclose the converter refining method.
  • C2 CaO conversion amount (kg / ton-steel) in the first flux
  • C4 CaO conversion amount (kg / ton-steel) in the second flux
  • S2 SiO 2 conversion amount (kg / ton-steel) in the first flux
  • S4 SiO 2 conversion amount (kg / ton-steel) in the second flux
  • ⁇ 3 Intermediate slag rate (%) in the third step
  • the converter refining method of the present disclosure is After the fourth step, steel is ejected while leaving the slag produced in the fourth step in the converter, the fifth step, and After the fifth step, the slag in the converter is based on at least one of the estimated P 2 O 5 component amount of the slag in the converter and the P component target value of the steel in the next heat.
  • the converter refining method of the present disclosure it is easy to suppress sloping in the initial stage of decarburization and smelting. Further, according to the converter refining method of the present disclosure, P in molten steel after decarburization and blowing is likely to be stably reduced.
  • the hot metal 10 is charged into the converter 100, the first step (FIG. 1 (A)), the first step.
  • hot metal dephosphorization is performed on the hot metal 10 in the converter 100 while using the first flux 21.
  • the second step (FIG. 1 (B)), after the second step, the converter 100
  • a second flux 22 was added to the converter 100 after the third step (FIG. 1 (C)) in which at least a part of the slag 31 inside was discharged to the outside of the converter 100 and the third step.
  • a fourth step (FIGS. 1 (D) and (E)), in which decarburization is performed, is provided.
  • the second flux 22 includes a CaO source and a SiO 2 source. Further, in the converter refining method of the present disclosure, the following equations (1) and (2) are satisfied.
  • the hot metal 10 is charged inside the converter 100.
  • the conditions in the first step are not particularly limited.
  • the converter 100 may be the same as the conventional one.
  • the converter 100 may be any of a top blown converter, a bottom blown converter and an upper bottom blown converter.
  • the top-blown converter since there is no stirring from the bottom, it is difficult to reduce the iron oxide produced by the top-blown oxygen oxidizing iron, and the amount of slag tends to increase excessively.
  • slag containing a large amount of iron oxide tends to slag CaO.
  • the iron oxide concentration does not become so high, and the slagging of CaO tends to be difficult to proceed as compared with the case of the top-blown converter.
  • the converter 100 may be one of a bottom blown converter and an upper bottom blown converter, and is an upper bottom blown converter. May be good.
  • FIGS. 1 (A) to 1 (F) show an upper bottom blown converter as an example of the converter 100.
  • the top-bottom blown converter 100 may be provided with a plurality of flow paths 101 for supplying bottom-blown gas into the furnace at the bottom thereof.
  • the upper bottom blown converter 100 may be provided with a steel ejection port 102 for ejecting molten steel 12 on its side portion.
  • the hot metal 10 charged inside the converter 100 for example, any general blast furnace hot metal can be adopted.
  • the hot metal 10 contains P and C as impurities and may also contain Si.
  • the desiliconization reaction of Si in the hot metal 10 proceeds by oxidative refining with oxygen gas, and then the dephosphorization reaction proceeds.
  • desiliconization of the hot metal may be performed after the first step and before the hot metal dephosphorization in the second step.
  • the desiliconized slag in the converter 100 may be discharged, or dephosphorization may be performed while leaving the desiliconized slag in the converter 100. In the latter case, the desiliconized slag may be used as the first flux 21.
  • the hot metal 10 may be a mixture of molten iron 10a (for example, blast furnace hot metal) and an additive material such as scrap 10b.
  • the method of charging the hot metal 10 into the converter 100 is not particularly limited, and examples thereof include a method of pouring the hot metal 10 into the converter 100 using a known container such as a hot metal pot.
  • Second Step As shown in FIG. 1 (B), in the second step, after the first step, hot metal dephosphorization is performed using the first flux 21.
  • the conditions for dephosphorization in the second step are not particularly limited.
  • the first flux 21 may be charged into the converter 100 before the dephosphorization in the second step, or is derived from hot metal such as desiliconized slag produced by the desiliconization reaction as described above.
  • the components may be used, or the decarburized slag 32 after decarburization refining in the preheat may be left in the converter 100 and used as a flux.
  • the composition and amount of the first flux 21 are not particularly limited as long as they can achieve the desired dephosphorization.
  • the first flux 21 may contain a CaO source. Examples of the CaO source include quicklime, limestone, dolomite, preheated decarburized slag 32, and the like. Further, the first flux 21 may contain a SiO 2 source.
  • Examples of the SiO 2 source include desiliconized slag, preheated decarburized slag 32, silica stone, and olivine.
  • the basicity CaO / SiO 2 of the first flux 21 may be 0.9 or more, or 1.4 or less. Further, the amount of the first flux 21 may be 5 kg / ton-steel or more, or 25 kg / ton-steel or less in terms of CaO. Further, the amount of the first flux 21 may be 0 kg / ton-steel or more, or 5 kg / ton-steel or less in terms of SiO 2 . In the present application, "kg / ton-steel" is the mass per ton of molten steel finally obtained.
  • the oxidative refining may proceed while stirring the hot metal 10. Then, the agitation of the hot metal 10 during refining may be enhanced by continuously or intermittently blowing the bottom blowing gas from the bottom of the converter 100.
  • the dephosphorized hot metal 11 is obtained.
  • the P concentration in the dephosphorized hot metal 11 is not particularly limited.
  • the dephosphorized hot metal 11 may contain P in an amount of 0.02% by mass or more or 0.03% by mass or more, or may contain 0.08% by mass or less or 0.06% by mass or less.
  • the third step at least a part of the slag 31 in the converter 100 is discharged to the outside of the converter 100 after the second step.
  • the slag 31 may be discharged to the outside of the system by tilting the converter 100.
  • the slag 31 may be formed by continuously blowing the bottom blowing gas from the bottom of the converter 100. This makes it easier to remove the slag 31.
  • the slag 31 slag 31 slag rate (intermediate slag 31) in the third step is not particularly limited, and may be, for example, 40% or more and 70% or less.
  • the composition and the amount of slag 31 produced can be arbitrarily changed depending on the dephosphorization conditions in the second step.
  • a second flux 22 is added to the converter 100 and then decarburization is performed.
  • the fourth step is characterized in that the second flux 22 contains a CaO source and a SiO 2 source, and that the above formulas (1) and (2) are satisfied.
  • Other decarburization conditions are not particularly limited.
  • the second flux 22 is charged into the converter 100 before decarburization in the fourth step.
  • a part of the slag 31 remaining in the converter 100 without being discharged in the third step can also be used as the flux 22x.
  • the composition and amount of the second flux 22 are not particularly limited as long as the above formulas (1) and (2) are satisfied.
  • the second flux 22 contains a CaO source and a SiO 2 source.
  • the CaO source and the SiO 2 source may be added into the converter 100 at the same time, or may be added separately. Specific examples of the CaO source and the SiO 2 source are as described above. Further, the basicity CaO / SiO 2 of the second flux 22 may be 3.2 or more, or 4.2 or less.
  • the amount of the second flux 22 may be 8 kg / ton-steel or more or 25 kg / ton-steel or less in terms of CaO. May be good. Further, the amount of the second flux 22 may be more than 0 kg / ton-steel or 8 kg / ton-steel or less in terms of SiO 2 .
  • the charging CaO / SiO defined by [C2 ⁇ (100- ⁇ 3) / 100 + C4] / [S2 ⁇ (100- ⁇ 3) / 100 + S4] It is important that 2 is 3.0 or more and 4.5 or less.
  • the charged CaO / SiO 2 may be 3.2 or more, 3.4 or more, 3.6 or more, 3.8 or more, 4.0 or more, 4.2 or more, or 4.4 or more. According to the findings of the present inventor, if the charged CaO / SiO 2 is too small, CaO is insufficient and dephosphorization is difficult to proceed, and it is difficult to reduce the P concentration in the finally obtained molten steel 12.
  • the charged CaO defined by C2 ⁇ (100- ⁇ 3) / 100 + C4 is 30.0 kg / ton-steel or less as described in the above formula (2). ..
  • the charged CaO may be 25.0 kg / ton-steel or less, 22.0 kg / ton-steel or less, 19.0 kg / ton-steel or less, or 16.0 kg / ton-steel or less.
  • the lower limit of the charged CaO is not particularly limited, and naturally exceeds 0 kg / ton-steel due to the relationship of the above formula (1).
  • the lower limit of the charged CaO may be, for example, 2 kg / ton-steel or more, 4 kg / ton-steel or more, 6 kg / ton-steel or more, 8 kg / ton-steel or more, or 10 kg / ton-steel or more. According to the knowledge of the present inventor, if the amount of slag in the decarburization smelting is too large, sloping may occur in the initial stage of the decarburization smelting.
  • the charging SiO 2 defined by S2 ⁇ (100- ⁇ 3) / 100 + S4 is not particularly limited as long as the above formulas (1) and (2) are satisfied.
  • the range that the charged SiO 2 can take is naturally specified from the above formulas (1) and (2).
  • C2 is the CaO conversion amount (kg / ton-steel) in the first flux 21, and C4 is the CaO conversion amount (kg / ton-steel) in the second flux 22.
  • S2 is the SiO 2 conversion amount (kg / ton-steel) in the first flux 21, and S4 is the SiO 2 conversion amount (kg / ton-steel) in the second flux 22. That is, Ca contained in each flux is converted into CaO, Si is converted into SiO 2 , and the amount thereof is specified.
  • the CaO conversion amount and the SiO 2 conversion amount of each flux can be obtained from the composition of the flux before being charged into the converter and the amount of the charged flux.
  • the CaO conversion amount or the SiO 2 conversion amount may be specified based on the components contained in the slag after slag. As described above, when desiliconized slag is used as the first flux 21, it is considered that 100% of the silicon contained in the hot metal before desiliconization is changed to SiO 2 , and SiO 2 in the first flux 21 is used. The conversion amount may be specified.
  • ⁇ 3 is an intermediate slag rate (%) in the third step.
  • the intermediate discharge rate is determined from the amount of flux added to the converter 100 or the amount of flux existing in the converter 100 and the amount of slag (excluding bare metal) discharged from the converter 100. Can be identified.
  • the intermediate slag rate may be empirically estimated from past operations or the like, or may be obtained from online or offline measured values during operations. In particular, it is desirable to measure the intermediate slag rate at least once with a weighing device or the like. By actually measuring the intermediate slag rate at least once, even if the use of the weighing instrument is interrupted due to a failure or trouble of the weighing instrument, etc., the past measured values are used and the operating conditions, etc.
  • the intermediate slag rate can be estimated empirically and accurately.
  • a weighing method other than the method using a weighing device as disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2018-119195, a method of obtaining a slag rate based on the volume of discharged slag and the like can be mentioned.
  • the step of specifying the intermediate waste rate ⁇ 3 in the third step, the specified intermediate waste rate ⁇ 3, and the CaO conversion amount and the SiO 2 conversion amount in the first flux are used.
  • the step of determining the additional amount of the second flux, the CaO conversion amount of the second flux and / or the SiO 2 conversion amount of the second flux so that the above formulas (1) and (2) are satisfied based on the above. It may be provided.
  • a step of specifying the amount of slag 31 discharged in the third step, based on the specified amount of slag, of the above formulas (1) and (2) is satisfied based on the step of specifying the intermediate discharge rate ⁇ 3, the specified intermediate discharge rate ⁇ 3, and the CaO conversion amount and the SiO 2 conversion amount in the first flux.
  • the amount of slag discharged and the intermediate slag rate can be accurately specified.
  • the weight of the bullion contained in the slag may be empirically estimated from past operations or the like, or may be measured online or offline at the time of operation.
  • the molten steel 12 in the converter 100 may be taken out of the converter 100 after the fourth step.
  • the converter 100 may be tilted to allow the molten steel 12 to flow out from the steel outlet 102 on the side of the converter 100.
  • the slag 32 produced in the fourth step is left in the converter 100 while the steel is discharged. It may be provided with a fifth step to be performed. Then, after the fifth step, the slag 32 in the converter 100 is based on at least one of the estimated P 2 O 5 component amount of the slag 32 in the converter 100 and the P component target value of the steel of the next heat. Either a treatment of leaving the entire amount of the slag in the converter 100 or a treatment of leaving a part of the slag 32 in the converter 100 in the converter 100 and discharging the others is selected and executed. A sixth step may be provided.
  • the first step of the next heat may be performed with the slag 32 remaining in the converter 100.
  • the slag 32 can be reused as the flux of the next heat by performing the first step of the next heat while leaving the slag 32 after decarburization remaining in the converter 100.
  • Example 1 1.1 First step The molten iron and scrap were charged to 300 tons in a 300 ton top-bottom blown converter in which the decarburized slag of the previous heat remained.
  • Table 1 shows the temperature and composition of the hot metal in the furnace in the first step.
  • Table 2 shows the residual amount of decarburized slag in the preheat.
  • the first flux used for dephosphorization is a combination of the flux containing CaO newly introduced into the furnace, the decarburized slag of the preheat, and the desiliconized slag generated by desiliconization. Equivalent to.
  • Table 1 below shows the hot metal temperature, hot metal composition, and slag composition at the time when the second step is completed.
  • Table 2 shows the amount of CaO newly added for the second step, the basicity of the first flux used in the second step, and the amount of slag generated in the second step.
  • Table 3 shows the CaO conversion amount and the SiO 2 conversion amount in the first flux.
  • the slag in the furnace was discharged intermediately by tilting the converter.
  • the amount of intermediate slag was measured with a weighing device.
  • the intermediate slag rate was specified from the measured intermediate slag amount. Specifically, the intermediate slag rate in the third step is obtained by dividing the weighing value measured by the weighing device corrected for the amount of the bullion by the amount of slag obtained in advance from the charge in the second step. Asked.
  • Tables 1 and 3 below show the intermediate slag rate in the third step.
  • the second flux was put into the furnace and decarburization was carried out.
  • the input amounts of the CaO source and the silica source were adjusted according to the intermediate slag rate so that the charged CaO / SiO 2 shown in (1) below had a predetermined value.
  • the amount of CaO source input was adjusted according to the intermediate slag rate so that the charged CaO shown in (2) below had a predetermined value.
  • Table 1 below shows the molten steel temperature, molten steel composition and slag composition at the time when the fourth step is completed.
  • Table 2 below shows the amount of CaO newly added for the fourth step, the amount of SiO 2 , and the amount of slag generated in the fourth step.
  • Table 3 shows the CaO conversion amount and the SiO 2 conversion amount in the second flux, the value of the charged CaO / SiO 2 calculated from the following formula (I), and the charge calculated from the following formula (II) are shown. The value of the input CaO is shown.
  • C2 CaO conversion amount in the first flux (kg / ton-steel)
  • C4 CaO conversion amount in the second flux (kg / ton-steel)
  • Table 4 shows the actual charging CaO / SiO 2 according to the formula (I), the charging CaO according to the formula (II), and the decarburized slag for each of Examples 1 to 6 and Comparative Examples 1 to 5.
  • Basicity, amount of CaO not slag during decarburization (specified from the difference between charged CaO / SiO 2 and actual basicity of decarburized slag), presence or absence of sloping at the initial stage of decarburization, and finally The P concentration in the obtained molten steel, the total amount of slag discharged to the outside of the system through a series of steps (total amount of slag discharged outside the system), and the amount of new CaO (newly input in the second and fourth steps).
  • the total amount of CaO obtained is shown.
  • the “total amount of slag discharged outside the system” is the weight of the slag discharged to the outside of the furnace due to the intermediate slag in the third process and the amount of slag in the furnace after the completion of the fourth process so as to be the amount shown in Table 2 above. It was the integrated value with the weight of the slag discharged to the outside of the furnace when it was adjusted to.
  • Example 1 From the conditions shown in Tables 1 to 3 and the results shown in Table 4, the following can be seen. (1) As is clear from the results of Example 1 and Comparative Example 1, even if the total amount of slag discharged from the system is about the same, Comparative Example 1 in which the charged CaO / SiO 2 is high and the amount of unstained CaO is large. Compared with the above, in Example 1 in which the charged CaO / SiO 2 was lowered and the SiO 2 source was appropriately added, the P concentration in the molten steel could be lowered.
  • Example 2 As is clear from the results of Example 2 and Comparative Example 2, in Comparative Example 2 in which the charged CaO / SiO 2 was less than 3.0 due to the excessive addition of the SiO 2 source, P in the molten steel The concentration could not be reduced. On the other hand, in Example 2, although the addition of the SiO 2 source was larger than in Example 1, the charged CaO / SiO 2 was about 3.8, which was 3.0 or more, so that the P concentration in the molten steel could be lowered. did it. (3) As is clear from the results of Comparative Example 2, when the charged CaO / SiO 2 is less than 3.0, the slag during decarburization becomes excessively low in basicity, and a large amount of highly viscous and easily foaming slag occurs.
  • Comparative Example 3 which greatly exceeds, the slag could not be sufficiently produced due to the large amount of CaO slag, and the P concentration in the molten steel could not be reduced. Further, in Comparative Example 4, although the SiO 2 source was added, the amount added was not sufficient and the charged CaO / SiO 2 still exceeded 4.5, so that the P concentration in the molten steel could not be sufficiently reduced. rice field. (6) As is clear from the results of Comparative Example 5, when the charged CaO exceeds 30.0 kg / t-steel, the P concentration in the molten steel does not decrease and sloping occurs at the initial stage of decarburization and blowing. Occurred.
  • Example 5 in which the charged CaO was 30.0 kg / t-steel or less, dephosphorization could be satisfactorily carried out without sloping. (7) From the comparison between Examples 1 to 5 and Example 6, it can be seen that the same effect is obtained regardless of whether the decarburized slag of the preheat is used as the first flux or not.
  • the converter refining methods according to Examples 1 to 6 can easily suppress sloping in the initial stage of decarburization and smelting, and can stably reduce P in molten steel after decarburization and smelting. Do you get it.
  • Hot metal 11 Dephosphorized hot metal 12 Molten steel 21 1st flux 22 2nd flux 31 Slag 32 Slag 100 converter

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Abstract

脱炭吹錬初期におけるスロッピングを抑制でき、脱炭吹錬後の溶鋼中のＰを安定的に低下させることができる、転炉精錬方法を開示する。本開示の転炉精錬方法は、転炉の内部に溶銑を装入する、第１工程、前記第１工程の後で、前記転炉内の前記溶銑に対して、第１フラックスを用いつつ溶銑脱りんを行う、第２工程、前記第２工程の後で、前記転炉内のスラグの少なくとも一部を前記転炉外に排滓する、第３工程、前記第３工程の後で、前記転炉内に第２フラックスを追加したうえで脱炭を行う、第４工程、を備え、前記第２フラックスがＣａＯ源とＳｉＯ２源とを含み、所定の式で定義される装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が３．０以上４．５以下であり、所定の式で定義される装入ＣａＯが３０．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下である。

Description

転炉精錬方法
　本願は転炉精錬方法を開示する。
　転炉を用いて溶銑を精錬するプロセスとして、第１の転炉で溶銑脱りんを行い、その後第１の転炉から出湯した溶銑を第２の転炉に装入し、第２の転炉で脱炭を行うプロセス（Ｉ）と、１基の転炉で脱りんを行った後に、脱りんによって生成したスラグを排滓（中間排滓）したうえで、同一の転炉で引き続き脱炭を行うプロセス（II）とが開発されている。プロセス（Ｉ）は、精錬能力が高い一方で、２基の転炉を必要とするために、設備費が高く、さらには、放散熱ロスが増大して、鉄鋼石やスクラップの溶解能力が低下する。プロセス（II）は、プロセス（Ｉ）に比べ、全体の吹錬時間を短縮でき、脱りんに必要なフラックス量を低減でき、精錬時の熱ロスを低減できる。しかしながら、プロセス（II）では、中間排滓量を安定的に制御することが難しく、例えば、精錬完了後の溶鋼中のＰ濃度を極端に低減することが困難となる場合がある。
　特許文献１には、プロセス（II）の脱炭前にＳｉＯ２を６０～９９％含むフラックスをＳｉＯ２分にして生成溶鋼１トン当たり１．０～４．０ｋｇ添加する転炉精錬方法が開示されている。特許文献２には、脱りん処理後の脱炭処理において、脱珪スラグを使用する方法が開示されている。
特許第３１９４２１２号公報 特許第６２２３２４９号公報
　本発明者が新たに見出したところによれば、プロセス（II）に係る従来技術には以下の課題がある。すなわち、従来技術においては、脱炭吹錬時に転炉内のスラグが低塩基度化して、脱炭吹錬初期において転炉内からスラグが溢れ（スロッピング）、安定的な操業が難しくなる虞がある。或いは、脱炭吹錬時に転炉内のスラグが高塩基度化し、脱炭のために投入したフラックスが十分に滓化せず、脱りん能の高いスラグ量を十分に確保できなくなり、脱炭吹錬後の溶鋼中のＰ濃度を安定的に低下させることが困難となる虞がある。或いは、脱炭吹錬におけるスラグ量が多量となり、脱炭吹錬初期においてスロッピングが生じる虞がある。
　本発明者は、中間排滓時の溶融スラグを「秤量器」により実測する事を行った。結果、中間排滓率は、従来の想定以上に、５０～９５％と大きくバラついている事がわかった。すなわち、従来技術においては、中間排滓率が急増減したため、計算塩基度と実塩基度の乖離が起こり、これが脱炭吹錬時における転炉内スラグの低塩基度化や高塩基度化の原因の一つとなっていることが判明した。そこで、本発明者は中間排滓率について「秤量器等」により少なくとも一度は正確に特定し、正確に特定された中間排滓率に基づいて、操業を行う方法を発明した。具体的には以下の通りである。
　本願は上記課題を解決するための手段の一つとして、
　転炉の内部に溶銑を装入する、第１工程、
　前記第１工程の後で、前記転炉内の前記溶銑に対して、第１フラックスを用いつつ溶銑脱りんを行う、第２工程、
　前記第２工程の後で、前記転炉内のスラグの少なくとも一部を前記転炉外に排滓する、第３工程、
　前記第３工程の後で、前記転炉内に第２フラックスを追加したうえで脱炭を行う、第４工程、
　を備え、
　前記第２フラックスがＣａＯ源とＳｉＯ２源とを含み、
　下記式（１）及び（２）が満たされる、
　転炉精錬方法
を開示する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
 　Ｃ２：前記第１フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｃ４：前記第２フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ２：前記第１フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ４：前記第２フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　α３：前記第３工程における中間排滓率（％）
　本開示の転炉精錬方法は、
　前記第４工程の後で、前記第４工程で生成したスラグを前記転炉内に残したまま出鋼を行う、第５工程、及び、
　前記第５工程の後で、前記転炉内の前記スラグの推定Ｐ２Ｏ５成分量と、次ヒートの鋼のＰ成分目標値との少なくとも一方に基づいて、前記転炉内の前記スラグの全量を前記転炉内に残留させる処置、又は、前記転炉内の前記スラグの一部を前記転炉内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第６工程、
　を備えてもよく、
　前記第６工程の後で、前記転炉内に前記スラグを残留させたまま、次ヒートの第１工程を行ってもよい。
　本開示の転炉精錬方法によれば、脱炭吹錬初期におけるスロッピングを抑制し易い。また、本開示の転炉精錬方法によれば、脱炭吹錬後の溶鋼中のＰを安定的に低下させ易い。
転炉精錬方法の流れの一例を説明するための概略図である。
　図１（Ａ）～（Ｆ）に示されるように、本開示の転炉精錬方法は、転炉１００の内部に溶銑１０を装入する、第１工程（図１（Ａ））、第１工程の後で、転炉１００内の溶銑１０に対して、第１フラックス２１を用いつつ溶銑脱りんを行う、第２工程（図１（Ｂ））、第２工程の後で、転炉１００内のスラグ３１の少なくとも一部を転炉１００外に排滓する、第３工程（図１（Ｃ））、及び、第３工程の後で、転炉１００内に第２フラックス２２を追加したうえで脱炭を行う、第４工程（図１（Ｄ）及び（Ｅ））、を備える。ここで、本開示の転炉精錬方法においては、第２フラックス２２がＣａＯ源とＳｉＯ２源とを含む。また、本開示の転炉精錬方法においては、下記式（１）及び（２）が満たされる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
 　Ｃ２：第１フラックス２１におけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｃ４：第２フラックス２２におけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ２：第１フラックス２１におけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ４：第２フラックス２２におけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　α３：第３工程における中間排滓率（％）
１．第１工程
　図１（Ａ）に示されるように、第１工程においては、転炉１００の内部に溶銑１０を装入する。第１工程における条件は特に限定されるものではない。
　転炉１００としては従来と同様のものを用いればよい。本開示の転炉精錬方法において、転炉１００は、上吹き転炉、底吹き転炉及び上底吹き転炉のいずれであってもよい。上吹き転炉においては、底からの撹拌がないため、上吹き酸素が鉄を酸化してできる酸化鉄が還元され難く、スラグ量が過剰に増える傾向にある。また、酸化鉄が多いスラグはＣａＯを滓化し易い。一方、上底吹き転炉や底吹き転炉においては、酸化鉄濃度がそれほど高くはならず、上吹き転炉における場合と比較して、ＣａＯの滓化が進み難い傾向にある。この点、本開示の技術によって一層高い効果が得られる観点から、転炉１００は、底吹き転炉及び上底吹き転炉のうちの一方であってもよく、上底吹き転炉であってもよい。図１（Ａ）～（Ｆ）に、転炉１００の一例として、上底吹き転炉を示す。上底吹き転炉１００は、その底部に、底吹きガスを炉内に供給するための流路１０１を複数備えていてよい。また、上底吹き転炉１００は、その側部に、溶鋼１２を出鋼するための出鋼口１０２を備えていてよい。
　転炉１００の内部に装入される溶銑１０としては、例えば、一般的な高炉溶銑をいずれも採用できる。溶銑１０は、不純物としてＰ、Ｃを含有するほか、Ｓｉを含有していてもよい。溶銑１０がＳｉを含有する場合、酸素ガスによる酸化精錬によって溶銑１０中のＳｉの脱珪反応が進行し、次いで脱りん反応が進行することとなる。言い換えれば、第１工程の後、第２工程における溶銑脱りんの前に、溶銑の脱珪が行われてもよい。尚、脱珪後、転炉１００内の脱珪スラグを排滓してもよいし、転炉１００内に脱珪スラグを残したまま、脱りんを行ってもよい。後者の場合、脱珪スラグを第１フラックス２１として利用してもよい。図１（Ａ）に示されるように、溶銑１０は、溶鉄１０ａ（例えば高炉溶銑）と、スクラップ１０ｂ等の添加材料との混合物であってもよい。
　溶銑１０を転炉１００に装入する方法も特に限定されるものではなく、例えば、溶銑鍋等の公知の容器を用いて転炉１００内に流し込む方法が挙げられる。
２．第２工程
　図１（Ｂ）に示されるように、第２工程においては、第１工程の後で、第１フラックス２１を用いつつ溶銑脱りんを行う。第２工程における脱りんの条件は特に限定されるものではない。
　第１フラックス２１は、第２工程における脱りんを行う前に転炉１００内に投入されたものであってもよいし、上記したような脱珪反応で生成した脱珪スラグ等の溶銑由来の成分を利用したものであってもよいし、前ヒートの脱炭精錬後の脱炭スラグ３２を転炉１００内に残置してフラックスとして利用したものであってもよい。第１フラックス２１の組成や量については特に限定されるものではなく、目的とする脱りんが可能な組成や量であればよい。例えば、第１フラックス２１はＣａＯ源を含んでいてもよい。ＣａＯ源としては、生石灰、石灰石、ドロマイト、前ヒートの脱炭スラグ３２等が挙げられる。また、第１フラックス２１はＳｉＯ２源を含んでいてもよい。ＳｉＯ２源としては、脱珪スラグ、前ヒートの脱炭スラグ３２、珪石、かんらん石等が挙げられる。第１フラックス２１の塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ２は０．９以上であってもよいし、１．４以下であってもよい。また、第１フラックス２１の量は、ＣａＯ換算で、５ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上であってもよいし、２５ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であってもよい。また、第１フラックス２１の量は、ＳｉＯ２換算で、０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上であってもよいし、５ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であってもよい。尚、本願において「ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ」とは、最終的に得られる溶鋼１トン当たりの質量である。
　図１（Ｂ）に示されるように、第２工程においては、例えば、上吹きランス２００から溶銑１０へと酸素を吹き込むことで、溶銑１０を撹拌させつつ酸化精錬を進行させてもよく、一方で、転炉１００の底部から底吹きガスを連続的又は断続的に吹き込むことで、精錬中の溶銑１０の撹拌を増強してもよい。
　第２工程における脱りんによって、溶銑１０に含まれるＰの一部が除去され、脱りん溶銑１１が得られる。脱りん溶銑１１におけるＰ濃度は特に限定されるものではない。例えば、脱りん溶銑１１はＰを０．０２質量％以上又は０．０３質量％以上含んでいてもよいし、０．０８質量％以下又は０．０６質量％以下含んでいてもよい。
３．第３工程
　図１（Ｃ）に示されるように、第３工程においては、第２工程の後で、転炉１００内のスラグ３１の少なくとも一部を転炉１００外に排滓する。例えば、図１（Ｃ）に示されるように、転炉１００を傾動させることでスラグ３１を系外に流出させればよい。また、第３工程において、転炉１００の底部から底吹きガスを継続的に吹き込むことで、スラグ３１をフォーミングさせてもよい。これによりスラグ３１の排滓がより容易となる。
　第３工程におけるスラグ３１の排滓率（中間排滓率）は特に限定されるものではなく、例えば、４０％以上７０％以下であってもよい。スラグ３１の組成や生成量は第２工程における脱りん条件に応じて任意に変化し得る。
４．第４工程
　図１（Ｄ）及び（Ｅ）に示されるように、第４工程においては、第３工程の後で、転炉１００内に第２フラックス２２を追加したうえで脱炭を行う。第４工程においては、第２フラックス２２がＣａＯ源及びＳｉＯ２源を含むこと、及び、上記式（１）及び（２）が満たされることに特徴がある。それ以外の脱炭条件については特に限定されるものではない。
　第２フラックス２２は、第４工程における脱炭を行う前に転炉１００内に投入される。第４工程においては、第２フラックス２２とともに、第３工程において排滓されずに転炉１００内に残ったスラグ３１の一部もフラックス２２ｘとして利用され得る。第２フラックス２２の組成や量については、上記式（１）及び（２）が満たされる限り特に限定されるものではない。第２フラックス２２は、ＣａＯ源及びＳｉＯ２源を含む。第４工程において、ＣａＯ源とＳｉＯ２源とは転炉１００内に同時に追加されてもよいし、別々に追加されてもよい。ＣａＯ源及びＳｉＯ２源の具体例については上述した通りである。また、第２フラックス２２の塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ２は３．２以上であってもよいし、４．２以下であってもよい。また、第４工程における脱りん量を一層増大させる観点から、第２フラックス２２の量は、ＣａＯ換算で、８ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上であってもよいし、２５ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であってもよい。また、第２フラックス２２の量は、ＳｉＯ２換算で、０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ超であってもよいし、８ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であってもよい。
　本開示の転炉精錬方法においては、上記式（１）の通り、［Ｃ２×（１００－α３）／１００＋Ｃ４］／［Ｓ２×（１００－α３）／１００＋Ｓ４］で定義される装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が３．０以上４．５以下であることが重要である。装入ＣａＯ／ＳｉＯ２は３．２以上、３．４以上、３．６以上、３．８以上、４．０以上、４．２以上又は４．４以上であってもよい。本発明者の知見によると、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が小さ過ぎると、ＣａＯが不足して脱りんが進行し難くなり、最終的に得られる溶鋼１２におけるＰ濃度を低減し難くなる。また、スラグが低塩基度化することに伴って、脱炭吹錬初期にスロッピングが生じる虞がある。一方、従来においては、脱りんを十分に進行させるためにフラックスとしてＣａＯ源を多量に添加するのが一般的であったが、本発明者の知見によると、ＣａＯ源を多量に添加したとしても、そのすべてが脱りんに寄与するわけではない。本発明者の知見によると、転炉精錬の操業時にフラックスとしてＣａＯ源が多量に添加されること等によって装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が４．５を超えた場合、ＣａＯに対するＳｉＯ２の量が不足し、脱炭時にスラグが過剰に高塩基度化する。脱炭吹錬時にスラグが過剰に高塩基度化した場合、転炉内に投入したフラックスが十分に滓化せず、脱りん能の高いスラグ量を十分に確保できなくなり、脱炭吹錬後の溶鋼１２中のＰ濃度を安定的に低下させることが困難となる虞がある。
　本開示の転炉精錬方法においては、上記式（２）の通り、Ｃ２×（１００－α３）／１００＋Ｃ４で定義される装入ＣａＯが３０．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であることが重要である。言い換えれば、脱炭吹錬におけるスラグ量がＣａＯ換算で一定以下である。装入ＣａＯは、２５．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下、２２．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下、１９．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下又は１６．０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以下であってもよい。装入ＣａＯの下限は特に限定されず、上記式（１）の関係から自ずと０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ超となる。装入ＣａＯの下限は、例えば、２ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上、４ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上、６ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上、８ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上又は１０ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ以上であってもよい。本発明者の知見によると、脱炭吹錬におけるスラグ量が多過ぎると脱炭吹錬初期においてスロッピングが生じる虞がある。
　本開示の転炉精錬方法において、Ｓ２×（１００－α３）／１００＋Ｓ４で定義される装入ＳｉＯ２は、上記式（１）及び（２）が満たされる限り、特に限定されるものではない。装入ＳｉＯ２の採り得る範囲は上記式（１）及び（２）から自ずと特定される。
　上記式（１）及び（２）において、Ｃ２は第１フラックス２１におけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）であり、Ｃ４は第２フラックス２２におけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）であり、Ｓ２は第１フラックス２１におけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）であり、Ｓ４は第２フラックス２２におけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）である。すなわち、各々のフラックスに含まれているＣａをＣａＯに換算し、ＳｉをＳｉＯ２に換算して、その量を特定する。尚、各々のフラックスにおけるＣａＯ換算量やＳｉＯ２換算量は、転炉に投入する前のフラックスの組成と投入したフラックスの量とから求めることができる。或いは、排滓後のスラグに含まれる成分等に基づいてＣａＯ換算量やＳｉＯ２換算量を特定してもよい。尚、上述したように、第１フラックス２１として脱珪スラグを利用する場合、脱珪前の溶銑に含まれるケイ素の１００％がＳｉＯ２に変化したものとみなして、第１フラックス２１におけるＳｉＯ２換算量を特定してもよい。
　上記式（１）及び（２）において、α３は第３工程における中間排滓率（％）である。中間排滓率は、転炉１００内に追加したフラックスの量或いは転炉１００内に存在していたフラックスの量と、転炉１００から排滓されたスラグ（地金を除く）の量とから特定することができる。中間排滓率は、過去の操業等から経験的に推定されたものであってもよいし、操業時のオンライン又はオフラインでの測定値から求められたものであってもよい。特に、中間排滓率は、秤量器等により少なくとも一度は実測することが望ましい。中間排滓率を少なくとも一度実測しておくことで、その後、秤量器等の故障やトラブルにより、秤量器等の使用を中断する場合であっても、過去の実測値を用い、操業条件等から経験的に精度よく中間排滓率を推定することができる。尚、秤量器を使用する方法以外の秤量方法としては、特開２０１８－１１９１９５号公報に開示されているように、排出スラグの体積に基づいて排滓率を求める方法などが挙げられる。
　このように、第３工程における中間排滓率α３を特定することで、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２を目的の範囲内に精度よく制御することができる。すなわち、本開示の転炉精錬方法は、第３工程における中間排滓率α３を特定する工程、及び、特定された中間排滓率α３と、第１フラックスにおけるＣａＯ換算量及びＳｉＯ２換算量とに基づいて、上記式（１）及び（２）が満たされるように、第２フラックスの追加量、第２フラックスのＣａＯ換算量及び／又は第２フラックスのＳｉＯ２換算量を決定する工程、を備えるものであってもよい。より具体的には、例えば、第３工程の後で、第３工程におけるスラグ３１の排滓量を特定する工程、特定された排滓量に基づいて、上記式（１）及び（２）の中間排滓率α３を特定する工程、特定された中間排滓率α３と、第１フラックスにおけるＣａＯ換算量及びＳｉＯ２換算量とに基づいて、上記式（１）及び（２）が満たされるように、第２フラックスの追加量、第２フラックスのＣａＯ換算量及び／又は第２フラックスのＳｉＯ２換算量を決定する工程、を備えるものであってもよい。例えば、排滓されたスラグの重量を測定し、ここからスラグに含まれる地金の重量を除くことで、スラグの排滓量及び中間排滓率を精度よく特定することができる。スラグに含まれる地金の重量は、過去の操業等から経験的に推定されたものであってもよいし、操業時にオンライン又はオフラインで実測されたものであってもよい。
　以上の通り、本開示の転炉精錬方法によれば、式（１）及び（２）が満たされることで、脱炭吹錬初期のスロッピングを防止することができる。また、脱炭時、脱りんに最低限必要なスラグ量を確保した効果的な脱りんを行うことができる。そのため、最終的に得られる溶鋼１２のＰ濃度を低減することができる。
５．補足
　本開示の転炉精錬方法においては、図１（Ｆ）に示されるように、第４工程の後で、転炉１００内の溶鋼１２を転炉１００外に出鋼してもよい。例えば、転炉１００を傾動させて、転炉１００の側部の出鋼口１０２から溶鋼１２を流出させてもよい。
　また、本開示の転炉精錬方法においては、図１（Ｆ）に示されるように、第４工程の後で、第４工程で生成したスラグ３２を転炉１００内に残したまま出鋼を行う、第５工程を備えていてよい。そして、第５工程の後で、転炉１００内のスラグ３２の推定Ｐ２Ｏ５成分量と、次ヒートの鋼のＰ成分目標値との少なくとも一方に基づいて、転炉１００内のスラグ３２の全量を転炉１００内に残留させる処置、又は、転炉１００内のスラグ３２の一部を転炉１００内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第６工程を備えていてよい。この場合、第６工程の後で、転炉１００内にスラグ３２を残留させたまま、次ヒートの第１工程を行ってもよい。このように、脱炭後のスラグ３２を転炉１００内に残留させたまま、次ヒートの第１工程を行うことで、スラグ３２を次ヒートのフラックスとして再利用することができる。
　以下、実施例を示しつつ本開示の技術による効果等について、より詳細に説明するが、本開示の技術は以下の実施例に限定されるものではない。
１．実施例１
１．１　第１工程
　前ヒートの脱炭スラグが残留している３００ｔの上底吹き転炉内に、溶鉄及びスクラップを３００ｔになるよう装入した。
　下記表１に、第１工程における炉内の溶銑の温度及び組成を示す。また、下記表２に、前ヒートの脱炭スラグ残留量を示す。
１．２　第２工程
　第１工程の後で、ＣａＯを含むフラックスを新たに炉内に投入し、脱りん吹錬を実施した。尚、脱りん吹錬に用いられる第１フラックスは、新たに炉内に投入されたＣａＯを含むフラックスと、前ヒートの脱炭スラグと、脱珪によって生じた脱珪スラグとを合わせたものに相当する。
　下記表１に、第２工程が終了した時点における溶銑温度、溶銑組成及びスラグ組成を示す。また、下記表２に、第２工程のために新たに投入したＣａＯの量、第２工程で用いた第１フラックスの塩基度、及び、第２工程で生成したスラグ量を示す。さらに、下記表３に、第１フラックスにおけるＣａＯ換算量及びＳｉＯ２換算量を示す。
１．３　第３工程
　第２工程の後で、転炉を傾動することで炉内のスラグの中間排滓を行った。このとき、中間排滓量を秤量器により測定した。測定した中間排滓量から中間排滓率を特定した。具体的には、地金分を補正した秤量器により計測した秤量値を、第２工程における装入物から事前に求めておいたスラグ量で除すことによって、第３工程における中間排滓率を求めた。
　下記表１及び３に、第３工程における中間排滓率を示す。
１．４　第４工程
　第３工程の後で、炉内に第２フラックスを投入して脱炭吹錬を実施した。ここで、下記（１）で示される装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が所定の値となるように、中間排滓率に応じてＣａＯ源及びシリカ源の投入量を調整した。また、下記（２）で示される装入ＣａＯが所定の値となるように、中間排滓率に応じてＣａＯ源の投入量を調整した。
　下記表１に、第４工程が終了した時点における溶鋼温度、溶鋼組成及びスラグ組成を示す。また、下記表２に、第４工程のために新たに投入したＣａＯの量、ＳｉＯ２の量、及び、第４工程で生成したスラグ量を示す。さらに、下記表３に、第２フラックスにおけるＣａＯ換算量及びＳｉＯ２換算量、下記式（Ｉ）から算出された装入ＣａＯ／ＳｉＯ２の値、並びに、下記式（II）から算出された装入ＣａＯの値を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
 　Ｃ２：第１フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｃ４：第２フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ２：第１フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　Ｓ４：第２フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
　α３：第３工程における中間排滓率（％）
２．実施例２～６、比較例１～５
　表１～３に示される条件にて第１工程～第４工程を行った。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
３．評価結果
　下記表４に、実施例１～６、比較例１～５の各々について、式（Ｉ）に係る装入ＣａＯ／ＳｉＯ２、式（II）に係る装入ＣａＯ、脱炭スラグの実際の塩基度、脱炭中に滓化しなかったＣａＯの量（装入ＣａＯ／ＳｉＯ２と脱炭スラグの実際の塩基度との差分から特定）、脱炭初期のスロッピングの有無、最終的に得られる溶鋼中のＰ濃度、一連の工程を経ることで系外に排出された総スラグ量（系外排出総スラグ量）、及び、新規ＣａＯ量（第２工程及び第４工程において新規に投入したＣａＯ量の合計）を各々示す。尚、「系外排出総スラグ量」は、第３工程での中間排滓により炉外へ排滓したスラグの重量と、第４工程終了後に炉内スラグ量を上記表２の量になるように調整した際に炉外へ排滓されたスラグの重量との積算値とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　表１～３に示される条件と、表４に示される結果とから、以下のことが分かる。
（１）実施例１及び比較例１の結果から明らかなように、系外排出総スラグ量が同程度であったとしても、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が高く未滓化ＣａＯが多い比較例１に比べて、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２を下げてＳｉＯ２源を適切に添加した実施例１の方が、溶鋼中のＰ濃度を低下させることができた。
（２）実施例２及び比較例２の結果から明らかなように、ＳｉＯ２源が過剰に添加されて装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が３．０未満となった比較例２では、溶鋼中のＰ濃度を低下させることができなかった。一方、実施例２では実施例１に比べＳｉＯ２源の添加は多かったものの、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が３．８程度と３．０以上であったため、溶鋼中のＰ濃度を下げることができた。
（３）比較例２の結果から明らかなように、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が３．０未満となると、脱炭時のスラグが過剰に低塩基度化し、粘性が高く泡立ち易いスラグが多量に生成し、脱炭吹錬初期において転炉内からスラグが溢れるスロッピングが生じた。
（４）実施例３及び４の結果から明らかなように、装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が４．５近傍で脱炭吹錬を実施した場合、溶鋼中のＰ濃度を十分に低下させることができた。特に、スラグ量が多くなるようにＣａＯ源及びＳｉＯ２源を添加した実施例４の方が、溶鋼中のＰ濃度を低下させることができ、極低りん鋼の溶製が可能であった。
（５）実施例３及び４並びに比較例３及び４の結果から明らかなように、実施例３及び４と同程度の中間排滓率であったものの装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が４．５を大きく超える比較例３では、ＣａＯの未滓化分が多いこともあり、スラグが十分に生成できず、溶鋼中のＰ濃度を低下させることができなかった。また、比較例４は、ＳｉＯ２源を添加したものの添加量が十分でなく装入ＣａＯ／ＳｉＯ２が依然として４．５を超えているため、溶鋼中のＰ濃度を十分に下げることができなかった。
（６）比較例５の結果から明らかなように、装入ＣａＯが３０．０ｋｇ／ｔ－ｓｔｅｅｌを超えると、溶鋼中のＰ濃度が下がらないことに加え、脱炭吹錬初期にスロッピングが発生した。一方で、装入ＣａＯが３０．０ｋｇ／ｔ－ｓｔｅｅｌ以下である実施例５では、スロッピングすることなく脱りんを良好に実施できた。
（７）実施例１～５と実施例６との比較から、第１フラックスとして前ヒートの脱炭スラグを用いた場合でも、用いない場合でも、同様の効果が奏されることが分かる。
　以上の通り、実施例１～６に係る転炉精錬方法は、脱炭吹錬初期におけるスロッピングを抑制し易く、脱炭吹錬後の溶鋼中のＰを安定的に低下させることができることが分かった。
１０　溶銑
１１　脱りん溶銑
１２　溶鋼
２１　第１フラックス
２２　第２フラックス
３１　スラグ
３２　スラグ
１００　転炉

Claims (2)

  1. 　転炉の内部に溶銑を装入する、第１工程、
    　前記第１工程の後で、前記転炉内の前記溶銑に対して、第１フラックスを用いつつ溶銑脱りんを行う、第２工程、
    　前記第２工程の後で、前記転炉内のスラグの少なくとも一部を前記転炉外に排滓する、第３工程、
    　前記第３工程の後で、前記転炉内に第２フラックスを追加したうえで脱炭を行う、第４工程、
    　を備え、
    　前記第２フラックスがＣａＯ源とＳｉＯ２源とを含み、
    　下記式（１）及び（２）が満たされる、
    　転炉精錬方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
     　Ｃ２：前記第１フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
    　Ｃ４：前記第２フラックスにおけるＣａＯ換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
    　Ｓ２：前記第１フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
    　Ｓ４：前記第２フラックスにおけるＳｉＯ２換算量（ｋｇ／ｔｏｎ－ｓｔｅｅｌ）
    　α３：前記第３工程における中間排滓率（％）
  2. 　前記第４工程の後で、前記第４工程で生成したスラグを前記転炉内に残したまま出鋼を行う、第５工程、及び、
    　前記第５工程の後で、前記転炉内の前記スラグの推定Ｐ２Ｏ５成分量と、次ヒートの鋼のＰ成分目標値との少なくとも一方に基づいて、前記転炉内の前記スラグの全量を前記転炉内に残留させる処置、又は、前記転炉内の前記スラグの一部を前記転炉内に残留させつつその他を排滓する処置、のいずれかを選択して実行する、第６工程、
    　を備え、
    　前記第６工程の後で、前記転炉内に前記スラグを残留させたまま、次ヒートの第１工程を行う、
    　請求項１に記載の転炉精錬方法。
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