WO2022163202A1 - 転炉製鋼方法 - Google Patents

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WO2022163202A1
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dephosphorization
furnace
iron source
cold iron
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玲 横森
太 小笠原
涼 川畑
直樹 菊池
雄大 服部
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • the present invention relates to a converter steelmaking method that increases the amount of cold iron source used while preventing unmelted cold iron source in the refining process of molten iron housed in a converter type vessel.
  • the reaction heat of carbon and silicon contained as impurity elements in the hot metal compensates for the heat absorption due to the dissolution of the cold iron source. Carbon content and silicon content alone are insufficient for the amount of heat.
  • the change in molten iron temperature during the treatment, especially in the first half of the treatment is also important.
  • the heat of the surrounding molten iron is taken away due to the temperature rise of the cold iron source, and the temperature of the molten iron drops rapidly. If the amount of cold iron source used increases, the drop in the initial molten iron temperature will increase, making it difficult for the cold iron source to melt.
  • a huge cold iron source mass hereafter, “iceberg”
  • Patent Document 1 discloses a heat compensation method in which a heating agent such as ferrosilicon, graphite, or coke is supplied into the furnace and oxygen gas is supplied. techniques have been proposed.
  • Patent Document 2 proposes a technique for promoting the melting of the cold iron source by promoting the stirring of the molten iron in the converter by supplying bottom-blown gas. This promotes heat transfer and mass transfer of carbon between the hot metal and the cold iron source by intensifying stirring (lowering of the melting point of the cold iron source due to carburization from the molten iron to the surface layer of the cold iron source).
  • Patent Document 3 in performing dephosphorization treatment of hot metal using a converter-type furnace having a top-bottom blowing function, all or part of the cold iron source is poured from the furnace above the molten iron in the first half of the blowing.
  • Patent Document 1 prolongs the processing time in the converter due to the supply of oxygen gas necessary for the oxidative combustion of carbon and silicon, resulting in a decrease in productivity.
  • ferrosilicon is used, the amount of slag generated increases due to the generation of SiO 2 due to the combustion of silicon, and if graphite or coke is used, the amount of CO 2 gas generated increases due to the combustion of carbon.
  • the enhanced bottom-blowing agitation described in Patent Document 2 is less effective than heat compensation.
  • the cold iron source dissolution rate can be expressed as a linear function of the interfacial heat transfer coefficient or molten iron mass transfer coefficient.
  • the heat transfer coefficient of the interface or the mass transfer coefficient of molten iron is proportional to the stirring energy to the power of 0.2 to 0.3. Therefore, even if the stirring power energy is increased by 1.5 times, the dissolution rate is increased by about 10%.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and in refining treatment of a cold iron source and hot metal contained in a converter type vessel, the cold iron source is prevented from remaining undissolved.
  • the purpose of the present invention is to propose a converter steelmaking method that increases the amount of used and does not impair productivity.
  • the converter steelmaking method of the present invention which advantageously solves the above problems, An auxiliary raw material is added to the cold iron source and the molten iron before dephosphorization contained in a converter-type vessel, and an oxidizing gas is supplied to dephosphorize the molten iron before dephosphorization, thereby producing molten iron after dephosphorization.
  • a step of pouring the obtained molten iron after dephosphorization into a receiving container and holding it in the receiving container; or a second converter-type vessel different from the first converter-type vessel, and supplying an oxidizing gas to perform decarburization to obtain molten steel; has
  • the first cold iron source is charged into the first converter-type vessel in an amount that satisfies the following formula (1), and then the hot metal before dephosphorization is charged.
  • the dephosphorization treatment is performed, and the decarburization treatment is performed in the first converter-type vessel subjected to the dephosphorization treatment, or in the second converter-type vessel different from the first converter-type vessel.
  • a second cold iron source is collectively charged, and then the dephosphorized molten iron held in the receiving vessel is charged to perform the decarburization treatment; % W s0 ⁇ 0.1186T-134 (% W s0 ⁇ 0) (1)
  • % W s0 the ratio (%) of the first cold iron source charging amount to the sum of the first cold iron source charging amount and the hot metal charging amount before dephosphorization
  • T Temperature of hot metal before dephosphorization (°C).
  • the converter steelmaking method according to the present invention is 1. During one or both of the dephosphorization treatment and the decarburization treatment, a third cold iron source is introduced into the converter furnace vessel from above the furnace of the converter furnace vessel. thing, 2. During one or both of the dephosphorization treatment and the decarburization treatment, the third cold iron source introduced into the converter-type vessel from above the furnace of the converter-type vessel.
  • W sadd amount of cold iron source input (t)
  • t add Time (minutes) from the start of blowing to the start of the first injection at the time of the first furnace injection
  • t add Time (minutes) from the start of blowing to the start of the first injection at the time of the first furnace injection
  • the longest dimension of the third cold iron source introduced from above the furnace of the converter type vessel is 100 mm, 4.
  • the carbon concentration contained in the third cold iron source is satisfying either one or both of 0.3% by mass or more and the temperature of the dephosphorized molten iron after completion of the dephosphorization treatment being 1380° C. or higher; etc. is considered to be a more preferable solution.
  • dephosphorization is performed by setting an upper limit on the amount of cold iron source charged before the start of dephosphorization, and the obtained molten iron after dephosphorization is placed in a converter.
  • the cold iron source is collectively charged before charging molten iron after dephosphorization, and decarburization is performed. This suppresses the drop in molten iron temperature at the initial stage of the dephosphorization treatment, suppressing the stagnation of cold iron source dissolution and the formation of icebergs. As a result, it is possible to increase the amount of the cold iron source used in the series of dephosphorization treatment or decarburization treatment while preventing the undissolved cold iron source.
  • part of the cold iron source added during dephosphorization and decarburization is added from the top of the converter during processing.
  • the maximum dimension of the cold iron source to be fed from the furnace to a size of 100 mm, problems with transportation equipment such as the furnace hopper and conveyor are avoided, and the cold iron source supply from the furnace is stabilized. It is possible to make
  • FIG. 1(a) to 1(g) are diagrams for explaining one embodiment of a converter steelmaking method according to the present invention.
  • FIG. 4(a) to 4(g) are diagrams for explaining another embodiment of the converter steelmaking method according to the present invention.
  • FIGS. 1(a) to 1(g) are diagrams for explaining one embodiment of the converter steelmaking method according to the present invention. An embodiment of the converter steelmaking method of the present invention will be described below with reference to FIGS. 1(a) to 1(g).
  • first converter-type vessel 1 having a top and bottom blowing function
  • iron scrap as a first cold iron source 3 is fed from a scrap chute 2 to a second It is charged into one converter type vessel 1 (Fig. 1(a)).
  • hot metal 5 hereinafter also referred to as pre-dephosphorization hot metal 5
  • oxygen gas is supplied from the top-blowing lance 6, and an inert gas such as N2 is supplied as a stirring gas from the bottom-blowing tuyeres 7 installed at the bottom of the furnace.
  • the molten iron 8 in the first converter-type vessel 1 is dephosphorized while the auxiliary materials are being added to obtain the molten iron 9 after dephosphorization (FIG. 1(c)). After that, the obtained molten iron 9 after dephosphorization is discharged into the receiving container 10 and held in the receiving container 10 (FIG. 1(d)).
  • a second cold iron source 12 is collectively charged into a second converter-type vessel 11 different from the first converter-type vessel 1 (FIG. 1(e)).
  • the dephosphorized molten iron 9 held in the hot water receiving container 10 is charged into the second converter type container 11 (FIG. 1(f)).
  • the first converter-type vessel 1 subjected to the dephosphorization treatment can be used.
  • oxygen gas is supplied from the top-blowing lance 6, and an inert gas such as N2 is supplied as a stirring gas from the bottom-blowing tuyeres 7 installed at the bottom of the furnace, and heat-raising agents, slag-forming agents and the like are supplied.
  • decarburization treatment is performed on the dephosphorized molten iron 9 in the second converter-type vessel 11 (FIG. 1(g)).
  • the amount of the cold iron source to be charged before the dephosphorization treatment and before the decarburization treatment is determined by setting the total amount of the amount to be charged before both the above treatments (total planned cold iron source charging amount).
  • the charging amount of the second cold iron source 12 may be determined as an amount corresponding to the difference between the planned charging amount of all the cold iron sources and the amount of the first cold iron source 3 .
  • the charging amount of the first cold iron source 3 charged during the dephosphorization process is set to an amount that satisfies the following formula (1). It is possible to suppress the decline and suppress cold iron source dissolution stagnation and iceberg formation: % W s0 ⁇ 0.1186T-134 (% W s0 ⁇ 0) (1)
  • % W s0 the ratio (%) of the first cold iron source charging amount to the sum of the first cold iron source charging amount and the hot metal charging amount before dephosphorization
  • T Temperature of hot metal before dephosphorization (°C).
  • the charging amount of the second cold iron source 12 charged during the decarburization process may exceed the upper limit amount obtained from the formula (1). This is because the temperature of the molten metal is higher in the decarburization treatment than in the dephosphorization treatment, so even if the second cold iron source 12 is charged in a large amount, it is difficult to leave unmelted molten metal.
  • FIGS. 2(a) to 2(g) are diagrams for explaining another embodiment of the converter steelmaking method according to the present invention.
  • FIGS. 2(a) to 2(g) are diagrams for explaining another embodiment of the converter steelmaking method according to the present invention.
  • another embodiment of the converter steelmaking method of the present invention will be described with reference to FIGS. 2(a) to 2(g).
  • molten iron 8 in the first converter-type vessel 1 is dephosphorized while the auxiliary materials are being added to obtain the molten iron 9 after dephosphorization (FIG. 2(c)).
  • the entire amount of the cold iron source used during the dephosphorization treatment is used as the first cold iron source 3 before the dephosphorization treatment at the stage of FIG.
  • part of the cold iron source used during dephosphorization is transferred from the scrap chute 2 to the first transfer as the first cold iron source 3 before the dephosphorization treatment.
  • the remaining cold iron source 14 is charged into the furnace type vessel 1 and the remaining cold iron source 14 is charged into the first converter type vessel 1 from above the furnace via the furnace top hopper 13 as the third cold iron source 14 (C-1, C-3) and one of the steps are performed.
  • the obtained molten iron 9 after dephosphorization is poured into the receiving container 10 and held in the receiving container 10 (Fig. 2(d)).
  • the second cold iron source 12 is collectively charged into a second converter-type vessel 11 different from the first converter-type vessel 1 (Fig. 2(e)).
  • the dephosphorized molten iron 9 held in the hot water receiving container 10 is charged into the second converter type container 11 (FIG. 2(f)).
  • the first converter-type vessel 1 subjected to the dephosphorization treatment can be used.
  • the amount of cold iron source used before dephosphorization treatment or during decarburization treatment is the total amount of the amount used in the above two treatments (total cold iron source planned amount used), and the second cold iron source
  • the charging amount of the source 12 may be determined as an amount corresponding to the difference between the planned use amount of the entire cold iron source and the amount of the first cold iron source 3 .
  • part of the cold iron source used for decarburization is charged as the second cold iron source 12 from the scrap chute 2 into the second converter type vessel 12, while the remaining cold iron source 14 is placed in the furnace.
  • the second converter type vessel 12 from above the furnace via the upper hopper 13 (G-2, G-3), either step is performed.
  • step G-2 step G-2 is performed, step G-2 is performed, and when step C-3 is performed, step G-3 is performed.
  • the cold iron source is introduced into the converter furnace vessel from above the furnace of the converter furnace vessel.
  • the furnace hopper 13 When the cold iron source 14 is added once or in multiple times from the furnace hopper, the amount of cold iron source added at one time from the furnace hopper is the following (2) in order to minimize the temperature drop of the molten iron.
  • W sadd amount of cold iron source input (t)
  • t add Time from the start of blowing to the start of the first injection (minutes) when the first furnace injection is performed For the second and subsequent feeding, the time (minutes) from the completion of the previous feeding to the start of the next feeding.
  • the timing of adding the cold iron source should be adjusted when the cold iron source already added in the furnace melts and the molten iron temperature rises. By adjusting the timing, it is possible to efficiently melt the cold iron source while suppressing the stagnation of the cold iron source dissolution and the generation of icebergs.
  • the cold iron source 14 to be put into the upper hopper 13 is cut to a size of 100 mm or less in the longest dimension (inner dimensions of 100 mm ⁇ 100 mm ⁇ 100 mm) by cutting, etc., in consideration of handling in the hopper 13 on the furnace and conveying equipment such as a conveyor. size that fits in the box).
  • the first cold iron source 3 charged from the scrap chute melts as the dephosphorization treatment progresses, and at the timing when the molten iron temperature rises, the third cold iron source 14 is charged from the furnace. do.
  • the carbon concentration contained in the third cold iron source 14 charged from the furnace is 0.3% by mass or more, and the temperature of the dephosphorized molten pig iron after completion of the dephosphorization treatment is 1380° C. or higher, or both. By doing so, it is possible to suppress the unmelted residue of the third cold iron source 14 that has been put into the furnace.
  • the second cold iron source 12 charged from the scrap chute melts as the decarburization process progresses, and at the timing when the molten iron temperature rises, the third cold iron source 14 is charged from the furnace. .
  • hot metal is not limited to hot metal tapped from a blast furnace.
  • the present invention is equally applicable to molten iron obtained from a cupola, induction melting furnace, arc furnace, etc., or to molten iron obtained by mixing these molten iron with molten iron tapped from a blast furnace.
  • Example 1 The amount of cold iron source in the dephosphorization process was investigated. Hot metal tapped from a blast furnace and a cold iron source (scrap) were used to perform hot metal dephosphorization treatment in a top-bottom blown converter (first converter-type vessel). The hot metal temperature and hot metal phosphorus concentration before dephosphorization were 1230 to 1263° C. and 0.130 to 0.134%, respectively. The amount of molten iron charged before dephosphorization and the amount of scrap charged from the scrap chute were variously changed, and the temperature of the molten iron after dephosphorization was controlled at 1350°C. In this hot metal dephosphorization treatment, a cold iron source was not introduced from above the furnace. Table 1 shows the results.
  • the amount of scrap charged from the scrap chute is the level exceeding the upper limit amount obtained from the above formula (1), that is, the total charged amount (the amount of molten iron before dephosphorization + from the scrap chute At a level (Test Nos. 4 to 6) where the ratio of scrap amount to 0.1186T-134 (T: hot metal temperature before dephosphorization, ° C.), unmelted scrap occurred.
  • T hot metal temperature before dephosphorization, ° C.
  • Example 2 For the molten iron after the dephosphorization treatment in Example 1, the divided introduction of the cold iron source (scrap) in the decarburization treatment was investigated.
  • the ratio of the amount of scrap to the total amount charged (amount of hot metal before dephosphorization + amount of scrap charged from the scrap chute) was calculated by the above formula (1).
  • the scrap was also used in a top-bottom blown converter (second converter-type vessel) that performs decarburization treatment after setting it to the upper limit value or less obtained from .
  • the scrap was divided into the second converter type vessel (decarburization furnace).
  • scrap was charged from a scrap chute before molten iron was charged, and then scrap was added from above the furnace during decarburization. There was no unmelted residue in the dephosphorization furnace, and the molten iron temperature before decarburization treatment in the decarburization furnace was 1,360 to 1,380°C, and the molten steel temperature after decarburization treatment was 1,640 to 1,650°C. Table 2 shows the results.
  • the amount of scrap used can be stably increased by dividing the amount of scrap added at one time from the furnace hopper in the decarburizing furnace to the upper limit value obtained from the above formula (2) or less. was confirmed to be possible.
  • the addition of scrap from the furnace was found to have the same effect not only in the decarburization process but also in the dephosphorization process.
  • Example 3 the size of scrap charged from above the furnace was investigated.
  • Test No. 1 in Table 3 was found.
  • 21 to 23 by setting the scrap size to a size with the longest dimension of 100 mm or less (a size that fits in a box with an inner dimension of 100 mm ⁇ 100 mm ⁇ 100 mm), troubles in the conveying system such as conveyors do not occur, and the scrap is stable. It was found that it is possible to put it on the furnace by
  • Example 4 Injection of scrap into the furnace in the second half of the dephosphorization process was investigated.
  • the amount of scrap charged from the scrap chute (the amount of pre-charged scrap) was made equal to or less than the upper limit value obtained from the formula (1), and the scrap was charged into the furnace only once after the start of treatment.
  • the hot metal temperature before dephosphorization is 1250 to 1260° C.
  • the upper limit of the pre-charged scrap amount obtained from the formula (1) is 14.5 to 15.6%.
  • the timing of throwing the scrap into the furnace was set at 65 to 75% of the progress of blowing. Table 4 shows the results.
  • the hot metal tapped from the blast furnace and the cold iron source (scrap) were used for the treatment, but the hot metal is not limited to the hot metal tapped from the blast furnace.
  • the present invention is equally applicable to molten iron obtained from a cupola, induction melting furnace, arc furnace, etc., or to molten iron obtained by mixing these molten iron with molten iron tapped from a blast furnace.
  • the converter steelmaking method of the present invention is industrially useful because it can be applied to any method as long as it is a method of obtaining molten steel by refining molten pig iron in a converter using a cold iron source. .

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Abstract

転炉型容器内に収容された冷鉄源および溶銑の精錬処理において、冷鉄源の溶け残りを防止しつつ冷鉄源の使用量を増加させ、かつ生産性を損なわない転炉製鋼方法を提案する。溶銑の脱燐処理を行なって脱燐後溶鉄を得、得られた前記脱燐後溶鉄に対し、脱炭処理を行ない、溶鋼を得る転炉製鋼方法であって、脱燐処理は、第一の転炉型容器に脱燐前溶銑を装入する前に、第一の転炉型容器に、第一の冷鉄源を、以下の（１）式を満たす量だけ一括装入した後、脱燐前溶銑を装入して脱燐処理を行ない、得られた脱燐後溶鉄を受湯容器に出湯して該受湯容器に保持し、脱燐処理を行なった第一の転炉型容器、または第一の転炉型容器とは別の第二の転炉型容器に、第二の冷鉄源を一括装入した後、受湯容器に保持された脱燐後溶鉄を装入して脱炭処理を行なう：　％Ｗｓ０≦０．１１８６Ｔ－１３４　（％Ｗｓ０≧０）　…（１）　ここで、％Ｗｓ０：第一の冷鉄源と脱燐前溶銑装入量との和に占める第一の冷鉄源の割合（％）　Ｔ：脱燐前溶銑温度（℃）。

Description

転炉製鋼方法
　本発明は、転炉型容器内に収容された溶鉄の精錬処理において、冷鉄源の溶け残りを防止しつつ、冷鉄源の使用量を増加させる転炉製鋼方法に関する。
　近年、地球温暖化の観点から、鉄鋼業界においてもＣＯ２ガスの発生量低減が求められており、化石燃料使用量の削減が急務である。鉄鋼業においては、鉄鉱石を炭素で還元することにより溶銑を製造している。この溶銑を製造するために必要となる炭素源は、溶銑１ｔあたり、５００ｋｇ程度である。一方、鉄スクラップなどの冷鉄源を転炉での原料として溶鋼を製造する場合には、鉄鉱石の還元に必要とされる炭素源が不要となる。その際、冷鉄源を溶解するために必要なエネルギーを考慮しても、１ｔの溶銑を１ｔの冷鉄源に置き換えることで、約１．５ｔのＣＯ２ガス低減につながる。
　転炉において、鉄スクラップ等の冷鉄源使用量を増加させるためには、冷鉄源を十分溶解させるだけの熱量を供給する必要がある。熱量が不足すると処理中に冷鉄源が完全溶解せず、出湯後も炉底に残留する。その場合、当該炉を用いた次チャージの転炉処理では、溶け残った冷鉄源を確実に溶解させるため、溶銑配合率を上げる必要が生じ、冷鉄源使用量が増加しない。その他にも、出湯量不足による脱炭処理での足し湯といった操業阻害や、炉底に冷鉄源地金が付着した場合には底吹羽口閉塞により撹拌が悪化し、精錬能が低下するといった冶金上のデメリットが発生する。
　通常、転炉処理では、溶銑中に不純物元素として含有される炭素および珪素の反応熱によって冷鉄源溶解による吸熱を補償するが、冷鉄源の配合率が増加した場合には、溶銑中の炭素分・珪素分だけでは熱量不足となる。また、冷鉄源を溶解する際は処理中、特に処理前半の溶鉄温度推移も重要となる。冷鉄源溶解初期には、冷鉄源の昇温のために周囲の溶鉄が持つ熱が奪われて溶鉄温度が急激に低下する。冷鉄源使用量が増加すれば初期の溶鉄温度の低下幅は大きくなり、冷鉄源溶解が進行しづらくなる他、”steel iceberg”や”ferroberg”と呼ばれる冷鉄源周囲の溶鉄が凝固して形成される巨大な冷鉄源塊(以下、「アイスバーグ」)が生成する恐れがある。アイスバーグはその体積に対して伝熱面積が小さいために溶解に時間を要し、冷鉄源の溶け残り発生や処理時間延長の原因になると考えられる。
　溶銑中の炭素分・珪素分だけでは不足する熱量を補うため、例えば、特許文献１には、フェロシリコン、黒鉛、コークス等の昇熱剤を炉内に供給し、酸素ガスを供給する熱補償技術が提案されている。
　また、特許文献２では、底吹きガス供給によって転炉内溶鉄の攪拌を促進することで、冷鉄源の溶解を促進する技術が提案されている。これは、攪拌強化によって溶銑－冷鉄源間の熱伝達および炭素の物質移動（溶鉄から冷鉄源表層部分への浸炭による冷鉄源融点低下）を促進するものである。
さらに、特許文献３には、上底吹き機能を有する転炉形式の炉を用いて溶銑の脱燐処理を行うにあたり、冷鉄源の全量もしくはその一部を、吹錬前半に炉上から溶銑に添加する方法が提案されている。
特開２０１１－３８１４２号公報 特開昭６３－１６９３１８号公報 特開２００５－１３３１１７号広報
　しかしながら、特許文献１に記載の方法では、炭素や珪素の酸化燃焼に必要な酸素ガスを供給することによって転炉での処理時間が延長し、生産性が低下する。また、フェロシリコンを使用すれば珪素の燃焼によってＳｉＯ２が発生するためスラグの発生量が増加し、黒鉛やコークスを使用すれば炭素の燃焼によってＣＯ２ガス発生量が増加する問題がある。
　また、特許文献２に記載の底吹き攪拌強化は、熱補償と比較して効果が小さい。溶銑－冷鉄源界面近傍の熱収支および炭素物質収支を考慮すると、界面の熱伝達係数もしくは溶鉄の物質移動係数の１次関数として冷鉄源溶解速度を表すことができる。ここで、界面の熱伝達係数ないし溶鉄の物質移動係数は攪拌エネルギーの０．２～０．３乗に比例することが知られている。そのため、攪拌動力エネルギーを１．５倍にしたとしても、溶解速度は１割増す程度である。
　さらに、特許文献３に記載の方法では、脱燐処理前半の溶鉄温度低下による冷鉄源溶解の停滞やアイスバーグの生成は回避可能である。しかしながら、溶け残りを回避するために冷鉄源の投入時期を吹錬前半に制限したことで、現実的な吹錬時間においては投入可能な量に限界がある。特許文献３に記載の方法では、冷鉄源使用比率の上限は１０％程度である。
　本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであって、転炉型容器内に収容された冷鉄源および溶銑の精錬処理において、冷鉄源の溶け残りを防止しつつ冷鉄源の使用量を増加させ、かつ生産性を損なわない転炉製鋼方法を提案することを目的とする。
　発明者らは、上記課題を解決すべく、種々実験を重ねた結果、脱燐処理開始前に装入する冷鉄源量に上限を設け、脱燐処理中ないし脱炭処理時にさらに冷鉄源を添加する条件を検討することにより、従来の課題を解決できる新規な転炉製鋼方法を知見した。本発明は上記知見に基づきなされたものであり、その要旨は以下のとおりである。
　上記課題を有利に解決する本発明の転炉製鋼方法は、
　転炉型容器内に収容された冷鉄源および脱燐前溶銑に対して、副原料を添加するとともに酸化性ガスを供給して該脱燐前溶銑の脱燐処理を行ない脱燐後溶鉄を得、得られた脱燐後溶鉄を受湯容器に出湯して受湯容器に保持するステップと、前記受湯容器に保持された前記脱燐後溶鉄を、前記脱燐処理を行なった第一の転炉型容器、または前記第一の転炉型容器とは別の第二の転炉型容器に再装入し、酸化性ガスを供給して脱炭処理を行ない、溶鋼を得るステップと、を有し、
　前記脱燐処理は、前記第一の転炉型容器に、第一の冷鉄源を、以下の（１）式を満たす量だけ一括装入した後、前記脱燐前溶銑を装入して該脱燐処理を行ない、前記脱炭処理は、前記脱燐処理を行なった前記第一の転炉型容器、または前記第一の転炉型容器とは別の前記第二の転炉型容器に、第二の冷鉄源を一括装入した後、前記受湯容器に保持された前記脱燐後溶鉄を装入して該脱炭処理を行なう、転炉製鋼方法である：
　％Ｗｓ０≦０．１１８６Ｔ－１３４　（％Ｗｓ０≧０）　　　…（１）
　ここで、％Ｗｓ０：第一の冷鉄源装入量と脱燐前溶銑装入量との和に対する第一の冷鉄源装入量の割合（％）
　　　　　Ｔ：脱燐前溶銑の温度（℃）。
　なお、本発明にかかる転炉製鋼方法は、
１．前記脱燐処理および前記脱炭処理のいずれかの処理、または両方の処理の処理中に、前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に、第三の冷鉄源を投入すること、
２．前記脱燐処理および前記脱炭処理のいずれかの処理、または両方の処理の処理中に、前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に投入する前記第三の冷鉄源を以下の（２）式を満たす量ずつ投入すること：
　Ｗｓａｄｄ≦２．４ｔａｄｄ　　　…（２）
　ここで、Ｗｓａｄｄ：冷鉄源投入量（ｔ）
　　　　　ｔａｄｄ：１回目炉上投入時は、吹錬開始から１回目投入開始までの時間（分）
　　　　　　　　　２回目以降投入時は、前回投入完了から次回投入開始までの時間（分）、
３，前記転炉型容器の炉上から投入される前記第三の冷鉄源の最長寸法が１００ｍｍであること、
４．前記脱燐処理中に前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に前記第三の冷鉄源を装入する場合、該第三の冷鉄源に含有されている炭素濃度が０．３質量％以上であること、および前記脱燐処理終了後の脱燐後溶鉄の温度が１３８０℃以上であること、のいずれか一方または両方を満たすこと、
などがより好ましい解決手段になり得るものと考えられる。
　上述したように構成される本発明によれば、脱燐処理開始前に装入する冷鉄源量に上限を設けて脱燐処理を行い、得られた前記脱燐後溶鉄を、転炉に再装入して脱炭処理を行うにあたり、脱燐後溶鉄の装入前に冷鉄源を一括装入して脱炭処理を行う。これにより、脱燐処理初期の溶鉄温度低下を抑え、冷鉄源溶解の停滞およびアイスバーグの生成を抑制する。その結果、冷鉄源の溶け残りを防止しつつ脱燐処理ないし脱炭処理の一連の処理において冷鉄源の使用量を増加させることができる。また、炉底に冷鉄源地金が付着することによる底吹羽口閉塞に起因する攪拌悪化および脱燐能低下を防止できるため、安定的に脱燐処理を実施できる効果もある。
　加えて、脱燐処理や脱炭処理時に添加する冷鉄源の一部の添加方法を、処理中の転炉の炉上からの添加とする。これにより、処理初期の溶鉄温度低下を抑え、冷鉄源溶解の停滞およびアイスバーグの生成を抑制しつつ、脱燐処理ないし脱炭処理でさらに多くの冷鉄源を溶解することが出来るようになる。ここで、炉上から投入する冷鉄源を、最長寸法が１００ｍｍのサイズとすることで、炉上ホッパーおよびコンベア等の搬送設備でのトラブルを回避し、炉上からの冷鉄源供給を安定化させることが可能である。
（ａ）～（ｇ）は、それぞれ、本発明にかかる転炉製鋼方法の一実施態様を説明するための図である。 （ａ）～（ｇ）は、それぞれ、本発明にかかる転炉製鋼方法の他の実施形態を説明するための図である。
　以下、本発明の実施の形態について具体的に説明する。なお、各図面は模式的なものであって、現実のものとは異なる場合がある。また、以下の実施形態は、本発明の技術的思想を具体化するための装置や方法を例示するものであり、構成を下記のものに特定するものでない。すなわち、本発明の技術的思想は、特許請求の範囲に記載された技術的範囲内において、種々の変更を加えることができる。
＜本発明の転炉製鋼方法の一実施態様についての説明＞
　図１（ａ）～（ｇ）は、それぞれ、本発明にかかる転炉製鋼方法の一実施態様を説明するための図である。以下、図１（ａ）～（ｇ）を参照して、本発明の転炉製鋼方法の一実施態様を説明する。
　まず、上底吹き機能を有する転炉形式の炉(以下、第一の転炉型容器１と記載する)を用いて、スクラップシュート２より、第一の冷鉄源３としての鉄スクラップを第一の転炉型容器１内に装入する（図１（ａ））。その後、装入鍋４を用いて第一の転炉型容器１内に溶銑５（以下、脱燐前溶銑５とも記載する）を装入する（図１（ｂ））。続いて、上吹きランス６から酸素ガスを供給するとともに、炉底に設置された底吹き羽口７から攪拌ガスとしてＮ２等の不活性ガスを供給し、昇熱剤、造滓剤等の副原料を添加しつつ、第一の転炉型容器１内の溶鉄８の脱燐処理を行い、脱燐後溶鉄９を得る（図１（ｃ））。その後、得られた脱燐後溶鉄９を受湯容器１０に出湯して受湯容器１０に保持する（図１（ｄ））。
　そして、第一の転炉型容器１とは別の第二の転炉型容器１１内に、第二の冷鉄源１２を、一括装入する（図１（ｅ））。その後、受湯容器１０に保持された脱燐後溶鉄９を、第二の転炉型容器１１に装入する（図１（ｆ））。ここで、第二の転炉型容器１１を用いずに、脱燐処理を行った第一の転炉型容器１を用いることもできる。最後に、上吹きランス６から酸素ガスを供給するとともに、炉底に設置された底吹き羽口７から攪拌ガスとしてＮ２等の不活性ガスを供給し、昇熱剤、造滓剤等の副原料を添加しつつ、第二の転炉型容器１１内の脱燐後溶鉄９の脱炭処理を行う（図１（ｇ））。なお、脱燐処理前および脱炭処理前に装入する冷鉄源の量は、前記両処理前に装入する量の合計量を定めておき（全冷鉄源装入予定量）、第二の冷鉄源１２の装入量は、全冷鉄源装入予定量と第一の冷鉄源３の量との差分に相当する量として決定しても良い。
　本実施形態によれば、脱燐処理に際し装入される第一の冷鉄源３の装入量を、以下の（１）式を満たす量とすることで、脱燐処理初期の溶鉄温度の低下を抑え、冷鉄源溶解の停滞およびアイスバーグの生成を抑制することが可能である：
　％Ｗｓ０≦０．１１８６Ｔ－１３４　（％Ｗｓ０≧０）　　　…（１）
　ここで、％Ｗｓ０：第一の冷鉄源装入量と脱燐前溶銑装入量との和に対する第一の冷鉄源装入量の割合（％）
　　　　　Ｔ：脱燐前溶銑の温度（℃）。
　なお、炉底に冷鉄源地金が付着することによる底吹羽口閉塞に起因する撹拌悪化および脱燐能低下を防止できるため、安定的に脱燐処理を実施できる効果もある。また、得られた前記脱燐後溶鉄９を、第二の転炉型容器１１または第一の転炉型容器１に再装入して脱炭処理を行うにあたり、脱燐後溶鉄９の装入前に第二の冷鉄源１２を一括装入して脱炭処理を行うことで、冷鉄源の溶け残りを防止しつつ脱燐処理ないし脱炭処理までの一連の処理における冷鉄源の使用量を増加させることができる。ここで、脱炭処理に際し装入される第二の冷鉄源１２の装入量については、前記（１）式から得られる上限量を超えても構わない。脱炭処理は脱燐処理に比較して溶湯温度が高いため、第二の冷鉄源１２の装入量が多くても溶け残りは発生しにくいからである。
＜本発明の転炉製鋼方法の他の実施態様についての説明＞
　図２（ａ）～（ｇ）は、それぞれ、本発明にかかる転炉製鋼方法の他の実施態様を説明するための図である。以下、図２（ａ）～（ｇ）を参照して、本発明の転炉製鋼方法の他の実施態様を説明する。
　まず、上底吹き機能を有する第一の転炉型容器１を用いて、スクラップシュート２より、第一の冷鉄源３としての鉄スクラップを第一の転炉型容器１内に装入する（図２（ａ））。その後、装入鍋４を用いて第一の転炉型容器１内に、脱燐前溶銑５を装入する（図２（ｂ））。これらの図２（ａ）および図２（ｂ）に示す工程は、第１の実施形態として説明した図１（ａ）および図１（ｂ）として説明した工程と同じである。
　続いて、上吹きランス６から酸素ガスを供給するとともに、炉底に設置された底吹き羽口７から攪拌ガスとしてＮ２等の不活性ガスを供給し、昇熱剤、造滓剤等の副原料を添加しつつ、第一の転炉型容器１内の溶鉄８の脱燐処理を行い、脱燐後溶鉄９を得る（図２（ｃ））。ここで、この他の実施形態では、脱燐処理時に使用する冷鉄源の全量を、図２（ａ）の段階で脱燐処理前に第一の冷鉄源３として第一の転炉型容器１内に一括装入する場合（Ｃ－２）と、脱燐処理時に使用する冷鉄源の一部を脱燐処理前に第一の冷鉄源３としてスクラップシュート２から第一の転炉型容器１内に装入する一方、残りの冷鉄源１４を第三の冷鉄源１４として、炉上ホッパー１３を介して炉上から第一の転炉型容器１内に投入する場合（Ｃ－１、Ｃ－３）と、のいずれかの工程を行う。
　その後、得られた脱燐後溶鉄９を受湯容器１０に出湯して受湯容器１０に保持する（図２（ｄ））。そして、第一の転炉型容器１とは別の第二の転炉型容器１１内に、第二の冷鉄源１２を、一括装入する（図２（ｅ））。その後、受湯容器１０に保持された脱燐後溶鉄９を、第二の転炉型容器１１に装入する（図２（ｆ））。ここで、第二の転炉型容器１１を用いずに、脱燐処理を行った第一の転炉型容器１を用いることもできる。これらの図２（ｄ）、図２（ｅ）および図２（ｆ）に示す工程は、第１の実施形態として説明した図１（ｄ）、図１（ｅ）および図１（ｆ）として説明した工程と同じである。なお、脱燐処理前ないし脱炭処理中に使用する冷鉄源の量は、前記両処理で使用する量の合計量を定めておき（全冷鉄源使用予定量）、第二の冷鉄源１２の装入量は、全冷鉄源使用予定量と第一の冷鉄源３の量との差分に相当する量として決定しても良い。
　最後に、上吹きランス６から酸素ガスを供給するとともに、炉底に設置された底吹き羽口７から攪拌ガスとしてＮ２等の不活性ガスを供給し、昇熱剤、造滓剤等の副原料を添加しつつ、第二の転炉型容器１１内の脱燐後溶鉄９の脱炭処理を行う（図２（ｇ））。ここでは第二の冷鉄源１２の全量を図２（ｅ）の段階で第二の転炉型容器１１内に一括装入する場合（Ｇ－１）を説明したが、この他の実施形態では、脱炭処理時に使用する冷鉄源の一部を第二の冷鉄源１２としてスクラップシュート２から第二転炉型容器１２内に装入する一方、残りの冷鉄源１４を、炉上ホッパー１３を介して炉上から第二の転炉型容器１２内に投入する場合（Ｇ－２、Ｇ－３）と、のいずれかの工程を行う。
　なお、図２（ｃ）に示す脱燐工程と、図２（ｇ）に示す脱炭工程とにおいて、Ｃ－１の工程を実施した場合はＧ－１の工程を実施し、Ｃ－２の工程を実施した場合はＧ－２の工程を実施し、Ｃ－３の工程を実施した場合はＧ－３の工程をそれぞれ実施する。以上により、脱燐処理および脱炭処理のいずれかの処理、または両方の処理の処理中に、転炉型容器の炉上から転炉型容器内に、冷鉄源を投入している。
　ここで、図２（ｃ）に示す脱燐工程（Ｃ－１、Ｃ－３）と、図２（ｇ）に示す脱炭工程（Ｇ－２、Ｇ－３）とにおいて、炉上ホッパー１３から冷鉄源１４を１回、または複数回に分割して添加する場合、炉上ホッパーから一回に添加する冷鉄源量は、溶鉄温度降下を最低限に抑えるため、以下の（２）式を満たす量とすることが好ましい：
　　Ｗｓａｄｄ≦２．４ｔａｄｄ　　　…（２）
　ここで、Ｗｓａｄｄ：冷鉄源投入量（ｔ）
　　　　　ｔａｄｄ：１回目炉上投入時は　吹錬開始から１回目投入開始までの時間（分）
　　　　　　　　　２回目以降投入時は　前回投入完了から次回投入開始までの時間（分）。
　また、炉上から複数回冷鉄源を添加する場合は、冷鉄源の追装タイミング（２回目以降の添加タイミング）を、既に炉内に添加した冷鉄源が溶解し溶鉄温度が上昇してきたタイミングとすることで、冷鉄源溶解の停滞およびアイスバーグの生成を抑制しつつ、効率よく冷鉄源を溶解可能である。
　さらにまた、図２（ｃ）に示す脱燐工程（Ｃ－１、Ｃ－３）と、図２（ｇ）に示す脱炭工程（Ｇ－２、Ｇ－３）とにおいて、炉上から炉上ホッパー１３内に投入する冷鉄源１４は、炉上ホッパー１３およびコンベア等の搬送設備でのハンドリングを考慮し、裁断等によって最長寸法が１００ｍｍ以下のサイズ（内寸が１００ｍｍ×１００ｍｍ×１００ｍｍの箱に入るサイズ）とすることが望ましい。脱燐処理工程では、脱燐処理の進行に従ってスクラップシュートから装入した第一の冷鉄源３が溶解し、溶鉄温度が上昇してきたタイミングで、炉上から第三の冷鉄源１４を投入する。このとき、炉上から投入される第三の冷鉄源１４に含有されている炭素濃度が０．３質量％以上であること、および前記脱燐処理終了後の脱燐後溶銑鉄の温度が１３８０℃以上であること、のいずれかまたは両方を満たすことが好ましい。そうすることで、炉上投入した第三の冷鉄源１４の溶け残りを抑制できる。脱炭工程では、脱炭処理の進行に従ってスクラップシュートから装入した第二の冷鉄源１２が溶解し、溶鉄温度が上昇してきたタイミングで、炉上から第三の冷鉄源１４を投入する。
　また、溶銑は高炉から出銑された溶銑に限らない。本発明は、キューポラ、誘導溶解炉、アーク炉等で得られた溶銑、またはこれら溶銑と高炉から出銑された溶銑を混合して得た溶銑等であっても同様に適用可能である。
（実施例１）
　脱燐処理における冷鉄源の量について調べた。高炉から出銑された溶銑および、冷鉄源（スクラップ）を用い、上底吹き転炉（第一の転炉型容器）において溶銑脱燐処理を行った。脱燐処理前の溶銑温度および溶銑燐濃度はそれぞれ、１２３０～１２６３℃、０．１３０～０．１３４％であった。脱燐前溶銑の装入量およびスクラップシュートから装入するスクラップ量を種々変化させて処理を行い、脱燐処理後の溶鉄の温度は１３５０℃に制御した。なお、この溶銑脱燐処理においては、炉上からの冷鉄源投入は行わなかった。結果を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１の結果から、試験Ｎｏ．１～６に示す通り、スクラップシュートから装入するスクラップの量を、前記（１）式から得られる上限量を超える量とした水準、すなわち全装入量（脱燐前溶鉄量＋スクラップシュートから装入されたスクラップ量）に対するスクラップ量の割合が０．１１８６Ｔ－１３４（Ｔ：脱燐前溶銑温度、℃）を超える水準（試験Ｎо．４～６）では、スクラップの溶け残りが生じた他、スクラップ地金の付着による底吹羽口閉塞に伴う攪拌悪化に起因するとみられる脱燐能低下が確認された。
（実施例２）
　実施例１の脱燐処理後の溶鉄に対し、脱炭処理における冷鉄源（スクラップ）の分割投入について調べた。実施例１の第一の転炉型容器を用いた脱燐処理において全装入量（脱燐前溶銑量＋スクラップシュートから装入されたスクラップ量）に対するスクラップ量の割合を前記（１）式から得られる上限値以下とした上で、脱炭処理を行う上底吹き転炉（第二の転炉型容器）でもスクラップを使用した。スクラップの使用による溶鉄温度の低下を最小限に抑え、効率的にスクラップを溶解するため、第二の転炉型容器（脱炭炉）ではスクラップの分割投入を行った。具体的には、溶鉄装入前にスクラップシュートからスクラップを装入した上で、脱炭処理中に炉上からのスクラップ添加を行った。なお、脱燐炉における溶け残りはなく、脱炭炉における脱炭処理前の溶鉄温度は１３６０～１３８０℃、脱炭処理後の溶鋼温度は１６４０～１６５０℃であった。結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２の結果から、脱炭炉において炉上ホッパーから一回に添加するスクラップ量を前記（２）式から得られる上限値以下として分割投入を行うことで、安定的にスクラップ使用量を増加させることが可能であることが確認された。なお、炉上からのスクラップ添加は、脱炭処理だけでなく脱燐処理においても同様の効果が認められた。
（実施例３）
　実施例２で炉上から投入するスクラップ寸法について調べた。実施例２において、炉上から投入するスクラップ寸法を変化させたところ、以下の表３の試験Ｎｏ．２１～２３に示す通り、スクラップ寸法を、最長寸法が１００ｍｍ以下のサイズ（内寸が１００ｍｍ×１００ｍｍ×１００ｍｍの箱に入るサイズ）とすることで、コンベア等の搬送系トラブルを起こさず、安定して炉上投入することが可能であることがわかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
（実施例４）
　脱燐処理後半におけるスクラップの炉上投入について調べた。スクラップシュートから装入されるスクラップ量（前装入スクラップ量）を前記（１）式から得られる上限値以下とした上で、処理開始後に１回のみスクラップの炉上投入を行った。脱燐処理前の溶銑温度は１２５０～１２６０℃であり、前記（１）式から得られる前装入スクラップ量の上限値は１４．５～１５．６％となる。スクラップ炉上投入タイミングは吹錬進行度６５～７５％とした。結果を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４の結果から、炉上投入分のスクラップに含有されている炭素濃度が０．３質量％以上であること、脱燐処理終了後の脱燐後溶鉄の温度が１３８０℃以上であること、のいずれかまたは両方を満たすことで、脱燐処理後半にスクラップを炉上投入した場合においてもスクラップの溶け残りを抑制できることがわかった。
　上記の実施例では、高炉から出銑された溶銑および、冷鉄源（スクラップ）を用いて処理を行なう例を示したが、溶銑は高炉から出銑された溶銑に限らない。本発明は、キューポラ、誘導溶解炉、アーク炉等で得られた溶銑、またはこれら溶銑と高炉から出銑された溶銑を混合して得た溶銑等であっても同様に適用可能である。
　本発明の転炉製鋼方法は、冷鉄源を使用し溶銑を転炉で精錬して溶鋼を得る方法であれば、いずれの方法にもこの技術を応用可能であるので、産業上有用である。
　１　第一の転炉型容器
　２　スクラップシュート
　３　第一の冷鉄源
　４　装入鍋
　５　（脱燐前）溶銑
　６　上吹きランス
　７　底吹き羽口
　８　溶鉄
　９　（脱燐後）溶鉄
　１０　受湯容器
　１１　第二の転炉型容器
　１２　第二の冷鉄源
　１３　炉上ホッパー
　１４　炉上添加冷鉄源

 

Claims (5)

  1. 　転炉製鋼方法であって、
    　転炉型容器内に収容された冷鉄源および脱燐前溶銑に対して、副原料を添加するとともに酸化性ガスを供給して該脱燐前溶銑の脱燐処理を行ない脱燐後溶鉄を得、得られた脱燐後溶鉄を受湯容器に出湯して受湯容器に保持するステップと、
    　前記受湯容器に保持された前記脱燐後溶鉄を、前記脱燐処理を行なった第一の転炉型容器、または前記第一の転炉型容器とは別の第二の転炉型容器に再装入し、酸化性ガスを供給して脱炭処理を行ない、溶鋼を得るステップと、を有し、
    　前記脱燐処理は、前記第一の転炉型容器に、第一の冷鉄源を、以下の（１）式を満たす量だけ一括装入した後、前記脱燐前溶銑を装入して該脱燐処理を行ない、
    　前記脱炭処理は、前記脱燐処理を行なった前記第一の転炉型容器、または前記第一の転炉型容器とは別の前記第二の転炉型容器に、第二の冷鉄源を一括装入した後、前記受湯容器に保持された前記脱燐後溶鉄を装入して該脱炭処理を行なう、転炉製鋼方法：
    　％Ｗｓ０≦０．１１８６Ｔ－１３４　（％Ｗｓ０≧０）　　…（１）
    　ここで、％Ｗｓ０：第一の冷鉄源装入量と脱燐前溶銑装入量との和に対する第一の冷鉄源装入量の割合（％）
    　　　　　Ｔ：脱燐前溶銑の温度（℃）。
  2. 　前記脱燐処理および前記脱炭処理のいずれかの処理、または両方の処理の処理中に、前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に、第三の冷鉄源を投入する、請求項１に記載の転炉製鋼方法。
  3. 　前記脱燐処理および前記脱炭処理のいずれかの処理、または両方の処理の処理中に、前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に投入する前記第三の冷鉄源を以下の（２）式を満たす量ずつ投入する、請求項２に記載の転炉製鋼方法：
    　Ｗｓａｄｄ≦２．４ｔａｄｄ　　　…（２）
    　ここで、Ｗｓａｄｄ：冷鉄源投入量（ｔ）
    　　　　　ｔａｄｄ：１回目炉上投入時は、吹錬開始から１回目投入開始までの時間（分）
    　　　　　　　　　２回目以降投入時は、前回投入完了から次回投入開始までの時間（分）。
  4. 　前記転炉型容器の炉上から投入される前記第三の冷鉄源の最長寸法が１００ｍｍである、請求項２または３に記載の転炉製鋼方法。
  5. 　前記脱燐処理中に前記転炉型容器の炉上から該転炉型容器内に前記第三の冷鉄源を装入する場合、該第三の冷鉄源に含有されている炭素濃度が０．３質量％以上であること、および前記脱燐処理終了後の脱燐後溶鉄の温度が１３８０℃以上であること、のいずれか一方または両方を満たす、請求項２ないし４のいずれか１項に記載の転炉製鋼方法。

     
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