JPH08209218A - 転炉型反応炉によるスクラップ溶解方法 - Google Patents
転炉型反応炉によるスクラップ溶解方法Info
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- JPH08209218A JPH08209218A JP1517795A JP1517795A JPH08209218A JP H08209218 A JPH08209218 A JP H08209218A JP 1517795 A JP1517795 A JP 1517795A JP 1517795 A JP1517795 A JP 1517795A JP H08209218 A JPH08209218 A JP H08209218A
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- 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
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- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 本発明は、溶銑中Ｓの増加や、受銑時の突沸
現象を引き起こすことなく、耐火物溶損が少なく着熱効
率の高いスクラップ溶解方法を提供するものである。 【構成】 ガスを上吹きできる転炉型反応炉で、酸素ガ
スを用い炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラッ
プを溶解する方法において、生成溶鉄ｔ当りの酸素供給
速度を３００〜１５０Nm3 /(Hr・t)、ＬS ／ＬSOを０．
３〜０．８としたスクラップを溶解精錬後、生成溶鉄を
全量出銑し、引き続いて当該チャージで用いた、炭材を
スラグｔ当り１００〜５００kg/t含み(T・Fe) が３％以
下の、生成溶鉄ｔ当り１００〜４００kg/tのスラグを炉
内に残留させたまま、次チャージの溶銑を、前記生成溶
鉄の重量比で２０〜６０％に相当する量、装入するこ
と。
現象を引き起こすことなく、耐火物溶損が少なく着熱効
率の高いスクラップ溶解方法を提供するものである。 【構成】 ガスを上吹きできる転炉型反応炉で、酸素ガ
スを用い炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラッ
プを溶解する方法において、生成溶鉄ｔ当りの酸素供給
速度を３００〜１５０Nm3 /(Hr・t)、ＬS ／ＬSOを０．
３〜０．８としたスクラップを溶解精錬後、生成溶鉄を
全量出銑し、引き続いて当該チャージで用いた、炭材を
スラグｔ当り１００〜５００kg/t含み(T・Fe) が３％以
下の、生成溶鉄ｔ当り１００〜４００kg/tのスラグを炉
内に残留させたまま、次チャージの溶銑を、前記生成溶
鉄の重量比で２０〜６０％に相当する量、装入するこ
と。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、上底吹き転炉等の反応
容器を用いたスクラップの溶解方法に関するものであ
る。
容器を用いたスクラップの溶解方法に関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】近年、資源、環境問題から、スクラップ
などの固体金属原料をリサイクル使用して、効率的に溶
融金属を製造することが技術課題となって来ている。
などの固体金属原料をリサイクル使用して、効率的に溶
融金属を製造することが技術課題となって来ている。
【０００３】従来、スクラップの溶解には、ほとんど電
気炉が用いられて来たが、電気炉の場合には、スクラッ
プの溶解・精錬に多くの電力を消費するため、わが国の
ように電力価格が著しく高い国ではコストアップとなり
好ましくない。そこで、電気炉に依らずに経済的にスク
ラップを溶解・精錬する方法として、高送酸能力を有す
る転炉の余剰生産能力を利用して安価な炭材を用いたス
クラップの溶解・精錬方法が検討されるようになって来
た。
気炉が用いられて来たが、電気炉の場合には、スクラッ
プの溶解・精錬に多くの電力を消費するため、わが国の
ように電力価格が著しく高い国ではコストアップとなり
好ましくない。そこで、電気炉に依らずに経済的にスク
ラップを溶解・精錬する方法として、高送酸能力を有す
る転炉の余剰生産能力を利用して安価な炭材を用いたス
クラップの溶解・精錬方法が検討されるようになって来
た。
【０００４】このような状況の中で、一般的には既存の
上底吹きの複合吹錬転炉を利用することで設備増を控え
るとともに、スクラップと一緒に炉内に装入した火種に
着火した後、上底吹き吹錬の際に炉上方から熱源として
炭材を投入しながら溶解・精錬する方法が、例えば、材
料とプロセス、第６巻（１９９３年）、第１０２８ペー
ジ以降に開示されている技術の様に提案されている。こ
の技術は溶鉄が存在している状態でスクラップを投入し
溶解する方法であるが、操業を開始する時には溶鉄は存
在しないため、スクラップを何らかの方法で溶解し種湯
を作る必要がある上に、操業を安定させるために所定量
のスクラップを溶解した後には、全量出銑せず、溶鉄の
一部を種湯として残したまま次チャージのスクラップを
投入し吹錬を開始している。この様にした場合には、常
に炉内に溶鉄が存在しているために、転炉製鋼法では、
一般に用いられている耐火物へのスラグコーティングが
できず、また、炉底の撹拌ガス供給用羽口が常に溶鉄と
接しているために溶損が大きく、炉寿命がきわめて短く
なるという問題がある。高炉等の溶銑製造プロセスを保
持している場合には、スクラップを溶解した後に全量出
銑し、新たに高炉溶銑を受銑して種湯とすることも可能
であるが、高炉溶銑により溶鉄中Ｓが増加する問題や、
スラグを残したまま溶銑を受銑する時に爆発的に溶銑と
スラグが炉内から噴出する、突沸現象が避けられず実現
されていない。
上底吹きの複合吹錬転炉を利用することで設備増を控え
るとともに、スクラップと一緒に炉内に装入した火種に
着火した後、上底吹き吹錬の際に炉上方から熱源として
炭材を投入しながら溶解・精錬する方法が、例えば、材
料とプロセス、第６巻（１９９３年）、第１０２８ペー
ジ以降に開示されている技術の様に提案されている。こ
の技術は溶鉄が存在している状態でスクラップを投入し
溶解する方法であるが、操業を開始する時には溶鉄は存
在しないため、スクラップを何らかの方法で溶解し種湯
を作る必要がある上に、操業を安定させるために所定量
のスクラップを溶解した後には、全量出銑せず、溶鉄の
一部を種湯として残したまま次チャージのスクラップを
投入し吹錬を開始している。この様にした場合には、常
に炉内に溶鉄が存在しているために、転炉製鋼法では、
一般に用いられている耐火物へのスラグコーティングが
できず、また、炉底の撹拌ガス供給用羽口が常に溶鉄と
接しているために溶損が大きく、炉寿命がきわめて短く
なるという問題がある。高炉等の溶銑製造プロセスを保
持している場合には、スクラップを溶解した後に全量出
銑し、新たに高炉溶銑を受銑して種湯とすることも可能
であるが、高炉溶銑により溶鉄中Ｓが増加する問題や、
スラグを残したまま溶銑を受銑する時に爆発的に溶銑と
スラグが炉内から噴出する、突沸現象が避けられず実現
されていない。
【０００５】これに対して、特開平２−１４１５１１号
公報には、溶融物をガス攪拌できる反応容器を用いて、
溶融スラグを溶銑トン当たり３５０kg以上とし、かつ硫
黄含有量が０．４％以上の石炭を用いて反応容器内に存
在する遊離の固定炭素量を溶融スラグトン当たり１７kg
以上に保って、上吹き吹酸する鋼スクラップの溶解法が
開示されている。しかし、複合吹錬転炉を利用したスク
ラップ溶解法の本質である、上記の各問題点を解決する
手段は記述されていない。
公報には、溶融物をガス攪拌できる反応容器を用いて、
溶融スラグを溶銑トン当たり３５０kg以上とし、かつ硫
黄含有量が０．４％以上の石炭を用いて反応容器内に存
在する遊離の固定炭素量を溶融スラグトン当たり１７kg
以上に保って、上吹き吹酸する鋼スクラップの溶解法が
開示されている。しかし、複合吹錬転炉を利用したスク
ラップ溶解法の本質である、上記の各問題点を解決する
手段は記述されていない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、材料とプロ
セス、第６巻（１９９３年）、第１０２８ページ以降や
特開平２−１４１５１１号公報に開示された技術のごと
き複合吹錬転炉を利用したスクラップ溶解法では、溶鉄
の一部を種湯として残したまま操業するため炉寿命がき
わめて短くなるという問題や、高炉溶銑を受銑して種湯
とした場合の、高炉溶銑による溶鉄中Ｓの増加や、スラ
グを残したまま溶銑を受銑する時の突沸現象が避けられ
ないという問題を解決することを目的とする。
セス、第６巻（１９９３年）、第１０２８ページ以降や
特開平２−１４１５１１号公報に開示された技術のごと
き複合吹錬転炉を利用したスクラップ溶解法では、溶鉄
の一部を種湯として残したまま操業するため炉寿命がき
わめて短くなるという問題や、高炉溶銑を受銑して種湯
とした場合の、高炉溶銑による溶鉄中Ｓの増加や、スラ
グを残したまま溶銑を受銑する時の突沸現象が避けられ
ないという問題を解決することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨とするとこ
ろは、（１）上底吹き転炉型反応炉で、酸素ガスを用い
炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラップを溶解
する方法において、生成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を３
００〜１５０Nm3 /(Hr・t)、上吹きガスによるスラグの
キャビティー深さＬS とスラグ厚みＬSOの比であるＬS
／ＬSOを０．３〜０．８とした条件でスクラップを溶解
精錬後、生成した溶鉄を全量出銑し、引き続いて当該チ
ャージで用いた、炭材をスラグｔ当り１００〜５００kg
/t含み(T・Fe) が０．１〜３％前記生成溶鉄ｔ当り１０
０〜４００kg/tのスラグを炉内に残留させたまま、次チ
ャージとして、前記生成溶鉄の重量比で２０〜６０％の
溶銑を炉内に装入することを特徴とする転炉型反応炉に
よるスクラップ溶解方法、（２）生成溶鉄を全量出銑す
る工程に先だって、総送酸量の７５〜９０％経過後に生
成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を１７５〜１００Nm3 /(Hr
・t)、ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕上げ精錬を
実施することを特徴とする前記（１）に記載の転炉型反
応炉によるスクラップ溶解方法にある。
ろは、（１）上底吹き転炉型反応炉で、酸素ガスを用い
炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラップを溶解
する方法において、生成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を３
００〜１５０Nm3 /(Hr・t)、上吹きガスによるスラグの
キャビティー深さＬS とスラグ厚みＬSOの比であるＬS
／ＬSOを０．３〜０．８とした条件でスクラップを溶解
精錬後、生成した溶鉄を全量出銑し、引き続いて当該チ
ャージで用いた、炭材をスラグｔ当り１００〜５００kg
/t含み(T・Fe) が０．１〜３％前記生成溶鉄ｔ当り１０
０〜４００kg/tのスラグを炉内に残留させたまま、次チ
ャージとして、前記生成溶鉄の重量比で２０〜６０％の
溶銑を炉内に装入することを特徴とする転炉型反応炉に
よるスクラップ溶解方法、（２）生成溶鉄を全量出銑す
る工程に先だって、総送酸量の７５〜９０％経過後に生
成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を１７５〜１００Nm3 /(Hr
・t)、ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕上げ精錬を
実施することを特徴とする前記（１）に記載の転炉型反
応炉によるスクラップ溶解方法にある。
【０００８】ここで、上吹きガスによるスラグのキャビ
ティー深さＬS (m) はノズル径ｄ(mm)、ランスとスラグ
面間の距離ｈ(mm)、ノズル個数ｎ、生成溶鉄ｔ当りの酸
素供給速度をＦ（Nm3 /(Hr・t)）とすると、（１）、
（２）式で計算される。 ＬS ＝（７／１）×｛Ｌh × exp（−０．７８×ｈ／Ｌh ）｝／１００ （１） Ｌh ＝６３×（Ｆ／（ｎ×ｄ））2/3 （２） また、スラグ厚ＬSO(m) の計算はスラグ密度を１（g/cm
3 ）として転炉の幾何学的形状から計算できる。
ティー深さＬS (m) はノズル径ｄ(mm)、ランスとスラグ
面間の距離ｈ(mm)、ノズル個数ｎ、生成溶鉄ｔ当りの酸
素供給速度をＦ（Nm3 /(Hr・t)）とすると、（１）、
（２）式で計算される。 ＬS ＝（７／１）×｛Ｌh × exp（−０．７８×ｈ／Ｌh ）｝／１００ （１） Ｌh ＝６３×（Ｆ／（ｎ×ｄ））2/3 （２） また、スラグ厚ＬSO(m) の計算はスラグ密度を１（g/cm
3 ）として転炉の幾何学的形状から計算できる。
【０００９】
【作用】図１は本法の実施態様を示したものである。複
合吹錬転炉１を利用したスクラップ溶解法で、高炉溶銑
８を受銑して種湯とする場合の、高炉溶銑による溶鉄中
Ｓの増加を防止し、かつ、スラグ６を残したまま溶銑を
受銑する時の突沸現象を抑制するには、種湯として装入
する高炉溶銑量とスラグ中の(T・Fe) を適正に制御する
ことが重要である。突沸現象はスラグ中の(T・Fe) に代
表される酸化物と、溶銑に含まれる炭素とが急激に反応
して爆発的にＣＯガスを生成するために起こる現象であ
る。これは、冷却されて反応性を失ったスラグに高温の
溶銑が混合され、スラグ温度が溶銑と接触した領域で部
分的に上昇し、反応性を回復した時に急にＣＯガスが生
成されることが根本原因である。スラグの反応性は、本
発明者らによる基礎実験によれば、固相が３０〜５０％
程度を境に極端に変化し、固相が多ければ反応性は乏し
く、固相が少なく流動性が大きければ反応性が良くな
る。
合吹錬転炉１を利用したスクラップ溶解法で、高炉溶銑
８を受銑して種湯とする場合の、高炉溶銑による溶鉄中
Ｓの増加を防止し、かつ、スラグ６を残したまま溶銑を
受銑する時の突沸現象を抑制するには、種湯として装入
する高炉溶銑量とスラグ中の(T・Fe) を適正に制御する
ことが重要である。突沸現象はスラグ中の(T・Fe) に代
表される酸化物と、溶銑に含まれる炭素とが急激に反応
して爆発的にＣＯガスを生成するために起こる現象であ
る。これは、冷却されて反応性を失ったスラグに高温の
溶銑が混合され、スラグ温度が溶銑と接触した領域で部
分的に上昇し、反応性を回復した時に急にＣＯガスが生
成されることが根本原因である。スラグの反応性は、本
発明者らによる基礎実験によれば、固相が３０〜５０％
程度を境に極端に変化し、固相が多ければ反応性は乏し
く、固相が少なく流動性が大きければ反応性が良くな
る。
【００１０】したがって、これを回避するには、種湯と
して装入する高炉溶銑量を少なくすることが必要であ
る。これは、溶銑がスラグよりも一定量以下の場合に
は、スラグ温度が溶銑と接触した領域で部分的に上昇し
てもスラグが反応性を回復するまでには温度が上昇しな
いためである。この条件は、スラグ量と溶銑量の相対関
係で支配され、生成溶鉄のｔ当り１００〜４００kg/tの
スラグを炉内に残留させたまま、図２に示すように次チ
ャージの溶銑の装入量を、生成溶鉄の重量比で２０〜６
０％にすることである。ここで、炉内残留スラグが生成
溶鉄ｔ当り４００kg/tよりも多い場合には、本発明範囲
で溶銑を装入しても、スラグが多量すぎるため突沸現象
は避けられず、また、スラグを加熱するために多量の熱
が必要となるため炭材原単位が悪化する。また、炉内残
留スラグが生成溶鉄ｔ当り１００kg/tよりも少ない場合
には、後述するＬS ／ＬSOの適正範囲を得るには、ラン
スをスラグ面から極端に高くする必要が生じ、排ガス温
度が上昇し（３）式で定義される着熱効率が低下する。 着熱効率＝｛１−（排ガスが浴温以上に加熱された分の顕熱量）／（ＣＯから ＣＯ2 への燃焼による発熱量）｝×１００ （３）
して装入する高炉溶銑量を少なくすることが必要であ
る。これは、溶銑がスラグよりも一定量以下の場合に
は、スラグ温度が溶銑と接触した領域で部分的に上昇し
てもスラグが反応性を回復するまでには温度が上昇しな
いためである。この条件は、スラグ量と溶銑量の相対関
係で支配され、生成溶鉄のｔ当り１００〜４００kg/tの
スラグを炉内に残留させたまま、図２に示すように次チ
ャージの溶銑の装入量を、生成溶鉄の重量比で２０〜６
０％にすることである。ここで、炉内残留スラグが生成
溶鉄ｔ当り４００kg/tよりも多い場合には、本発明範囲
で溶銑を装入しても、スラグが多量すぎるため突沸現象
は避けられず、また、スラグを加熱するために多量の熱
が必要となるため炭材原単位が悪化する。また、炉内残
留スラグが生成溶鉄ｔ当り１００kg/tよりも少ない場合
には、後述するＬS ／ＬSOの適正範囲を得るには、ラン
スをスラグ面から極端に高くする必要が生じ、排ガス温
度が上昇し（３）式で定義される着熱効率が低下する。 着熱効率＝｛１−（排ガスが浴温以上に加熱された分の顕熱量）／（ＣＯから ＣＯ2 への燃焼による発熱量）｝×１００ （３）
【００１１】また、次チャージの溶銑の装入量を生成溶
鉄の重量比で６０％よりも多くすると、前記の機構によ
り突沸が生じ、２０％よりも少なくすると炉内残留スラ
グにより装入溶銑が冷却され、吹錬初期に装入溶銑が半
溶融状態になるため安定した撹拌が得られず、着熱効率
が低くなる。尚、炉を直立させ吹錬を開始すれば、次第
に昇温されスラグが反応性を回復する臨界温度を通過す
るが、この場合には、炉が直立しているため上部空間が
充分に大きいことと、底吹き攪拌を受けているためスラ
グ相が均一になっており、限られた場所で急激な反応を
起こすことはないため突沸は回避される。
鉄の重量比で６０％よりも多くすると、前記の機構によ
り突沸が生じ、２０％よりも少なくすると炉内残留スラ
グにより装入溶銑が冷却され、吹錬初期に装入溶銑が半
溶融状態になるため安定した撹拌が得られず、着熱効率
が低くなる。尚、炉を直立させ吹錬を開始すれば、次第
に昇温されスラグが反応性を回復する臨界温度を通過す
るが、この場合には、炉が直立しているため上部空間が
充分に大きいことと、底吹き攪拌を受けているためスラ
グ相が均一になっており、限られた場所で急激な反応を
起こすことはないため突沸は回避される。
【００１２】次に高炉溶銑による溶鉄中Ｓの増加を防止
するためには、炭材をスラグｔ当り１００〜５００kg/t
含み(T・Fe) が０．１〜３％のスラグを生成させること
が必要である。これは、本発明のようにＬS ／ＬSOを適
正範囲にした場合、２次燃焼率が５０〜９５％と高くな
り気相の酸化度が高くなるため、スラグのＳが気相によ
り酸化されＳＯX として気相へ除去されるが、それを促
進させるには低い酸化度のスラグを生成する必要がある
ためである。つまり、炭材がスラグｔ当り１００kg/tよ
りも少ない場合や(T・Fe) が３％よりも高い場合にはス
ラグの酸化度が高く脱Ｓが進まず、５００kg/tよりも多
い場合にはスラグ中に炭材が多すぎるため、炭材充填層
に近い状態の層がスラグ上部に形成されるため、吹き付
けられた酸素と炭材が反応して生成したＣＯ2 が炭材充
填層により還元されＣＯとなり２次燃焼率が上がらな
い。尚、(T・Fe) が０．１％よりも低い場合にはスラグ
と溶銑の反応性が低く、スラグがフォーミングしないた
め炭材の循環が悪く着熱効率が低下する。
するためには、炭材をスラグｔ当り１００〜５００kg/t
含み(T・Fe) が０．１〜３％のスラグを生成させること
が必要である。これは、本発明のようにＬS ／ＬSOを適
正範囲にした場合、２次燃焼率が５０〜９５％と高くな
り気相の酸化度が高くなるため、スラグのＳが気相によ
り酸化されＳＯX として気相へ除去されるが、それを促
進させるには低い酸化度のスラグを生成する必要がある
ためである。つまり、炭材がスラグｔ当り１００kg/tよ
りも少ない場合や(T・Fe) が３％よりも高い場合にはス
ラグの酸化度が高く脱Ｓが進まず、５００kg/tよりも多
い場合にはスラグ中に炭材が多すぎるため、炭材充填層
に近い状態の層がスラグ上部に形成されるため、吹き付
けられた酸素と炭材が反応して生成したＣＯ2 が炭材充
填層により還元されＣＯとなり２次燃焼率が上がらな
い。尚、(T・Fe) が０．１％よりも低い場合にはスラグ
と溶銑の反応性が低く、スラグがフォーミングしないた
め炭材の循環が悪く着熱効率が低下する。
【００１３】ここで、本発明におけるスラグは攪拌によ
り炭材が充分に循環できる組成であり、ＣａＯ／ＳｉＯ
2 は０．６〜２．６が好ましい。このように低い塩基度
であれば、通常は溶銑からの脱硫は(T・Fe) が３〜０．
１％であっても困難である。本発明においては、２次燃
焼率が５０〜９５％と高いため、Ｓは一旦、溶銑からス
ラグに移行した後、気相へと除去されることが可能であ
り、そのために初めて脱硫が可能となるものである。本
発明で炭材と固体炭素分が７０％以上の無煙炭、コーク
スと定義する。
り炭材が充分に循環できる組成であり、ＣａＯ／ＳｉＯ
2 は０．６〜２．６が好ましい。このように低い塩基度
であれば、通常は溶銑からの脱硫は(T・Fe) が３〜０．
１％であっても困難である。本発明においては、２次燃
焼率が５０〜９５％と高いため、Ｓは一旦、溶銑からス
ラグに移行した後、気相へと除去されることが可能であ
り、そのために初めて脱硫が可能となるものである。本
発明で炭材と固体炭素分が７０％以上の無煙炭、コーク
スと定義する。
【００１４】また、ここで、スクラップ溶解精錬におい
て、高い２次燃焼率を確保するためには、スラグにより
上吹き酸素ガスと溶銑との直接接触を防ぐことが必要で
あり、その条件はＬS ／ＬSOを０．３〜０．８とするこ
とである。ここで、ＬS ／ＬSOが０．３よりも小さい場
合には、上吹きガスによるスラグの攪拌が小さいため着
熱効率が低下し、０．８よりも大きい場合には、スラグ
相下部に懸濁している粒鉄と酸素ガスが直接接触するた
め２次燃焼率が低下する。また、酸素供給速度が３００
Nm3 /(Hr・t)よりも多い場合には着熱効率が良い場合で
も炉への熱供給速度が過剰のため耐火物損耗が著しく、
１５０Nm3 /(Hr・t)よりも小さい場合には熱供給速度が
小さく生産性が低い。
て、高い２次燃焼率を確保するためには、スラグにより
上吹き酸素ガスと溶銑との直接接触を防ぐことが必要で
あり、その条件はＬS ／ＬSOを０．３〜０．８とするこ
とである。ここで、ＬS ／ＬSOが０．３よりも小さい場
合には、上吹きガスによるスラグの攪拌が小さいため着
熱効率が低下し、０．８よりも大きい場合には、スラグ
相下部に懸濁している粒鉄と酸素ガスが直接接触するた
め２次燃焼率が低下する。また、酸素供給速度が３００
Nm3 /(Hr・t)よりも多い場合には着熱効率が良い場合で
も炉への熱供給速度が過剰のため耐火物損耗が著しく、
１５０Nm3 /(Hr・t)よりも小さい場合には熱供給速度が
小さく生産性が低い。
【００１５】ところで、より効率的に脱硫を進めるに
は、全量出銑工程に先だって、総送酸量の７５〜９０％
経過後に生成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を１７５〜１０
０Nm3/(Hr・t)、ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕
上げ精錬を実施することが好ましい。これは、スラグに
よる上吹き酸素ガスと溶銑との直接接触を完全に防止
し、それまでに生成した(T・Fe) を溶銑より１％以下ま
で還元させスラグの酸化度をより低くすることで脱硫を
促進させるものである。ＬS ／ＬSOが０．１よりも小さ
い場合にはランスとスラグ面間の距離が大きく離れるた
め着熱効率が極端に悪化し、０．４よりも大きい場合に
は、スラグ中に少量とはいえ存在している粒鉄と酸素ガ
スが接触するため(T・Fe) が低下しない。
は、全量出銑工程に先だって、総送酸量の７５〜９０％
経過後に生成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を１７５〜１０
０Nm3/(Hr・t)、ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕
上げ精錬を実施することが好ましい。これは、スラグに
よる上吹き酸素ガスと溶銑との直接接触を完全に防止
し、それまでに生成した(T・Fe) を溶銑より１％以下ま
で還元させスラグの酸化度をより低くすることで脱硫を
促進させるものである。ＬS ／ＬSOが０．１よりも小さ
い場合にはランスとスラグ面間の距離が大きく離れるた
め着熱効率が極端に悪化し、０．４よりも大きい場合に
は、スラグ中に少量とはいえ存在している粒鉄と酸素ガ
スが接触するため(T・Fe) が低下しない。
【００１６】このＬS ／ＬSOの条件は、上吹きガスによ
るスラグの攪拌が小さいため着熱効率は高くないが、酸
素供給速度が１７５Nm3 /(Hr・t)よりも大きい場合には
耐火物損耗が大きいが、それ以下であれば熱供給速度が
小さいため問題はない。しかし、１００Nm3 /(Hr・t)よ
りも小さい場合には、熱供給速度が小さすぎるため溶銑
温度が著しく低下する。また、仕上げ精錬が総送酸量の
９０％経過時よりも後に実施した場合には(T・Fe) が充
分に低下する時間がないため効果がなく、７５％経過時
よりも前から実施した場合には溶銑温度が低下するとと
もに、生産性が悪化する。
るスラグの攪拌が小さいため着熱効率は高くないが、酸
素供給速度が１７５Nm3 /(Hr・t)よりも大きい場合には
耐火物損耗が大きいが、それ以下であれば熱供給速度が
小さいため問題はない。しかし、１００Nm3 /(Hr・t)よ
りも小さい場合には、熱供給速度が小さすぎるため溶銑
温度が著しく低下する。また、仕上げ精錬が総送酸量の
９０％経過時よりも後に実施した場合には(T・Fe) が充
分に低下する時間がないため効果がなく、７５％経過時
よりも前から実施した場合には溶銑温度が低下するとと
もに、生産性が悪化する。
【００１７】
【実施例】実施例は８トン上底吹き転炉を用いた。底吹
きガスは酸素と羽口冷却用ガスの混合ガス、又は窒素を
用い、上吹きランスより酸素ガスを供給した。実験工程
は、前チャージのスラグを全量、又は少なくとも５０％
以上残留させた状態で、まずスクラップを装入し、引き
続いて次チャージの溶銑を受銑した後、炉を直立させ酸
素ガスを供給しつつスクラップと炭材を連続的に添加し
た。スクラップ溶解後、炉を傾動させてスラグを残した
状態で全量出銑し、この工程を繰り返した。炭材として
はコークス又は無煙炭を用いた。
きガスは酸素と羽口冷却用ガスの混合ガス、又は窒素を
用い、上吹きランスより酸素ガスを供給した。実験工程
は、前チャージのスラグを全量、又は少なくとも５０％
以上残留させた状態で、まずスクラップを装入し、引き
続いて次チャージの溶銑を受銑した後、炉を直立させ酸
素ガスを供給しつつスクラップと炭材を連続的に添加し
た。スクラップ溶解後、炉を傾動させてスラグを残した
状態で全量出銑し、この工程を繰り返した。炭材として
はコークス又は無煙炭を用いた。
【００１８】表１は試験結果を示す。Ｆは生成溶鉄ｔ当
りの酸素供給速度を示し（Nm3 /(Hr・t)）、ＷＣはスラ
グｔ当りの炭材量を示し(kg/t-slag) 、ＲＳは生成溶鉄
ｔ当りの炉内残留スラグ量(kg/t-W)、Ｍは次チャージ装
入溶銑重量Ｗ2 と生成溶鉄重量Ｗとの比（Ｗ2 ／Ｗ×１
００；％）を示す。ηは前記の着熱効率（％）を表す。
番号１〜１２は本発明の例であるが、溶銑装入時の突沸
もなく、スクラップ溶解中の脱硫率、着熱効率がともに
高く、かつ耐火物溶損も少なく生産性も高い。
りの酸素供給速度を示し（Nm3 /(Hr・t)）、ＷＣはスラ
グｔ当りの炭材量を示し(kg/t-slag) 、ＲＳは生成溶鉄
ｔ当りの炉内残留スラグ量(kg/t-W)、Ｍは次チャージ装
入溶銑重量Ｗ2 と生成溶鉄重量Ｗとの比（Ｗ2 ／Ｗ×１
００；％）を示す。ηは前記の着熱効率（％）を表す。
番号１〜１２は本発明の例であるが、溶銑装入時の突沸
もなく、スクラップ溶解中の脱硫率、着熱効率がともに
高く、かつ耐火物溶損も少なく生産性も高い。
【００１９】表２は、試験番号１の条件で、生成溶鉄Ｗ
を全量出銑する工程に先だって、生成溶鉄ｔ当りの酸素
供給速度Ｆ2 （Nm3 /(Hr・t-W)）とＬS ／ＬSOを変化さ
せた仕上げ精錬を実施した場合の試験結果である。これ
により、酸素供給速度を１７５〜１００Nm3 /(Hr・t)、
ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕上げ精錬を総送酸
量の７５〜９０％経過後に実施することで、極めて高い
脱硫率が得られている。ここで、αは仕上げ精錬開始時
までの送酸量Ｏ（Nm3 ）と総送酸量ＯT （Nm3）との
比、（Ｏ／ＯT ）×１００である。
を全量出銑する工程に先だって、生成溶鉄ｔ当りの酸素
供給速度Ｆ2 （Nm3 /(Hr・t-W)）とＬS ／ＬSOを変化さ
せた仕上げ精錬を実施した場合の試験結果である。これ
により、酸素供給速度を１７５〜１００Nm3 /(Hr・t)、
ＬS ／ＬSOを０．１〜０．４とした仕上げ精錬を総送酸
量の７５〜９０％経過後に実施することで、極めて高い
脱硫率が得られている。ここで、αは仕上げ精錬開始時
までの送酸量Ｏ（Nm3 ）と総送酸量ＯT （Nm3）との
比、（Ｏ／ＯT ）×１００である。
【００２０】
【表１】
【００２１】
【表２】
【００２２】
【発明の効果】本発明を用いることにより、溶鉄中Ｓの
増加や、受銑する時の突沸現象を引き起こすことなしに
高炉溶銑を受銑して種湯とした、耐火物溶損の少ない着
熱効率の高いスクラップ溶解が可能となった。
増加や、受銑する時の突沸現象を引き起こすことなしに
高炉溶銑を受銑して種湯とした、耐火物溶損の少ない着
熱効率の高いスクラップ溶解が可能となった。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施工程例を示した概略図。
【図２】突沸発生頻度に及ぼす、装入溶銑重量と生成溶
鉄重量に対する比の影響を示した実験結果。
鉄重量に対する比の影響を示した実験結果。
１ 転炉 ２ 高炉溶銑装入用取鍋 ３ 上吹きランス ４ 攪拌用ガス供給管 ５ スクラップ ６ 炭材が混合されているスラグ ７ 生成溶銑 ８ 高炉溶銑
Claims (2)
- 【請求項１】 上底吹き転炉型反応炉で、酸素ガスを用
い炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラップを溶
解する方法において、生成溶鉄ｔ当りの酸素供給速度を
３００〜１５０Nm3 /(Hr・t)、上吹きガスによるスラグ
のキャビティー深さＬS とスラグ厚みＬSOの比であるＬ
S ／ＬSOを０．３〜０．８とした条件でスクラップを溶
解精錬後、生成した溶鉄を全量出銑し、引き続いて当該
チャージで用いた、炭材をスラグｔ当り１００〜５００
kg/t含み(T・Fe) が０．１〜３％前記生成溶鉄ｔ当り１
００〜４００kg/tのスラグを炉内に残留させたまま、次
チャージとして、前記生成溶鉄の重量比で２０〜６０％
の溶銑を炉内に装入することを特徴とする転炉型反応炉
によるスクラップ溶解方法。 - 【請求項２】 生成溶鉄を全量出銑する工程に先だっ
て、総送酸量の７５〜９０％経過後に生成溶鉄ｔ当りの
酸素供給速度を１７５〜１００Nm3 /(Hr・t)、ＬS ／Ｌ
SOを０．１〜０．４とした仕上げ精錬を実施することを
特徴とする、請求項１記載の転炉型反応炉によるスクラ
ップ溶解方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1517795A JPH08209218A (ja) | 1995-02-01 | 1995-02-01 | 転炉型反応炉によるスクラップ溶解方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1517795A JPH08209218A (ja) | 1995-02-01 | 1995-02-01 | 転炉型反応炉によるスクラップ溶解方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08209218A true JPH08209218A (ja) | 1996-08-13 |
Family
ID=11881541
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1517795A Withdrawn JPH08209218A (ja) | 1995-02-01 | 1995-02-01 | 転炉型反応炉によるスクラップ溶解方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH08209218A (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2009038140A1 (ja) | 2007-09-19 | 2009-03-26 | Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho | 溶鉄製造方法 |
| JP7732158B1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-02 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 冷鉄源の予熱方法 |
| WO2025192356A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| WO2025192355A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| WO2025192180A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 冷鉄源の予熱方法 |
-
1995
- 1995-02-01 JP JP1517795A patent/JPH08209218A/ja not_active Withdrawn
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2009038140A1 (ja) | 2007-09-19 | 2009-03-26 | Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho | 溶鉄製造方法 |
| US8012237B2 (en) | 2007-09-19 | 2011-09-06 | Kobe Steel, Ltd. | Process for producing molten iron |
| JP7732158B1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-02 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 冷鉄源の予熱方法 |
| WO2025192356A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| WO2025192355A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| WO2025192180A1 (ja) * | 2024-03-15 | 2025-09-18 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 冷鉄源の予熱方法 |
| JP7803467B1 (ja) * | 2024-03-15 | 2026-01-21 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| JP7803466B1 (ja) * | 2024-03-15 | 2026-01-21 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20020402 |