本发明涉及在炼钢中使用具有底吹功能转炉的精炼方法。本发 明更具体地涉及一种转炉精炼炼钢法，其中，通过在同一转炉内脱硅 与脱磷而精炼铁水、进行中间炉渣排放并通过脱磷而连续地精炼 铁水；还涉及脱磷精炼的操作条件。

由于各种应用技术变得更为先进和多样化，对钢材质量的要求 也变得更为严格，并进一步增加了对生产高纯钢的需求。为了满足 生产这种高纯钢的上述要求，在炼钢工艺中扩大与装备了铁水预处 理设备或二次精炼设备。由于在低温铁水阶段脱磷特别有效，因此 一般在铁水预处理阶段进行通常的脱磷。在常规的脱磷中，有各种 精炼槽系统，例如混铁车系统、浇包系统和双转炉系统(其中在单独 熔炉内进行脱碳)。可以通过顶部添加或喷射装入助熔剂如CaO与 氧化铁以及通过氮气鼓泡或氮气鼓泡结合氧气顶吹的搅拌混合而实 现上述系统中的任一系统。例如，日本专利公开公报No.58-16007 公开了一种用于铁水脱磷与脱硫的方法，其中，将CaO助熔剂连同 载气吹入铁水中，同时进行氧气顶吹，随后铁水被脱磷以致在处理后 炉渣碱度和氧化铁含量分别至少为2.0与不超过15％，然后停止顶 吹氧气，并通过吹入脱硫剂无需强迫除渣而使铁水脱硫。然而，日本 专利公开公报No.62-109908公开了一种使铁水脱硅、脱磷和脱 硫的方法，其中，将含有CaO作为主要成份的脱磷助熔剂添加到经 过初始阶段预处理的铁水表面；将氧气或固态氧源添加到铁水表面， 同时将氧化铁助熔剂粉末随载气吹入铁水中；在脱硅阶段后将该 熔剂变为碱性类型的熔剂以进行脱磷和脱硫。除了上述日本专利 公报以外，日本专利公开公报No.63-195209公开了一种炼钢法， 其中，使用两座转炉，一座顶吹转炉与一座底吹转炉，其中一座被 用作脱磷熔炉，另一座则被用作脱碳熔炉，将脱碳炉内产生的转炉炉 渣循环到脱磷炉内，并将通过脱磷而得到的已脱磷的铁水装入脱碳 炉内。

如上所述，为了有效地在转炉内进行脱碳工序并提高生产效率， 把在铁水阶段进行脱硅和脱磷的工序作为初始的精炼工艺，各钢铁 公司已经注意到分离精炼，并进行研究和实现这种类型的设备。

仅从上述方法的脱磷工序的能力来看，可以达到相对低的磷含 量水平。然而，该工序有以下缺点：处理时间长而且处理时的热损 失大；向转炉供应铁水耗费很多时间；甚至使用两座转炉时，由于从 第一座转炉排出处理后的铁水并将其装入另一座转炉而不可避免地 会降低铁水的温度。因此，从热富裕度的观点来看，该方法决不是一 种令人满意的方法。然而，近年来铁水总量脱磷已经进一步降低了 转炉炼钢法中的热富裕度。结果，今后从转炉必定循环使用废铁的 观点来看，丧失了选择所用原材料的灵活性，并将出现一系列问题。

同上述方法相反，如同在日本BOT集团LD委员会庆祝LD委 员会成立10周年的论文集(235,(1969))中公开的一样，有一种称 为双渣工艺的精炼方法，其中，在一座转炉内实施预脱磷与脱碳精 炼。该方法是在转炉内通过第一次吹炼的软吹精炼进行脱磷，并按 以下方式排出脱磷炉渣，即在脱磷后铁水不会从炉口流出，然后连续 进行脱碳精炼。然而，无法在该方法中找到任何可改进精炼方法和 提高炉渣可排出性的技术。

尽管双渣工艺具有热富裕度高的优点，但如下所述该工艺的成 本高，其中耐火材料的消耗也大：(1)由于有意地进行软吹炼(转炉内 铁水的搅拌力降低，并按确定比率状态进行铁水中〔C〕材料转送)精 炼，炉渣中(％T.Fe)浓度至少被保持在约15％以使炉渣易于发泡。 则铁损失增加，(2)为了保持炉渣的可流动性，提高精炼温度以使脱 磷精炼期间的停吹温度至少变为1400℃，结果在转炉倾斜位置耐火 材料的磨损和熔损增加。(3)由于高的停吹温度而降低脱磷效率，因 此至少应将炉渣碱度CaO/SiO2保持为3.而且助熔剂成本增加。 因此，该技术不能应用于实际运行。

在上述方法中，通过将具有高CaO浓度的脱碳渣留在炉内以使 脱碳渣循环作为脱磷剂并将下一批铁水装入炉中可以有效地降低 熔剂成本。然而，转炉内的脱碳渣通常具有高氧活性。结果，当铁水 被装入转炉中同时处于熔化状态的脱碳渣被留在炉内，铁水中的C 会同转炉脱碳渣中的氧进行剧烈反应。因此，可能出现由于暴沸或 炉渣发泡而妨碍转炉运行的问题。

本发明是在这些情况下而完成的。尽管在常规方法中为了使铁 水脱硅和脱磷而要求分离精炼，本发明使在转炉炼钢法中结合预处 理工序成为可能。本发明的目的是提供一种大大地提高热富裕度与 大大地降低炼钢成本的有效的精炼方法。

本发明的要点如下：

(1)一种转炉精炼炼钢法，它包括以下工序：将铁水加入具 有底吹功能的转炉内、通过以下方法使钢水脱磷：控制加入的熔剂 与加入的冷却剂数量，使处理后炉渣中的CaO/SiO2比至少为0.7但 不大于2.5、钢水温度至少为1,200℃但不大于1,450℃，同时控制 底吹气体流量，以使搅拌能ε满足以下公式，并至少为0.5KW/ton： ε=(2Q·R·T/W·1000/n/60)·2.3log[1+ρ·g·Lo/Pa]   =0.0285×103·Q·T·[log(1+Lo/1.48)]/W 其中ε是搅拌能(Watt/ton)，Q是标准状态下测量的底吹气体流 量(Nm3/min)，R是普适常数(=8.314J/mol/K)，T是熔池 温度(K)，n=22.4(mol)，ρ是铁水比重(=7000kg/m3)，g是重 力加速度(=9.8m/s)，Lo是熔池深度(m)，Pa是大气压力(= 1013125Pa)，W是铁水重量(ton)。

(2)根据(1)的转炉精炼炼钢法，其中，该方法还包括顶 吹氧气使处理后炉渣中T·Fe浓度与MnO浓度之和为10-35％ (质量)的工序。

(3)根据(2)的转炉精炼炼钢法，其中，在顶吹氧气的同时 由公式L/Lo=Lhexp(-0.78h/Lh)/Lo表示的L/Lo比被保持为0.1-0.3； 其中Lo是熔池深度(Bath depth)(m)，h是氧气顶吹喷管的 高度，L由公式Lh·10-3exp(-0.78h/Lh)表示是冲击深度 (Cavity depth)，Lh由公式63.0×(K/Q02/n/d)2/3表示，其中Q02 是氧气流量(Nm3/h)，n是喷嘴数目，d是各喷嘴的直径(mm)， K是由喷嘴射角确定的常数。

(4)一种转炉精炼炼钢法，它包括以下工序：将铁水加入具 有底吹功能的转炉内、通过以下方法使钢水脱磷：控制加入的熔剂 与加入的冷却剂数量，使处理后炉渣中的CaO/SiO2比至少为0.7但 不大于2.5、钢水温度至少为1,200℃但不大于1,450℃，同时控制 底吹气体流量，使搅拌能ε至少为0.5KW/ton：

ε=0.0285×Q×103×T×log(1+Lo/1.48)/W 其中ε是搅拌能(Watt/T-S)，Q是底吹气体流量(Nm3/min)， T是熔池温度(K)，Lo是熔池深度(m)，W是铁水重量 (ton)，一旦中断脱磷，立即使转炉倾斜以排放炉内至少60％的 炉渣、使转炉垂直竖立进行脱碳精炼。

(5)根据权利要求(4)的转炉精炼炼钢法，其中，将脱碳 期间生成的脱碳炉渣留在转炉内，在以下条件下加入下一批装料的 铁水：炉渣中的T·Fe浓度、MnO浓度和渣温满足以下公式 (1)：3.038×108×〔(％T·Fe)+(％MnO)〕2×exp(-91400/Ts +TM+546)〕≤0.1    (1) 其中(％T·Fe)是脱碳渣中氧化铁的质量比例(FeO与Fe2O3 的铁浓度之和)，(％MnO)是脱碳炉渣中氧化锰的质量比例(％)， Ts是脱碳炉渣的温度(℃)，TM是要加入的铁水温度(℃)，再 次进行脱磷和脱碳 图1是表示本发明工艺流程的视图。 图2是表示底吹搅拌能与炉渣排放比之间相互关系的曲线。 图3是表示底吹搅拌能与脱磷平衡完成度之间相互关系的曲线。 图4是表示脱磷精炼中熟石灰消耗量与脱磷量之间相互关系 的曲线。

图5是表示处理后得到80％脱磷比的铁水温度与炉渣碱度之 间相互关系的曲线。

图6是表示脱磷后铁水温度、炉渣碱度与炉渣排放比之间相互 关系的曲线。

图7是表示脱磷渣的排放比与为在脱碳阶段停吹时得到相同 〔％P〕的全部熟石灰消耗量之间相互关系的曲线。

图8是表示炉渣中T.Fe浓度和MnO浓度之和与(％P)/〔％ P〕比之间相互关系的曲线。

图9是表示铁水中〔P〕浓度随时间变化的曲线。

图10是表示顶吹氧气的进风速率与初始脱磷率常数之间相互 关系的曲线。

图11是表示脱碳渣中氧化铁浓度和MnO浓度之和与脱碳渣 暴沸临界温度之间相互关系的曲线。

图12是表示脱碳渣中氧化铁浓度和MnO浓度之和与脱碳渣 暴沸临界温度之间相互关系的曲线。

图13是表示脱碳渣中氧化铁浓度和MnO浓度之和与脱碳渣 暴沸临界温度之间相互关系的曲线。

图14是表示快速排放脱磷炉渣状态的视图。

实施本发明的最佳模式

通过在转炉炼钢法中使脱硅工序与脱磷工序相结合而完成本发 明。为了保持生产低含磷量钢的方法的能力比得上现有技术的分离 精炼的生产能力，快速而完全排放脱磷炉渣成为基本条件。也就是， 在铁水处理工序后排放炉渣引起如下问题：(1)在排渣期间流出铁 水、结果降低了产量；(2)由于排放时间增加而降低了生产率；以及 (3)保证炉渣高排放比十分困难，并且只有在脱磷炉渣含有高浓度的 P2O5时才发生脱磷现象。

本发明对以下方面已经进行了研究和发展：利用转炉使铁水脱 硅和脱磷后提高炉渣的排放效率、在转炉炼钢法中结合采用铁水的 预处理工序、极大地提高了热富裕度、并降低助熔剂费用。

首先，本发明进行了一系列试验，其中，使用了作为实际设备规 模的具有底吹功能的300-tont转炉，将约290ton的铁水装入其 中；添加用于脱磷的熟石灰和铁矿石；顶吹氧气同时底吹搅拌以实 现脱硅和脱磷；在脱磷和倾斜转炉后一旦中断脱磷就立即进行中间 炉渣排放；以及连续地进行脱碳吹炼。该铁水在处理前已平均含有 0.40％的Si和0.100％的P，根据实现有效脱磷反应的普通知识已 确定脱磷后铁水所要求的温度为1,350℃。因此，本发明已经注意到 底吹气体的搅拌力和脱磷后炉渣的组成极大地影响脱磷率和炉渣排 出效率，并发现了满足两个因素的炉渣最佳组成。

也就是，从图2可看出，底吹气体的搅拌力影响炉渣排放比，并 且，在底吹气体的搅拌能至少为0.5KW/ton时，即使炉渣的成分相 同，也能明显地提高炉渣的排放比。因为底吹气体能增强炉渣发泡 水平，并且进行炉渣排放比中间炉渣排放容易得多，从而提高了炉 渣排放效率。

所以，本发明进行了各种各样的脱磷试验，并发现可用以下公式 表示铁水中脱磷的近似平衡： log(％p)/[％p]=2.5log[(％T.Fe)+(％MnO)]+0.0715[(％CaO)+ 0.25(％MgO)+7710.2/T-8.55+(105.1/T+0.0723)[％C]       (2) 其中(％P)是炉渣中的磷浓度，〔％P]是铁水中的磷浓度。

应用公式(2)研究了底吹搅拌能与近似平衡完成度之间的相互 关系。

具体地是使用8-ton试验转炉进行脱磷试验的。将初始温度 为1,180℃-1,300℃、含有4-4.80％的C、0.1-0.15％的P和约 0.3％的Si的约6ton的铁水精炼8-10分钟。加入预定数量的CaO 作为助熔剂、在以下条件：顶吹氧气进气速率为1.1-3.6Nm3/ min/ton、底吹N2气进气速率为3-350Nm3/h(0.03-3.7KW/ ton)，对铁水进行精炼。炉渣中的CaO/SiO2比为0.6-2.5，处理后 铁水的温度为1,250℃-1,400℃。

图3示出了底吹搅拌能与平衡完成度(记录的(P)/〔P〕比与用 公式(2)所得(P)/〔P〕比的比值)之间的相互关系。

从图3可明显看出，当底吹搅拌能保证至少为1KW/ton时，进 行充分的脱磷反应直到平衡。尽管底吹搅拌能随底吹气体的流量而 增大，但当气体流量过大时，该气体吹透铁水并且喷溅大大增加。因 此，应根据铁水熔池深度与底吹风口直径以及底吹气体的搅拌能以 使气体不吹透铁水来确定搅拌能的上限。

从以下公式(3)得到搅拌能：

ε=0.0285×Q×103×T×Log(1+Lo/1.48)/W 其中ε是搅拌能(Watt/T-S)，Q是底吹气体流量(Nm3/min)，T 是熔池温度(K)，Lo是熔池深度(m)，W是铁水重量(ton)。(参考： AgitationStrengh and Metallurgical Reaction in a Composite Con- verter(1980),a document Submitted,to Japan Society for the Promotion of Science,Steel Making,No.19 Committee,3rd Sec- tion,Steel Making Reaction Conference)。

图4示出了当实际应用至少为1.0KW/ton的底吹搅拌能时，在 脱磷精炼中熟石灰消耗量与脱磷量之间的相互关系。该相互关系与 使用混铁车和铁水浇包的普通方法中的那种相互关系相类似。从图 4可看出，同常规方法相比能够减少约15kg/ton的熟石灰消耗量。

其次，本发明多方面地研究了当底吹气体流量被调整到搅拌能 至少为0.5KW/ton时，钢水处理温度与处理后炉渣中CaO/SiO2比 之间的相互关系(为了达到80％的脱磷比)。由此得到的结果表示 在图5中。本发明通过改变温度和处理后炉渣中的CaO/SiO2比进 行了中间炉渣排放试验，多方面地研究了炉渣中CaO/SiO2比与炉 渣排放比之间的相互关系。由此得到的结果表示在图6中。

此外，使用同一转炉重复以下转炉操作：铁水进行脱磷精炼；倾 斜转炉排放炉渣；然后使转炉垂直竖立；对铁水进行脱碳精炼；从转 炉出钢口放出所得到的钢；将铁水再次装入该转炉同时脱碳炉渣留 在转炉内。研究了炉渣排放比与精炼1ton铁水所必需的CaO量(在 脱磷阶段所用CaO量和在脱碳阶段所用CaO量之和)之间的相互 关系。由此得到的结果表示在图7中。

从图7可明显看出，为了防止因熟石灰消耗少而引起的回磷， 必需在脱磷后尽可能多地排放炉渣，并因此提高了脱碳阶段中Mn 矿的产量；尽管尽可能多地使炉渣排放比接近100％在提高Mn矿 产量中是有效的，但从减少脱磷熔剂的观点来看，在至少为60％ 的炉渣排放比时熟石灰消耗降低的比例变小，因此，至少60％的炉 渣排放比是使熟石灰消耗最少所必需的比值。从图7可以看出，当 炉渣排放比至少为60％时，通过循环使用脱碳炉渣有可能使脱磷阶 段和脱碳阶段所用熟石灰的总量达到不大于10kg/ton。另一方面， 当不循环使用脱碳炉渣时，在脱磷阶段和脱碳阶段消耗的熟石灰之 和约为15kg/ton。因此，循环使用脱碳炉渣可减少熟石灰消耗至少 约为5kg/ton。

此外，从图6可明显看出，当处理后的温度低于1,200℃时，在 处理后的任何CaO/SiO2比条件下都达不到60％的炉渣排放比；当 处理后的温度超过1,450℃时，在从图5得到至少所必需的CaO/ SiO2比的条件下也达不到60％的炉渣排放比。因此，为了得到高脱 磷效率和高炉渣排放效率，要求进行脱磷使处理后的铁水温度至少 为1,200℃但不大于1,450℃、处理后炉渣中的CaO/SiO2比至少为 0.7但不大于2.5。

其中处理后炉渣中的CaO/SiO2比可以通过在脱磷精炼期间添 加熔剂的数量自由进行控制，处理后的钢水温度也可以通过在脱 磷精炼期间添加冷却剂(废铁和铁矿)自由进行控制。

也就是，在处理后的铁水温度为1,200℃-1,450℃、处理后炉 渣中的CaO/SiO2比为0.7-2.5、底吹搅拌能至少为0.5KW/ton 的条件下，足以能够达到所要求的60％的炉渣排放比以及所要求的 脱磷量。

此外，图8示出了在处理后铁水温度为1,350℃、处理后炉渣中 的CaO/SiO2比为1.0、1.5或2.0时，T.Fe浓度和MnO浓度之和 与(％P)/〔％P〕比之间的相互关系。从图8可以看出，在任意的 CaO/SiO2比时，当T.Fe低于0％时，(％P)/〔％P〕比急剧下降；当 T.Fe超过35％时，(％P)/〔％P〕比不会增加或甚至下降(％P)表 示炉渣中P的浓度，〔％P〕表示铁水中P的浓度)。

产生这种现象的理由如下。当炉渣中的T.Fe浓度和MnO浓 度的总和低于10％时，由于氧势不足而使得(％P)/[％P]比明显降 低。当该总和超过35％时，由于炉渣中碱性成分过稀也会使(％P)/ 〔％P〕比降低。

因此，为了既获得高(％P)/〔％P〕比同时又保持铁产量，要求 处理后T.Fe浓度和MnO浓度之和至少保持为10％但不大于35％ 作为操作转炉最佳控制参数，同时调整顶吹氧气进气速率、底吹气 体流量或顶吹喷管的高度。

作为通过调整顶吹氧气进气条件控制处理后T·Fe的方法， 有一种操作方法，其中使用L/Lo比值(〔钢水冲击深度(depth of cavity of the molten steal)/熔池深度(Bath depth)〕)作为一种指标。

L/Lo比由L/Lo=Lh·10-3·exp(-0.78h/Lh)/Lo公式表示， 其中Lo是熔池深度(m)，h是氧气顶吹喷管高度，L是由公式 Lh·10-3·exp(-0.78h/Lh)表示的钢水冲击深度，而Lh是由公 式63.0×(K/Q02/n/d)2/3表示(其中Q02是氧气流量(Nm3/h)，n 是喷嘴数目，d是各喷嘴的直径(mm)，K是由喷嘴喷射角确定 的常数)。

基本上，当使L/Lo比更小时，炉渣中的(％FeO)浓度增加并对 脱磷有利。实际上，为了降低L/Lo比，要求升高喷管高度。当升高喷 管时，炉内二次燃烧比增大，LDG的恢复量降低或者对转炉倾斜部 分的耐火砖的热损伤增加。因此，应限制喷管高度的增加。然而，当 L/Lo变得更小时，炉渣发泡增加，更可能产生妨碍吹炼期间转炉操作 的喷溅现象。从上述观点来看，应将最小的L/Lo比限制至少为0.1。 然而，当L/Lo比增大时，炉渣中的(％T.Fe)降低，脱磷能力也下 降。因此，为了保证脱磷期间炉渣中的T.Fe浓度和MnO浓度之和 至少为10％以致能够实现有效脱磷精炼，要求将L/Lo限制为不大 于0.3。当控制L/Lo比以满足0.1≤L/Lo≤0.3条件时，能够获得 以下优点：在脱磷期间能够控制过度的喷溅；能够稳定地控制铁水 中的〔％P〕到不大于0.030％，同时能够抑制废气二次燃烧比的异 常增大。

另一方面，当操作转炉同时将底吹搅拌能、处理后炉渣中的 CaO/SiO2比和处理后的钢水温度调整到上述范围内，随着氧气进 气速率增大可以减少脱磷时间。

图9示出了在处理后炉渣组成和炉渣温度分别接近恒定的条件 下，在不同的氧气吹炼速率时，铁水中的〔P〕浓度随时间的变化。当 以至少2.5Nm3/min/ton的速率供给氧气时，同以1.1Nm3/min/ ton的速率供氧的操作条件比较，能够减少约4分钟的处理时间。

图10示出了氧气进气速率与初始脱磷率常数(Kp′)之间的相互 关系。图10还示出了在实际装置中常规方法(1)、(2)和(3)的相互 关系。甚至当精炼后将CaO/SiO2比降低到0.6-1.1以减少熟石灰 消耗时，通过提高氧气进气速率也能使脱磷率常数等于使用混铁车 的普通方法(1)的脱磷率常数或使用浇包的普通方法(2)的脱磷率常 数。当CaO/SiO2至少为1.1但不大于2.5时，可以确认得到约2倍 于使用相同转炉的常规方法(3)的脱磷率常数一样多的脱磷率常数。

当存在满足以下条件的适当脱磷反应时：底吹搅拌能、处理后 炉渣中的CaO/SiO2比和处理后的钢水温度，则快速而完全的排放 脱磷精炼炉渣成为可能，从而在转炉内能够结合脱硅、脱磷和脱碳 各工序。

也就是，在适当脱磷后，使转炉倾斜排放炉渣。就炉渣排放后的 各工序而论，立即使转炉垂直竖立，而且根据炉渣排放比、炉子的熔 损状态、要求的〔P〕浓度等来装入必需而最低数量的助熔剂如熟石 灰与轻度煅烧的白云石，再通过吹氧直到铁水达到所要求的终点 〔C〕使铁水脱碳。可以任选地装入废铁、铁矿、相应于所要求〔Mn〕 浓度的Mn矿等等。

当将脱碳炉渣留在转炉内循环使用并装入下一批装料的铁水 时，如图7所示可以大大地减少熟石类的消耗。然而，铁水中的C将 按照反应式(4)、(5)与(6)同转炉脱碳炉渣中的氧源、即FeO、Fe2O3 与MnO发生剧烈反应而产生大量的CO气体：

FeO+C→Fe+CO          (4)

Fe2O3+3C→2Fe+3CO     (5)

MnO+C→Mn+CO          (6) 该CO气体使炉渣和已装入的铁水从转炉内喷溅出来，并使炉渣发 泡流出转炉。这样，大量CO气体的产生不仅导致铁产量降低而且 转炉操作也不得不中断。

由公式(4)-(6)反应产生CO气体的数量随炉渣中FeO、Fe2O3 与MnO浓度而增加。然而，上述反应的速率随炉渣或铁水的温度而 增大，也就是，温度愈高反应愈激烈。然而，即使炉渣中的FeO、Fe2O3 或MnO浓度高，如果炉渣温度或铁水温度低则该反应速率也低。 结果，有时候并不发生暴沸或炉渣发泡。

通过详细研究FeO、Fe2O3与MnO浓度、炉渣温度和铁水温度 对暴沸和炉渣发泡的影响，本发明者发现，为了防止暴沸和炉渣发 泡，必须满足上述公式(1)。该公式(1)意味着，当其左边的T.Fe (FeO与Fe2O3中Fe浓度之比)、MnO浓度、炉渣温度和铁水温度的 相互关系式不大于0.1时，暴沸和炉渣发泡就不会发生。也就是，选 择炉渣温度或铁水温度使它们同炉渣中的FeO、Fe2O3与MnO浓度 相匹配，以致公式(1)左边的数值不大于0.1。然后加入铁水，就可能 防止暴沸和炉渣发泡。然而，换一种方法，按照炉渣温度和铁水温度 调整炉渣中T.Fe与MnO浓度以满足公式(1)的关系并加入铁水， 也可能防止暴沸和炉渣发泡。

此外，有一种方法，即延迟加入铁水直到脱碳炉渣温度由脱碳炉 渣中的氧化铁和氧化锰浓度之和确定以满足公式(1)时才加入。然 而，可能还有一种方法，即添加冷却剂如CaCO3或冷却剂与脱氧剂 (如焦炭与无烟煤)的混合物以强制性地满足公式(1)。

例如，当使用CaCO3作为冷却剂时，CaCO3被分解成CaO与 CO2。由于分解反应吸热，结果脱碳炉渣温度降低，在短时间内可以 满足公式(1)的条件。然而，进行分解作用而产生的CaO可作为脱 磷反应中的熔剂，因此有助于减少在脱磷阶段用于脱磷的熔剂。

既可以通过提取渣样、进行快速分析；也可以通过事先获知钢 水中碳浓度和脱碳炉渣中氧化铁浓度与氧化锰浓度之和之间的相互 关系求出脱碳后早先装料的钢水中碳浓度各分析结果之和，然后，据 此确定脱碳炉渣中氧化铁与氧化锰浓度之和。由辐射温度计等来测 量脱碳炉渣的温度。

图1示出了全部工艺流程的示意图。

以上本发明是在使用转炉外预脱硫铁水的基础上进行说明的。 当不要求高度预脱硫条件时，可以在上述脱磷之前在转炉内对铁水 进行脱硫。也就是，通过顶部投料或底吹喷射来加入选自CaO、 Na2CO3与Mg中的一种或至少两种物质的脱硫熔剂，然后在2- 5分钟短时间内进行脱硫。随后进行上述的脱磷反应。因为炉渣中40 -60％的S被汽化和脱除，因此只要通过调整熔剂数量在初始阶 段结合脱磷脱除铁水中30-50％的〔S〕就成为可能。

此外，当需要倾斜转炉排放炉渣时，在短时间如1分钟(尽可能 地短)内按要求转动转炉，同时如图14所示可以在转炉前面安装一 块防渣板以防止炉渣泄漏。

根据以下各实施例对本发明进行详细说明。 实施例1

向具有底吹功能的8-ton试验转炉内加入约6-ton已预脱硫 的铁水。控制装入的熔剂和废铁的数量，使处理后炉渣中的CaO/ SiO2比至少为0.7但不大于2.5、铁水温度至少为1,200℃但不大于 1,450℃，同时控制底吹气体流量使搅拌能至少为0.5KW/ton，在 此条件下使铁水脱磷约8分钟。随后倾斜熔炉进行约3分钟的中间 炉渣排放。使熔炉垂直竖立立即进行约9分钟脱硫处理，随后放出成 品钢水。

表1示出了钢水的具体条件、化学组成以及钢的温度变化。

脱磷后的铁水含有0.025％的〔P〕，脱碳后的钢水含有0. 019％的(P)。在转炉内预脱硫阶段和脱磷与脱碳阶段添加的熟石灰 总量约为20kg/ton。同常规方法中用于获得与本发明相等精炼效果 的34kg/ton的平均熟石灰总消耗量(在转炉内铁水脱硫与脱磷+ 脱碳)相比较，可明显地减少该消耗量。

由于应用了本发明符合高炉渣排放比与高脱磷效率的脱磷操作 条件，从而可以获得上述结果。

·金属的化学组成                          温度变化

      [％C]    [％Si]    [％Mn]    [％P]    [％S]    温度

                                                     (℃) 处理前    4.52     0.31      0.30      0.104    0.010    1350 脱磷后    3.62     0.01      0.09      0.025    0.010    1352 脱碳后    0.037   ＜0.01     0.05      0.019    0.010    1648 实施例2

向具有底吹功能的8-ton试验转炉内加入约6-ton已预脱硫 的铁水。控制加入的熔剂与废铁数量使处理后炉渣中的CaO/SiO2 比至少为0.7但不大于2.5、铁水温度至少为1,200℃但不大于1, 450℃，同时控制底吹气体流量使搅拌能至少为0.5KW/ton，在此 条件下使铁水脱磷约8分钟。随后倾斜转炉进行约3分钟中间炉渣 排放。使转炉垂直竖立并立即脱碳约9分钟，随后放出成品钢水。对 4批铁水装料进行精炼操作同时改变加入的废钢铁量。

表2示出了各批装料的一些条件如化学组成、温度等等。

从这些结果可以看出，根据本发明具有高热富裕度的方法可以 加入约17％的大量废铁，而分别在混铁车与转炉内进行脱磷与脱硫 的普通方法中仅能加入约7％数量的废铁。

此外，从这些结果还可以看出，当铁水中的〔Si〕增加时，由于在 脱磷阶段炉渣发泡量增加，铁水可能在较低碱度进行脱磷；结果熟石 灰消耗量不会增加很多。即使当铁水中的〔Si〕增加，由于以低碱度 和低温操作，操作会稳定进行而不会发生剧烈喷溅现象。该操作可 能使用具有1％〔Si〕含量的铁水、在25％废钢铁比条件进行。

表2 ·处理前的铁水 装料号No.    重量  [％C]  [％Si] [％Mn] [％p]  [％s]    温度               (kg)                                       (℃)         1   6050  4.52   0.31   0.30   0.104   0.020   1350         2   5990  4.52   0.52   0.29   0.099   0.020   1352         3   6020  4.45   0.65   0.29   0.101   0.020   1345         4   6010  4.53   0.95   0.31   0.102   0.020   1348

·金属的化学组成，温度变化，

熟石灰消耗 装料号   脱磷后            脱碳后                熟石灰消耗 No.

     温度  [％C ]  [％P]  温度  [％C]  [％P]

     (℃)                 (℃)                  (kg/ton) 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  0.019    31.3

·熔化废铁量 装料号   熔化废铁量    (kg)    废铁比率(％)

1    1220                  16.8

2    1360                  18.5

3    1525                  20.2

4    1970                  24.7 先有技术                       约7％                           (铁水中0.3％的                           〔Si〕) 实施例3

向具有底吹功能的8-ton试验转炉内加入约6-ton未经过预 脱硫的铁水，通过向其中添加脱硫剂使该铁水脱硫。控制加入的 熔剂与废铁数量使处理后炉渣中的CoO/SiO2比至少为0.7但不大 于2.5、钢水温度至少为1,200℃但不大于1,450℃，同时控制底吹 气体流量使搅拌能至少为0.5KW/ton，在此条件下使铁水脱磷约8 分钟。随后倾斜转炉进行约3分钟的中间炉渣排放。使转炉垂直竖 立立即脱碳约9分钟，随后放出成品钢水。

表3示出了铁水的具体条件、化学组成以及钢的温度变化。

在初始阶段铁水中0.030％的〔S〕在脱硫后变为0.010％、在脱 磷后变为0.015％以及在脱碳后变为0.014％。从而发现，铁水能够 充分地被脱硫到普通钢的含硫量水平。

表3 辅助原料和处理时间 脱硫 脱磷 中间脱碳炉渣排放 辅助原料 的消耗 脱硫剂 4.9kg/ton* 熟石灰 10.1kg/ton - 熟石灰 7.3kg/ton 处理时间 3.2min 8.0min 3.1min 8.8min

注：·脱硫剂    50％CaO+30％Na2CO3+20％Mg

·金属的化学组成，温度变化，

              [％C]  [％Si ]  [％Mn]  [％P]  [％S]  Temp

                                        (℃) 处理前          4.46   0.31     0.31    0.101  0.030  1350 脱硫后          4.41   0.30     0.30    0.090  0.010  1335 脱磷后          3.49   0.01     0.09    0.021  0.015  1351 脱碳后          0.037  ＜0.01   0.05    0.019  0.014  1648 实施例4

表4示出了各个实施例，其中，将290-300ton的铁水加入在 底部装有底吹风口的300ton顶吹一底吹转炉内。分别从底吹风口 和顶吹喷管吹入CO2与O2。

对比实施例1-3是各种例子，其中，脱磷后的炉渣碱度至少为 2.0，或者以降低了的搅拌力精炼铁水。根据本发明完成实施例4- 7。通过根据处理前从铁水中的Si生成SiO2的数量加入一定数量的 熟石灰，并将一定数量的SiO2留在转炉的炉渣内，能够很容易调整 铁水的碱度。

从各实施例的结果可以看出，同常规方法相比较，通过应用本发 明方法可以大大提高脱磷后的中间炉渣排放比；在炉渣排放后连续 进行的脱碳工序中能够防止回磷现象；可以令人满意地在一个熔炉 中进行脱硅、脱磷和脱碳工序。

表4     试验号 铁水量 (ton)     铁水的化学组成    (％) 脱磷# 时间 (min) 脱磷比率     (％)     C     Si  Mn     P     S 温度 (℃) 对比实施例1  289.8 处理前T* 脱磷后D#  4.37  3.66  0.39  0.03  0.21  0.08  0.094  0.016  0.030  0.029  1249  1342     8     83.0 对比实施例2  294.7 处理前T* 脱磷后D#  4.20  3.71  0.36  0.02  0.12  0.03  0.105  0.015  0.015  0.014  1241  1348     7     85.7 对比实施例3  294.0 处理前T* 脱磷后D#  4.43  3.77  0.39  0.02  0.26  0.05  0.099  0.018  0.012  0.012  1282  1350     7     81.8     实施例4  304.3 处理前T* 脱磷后D# 4.43  3.68  0.42  0.02  0.17  0.02  0.097  0.015  0.012  0.013  1236  1341     6     84.5     实施例5  307.6 处理前T* 脱磷后D# 4.33  3.66  0.37  0.01  0.23  0.04  0.096  0.013  0.014  0.014  1252  1360     7     86.5     实施例6  291.5 处理前T* 脱磷后D# 4.39  3.75  0.28  0.01  0.16  0.06  0.094  0.018  0.017  0.015  1298  1390     9     80.9     实施例7  298.9 处理前T* 脱磷后D# 4.42  3.73  0.34  0.02  0.26  0.04  0.113  0.015  0.024  0.022  1306  1371     8     86.7

表4(续) 试验号     脱磷后的炉渣 底吹气体 流量 Nm3/min 熔池深度     (m) 底吹搅拌能     (kw/ton) 碱度       氧化铁      (MnO)             (％)        (％) 对比实施例1  2.34       12.7        1.50     12.0     2.1     0.73 对比实施例2  3.65       12.1        0.95      -     2.2     0 对比实施例3  1.72       16.8        1.52     6.0     2.2     0.37 实施例4  1.68       13.4        1.30     11.0     2.3     0.71 实施例5  1.82       14.1        1.70     10.7     2.3     0.69 实施例6  1.75       10.5        1.31     19.5     2.2     1.26 实施例7  1.56        7.2        3.50     22.0     2.2     1.41

表4(续2) 试验号    排渣时间             (min) 在排渣期间流出的金属液数量              (ton) 炉渣形成数量     (ton) 炉渣排放比     (％) 对比实施例1  5.5     0.7     12.0     41.0 对比实施例2  3.5     1.1     14.3     26.4 对比实施例3  4.0     0.6     15.6     58.2 实施例4      5.0     0.3     14.0     86.0 实施例5      3.2     0.3     15.6     93.2 实施例6      4.3     0.1     13.7     89.4 实施例7      4.5     0.2     11.3     80.4 实施例5

使用300ton转炉，将脱碳工序中生成的脱碳炉渣留在炉内无 需排放，并将下批装料的铁水加入炉内、然后重复使用该炉渣作为 脱磷助熔剂对转炉进行操作。

当留在炉内的脱碳炉渣达到由铁水温度与脱碳炉渣的(％T. Fe+MnO)浓度所确定的温度以满足公式(1)的各条件时，将达到温 度1)1,290℃-1,310℃,2)1,340℃-1,360℃或3)1,390℃-1, 410℃的300ton铁水加入炉内。

此外，铁水的化学组成如下：4.5-4.8％的〔C〕浓度、0.39-0. 41％的〔Si〕浓度，以及0.099-0.103％的〔P〕浓度。留在转炉内的脱 碳炉渣数量约为30kg/ton。然而，为比较起见，甚至还加入了并不满 足公式(1)各条件的铁水。在图11-图13中示出了在相应的铁水温 度下是否发生暴沸或快速发泡。

图11-图13中各斜线部分是满足公式(1)各条件的区域。符号 0表示加入铁水时不发生暴沸与炉渣发泡的情况。符号X表示加入 铁水时发生暴沸与炉渣发泡的情况。当加入铁水不满足公式(1)的 各条件时，必定发生暴沸与炉渣发泡。另一方面，当加入铁水同时满 足公式(1)的各条件时，即不会发生暴沸也不会发生炉渣发泡，也不 会妨碍操作。

此外，进行了一种对比试验，其中，一旦从转炉排放脱碳炉渣，将 该炉渣碾碎用作铁水的熔剂。然而，在本发明中，同对比试验相 比较，平均增加5％的废铁比而且热富裕度也提高。

随后进行脱磷，结果如下：重复使用脱碳炉渣作为脱磷熔剂； 脱碳炉渣中的CaO成份被有效地用于脱磷；同不重复使用脱碳炉渣 的情况比较，能够减少脱磷阶段要加入的CaO消耗量。 工业应用

从上述各实施例可以看出，本发明具有以下效果：

(1)可以在转炉内进行常规在转炉外进行的脱磷工序或常规脱 硫与脱磷工序，并可大大减少固定投资。

(2)通过减少熔剂消耗量也可以减少各种成本。

(3)由于在转炉内进行各工序而提高了热富裕度，实施本发明具 有任选操作的优点如下：1)提高熔化废铁的能力，2)由于减少了铁矿 量而提高了钢水产量，以及3)用石灰石代替熟石灰从而降低了助熔 剂成本。

(4)由于降低了所用熔剂的消耗量，因此可以将从转炉精炼工 序排放的炉渣总量减少到常规精炼工序排放量的2/3。