JP2005297004A

JP2005297004A - 溶鋼攪拌方法

Info

Publication number: JP2005297004A
Application number: JP2004117137A
Authority: JP
Inventors: Takehiro Nakaoka; 威博中岡
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2004-04-12
Filing date: 2004-04-12
Publication date: 2005-10-27
Anticipated expiration: 2024-04-12
Also published as: JP4357343B2

Abstract

【課題】取鍋内の溶鋼の温度差を確実に解消可能とする。
【解決手段】取鍋３内の溶鋼２を連続鋳造装置１のタンディッシュ６へ装入する前に、前記溶鋼２の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋３内に気体を吹き込んで溶鋼２を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼２の攪拌強度を攪拌動力密度Ｗで規定すると共に、この攪拌動力密度Ｗで気体の吹き込み時間Ｔを規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間Ｔ以上、取鍋３の底部から気体吹き込みを行う。
【選択図】図３

Description

本発明は、取鍋内に存する溶鋼の温度を均一化するための溶鋼攪拌方法に関するものである。

非特許文献１に記載されている如く、従来から連続鋳造装置のレードルターレット（スイングタワー）に載置されている取鍋において、その中の溶鋼の温度を均一化させるために、ガスを溶鋼内に吹き込み溶鋼の攪拌を行っていた（Gas bubbling on the swing tower）。
また、特許文献１には、取鍋を真空脱ガス装置に設置し、この真空脱ガス装置により取鍋内の溶鋼を環流させて、溶鋼温度を均一化すると共にその温度に高めることで、取鍋内の地金を再溶解せしめる技術が開示されている。
特開２０００−３０１３２０号公報（第２頁〜第４頁、図２）川崎製鉄・千葉製鉄所、「連鋳操業における機械化・自動化技術」、第９２回製鋼部会、日本鉄鋼協会共同研究会、昭和６０年１１月７日

しかしながら、前記各文献には、溶鋼の温度差を解消し均一にするために、溶鋼を攪拌する技術思想は開示されているが、攪拌ガス（気体）を取鍋に対して、どれくらいの強度で且つどれくらいの時間吹き込んだらよいか等の実施可能な技術の開示はなされていない。つまり、実際の連続鋳造装置の取鍋に適用できる技術とはなっていなかった。
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、実際の取鍋に適用可能で取鍋内の溶鋼の温度差を確実に解消可能とする溶鋼攪拌方法を提供することを目的とする。

前記目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
連続鋳造装置のレードルターレット上に載置され、待ち状態にある取鍋においては、溶鋼はその表面や取鍋との接触面において放熱が進み、温度の下がった溶鋼は取鍋の下部に沈降し、高温の溶鋼は上部に移動するようになって溶鋼に上下温度差が生じる。このような溶鋼を取鍋の底部からタンディッシュへ排出すると、出鋼直後は温度の低い溶鋼が、その後は高温の溶鋼が排出されることになり、この温度不均一が製品の品質に影響を与えることになる。

そこで、本願出願人は、本発明における課題解決のための技術的手段を、取鍋内の溶鋼を連続鋳造装置のタンディッシュへ装入する前に、前記溶鋼の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋内に気体を吹き込んで溶鋼を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼の攪拌強度を攪拌動力密度で規定すると共に、この攪拌動力密度で気体の吹き込み時間を規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間以上、取鍋の底部から気体吹き込みを行うようにした。
この技術的手段によれば、取鍋の底部から気体が吹き込まれるため、そのバブリングにより溶鋼が下から上に大きく攪拌され、溶鋼温度が均一となる。また、気体による攪拌の強度を攪拌動力密度というパラメータで規定し、攪拌時間も同パラメータから導かれる値としているため、取鍋の形状や気体吹き込み形態に左右されることなく温度差解消に必要十分な時間を求めることができ、かかる攪拌時間だけ溶鋼攪拌を行うことで、確実にその温度差を解消できるようになる。

なお、前記溶鋼の温度差としては、上下方向の温度差が重要であると考え、かかる上下温度差を解消するように取鍋内に気体の吹き込みを行うようにしている。
さらに、取鍋に対する気体の吹き込み時間を、攪拌動力密度をパラメータとして有する式（１）を満たすように決定するようにしている。

なお、攪拌動力密度Ｗは、式（２）で定義される。

一方、溶鋼の温度を均一化することのみを考えた場合、前記攪拌動力密度Ｗから算出される時間、もしくはそれ以上の時間で攪拌を行えばよいが、攪拌を行いすぎると、溶鋼と取鍋内壁との熱交換が盛んになり溶鋼から熱が急激に失われることになる。また、溶鋼の攪拌が激しくなった場合、溶鋼表面の流速が大きくなり、溶鋼表面に浮かんでいるスラグが溶鋼内部に巻き込まれ、製品の品質を落とす可能性がある。
そこで、スラグ巻き込み対策として、溶鋼表面流速をスラグ巻き込みが起こらない範囲、換言すれば、溶鋼表面流速によりスラグが引っ張られる力が溶鋼張力より小さくなる状況を保つことを考え、溶鋼に対する攪拌動力密度Ｗを決定するようにしている。

すなわち、本発明における課題解決のための技術的手段を、溶鋼攪拌時に溶鋼がその表面に存在するスラグを内部に巻き込まないようにするべく、前記攪拌動力密度Ｗを、式（３）を満たすように決定することとした。

なお、臨界流速Ｖｃは式（４）で求められる。

この技術的手段によれば、溶鋼攪拌時であってもスラグの巻き込みが発生しないようになる。

本発明によれば、取鍋内の溶鋼の温度差を確実に解消することができるようになる。

以下、本発明にかかる溶鋼攪拌方法を、連続鋳造装置に用いられている取鍋内の溶鋼攪拌に適用した場合を例示して説明する。図１には、前記取鍋３が配置された連続鋳造装置１の概略を示している。
連続鋳造装置１は、その上流側から、溶鋼２が蓄えられた取鍋３と、当該取鍋３を保持するレードルターレット４と、溶鋼２を一時的に蓄え鋳型５へ注入するタンディッシュ６と、鋳型５と、鋳型５から出たスラブ７を支えつつ移送する複数のサポートロール８とを有している。

転炉により成分調整された溶鋼２は、まず、前記取鍋３に移し替えられ、２次精錬を経て連続鋳造装置１へ移送される。
移送された取鍋３は、タンディッシュ６の上側且つ近傍に配置されたレードルターレット４上に載置される。レードルターレット４はスイングタワーとも呼ばれ、側面視Ｔ字型であって水平部９と垂直部１０を有し、垂直部１０の軸芯回りに回動自在となっている。前記水平部９の両端側には取鍋３が載置可能となっており、一方側に載置された取鍋３は、図２の如く、タンディッシュ６上方に位置し、取鍋３の底部に設けられた注湯ノズル１１より溶鋼２がタンディッシュ６へ注湯されるようになる。

前記溶鋼２の注湯が行われている間に、レードルターレット４の水平部９の他方側には、２次精錬（溶鋼処理）工程を経た溶鋼２が入っている取鍋３が運ばれてきて載置される。
注湯作業が行われている一方側の取鍋３が空になった際には、前記レードルターレット４は半回転し、溶鋼２が満たされている他方側の取鍋３が、タンディッシュ６上に配置されるようになる。空になった取鍋３は内壁を整備され（空鍋整理）、再度、転炉からの溶鋼２を受けるようになる。

タンディッシュ６内の溶鋼２は、タンディッシュ６の底にある浸漬ノズル１２によって流量をコントロールされつつ鋳型５に注入される。鋳型５では溶鋼２が冷却（１次冷却）され、その表面部のみが凝固した状態のスラブ７となって、鋳型下部から引き抜かれるようになる。
垂直方向に引き抜かれたスラブ７は、スラブ７の側面を支えるサポートロール８により保持されつつ徐々に水平方向に湾曲され、水平になったスラブ７は下流側に備えられたガス切断機１３により所定長さのスラブ７鋳片に分割される。

サポートロール８間には、スラブ７の次冷却を行うべく冷却水（冷却材）を噴射するスプレーノズル１４が複数配設されている。
図３に示すように、取鍋３の内側は耐火物１５で覆われており、高温の溶鋼２に耐え得るようになっている。また、底部にはタンディッシュ６へ出鋼するための注湯ノズル１１が設けられると共に、後述する気体吹き込み（ガスバブリング）のためのガス吹き込みノズル１６が備えられている。このガス吹き込みノズル１６の入口、すなわち取鍋３の底面にはバルブ等で構成されるガス供給装置１７が設けられている。このガス供給装置１７のバルブにガス供給管２１やガスボンベが接続されて、攪拌用ガスが供給されるようになっている。

この取鍋３中には、温度が約１５６５℃程度の溶鋼２が蓄えられており、その表面にはスラグ１８が浮遊している。
前記取鍋３内の溶鋼温度は、２次精錬終了時には、精錬作業に伴う強い攪拌により均一となっている。しかし、連続鋳造装置１へ運搬されるにあたり、時間の経過と共に、取鍋内側壁１９からの放熱により、取鍋３の内側壁１９近傍の溶鋼温度はいち早く降下し、溶鋼２内に熱対流が発生する。そのため、冷えた溶鋼２は取鍋３の底部に移動し、熱い溶鋼２は取鍋３の上部に上昇するようになる。つまり、２次精練の攪拌終了後に均一となった溶鋼温度は搬送中に上下方向でその差が拡大し、取鍋３内で溶鋼２の上部と底部とで温度勾配が生じる。

加えて、取鍋３の底部は、取鍋底壁２０と内側壁１９とにより放熱が進むため、溶鋼温度が他の部分よりいち早く低下する。
図４は、２次精錬終了時からの搬送時間Ｔ_moveの経過に伴う溶鋼温度の推移をコンピュータ・シミュレーションした結果である。２次精錬直後は、溶鋼２の温度は上部、上下方向中央、底部（下部）においてすべて１５８０℃で同一であるものの、搬送時間Ｔ_moveが２０分（１２００秒）経過した後には、取鍋３上部は１５７５℃、中部は１５７０℃、底部は１５６５℃となり、１０℃近くも温度差が生じていることとなる。連続鋳造においては、かかる温度差を５℃以内にすることが好ましいとされている。図５は、この状況下にある取鍋３内の溶鋼２を等温線で示したものである。

このように、上下方向で温度差を有する溶鋼２をタンディッシュ６へ出鋼すると、まず、底部にある低い温度の溶鋼２が排出され、その後、取鍋３中央〜上部にあった高温の溶鋼２が出され、最終時には、溶鋼２量が少なくなって冷却が進んだ低温の溶鋼２が排出される。
出鋼温度が不規則に時間変化すると、連続鋳造装置１の鋳型５への鋳込み温度が安定せず、鋳造欠陥や操業トラブルの原因となる。また鍋底部の低い温度の溶鋼２は凝固して溶鋼排出を困難とする。

上述のような不都合を回避するために、本実施形態では、図３の如く、取鍋３底部のガス吹き込みノズル１６から溶鋼２に対して不活性ガス等の気体を吹き込むようにし、溶鋼２を強制対流させて、その温度差を５℃以内に解消するようにしている。
不活性ガスをどれくらいの強度で、どれくらいの時間、吹き込むようにするかは非常に重要な事柄であって、本実施形態の場合は、取鍋３内の溶鋼２を連続鋳造装置１のタンディッシュ６へ装入する前に、前記溶鋼２の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋３内に気体を吹き込んで溶鋼２を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼２の攪拌強度を攪拌動力密度Ｗで規定すると共に、この攪拌動力密度Ｗで気体の吹き込み時間Ｔを規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間Ｔ以上、取鍋３の底部から気体吹き込みを行うようにしている。

温度差を５℃以内とするための気体吹き込み時間Ｔに関しては、攪拌動力密度Ｗをパラメータとして有する式（１）を満たすように決定している。

式（１）は、本願出願人が様々な実験を重ねることで、導き出したものであって、溶鋼温度の差の目標値Δｔを５℃以内にするために必要とされる攪拌時間Ｔは、搬送時間Ｔ_moveが長時間になるほど長くなり、攪拌動力密度Ｗすなわち攪拌強度が強く、温度差の目標値Δｔが大きいほど攪拌時間Ｔは短いものとなっている。
なお、前記攪拌動力密度Ｗは、例えば、「第４版鉄鋼便覧（ＣＤ−ＲＯＭ）、（社）日本鉄鋼協会、平成１４年７月」に示されているように、式（２）で定義される。

すなわち、攪拌動力密度Ｗは、吹き込み気体流量Ｑ等により決定されるものであって、かかる流量Ｑは、ガス供給装置１７やそれに連結するコンプレッサの性能に依存するものとなっている。
以上の条件式をいくつかの条件の下で計算した結果を条件のものを、図６に示している。
図６は、溶鋼に加える攪拌動力密度Ｗに対する、溶鋼温度差を５℃以内にするために必要な攪拌時間Ｔを示しているものであって、実線で示される曲線は、取鍋３の搬送時間Ｔ_moveが６０分のものを示しており、一点鎖線は３０分。破線は９０分を示している。

例えば、攪拌動力密度Ｗを４（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）とした場合、搬送時間Ｔ_moveが３０分であれば、攪拌時間Ｔは約８０秒以上であればよく、搬送時間Ｔ_moveが６０分であれば、Ｔは約１０５秒以上、搬送時間Ｔ_moveが９０分であれば、Ｔは約１２５秒以上である。前記攪拌時間Ｔ以上、溶鋼２にガスバブリングを行うことにより、溶鋼２内の温度差が５℃以内に収まるようになる。
ところが、図６には、攪拌動力密度Ｗが０〜１２（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）の範囲における攪拌時間Ｔが示されているが、この範囲内のいかなる攪拌動力密度Ｗの値を溶鋼２に対して与えたらよいかを規定するものとはなっていない。

そこで、本実施形態においては、溶鋼２攪拌時に溶鋼２がその表面に存在するスラグ１８を内部に巻き込まないようにするべく、前記攪拌動力密度Ｗを、式（３）を満たすように決定している。

前記Ｖｃは式（４）で求められる。

すなわち、溶鋼２の攪拌が強すぎる場合には、溶鋼温度が均一になるものの、溶鋼表面に浮遊するスラグ１８の巻き込み、スラグ１８と溶鋼２の反応による再酸化や溶鋼成分変化などが発生し、溶鋼２の品質が悪化する。逆に、スラグ巻き込みなどの汚染を防ぐために、攪拌を弱くした場合には溶鋼温度の上下差が十分に解消されない。
そこで、スラグ巻き込み対策として、溶鋼２の表面流速をスラグ巻き込みが起こらない範囲、換言すれば、溶鋼表面流速によりスラグ１８が引っ張られる力が溶鋼張力より小さくなる状況を保つことを考えた。

詳しくは、本実施形態で使用した取鍋３（直径約４ｍ、高さ約３．８ｍ）において、その中の溶鋼２に加えられる攪拌動力密度Ｗ（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）と、表面流速Ｖ（ｍ／ｓ）との関係を導き出すようにした。その関係は式（５）で表され、図７の実線のようなグラフとなる。

一方、スラグ１８巻き込みが起こらない臨界流速Ｖｃは、「溶鋼表面流速によりスラグ１８が引っ張られる力＝溶鋼２の表面張力」と考えることにより、式（４）となって、図７においては、一点鎖線で表されるような直線となる。
かかる臨界流速Ｖｃが、式（３）の如く、溶鋼表面流速以下となるような攪拌動力密度Ｗを溶鋼２に与えると、スラグ巻き込みが確実に防止できる。図７では、Ａ線以下すなわちＷ≦５（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）である。

以上述べた、「温度均一化を図るために必要な攪拌時間」と、「スラグを巻き込まない攪拌動力密度」との考え方を組み合わせたものが、図８に示されており、実際の取鍋３に適用できる攪拌動力密度Ｗ及び攪拌時間Ｔは、図８の斜線で示される範囲となっている。かかる範囲内の攪拌動力密度Ｗと攪拌時間Ｔとを用いて、レードルターレット４上で溶鋼２の攪拌を行なうと、スラグ１８の巻き込みを防ぎつつ、確実な溶鋼温度の均一化を行うことが可能となる。
図９は、搬送時間Ｔ_moveが２０分の溶鋼２（図４の右端側）に対して、上記条件を満たすガスバブリングを行った状況を示したものであって、コンピュータ・シミュレーションによる結果である。攪拌時間Ｔが約１００秒を越えたあたりから溶鋼２の温度差が５℃以内となり、温度均一化が図れるようになることがわかる。

図１０は、図５に対して同バブリングを行った際のコンピュータ・シミュレーション結果であって、溶鋼２の温度が全体に亘って均一となっていることが明らかである。
なお、本発明は、上記実施の形態に限定されるものではない。
すなわち、本発明では、溶鋼表面上のスラグ１８を巻き込まないような攪拌動力密度Ｗを規定する技術的思想と、溶鋼２の上下方向温度差を所定範囲内に押さえるような攪拌時間Ｔを求める技術的思想とを開示し、最良の実施形態においては、その両者を用いた溶鋼攪拌方法を例示している。しかしながら、それぞれの技術は単独に用いることも可能である。

本発明にかかる溶鋼攪拌方法は、製鋼過程における連続鋳造装置１の取鍋３以外、例えば、２次精錬中の取鍋や混銑車にも採用可能である。

連続鋳造装置の概略を示す斜視図である。転炉〜連続鋳造装置間における取鍋の移動状況を示す図である。取鍋の断面正面図である。搬送中の溶鋼温度の時間変化を示す図である。搬送２０分後の溶鋼温度の空間分布を示す図である。攪拌動力密度と攪拌時間との関係を示した図である。スラグを巻き込まないような攪拌動力密度の範囲を示した図である。スラグを巻き込まず且つ温度均一化を図れる攪拌時間の範囲を示した図である。適正な攪拌時間で溶鋼攪拌を行った際の溶鋼温度の時間変化を示す図である。適正な攪拌時間で溶鋼攪拌を行った後の溶鋼温度の空間分布変化を示す図である。

符号の説明

１連続鋳造装置
２溶鋼
３取鍋
６タンディッシュ
１８スラグ

Claims

取鍋（３）内の溶鋼（２）を連続鋳造装置（１）のタンディッシュ（６）へ装入する前に、前記溶鋼（２）の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋（３）内に気体を吹き込んで溶鋼（２）を攪拌する溶鋼攪拌方法において、
前記溶鋼（２）の攪拌強度を攪拌動力密度（Ｗ）で規定すると共に、この攪拌動力密度（Ｗ）で気体の吹き込み時間（Ｔ）を規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間（Ｔ）以上、取鍋（３）の底部から気体吹き込みを行うことを特徴とする溶鋼攪拌方法。
前記温度差は上下方向の温度差であることを特徴とする請求項１に記載の溶鋼攪拌方法。
前記気体の吹き込み時間（Ｔ）を攪拌動力密度（Ｗ）をパラメータとして有する式（１）を満たすように決定することを特徴とする請求項２に記載の溶鋼攪拌方法。

なお、攪拌動力密度（Ｗ）は、式（２）で定義される。
溶鋼攪拌時に溶鋼（２）がその表面に存在するスラグ（１８）を内部に巻き込まないようにするべく、前記攪拌動力密度（Ｗ）を、式（３）を満たすように決定することを特徴とする請求項３に記載の溶鋼攪拌方法。

なお、臨界流速（Ｖｃ）は式（４）で求められる。