JP2009068099A - 精錬容器のガス吹き込み羽口構造 - Google Patents

Abstract

【課題】 吹き込み流量の可変域を大きくすることが可能であって、しかも、作製コストが安価である環状羽口において、吹き込みガス流量を増加させたときでも損耗速度を低減することのできるガス吹き込み羽口構造を提供する。
【解決手段】 上記課題は、管体部５と該管体部の内側に設けられる軸心部２とを有し、管体部と軸心部との間の環状の間隙からガスを噴出する環状羽口１と、前記管体部に接触した状態で前記羽口の周囲に配置される羽口耐火物７と、で構成されるガス吹き込み羽口構造において、前記羽口耐火物を、５００℃〜１３００℃における曲げ強度が４ＭＰａ以上であり、且つ、耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上である炭素含有耐火物とするガス吹き込み羽口構造によって解決される。
【選択図】 図１

Description

本発明は、精錬容器のガス吹き込み羽口構造に関し、詳しくは、高温溶融金属を精錬する精錬容器内にガスを吹き込むために精錬容器に設置される羽口とその周囲の耐火物との構造に関するものである。

精錬容器で溶融金属を精錬する場合、攪拌による反応促進などの目的で溶融金属にガスを吹き込むことがある。例えば、鉄鋼業の転炉における溶銑の脱炭精錬では、転炉の底からＡｒガスや窒素ガスなどの不活性ガスを吹き込んでいる。また、この転炉においては、羽口を内管と外管とからなる二重管構造とし、内管から酸素ガスを吹き込み、内管と外管との間隙から、羽口冷却用のガスとしてプロパンガスなどの炭化水素ガスを吹き込むタイプのものもある。

一般的には、吹き込みガス流量を増加することにより、溶鋼内に誘起される溶鋼流が増大し、これにより攪拌が強化され、精錬時間の短縮や鉄スクラップ溶解時間の短縮などがなされるのみならず、スラグとメタルとの攪拌も強化されるため、Ｍｎなどの合金鉄歩留まりの向上が図れる。そのために最近では、これら冶金特性の向上や生産性向上の必要性から、吹き込みガス流量を増量する要求が高まっている。しかしながら、吹き込みガス流量の増加は羽口の損耗速度を著しく増大させ、精錬容器の寿命を短くすることから、吹き込みガス流量の上限は羽口損耗速度によって規定されてしまう場合が多い。

ところで、溶融金属中にガスを吹き込む方法としては、ポーラスプラグと呼ばれる多孔質の耐火物からガスを吹き込む方法や、金属製の単管或いは上記のような二重管からガスを吹き込む方法がある。しかし、ポーラスプラグでは吹き込み可能なガス流量が少なく、冶金特性の向上効果が期待できず、また、単管や二重管では、径を大きくすることによって吹き込みガス流量を確保できるが、径を大きくすると漏鋼の恐れがあることからガス流量を少なくすることができず、吹き込みガス流量の可変域が狭いという問題があり、ともに上記の要求を満たすことができない。

また、他のガス吹き込み方法として、金属製の細管を多数本組み合せた細管集合型の羽口から吹き込む方法がある（例えば、特許文献１参照）。この細管集合型羽口では、細管の径と本数とを選択することで、ガス吹き込み流量の可変域を大きくすることが可能であり、少ない流量から大流量まで任意に調整可能である。しかしながら、羽口を製作するに当たり、数十本の細管をそれぞれガス箱に溶接する必要があり、羽口の製作に手間とコストを要する。また、ガス流量を増加した場合、冶金特性の向上は期待されるが、羽口部の損耗速度が大きく、炉寿命の短縮により結果的には生産性の低下をもたらす。

これら以外のガス吹き込み方法として、中心部に位置する軸心部と、この軸心部との間に適当な間隙を隔てて軸心部の外側に配置する管体部と、からなる、リング状のガス吐出流路を有する構造の羽口（以下、「環状羽口」と記す）を用いて吹き込む方法がある（例えば、特許文献２参照）。この環状羽口では、軸心部と管体部との間隙を広くしなくても管体部の直径を大きくすることにより、リング状のガス吐出流路を拡大することができ、少ない流量から大流量まで任意に調整可能である。しかも、構造が単純であることから、製作コストも低減できるという利点がある。しかしながら、ガス流量を増加させたときの損耗速度が大きいという問題点が未解決であり、生産性向上という観点からは未だ改善の余地がある。

尚、特許文献３や特許文献４には、損耗速度の少ない転炉用耐火物材料として、炭素の含有量を規定した炭素含有耐火物が提案されているが、環状羽口からのガス流量を増加させたときの損耗速度抑制という観点からは、効果が不十分である。
特開昭５８−１１７１８号公報 特開昭５７−１１４６２３号公報 特開昭５７−５８１１号公報 特開平１−１６２７１４号公報

本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、ガス吹き込み流量の可変域を大きくすることが可能であり、しかも、構造が単純であることから製作コストが安価である環状羽口を用いてガスを吹き込むに当たり、吹き込みガス流量を増加させたときでも損耗速度を低減することのできる生産性に優れた、精錬容器のガス吹き込み羽口構造を提供することである。

上記課題を解決するための第１の発明に係る精錬容器のガス吹き込み羽口構造は、管体部と該管体部の内側に設けられる軸心部とを有し、管体部と軸心部との間の環状の間隙からガスを噴出する環状羽口と、前記管体部に接触した状態で前記環状羽口の周囲に配置される羽口耐火物と、で構成されるガス吹き込み羽口構造において、前記羽口耐火物は、５００℃〜１３００℃における曲げ強度が４ＭＰａ以上であり、且つ、耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上である炭素含有耐火物であることを特徴とするものである。

第２の発明に係る精錬容器のガス吹き込み羽口構造は、第１の発明において、前記管体部の内径が４０ｍｍ以上であることを特徴とするものである。

本発明に係るガス吹き込み羽口構造によれば、管体部周囲の羽口耐火物として炭素含有耐火物を用い、その５００℃〜１３００℃における曲げ強度が４ＭＰａ以上と規定したことによって強度が確保され、また耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上と規定することにより耐スポーリング性を確保するので、吹き込みガス流量を増加させても羽口の損耗速度が抑えられ、冶金特性の向上及び生産性向上の双方を達成することが可能となり、工業上有益な効果がもたらされる。

以下、本発明を具体的に説明する。

本発明者等は、ガス吹き込み用の羽口として、吹き込みガス流量の調整範囲が比較的広く、ガス吹き込み流量の増加を図ることのできる環状羽口に着目し、その損耗速度低減について鋭意検討及び実験を重ねた。その結果、ガス流量を増大させた場合に環状羽口の損耗速度が大きくなる原因として、環状羽口の管体部を取り囲む羽口耐火物に発生する熱応力により、羽口耐火物の先端部に亀裂が生じ、羽口耐火物の先端部が剥離し、これを繰り返すことで、環状羽口の損耗が進んでいくことが分かった。吹き込みガス流量を増加した場合には、管体部の冷却能が増大し、管体部と周囲の羽口耐火物との温度差が大きくなり、これによって熱応力が大きくなる。

このことから、羽口耐火物の先端部に発生する熱応力を低減し、亀裂の発生を抑制することで環状羽口の損耗が抑制されることが分かった。

また、吹き込みガス流量を増加させた場合に損耗速度が大きくなる要因として、吹き込まれたガスが羽口出口で急激に膨張し、一部の上昇しきれない気泡とそれに随伴する溶鋼流とが、羽口耐火物を叩くという現象（「底叩き現象」と呼ぶ）も生じ（青木：鉄と鋼，７６（１９９０），vol.１１，p.１９９６参照）、この底叩き現象によっても環状羽口の損耗が進行する。

従って、これらのことを考慮して環状羽口及び羽口耐火物を構成する必要のあることが分かった。

ここで、環状羽口及び羽口耐火物について説明する。図１は、環状羽口を転炉などの精錬容器に設置した状態を示す概略断面図、図２は、図１のＸ−Ｘ’矢視による概略図である。但し、図２では精錬容器の耐火物を省略している。

図１及び図２に示すように、環状羽口１は、内管３と内管３の内面側の耐火物充填層４とからなる軸心部２と、この軸心部２の外側にリング状の間隙６を隔てて固定される管体部５とで構成され、そして、この環状羽口１の周囲に、管体部５と密着して羽口耐火物７が施工された構造となっている。環状羽口１の稼動面側の反対側には、風箱８及び風箱８に設置されるガス導入管９が備えられており、ガス導入管９から導入されたガスは風箱８で分散し均圧され、リング状の間隙６を通って精錬容器１０の内部に供給されるようになっている。図１において、符号１１は精錬容器の鉄皮、符号１２は精錬容器の内張り耐火物、符号１３は環状羽口１を鉄皮１１に取り付けるための取付金物である。尚、図１〜２では、羽口耐火物７は内張り耐火物１２とは分離され、羽口耐火物７と環状羽口１とが一体的に構成されているが、内張り耐火物１２そのものを羽口耐火物として兼用させてもよい。つまり、羽口耐火物を独立して設置しなくともよい。

本発明者等は、前述した底叩き現象による損耗要因を小さくする目的で、各種寸法の環状羽口１のモデル実験を行い、吹き込みガスの羽口出口での広がり防止、並びに随伴流の低減方法について検討した。その際、比較のために前述の特許文献１で開示された細管集合型羽口についてもモデル実験を実施した。

その結果、細管集合型羽口に比べて環状羽口１の方が吹き込みガスの羽口出口での広がりが少なく、随伴流が抑制されることが分かった。つまり、細管集合型羽口に比べて環状羽口１の方が基本的に損耗しないことが分かった。

また、管体部５の内径を大きくすることによって環状羽口１の損耗が低減することが分かった。具体的には、管体部５の内径（Ｄ）を４０ｍｍ以上とすることで、環状羽口１の損耗が低減することが分かった。この効果が発現するのは、次のような理由であると考えられる。

即ち、吹き込みガス流量が一定の場合には、ガスに随伴する溶融金属量は一定になる。環状羽口１の径が大きい場合には、随伴する溶融金属を補う表面積が大きくなるため、誘起される溶融金属の流速は小さくなる。また、環状羽口１の径が大きくなるほど、羽口出口における気泡の膨張が抑制される。誘起される溶融金属の流速が小さくなること、及び、気泡の膨張が抑制されることの両者の効果によって、環状羽口１の損耗が低減されると考えられる。

しかしながら、環状羽口１の寸法を規定するのみでは、吹き込みガス流量を増加させた場合の環状羽口１の損耗抑制効果は十分とはいえず、そこで、羽口耐火物７の材質について検討した。

その結果、羽口耐火物７として、５００℃〜１３００℃における曲げ強度が４ＭＰａ以上であり、且つ、耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上である炭素含有耐火物を使用することで、環状羽口１の損耗速度を低減できることが分かった。

ここで、曲げ強度が４ＭＰａ以上に規定される理由は、羽口部の耐火物に強度がなければ、羽口以外の煉瓦の膨張に打ち勝つことができず、割れてしまうためである。ここで、５００℃〜１３００℃における物性値が重要となるのは、使用時の羽口耐火物７の先端近傍温度を測定した結果、羽口耐火物７の先端近傍温度はこの温度範囲であり、この温度範囲以外の物性値が優れていても、損耗抑制には寄与しないからである。また、耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上に規定される理由は、上述の通り、羽口損耗のメカニズムが熱応力による亀裂の発生であり、上記試験は加熱後急激に冷却することで意図的に熱応力を発生させ、その損傷度合いを曲げ強度を尺度としており、耐スポーリング試験後の曲げ強度が大きいほど損傷が軽微で耐スポーリング性に優れるからである。

本発明の特性を有する耐火物を製造する方法としては、例えば、Ｃの一部或いは全量を特殊黒鉛とする方法とすることができる。特殊黒鉛とは、化学処理によりカーボンの層間を膨張させたカーボンである。また、その他の方法としては、耐火物をプレスした後に焼成し、ピッチを含浸する方法などとすることもできる。

このような構成の本発明によれば、吹き込みガス流量を増加させても環状羽口１の損耗速度が抑えられ、長期間の吹き込みが可能となる。尚、間隙６の幅は、ガス吹き込み流量や溶融金属の密度などに応じて、間隙６に溶融金属が差し込まず、且つ、所望するガス流量を吹き込むことのできる寸法とすればよい。

表１に示す８種類の炭素含有耐火物を羽口耐火物とする、羽口耐火物と一体成形された、図１に示す構成の環状羽口を、容量が５トンの試験転炉に設置して、試験操業を実施した。発明例１〜４は、黒鉛含有耐火物の物性値が本発明範囲であり、比較例１〜４は、耐スポーリング性試験後の曲げ強度が本発明範囲外である。尚、比較例２の耐スポーリング性試験後の曲げ強度が測定不能となっているが、これは試験後のサンプルが割れてしまったため測定できなかったものである。

試験では、攪拌用ガスとして窒素ガスを使用して環状羽口から吹き込みながら、脱炭精錬終点の溶鋼温度を１７００〜１７２０℃とし、上吹きランスから酸素ガスを吹き付けて１ヒートが２０分間の溶銑の脱炭精錬を５ヒート実施した。そして、各５ヒートの脱炭精錬の終了後、試験転炉から環状羽口を回収し、羽口耐火物の損耗量を調査した。

図３に、比較例１における羽口耐火物の損耗量を基準として指数化した、各試験における羽口耐火物の損耗量を示す。図３に示すように、本発明を適用した場合には、羽口耐火物の損耗速度が著しく低減することが確認できた。

表２に示す４種類の形状の環状羽口を用いて水モデル実験を実施した。水モデル実験は環状羽口の周囲に羽口耐火物の代替として砂を敷き、ガス吹き込み後に環状羽口の周囲の砂の侵食形状を測定し、凹部の最も深かった値を最大侵食量として測定した。そして、この最大侵食量を羽口Ａの線速度が２００ｍ／秒の条件における最大侵食量を基準値とし、指数化して評価した。

図４に、最大侵食量指数と環状羽口出口でのガスの線速度との関係を示す。図４に示すように、同一線速度の場合、環状羽口の径が小さいほど、つまり管体部の内径が小さいほど、侵食深さが深くなることが分かった。また、目視による観察でも、環状羽口の径が大きくなるほど、環状羽口の出口における気泡の広がりが小さくなることが確認できた。

環状羽口では、その出口近傍では生成したガス膜によってその膜の内側と外側とが分離されており、内側はガスの上昇によって外側よりも負圧になっており、そのために、出口での気泡の膨張が抑制されると考えられる。また、環状羽口の径が大きいほど気柱の表面積が大きくなり、随伴流の流速は小さくなると考えられる。

図５に、環状羽口の出口でのガスの線速度を１４０ｍ／秒の一定としたときの、最大侵食量指数と環状羽口の管体部内径との関係を示す。尚、図５では羽口Ａの最大侵食量を基準値として、指数化して表示している。図５からも明らかなように、管体部内径が４０ｍｍよりも小さい領域では、最大侵食量指数は急激に大きくなり、損耗量が増すことが分かった。

これらの結果を踏まえ、更に、溶鉄における効果を把握するために、容量が５トンの試験転炉を用いて試験を実施した。表３に試験に用いた環状羽口の寸法を示す。羽口耐火物としては、全ての試験で同一材質の炭素含有耐火物を用いた。試験では、５トン試験転炉で溶銑の脱炭精錬を実施する際に、羽口出口でのＡｒガスの線速度が一定となる条件下で環状羽口から攪拌用のＡｒガスを吹き込み、精錬終了後に溶鋼を排出させ、炉冷後にレーザー距離計により羽口耐火物の損耗量を測定し、試験Ｎo.１の条件での損耗量を基準値とし、この基準値で各試験の損耗量を割った数値を侵食深さ量指数として求めた。

図６に調査結果を示す。図６に示すように、５トン試験転炉における結果は、水モデル試験と同等の結果になり、管体部内径が４０ｍｍよりも小さい領域では、急激に侵食深さ量指数が大きくなり、損耗量が増加することが分かった。

環状羽口を精錬容器に設置した状態を示す概略断面図である。 図１のＸ−Ｘ’矢視による概略図である。 羽口耐火物の種類を変更したときの羽口耐火物の損耗量を比較して示す図である。 最大侵食量指数と環状羽口出口でのガスの線速度との関係を示す図である。 環状羽口出口でのガスの線速度を一定としたときの、最大侵食量指数と管体部内径との関係を示す図である。 羽口耐火物の侵食深さと環状羽口の管体部内径との関係を示す図である。

符号の説明

１ 環状羽口
２ 軸心部
３ 内管
４ 耐火物充填層
５ 管体部
６ 間隙
７ 羽口耐火物
８ 風箱
９ ガス導入管
１０ 精錬容器
１１ 鉄皮
１２ 内張り耐火物
１３ 取付金物

Claims (2)

1. 管体部と該管体部の内側に設けられる軸心部とを有し、管体部と軸心部との間の環状の間隙からガスを噴出する環状羽口と、前記管体部に接触した状態で前記環状羽口の周囲に配置される羽口耐火物と、で構成されるガス吹き込み羽口構造において、前記羽口耐火物は、５００℃〜１３００℃における曲げ強度が４ＭＰａ以上であり、且つ、耐火物を１４００℃に昇温して氷水中に浸漬する耐スポーリング試験後の曲げ強度が３ＭＰａ以上である炭素含有耐火物であることを特徴とする、精錬容器のガス吹き込み羽口構造。
2. 前記管体部の内径が４０ｍｍ以上であることを特徴とする、請求項１に記載の精錬容器のガス吹き込み羽口構造。

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