JP2016180142A

JP2016180142A - 溶銑予備処理方法

Info

Publication number: JP2016180142A
Application number: JP2015060216A
Authority: JP
Inventors: 喜雄鈴木; Yoshio Suzuki; 幸介齋藤; Kosuke Saito; 敦彦吉田; Atsuhiko Yoshida
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2015-03-23
Filing date: 2015-03-23
Publication date: 2016-10-13

Abstract

【課題】溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去できる溶銑予備処理方法の提供。
【解決手段】鉛直下方を向く先端に斜め下方かつ略等角度間隔で配設されるｎ個のノズルを有する上吹きランス２と、不活性ガスの吐出による撹拌機構３とを用い、転炉型溶銑予備処理炉１の溶銑Ｍへの脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理方法であって、上記脱珪及び脱炭処理と共にＣＯガスを含むスラグＳを予備処理炉１の炉壁１ａに沿って形成する工程と、予備処理炉１の炉壁１ａに形成される地金ＢをスラグＳ中のＣＯガスの燃焼により溶解する工程とを備えており、スラグＳ形成工程における上吹きランス２の酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が１６００〜６５００Ｐａ、上記地金溶解工程における上吹きランス２の酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が２００〜１２００Ｐａである溶銑予備処理方法。
【選択図】図１

Description

本発明は、溶銑予備処理方法に関する。

溶銑予備処理炉では、一般に脱珪、脱燐、脱炭等の溶銑予備処理が行われる。これらの処理は、例えば溶銑予備処理炉の炉口から酸素吹き込み用のランスを挿入し、このランスから溶銑面に高速の酸素を吹き付ける、いわゆる酸素ガスの上吹きによって行われる。この上吹き酸素ガスの溶銑面への衝突圧は特に脱燐処理において大きくされる。この場合、上吹き酸素ガスにより脱炭してＣ含有量が３％以下となった融点の高い溶銑が飛散して、炉壁に接触することがある。この接触した溶銑は地金として炉壁に付着する。このような地金が出湯口手前に付着すると、出湯時に地金が堰となり、炉内残銑が発生し易い。このため溶銑の歩留まりが低下するおそれがある。

この地金は融点が高いため、二次燃焼により溶解除去しようとすると、溶銑予備処理炉内の耐火物の溶損が発生するおそれがある。そこで、耐火物の溶損を抑止しつつ、二次燃焼により地金を溶解除去するランスが提案されている（特開平０８−２３２０１０号公報）。このランスは、ノズル出口の形状を工夫することで、炉口方向に酸素ガスの流れを作り、炉口付近の地金溶解を促進している。

しかしながら、この従来のランスを用いた溶銑予備処理では、炉口付近を対象として地金を溶解しているため、炉口付近を除く炉壁の地金の除去は、十分なものとはいえない。

特開平０８−２３２０１０号公報

本発明は、上述のような事情に基づいてなされたものであり、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去できる溶銑予備処理方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、鋭意検討した結果、脱珪及び脱炭処理を行う際に所定の条件下でＣＯガスを含むスラグを炉壁に形成し、上記スラグ中のＣＯガスの燃焼により地金を溶解することで、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去できることを見出し、本発明を完成させた。

すなわち、上記課題を解決するためになされた本発明の溶銑予備処理方法は、鉛直下方を向く先端に斜め下方かつ略等角度間隔で配設されるｎ個のノズルを有する上吹きランスと、不活性ガスの吐出による撹拌機構とを用い、転炉型溶銑予備処理炉の溶銑への脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理方法であって、上記脱珪及び脱炭処理と共にＣＯガスを含むスラグを上記予備処理炉の炉壁に沿って形成する工程と、上記予備処理炉の炉壁に形成される地金を上記スラグ中のＣＯガスの燃焼により溶解する工程とを備えており、上記スラグ形成工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１６００Ｐａ以上６５００Ｐａ以下、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーが９００Ｗ／ｔ以上２４００Ｗ／ｔ以下、脱珪前の溶銑中のＳｉ濃度をＳｉ［質量％］とするときの溶銑への酸素ガス供給量が８．３×Ｓｉ＋１．９［Ｎｍ^３／ｔ］以上８．３×Ｓｉ＋４．１［Ｎｍ^３／ｔ］以下であり、上記地金溶解工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が２００Ｐａ以上１２００Ｐａ以下、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーが３００Ｗ／ｔ以上２１００Ｗ／ｔ以下、溶銑への酸素ガス供給量が３．３Ｎｍ^３／ｔ以上７．１Ｎｍ^３／ｔ以下であり、上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と炉壁との最短距離をＪ［ｍｍ］、下記式（１）により算出される上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と炉壁との最短距離をＩ［ｍｍ］とするとき、Ｉ／Ｊが０．０８以上０．２５以下であることを特徴とする。

ただし、Ｋは、上吹きランスの中心軸からノズル出口最外周までの距離［ｍｍ］である。Ｈは、上吹きランスのノズル出口から溶銑面までの距離（上吹きランス高さ）［ｍｍ］である。Ｘｃは、上吹きランスのノズルから吐出後のガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］である。θは、上吹きランスのノズル傾斜角度［°］である。αは、上記ガスジェットの広がり角［°］である。

当該溶銑予備処理方法は、スラグ形成工程において、ＣＯガスを含むスラグを上記炉壁に沿って形成し、地金溶解工程においてこのスラグ中のＣＯガスの二次燃焼により炉壁に付着した地金を溶解し除去する。また、当該溶銑予備処理方法は、上記スラグ形成工程において、上吹きによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力、不活性ガスの撹拌投入エネルギー、及び溶銑への酸素ガス供給量を上記範囲内とするので、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつスラグを形成できる。また、当該溶銑予備処理方法は、地金溶解工程において、上吹きによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力、不活性ガスの撹拌投入エネルギー、溶銑への酸素ガス供給量及び上記Ｉ／Ｊを上記範囲内とするので、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を溶解し除去できる。従って、当該溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、溶銑の歩留まりの低下を抑止できる。

平均溶銑面を基準とする転炉型溶銑予備処理炉の平均炉口高さをＹ［ｍｍ］、上記スラグ形成工程において形成される上記スラグの平均高さをＺ［ｍｍ］とするとき、Ｚ／Ｙとしては、０．３以上０．６５以下が好ましい。地金は平均溶銑面から転炉型溶銑予備処理炉の平均炉口高さの０．３倍以上０．６５倍以下の高さの範囲の炉壁に付着し易い。そのため、このようにＺ／Ｙを上記範囲内とすることで上記スラグが地金の付着する炉壁部分を覆うように形成されるので、より確実に耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去できる。

ここで、「溶銑面」とは、上吹き等の処理を行わない静止状態での溶銑の表面を意味する。また、「溶銑面衝突領域」とは、溶銑面のうち上吹きランスから吐出された酸素ガスが衝突する部分を指す。

また、「酸素ガスの溶銑面衝突圧力」とは、以下の式（２）で表されるＰｓ［Ｐａ］を意味する。

上記式（２）において、Ｃは、酸素ガスの吐出速度の音速に対する比（マッハ数）Ｍを用いて下記式（３）で表される値である。また、Ｘ^＊は、酸素ガスを吐出するノズルの出口径Ｄ［ｍｍ］を用いて下記式（４）で算出される無次元距離であり、Ｘ_０ ^＊は、下記式（５）で定義される無次元の仮想原点である。また、Ｐ_０（Ｘ ^＊ _＝１５）は、下記式（６）で算出される値であり、無次元距離Ｘ^＊＝１５における絶対圧力［Ｐａ］である。

なお、マッハ数Ｍ、無次元距離Ｘ^＊＝０における絶対圧力Ｐ_０（Ｘ ^＊ _＝０）は下記式（７）及び（８）でそれぞれ算出できる。また、ノズル出口径Ｄは、一般に圧力損失が少なくなるように決められ、ノズルスロート径ｄ［ｍｍ］を用いて下記式（９）により算出できる。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。κは、定圧モル比熱の定積モル比熱に対する比（比熱比）であり、酸素の場合は、１．４である。Ｐ_ａｔｍは、大気圧であり、１０１３２５Ｐａである。Ｒは、気体定数であり、８３１４Ｐａ・ｍ^３／Ｋ／ｋｍｏｌである。Ｔ_ｇは、上吹きランスのノズル入口の酸素ガス温度［Ｋ］であり、室温（２９８Ｋ）とする。Ａ_ｃは、上吹きランスのノズルスロート部の断面積［ｍ^２］である。ｍ_ｇは、酸素ガスの分子量であり、３２である。Ｑ_Ｔｍは、上吹き酸素ガスの質量流量［ｋｇ／ｓ］であり、上吹き酸素ガス流量Ｑ_Ｔ［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］を用いて、下記式（１０）より算出される。

また、「撹拌投入エネルギー」とは、「森一美、佐野正道、「インジェクション冶金の動力学」；鉄と鋼，第６７巻（１９８１年），第６号，６８７頁」に記載されている下記式（１１）で表されるε_Ｂ［Ｗ／ｔ］を意味する。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。Ｑ_Ｂは、撹拌機構の不活性ガス流量［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］である。Ｔは、溶銑温度［Ｋ］である。Ｗは、溶銑重量［ｔ］である。ρは、溶銑密度［ｋｇ／ｍ^３］である。ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ^２］であり、９．８ｍ／ｓ^２である。ｈは、炉内溶銑の平均深さ［ｍ］である。

また、上記式（１）のガスジェットのハードコア長さＸｃ［ｍｍ］は、ノズル前圧力Ｐｏ［ｋｇｆ／ｃｍ^２］を用いて下記式（１２）を用いて算出できる。ここで、ノズル前圧力Ｐｏは下記式（１３）を用いて算出できる。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。Ｆ_Ｏ２は、上吹き酸素ガス速度［Ｎｍ^３／ｈｒ］である。ｎは、上吹きランスのノズル数である。εは、流量係数であり、０．８５である。

以上説明したように、本発明の溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去することができる。

本発明の一実施形態の溶銑予備処理方法のスラグ形成工程における溶銑予備処理炉の模式的断面図である。図１の溶銑予備処理方法の地金溶解工程における溶銑予備処理炉の模式的断面図である。図１の溶銑予備処理方法に使用する上吹きランスの酸素ガス吐出状態を表す模式的部分断面図である。図３の酸素ガスの溶銑面衝突領域を示す模式的上面図である。

以下、本発明に係る溶銑予備処理方法の実施形態について図を参照しつつ説明する。

当該溶銑予備処理方法は、上吹きランスと撹拌機構とを用い、転炉型溶銑予備処理炉の溶銑への脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理方法である。また、当該溶銑予備処理方法は、上記脱珪及び脱炭処理と共にＣＯガスを含むスラグを上記予備処理炉の炉壁に沿って形成する工程と、上記予備処理炉の炉壁に形成される地金を上記スラグ中のＣＯガスの燃焼により溶解する工程とを備える。

＜転炉型溶銑予備処理炉＞
図１及び図２に示す転炉型溶銑予備処理炉１は、上底吹き転炉であり、上吹きランス２と、撹拌機構としての底吹き羽口３及びインジェクションランス４とを備える。また、転炉型溶銑予備処理炉１は、１又は複数回の溶銑予備処理が行われた後の状態の炉であり、脱燐処理等により炉壁１ａに地金Ｂが付着している。

転炉型溶銑予備処理炉１の容量としては、特に限定されないが、例えば５０ｔ以上２５０ｔ以下とできる。

高炉から出銑される溶銑Ｍには、一般に０．２質量％以上１．０質量％以下の珪素や４．５質量％以上４．８質量％以下の炭素が含まれる。この珪素や炭素は、転炉型溶銑予備処理炉１での脱珪及び脱炭処理により除去される。この際に脱珪及び脱炭処理後の塩基度を調整する目的で、ＣａＯ等の副原料を溶銑Ｍに投入してもよい。

上記脱珪及び脱炭処理を行うには、まず転炉型溶銑予備処理炉１に溶銑Ｍを装入すると共にＣａＯ等の副原料を投入する。次に転炉型溶銑予備処理炉１の炉口から上吹きランス２を挿入し、この上吹きランス２から酸素ガスＧを溶銑Ｍに吹きつける。また、これと同時に転炉型溶銑予備処理炉１の底部に設けられた底吹き羽口３、及び炉口から溶銑中に差し込まれたインジェクションランス４から不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込む。このように不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込むことで、溶銑Ｍが撹拌され、溶銑Ｍに吹きつけられた酸素ガスＧが、溶銑Ｍ中の珪素及び炭素と反応し、脱珪及び脱炭ができる。

上吹きランス２は、溶銑予備処理炉１の炉口から挿入され、その先端が溶銑Ｍの上側に配設され、鉛直下方を向く。また、上吹きランス２は、上記先端に斜め下方かつ略等角度間隔で配設されるｎ個のノズルを有する。上吹きランス２のノズル数としては、特に限定されないが、例えば２個以上５個以下とできる。また、上吹きランス２の高さは、酸素ガスＧを溶銑Ｍに吹きつける際に所望する溶銑面衝突圧力等により決まるが、当該溶銑予備処理方法の場合、スラグ形成工程において１５００ｍｍ以上２５００ｍｍ以下、地金溶解工程において４０００ｍｍ以上５５００ｍｍ以下とできる。

上吹きランス２は、図３に示すように各ノズル２１から酸素ガスＧを吐出する。このノズル２１の形状は略円錐台であり、ノズルスロート２１ａ側が狭く、ノズル出口２１ｂが広い。また、ノズル２１は、ノズルスロート２１ａの中心とノズル出口２１ｂ中心とを結ぶ中心軸が、上吹きランスの中心軸Ｎから外側に向かって傾斜角度θ［°］で配設されている。

ノズル２１から吐出された酸素ガスＧは、中心流速が音速以上であるジェットコア領域ではほぼ直進し、その後、一定の広がり角度αで広がりながら溶銑面に衝突する。そして、衝突した酸素ガスＧの一部が溶銑Ｍ中に供給される。

図４にノズル数が３である上吹きランス２から吐出された酸素ガスＧによる溶銑面衝突領域Ｍ１を示す。図４に示すように上記酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１は略円形状となり、通常ノズル２１の数と同数存在する。ここで、上吹きランスの中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０と炉壁１ａとの最短距離が距離Ｊ［ｍｍ］である。また、上吹きランス２の中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０から酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１内で最も遠い点Ｍ１０と炉壁１ａとの最短距離が距離Ｉ［ｍｍ］である。この距離Ｉ［ｍｍ］は、溶銑面及び溶銑面衝突領域Ｍ１を真円近似して、図３に示すように上記式（１）により算出できる。

底吹き羽口３は、溶銑予備処理炉１の底部に設けられている。この底吹き羽口３から不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込むことによって溶銑Ｍが撹拌され、上述した酸素ガスＧと珪素及び炭素との反応効率が高まる。

底吹き羽口３の羽口数としては、特に限定されないが、例えば２以上５以下とできる。また、使用する不活性ガスとしては、窒素ガス、アルゴンガス等が挙げられ、中でも安価な窒素ガスが好ましい。

インジェクションランス４は、溶銑予備処理炉１の炉口から挿入され、その先端が溶銑Ｍ中に位置するように配設される。このインジェクションランス４から不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込むことによって溶銑Ｍが撹拌され、上述した酸素ガスＧと珪素及び炭素との反応効率が高まる。上記不活性ガスとしては、底吹きに用いる不活性ガスと同様とできる。

地金Ｂは、脱燐処理等において炉壁１ａに付着した融点の高い溶銑である。この地金Ｂは平均溶銑面から転炉型溶銑予備処理炉１の平均炉口高さの０．３倍以上０．６５倍以下の高さの範囲の炉壁１ａに付着し易い。

＜溶銑予備処理方法＞
当該溶銑予備処理方法は、脱珪及び脱炭処理と共に行われる。当該溶銑予備処理方法を行う処理頻度の下限としては、４０チャージに１回が好ましく、３５チャージに１回がより好ましい。一方、当該溶銑予備処理方法を行う処理頻度の上限としては、２０チャージに１回が好ましく、２５チャージに１回がより好ましい。当該溶銑予備処理方法を行う処理頻度が上記下限未満である場合、炉内残銑により溶銑の歩留まりが低下するおそれがある。逆に、当該溶銑予備処理方法を行う処理頻度が上記上限を超える場合、溶銑予備処理のコストが増大するおそれがある。

以下、各工程について説明する。

（スラグ形成工程）
スラグ形成工程では、図１に示すように上吹きランス２から溶銑Ｍ中に酸素を供給して脱珪反応及び脱炭反応を進行させつつ、スラグＳを形成する。このスラグＳを形成する際に、脱炭反応で生成したＣＯガスの一部がスラグＳ中に懸濁する。また、脱珪反応及び脱炭反応を促進させるため、上記上吹きランス２からの酸素供給と共に、底吹き羽口３及びインジェクションランス４から不活性ガスを投入し、溶銑Ｍを撹拌する。

スラグ形成工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の下限としては、１６００Ｐａであり、２０００Ｐａがより好ましく、３０００Ｐａがさらに好ましい。一方、スラグ形成工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の上限としては、６５００Ｐａであり、５０００Ｐａがより好ましく、４０００Ｐａがさらに好ましい。スラグ形成工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が上記下限未満である場合、溶銑中に供給される酸素ガスＧが不足し、十分に脱珪反応及び脱炭反応が進行しないおそれや、形成されるスラグＳの溶銑面からの高さが不足し、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。逆に、スラグ形成工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が上記上限を超える場合、溶銑Ｍの飛散により溶銑の歩留まりが低下するおそれや炉壁１ａの地金付着量が増加し地金溶解工程で十分に地金Ｂを除去できないおそれがある。なお、上記酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力は、酸素ガスＧの流量の増減又は上記上吹きランス２の溶銑面からの高さの増減により制御できる。

スラグ形成工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギー（底吹きによる投入エネルギーとインジェクションによる投入エネルギーとの和）の下限としては、９００Ｗ／ｔであり、１０００Ｗ／ｔがより好ましく、１１００Ｗ／ｔがさらに好ましい。一方、スラグ形成工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーの上限としては、２４００Ｗ／ｔであり、１５００Ｗ／ｔがより好ましく、１３００Ｗ／ｔがさらに好ましい。スラグ形成工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーが上記下限未満である場合、溶銑Ｍ中の酸素ガスＧと珪素及び炭素との反応効率が向上せず、十分に脱珪反応及び脱炭反応が進行しないおそれや、形成されるスラグＳの溶銑面からの高さが不足し、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。逆に、スラグ形成工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーが上記上限を超える場合、溶銑Ｍの飛散により溶銑の歩留まりが低下するおそれや炉壁１ａの地金付着量が増加し地金溶解工程で十分に地金Ｂを除去できないおそれがある。なお、撹拌投入エネルギーは、上記底吹き羽口３又はインジェクションランス４からの不活性ガス流量の増減により制御できる。

スラグ形成工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量の下限としては、脱珪前の溶銑Ｍ中のＳｉ濃度をＳｉ［質量％］とするとき、８．３×Ｓｉ＋１．９［Ｎｍ^３／ｔ］であり、８．３×Ｓｉ＋２．５［Ｎｍ^３／ｔ］がより好ましい。一方、スラグ形成工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量の上限としては、８．３×Ｓｉ＋４．１［Ｎｍ^３／ｔ］であり、８．３×Ｓｉ＋３．５［Ｎｍ^３／ｔ］がより好ましい。ここで、第１項（８．３×Ｓｉ）は、溶銑Ｍ中の珪素を全て反応させ二酸化珪素とするために必要な酸素供給量で、下記式（１４）から導出される。ここで、Ｗは溶銑重量［ｔ］であり、ｍ_ＳｉはＳｉの原子量である。従って、第２項の定数部（８．３×Ｓｉを除く固定値）が溶銑Ｍ中の脱炭反応を進行させスラグＳを形成するために必要な酸素量を意味する。スラグ形成工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量が上記下限未満である場合、形成されるスラグＳの溶銑面からの高さが不足し、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。逆に、スラグ形成工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量が上記上限を超える場合、形成されるスラグＳの溶銑面からの高さが大きくなり過ぎ、地金Ｂよりも上方にある耐火物の溶損が発生するおそれがある。

なお、溶銑Ｍ中の脱炭反応を進行させスラグＳを形成するために必要な酸素量は、脱炭素効率、二次燃焼率、スラグＳへのＣＯガス残留率及びガス温度から、スラグ高さが所定の範囲内となるように決定することができる。ここで、脱炭素効率は、脱炭量と脱珪外酸素量とから算出でき、二次燃焼率は、排ガス中のＣＯ濃度の測定により算出できる。また、スラグＳへのＣＯガス残留率は、スラグＳの形成高さをマイクロ波レベル計を用いて測定することで算出したスラグ量から計算でき、ガス温度は、排ガス温度計で測定した温度を用いることができる。

平均溶銑面を基準とする転炉型溶銑予備処理炉１の平均炉口高さをＹ［ｍｍ］、スラグ形成工程において形成される上記スラグＳの平均高さをＺ［ｍｍ］とするとき、Ｚ／Ｙの下限としては、０．３が好ましく、０．４がより好ましい。一方、上記Ｚ／Ｙの上限としては、０．６５が好ましく、０．６がより好ましい。上記Ｚ／Ｙが上記下限未満である場合、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。逆に、上記Ｚ／Ｙが上記上限を超える場合、地金Ｂよりも上方にある耐火物の溶損が発生するおそれがある。これに対し、上記Ｚ／Ｙを上記範囲内とすることで、上記スラグＳが地金Ｂの付着する炉壁部分を覆うように形成されるので、より確実に耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁１ａに付着した地金Ｂを除去できる。

（地金溶解工程）
地金溶解工程では、スラグ形成工程で形成したスラグＳ中のＣＯガスを二次燃焼させることにより高温となったスラグＳで地金Ｂを溶解する。この工程では形成したスラグＳの高さを維持しつつ効率良く二次燃焼させるために、上吹きランス２から溶銑Ｍ中に酸素を供給することにより脱炭処理とスラグＳ中のＣＯガスの二次燃焼とを促進させる。

地金溶解工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の下限としては、２００Ｐａであり、３００Ｐａがより好ましく、５００Ｐａがさらに好ましい。一方、地金溶解工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の上限としては、１２００Ｐａであり、９００Ｐａがより好ましく、７００Ｐａがさらに好ましい。地金溶解工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が上記下限未満である場合、溶銑中に供給される酸素ガスＧが不足し、十分に脱炭反応が進行しないおそれがある。逆に、地金溶解工程における上記上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力が上記上限を超える場合、溶銑Ｍ中に供給される酸素の割合が増加するため、溶銑Ｍ中の炭素との脱炭反応の反応効率が高まり過ぎ、スラグＳ中のＣＯガスと酸素との反応効率が低下するおそれがある。

地金溶解工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーは、スラグ形成工程において珪素の除去が行われているため、スラグ形成工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーより減らすことができる。地金溶解工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーの下限としては、３００Ｗであり、５００Ｗがより好ましく、７００Ｗがさらに好ましい。一方、地金溶解工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーの上限としては、２１００Ｗであり、１５００Ｗがより好ましく、１２００Ｗがさらに好ましい。地金溶解工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーが上記下限未満である場合、溶銑Ｍ中の酸素ガスＧと炭素との反応効率が向上せず、十分に脱炭反応が進行しないおそれがある。逆に、地金溶解工程における不活性ガスによる撹拌投入エネルギーが上記上限を超える場合、溶銑Ｍ中の炭素との脱炭反応の反応効率が高まり過ぎ、スラグＳ中のＣＯガスと酸素との反応効率が低下するおそれがある。

地金溶解工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量は、スラグ形成工程において珪素の除去が行われているため、スラグ形成工程における酸素ガス供給量より減らすことができる。地金溶解工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量の下限としては、３．３Ｎｍ^３／ｔであり、４Ｎｍ^３／ｔがより好ましく、５Ｎｍ^３／ｔがさらに好ましい。一方、地金溶解工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量の上限としては、７．１Ｎｍ^３／ｔであり、６．５Ｎｍ^３／ｔがより好ましく、６Ｎｍ^３／ｔがさらに好ましい。地金溶解工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量が上記下限未満である場合、スラグＳの高さが維持されず、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。逆に、地金溶解工程における溶銑Ｍへの酸素ガス供給量が上記上限を超える場合、スラグＳの溶銑面からの高さが大きくなり過ぎ、地金Ｂよりも上方にある耐火物の溶損が発生するおそれがある。

地金溶解工程における上吹きランス２の中心軸が溶銑面と交わる点Ｎ０と炉壁１ａとの最短距離をＪ［ｍｍ］、上吹きランス２の中心軸が溶銑面と交わる点Ｎ０から酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１内で最も遠い点Ｍ１０と炉壁１ａとの最短距離をＩ［ｍｍ］とするとき、Ｉ／Ｊの下限としては、０．０８であり、０．１がより好ましく、０．１２がさらに好ましい。一方、上記Ｉ／Ｊの上限としては、０．２５であり、０．２がより好ましく、０．１８がさらに好ましい。上記Ｉ／Ｊが上記下限未満である場合、火点が炉壁１ａに近づき過ぎるため、耐火物の溶損が発生するおそれがある。逆に、上記Ｉ／Ｊが上記上限を超える場合、スラグＳの温度が十分に高まらず、地金Ｂの除去効果が低下するおそれがある。

（利点）
当該溶銑予備処理方法は、スラグ形成工程において、ＣＯガスを含むスラグＳを転炉型溶銑予備処理炉１の炉壁１ａに形成し、地金溶解工程においてこのスラグＳ中のＣＯガスの二次燃焼により炉壁１ａに付着した地金Ｂを除去する。また、当該溶銑予備処理方法は、上記スラグ形成工程において、上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力、不活性ガスによる撹拌投入エネルギー、及び溶銑Ｍへの酸素ガス供給量を所定範囲内とするので、溶銑予備処理炉１内の耐火物溶損の発生を抑止しつつスラグＳを形成できる。また、当該溶銑予備処理方法は、地金溶解工程において、上吹きによる酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力、不活性ガスによる撹拌投入エネルギー、溶銑Ｍへの酸素ガス供給量、及び上記Ｉ／Ｊを所定範囲内とするので、溶銑予備処理炉１内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁１ａに付着した地金Ｂを溶解し除去できる。従って、当該溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理炉１内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、溶銑の歩留まりの低下を抑止できる。

［その他の実施形態］
当該溶銑予備処理方法は、上記実施形態に限定されるものではない。

上記実施形態では、底吹き及びインジェクションにより溶銑撹拌を行う場合を説明したが、インジェクションによる溶銑撹拌は、必須ではなく、例えば底吹きのみにより溶銑撹拌を行ってもよい。

以下、実施例によって本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

（実施例１〜２１、比較例１〜１３０）
溶銑予備処理炉（転炉）を用い、実施例１〜２１及び比較例１〜１３０のスラグ形成工程及び地金溶解工程を含む溶銑予備処理方法を行った。以下にその処理手順を示す。なお、使用した転炉は、容量が９５ｔの上底吹き転炉である。この転炉の上吹きランスは、ノズル数ｎ＝３、ノズルスロート径ｄ＝２７ｍｍ、ノズルスロート部の断面積Ａ_ｃ＝５７２ｍｍ^２、ノズル出口径Ｄ＝３６．７ｍｍ、ノズル傾斜角度θ＝７°、ガスジェットの広がり角α＝１０°、ランス中心軸からノズル出口最外周までの距離Ｋ＝６５ｍｍのランスである。また、この転炉の底吹き羽口は羽口数＝３であり、撹拌する不活性ガスとしては、窒素ガスを用いた。

まず、溶銑を転炉に準備した。使用する転炉としては、上記溶銑予備処理方法を実施せず３０ｃｈ使用し、地金が付着したものを用いた。また、準備した溶銑の重量、炭素濃度及び珪素濃度は、表１〜４に示す通りであった。なお、溶銑密度ρは７０００ｋｇ／ｍ^３、溶銑温度Ｔは１２００℃以上１４００℃以下であった。

さらに、塩基度調整用の副原料として、ＣａＯを溶銑に投入した。ＣａＯの投入量は、塩基度（ＣａＯ量／ＳｉＯ_２量）が１．７となるように表１〜４に示す量とした。また、溶銑を転炉に装入した後の上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と炉壁との最短距離Ｊ、及び溶銑の平均深さｈは、表１〜４に示す通りであった。なお、表中で上記最短距離Ｊは、「中心軸と炉壁との最短距離」と記載している。

次に、上吹き酸素ガス供給量及び酸素ガスの溶銑面衝突圧力Ｐｓが表５〜８となるように調整して、スラグ形成工程を行った。この時、酸素ガスの溶銑面衝突圧力は、上吹きランス高さＨにより調整した。なお、上吹きランス高さは、特公平４−８１７３４に記載のマイクロ波レベル計を用い、溶銑装入後の溶銑面レベルを測定し、その溶銑面レベルと酸素ランスの吐出口の高さとの差を上吹きランス高さとした。また、各実施例及び比較例における上吹き酸素ガス速度Ｆ_Ｏ２は表５〜８に示す通りとした。なお、上吹き酸素ガス流量Ｑ_Ｔは、上記上吹き酸素ガス速度Ｆ_Ｏ２を分速に変換した数値、すなわち上記上吹き酸素ガス速度Ｆ_Ｏ２を６０で除した数値となる。

また、底吹きの不活性ガス流量Ｑ_Ｂは、撹拌投入エネルギーε_Ｂが所望の値となるように調整した。底吹きの不活性ガス流量Ｑ_Ｂ及び撹拌投入エネルギーを表５〜８に示す。

また、上記上吹き酸素ガス供給量は、式（１４）により算出される脱珪に必要な酸素ガス供給量と、上記上吹き酸素ガス供給量から脱珪に必要な酸素ガス供給量を除いた脱珪外酸素ガス供給量とに分離した。この算出結果を表５〜８に示す。

最後に、上吹き酸素ガス供給量及び酸素ガスの溶銑面衝突圧力Ｐｓが表９〜１２となるように調整して、地金溶解工程を行った。この時、酸素ガスの溶銑面衝突圧力は、上吹きランス高さＨにより調整した。また、各実施例及び比較例における上吹き酸素ガス速度Ｆ_Ｏ２及び上吹き酸素ガス供給量は、表９〜１２に示す通りとした。また、底吹きの不活性ガス流量Ｑ_Ｂは、撹拌投入エネルギーε_Ｂが所望の値となるように調整した。底吹きの不活性ガス流量Ｑ_Ｂ及び撹拌投入エネルギーを表９〜１２に示す。

また、ガスジェットのハードコア長さＸｃ［ｍｍ］及びノズル前圧力Ｐｏ［ｋｇｆ／ｃｍ^２］を上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と炉壁との最短距離Ｉを上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と炉壁との最短距離Ｊで除した値（Ｉ／Ｊ）が所望の値となるように調整した。ガスジェットのハードコア長さ、ノズル前圧力、溶銑面の周囲が炉壁に最近接する位置と炉壁との最短距離及びＩ／Ｊの値を表９〜１２に示す。なお、上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と炉壁との最短距離Ｊは、表１〜４に記載した値である。また、表中で上記最短距離Ｉは、「溶銑面衝突領域と炉壁との最短距離」と記載している。

＜評価方法＞
スラグ形成工程及び地金溶解工程を行う前後で、フェロトロン社のレーザープロフィル計「ＬａＣａｍ−Ｍ」を用いて、転炉内に付着している地金の厚み及び耐火物の厚みを測定し、以下の判定基準で評価した。
（付着地金の評価）
Ａ：付着地金が認められず、除去されている。
Ｂ：付着地金の残留が認められ、除去が不十分である。
（耐火物の評価）
Ａ：耐火物の損傷が認められない。
Ｂ：耐火物の損傷が認められる。
（総合）
Ａ：付着地金の評価及び耐火物の評価が共にＡである。
Ｂ：付着地金の評価又は耐火物の評価のいずれかがＢである。
これらの結果を表１３及び表１４に示す。

表１３及び表１４において、実施例１〜２１は総合評価がＡであり、付着地金の評価及び耐火物の評価が共にＡである。これに対して比較例１〜１３０は総合評価がＢであり、付着地金の評価又は耐火物の評価がＢである。つまり、実施例１〜２１から、スラグ形成工程において、上吹きによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力、不活性ガスによる撹拌投入エネルギー、及び溶銑への酸素ガス供給量を所定範囲内とすることで、転炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつスラグを形成できることが分かる。また、実施例１〜２１から、地金溶解工程において、上吹きによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力、不活性ガスによる撹拌投入エネルギー、溶銑への酸素ガス供給量、及び上記Ｉ／Ｊを所定範囲内とすることで、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を溶解し除去できることが分かる。

さらに詳細に見ると、比較例４、２７等は、スラグ形成工程において、溶銑衝突圧力又は撹拌投入エネルギーが大きいため、溶銑等により地金が炉壁の地金付着量が増加し易く、地金除去が不十分になったと考えられる。また、比較例１１、９４等は、地金溶解処理工程において、溶銑衝突圧力又は撹拌投入エネルギーが大きいため、溶銑中の脱炭反応の反応効率が高まり過ぎ、スラグ中のＣＯガスと酸素との反応効率が低下したと考えられる。逆に、比較例１、６、１６、５７等は、スラグ形成工程又は地金溶解処理工程において、溶銑衝突圧力又は撹拌投入エネルギーが小さいため、溶銑中の酸素ガスの反応が十分に進行せず、スラグ中のＣＯガスによる二次燃焼が不十分となり、地金除去が不十分になったと考えらえる。

また、比較例５、１０、１３等はスラグ形成工程での脱Ｓｉ外酸素ガス供給量が多いため、スラグの高さが大きくなり過ぎ、耐火物の溶損が発生したと考えられる。また、比較例１７、２０、２３等は地金溶解処理工程での上吹き酸素ガス供給量が多いため、スラグの高さが大きくなり過ぎ、耐火物の溶損が発生したと考えられる。

また、比較例６８、８９では、スラグ形成工程又は地金溶解処理工程において、溶銑への酸素ガス供給量が少ないため、溶銑中の酸素ガスの反応が十分に進行せず、スラグ中のＣＯガスによる二次燃焼が不十分となり、地金除去が不十分になったと考えらえる。

さらに、比較例２、３、３１等はＩ／Ｊの値が大きいため、火点が炉壁から遠く、耐火物の溶損は抑止できているものの、地金除去が不十分になったと考えらえる。逆に、比較例８、９、６１等はＩ／Ｊの値が小さいため、火点が炉壁に近づき過ぎ、耐火物の溶損が発生したと考えられる。

＜地金付着が発生しない処理頻度の検討＞
地金付着による炉内残銑の影響が発生し難い処理頻度を求めるため、実施例１の溶銑予備処理方法を３０ｃｈに１回の頻度で実施した場合と、溶銑予備処理方法を実施しない場合とについて、１炉代の残銑量及び耐火物損傷速度を評価した。この評価結果を表１５に示す。

表１５において、実施例１の溶銑予備処理方法を実施した場合は、実施しない場合に比べて残銑量が０．３４ｔ／ｃｈ減少し、耐火物損傷速度が同等という効果が得られる。このことから、実施例１の溶銑予備処理方法を例えば３０ｃｈに１回の割合で実施することで、耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去できることが分かる。

以上説明したように、本発明の溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、炉壁に付着した地金を除去することができる。従って、当該溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理炉内の耐火物溶損の発生を抑止しつつ、溶銑の歩留まりの低下を抑止できる。

１溶銑予備処理炉
１ａ炉壁
２上吹きランス
２１ノズル
２１ａノズルスロート
２１ｂノズル出口
３底吹き羽口
４インジェクションランス
Ｂ地金
Ｓスラグ
Ｇ酸素ガス
Ｍ溶銑
Ｍ１溶銑面衝突領域
Ｍ１０上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から溶銑面衝突領域内で最も遠い点
Ｎ上吹きランスの中心軸
Ｎ０上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点

Claims

鉛直下方を向く先端に斜め下方かつ略等角度間隔で配設されるｎ個のノズルを有する上吹きランスと、不活性ガスの吐出による撹拌機構とを用い、転炉型溶銑予備処理炉の溶銑への脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理方法であって、
上記脱珪及び脱炭処理と共にＣＯガスを含むスラグを上記予備処理炉の炉壁に沿って形成する工程と、
上記予備処理炉の炉壁に形成される地金を上記スラグ中のＣＯガスの燃焼により溶解する工程とを備えており、
上記スラグ形成工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１６００Ｐａ以上６５００Ｐａ以下、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーが９００Ｗ／ｔ以上２４００Ｗ／ｔ以下、脱珪前の溶銑中のＳｉ濃度をＳｉ［質量％］とするときの溶銑への酸素ガス供給量が８．３×Ｓｉ＋１．９［Ｎｍ^３／ｔ］以上８．３×Ｓｉ＋４．１［Ｎｍ^３／ｔ］以下であり、
上記地金溶解工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が２００Ｐａ以上１２００Ｐａ以下、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーが３００Ｗ／ｔ以上２１００Ｗ／ｔ以下、溶銑への酸素ガス供給量が３．３Ｎｍ^３／ｔ以上７．１Ｎｍ^３／ｔ以下であり、
上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と炉壁との最短距離をＪ［ｍｍ］、下記式（１）により算出される上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と炉壁との最短距離をＩ［ｍｍ］とするとき、
Ｉ／Ｊが０．０８以上０．２５以下であることを特徴とする溶銑予備処理方法。

ただし、Ｋは、上吹きランスの中心軸からノズル出口最外周までの距離［ｍｍ］である。Ｈは、上吹きランスのノズル出口から溶銑面までの距離［ｍｍ］である。Ｘｃは、上吹きランスのノズルから吐出後のガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］である。θは、上吹きランスのノズル傾斜角度［°］である。αは、上記ガスジェットの広がり角［°］である。
平均溶銑面を基準とする転炉型溶銑予備処理炉の平均炉口高さをＹ［ｍｍ］、上記スラグ形成工程において形成される上記スラグの平均高さをＺ［ｍｍ］とするとき、Ｚ／Ｙが０．３以上０．６５以下である請求項１に記載の溶銑予備処理方法。