JP2017057469A - 転炉の上吹きランス及び転炉の操業方法 - Google Patents

Abstract

【課題】酸化性ガスと石灰粉とを上吹きして溶鉄を精錬処理する、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬において、鉄歩留りの低下を抑えること。
【解決手段】酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズル５１を下端に有し、複数のノズル５１は、ノズル５１の数及びスロート径ｄ_ｃに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、ノズルの数ｎに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上である。
【選択図】 図３

Description

本開示は、転炉の上吹きランス及び転炉の操業方法に関する。

製鉄プロセスの一つである転炉による脱炭精錬では、生産性向上の観点から、脱炭反応に用いられる酸素ガスの単位時間当りの供給速度を高めた操業が採用されている。しかし、酸素ガスの供給速度の増加に伴い、ダストなどとして炉外に飛散する鉄分、及び転炉の炉壁や炉口付近に付着、堆積する鉄分が増加することとなる。これらの鉄分は、当該の脱炭精錬処理においては、鉄損失となり鉄歩留り低下の原因となることから、精錬コストの増大や生産性の低下を招く。また、これらの鉄分は、最終的には回収されて再度鉄源として再利用されることとなるが、発生量が多くなると、除去や回収に要するコストの増加や転炉の稼働率の低下を招くこととなる。

これに対して、転炉での脱炭精錬におけるダストの発生機構や抑制方法に関して、多くの検討及び研究が行われてきた。ダストの発生機構については、スピッティング又は気泡の湯面離脱に伴い粒鉄が飛散するなどの現象であるバブルバーストによる説と、鉄原子の蒸発によるヒューム説との２つに大別される。また、脱炭精錬では、吹錬の進行にしたがい、各々の原因によるダストの発生量及び発生割合が変化することが知られている。

また、転炉などの精錬反応容器では、上吹き及び底吹きにより供給される精錬用または攪拌用のガスと、脱炭反応に伴い発生するＣＯガスとによって溶鉄が揺動する。そして、溶鉄の搖動の振動数と容器の形状で決まる固有振動数とが一致する、いわゆる共振時には、溶鉄の搖動の振幅が最大化することが知られている。このような現象は、スロッシングと呼ばれ、上吹きランスや炉壁、炉口付近に付着・堆積する鉄分を増大させる可能性が高い。

例えば、非特許文献１には、円筒容器における固有振動数ｆ_ｃａｌｃ［Ｈｚ］は、解析的に求められ、円筒容器の内径Ｄと浴深Ｈとから、下記（３）式で示されることが開示されている。（３）式において、ｋは定数（ｋ＝１．８４）、ｇは重力加速度、Ｈは円筒容器の浴深［ｍ］、Ｄは円筒容器の内径［ｍ］をそれぞれ示す。

また、非特許文献２には、商業規模の転炉における溶鉄の振動数が０．３Ｈｚ〜０．４Ｈｚ程度であることが開示されている。この振動数は、技術文献１の（４）式から算出される固有振動数とほぼ一致する。このため、商業規模の転炉においてもスロッシング現象が起こる可能性が高く、それによる鉄歩留りの低下が問題となる可能性が高い。

さらに、上吹きランスを用いた転炉の脱炭精錬では、上吹きランスから吹き込まれる酸素の脱炭反応に用いられる比率である脱炭酸素効率も鉄歩留りに影響する。脱炭酸素効率が低下する場合、吹き込まれた酸素のうち脱炭酸素効率の低下分に相当する酸素は、溶鉄と反応して、スラグ中に酸化鉄として蓄積されることが考えられる。スラグ中への酸素の過度な蓄積は、鉄歩留りの低下を招くこととなる。脱炭酸素効率には、脱炭反応速度が影響する。上吹き酸素による脱炭反応速度は、溶鉄中の炭素濃度が臨界炭素濃度となるまでの間は酸素供給律速、それよりも低い炭素濃度では溶鉄中の炭素の移動（拡散）律速であることが知られている。さらに、非特許文献３によれば、排ガスの連続分析から、酸素供給律速の段階においても脱炭速度は、一定ではなく変動していることが指摘されている。この現象は、小型溶解炉を用いた浴面の直接観察において、浴面からの大気泡の発生を伴うことから表面反応から浴内反応の移行による反応面積の拡大に起因していると考えられている。

さらに、上吹き酸素による脱炭反応サイトは、主に酸素噴流と溶鉄の衝突界面、いわゆる火点で進行することが知られている。非特許文献４には、（４）式で示される火点面積の幾何学的なくぼみの表面積Ａ_ｐに加えて、（５）式で示される浴面上に発生する液滴の影響を考慮した相当界面積Ａ^＊と上吹き酸化性ガスの流量Ｆ_Ｏ２との比である酸素負荷Ｒの増加に伴い脱炭酸素効率が低下することが開示されている。（４）式において、ｄ_ｎはラバールノズルのスロート径、Ｉは上吹き酸素噴流の運動量、κは運動量Ｉの補正係数、σは溶鉄の表面張力をそれぞれ示す。

さらに、近年、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬処理において、上吹きランスから生石灰と酸素ガスとを溶銑浴面の同位置に投射して添加することで生石灰の滓化性を向上させる取組みが行われている。例えば、特許文献１には、生石灰と、酸化鉄及び酸素ガスの少なくとも一方とを同位置に添加し、生石灰が供給されている局部的な反応サイトにおいて生石灰と酸素の重量比が０．２〜０．７となるようにすることで、脱燐剤の滓化性と精錬能を高い水準に保ち、脱燐を促進する技術が開示されている。しかしながら、特許文献１では、生石灰の火点内への投射によって引き起こされる火点温度の低下とこれに伴う脱炭反応の変化についての検討は不十分といわざるを得ない。

特許第３６５３４０５号公報

曽我部 潔、外１名、「円筒液体貯槽の液面動揺の応答 第１報」、生産研究、東京大学生産技術研究所、１９７４年、第２６巻、第３号、ｐ．１１９−１２２ 小島 信司、外３名、「上底吹き転炉における炉体振動の定量的評価」、川崎製鉄技法、川崎製鉄株式会社、１９８７年、第１９巻、第１号、ｐ．１−６ 舘 充、外２名、「溶鉄の脱炭反応の観察」、生産研究、東京大学生産技術研究所、１９７０年、第２２巻、第１１号、ｐ．４８８−４９０ 島田 道彦、「転炉火点の界面積について」、鉄と鋼、１９７１年、第５７巻、第１２号、ｐ．１７６４−１７７４

そこで、本発明は、上記の課題に着目してなされたものであり、酸化性ガスと石灰粉とを上吹きして溶鉄を精錬処理する、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬において、鉄歩留りの低下を抑えることができる転炉の上吹きランス及び転炉の操業方法を提供することを目的としている。

本発明の一態様によれば、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有し、複数の上記ノズルは、上記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、上記ノズルの数と上記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上であることを特徴とする転炉の上吹きランスが提供される。

ｄ_ｃ：ノズルのスロート径［ｍ］
Ｑ_ｇ：転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］
Ｌ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］
ｎ：ノズルの数［孔］
Ｐ_０：酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］
ｒ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］
ｖ_ｇ：鉄浴面における酸化性ガスの流速［ｍ／ｓ］
ρ_ｇ：酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］
σ_ｌ：溶鉄の表面張力［Ｎ／ｍ］
Ｔ_ｉｓｏ：断熱理論火点温度［Ｋ］
Ｒｅ：固液２相流のレイノルズ数
Ｐｒ：プラントル数
λ_Ｏ２：酸化性ガスの熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］
ｄ_ＣａＯ：石灰粉の粒径［ｍｍ］
Ｗ：溶銑装入量［ｔ］
Ｖ_{［％Ｓｉ］}：脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］
ΔＨ_ＦｅＯ：ＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］
ΔＨ_ＳｉＯ２：ＳｉＯ_２の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］

本発明の一態様によれば、転炉に収容された溶鉄を酸化精錬処理する際に、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有する上吹きランスから、上記酸化性ガスと上記石灰粉とを同時に吹き込み、上記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス平均流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つ上記ノズルの数と上記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように、上記転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ、及び上記上吹きランスのランス高さの少なくともいずれか一方を操作することを特徴とする転炉の操業方法が提供される。

本発明の一態様によれば、酸化性ガスと石灰粉とを上吹きして溶鉄を精錬処理する、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬において、鉄歩留りの低下を抑えることができる。

調査に用いた転炉の構成を示す模式図である。 上吹きランスの底面図である。 図２のＩ−Ｉ線矢視図である。 火点面積当たりの酸素流量と炉下落下地金指数との関係を示すグラフである。 火点温度と炉下落下地金指数との関係を示すグラフである。 火点面積当たりの酸素流量と固有振動数が０．３５Ｈｚにおける最大加速度との関係を示すグラフである。 火点温度と固有振動数が０．３５Ｈｚにおける最大加速度との関係を示すグラフである。 火点面積当たりの酸素流量と脱炭酸素効率との関係を示すグラフである。

以下の詳細な説明では、本発明の実施形態の完全な理解を提供するように多くの特定の細部について記載される。しかしながら、かかる特定の細部がなくても１つ以上の実施態様が実施できることは明らかであろう。他にも、図面を簡潔にするために、周知の構造及び装置が略図で示されている。
本発明の具体的な説明に先立ち、図１〜図８を参照して、本発明に至った経緯について説明する。

本発明者らは、酸化性ガスと石灰粉との上吹きにより溶鉄の酸化精錬を行う際に、転炉の炉壁や上吹きランスなどへの鉄分の付着量（地金付着量）に対する、ランス形状や酸素ガスの噴射条件が与える影響について調査を行った。図１に、調査で用いた転炉１の構成について示す。図１に示すように、転炉１は、酸化性ガスを用いて溶鉄２を酸化精錬する装置であり、炉体３と、複数の底吹き羽口４と、上吹きランス５と、副原料添加手段６と、フード７とを備える。

炉体３は、上部が開口した洋梨型の形状を有する３００ｔ規模の精錬容器であり、内側壁の全面に耐火物が設けられる。
複数の底吹き羽口４は、炉体３の底部に、炉体３の外側面から内側面へと挿通して設けられる。また、複数の底吹き羽口４は、不活性ガスを供給する複数のパイプが埋め込まれた耐火物からなり、パイプを通じて炉体３の炉内へと不活性ガスであるアルゴンあるいは窒素を吹き込む。

上吹きランス５は、炉体３の上方に鉛直方向に延在して配され、鉛直方向に昇降自在に設けられる。上吹きランス５は、炉体３側となる下端に同一のラバール形状の複数のノズル５１を有する。図２及び図３に図示した一例では、上吹きランス５に５孔のノズル５１ａ〜５１ｅが設けられた場合を示すが、本調査においては、４孔のノズル５１が設けられた上吹きランス５を用いても同様な調査を行った。複数のノズル５１は、上吹きランス５の延在方向の中心軸である軸心に対して同心円状に等間隔に離間して設けられる。さらに、複数のノズル５１は、各ノズル５１の中心軸と上吹きランス５の軸心とのなす角（「ノズル傾角」とも称する。）がθ［度］となるように、それぞれ配される。表１に、本調査で用いた上吹きランス５の条件を示す。表１に示すように、本調査では、ノズル５１の数、スロート径ｄ_ｓ［ｍｍ］、出口径ｄ_ｅ［ｍｍ］、及びノズル傾角θ［度］が異なる条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５を用いて調査を行った。

また、上吹きランス５は、上吹きランス５の軸心を中心として同心円上に配された、最外筒５２と、中管５３と、内管５４と、石灰粉配管５５とを外側から順に有する。石灰粉配管５５は、上吹きランス５の上端側にのみ形成され、最外筒５２、中管５３及び内管５４に比べ上下方向の長さが短く形成される。さらに、上吹きランス５は、最外筒５２と中管５３との間に冷却水供給経路５６、中管５３と内管５４との間に冷却水排出経路５７、内管５４の内部に酸化性ガス供給経路５８及び石灰粉配管５５の内部に石灰粉供給経路５９を有する。冷却水供給経路５６は、上吹きランス５の下端側で、冷却水排出経路５７と接続される。酸化性ガス供給経路５８は、上吹きランス５の下端側で、複数のノズル５１に接続される。石灰粉供給経路５９は、石灰粉配管５５の下端で、酸素供給経路５８に接続される。上吹きランス５の上端側は、不図示の冷却水供給管、冷却水排出管、酸化性ガス供給管及び石灰粉供給管に接続される。冷却水供給管は、冷却水供給経路５６に接続され、冷却水供給経路５６に冷却水を供給する。冷却水排出経路は、冷却水排出経路５７に接続され、冷却水排出経路５７から供給される冷却水を排出する。つまり、冷却水は、冷却水供給管、冷却水供給経路５６、冷却水排出経路５７及び冷却水排出管の順に移動することで、上吹きランス５を冷却する。酸化性ガス供給管は、酸化性ガス供給経路５８に接続され、酸化性ガス供給経路５８に酸化性ガスである酸素を供給する。石灰粉供給管は、石灰粉配管５５に接続され、石灰粉を石灰粉配管５５に供給する。石灰粉配管５５に供給された石灰粉は、石灰粉供給経路５９を通じて、酸化性ガス供給経路５８へと供給される。酸化性ガス供給管から供給された酸素は、酸化性ガス供給経路５８へと供給される。そして、酸化性ガス供給経路５８へと供給された、石灰粉及び酸素は、酸化性ガス供給経路５８で混合され、複数のノズル５１から溶鉄２へと噴射される。なお、上吹きランス５は、石灰粉を噴射させずに、酸化性ガスのみを複数のノズル５１から噴射することもできる。

副原料添加手段６は、ホッパー６１と、シュート６２とを有する。ホッパー６１は、造滓剤や合金などの副原料を収容する容器であり、副原料の種類に応じて複数設けられてもよい。シュート６２は、ホッパー６１に接続され、ホッパー６１から切出された副原料を炉体３内部へと投入する。
フード７は、炉体３の内部から排出される排ガスを回収するＯＧ設備（Oxygen Converter Gas Recovery System）の一部であり、炉体３の炉口の上部を覆って形成され、集塵機等の他のＯＧ設備へと接続される。

そして、本調査では、上記構成の転炉１を用いて、炭素濃度がおよそ４．０質量％の溶鉄２を、炭素濃度が０．０５質量％となるまで酸化精錬した。酸化精錬を行う際、表１に示す上吹きランス５の種類に加え、酸化性ガスの流量を７５０Ｎｍ^３／ｍｉｎ〜１０００Ｎｍ^３／ｍｉｎの範囲、及び上吹きランス５の下端から溶鉄２の浴面までの鉛直方向の距離であるランス高さＬＨを２．５ｍ〜５．８ｍの範囲で変えた複数の条件で酸化精錬を行った。また、酸化精錬では、処理を通して上吹きランス５から溶鉄２に酸素を吹き込み、その途中で、上吹きランス５から所定量の石灰粉を酸素と同時に吹き込む処理を行った。上吹きランス５からの石灰粉の吹込みは、上吹きランス５からの酸化性ガスの流量が、当該精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］となるときに行った。また、酸化精錬を行う際、炉体３の不図示の傾動軸に加速度計を設け、傾動軸の軸方向の加速度を計測した。その後、加速度計により得られた加速度信号を不図示の解析装置に取り込み、解析装置に記録すると同時に、高速フーリエ変換処理することで炉体３の炉体振動の周波数解析を行った。さらに、酸化精錬による鉄損失を評価するため、酸化精錬中に炉体３の炉口あるいはフード７に付着した鉄分である地金のうち、炉体３の鉛直方向下方の炉下に落下したものを、酸化精錬後に回収及び秤量した。

図４及び図５に、酸化精錬後に回収及び秤量した地金である炉下落下地金の評価結果を示す。図４における横軸は、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］であり、縦軸は炉下落下地金指数Ｗ［−］である。また、図４では、条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５について、後述する火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以下または２３２３Ｋ超の条件別のプロットを示す。図５における横軸は、火点温度Ｔ_ｆｓ［Ｋ］であり、縦軸は炉下落下地金指数Ｗ［−］である。また、図５では、条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５について、後述する火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以上または０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）未満の条件別のプロットを示す。

火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇは、下記（１）式で示される値であり、溶鉄２の浴面の上吹き酸素との衝突部位となる複数の火点において、各火点の単位面積当たりに衝突する酸素の酸化精錬を通しての平均流量を示す。なお、（１）式において、Ｑ_ｇは、転炉１での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］、ｎはノズル５１の数［孔］、ｒは鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］、Ｌは鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］、Ｐ_０は酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］、ｄ_ｃはノズル５１のスロート径［ｍ］、ρ_ｇは酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］、ｖ_ｇはランス高さＬＨから算出される酸化性ガスの浴面流速［ｍ／ｓ］、σ_ｌは溶鉄２の表面張力［Ｎ／ｍ］をそれぞれ示す。また、炉下落下地金指数Ｗは、下記（６）式で示される値である。（７）式において、Ｗ_Ｍは測定された炉下落下地金の重量［ｔ］、Ｗ_Ｓは火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６２Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つ火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋのときの平均炉下落下地金の重量［ｔ］をそれぞれ示す。

ここで、酸化性ガスの流速ｖ_ｇ、くぼみの深さＬ及びくぼみの半径ｒの算出方法について説明する。ラバール形状のノズル５１から噴射される気体の吐出流速ｖ_ｇ０［ｍ／ｓ］は、ノズル５１内のガス流動を断熱変化と仮定すると下記（７）式で表される。なお、（７）式において、ｇは重力加速度、ｐ_ｃはスロートにおける圧力（静圧）［Ｐａ］、ｐ_ｅはノズル出口における圧力（静圧）［Ｐａ］、ｖ_ｃはスロートにおける比容積［ｍ^３／ｋｇ］、ｖ_ｅはノズル出口における比容積［ｍ^３／ｋｇ］、κは比熱比［−］をそれぞれ示す。

一方、ノズルから噴射された後の中心軸上の噴流の流速ｖ_ｇは、ノズル５１の出口直下に形成されるポテンシャルコアと呼ばれる領域長さｘ_ｃ［ｍ］を考慮して下記（８）式で表される。なお、（８）式において、Ｃ_１は定数、Ｃ_２は定数をそれぞれ示す。

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの深さＬは下記（９）式で表される。なお、（９）式において、Ｃ_３は定数を示す。

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの半径ｒは、下記（１０）式で表される。なお、（１０）式において、θ_ｓは噴流の拡がり角度［度］を示す。

また、火点温度Ｔ_ｆｓは、下記（２）式で示される値である。なお、（２）式において、Ｔ_ｉｓｏは下記（１１）式から算出される断熱理論火点温度［Ｋ］、Ｒｅは下記（１２）式で示される固液２相流のレイノルズ数、Ｐｒは下記（１４）式で示されるプラントル数、λ_Ｏ２は熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］、ｄ_ＣａＯは石灰粉の粒径［ｍｍ］、Ｗは炉体３への溶鉄装入量［ｔ］、Ｖ_{［％Ｓｉ］}は溶鉄２中からＳｉが除去される速度である脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］、ΔＨ_ＦｅＯはＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］、ΔＨ_ＳｉＯ２はＳｉＯ_２の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］をそれぞれ示す。

断熱理論火点温度Ｔ_ｉｓｏは、ノズル５１の数ｎを用いた下記（１１）式の関係を満たす値である。（１１）式において、Ｃ_{Ｐ，ＦｅＯ}（Ｔ）はＦｅＯの熱容量［Ｊ／ｋｇ］、Ｃ_{Ｐ，ＳｉＯ２}（Ｔ）はＳｉＯ_２の熱容量［Ｊ／ｋｇ］及び［％Ｓｉ］は溶鉄２のＳｉ濃度［質量％］をそれぞれ示す。

また、固気２相流のレイノルズ数Ｒｅ及びプラントル数Ｐｒは、下記（１２）式及び（１３）式でそれぞれ示される値である。（１３）式において、ρ_Ｏ２はＯ_２気体の密度［ｋｇ／ｍ^３］、ｕ_Ｏ２はＯ_２気体の浴面流速［ｍ／ｓ］、ρ_ＣａＯはＣａＯ粒子相の分散密度［ｋｇ／ｍ^３］及びｕ_ＣａＯはＣａＯ粒子の浴面流速［ｍ／ｓ］をそれぞれ示す。（１３）式において、μは気体の粘性係数、Ｃ_ＰＯ２は気体（酸素ガス）の定圧比熱［Ｊ／（ｋｇ・Ｋ）］及びλ_Ｏ２は熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］（圧力条件１ａｔｍ）をそれぞれ示す。

図４及び図５から明らかなように、炉下落下地金指数Ｗは、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）超、且つ火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ未満となることで急増することがわかった。
また、図６及び図７に、酸化精錬中の炉体振動のうち、（３）式から算出される、固有振動数ｆ_ｃａｌｃが０．３５Ｈｚの最大加速度ａ_ｍａｘと、平均火点面積当たりの酸素流量Ｒ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓとの関係をそれぞれ示す。図６及び図７から明らかなように、０．３５Ｈｚの最大加速度ａ_ｍａｘは、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓの上昇に従い増加し、Ｆ_ｇ＞０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つＴ_ｆｓ＜２３２３Ｋではさらに大きくなる傾向を示すことがわかった。

ここで注目すべき事項は、条件１〜条件３の上吹きランス５のノズル５１の違いによらず、火点面積当りの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘと正相関を示し、火点温度Ｔ_ｆｓが炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘと負相関を示す点である。さらに、条件１〜条件３の上吹きランス５のノズル５１の違いによらず、Ｆ_ｇ＝０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ＝２３２３Ｋを境に、炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘが急増または急減する点である。つまり、本発明者らは、炉体３の炉口やフード７に付着する地金を低減し、鉄歩留低下を防止する上では、火点面積当りの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓを制御することが重要であり、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋとすることで、ダストの発生やスロッシングが抑えられることを知見した。

さらに、本調査では、脱炭酸素効率を評価するため、酸化精錬中の溶鉄２の炭素濃度が３質量％〜１質量％までの間、当該期間の平均の脱炭酸素効率ηを、排ガス中のＣＯ濃度などから算出した。平均の脱炭酸素効率ηは、測定される排ガスの流量Ｑ_{ｏｆｆｇａｓ}［Ｎｍ^３／ｓ］、当該期間における上吹き酸素の平均流量Ｅ（Ｑ_ｇ）［Ｎｍ^３／ｓ］、排ガス中のＣＯ濃度Ｃ_ＣＯ［体積％］及び排ガス中のＣＯ_２濃度Ｃ_ＣＯ２［体積％］を用いて、下記（４）式より算出した。

図８に、本調査の酸化精錬を行った処理における、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇと脱炭酸素効率ηとの関係を示す。図８から明らかなように、脱炭酸素効率ηは、条件１〜条件３の上吹きランス５の条件の違いに関わらず、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが増加するにしたがい低下し、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇと負相関を示すことがわかった。つまり、鉄歩留りの低下を防止する上で、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを制御することが重要であることが知見された。鉄歩留りを考慮すると、脱炭酸素効率ηが９０％以上であることが好ましい。このため、図８の脱炭酸素効率ηと火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇとの関係から、鉄歩留りを低減するためには、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下とすることが好ましい。

＜上吹きランスの構成＞
上述の調査結果に基づいた、本発明の一実施形態に係る上吹きランス５を説明する。本実施形態に係る上吹きランス５は、図２及び図３に示すように、ラバール形状の複数のノズル５１を下端に有する。複数のノズル５１のスロート径ｄ_ｃ及び数ｎは、上記（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つ上記（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように決定される。

＜転炉の操業方法＞
次に、本実施形態に係る転炉１の操業方法について説明する。本実施形態では、上述した調査と同様に、図１に示す転炉１を用いて、溶鉄２の酸化精錬を行う。まず、鉄スクラップ及び溶鉄２を炉体３に順に装入する。溶鉄２は、必要に応じて、予め脱硫処理及び脱燐処理の少なくともいずれか一方の予備処理が行われてもよい。次いで、上吹きランス５から酸化性ガスである酸素を溶鉄２に吹き込むことで、酸化精錬を行う。この際、精錬処理における時間率で最も多用される流量が予め設定された酸化性ガスの流量Ｑ_ｇで酸素が吹き込まれる。また、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）を満たすため、予め設定されたくぼみの半径ｒ、深さＬ及び酸化性ガスの流速ｖ_ｇとなるように、ランス高さＬＨが制御される。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５から、酸素と同時に石灰粉が溶鉄２に吹き込まれる（投射工程）。投射工程は、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量が当該精錬処理において時間率で最も多用される流量Ｑ_ｇのときに実施される。石灰粉の粒度は特に限定しないが、粒度が大きくなると滓化が遅れるため、３ｍｍ以下、好ましくは０．１５ｍｍ以下に粉砕して使用するのが好ましい。また、投射工程における、石灰粉の投射量及び投射速度などの条件は、溶鉄２の成分や酸化性ガスの流量、溶鉄２の目標成分などの各種操業条件に応じて適宜決定される。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５からの酸素の吹込みと同時に、複数の底吹き羽口４から攪拌用のＡｒやＮ_２などの不活性ガスを溶鉄２に吹き込むことで、溶鉄２が攪拌される。さらに、酸化精錬の開始前や酸化精錬の処理中には、造滓剤（例えば、生石灰など）や合金、冷材などの副原料が副原料添加手段６から溶鉄２へ投入されてもよい。その後、溶鉄２が目標とする成分及び温度となることで、酸化精錬が終了し、精錬処理をした溶鉄２を炉外の取鍋へと排出（出鋼）する。

＜変形例＞
以上で、特定の実施形態を参照して本発明を説明したが、これら説明によって発明を限定することを意図するものではない。本発明の説明を参照することにより、当業者には、開示された実施形態の種々の変形例とともに本発明の別の実施形態も明らかである。従って、特許請求の範囲は、本発明の範囲及び要旨に含まれるこれらの変形例または実施形態も網羅すると解すべきである。

例えば、上記実施形態では、ノズル５１は４孔または５孔設けられる構成としたが、本発明はかかる例に限定されない。ノズル５１の数ｎは、複数孔であれば、上記以外の数であってもよい。
また、上記実施形態に係る転炉１の操業方法では、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋを満たす上吹きランス５を用いるとしたが、本発明はかかる例に限定されない。例えば、転炉１の操業方法として、複数のラバール形状のノズル５１を有する上吹きランス５を用いて酸化精錬をする際に、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋを満たすように、酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨの少なくとも一方を制御する構成であってもよい。

さらに、本発明に係る転炉１の操業方法では、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量が、精錬処理における時間率で最も多用される酸素流量Ｑ_ｇである期間を除いた他の期間では、酸素流量Ｑ_ｇやランス高さＬＨなどの各種操業条件については、溶鉄２の成分や温度といった条件や目標とする溶鉄２の処理後の成分や温度などに応じて適宜設定される。

さらに、上記実施形態に係る転炉１の操業方法では、溶鉄２の脱炭精錬を行う場合について説明したが、上記実施形態に係る上吹きランス５を有する転炉１を用いた酸化精錬であれば、本発明はかかる例に限定されない。例えば、本発明に係る転炉の操業方法では、脱燐精錬のみの精錬処理または脱燐精錬と脱炭精錬との両方の精錬処理を行う構成であってもよい。

＜実施形態の効果＞
（１）本発明の一態様に係る転炉１の上吹きランス５は、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズル５１を下端に有し、複数のノズル５１は、ノズル５１の数及びスロート径ｄ_ｃに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、ノズルの数ｎに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上である。

上記（１）の構成によれば、溶鉄２の浴面搖動が適正化され、溶鉄２の搖動が抑制されることから、炉外への鉄分の逸散や炉口への地金の付着・堆積を低減させることができる。また、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを低減することで、脱炭酸素効率が向上する傾向となることから、スラグ中の鉄分を低減することができる。これらの効果により、上記（１）の構成では、酸化精錬における鉄歩留りの低下を抑制できるため、酸化精錬に係る精錬コストを低減、及び転炉１における生産性を向上させることができる。また、鉄歩留りの低下が抑制されることにより、地金の回収と再利用に要する費用が削減され、さらには、炉体３の炉口などに付着し、堆積した地金の除去に伴う転炉１の稼働率の低下を抑制することができる。
さらに、上記（１）の構成の上吹きランス５では、酸化性ガスと石灰粉とを同時に溶鉄に吹き込むことができるため、造滓である石灰粉が溶けやすくなり、スラグの滓化率が向上する。このため、酸化精錬における脱燐能も向上させることができる。

（２）本発明の一態様に係る転炉１の操業方法は、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズル５１を下端に有する上吹きランス５を用いて、転炉１に収容された溶鉄２を酸化精錬処理する際に、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つノズル５１の数ｎに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように、転炉１での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ、及び上吹きランス５のランス高さＬＨの少なくともいずれか一方を操作する。

上記（２）の構成によれば、上記（１）の構成と同様な効果を得ることができる。また、上記（２）の構成によれば、酸化精錬において通常用いられる、ラバール形状のノズルを有する上吹きランスにおいても、精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨの少なくとも一方を制御するだけで、鉄歩留りの低減を抑制することができる。

次に、本発明者らが行った実施例について説明する。実施例では、図１に示す容量（処理する溶鉄及びスクラップの総重量）が３００トンの上底吹きの転炉１を用いて、上記実施形態に係る転炉１の操業方法による酸化精錬を行った。実施例では、ノズル５１の数、スロート径ｄ_ｃ、出口径ｄ_ｅ及びノズル傾角の異なる、４種類の上吹きランス５を用いて、複数の水準で酸化精錬を行った。表２に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の計７水準における、上吹きランス５の条件を示す。各水準におけるノズル５１は、上記実施形態と同様に、それぞれ同一のラバール形状であり、上吹きランス５の軸心に対して同心円上に等間隔に配される。

実施例では、まず、上底吹きの転炉１に鉄スクラップを装入した後、転炉１に溶鉄２を装入した。表３に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の全ての水準における、溶鉄２の条件（温度及び化学成分）を示す。なお、表３において、化学成分の「ｔｒ」は、分析装置の検出下限値未満の濃度であることを示す。

次いで、上吹きランス５から酸化性ガスである酸素を溶鉄２の浴面に向けて吹き付けながら、複数の底吹き羽口４からアルゴンガスを攪拌用ガスとして溶鉄中に吹き込むことで酸化精錬である脱燐精錬及び脱炭精錬を行った。また、酸化精錬では、精錬途中の所定の期間に上吹きランス５から、酸素と同時に所定量の石灰粉を吹き込む投射工程を実施した。投射工程での投射の条件については、後述する。さらに、酸化精錬中には、副原料添加手段６から造滓剤として生石灰を投入した。生石灰の添加量については、投射工程で吹き込まれる石灰粉を考慮し、炉体３内のスラグの塩基度（質量％ＣａＯ／質量％ＳｉＯ_２）が３．２となるように調整を行った。実施例では、処理終了時の温度となる吹き止め温度が１６５０℃、及び溶鉄２中の炭素濃度が０．０５質量％となるまで、酸化精錬を行った。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量、ランス高さＬＨ、底吹き羽口４から吹き込まれるアルゴンガスの流量（底吹きガス流量）及び投射工程における石灰粉の投射速度を、溶鉄２中の炭素濃度に応じた区間毎に変化させた。表４に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の各水準における、区間別あるいは全区間を平均した、酸化性ガスの流量、ランス高さＬＨ、石灰粉の投射速度、底吹きガス流量、（２）式から算出される火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ、及び火点温度の条件を示す。区間は、溶鉄中の炭素濃度が３．５質量％超を区間１とし、２．０質量％超３．５質量％以下を区間２とし、０．４質量％超２．０質量％以下を区間３とし、０．４質量％以下を区間４とした。なお、表４における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇは、各区間における酸化性ガスの流量を、（２）式の酸化性ガスの流量Ｑ_ｇとした場合に（２）式から算出される値とした。また、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例３のすべての水準において、区間１，４における酸化性ガスの流量を８５０Ｎｍ^３／ｍｉｎとし、区間２，３における酸化性ガスの流量を８５０Ｎｍ^３／ｍｉｎか１０００Ｎｍ^３／ｍｉｎのいずれかとした。なお、区間２と区間３とに掛かる時間を足したものが、転炉１での酸化精錬処理に掛かる時間の半分以上を占めるため、区間２，３における酸化性ガスの流量が、精錬処理の時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇとなる。また、各水準において、各区間での底吹きガス流量の条件は同じとし、区間２において３００ｋｇ／ｍｉｎの投射速度で石灰粉の吹込みを行った（投射工程）。さらに、各水準において、浴面相当位置における上吹き酸素噴流の中心流速ｖ_ｇが、１２０〜２４０ｍ／ｓの範囲となるように、ノズル５１の形状や個数の違いに応じてランス高さＬＨ及び酸化性ガスの流量の設定をそれぞれ変更した。

上吹きランス５、酸素ガス流量及びランス高さＬＨを上記条件とすることで、実施例１〜３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］以下、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ以上となるようにした。一方、比較例１，２の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］超、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ以上となるようにした。比較例３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］以下、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ未満となるようにした。比較例３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］超、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ未満となるようにした。

以上示した操業条件及び操業方法による酸化精錬の結果として、酸化精錬に係った時間となる吹錬時間、酸化精錬終了直後のスラグ中の鉄濃度である吹き止め（Ｔ．Ｆｅ）及び炉下落下地金指数を表５に示す。なお、表５に示す炉下落下地金指数は、比較例２のときの炉下落下地金の重量を１としたときの相対値である。

表５から明らかなように、実施例１〜３と比較例１〜３とでは、吹錬時間はほぼ同等であったが、実施例１〜３の方が、炉下落下地金指数が低くなり、スラグ中の鉄濃度が低くなることが確認された。つまり、本発明によれば、溶鉄２の搖動が抑制され、溶鉄２の飛散やダストの発生、スラグ中の鉄分濃度を低減できることから、鉄歩留りの低下を抑制できることが確認された。

１ 転炉
２ 溶鉄
２１ スラグ
３ 炉体
４ 底吹き羽口
５ 上吹きランス
５１，５１ａ〜５１ｅ ノズル
５２ 最外筒
５３ 中管
５４ 内管
５５ 石灰粉配管
５６ 冷却水供給経路
５７ 冷却水排出経路
５８ 酸化性ガス供給経路
５９ 石灰粉供給経路
６ 副原料添加手段
６１ ホッパー
６２ シュート
７ フード
ｄ_ｓ ノズルスロート径
ｄ_ｅ ノズル出口径
θ ノズル傾角

Claims (2)

1. 酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有し、
   複数の前記ノズルは、前記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、前記ノズルの数と前記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上であることを特徴とする転炉の上吹きランス。
   

   

   ｄ_ｃ：ノズルのスロート径［ｍ］
   Ｑ_ｇ：転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］
   Ｌ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］
   ｎ：ノズルの数［孔］
   Ｐ_０：酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］
   ｒ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］
   ｖ_ｇ：鉄浴面における酸化性ガスの流速［ｍ／ｓ］
   ρ_ｇ：酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］
   σ_ｌ：溶鉄の表面張力［Ｎ／ｍ］
   Ｔ_ｉｓｏ：断熱理論火点温度［Ｋ］
   Ｒｅ：固液２相流のレイノルズ数
   Ｐｒ：プラントル数
   λ_Ｏ２：酸化性ガスの熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］
   ｄ_ＣａＯ：石灰粉の粒径［ｍｍ］
   Ｗ：溶銑装入量［ｔ］
   Ｖ_{［％Ｓｉ］}：脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］
   ΔＨ_ＦｅＯ：ＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］
   ΔＨ_ＳｉＯ２：ＳｉＯ_２の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］
2. 転炉に収容された溶鉄を酸化精錬処理する際に、
   酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有する上吹きランスから、前記酸化性ガスと前記石灰粉とを同時に吹き込み、
   前記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス平均流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つ前記ノズルの数と前記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように、前記転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ、及び前記上吹きランスのランス高さの少なくともいずれか一方を操作することを特徴とする転炉の操業方法。
   

   

   ｄ_ｃ：ノズルのスロート径［ｍ］
   Ｑ_ｇ：転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］
   Ｌ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］
   ｎ：ノズルの数［孔］
   Ｐ_０：酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］
   ｒ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］
   ｖ_ｇ：鉄浴面における酸化性ガスの流速［ｍ／ｓ］
   ρ_ｇ：酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］
   σ_ｌ：溶鉄の表面張力［Ｎ／ｍ］
   Ｔ_ｉｓｏ：断熱理論火点温度［Ｋ］
   Ｒｅ：固液２相流のレイノルズ数
   Ｐｒ：プラントル数
   λ_Ｏ２：熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］
   ｄ_ＣａＯ：石灰粉の粒径［ｍｍ］
   Ｗ：溶銑装入量［ｔ］
   Ｖ_{［％Ｓｉ］}：脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］
   ΔＨ_ＦｅＯ：ＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］
   ΔＨ_ＳｉＯ２：ＳｉＯ_２の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］

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