JP2017133069A - 溶銑の脱硫方法 - Google Patents

Abstract

【課題】インペラの使用状況等に起因する脱硫ばらつきを低減して、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる溶銑の脱硫方法の提供。
【解決手段】溶銑高さＨ［ｍ］の溶銑鍋内１で撹拌羽根２を回転させる溶銑Ｍの脱硫方法で、ＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定する決定工程と、上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋１への供給と共に、浸漬深さＬ_１［ｍ］、トルクτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で撹拌羽根２を回転させる第１工程と、第１工程後に上記トルクを一定速度で上昇させる第２工程と、第２工程後に、浸漬深さＬ_２［ｍ］、トルクτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で撹拌羽根２を回転させる第３工程とを備え、式（１）〜（４）を満たす溶銑Ｍの脱硫方法。０．５≦τ_１≦０．７・・・（１）；０．８≦τ_２≦１．２・・・（２）；０．０７≦Ｌ_１／Ｈ≦０．０７＋０．２４×Ｗ^−０．５・・・（３）；Ｌ_１／Ｈ≦Ｌ_２／Ｈ≦０．４・・・（４）
【選択図】図２Ａ

Description

本発明は、溶銑の脱硫方法に関する。

高炉から出銑される溶銑には鋼材の特性を低下させる硫黄が多量に含まれているため、鋼材に要求される硫黄濃度まで硫黄を低減する脱硫処理が行われる。この脱硫処理は溶銑又は溶鋼の段階で行われるが、近年の鋼材品質に対する要求の高まりから溶銑段階での脱硫処理が広く行われている。

溶銑の脱硫処理方法として、混銑車などの溶銑搬送容器内の溶銑に脱硫剤を吹き込んで脱硫を行う方法や、溶銑鍋内に溶銑を装入し、この溶銑鍋内で機械撹拌しつつ脱硫を行う方法が採用される。これらの中でも、脱硫剤の反応効率が高く低硫黄濃度化が可能な点から、機械撹拌による脱硫方法が主に用いられる。機械撹拌による脱硫では、撹拌羽根を有する耐火物（インペラ）を溶銑鍋内に浸漬し、撹拌羽根を回転させることで脱硫を行う。

この機械撹拌による脱硫において脱硫効率を向上させる方法として、インペラの撹拌羽根の浸漬深さ及び回転数を制御する方法が提案されている（特開２０００−００１７１０号公報参照）。この脱硫方法では、撹拌羽根を低速回転させながら溶銑面に近づけ、撹拌羽根が溶銑中に入ったときから撹拌羽根の回転速度を上げて溶銑上のスラグを容器の外周寄りに振り分け、その状態で容器中央部付近に露出する溶銑面上に脱硫剤を供給することで、脱硫時間を低減している。

しかし、上記公報で提案される脱硫方法では、例えばインペラの使用状況に応じてインペラの溶損やインペラへのスラグ付着等により撹拌力に差異が生じるため、撹拌羽根の浸漬深さ及び回転数の処理条件を同じにしても脱硫処理後の硫黄濃度にばらつきが生じ易い。この硫黄濃度のばらつきにより硫黄濃度が十分に低減されない溶銑は、再処理による生産コストの増加を生じさせる。

特開２０００−００１７１０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、インペラの使用状況等に起因する脱硫ばらつきを低減して、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる溶銑の脱硫方法の提供を目的とする。

上記課題を解決するためになされた発明は、溶銑鍋内で撹拌羽根を回転させつつ、ＣａＯ系脱硫剤を上方から上記溶銑鍋内に供給する溶銑の脱硫方法であって、全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］及び脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度Ｓ［質量％］から溶銑１ｔｏｎ当たりのＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定する脱硫剤供給量決定工程と、上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給と共に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第１工程と、上記第１工程後に、上記撹拌羽根の溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクをτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］からτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］へ一定速度で上昇させる第２工程と、上記第２工程後に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第３工程とを備え、上記第１工程の期間が上記脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］の２０％以上３０％以下であり、上記第２工程のトルクの上昇速度が０．１５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上１．２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以下であり、上記τ_１及びτ_２が以下の式（１）及び式（２）を満たし、上記第１工程の全期間及び上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］未満である期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_１［ｍ］、並びに上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］以上である期間及び上記第３工程の全期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_２［ｍ］、溶銑高さをＨ［ｍ］とした場合に、以下の式（３）及び式（４）を満たすように撹拌羽根の浸漬深さを制御することを特徴とする。
０．５≦τ_１≦０．７ ・・・（１）
０．８≦τ_２≦１．２ ・・・（２）
０．０７≦Ｌ_１／Ｈ≦０．０７＋０．２４×Ｗ^−０．５ ・・・（３）
Ｌ_１／Ｈ≦Ｌ_２／Ｈ≦０．４ ・・・（４）

当該溶銑の脱硫方法は、トルクにより撹拌羽根の回転を制御する。このため、撹拌羽根の回転数で制御する場合に比べて当該溶銑の脱硫方法はインペラの溶損やインペラへのスラグ付着等による撹拌力の差異が生じ難いので、脱硫ばらつきを低減できる。また、当該溶銑の脱硫方法は、比較的トルクの低い第１工程でＣａＯ系脱硫剤の滓化を促進した後、第２工程で第１工程のトルクから第３工程のトルクへトルクを上昇させ、比較的トルクの高い第３工程でＣａＯ系脱硫剤を溶銑へ巻き込む。このため、当該溶銑の脱硫方法は、脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる。具体的には、当該溶銑の脱硫方法は、第１工程の期間を上記範囲内とし、かつ第１工程のトルクτ_１を上記範囲内とするので、溶銑鍋に供給されたＣａＯ系脱硫剤の飛散を抑止しつつ、比較的短時間でＣａＯ系脱硫剤の滓化を促進できる。また、当該溶銑の脱硫方法は、第３工程のトルクτ_２を上記範囲内とするので、大気の巻き込みを抑止しつつ、脱硫反応を促進できる。さらに、第２工程のトルクの上昇速度を上記範囲内とするので、ＣａＯ系脱硫剤の凝集及び溶銑の温度低下による脱硫反応の低下を抑止しつつ、第１工程から第３工程へ移行できる。また、当該溶銑の脱硫方法は、撹拌羽根の浸漬深さを上記式（３）及び式（４）を満たすように制御するので、当該溶銑の脱硫方法は、トルクに応じて撹拌羽根回転時に発生する溶銑の渦が撹拌羽根の上面に到達し、適度な強度でＣａＯ系脱硫剤が撹拌される。このため、溶銑の飛散を抑えつつ、ＣａＯ系脱硫剤を溶銑中へ分散させることができる。従って、当該溶銑の脱硫方法では、溶銑内へのＣａＯ系脱硫剤の分散状況等のチャージ毎の差異が生じ難いので、脱硫ばらつきが低減され、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる。

ここで、「ＣａＯ系脱硫剤」とは、生石灰（ＣａＯ）を主成分とする脱硫剤を意味する。「脱硫処理時間」とは、脱硫剤の投入開始から第３工程のトルクτ_２が０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］を下回るまでの時間を指す。また、「溶銑高さ」とは、撹拌羽根が浸漬されておらず、かつ静止状態での溶銑表面と取鍋底面との鉛直方向の距離を指す。また、「撹拌羽根の浸漬深さ」とは、上記静止状態での溶銑表面と撹拌羽根の上面との最短距離を指す。

以上説明したように、本発明の溶銑の脱硫方法は、インペラの使用状況等に起因する脱硫ばらつきを低減して、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる。

本発明の一実施形態に係る溶銑の脱硫方法の手順を示すフロー図である。 図１の溶銑の脱硫方法を用いる溶銑脱硫装置の概略を示す模式的断面図である。 図２Ａの溶銑脱硫装置の模式的平面図である。 脱硫剤供給量ＷとＬ_１／Ｈとの関係を示すグラフである。 実施例におけるトルクτ_１と脱硫後硫黄濃度との関係を示すグラフである。 実施例におけるトルクの上昇速度と脱硫後硫黄濃度との関係を示すグラフである。 実施例におけるトルクτ_２と脱硫後硫黄濃度との関係を示すグラフである。 実施例におけるＬ_１／Ｈと脱硫後硫黄濃度との関係を示すグラフである。 実施例におけるＬ_２／Ｈと脱硫後硫黄濃度との関係を示すグラフである。

以下、適宜図面を参照しつつ本発明の溶銑の脱硫方法の実施形態について説明する。

当該溶銑の脱硫方法は、溶銑鍋内で撹拌羽根を回転させつつ、ＣａＯ系脱硫剤を上方から上記溶銑鍋内に供給する溶銑の脱硫方法である。図１に示すように、当該溶銑の脱硫方法は、全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］及び脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度Ｓ［質量％］から溶銑１ｔｏｎ当たりのＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定する脱硫剤供給量決定工程Ｓ１と、上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給と共に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第１工程Ｓ２と、上記第１工程Ｓ２後に、上記撹拌羽根の溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクをτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］からτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］へ一定速度で上昇させる第２工程Ｓ３と、上記第２工程Ｓ３後に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第３工程Ｓ４とを備える。

当該溶銑の脱硫方法は、図２Ａのような機械撹拌方式の溶銑脱硫装置で用いられる。高炉から出銑された溶銑は、溶銑鍋１に装入されて精錬工程を行う転炉などへ移送されるが、転炉に達するまでの間に脱硫処理が行われる。この溶銑脱硫装置は、溶銑鍋１の中心に挿入される耐火物製の撹拌羽根２を備える。つまり、撹拌羽根２は、図２Ｂに示すように回転軸が平面視円形の溶銑鍋１の中心と一致するよう溶銑鍋１内に挿入される。この撹拌羽根２は、回転軸の先端から径方向に突出する羽根を有する。上記羽根の枚数は特に限定されないが、例えば４枚とできる。この溶銑脱硫装置は、撹拌羽根２の回転により溶銑Ｍを撹拌しながらＣａＯ系脱硫剤を混合することで溶銑Ｍの脱硫処理を行う。

また、滓化促進や脱酸を目的としてアルミニウムドロス等のアルミニウム含有副原料をＣａＯ系脱硫剤に混合してもよい。アルミニウム含有副原料を用いる場合、溶銑中の硫黄（Ｓ）は、下記式（５）に示すように、酸化カルシウム（ＣａＯ）との反応により硫化カルシウム（ＣａＳ）として固定化される。また、下記式（５）とアルミニウム（Ａｌ）の酸化反応を示す下記式（６）とを合せた下記式（７）から分かるように、アルミニウムを添加することにより、脱硫によってＣａＯから放出された酸素（Ｏ）をアルミニウムと反応させて酸化アルミニウム（Ａｌ_２Ｏ_３）とすることができる。従って、アルミニウムを添加することで、溶銑の酸素濃度を低減できるので、より脱硫が進行し易くなる。なお、下記式（５）〜（７）において、（）内はスラグ中又は脱硫剤中の成分を表し、［］内は溶銑中の成分を表す。
（ＣａＯ）＋［Ｓ］→（ＣａＳ）＋［Ｏ］ ・・・（５）
２［Ａｌ］＋３［Ｏ］→（Ａｌ_２Ｏ_３） ・・・（６）
３（ＣａＯ）＋３［Ｓ］＋２［Ａｌ］→３（ＣａＳ）＋（Ａｌ_２Ｏ_３） ・・・（７）

＜脱硫剤供給量決定工程＞
まず、脱硫剤供給量決定工程Ｓ１では、全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］及び脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度Ｓ［質量％］からＣａＯ系脱硫剤の単位溶銑当たりの供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定する。

ここで、機械撹拌による脱硫処理において、処理時間が長いほど脱硫は進行するが、長時間の処理は鋼材の生産量の低下を招く。そのため、チャージ毎の全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］は、次工程の処理開始までの時間余裕や溶銑鍋の物流の状況等によって決定される。一方、溶銑中の硫黄濃度の低減量は、ＣａＯ系脱硫剤の供給量を多くすることで大きくできる。また、脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度は、鋼種によって決定される。従って、全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］を決定すると、脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度Ｓ［質量％］から必要なＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗが算出できる。

＜第１工程＞
第１工程Ｓ２では、上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給と共に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる。

上記脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］に対する上記第１工程Ｓ２の期間の割合の下限としては、２０％であり、２２％がより好ましい。一方、上記第１工程Ｓ２の期間の割合の上限としては、３０％であり、２８％がより好ましい。上記第１工程Ｓ２の期間の割合が上記下限未満である場合、溶銑鍋へ供給されたＣａＯ系脱硫剤の滓化が不十分となるおそれがある。逆に、上記第１工程Ｓ２の期間の割合が上記上限を超える場合、後述する第３工程Ｓ４の期間が短くなるため、第３工程Ｓ４での脱硫反応の促進効果が不十分となるおそれがある。

上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給は、第１工程Ｓ２で行われる。上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給方法は、特に限定されないが、例えば複数回に分割して供給することができる。複数回に分割して供給する場合は、ＣａＯ系脱硫剤を略等量に分割し、略等時間間隔で投入するとよい。また、連続してＣａＯ系脱硫剤を供給してもよい。この場合、単位時間当たりのＣａＯ系脱硫剤の供給量が略等量となるように供給するとよい。上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給期間としては、特に限定されないが、第１工程Ｓ２の期間の９０％以上が好ましく、第１工程Ｓ２の期間の１００％、すなわちＣａＯ系脱硫剤の投入完了と共に第２工程Ｓ３を開始することがより好ましい。このようにＣａＯ系脱硫剤を一定の期間をかけて供給することで、ＣａＯ系脱硫剤の滓化が促進できる。

本発明では、トルクにより脱硫処理中の撹拌力を制御する。トルクは、インペラの撹拌羽根の径及び回転数に依存し、羽根径や回転数を大きくすると、トルクが大きくなる。しかし、インペラの溶損やインペラへのスラグ付着等により、インペラが一定の形状をしていないため、例えば同じ回転数であってもトルクは異なる。このため、トルクにより脱硫処理中の撹拌力を制御することで、撹拌羽根の回転数により制御する場合よりも脱硫ばらつきが低減できると考えられる。なお、トルクは、インペラを回転させるモータの電圧値［Ｖ］と電流値［Ａ］との積を周波数ｆ［Ｈｚ］で除した値ＶＩ／ｆに比例する。従って、トルクとＶＩ／ｆとの比例係数を予め設備に応じて算出しておくことで、モータの電圧値［Ｖ］、電流値［Ａ］及び周波数ｆ［Ｈｚ］の測定結果からトルクを求めることができる。

第１工程Ｓ２の上記トルクτ_１は下記に示す式（１）を満たす。ここで、上記式（１）の導出について説明する。第１工程Ｓ２において脱硫反応を促進させるためには、供給した脱硫剤が飛散しない範囲で、滓化を促進させた上で溶銑に巻き込ませることが必要である。脱硫剤供給時にＣａＯ系脱硫剤が飛散しないようにするためには、比較的弱い撹拌とする必要がある。発明者らが鋭意検討した結果、トルクτ_１が０．７［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］以下であれば、脱硫剤供給時の脱硫剤の飛散を抑止できることを見出し、トルクτ_１の上限が導出された。また、滓化を促進させるためには、適度な強さで溶銑を撹拌し、脱硫剤に溶銑の熱を伝えることが有効である。発明者らが鋭意検討した結果、トルクτ_１が０．５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］未満となると溶銑からの伝熱が不十分となり滓化が促進し難いことを見出し、トルクτ_１の下限が導出された。このようにして上記式（１）が導出された。
０．５≦τ_１≦０．７ ・・・（１）

＜第２工程＞
第２工程Ｓ３では、上記第１工程Ｓ２後に、上記撹拌羽根の溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクをτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］からτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］へ一定速度で上昇させる。

上記第２工程のトルクの上昇速度の下限としては、０．１５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］であり、０．３［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］がより好ましい。一方、上記上昇速度の上限としては、１．２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］であり、０．９［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］がより好ましい。上記上昇速度が上記下限未満である場合、トルクがτ_２となるまでに時間を要するため、ＣａＯ系脱硫剤が凝集するおそれがある。この凝集によりＣａＯ系脱硫剤の反応界面積が減少し、次工程である第３工程において脱硫反応が十分に進行しないおそれがある。また、トルクを上昇させる処理時間が長引くことで、溶銑の温度が低下し、吸熱反応である脱硫反応が進行し難くなるおそれもある。逆に、上記上昇速度が上記上限を超える場合、溶銑の表面付近のＣａＯ系脱硫剤が飛散するおそれがある。第１工程において比較的弱い撹拌条件で撹拌を行っているため、ＣａＯ系脱硫剤の多くは溶銑の表面付近に留まっていると考えられる。このため、このＣａＯ系脱硫剤の飛散によりＣａＯ系脱硫剤が不足し、第３工程において脱硫反応が十分に進行しないおそれがある。

＜第３工程＞
第３工程Ｓ４では、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる。

第３工程Ｓ４の上記トルクτ_２は下記に示す式（２）を満たす。ここで、上記式（２）の導出について説明する。滓化したＣａＯ系脱硫剤と溶銑中の硫黄との反応を促進させるためには、溶銑内での硫黄の移動を速める必要がある。このため、比較的強い撹拌とすることが有効である。発明者らが鋭意検討した結果、トルクτ_２が０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］以上であれば、溶銑中の硫黄の移動を促し、脱硫反応を促進できることを見出し、トルクτ_２の下限が導出された。一方、撹拌力を強くし過ぎると、溶銑表面が接する雰囲気から大量の気泡を巻き込んでしまう。通常、溶銑表面の雰囲気は大気であるため、大気からの酸素を巻き込み、溶銑中の酸素濃度が上昇する。この酸素濃度の上昇により上述の式（５）の反応が進み難くなり、脱硫反応が阻害される。また、巻き込まれた気泡は溶銑に比べて密度が小さいため、溶銑表面へ浮上する。その際、気泡が溶銑中の脱硫剤をトラップし、脱硫剤を溶銑表面へ浮上させる。このため、溶銑内部の脱硫反応が促進されない。従って、撹拌力を強くし過ぎると、脱硫反応効率が低下する。発明者らが鋭意検討した結果、トルクτ_２が１．２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］を超えると、この脱硫反応効率の低下が顕著となることを見出し、トルクτ_２の上限が導出された。このようにして上記式（２）が導出された。
０．８≦τ_２≦１．２ ・・・（２）

＜撹拌羽根の浸漬深さ＞
撹拌羽根の浸漬深さによってＣａＯ系脱硫剤の溶銑への巻き込まれ方が変わるため、撹拌羽根の浸漬深さは脱硫反応に影響を与える。当該溶銑の脱硫方法では、上記第１工程の全期間及び上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］未満である期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_１［ｍ］、並びに上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上である期間及び上記第３工程の全期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_２［ｍ］、溶銑高さをＨ［ｍ］とした場合、下記に示す式（３）及び式（４）を満たすように撹拌羽根の浸漬深さを制御する。
０．０７≦Ｌ_１／Ｈ≦０．０７＋０．２４×Ｗ^−０．５ ・・・（３）
Ｌ_１／Ｈ≦Ｌ_２／Ｈ≦０．４ ・・・（４）

まず、上記式（３）導出について以下に説明する。ＣａＯ系脱硫剤が溶銑へ巻き込まれ溶銑内に分散するには、撹拌羽根の回転時に発生する渦が撹拌羽根の上面に到達することが重要である。この渦の深さはトルクに応じて変化するため、トルクに応じて適正な撹拌羽根の浸漬深さがあると考えられる。発明者らが脱硫の操業を観察していたところ、トルクτ_１で制御されている第１工程Ｓ２において、ＣａＯ系脱硫剤の投入量を増すと渦の深さが浅くなる傾向があることを見出した。そこで、発明者らは、τ_１＝０．５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］の条件でＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ［ｋｇ］を変化させ、Ｌ_１／Ｈを基準として溶銑の脱硫効果を評価する実験を行った。この実験結果を図３に示す。図３において、「○」のプロットは、脱硫反応が進み硫黄濃度を低減できたものを表し、「×」は操業困難又は脱硫反応効率の低下が発生したものを表す。その結果、Ｌ_１／Ｈの下限については、ＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ依存性が低く、Ｌ_１／Ｈが０．０７以下である場合、溶銑飛散量が多くなり、操業そのものが困難となった。一方、Ｌ_１／Ｈの上限については、ＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ依存性が見られ、Ｌ_１／Ｈが大き過ぎる場合、撹拌による渦が撹拌羽根の上面に到達できなくなるため、ＣａＯ系脱硫剤が十分に巻き込まれず、ＣａＯ系脱硫剤の凝集が進み、脱硫反応効率の低下が観測された。この結果から、式（３）の下限である０．０７が導出された。また、ＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗに依存する式（３）の上限については、以下のように考えた。まず、ＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗを増やしても式（３）の下限である０．０７を下回ることはないと考えられる。そこで、Ｌ_１／Ｈの値から０．０７を減じた量についてさらに発明者らが検討したところ、Ｗ^−０．５に比例する傾向があることが分かった。これは、ＣａＯ系脱硫剤の投入量に応じて溶銑の運動エネルギーが失われ、その失われた運動エネルギーに相当する分、渦が浅くなるが、この失われた運動エネルギーがＣａＯ系脱硫剤の質量の−０．５乗に比例するためと考えられる。以上から、上限は、０．０７＋α×Ｗ^−０．５と表されると考えられ、上述の実験結果と相関をとったところ、α＝０．２４が抽出された。このようにして、トルクが小さい第１工程Ｓ２の撹拌羽根の浸漬深さを決める上記式（３）が導出された。

次に、上記式（４）導出について以下に説明する。次に第３工程Ｓ４においては、ＣａＯ系脱硫剤を溶銑内に広く分布させることが脱硫反応を促進させるために重要である。第３工程Ｓ４で制御されるトルクτ_２は、第１工程Ｓ２で制御されるトルクτ_１よりも大きく、渦の深さが深くなると考えられるので、少なくとも第３工程Ｓ４の撹拌羽根の浸漬深さＬ_２は、第１工程Ｓ２の撹拌羽根の浸漬深さＬ_１以上とできる。このことから、式（４）の下限として、Ｌ_１／Ｈが導出された。一方、撹拌羽根の浸漬深さＬ_２を大きくし過ぎると撹拌による渦が撹拌羽根の上面に到達できなくなる。本発明者らが鋭意検討した結果、式（２）を満たすトルクτ_２の範囲ではＬ_２／Ｈが０．４を超えると、渦が撹拌羽根の上面に到達し難くなることを見出し、式（４）の上限が導出された。このようにして、トルクが大きい第３工程Ｓ４の撹拌羽根の浸漬深さを決める上記式（４）が導出された。

＜利点＞
当該溶銑の脱硫方法は、トルクにより撹拌羽根の回転を制御する。このため、撹拌羽根の回転数で制御する場合に比べて当該溶銑の脱硫方法はインペラの溶損やインペラへのスラグ付着等による撹拌力の差異が生じ難いので、脱硫ばらつきを低減できる。また、当該溶銑の脱硫方法は、トルクに応じた撹拌羽根の浸漬深さの制御により撹拌羽根回転時に発生する溶銑の渦が撹拌羽根の上面に到達し、適度な強度でＣａＯ系脱硫剤が撹拌される。このため、溶銑の飛散を抑えつつ、ＣａＯ系脱硫剤を溶銑中へ分散させることができる。従って、溶銑内へのＣａＯ系脱硫剤の分散状況等のチャージ毎の差異が生じ難いので、脱硫ばらつきが低減され、当該溶銑の脱硫方法は、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できる。

［その他の実施形態］
本発明の溶銑の脱硫方法は、上記実施形態に限定されるものではない。例えば上記実施形態では、撹拌羽根の浸漬深さを第１工程と第３工程とで変化させたが、撹拌羽根の浸漬深さを第１工程と第３工程とで同じ深さとすることもできる。

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。

実機設備を用いて、溶銑の脱硫効果を評価する実験を行った。具体的には、溶銑鍋として、内径が３．５ｍの取鍋を用い、溶銑量を２５０ｔｏｎ以上２７０ｔｏｎ以下、溶銑高さＨを３．４０ｍ以上３．７５ｍ以下、溶銑温度を１３００℃、撹拌羽根の回転開始から停止までの全脱硫処理時間を１２ｍｉｎとして脱硫処理を行った。また、撹拌に用いるインペラは使用回数が１回から２５５回のものを用意した。インペラの撹拌羽根は、４枚の羽根を有し、羽根の高さｂが０．８ｍ、羽根の直径が１．４ｍ、羽根のねじれ角が９０°であり、溶銑鍋の平面視で中心となる位置に挿入し、回転させた。なお、インペラの使用回数とは、溶銑の撹拌に使用したチャージ数を意味する。

ＣａＯ系脱硫剤としては、ＣａＯ濃度が９０質量％の石灰を用いた。また、アルミニウム含有副原料として、製鋼用アルミニウムドロスを用いた。用いたアルミニウムドロスのＡｌ_２Ｏ_３含有量は５７質量％であり、金属Ａｌの含有量は１７質量％である。また、石灰及びアルミニウムドロスの和に対する石灰の割合を９０質量％とした。これらの石灰及びアルミニウムドロスは、溶銑鍋の上方から溶銑の浴面に向けて投入した。

なお、ここで用いた溶銑は、炭素（Ｃ）の含有量が４．２質量％以上４．５質量％以下、硫黄（Ｓ）の含有量が０．０１５質量％、ケイ素（Ｓｉ）の含有量が０．１質量％以上０．３質量％以下、リン（Ｐ）の含有量が０．０９質量％以上０．１３質量％以下であった。

また、脱硫剤供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］については、実操業時には次工程までの時間余裕等で決まる脱硫処理時間において、処理前溶銑の硫黄濃度と処理後の目標硫黄濃度に応じて決めるのが一般的である。この当業者常法によりチャージ毎の石灰供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定した。具体的には、０．００５質量％以下の目標硫黄濃度の設定に対して、石灰供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］は、４ｋｇ／ｔｏｎ以上７ｋｇ／ｔｏｎ以下であった。

このような実機設備を用いて、表１〜表６に示す条件でＮｏ．１〜Ｎｏ．１４６の各チャージにおける脱硫処理を行った。なお、表１〜表３には、トルク条件を示し、表４〜表６には、撹拌羽根の浸漬深さ条件を示している。

＜脱硫評価＞
上記Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１４６の各チャージにおける脱硫処理前後の溶銑中の硫黄濃度を計測し、脱硫効果を評価した。具体的には、脱硫処理後の硫黄濃度が０．００５質量％以下となった場合、特に脱硫効率が高いものとして評価「Ａ」とし、脱硫処理後の硫黄濃度が０．００５質量％超のもの又は溶銑飛散量が多く操業そのものが困難なものを評価「Ｂ」とした。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１４６の評価結果を表４〜表６に示す。なお、表中で硫黄濃度の「−」は、溶銑飛散量が多く操業そのものが困難であったことを意味する。

また、各チャージにおける脱硫処理の脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}［％］を算出した。脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}は、脱硫に寄与したＣａＯの比率を表す指標であり、同じ溶銑量及び石灰量であれば、脱硫が進行するほどこの数値が大きくなる。この脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}［％］は、各チャージの処理前溶銑硫黄濃度をＳ_ｉ［質量％］、処理後溶銑硫黄濃度をＳ_ｆ［質量％］及びＣａＯ原単位をＷ_ＣａＯ［ｋｇ／ｔｏｎ］とするとき、以下の式（８）で求まる。なお、ＣａＯ原単位Ｗ_ＣａＯは、石炭投入量［ｋｇ］と石灰のＣａＯ濃度［質量％］との積で求まる値を溶銑量［ｔｏｎ］で除することで算出できる。Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１４６の評価結果を表４〜表６に示す。なお、表中で脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}の「−」は、溶銑飛散量が多く操業そのものが困難であったことを意味する。
η_{ＣａＯ，Ｓ}＝（Ｓ_ｉ−Ｓ_ｆ）×（１０００×５６／３２）／Ｗ_ＣａＯ ・・・（８）

表１〜表６において、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．７４は、本発明に規定する溶銑の脱硫方法により脱硫した実施例である。一方、Ｎｏ．７５〜Ｎｏ．１４６は、本発明の規定のいずれかを満たなさない比較例である。

［評価結果］
表１〜表６の結果より、本発明に規定する溶銑の脱硫方法により脱硫したＮｏ．１〜Ｎｏ．７４では脱硫後の硫黄濃度が０．００５質量％以下であり、脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}が、３．４％〜６．４８％である。一方、本発明の規定のいずれかを満たなさないＮｏ．７５〜Ｎｏ．１４６は、脱硫後の硫黄濃度が０．００５質量％超であり、脱硫石灰効率η_{ＣａＯ，Ｓ}が、１．３％〜４．３２％である。

さらに詳細に見るため、溶銑量２５０ｔｏｎ、脱硫剤供給量５ｋｇ／ｔｏｎの場合について、第１工程におけるトルクτ_１と脱硫後の硫黄濃度との関係を図４に示す。図４において、（ ）内の数値は、インペラは使用回数を表す。図４から式（１）を満たすようにトルクτ_１を制御することで、高い脱硫効率が得られることが分かる。また、インペラの使用回数に応じてインペラの溶損やインペラへのスラグ付着等の状態が異なると考えられるが、インペラの使用回数によらず安定して高い脱硫効率が得られることが分かる。

図５は、溶銑量２５０ｔｏｎ、脱硫剤供給量５ｋｇ／ｔｏｎの場合について、第２工程におけるトルク上昇速度と脱硫後の硫黄濃度との関係を示すグラフである。図５からトルク上昇速度を０．１５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上１．２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以下とすることで、高い脱硫効率が得られることが分かる。また、インペラの使用回数によらず安定して高い脱硫効率が得られることが分かる。

図６は、溶銑量２５０ｔｏｎ、脱硫剤供給量５ｋｇ／ｔｏｎの場合について、第３工程におけるトルクτ_２と脱硫後の硫黄濃度との関係を示すグラフである。図６から式（２）を満たすようにトルクτ_２を制御することで、高い脱硫効率が得られることが分かる。また、インペラの使用回数によらず安定して高い脱硫効率が得られることが分かる。

図７は、溶銑量２５０ｔｏｎ、脱硫剤供給量５ｋｇ／ｔｏｎの場合について、Ｌ_１／Ｈと脱硫後の硫黄濃度との関係を示すグラフである。脱硫剤供給量が５ｋｇ／ｔｏｎの場合、式（３）から求まるＬ_１／Ｈの上限は、０．１７７である。図７から式（３）を満たすように撹拌羽根の浸漬深さＬ_１を制御することで、高い脱硫効率が得られることが分かる。なお、図７のグラフにはプロットされていないが、Ｌ_１／Ｈが０．０７未満である場合（Ｎｏ．７９）は、溶銑飛散量が多く操業そのものが困難であった。

図８は、溶銑量２５０ｔｏｎ、脱硫剤供給量５ｋｇ／ｔｏｎの場合について、Ｌ_２／Ｈと脱硫後の硫黄濃度との関係を示すグラフである。なお、式（４）のＬ_２／Ｈの下限、すなわちＬ_１／Ｈの値は、いずれの場合も０．１４７である。図８から式（４）を満たすように撹拌羽根の浸漬深さＬ_２を制御することで、高い脱硫効率が得られることが分かる。

以上説明したように、当該溶銑の脱硫方法は、インペラの使用状況等に起因する脱硫ばらつきを低減して、安定して脱硫処理後の硫黄濃度を低減できるので、高品質が要求される鋼材の製造に有用である。

１ 溶銑鍋
２ 撹拌羽根
Ｍ 溶銑

Claims (1)

1. 溶銑鍋内で撹拌羽根を回転させつつ、ＣａＯ系脱硫剤を上方から上記溶銑鍋内に供給する溶銑の脱硫方法であって、
   全脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］及び脱硫処理後の溶銑中の目標硫黄濃度Ｓ［質量％］から溶銑１ｔｏｎ当たりのＣａＯ系脱硫剤の供給量Ｗ［ｋｇ／ｔｏｎ］を決定する脱硫剤供給量決定工程と、
   上記ＣａＯ系脱硫剤の溶銑鍋への供給と共に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第１工程と、
   上記第１工程後に、上記撹拌羽根の溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクをτ_１［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］からτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］へ一定速度で上昇させる第２工程と、
   上記第２工程後に、上記撹拌羽根を溶銑１ｔｏｎ当たりのトルクτ_２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］で回転させる第３工程と
   を備え、
   上記第１工程の期間が上記脱硫処理時間ｔ［ｍｉｎ］の２０％以上３０％以下であり、
   上記第２工程のトルクの上昇速度が０．１５［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以上１．２［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ／ｍｉｎ］以下であり、
   上記τ_１及びτ_２が以下の式（１）及び式（２）を満たし、
   上記第１工程の全期間及び上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］未満である期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_１［ｍ］、並びに上記第２工程のうちトルクが０．８［ｋｇｆ・ｍ／ｔｏｎ］以上である期間及び上記第３工程の全期間における撹拌羽根の浸漬深さをＬ_２［ｍ］、溶銑高さをＨ［ｍ］とした場合に、以下の式（３）及び式（４）を満たすように撹拌羽根の浸漬深さを制御することを特徴とする溶銑の脱硫方法。
   ０．５≦τ_１≦０．７ ・・・（１）
   ０．８≦τ_２≦１．２ ・・・（２）
   ０．０７≦Ｌ_１／Ｈ≦０．０７＋０．２４×Ｗ^−０．５ ・・・（３）
   Ｌ_１／Ｈ≦Ｌ_２／Ｈ≦０．４ ・・・（４）
   
   
   

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