JP3580177B2 - 含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶鋼のスピッティングを抑制することにより、高歩留まりかつ高能率操業が可能なＡＯＤ炉（Ａｒｇｏｎ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）を用いた含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ＡＯＤ精錬法は、炉体底部から酸素ガスとともに不活性ガス（Ａｒ、Ｎ２ ）を大気圧下で溶鋼中に吹込むことにより、ＣＯ分圧を低下させ、Ｃｒの酸化損失を抑制しながら脱炭を行う方法である。ＡＯＤ精錬法には、さらに上吹きランスから酸素ガスを供給する上底吹き吹錬法がある。この精錬方法として例えば、特公昭５９−２１３６７号公報には、二次燃焼の促進により昇温速度を上げて、脱炭反応を促進させる方法が、開示されている。
【０００３】
昨今では、ＡＯＤ炉における酸素上吹きは、Ｃｒの酸化抑制のみならず、トータル送酸速度を増大させ吹錬を高能率化するためにも、導入が進められている。
【０００４】
ＡＯＤ炉では、Ｃｒの酸化を抑制するために、Ｃ濃度の低下に伴い送酸速度を段階的に低下させるのが一般的である。従って、トータルの吹錬時間短縮には、初期の高Ｃ期で一層送酸速度を上げることが効果的である。
【０００５】
しかしながら、吹錬初期の高Ｃ濃度のときに上吹き送酸速度を増大するとジェットにより溶鋼が跳ね上がる現象、すなわち、スピッティングが問題となる。スピッティング発生量が増大すると、ダストの発生速度が増加して歩留が低下したり、ダクト内にダストが堆積して設備能力の低下や設備損傷、あるいは炉口に地金が付着して操業阻害等をまねく。
【０００６】
スピッティングを低減するには、ランスからのジェットが鋼浴面に衝突するエネルギーを分散させることが有効であり、そのためにはランスの多孔化が有効である。多孔ランスは転炉吹錬では多用されているが、その使用方法としては次のような技術がある。
【０００７】
例えば、特開昭６０−１６５３１３号公報には、火点における鋼浴凹みのオーバーラップ率（（隣接する火点凹みの中心を結んだ直線上の２つの凹みが重なる部分の距離）／（火点凹みの直径））を指標としてノズル傾斜角を大きくとり、火点凹みの重複を小さくする方法が提案されている。
【０００８】
また、特開平９−４１０２０号公報には、凹み深さ、火点と炉壁耐火物の距離、ランス先端−湯面間距離、およびノズル傾斜角を適正範囲とする技術が提案されている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、これらの方法は上底吹き転炉を対象としたものであって、ＡＯＤ炉上底吹き吹錬では種々の条件が異なる。例えば、ＡＯＤ炉は転炉に比較して、フリーボード（鋼浴面から炉口までの高さ）が低いなど装置サイズの差異が大きいこと、送酸速度は転炉に比べて小さいこと、および底吹きガスによる攪拌力が上吹きガスのそれと比較して相対的に大きいこと、さらに対象鋼種の付加価値が高いため歩留ロスコストが大きいことなど、上吹き付加によるスピッティングのデメリットが大きく、転炉の技術はＡＯＤ炉にそのまま適用できるものではない。
【００１０】
例えば、特開平９−４１０２０号公報に開示された方法をＡＯＤ上底吹き精錬に適用しようとすると、スピッティングに起因する前記の問題が発生する。なぜなら、ＡＯＤ炉は元来底吹きのみに攪拌を委ねることを前提に設計されたものであり、同程度の攪拌を上吹きにより実現した場合、スピッティングに起因するデメリットのみが生じるからである。
【００１１】
従って、ＡＯＤ炉を対象とする場合の上吹きの最適条件は上底吹き複合転炉のそれに対しソフトブローにする必要がある。
【００１２】
本発明の目的は、上底吹きＡＯＤ炉における含Ｃｒ溶鋼のスピッティングを抑制する条件を明らかにし、高歩留かつ高能率な脱炭精錬方法を提供することにある。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、水モデル試験、ＡＯＤ炉での実機試験を行い、上吹き多孔ランスにおけるジェット合体の法則性、および、上吹き条件とスピッティング発生量の法則性を明らかにし、下記の知見を得た。
【００１４】
（ａ） 上吹き酸素ジェットによる溶鋼の凹み深さがが大きいほど、スピッティング量が増加するが、凹み深さと鋼浴深さとの比がある限度を超えるとスピッティング量が急激に増加する。脱炭速度、スピッティング発生量は鋼浴深さに対する鋼浴面の凹み深さの比で整理できる。
【００１５】
（ｂ） 底吹きガスに酸素および不活性ガスを用い、攪拌および脱炭を行う場合、上吹き酸素量あたりの脱炭量は凹み深さに係わらず、ほぼ一定となる。従って、スピッティングが急激に増加しない範囲でランスからの酸素吹込み量を大きくするのがよい。
【００１６】
（ｃ） スピッティングを抑制するには多孔ランスが適しているが、多孔ランスでは各ノズルからのジェットの重なりが小さいとき、それぞれのノズルによる凹みは鋼浴面上で分離しており、凹み深さは単孔ノズルで得られる凹み深さと一致する。
【００１７】
（ｄ） ジェットの重なりが大きいと、隣接するノズルジェットによる凹みが合体し、凹み深さは単孔ノズルで得られる凹み深さに対して、重なり率に依存した係数倍の凹み深さとなる。
【００１８】
上記の知見に基づき完成した本発明の要旨は以下の通りである。
（１） ランス先端に同一のノズル傾斜角を有する２孔以上のノズルから酸素ガスあるいは酸素と不活性ガスとの混合ガスを含Ｃｒ鋼浴面に噴射するＡＯＤ上底吹き吹錬において、鋼浴面の凹み深さＬと鋼浴深さＬ０ の比、Ｌ／Ｌ０ を０．０５〜０．２０とすることを特徴とする含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
【００１９】
（２） ノズルからのジェットにより鋼浴面に形成された凹みの重なり面積率Ｓｒ（％）に対し、鋼浴面の凹み深さＬを下記の（１） 〜（１２）式から求めることを特徴とする請求項１に記載の含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
【００２０】
Ｓｒ≦５％のとき、
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・Ｌ０．５ ・（Ｌ＋Ｈ０ ） （１）
Ｓｒ＞５％のとき、
Ｌ＝ｋ・ＬＡ （２）
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・ＬＡ ０．５ ・（ＬＡ ＋Ｈ０ ） （３）
ここで、
Ｓｒ＝｛（ γ−ｓｉｎ γ） ／π｝×１００ （４）
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
ｖ＝（ ＦＯ２／６０２）／｛（ ｄｔ ２ ・π／４） ・ｎ｝ （６）
ｃｏｓ（γ／２）＝｛２ ・Ｒ・ｓｉｎ（π／ｎ） ｝／ｄ （７）
ｄ＝ｈ・ｔａｎ（α＋β） −ｈ・ｔａｎ（α−β） ＋ｄｅ （８）
ｈ＝Ｈ０ −Ｘｃ ・ｃｏｓ α （９）
Ｒ＝Ｈ０ｔａｎα （１０）
Ｘｃ ＝２．４７・Ｐ０ ・ｄｅ （１１）
Ｐ０ ＝２．１９・ＦＯ２／（ｎ・ｄｔ ２ ） （１２）
であり、ｄｔ はノズルスロート径（ｍｍ）、ｄｅ はノズル出口径（ｍｍ）、ｎはランスのノズル数、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、Ｈ０ はランス高さ（ｍｍ）、βは噴流の拡がり角（＝０．１７５ｒａｄ）、ＦＯ２はランスのガス流量（Ｎｍ３ ／ｈｒ）である。
【００２１】
なお、本発明において、含Ｃｒ鋼とはＣｒ含有量が３〜３０重量％の普通鋼およびステンレス鋼をいう。
【００２２】
【発明の実施の形態】
図１は上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状況を示す縦断面図である。同図において、符号１はＡＯＤ炉、２は溶鋼、３は鋼浴面、４は底吹き羽口、５はランス、６はランスからのジェットである。底吹き羽口４から不活性ガスあるいは酸素ガスと不活性ガス混合ガスが吹き込まれて溶鋼が攪拌され、酸素ガスがある場合は脱炭反応が進行する。ランス５の先端には同一の傾斜各を有するノズル複数のが配置されており、酸素ガスあるいは酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスが噴射され、溶鋼２面に深さＬの凹み８を形成しながら脱炭反応が進行する。
【００２３】
図２はランスおよびランスから噴射されたジェットの概要を示す縦断面図であり、同図（ａ） はジェットの寸法関係の概要図、同図（ｂ） はノズル部の拡大図である。同図において図１と同一要素は同一符号で示す。同図の符号７はランス先端に設けられたノズル、７１はノズルのスロート部（内径ｄｔ ）、７２はノズル出口部（出口径ｄｅ ）、８は鋼浴面の凹み、９はジェット２の超音速領域であるコアジェット、１０は音速以下の領域である自由ジェットである。
【００２４】
図３は、鋼浴面上の隣りあった２つのノズルに対応する凹みの幾何学的位置関係を示す平面図である。同図において図１、２と同一要素は同一符号で示す。
【００２５】
図２および図３に示すように、ランス５から超音速で噴出したジェット６には、長さＸｃ の超音速コアジェット９が形成される。その後、音速以下の自由ジェット１０の領域では遷移域を経て完全な乱流に発達し、広がり角２β（＝約０．３５ｒａｄ＝２０°）で広がる。
【００２６】
ここで、コアジェット長さＸｃ （ｍｍ）は、（１２）式より求まる上吹きガスのノズル前圧力Ｐ０ （ｋｇｆ／ｃｍ２ ）と、ノズルスロート径ｄｔ （ｍｍ）、ノズル出口径ｄｅ （ｍｍ）を用いて実験式（１１）式から算出できる。
【００２７】
Ｘｃ ＝２．４７・Ｐ０ ・ｄｅ （１１）
Ｐ０ ＝２．１９・ＦＯ２／（ｎ・ｄｔ ２ ） （１２）
ここで、ＦＯ２は精錬用ガスの流量（Ｎｍ３ ／ｈｒ）、ｎはノズル数である。
【００２８】
ランス高さ（ランス先端から鋼浴面までの距離）がＨ０ （ｍｍ）のとき、図３に示す幾何学的関係からジェットが自由噴流となる始点と湯面との距離（自由噴流長さ）ｈ（ｍｍ）は（９） 式で与えられ、（８） 式に示す直径ｄ（ｍｍ）の凹みが形成される。
【００２９】
ｈ＝Ｈ０ −Ｘｃ ・ｃｏｓ α （９）
ｄ＝ｈ・ｔａｎ（α＋β） −ｈ・ｔａｎ（α−β） ＋ｄｅ （８）
ここで、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、βは噴流の拡がり角（ｒａｄ）である。βは概ね一定であり、一定数０．１７５（ｒａｄ、すなわち１０°）を使用してよい。
【００３０】
凹みの中心とランス中心直下（浴の中心）との距離Ｒは下式（１０）によって算出できる。
【００３１】
Ｒ＝Ｈ０ｔａｎα （１０）
また、ジェットが他のジェットとの干渉を無視できる場合、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が５％以下のとき、凹み深さＬは次式で与えられる。
【００３２】
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・Ｌ０．５ ・（Ｌ＋Ｈ０ ） （１）
多孔ランスにおいて、ジェット間の相互干渉が無視できなくなるとき、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が５％超のとき、ジェット同士の合体により凹み深さＬは干渉のない場合の凹み深さＬＡ より大きくなる。すなわち、Ｌは凹み深さ修正係数ｋ、凹みの重なり面積率Ｓｒを用いて次式で表される。
【００３３】
Ｌ＝ｋ・ＬＡ （２）
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・ＬＡ ０．５ ・（ＬＡ ＋Ｈ０ ） （３）
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
ここで、ｖはジェットのノズル出口流速（ｍ／ｓ）であり下記（６） 式で表される。
ｖ＝（ ＦＯ２／６０２）／｛（ ｄｔ ２ ・π／４） ・ｎ｝ （６）。
【００３４】
式（１） 、（３） はＬ、ＬＡ について陰関数形式で表されているが、ニュートン法等の数値計算によって求めることができる。
【００３５】
つぎに、Ｓｒの計算方法を説明する。
図３に示す幾何学的関係において、凹み８ａの中心と、それと隣り合う凹み８ｂの重なりの交点を結ぶ直線がなす角（凹みの重なり角度）をγ（ｒａｄ）とすると、２つの凹みの重なり面積の、凹みの面積に対する比Ｓｒは次式（４） で表される。
【００３６】
Ｓｒ＝｛（ γ−ｓｉｎ γ） ／π｝×１００ （４）
ここで、γは次式（７） で表される。
【００３７】
ｃｏｓ（γ／２）＝｛２ ・Ｒ・ｓｉｎ（π／ｎ） ｝／ｄ （７）
本発明者らは、まず水モデル実験により、凹み重なり面積率Ｓｒが水浴の凹み深さへ及ぼす影響、およびジェットによる凹み深さとスピッティングとの関係を調査した。
【００３８】
図４はジェットによる鋼浴面の凹みを観察するための縮尺１／１０の水モデル実験の概要図である。ランス５には単孔ランスの他、多孔ランスとして、傾斜角度の異なる２孔、３孔および４孔ランスを用意しそれぞれ実験した。
【００３９】
ランス高さを１５０〜３５０ｍｍに設定し、ランス５より一定時間圧縮空気を流量８００Ｎｌ／ｍｉｎで上吹きした。その間、水面１３の上方６００ｍｍに吸水紙１１を取り付け、実験前後の重量変化から液滴１２の飛散量を算出した。
【００４０】
また、同条件において、水面と同じ高さの平面上のジェットの動圧をピトー管により計測した。ジェットの動圧の大きさは水浴の凹み量に対応するものと考えた。
【００４１】
まず、多孔ランスにおけるジェットの動圧分布の一例として、２孔ランスにおける、凹み重なり面積率Ｓｒが０％、３％、７％および１５％の４条件での動圧分布を調査した。
【００４２】
図５はランスからのジェットによる鋼浴面上の動圧分布を模式的に示すグラフである。横軸は単孔ノズルによって形成される凹みの直径に対する比で示し、０の位置は２つの凹みの中点に相当する。
【００４３】
Ｓｒが０％の場合、２つのジェットによる動圧分布は完全に独立しているのがわかる。Ｓｒが３％の場合、２つのジェットは互い引き寄せられ中心に寄っているが、各ジェットの動圧のピークは明瞭に分離している。
【００４４】
これに対し、Ｓｒが７％の場合、Ｓｒが３％の場合よりもジェットの合体は進行しており、動圧の最大値は２つのジェットの中間に存在している。
【００４５】
さらに、Ｓｒが１５％の場合、ジェットは完全に合体しており、中心の最大動圧はＳｒが７％の場合よりも大きくなっている。
【００４６】
次に、２孔以上の各ランスにおける凹みの最大値と、別に測定したそのランスからの単独ジェットによる凹みの比ｋ（凹み深さ修正係数ともいう）を、Ｓｒで整理した。
【００４７】
図６は多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の凹み重なり面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの関係を示すグラフである。
【００４８】
同図からわかるように、Ｓｒが０〜２５％の範囲において、ｋはノズル孔数とは無関係にＳｒで整理可能であり、Ｓｒが５％以下ではｋは１で一定、Ｓｒが５％を超える領域では次式の関係が得られた。
【００４９】
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
これより、多孔ランスにおける凹み深さは、Ｓｒが５％を超える場合、単独ジェットのｋ倍として推算できることが判明した。
【００５０】
次に、水モデルにおける凹み深さＬを（１） 〜（１２）式で計算し、Ｌ／Ｌ０ とスピッティング量との関係を調査した。
【００５１】
図７はＬ／Ｌ０ 、すなわち水浴の凹み深さＬ（ｍｍ）／水浴深さＬ０ の比とスピッティング量との関係をを示すグラフである。同図に示すように、スピッティング量はＬ／Ｌ０ で整理でき、Ｌ／Ｌ０ が０．２を超えると急にスピッティング量が増加することがわかる。
【００５２】
次に、内径３ｍのＡＯＤ炉で、８０ｔ／チャージ、Ｃｒ濃度が１５重量％、Ｃ濃度が０．５重量％以上の溶鋼に、底吹き羽口から酸素を流量４０００Ｎｍ３ ／ｈｒおよびＡｒを流量１０００Ｎｍ３ ／ｈｒ吹込み、ランスから酸素を流量５０００Ｎｍ３ ／ｈｒで吹込む場合を例として、本発明の作用と具体的方法を説明する。
【００５３】
Ｃｒ含有溶鋼の脱Ｃは、溶鋼へ供給されたＯ２ との反応で生成したＣｒ２ Ｏ３ とＣとの反応によるもので、下記式で進行すると考えられる。
【００５４】
Ｃｒ２ Ｏ３ ＋３Ｃ＝２Ｃｒ＋３ＣＯ
上記式の反応は高温ほど右方向に進むことが知られている。
【００５５】
上吹きジェットの強さの指標であるＬ／Ｌ０ が反応点の温度に及ぼす影響として、次の２つが知られている。
【００５６】
（ａ） Ｌ／Ｌ０ が小さいほど二次燃焼率（ＣＯ＋１／２Ｏ２ →ＣＯ２ ）の増大による昇温速度が増加する。
【００５７】
（ｂ） Ｌ／Ｌ０ が大きいほど凹みの温度（火点温度）が上昇する。
つまり、（１２）式の反応点での温度上昇はこの２つの効果のバランスで決定される。
【００５８】
以下は、後述の実施例に示す単孔、２孔、３孔、および４孔ランスを用い、ランス高さを調整し、Ｌ／Ｌ０ を種々変更して操業した結果である。
【００５９】
図８は鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ０ の比と単位供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ２ （ｋｇ／Ｎｍ３）の関係を示すグラフである。
【００６０】
同図に示すＬは前述の（１） または（２） 〜（３） 式で補正した値である。同図に示すように、Ｌ／Ｌ０ のＣｒ酸化量への影響は小さいことが判明した。これは、上記（ａ） 、（ｂ） の各々の効果はＬ／Ｌ０ の変化に対応してそれぞれが増減しても、両者を併せた効果はほぼ一定であることを示している。
【００６１】
次に、鋼浴の凹み深さの指標であるＬ／Ｌ０ とスピッティングとの関係をＡＯＤ炉で調査した。このときのスピッティング量は、炉頂部に鉄製サンプラーを一定時間保持し、これへの付着地金の重量で評価した。
【００６２】
図９は鋼浴面の凹み深さと付着地金重量との関係を示すグラフである。同図の溶鋼の凹み深さＬは図８におけるものと同じである。
【００６３】
同図からわかるように、水モデル同様、補正したＬ／Ｌ０ とスピッティング量の間には明確な相関があり、Ｌ／Ｌ０ が０．２を超えるとスピッティングは急増することが判明した。
【００６４】
さらに、Ｌ／Ｌ０ と炉壁耐火物溶損速度の関係を調査した結果、後述の実施例で示すように、Ｌ／Ｌ０ が０．０５未満の場合、耐火物の溶損速度が著しく増加することが判明した。これは凹み深さを浅くすると、スピッティングは減少するが、脱炭反応も低下し、反対に二次燃焼率が増大して炉壁近傍の温度が急増するためと考えられる。
【００６５】
以上の結果より、Ｌ／Ｌ０ はスピッティング低減、耐火物溶損抑制の両面から０．０５以上０．２以下とする。好ましくはＬ／Ｌ０ の範囲は０．０６〜０．１５であり、さらに好ましくは０．０７〜０．１とするのがよい。
【００６６】
次に、ランス高さＨ０ について述べる。
【００６７】
Ｈ０ を小さくしすぎると、溶鋼飛散によるランスの溶損や熱変形が発生しやすく、ランス寿命を短くすることになる。
【００６８】
また、Ｈ０ が大きすぎると、ジェットの広がりが大きくなり、Ｌ／Ｌ０ を過度に小さくしたときと同様、ＣＯガスの二次燃焼による過度の昇温をもたらし、耐火物損耗の問題を生ずる。
【００６９】
発明者らが試験を行った通常３０〜１００ｔ／チャージのＡＯＤ炉では、Ｈ０ は１６００ｍｍ以上、３０００ｍｍ以下であるのが好ましい。さらに好ましくは２０００〜２５００である。
【００７０】
本発明の実施にあたっては、鋼浴面の凹み深さＬを求める必要があるが、第１の方法として、鋼浴面の凹み深さＬを実測またはランス高さ、上吹き酸素ガス量から推定し、操業条件から決まる鋼浴深さＬ０ に対するＬの値を本発明の規定する範囲で操業する方法がある。
【００７１】
鋼浴の凹み深さＬを実測するには、上吹きランスとは別に設けたサブランスにレーザ距離計を水冷ジャケットで保護して装着し、オンライン測定する方法が考えられる。
【００７２】
しかし、このようなサブランスによる測定装置は設備コストが大きくなり、距離計センサの長期信頼性の問題もあるため、鋼浴の凹み深さを簡単な方法で推定する方法を用いるのがよい。
【００７３】
例えば、鋼浴の凹み深さＬは、ランスの種類毎に、ランス高さＨ０ をパラメータとして、上吹き酸素ガス流量ＦＯ２とＬの関係をノモグラムとして与えることによっても推定できる。
【００７４】
本発明の第２の方法は、鋼浴面の凹み深さＬを、数式で与える方法である。すなわち、ノズル数ｎ、ノズルスロート径ｄｔ 、ノズル出口径ｄｅ 、ノズル傾斜角度αなどのランス仕様の諸数値と、上吹きガス流量ＦＯ２、ノズル前圧力Ｐ０ 、溶鋼量から決まる鋼浴深さＬ０ 、ランス高さＨ０ 等の脱炭条件から決まる条件に基づき、前記（１） 〜（１２）式からＬを求めることができる。
【００７５】
【実施例】
内径３ｍの８０トンＡＯＤ炉において、Ｃｒ濃度１８重量％の溶鋼を、Ｃ濃度４重量％から０．５重量％まで、表１に示す条件にて脱炭吹錬した。全条件において、底吹きガスには酸素ガスおよびＡｒガスを用い、流量はそれぞれ４０００Ｎｍ３ ／ｈｒおよび１０００Ｎｍ３ ／ｈｒとした。
【００７６】
表１には、本発明例および比較例の操業時のスピッティングロス、ダストロス、および炉壁耐火物損耗速度を併せて示す。これらの値は、各例において２０〜３０チャージ操業したときの平均値である。スピッティングロス、炉壁耐火物損耗速度は比較例１を基準（１００％）として、これに対する相対的比率（％）で示した。
【００７７】
比較例２は２孔ランスを用いた操業例であるが、Ｌ／Ｌ０ は単孔ランスを用いた比較例１よりも大きいため、スピッティングロスは著しく増加した。
【００７８】
また、比較例３は４孔ランスを用いた操業例であり、Ｌ／Ｌ０ の低下によりスピッティングロスは著しく減少した。また、スピッティングを起点に発生するダストも減少するためトータルのダストロスも減少した。しかしながら、二次燃焼率増大により耐火物の損耗速度は著しく増加し、連続操業には好ましくない結果となった。
【００７９】
これに対し、本発明例の場合、Ｌ／Ｌ０ が本発明の規定範囲であるため、スピッティングロスおよびダストロスともに少なかった。また、炉壁損耗速度の増加率も±２％と誤差の範囲内であり、ソフトブロー化による二次燃焼率増大の悪影響は抑制された。
【００８０】
【発明の効果】
含Ｃｒ鋼を脱炭精錬する際、高送酸速度のＡＯＤ上底吹き吹錬に本発明を適用することで、炉壁耐火物の溶損を増大させることなくスピッティングおよびダストロスを大幅に低減することができる。
【００８１】
これにより、歩留まりの向上および炉口地金付着等の操業トラブルの回避が達成され、生産性を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状況を示す縦断面図である。
【図２】ランスおよびランスから噴射されたジェットの概要を示す縦断面図であり、同図（ａ） はジェットの寸法関係の概要図、同図（ｂ） はノズル部の拡大図である。
【図３】鋼浴面上の隣りあった２つのノズルに対応する凹みの幾何学的位置関係を示す平面図である。
【図４】ジェットによる鋼浴面の凹みを観察するための縮尺１／１０の水モデル実験の概要図である。
【図５】ランスからのジェットによる鋼浴面上の動圧分布を模式的に示すグラフである。
【図６】多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の凹み重なり面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの関係を示すグラフである。
【図７】水浴の凹み深さＬ／水浴深さＬ０ の比と、スピッティング量との関係を示すグラフである。
【図８】鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ０ の比と単位供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ２ （ｋｇ／Ｎｍ３）の関係を示すグラフである。
【図９】鋼浴面の凹み深さと付着地金重量との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１：ＡＯＤ炉 ２：溶鋼
３：鋼浴面 ４：底吹き羽口
５：ランス ６：ジェット
７：ノズル ７１：スロート部
７２：ノズル出口部
８、８ａ、８ｂ：凹み
９：コアジェット １０：自由ジェット
１１：吸水紙 １２：液滴
１３：水面
Ｌ０ ：鋼浴深さ
Ｌ：鋼浴面の凹み深さ
ｎ：ノズル数
Ｈ０ ：ランス高さ（ｍｍ）
ｄｔ ：ノズルスロート径（ｍｍ）
ｄｅ ：ノズル出口径（ｍｍ）
Ｓｒ：凹み重なり面積率（％）
γ：凹みの重なり角度（ｒａｄ）
Ｒ：浴心から凹み中心までの距離（ｍｍ）
ｄ：凹み直径（ｍｍ）
α：ノズル傾斜角度（ｒａｄ）
β：噴流の拡がり角（ｒａｄ）
Ｘｃ ：コアジェット長さ（ｍｍ）
ｈ：ジェットの自由噴流長さ（ｍｍ）
【発明の属する技術分野】
本発明は、溶鋼のスピッティングを抑制することにより、高歩留まりかつ高能率操業が可能なＡＯＤ炉（Ａｒｇｏｎ Ｏｘｙｇｅｎ Ｄｅｃａｒｂｕｒｉｚａｔｉｏｎ）を用いた含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
ＡＯＤ精錬法は、炉体底部から酸素ガスとともに不活性ガス（Ａｒ、Ｎ２ ）を大気圧下で溶鋼中に吹込むことにより、ＣＯ分圧を低下させ、Ｃｒの酸化損失を抑制しながら脱炭を行う方法である。ＡＯＤ精錬法には、さらに上吹きランスから酸素ガスを供給する上底吹き吹錬法がある。この精錬方法として例えば、特公昭５９−２１３６７号公報には、二次燃焼の促進により昇温速度を上げて、脱炭反応を促進させる方法が、開示されている。
【０００３】
昨今では、ＡＯＤ炉における酸素上吹きは、Ｃｒの酸化抑制のみならず、トータル送酸速度を増大させ吹錬を高能率化するためにも、導入が進められている。
【０００４】
ＡＯＤ炉では、Ｃｒの酸化を抑制するために、Ｃ濃度の低下に伴い送酸速度を段階的に低下させるのが一般的である。従って、トータルの吹錬時間短縮には、初期の高Ｃ期で一層送酸速度を上げることが効果的である。
【０００５】
しかしながら、吹錬初期の高Ｃ濃度のときに上吹き送酸速度を増大するとジェットにより溶鋼が跳ね上がる現象、すなわち、スピッティングが問題となる。スピッティング発生量が増大すると、ダストの発生速度が増加して歩留が低下したり、ダクト内にダストが堆積して設備能力の低下や設備損傷、あるいは炉口に地金が付着して操業阻害等をまねく。
【０００６】
スピッティングを低減するには、ランスからのジェットが鋼浴面に衝突するエネルギーを分散させることが有効であり、そのためにはランスの多孔化が有効である。多孔ランスは転炉吹錬では多用されているが、その使用方法としては次のような技術がある。
【０００７】
例えば、特開昭６０−１６５３１３号公報には、火点における鋼浴凹みのオーバーラップ率（（隣接する火点凹みの中心を結んだ直線上の２つの凹みが重なる部分の距離）／（火点凹みの直径））を指標としてノズル傾斜角を大きくとり、火点凹みの重複を小さくする方法が提案されている。
【０００８】
また、特開平９−４１０２０号公報には、凹み深さ、火点と炉壁耐火物の距離、ランス先端−湯面間距離、およびノズル傾斜角を適正範囲とする技術が提案されている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、これらの方法は上底吹き転炉を対象としたものであって、ＡＯＤ炉上底吹き吹錬では種々の条件が異なる。例えば、ＡＯＤ炉は転炉に比較して、フリーボード（鋼浴面から炉口までの高さ）が低いなど装置サイズの差異が大きいこと、送酸速度は転炉に比べて小さいこと、および底吹きガスによる攪拌力が上吹きガスのそれと比較して相対的に大きいこと、さらに対象鋼種の付加価値が高いため歩留ロスコストが大きいことなど、上吹き付加によるスピッティングのデメリットが大きく、転炉の技術はＡＯＤ炉にそのまま適用できるものではない。
【００１０】
例えば、特開平９−４１０２０号公報に開示された方法をＡＯＤ上底吹き精錬に適用しようとすると、スピッティングに起因する前記の問題が発生する。なぜなら、ＡＯＤ炉は元来底吹きのみに攪拌を委ねることを前提に設計されたものであり、同程度の攪拌を上吹きにより実現した場合、スピッティングに起因するデメリットのみが生じるからである。
【００１１】
従って、ＡＯＤ炉を対象とする場合の上吹きの最適条件は上底吹き複合転炉のそれに対しソフトブローにする必要がある。
【００１２】
本発明の目的は、上底吹きＡＯＤ炉における含Ｃｒ溶鋼のスピッティングを抑制する条件を明らかにし、高歩留かつ高能率な脱炭精錬方法を提供することにある。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、水モデル試験、ＡＯＤ炉での実機試験を行い、上吹き多孔ランスにおけるジェット合体の法則性、および、上吹き条件とスピッティング発生量の法則性を明らかにし、下記の知見を得た。
【００１４】
（ａ） 上吹き酸素ジェットによる溶鋼の凹み深さがが大きいほど、スピッティング量が増加するが、凹み深さと鋼浴深さとの比がある限度を超えるとスピッティング量が急激に増加する。脱炭速度、スピッティング発生量は鋼浴深さに対する鋼浴面の凹み深さの比で整理できる。
【００１５】
（ｂ） 底吹きガスに酸素および不活性ガスを用い、攪拌および脱炭を行う場合、上吹き酸素量あたりの脱炭量は凹み深さに係わらず、ほぼ一定となる。従って、スピッティングが急激に増加しない範囲でランスからの酸素吹込み量を大きくするのがよい。
【００１６】
（ｃ） スピッティングを抑制するには多孔ランスが適しているが、多孔ランスでは各ノズルからのジェットの重なりが小さいとき、それぞれのノズルによる凹みは鋼浴面上で分離しており、凹み深さは単孔ノズルで得られる凹み深さと一致する。
【００１７】
（ｄ） ジェットの重なりが大きいと、隣接するノズルジェットによる凹みが合体し、凹み深さは単孔ノズルで得られる凹み深さに対して、重なり率に依存した係数倍の凹み深さとなる。
【００１８】
上記の知見に基づき完成した本発明の要旨は以下の通りである。
（１） ランス先端に同一のノズル傾斜角を有する２孔以上のノズルから酸素ガスあるいは酸素と不活性ガスとの混合ガスを含Ｃｒ鋼浴面に噴射するＡＯＤ上底吹き吹錬において、鋼浴面の凹み深さＬと鋼浴深さＬ０ の比、Ｌ／Ｌ０ を０．０５〜０．２０とすることを特徴とする含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
【００１９】
（２） ノズルからのジェットにより鋼浴面に形成された凹みの重なり面積率Ｓｒ（％）に対し、鋼浴面の凹み深さＬを下記の（１） 〜（１２）式から求めることを特徴とする請求項１に記載の含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
【００２０】
Ｓｒ≦５％のとき、
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・Ｌ０．５ ・（Ｌ＋Ｈ０ ） （１）
Ｓｒ＞５％のとき、
Ｌ＝ｋ・ＬＡ （２）
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・ＬＡ ０．５ ・（ＬＡ ＋Ｈ０ ） （３）
ここで、
Ｓｒ＝｛（ γ−ｓｉｎ γ） ／π｝×１００ （４）
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
ｖ＝（ ＦＯ２／６０２）／｛（ ｄｔ ２ ・π／４） ・ｎ｝ （６）
ｃｏｓ（γ／２）＝｛２ ・Ｒ・ｓｉｎ（π／ｎ） ｝／ｄ （７）
ｄ＝ｈ・ｔａｎ（α＋β） −ｈ・ｔａｎ（α−β） ＋ｄｅ （８）
ｈ＝Ｈ０ −Ｘｃ ・ｃｏｓ α （９）
Ｒ＝Ｈ０ｔａｎα （１０）
Ｘｃ ＝２．４７・Ｐ０ ・ｄｅ （１１）
Ｐ０ ＝２．１９・ＦＯ２／（ｎ・ｄｔ ２ ） （１２）
であり、ｄｔ はノズルスロート径（ｍｍ）、ｄｅ はノズル出口径（ｍｍ）、ｎはランスのノズル数、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、Ｈ０ はランス高さ（ｍｍ）、βは噴流の拡がり角（＝０．１７５ｒａｄ）、ＦＯ２はランスのガス流量（Ｎｍ３ ／ｈｒ）である。
【００２１】
なお、本発明において、含Ｃｒ鋼とはＣｒ含有量が３〜３０重量％の普通鋼およびステンレス鋼をいう。
【００２２】
【発明の実施の形態】
図１は上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状況を示す縦断面図である。同図において、符号１はＡＯＤ炉、２は溶鋼、３は鋼浴面、４は底吹き羽口、５はランス、６はランスからのジェットである。底吹き羽口４から不活性ガスあるいは酸素ガスと不活性ガス混合ガスが吹き込まれて溶鋼が攪拌され、酸素ガスがある場合は脱炭反応が進行する。ランス５の先端には同一の傾斜各を有するノズル複数のが配置されており、酸素ガスあるいは酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスが噴射され、溶鋼２面に深さＬの凹み８を形成しながら脱炭反応が進行する。
【００２３】
図２はランスおよびランスから噴射されたジェットの概要を示す縦断面図であり、同図（ａ） はジェットの寸法関係の概要図、同図（ｂ） はノズル部の拡大図である。同図において図１と同一要素は同一符号で示す。同図の符号７はランス先端に設けられたノズル、７１はノズルのスロート部（内径ｄｔ ）、７２はノズル出口部（出口径ｄｅ ）、８は鋼浴面の凹み、９はジェット２の超音速領域であるコアジェット、１０は音速以下の領域である自由ジェットである。
【００２４】
図３は、鋼浴面上の隣りあった２つのノズルに対応する凹みの幾何学的位置関係を示す平面図である。同図において図１、２と同一要素は同一符号で示す。
【００２５】
図２および図３に示すように、ランス５から超音速で噴出したジェット６には、長さＸｃ の超音速コアジェット９が形成される。その後、音速以下の自由ジェット１０の領域では遷移域を経て完全な乱流に発達し、広がり角２β（＝約０．３５ｒａｄ＝２０°）で広がる。
【００２６】
ここで、コアジェット長さＸｃ （ｍｍ）は、（１２）式より求まる上吹きガスのノズル前圧力Ｐ０ （ｋｇｆ／ｃｍ２ ）と、ノズルスロート径ｄｔ （ｍｍ）、ノズル出口径ｄｅ （ｍｍ）を用いて実験式（１１）式から算出できる。
【００２７】
Ｘｃ ＝２．４７・Ｐ０ ・ｄｅ （１１）
Ｐ０ ＝２．１９・ＦＯ２／（ｎ・ｄｔ ２ ） （１２）
ここで、ＦＯ２は精錬用ガスの流量（Ｎｍ３ ／ｈｒ）、ｎはノズル数である。
【００２８】
ランス高さ（ランス先端から鋼浴面までの距離）がＨ０ （ｍｍ）のとき、図３に示す幾何学的関係からジェットが自由噴流となる始点と湯面との距離（自由噴流長さ）ｈ（ｍｍ）は（９） 式で与えられ、（８） 式に示す直径ｄ（ｍｍ）の凹みが形成される。
【００２９】
ｈ＝Ｈ０ −Ｘｃ ・ｃｏｓ α （９）
ｄ＝ｈ・ｔａｎ（α＋β） −ｈ・ｔａｎ（α−β） ＋ｄｅ （８）
ここで、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、βは噴流の拡がり角（ｒａｄ）である。βは概ね一定であり、一定数０．１７５（ｒａｄ、すなわち１０°）を使用してよい。
【００３０】
凹みの中心とランス中心直下（浴の中心）との距離Ｒは下式（１０）によって算出できる。
【００３１】
Ｒ＝Ｈ０ｔａｎα （１０）
また、ジェットが他のジェットとの干渉を無視できる場合、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が５％以下のとき、凹み深さＬは次式で与えられる。
【００３２】
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・Ｌ０．５ ・（Ｌ＋Ｈ０ ） （１）
多孔ランスにおいて、ジェット間の相互干渉が無視できなくなるとき、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が５％超のとき、ジェット同士の合体により凹み深さＬは干渉のない場合の凹み深さＬＡ より大きくなる。すなわち、Ｌは凹み深さ修正係数ｋ、凹みの重なり面積率Ｓｒを用いて次式で表される。
【００３３】
Ｌ＝ｋ・ＬＡ （２）
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・ＬＡ ０．５ ・（ＬＡ ＋Ｈ０ ） （３）
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
ここで、ｖはジェットのノズル出口流速（ｍ／ｓ）であり下記（６） 式で表される。
ｖ＝（ ＦＯ２／６０２）／｛（ ｄｔ ２ ・π／４） ・ｎ｝ （６）。
【００３４】
式（１） 、（３） はＬ、ＬＡ について陰関数形式で表されているが、ニュートン法等の数値計算によって求めることができる。
【００３５】
つぎに、Ｓｒの計算方法を説明する。
図３に示す幾何学的関係において、凹み８ａの中心と、それと隣り合う凹み８ｂの重なりの交点を結ぶ直線がなす角（凹みの重なり角度）をγ（ｒａｄ）とすると、２つの凹みの重なり面積の、凹みの面積に対する比Ｓｒは次式（４） で表される。
【００３６】
Ｓｒ＝｛（ γ−ｓｉｎ γ） ／π｝×１００ （４）
ここで、γは次式（７） で表される。
【００３７】
ｃｏｓ（γ／２）＝｛２ ・Ｒ・ｓｉｎ（π／ｎ） ｝／ｄ （７）
本発明者らは、まず水モデル実験により、凹み重なり面積率Ｓｒが水浴の凹み深さへ及ぼす影響、およびジェットによる凹み深さとスピッティングとの関係を調査した。
【００３８】
図４はジェットによる鋼浴面の凹みを観察するための縮尺１／１０の水モデル実験の概要図である。ランス５には単孔ランスの他、多孔ランスとして、傾斜角度の異なる２孔、３孔および４孔ランスを用意しそれぞれ実験した。
【００３９】
ランス高さを１５０〜３５０ｍｍに設定し、ランス５より一定時間圧縮空気を流量８００Ｎｌ／ｍｉｎで上吹きした。その間、水面１３の上方６００ｍｍに吸水紙１１を取り付け、実験前後の重量変化から液滴１２の飛散量を算出した。
【００４０】
また、同条件において、水面と同じ高さの平面上のジェットの動圧をピトー管により計測した。ジェットの動圧の大きさは水浴の凹み量に対応するものと考えた。
【００４１】
まず、多孔ランスにおけるジェットの動圧分布の一例として、２孔ランスにおける、凹み重なり面積率Ｓｒが０％、３％、７％および１５％の４条件での動圧分布を調査した。
【００４２】
図５はランスからのジェットによる鋼浴面上の動圧分布を模式的に示すグラフである。横軸は単孔ノズルによって形成される凹みの直径に対する比で示し、０の位置は２つの凹みの中点に相当する。
【００４３】
Ｓｒが０％の場合、２つのジェットによる動圧分布は完全に独立しているのがわかる。Ｓｒが３％の場合、２つのジェットは互い引き寄せられ中心に寄っているが、各ジェットの動圧のピークは明瞭に分離している。
【００４４】
これに対し、Ｓｒが７％の場合、Ｓｒが３％の場合よりもジェットの合体は進行しており、動圧の最大値は２つのジェットの中間に存在している。
【００４５】
さらに、Ｓｒが１５％の場合、ジェットは完全に合体しており、中心の最大動圧はＳｒが７％の場合よりも大きくなっている。
【００４６】
次に、２孔以上の各ランスにおける凹みの最大値と、別に測定したそのランスからの単独ジェットによる凹みの比ｋ（凹み深さ修正係数ともいう）を、Ｓｒで整理した。
【００４７】
図６は多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の凹み重なり面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの関係を示すグラフである。
【００４８】
同図からわかるように、Ｓｒが０〜２５％の範囲において、ｋはノズル孔数とは無関係にＳｒで整理可能であり、Ｓｒが５％以下ではｋは１で一定、Ｓｒが５％を超える領域では次式の関係が得られた。
【００４９】
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
これより、多孔ランスにおける凹み深さは、Ｓｒが５％を超える場合、単独ジェットのｋ倍として推算できることが判明した。
【００５０】
次に、水モデルにおける凹み深さＬを（１） 〜（１２）式で計算し、Ｌ／Ｌ０ とスピッティング量との関係を調査した。
【００５１】
図７はＬ／Ｌ０ 、すなわち水浴の凹み深さＬ（ｍｍ）／水浴深さＬ０ の比とスピッティング量との関係をを示すグラフである。同図に示すように、スピッティング量はＬ／Ｌ０ で整理でき、Ｌ／Ｌ０ が０．２を超えると急にスピッティング量が増加することがわかる。
【００５２】
次に、内径３ｍのＡＯＤ炉で、８０ｔ／チャージ、Ｃｒ濃度が１５重量％、Ｃ濃度が０．５重量％以上の溶鋼に、底吹き羽口から酸素を流量４０００Ｎｍ３ ／ｈｒおよびＡｒを流量１０００Ｎｍ３ ／ｈｒ吹込み、ランスから酸素を流量５０００Ｎｍ３ ／ｈｒで吹込む場合を例として、本発明の作用と具体的方法を説明する。
【００５３】
Ｃｒ含有溶鋼の脱Ｃは、溶鋼へ供給されたＯ２ との反応で生成したＣｒ２ Ｏ３ とＣとの反応によるもので、下記式で進行すると考えられる。
【００５４】
Ｃｒ２ Ｏ３ ＋３Ｃ＝２Ｃｒ＋３ＣＯ
上記式の反応は高温ほど右方向に進むことが知られている。
【００５５】
上吹きジェットの強さの指標であるＬ／Ｌ０ が反応点の温度に及ぼす影響として、次の２つが知られている。
【００５６】
（ａ） Ｌ／Ｌ０ が小さいほど二次燃焼率（ＣＯ＋１／２Ｏ２ →ＣＯ２ ）の増大による昇温速度が増加する。
【００５７】
（ｂ） Ｌ／Ｌ０ が大きいほど凹みの温度（火点温度）が上昇する。
つまり、（１２）式の反応点での温度上昇はこの２つの効果のバランスで決定される。
【００５８】
以下は、後述の実施例に示す単孔、２孔、３孔、および４孔ランスを用い、ランス高さを調整し、Ｌ／Ｌ０ を種々変更して操業した結果である。
【００５９】
図８は鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ０ の比と単位供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ２ （ｋｇ／Ｎｍ３）の関係を示すグラフである。
【００６０】
同図に示すＬは前述の（１） または（２） 〜（３） 式で補正した値である。同図に示すように、Ｌ／Ｌ０ のＣｒ酸化量への影響は小さいことが判明した。これは、上記（ａ） 、（ｂ） の各々の効果はＬ／Ｌ０ の変化に対応してそれぞれが増減しても、両者を併せた効果はほぼ一定であることを示している。
【００６１】
次に、鋼浴の凹み深さの指標であるＬ／Ｌ０ とスピッティングとの関係をＡＯＤ炉で調査した。このときのスピッティング量は、炉頂部に鉄製サンプラーを一定時間保持し、これへの付着地金の重量で評価した。
【００６２】
図９は鋼浴面の凹み深さと付着地金重量との関係を示すグラフである。同図の溶鋼の凹み深さＬは図８におけるものと同じである。
【００６３】
同図からわかるように、水モデル同様、補正したＬ／Ｌ０ とスピッティング量の間には明確な相関があり、Ｌ／Ｌ０ が０．２を超えるとスピッティングは急増することが判明した。
【００６４】
さらに、Ｌ／Ｌ０ と炉壁耐火物溶損速度の関係を調査した結果、後述の実施例で示すように、Ｌ／Ｌ０ が０．０５未満の場合、耐火物の溶損速度が著しく増加することが判明した。これは凹み深さを浅くすると、スピッティングは減少するが、脱炭反応も低下し、反対に二次燃焼率が増大して炉壁近傍の温度が急増するためと考えられる。
【００６５】
以上の結果より、Ｌ／Ｌ０ はスピッティング低減、耐火物溶損抑制の両面から０．０５以上０．２以下とする。好ましくはＬ／Ｌ０ の範囲は０．０６〜０．１５であり、さらに好ましくは０．０７〜０．１とするのがよい。
【００６６】
次に、ランス高さＨ０ について述べる。
【００６７】
Ｈ０ を小さくしすぎると、溶鋼飛散によるランスの溶損や熱変形が発生しやすく、ランス寿命を短くすることになる。
【００６８】
また、Ｈ０ が大きすぎると、ジェットの広がりが大きくなり、Ｌ／Ｌ０ を過度に小さくしたときと同様、ＣＯガスの二次燃焼による過度の昇温をもたらし、耐火物損耗の問題を生ずる。
【００６９】
発明者らが試験を行った通常３０〜１００ｔ／チャージのＡＯＤ炉では、Ｈ０ は１６００ｍｍ以上、３０００ｍｍ以下であるのが好ましい。さらに好ましくは２０００〜２５００である。
【００７０】
本発明の実施にあたっては、鋼浴面の凹み深さＬを求める必要があるが、第１の方法として、鋼浴面の凹み深さＬを実測またはランス高さ、上吹き酸素ガス量から推定し、操業条件から決まる鋼浴深さＬ０ に対するＬの値を本発明の規定する範囲で操業する方法がある。
【００７１】
鋼浴の凹み深さＬを実測するには、上吹きランスとは別に設けたサブランスにレーザ距離計を水冷ジャケットで保護して装着し、オンライン測定する方法が考えられる。
【００７２】
しかし、このようなサブランスによる測定装置は設備コストが大きくなり、距離計センサの長期信頼性の問題もあるため、鋼浴の凹み深さを簡単な方法で推定する方法を用いるのがよい。
【００７３】
例えば、鋼浴の凹み深さＬは、ランスの種類毎に、ランス高さＨ０ をパラメータとして、上吹き酸素ガス流量ＦＯ２とＬの関係をノモグラムとして与えることによっても推定できる。
【００７４】
本発明の第２の方法は、鋼浴面の凹み深さＬを、数式で与える方法である。すなわち、ノズル数ｎ、ノズルスロート径ｄｔ 、ノズル出口径ｄｅ 、ノズル傾斜角度αなどのランス仕様の諸数値と、上吹きガス流量ＦＯ２、ノズル前圧力Ｐ０ 、溶鋼量から決まる鋼浴深さＬ０ 、ランス高さＨ０ 等の脱炭条件から決まる条件に基づき、前記（１） 〜（１２）式からＬを求めることができる。
【００７５】
【実施例】
内径３ｍの８０トンＡＯＤ炉において、Ｃｒ濃度１８重量％の溶鋼を、Ｃ濃度４重量％から０．５重量％まで、表１に示す条件にて脱炭吹錬した。全条件において、底吹きガスには酸素ガスおよびＡｒガスを用い、流量はそれぞれ４０００Ｎｍ３ ／ｈｒおよび１０００Ｎｍ３ ／ｈｒとした。
【００７６】
表１には、本発明例および比較例の操業時のスピッティングロス、ダストロス、および炉壁耐火物損耗速度を併せて示す。これらの値は、各例において２０〜３０チャージ操業したときの平均値である。スピッティングロス、炉壁耐火物損耗速度は比較例１を基準（１００％）として、これに対する相対的比率（％）で示した。
【００７７】
比較例２は２孔ランスを用いた操業例であるが、Ｌ／Ｌ０ は単孔ランスを用いた比較例１よりも大きいため、スピッティングロスは著しく増加した。
【００７８】
また、比較例３は４孔ランスを用いた操業例であり、Ｌ／Ｌ０ の低下によりスピッティングロスは著しく減少した。また、スピッティングを起点に発生するダストも減少するためトータルのダストロスも減少した。しかしながら、二次燃焼率増大により耐火物の損耗速度は著しく増加し、連続操業には好ましくない結果となった。
【００７９】
これに対し、本発明例の場合、Ｌ／Ｌ０ が本発明の規定範囲であるため、スピッティングロスおよびダストロスともに少なかった。また、炉壁損耗速度の増加率も±２％と誤差の範囲内であり、ソフトブロー化による二次燃焼率増大の悪影響は抑制された。
【００８０】
【発明の効果】
含Ｃｒ鋼を脱炭精錬する際、高送酸速度のＡＯＤ上底吹き吹錬に本発明を適用することで、炉壁耐火物の溶損を増大させることなくスピッティングおよびダストロスを大幅に低減することができる。
【００８１】
これにより、歩留まりの向上および炉口地金付着等の操業トラブルの回避が達成され、生産性を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状況を示す縦断面図である。
【図２】ランスおよびランスから噴射されたジェットの概要を示す縦断面図であり、同図（ａ） はジェットの寸法関係の概要図、同図（ｂ） はノズル部の拡大図である。
【図３】鋼浴面上の隣りあった２つのノズルに対応する凹みの幾何学的位置関係を示す平面図である。
【図４】ジェットによる鋼浴面の凹みを観察するための縮尺１／１０の水モデル実験の概要図である。
【図５】ランスからのジェットによる鋼浴面上の動圧分布を模式的に示すグラフである。
【図６】多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の凹み重なり面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの関係を示すグラフである。
【図７】水浴の凹み深さＬ／水浴深さＬ０ の比と、スピッティング量との関係を示すグラフである。
【図８】鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ０ の比と単位供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ２ （ｋｇ／Ｎｍ３）の関係を示すグラフである。
【図９】鋼浴面の凹み深さと付着地金重量との関係を示すグラフである。
【符号の説明】
１：ＡＯＤ炉 ２：溶鋼
３：鋼浴面 ４：底吹き羽口
５：ランス ６：ジェット
７：ノズル ７１：スロート部
７２：ノズル出口部
８、８ａ、８ｂ：凹み
９：コアジェット １０：自由ジェット
１１：吸水紙 １２：液滴
１３：水面
Ｌ０ ：鋼浴深さ
Ｌ：鋼浴面の凹み深さ
ｎ：ノズル数
Ｈ０ ：ランス高さ（ｍｍ）
ｄｔ ：ノズルスロート径（ｍｍ）
ｄｅ ：ノズル出口径（ｍｍ）
Ｓｒ：凹み重なり面積率（％）
γ：凹みの重なり角度（ｒａｄ）
Ｒ：浴心から凹み中心までの距離（ｍｍ）
ｄ：凹み直径（ｍｍ）
α：ノズル傾斜角度（ｒａｄ）
β：噴流の拡がり角（ｒａｄ）
Ｘｃ ：コアジェット長さ（ｍｍ）
ｈ：ジェットの自由噴流長さ（ｍｍ）
Claims (2)
- ランス先端に同一のノズル傾斜角を有する２孔以上のノズルから酸素ガスあるいは酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスを含Ｃｒ鋼浴面に噴射するＡＯＤ炉上底吹き吹錬において、鋼浴面の凹み深さＬと鋼浴深さＬ０ の比、Ｌ／Ｌ０ を０．０５〜０．２０とすることを特徴とする含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
- 隣接するノズルからのジェットにより鋼浴面に形成された凹みの重なり面積率Ｓｒ（％）に対し、鋼浴面の凹み深さＬを下記の（１） 〜（１２）式から求めることを特徴とする請求項１に記載の含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
Ｓｒ≦５％のとき、
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・Ｌ０．５ ・（Ｌ＋Ｈ０ ） （１）
Ｓｒ＞５％のとき、
Ｌ＝ｋ・ＬＡ （２）
ｖｄｔ ｃｏｓ α＝１．２４・ＬＡ ０．５ ・（ＬＡ ＋Ｈ０ ） （３）
ここで、
Ｓｒ＝｛（ γ−ｓｉｎ γ） ／π｝×１００ （４）
ｋ＝０．０４・Ｓｒ＋０．８ （５）
ｖ＝（ ＦＯ２／６０２）／｛（ ｄｔ ２ ・π／４） ・ｎ｝ （６）
ｃｏｓ（γ／２）＝｛２ ・Ｒ・ｓｉｎ（π／ｎ） ｝／ｄ （７）
ｄ＝ｈ・ｔａｎ（α＋β） −ｈ・ｔａｎ（α−β） ＋ｄｅ （８）
ｈ＝Ｈ０ −Ｘｃ ・ｃｏｓ α （９）
Ｒ＝Ｈ０ｔａｎα （１０）
Ｘｃ ＝２．４７・Ｐ０ ・ｄｅ （１１）
Ｐ０ ＝２．１９・ＦＯ２／（ｎ・ｄｔ ２ ） （１２）
であり、ｄｔ はノズルスロート径（ｍｍ）、ｄｅ はノズル出口径（ｍｍ）、ｎはランスのノズル数、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、Ｈ０ はランス高さ（ｍｍ）、βは噴流の拡がり角（＝０．１７５ｒａｄ）、ＦＯ２はランスのガス流量（Ｎｍ３ ／ｈｒ）である。
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