JP3804143B2

JP3804143B2 - Atmosphere control method during ladle stirring

Info

Publication number: JP3804143B2
Application number: JP01105997A
Authority: JP
Inventors: 賢一片山; 隆山内
Original assignee: Nisshin Steel Co Ltd
Current assignee: Nippon Steel Nisshin Co Ltd
Priority date: 1997-01-24
Filing date: 1997-01-24
Publication date: 2006-08-02
Anticipated expiration: 2017-01-24
Also published as: JPH10204517A

Description

【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、ステンレス鋼用溶銑を取鍋攪拌する際の、取鍋内の雰囲気の制御方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
電気ア−ク炉によりステンレス鋼用溶銑を製造する操業では、チャ−ジ毎に目標となる成分・組成に応じた配合計画を立て、それに従ってスクラップ、合金鉄などの主原料と、場合により製鋼工場内で発生するダスト、スケ−ル、スラグや造滓剤などの副原料を炉内に順次装入し、通電して溶解する。
主原料が溶解し、スラグが形成されるが、スラグ組成を調整することがその精錬作用ひいては操業上重要な要件となる。脱硫能を適正に発揮させるためにはスラグの塩基度を調整することが必要である。通常、必要とするＣａＯやＣａＦ₂ の量を経験的に求めて溶解前や溶解中に供給することによって適切な範囲に調整している。
溶解後は、ある程度の精錬期を経て、必要に応じて成分をチェックした後、取鍋に出銑する。
最近では、原料コストの低減や工場で発生する廃材などを有効利用するため、ダスト、スケ−ルやスラグなどの外に各種の様々な形態の原料が用いられるようになっている。なかでも、還元により酸化物原料をメタル原料として利用できると、原料コストの面で非常に有利である。
しかし、これらの多種、多様の原料を加えて溶解すると、電気炉の操業においては、各種原料の由来に起因する粉化ロス、未滓化、原料品位のバラツキなどがあり、炉内におけるスラグの溶解や調整を一律に行うことが困難である。その結果、炉内のスラグは、出銑時においても溶解せずに不均一、未反応のままであったり、適切な調整ができないことがあり、十分な精錬作用を発揮できない場合がある。
このような事情に対処するため、実際の操業においては、安全度を見込んで、過剰量の造滓剤を裝入するなどしているが、最終的に生成するスラグ量は増加する傾向にあり、１００ｋｇ／トン−メタル以上にもなることもある。このことは、本来の金属の溶解・精錬以外のスラグのために多量の電力が消費されることとなり、電力コストを上昇させるという問題が起こる。このような問題を解決しようと、本発明者は先にステンレス鋼用電気ア−ク炉溶銑の脱硫方法を発明した（特願平８−０７９４４５号）。その特徴は、取鍋内雰囲気の酸素濃度を１０％以下に保持することによって、酸化物原料の還元とスラグの脱硫などの精錬作用を最大限に発揮させることにある。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、当該先願発明を実際に操業に適用するためには、特に［Ｓ］の低レベルが要求される場合には、取鍋内雰囲気の酸素濃度を目標の値にまで低下させるための時間が必要になり、また、攪拌時間が延長する傾向にあり、そのために温度が低下する問題や、前後工程とのタイミングのずれが生じるなどの問題が生じることがあった。
本発明は、以上のような諸問題による操業上の支障を最小限に止めるために、取鍋内雰囲気を置換するシ−ル用ガスを攪拌ガスとは別に攪拌と同時に吹き込むことにより、還元と脱硫とが早期から有効に行われるようにし、ア−ク炉操業における造滓剤、消費電力、原料コストなどを低減しようとするものである。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
本発明は、その目的を達成するために、電気ア−ク炉で［Ｃｒ］＝１０〜３５％、［Ｓｉ］＝０．１〜１．２％、［Ｃ］＝２．０〜５．０％を含むステンレス鋼用溶銑を溶解し、造滓剤を添加してスラグを生成させた後、溶銑及びスラグを取鍋に移し、不活性ガスを用いた攪拌により脱硫する方法において、攪拌用不活性ガスとは別に下式で定義する供給流量Ｎ_S のシ−ル用ガスを取鍋空間内に攪拌開始と同時に供給することにより行う。
Ｎ_cal ＝｛ 874−4510×（Ｓ／Ｖ）＋ 88650×（Ｓ／Ｖ）² ｝Ｖ−Ｎ_k
1×Ｎ_cal ≦Ｎ_S ≦ 1.5×Ｎ_cal
ここで、Ｎ_S ：シ−ル用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｎ_k ：攪拌用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｓ：取鍋開口（取鍋と蓋との間の隙間）面積（ｍ² ）
Ｖ：取鍋内空間の体積（ｍ³ ）
【０００５】
【実施の形態】
本発明で対象とする溶銑のＣｒ、Ｃなどの成分には格別の制限はなく、通常のステンレス鋼用溶銑の組成である［Ｃｒ］＝１０〜３５％、［Ｃ］＝２．０〜５．０％の範囲でよい。
［Ｓｉ］については、０．１％未満では、脱硫作用を規定する酸化クロムの還元に不十分であり、攪拌後残存する［Ｓｉ］はその後の転炉精錬における熱源としても不足である。また、１．２％を越えると転炉吹錬の際、熱量過大となって過昇温となる。同時に、塩基度低下となり耐火物の溶損を招いたり、原料コストの面からも好ましくない。
【０００６】
本発明は、取鍋内で溶銑とスラグとを攪拌して、脱硫反応を進行させるものであるが、この反応はスラグ中の酸化クロムを主とする酸化物成分の還元反応と関連して脱硫が進行する。この場合、還元反応の還元剤としては、スラグ及びメタル中の炭素なども寄与すると考えられるが、主としてメタル中のＳｉが主要な還元剤として働く。
大気中でＳｉが酸化消費されると酸化クロムの還元に利用されないので、メタル中のＳｉを酸化クロムの還元に効率よく作用させるためには、精錬雰囲気を非酸化性にすることが重要である。
図１は、先願発明でも示したものである。
図１は、取鍋内雰囲気の酸素濃度を横軸に、脱硫後の硫黄濃度（［Ｓ］）を縦軸に、プロット（白丸）したものであるが、図中に点線で示すように、取鍋内雰囲気の酸素濃度が１０％を超えると、通常目的とする脱硫後の硫黄濃度［Ｓ］≦８０ｐｐｍを達成できなくなることを示している。更に、脱硫後の硫黄濃度の目標を［Ｓ］≦７０ｐｐｍとすると、取鍋内雰囲気の酸素濃度を５％以下とする必要があることが図１から読める。
そのため、攪拌ガスの吹き込み開始時には、あらかじめ不活性ガスを取鍋内に供給して、取鍋内雰囲気の酸素濃度を低下させた上で浸漬ランスによるガス攪拌を開始することが確実な方法である（特願平８−０７９４４５号参照）。しかしながらこの方法では、出銑後攪拌開始までに上述の取鍋内雰囲気の酸素濃度を低下させるための時間を必要とし、場合によっては、工程時間後れが生じたり、また、その間の温度低下が生じ、次工程へ支障をきたす場合も生じる。
取鍋中での温度低下は最大でも５０℃程度に抑えるべきである。それ以上低下すると、後工程である転炉工程で昇温のための措置が必要となることがある。
【０００７】
ガス攪拌開始と同時に取鍋内雰囲気の酸素濃度を低下させることができれば非常に好都合である。それには可能な限り短い時間で、取鍋内雰囲気の酸素濃度を１０体積％以下、或いは５体積％以下、に低下させる必要がある。酸素濃度の低下に時間が掛かれば攪拌中にＳｉが取鍋内雰囲気の酸素によって酸化消費され、スラグの還元反応に利用される割合が低くなる。図１中の「Ｓｉ効率」（黒丸）は、Ｓｉ効率すなわち「スラグ中酸化物の還元に消費されたＳｉ量／総Ｓｉ消費量」を取鍋内雰囲気の酸素濃度に対してプロットしたものである。図１から、取鍋内雰囲気の酸素濃度がそれ以上である範囲での攪拌においては、目的レベルまで脱硫がなされず、或いは、目標［Ｓ］を得るためには長時間の攪拌が必要になったり、場合によっては脱硫が不可能になることすらあることが判る。
【０００８】
本発明は、攪拌用のガスとは別に取鍋内雰囲気を置換するシ−ルガスを併用することにより、その取鍋内雰囲気の酸素濃度を低下させるための時間を短縮しようとするものである。攪拌用ガスは、吹き込んだガスの上昇のエネルギ−を利用することが目的なので、目標の攪拌速度が得られて、鋼中に溶け込んだとしても鋼に有害とならなければよく、酸化性のガスでなければどのようなものでもよい。また、シ−ル用ガスは、シ−ルが目的であるので、酸化性のガスでなければよいが、更に保温効果を持つものであれば、なお好ましい。
そこで、攪拌開始初期の取鍋内雰囲気の酸素濃度の低下挙動を調査し、取鍋の密閉度の条件に応じて必要なシ−ルガス流量を検討した。その結果、出銑後直ちに取鍋攪拌を開始してから、取鍋内雰囲気の酸素濃度を短時間で目標以下に低下させ、脱硫・還元反応を目標通り効果的に進行させるには、少なくとも（１）式で定義する流量Ｎ_cal の１〜１．５倍の範囲に調整したシ−ルガス流量Ｎ_S を攪拌と同時に取鍋空間内に供給する必要があることを明らかになった。
Ｎ_cal ＝｛ 874−4510×（Ｓ／Ｖ）＋ 88650×（Ｓ／Ｖ）² ｝Ｖ−Ｎ_k ・・・・（１）
1×Ｎ_cal ≦Ｎ_S ≦ 1.5×Ｎ_cal
ここで、Ｎ_S ：シ−ル用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｎ_k ：攪拌用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｓ：取鍋開口（取鍋と蓋との間の隙間）面積（ｍ² ）
Ｖ：取鍋内空間の体積（ｍ³ ）
この流量より少なければ、攪拌開始後、取鍋内雰囲気の酸素濃度が目標値にまで低下させるのに要する時間が長くなり、制限された総攪拌時間内で、低酸素濃度雰囲気下での反応時間が十分に取れず、目標の脱硫及び還元が達成されない状況となる。また、それでもこれを達成しようとすれば、攪拌処理を延長する必要があり、次工程へ支障をきたす。
【０００９】
（１）式は、攪拌の際のシ−ルしようとする取鍋内空間の体積と取鍋開口面積とを変化させて実験を行って導かれた実験式である。
ここで、Ｓ／Ｖは蓋の密閉度を表す指標であり、シ−ルしようとする取鍋内空間の体積（つまり取鍋内の溶銑及びスラグを除いた空間の体積）に対するその空間の開口面積（蓋をかぶせた場合の取鍋と蓋の隙間。ここでは、蓋のランス挿入口とランスとの隙間は微小であるので無視する。）の比であり、取鍋の形状や、取鍋に蓋をかぶせた場合の物理的な条件により決まるものである。
【００１０】
以下に、この実験式の導出について説明する。
まず、取鍋内空間にガスを吹き込んだ場合の取鍋内空間内の酸素濃度の変化を調べた。
一定の流量で隙間のある空間に不活性ガスを供給した場合、有効に空間内に残存できる不活性ガスの量は１００％ではなく、開口面積によって、例えば８０〜９０％程度に下がる。残りの１０〜２０％の不活性ガスは、供給してもすぐに隙間から取鍋外に逃げてしまい、有効に置換しない（瞬間的には供給ガスは全量取鍋空間内に入るが、空間内の熱対流などによって、空間外にすぐ出てしまうものがある）。この残存できるガスの割合（上に述べた８０〜９０％）を有効残留率と定義すると、この有効残留率をもとに、初めは空気雰囲気である取鍋内に不活性ガスを供給した場合の供給開始後の取鍋内雰囲気の酸素濃度の変化は、例えば図２の模式図で示すモデルによって推定することができる。
図２において、１は取鍋、２は取鍋の蓋、３はガス吹込み用のランス、４は取鍋と蓋との間の隙間、５は取鍋の蓋とランスとの間の隙間である。
Ｖを取鍋１内の空間体積、νを吹込みガス流量、Ｒを有効残留率とすると、時刻ｔ_i-1 から時刻ｔ_i までの時間△ｔの間に、取鍋１内の空間にν・△ｔのガスが吹き込まれ、その内のＲ・ν・△ｔが残り、（１−Ｒ）・ν・△ｔが外気＝空気と入れ替わるから、時刻ｔ_i における空間内の酸素濃度（Ｏ₂ 体積％）_tiは、時刻ｔ_i-1 における空間内の酸素濃度（Ｏ₂ 体積％）_ti-1との関係式として次のようになる。
（Ｏ₂ 体積％）_ti＝｛（Ｏ₂ 体積％）_ti-1×［Ｖ−Ｒ・ν・△ｔ］＋0.21（１−Ｒ）・ν・△ｔ｝／Ｖ
【００１１】
このモデルを用いて推定値を計算し、それを実際の操業を行いながら測定した取鍋内空間の酸素濃度の変化の値と比較した。図３にその一例を示す。
図３は、取鍋に蓋を設置して、Ｖ＝２．５ｍ³ 、開口面積Ｓ＝０．０２５ｍ² とし（Ｓ／Ｖ＝０．０１）、攪拌用ガス流量を５００リットル／分とし、シ−ル用ガス流量１５００リットル／分を攪拌開始と同時に取鍋空間内に供給した場合について、実験で別途得られたＲ＝０．８２を用いて、攪拌開始後の取鍋内雰囲気の酸素濃度の変化を推定値（計算値）（実線）と実測値（点線）とで表す。
図３から明らかなように、実測値と推定値は良く一致し、このモデルによって攪拌開始後の取鍋内雰囲気の酸素濃度の変化を推定することが可能であることが明らかになった。
【００１２】
図４は、図３に示す推定値（実線）と、シ−ル用ガス流量だけを３９０リットル／分としその他の条件は同じとした場合の推定値（点線）とを比較したものである。
攪拌開始と同時に取鍋内雰囲気の酸素濃度は急激に減少し、実線の場合は１分強で先願発明における目標であった雰囲気酸素濃度１０％以下に低下し、約４分後には雰囲気酸素濃度は５％以下に達している。一方、シ−ル用ガス流量を３９０リットル／分とした点線の場合では、雰囲気酸素濃度が１０％以下に達するに必要な時間は約２．５分、雰囲気酸素濃度５％以下には１０分以上掛かることがわかる。
実操業の経験によれば、全攪拌時間は１５分程度が限度であり、取鍋内雰囲気の酸素濃度が所望の値になるまでに要する時間が５分程度までならば、限度時間内の攪拌で、脱硫・還元の点でも後工程への影響の点でも、格別の支障は起こらない。しかし、５分を越える条件においては、酸素濃度の低下に時間が掛かり過ぎてＳｉが酸化されて酸化クロムの還元される割合が低下するとか、そのために脱硫不十分で攪拌を延長する必要があるとかが起こり、目標の［Ｓ］が実現できなかったり後工程への支障が起こるなどのことが多い。
【００１３】
最近は［Ｓ］の低レベル化が望まれる傾向にあることに鑑み、本発明では脱硫後の硫黄濃度の目標を［Ｓ］≦７０ｐｐｍとしたため、以上の結果から、５分以内に酸素濃度５％以下に低下しなければならないことが、処理条件として必要なことが明らかになった。
【００１４】
次に、先のモデルを用いて、シ−ルしようとする取鍋内空間の体積（Ｖ）を一定とした条件で、取鍋内空間の体積に対する取鍋開口面積の比（Ｓ／Ｖ）及び（攪拌用ガス＋シ−ル用ガス）供給流量を種々設定して、供給開始後の取鍋内雰囲気の酸素濃度の変化を推定し、５分以内に取鍋内雰囲気の酸素濃度が５％以下に低下するために必要な不活性ガス供給流量を求めた。その結果を用いて、必要ガス供給流量とＳ／Ｖとの間には相関関係があることが明らかになった。２次回帰によって、関係式が導かれた。さらに、取鍋内空間の体積（Ｖ）を変化させて推定したところ（この場合は、Ｓ／Ｖ＝一定とした）、必要ガス供給流量は、単に取鍋内空間の体積（Ｖ）に比例して増やせば良いことが判明した。総合して、先に求めたＶ＝一定の場合の２次回帰式に、（Ｖ／２．５）を乗じて次式が導かれた。
（攪拌用ガス＋シ−ル用ガス）供給流量（Ｎ_cal ＋Ｎ_k ）＝｛ 874−4510×（Ｓ／Ｖ）＋ 88650×（Ｓ／Ｖ）² ｝Ｖ
したがって、シ−ル用ガス供給流量（計算値）（Ｎ_cal ）は、
Ｎ_cal ＝｛ 874−4510×（Ｓ／Ｖ）＋ 88650×（Ｓ／Ｖ）² ｝Ｖ−Ｎ_k
ここで、Ｎ_S ：シ−ル用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｎ_k ：攪拌用ガス供給流量（ｌ／分）
Ｓ：取鍋開口（取鍋と蓋との間の隙間）面積（ｍ² ）
Ｖ：取鍋内空間の体積（ｍ³ ）
これで（１）式が導出された。
【００１５】
（１）式で得たシ−ル用不活性ガスの供給流量（計算値）（Ｎ_cal ）を基に、実操業に適用できるシ−ル用不活性ガスの供給流量（Ｎ_S ）を実験により確認した。図５にその結果を示す。脱硫後の達成硫黄濃度（白丸）の要件と温度低下（黒丸）の要件とを同時に満足させる範囲として、Ｎ_S ＝1 〜1.5 ×Ｎ_cal が適切であることが判る。すなわち、
1×Ｎ_cal ≦Ｎ_S ≦ 1.5×Ｎ_cal
1.5 ×Ｎ_cal を越えると脱硫効果よりも温度低下などのデメリットが大きくなってくる。
以上で式の導出がすべてなされた。
【００１６】
Ｎ_k は攪拌用の不活性ガス供給流量であり、本発明の対象とする取鍋攪拌時に必要な攪拌エネルギ−１２０〜６００ワット／トンを得るための不活性ガス吹き込み流量である。例えば４０トン／チャ−ジの溶銑量で浴深１．７ｍ程度の底吹きによる取鍋攪拌においては、３６０〜１４２０リットル／分が必要となる。
なお、脱硫を促進するためにはスラグ／メタルの接触面積を増やす必要があるので、ある程度の攪拌エネルギ−は必要とするが、過剰な攪拌は、大きな温度低下やスプラッシュの激化の原因となるので、状況に応じて適度な吹き込み流量とすることが必要である。
【００１７】
シ−ル用不活性ガスとしては、酸素を含まないガスで、例えば窒素、アルゴンなどが使用できる。経済性の面では窒素を使用するが、鋼種によって窒素ピックアップが有害である場合はアルゴンを使用することが望ましい。また、不活性ガスにＨ₂ 、ＣＯなどの還元性ガスを混合してもよい。シ−ル用ガスは、吹き込み箇所を複数個設けたり、吹き込み位置を可能な限り浴表面に近付けたりして、空間内全体を均一かつ効果的にシ−ルできる方法で吹き込むことが望ましい。
【００１８】
攪拌用不活性ガスは、浸漬ランスを用いて、メタル浴中に吹き込む方法が望ましい。吹き込む流量、浸漬深さによって攪拌の強度を自由に設定できるためである。スラグ量（厚み）、溶銑量、目標［Ｓ］などによって、最適な条件を設定する。また、ランス形状、ノズル径、ノズル数を変更することによって、最適なスラグ／メタル混合状態を得ることができる。
このように、本発明では、取鍋攪拌時のシ−ルに必要なガス流量を最適化することにより、あらかじめ取鍋内雰囲気の酸素濃度を目標値以下に調整する必要もなく、操業に支障なく、効率的かつ経済的に溶銑を脱硫することが可能である。
【００１９】
【実施例】
（実施例１）
４０トン電気ア−ク炉において、各種スクラップ及び酸化物原料を溶解して、目標成分がＣｒ：１８％、Ｃ：３．５％、Ｓｉ：０．４％のステンレス鋼用溶銑を溶製した（試料番号１）。溶解中及び原料溶落後に脱硫剤としてＣａＯを炉内に断続的に供給して塩基度を調整した。次に溶銑及びスラグを取鍋に移し、直ちに浸漬ランスによるガス攪拌を開始した。取鍋内空間の体積（Ｖ）は２．５ｍ³ で、取鍋には取鍋開口面積（Ｓ）＝０．２ｍ² となるようにシ−ル用の蓋を設置し、攪拌は窒素ガスを４００リットル／分の流量で１０分間行った。この時の最適なシ−ル用ガス供給流量はＮ_cal の計算値からＮ_S ＝２３００〜３４５０リットル／分であるので、Ｎ_S ＝３０００リットル／分の窒素ガスを吹き込んだ。
同様な方法で、取鍋内空間の体積に対する取鍋開口面積の比（Ｓ／Ｖ）、及び攪拌用ガス流量Ｎ_K を変えた４チャ−ジを実施した（試料番号２〜５）。以上の５チャ−ジの条件及び結果を表１に示したが、いずれも各条件でのＮ_cal の値に対して適正なＮ_S 値の供給流量としたため、操業に支障をきたすことなく、脱硫後の目標硫黄濃度［Ｓ］にまで低下できた。
【００２０】

【００２１】
（実施例２）
実施例１と同様に、４０トン電気ア−ク炉において、各種スクラップ及び酸化物原料を溶解して、目標成分がＣｒ：１８％、Ｃ：３．５％、Ｓｉ：０．４％のステンレス鋼用溶銑を２チャ−ジ溶製した（試料番号６、７）。溶解中及び原料溶落後に脱硫剤としてＣａＯを炉内に断続供給して塩基度を調整した。次に溶銑及びスラグを取鍋に移し、直ちに浸漬ランスによるガス攪拌を開始した。取鍋には取鍋開口面積（Ｓ）＝０．３ｍ² となるようにシ−ル用の蓋を設置し、攪拌は窒素ガスを４００リットル／分の流量で１０分間行った。この時の最適なシ−ル用ガス供給流量はＮ_cal の計算値からＮ_S ＝３６００〜５４００リットル／分であるので、各チャ−ジでそれぞれ、Ｎ_S ＝４０００リットル／分と５０００リットル／分の窒素ガスを吹き込んだ。結果を表１に示した。いずれも各条件でのＮ_cal の値に対して適正なＮ_S 値の供給流量としたため、操業に支障をきたすことなく、脱硫後の目標硫黄濃度［Ｓ］にまで低下できた。
【００２２】
（比較例）
実施例１と同様に、４０トン電気ア−ク炉において、各種スクラップ及び酸化物原料を溶解し、目標成分がＣｒ：１８％、Ｃ：３．５％、Ｓｉ：０．４％のステンレス鋼用溶銑を３チャ−ジ溶製した（試料番号８〜１０）。溶解中及び原料溶落後に脱硫剤としてＣａＯを炉内に断続供給して塩基度を調整した。次に溶銑及びスラグを取鍋に移し、直ちに浸漬ランスによるガス攪拌を開始した。取鍋には取鍋開口面積（Ｓ）＝０．２ｍ² となるようにシ−ル用の蓋を設置し、攪拌は窒素ガスを４００リットル／分の流量で１０分間行った。ただし、この時の最適なシ−ル用ガス供給流量はＮ_cal の計算値からＮ_S ＝２３００〜３５００リットル／分であるが、各チャ−ジでそれぞれＮ_S ＝２０００リットル／分（試料番号８）、１５００リットル／分（試料番号９）と４６００リットル／分（試料番号１０）の窒素ガスを吹き込んだ。結果を表１に示すが、２チャ−ジ（試料番号８、９）はＮ_S が低く、十分なシ−ル効果が得られず、攪拌後の［Ｓ］は目標の７０ｐｐｍ以下を達成できなかった。また、もう１チャ−ジ（試料番号１０）は、逆にＮ_S を４６００リットル／分と適性範囲以上の値としたため、脱硫は目標値以下に低くできたものの、実施例１の同条件の場合（試料番号１）と比較しても、シ−ル用ガス流量の増加によるそれ以上の脱硫の促進には効果はなかった。むしろ、シ−ル用ガス量のコストアップと、温度低下が５０℃以上あるために次工程の転炉での昇温のためのコストアップを引き起こす原因となった。
【００２３】
【発明の効果】
本発明によると、取鍋内のシ−ル用ガスを攪拌前に置換する必要が無い上に、適切なガス供給流量を選択することにより、出銑後の攪拌によって、本来スラグが持つ精錬能を十分に発揮させることにより、所望の脱硫と所望の酸化物の還元とを、後工程に支障を来すことなく実現することができる。すなわち、攪拌時の取鍋内雰囲気を調整するためのシ−ル用ガス流量を最適化することにより、溶銑中Ｓｉの還元反応に対する消費効率を高めることによって、その間の温度低下も最小限に抑えた上で脱硫反応を促進することができ、短時間で目標を達成することが可能となる。
このため、石灰原単位を低減できると同時に、スラグ量を低減でき、電力原単位も低減できる。さらには、スラグ中のＣｒの回収メリットも図れる。
このように、本発明は、電気炉によるステンレス鋼の製造方法におけるコスト低減方法を提供することによって、利用価値の高い酸化物原料を有効に使用することが可能となり、資源の有効利用、環境保護が図られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】取鍋内雰囲気の酸素濃度が攪拌後［Ｓ］、Ｓｉ効率に及ぼす影響
【図２】空間内の酸素濃度の変化を推定するモデル
【図３】供給開始後の取鍋内雰囲気の酸素濃度の変化の推定値と実測値を比較した図
【図４】攪拌開始後の雰囲気酸素濃度変化の例
【図５】シ−ル用ガス流量の最適範囲を示す図
【符号の説明】
１：取鍋２：取鍋の蓋３：ガス吹込み用のランス４：取鍋と蓋との間の隙間５：取鍋の蓋とランスとの間の隙間[0001]
[Industrial application fields]
The present invention relates to a method for controlling the atmosphere in a ladle when stirring a hot metal for stainless steel.
[0002]
[Prior art]
In the operation of producing hot metal for stainless steel in an electric arc furnace, a mixing plan according to the target components and composition is made for each charge, and the main raw materials such as scrap and alloyed iron, and in some cases steelmaking Secondary materials such as dust, scale, slag, and slagging agent generated in the factory are sequentially charged into the furnace and melted by energization.
The main raw material is melted and slag is formed, but adjusting the slag composition is an important requirement for the refining action and operation. It is necessary to adjust the basicity of the slag in order to properly exhibit the desulfurization ability. Usually, the required amount of CaO or CaF ₂ is determined empirically and adjusted to an appropriate range by supplying before or during dissolution.
After melting, after a certain amount of refining period, check the ingredients as necessary, and then put it in the ladle.
In recent years, various types of raw materials have been used in addition to dust, scale, slag, and the like in order to reduce raw material costs and effectively use waste materials generated in factories. In particular, if the oxide raw material can be used as a metal raw material by reduction, it is very advantageous in terms of raw material cost.
However, when these various and various raw materials are added and melted, there are pulverization loss, unfogging, and variation in raw material quality due to the origin of various raw materials in the operation of electric furnaces. It is difficult to perform dissolution and adjustment uniformly. As a result, the slag in the furnace may not be melted even at the time of tapping and may remain non-uniform and unreacted, or may not be properly adjusted, and may not exhibit a sufficient refining action.
In order to deal with this situation, in actual operations, the amount of slag to be produced tends to increase, although the amount of slag produced in the final stage tends to increase with the expectation of safety. 100kg / ton-metal or more. This causes a problem that a large amount of electric power is consumed for slag other than the melting and refining of the original metal, resulting in an increase in electric power cost. In order to solve such a problem, the present inventor previously invented a method for desulfurization of an electric arc furnace hot metal for stainless steel (Japanese Patent Application No. 8-079445). The feature is that the refining action such as reduction of the oxide raw material and slag desulfurization is maximized by maintaining the oxygen concentration in the ladle atmosphere at 10% or less.
[0003]
[Problems to be solved by the invention]
However, in order to actually apply the invention of the prior application to the operation, particularly when a low level of [S] is required, the time for reducing the oxygen concentration of the atmosphere in the ladle to the target value In addition, there is a tendency that the stirring time tends to be extended, which causes problems such as a decrease in temperature and a shift in timing with the preceding and following processes.
In order to minimize the operational troubles due to the above-mentioned problems, the present invention reduces reduction by blowing a sealing gas for replacing the ladle atmosphere simultaneously with stirring separately from the stirring gas. Desulfurization is effectively carried out from an early stage, and attempts are made to reduce ironmaking agents, power consumption, raw material costs, etc. in the operation of an arc furnace.
[0004]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the object of the present invention, [Cr] = 10-35%, [Si] = 0.1-1.2%, [C] = 2.0-5. In a method in which hot metal for stainless steel containing 0% is melted and a slag is formed by adding a slagging agent, then the hot metal and slag are transferred to a ladle and desulfurized by stirring with an inert gas. sheet feed flow rate N _S define separately by the following equation from the inert gas - performed by supplying stirred simultaneously with the start of the Le gas ladle space.
N _cal = {874-4510 × (S / V) + 88650 × (S / V) ² } V−N _k
1 × N _cal ≦ N _S ≦ 1.5 × N _cal
Where N _S : Gas supply flow rate for seal (l / min)
N _k : Stirring gas supply flow rate (l / min)
S: Ladle opening (gap between ladle and lid) area (m ² )
V: Volume of the ladle space (m ³ )
[0005]
Embodiment
There are no particular limitations on the components of the hot metal, such as Cr and C, which are the subject of the present invention, and the composition of the normal hot metal for stainless steel [Cr] = 10 to 35%, [C] = 2.0 to 5 It may be in the range of 0.0%.
If [Si] is less than 0.1%, it is insufficient for reduction of chromium oxide that defines the desulfurization action, and [Si] remaining after stirring is insufficient as a heat source in subsequent converter refining. On the other hand, if it exceeds 1.2%, the amount of heat will be excessive during the converter blowing, resulting in excessive temperature rise. At the same time, the basicity is lowered, resulting in melting of the refractory, or from the viewpoint of raw material costs.
[0006]
The present invention stirs hot metal and slag in a ladle to advance the desulfurization reaction. This reaction is related to the reduction reaction of oxide components mainly composed of chromium oxide in the slag. Progresses. In this case, it is considered that slag and carbon in the metal contribute as a reducing agent in the reduction reaction, but Si in the metal mainly works as a main reducing agent.
When Si is oxidized and consumed in the atmosphere, it is not used for reduction of chromium oxide, so it is important to make the refining atmosphere non-oxidizing in order for Si in the metal to efficiently act on reduction of chromium oxide. .
FIG. 1 is also shown in the prior invention.
FIG. 1 is a plot (white circle) plotted with the oxygen concentration in the ladle atmosphere on the horizontal axis and the sulfur concentration after desulfurization ([S]) on the vertical axis, as indicated by the dotted line in the figure, When the oxygen concentration in the ladle atmosphere exceeds 10%, the sulfur concentration [S] after desulfurization [S] ≦ 80 ppm, which is a normal target, cannot be achieved. Furthermore, when the target of the sulfur concentration after desulfurization is [S] ≦ 70 ppm, it can be seen from FIG. 1 that the oxygen concentration in the atmosphere in the ladle needs to be 5% or less.
Therefore, at the start of blowing the stirring gas, it is a reliable method to start the gas stirring by the immersion lance after supplying the inert gas into the ladle in advance and lowering the oxygen concentration in the ladle atmosphere. (See Japanese Patent Application No. 8-079445). However, this method requires time for reducing the oxygen concentration of the atmosphere in the ladle described above until the start of stirring after brewing. In some cases, the process time may be delayed or the temperature may decrease during that time. It may occur and the next process may be hindered.
The temperature drop in the ladle should be suppressed to about 50 ° C at the maximum. If it falls further, the measure for temperature rising may be needed in the converter process which is a post process.
[0007]
It would be very convenient if the oxygen concentration in the ladle atmosphere could be reduced simultaneously with the start of gas stirring. For that purpose, it is necessary to reduce the oxygen concentration of the atmosphere in the ladle to 10% by volume or less, or 5% by volume or less in the shortest possible time. If it takes time to lower the oxygen concentration, Si is oxidized and consumed by the oxygen in the ladle atmosphere during stirring, and the ratio used for the slag reduction reaction is reduced. “Si efficiency” (black circle) in FIG. 1 is obtained by plotting Si efficiency, that is, “Si amount consumed for reduction of oxide in slag / total Si consumption amount” against oxygen concentration in the atmosphere in the pan. is there. From FIG. 1, in the stirring in the range where the oxygen concentration in the ladle atmosphere is higher than that, desulfurization is not performed to the target level, or long time stirring is necessary to obtain the target [S]. In some cases, it can be seen that desulfurization may be impossible.
[0008]
The present invention intends to shorten the time for reducing the oxygen concentration of the atmosphere in the ladle by using a seal gas that replaces the atmosphere in the ladle separately from the gas for stirring. The purpose of the agitation gas is to use the energy of the rise of the blown gas, so even if the target agitation speed is obtained and it dissolves in the steel, it does not have to be harmful to the steel. Otherwise, anything can be used. Further, since the sealing gas is intended to be a seal, it may be an oxidizing gas, but it is more preferable if it has a heat retaining effect.
Therefore, the decrease behavior of the oxygen concentration in the atmosphere in the ladle at the beginning of stirring was investigated, and the necessary seal gas flow rate was examined according to the condition of the sealing degree of the ladle. As a result, in order to reduce the oxygen concentration in the ladle atmosphere to below the target in a short time after starting the ladle stirring immediately after tapping, at least ( 1) definition to flow N sheet was adjusted to 1-1.5 times the range of _cal in formula - must be supplied simultaneously into the ladle space and stirred Rugasu flow N _S revealed that there.
N _cal = {874-4510 × (S / V) + 88650 × (S / V) ² } V−N _k ... (1)
1 × N _cal ≦ N _S ≦ 1.5 × N _cal
Where N _S : Gas supply flow rate for seal (l / min)
N _k : Stirring gas supply flow rate (l / min)
S: Ladle opening (gap between ladle and lid) area (m ² )
V: Volume of the ladle space (m ³ )
If it is less than this flow rate, the time required for the oxygen concentration in the ladle atmosphere to decrease to the target value after starting stirring becomes longer, and the reaction time in the low oxygen concentration atmosphere within the limited total stirring time Is insufficient, and the target desulfurization and reduction cannot be achieved. In addition, if this is to be achieved, it is necessary to extend the stirring process, which hinders the next process.
[0009]
Equation (1) is an empirical equation derived by conducting experiments by changing the volume of the ladle space to be sealed and the ladle opening area during stirring.
Here, S / V is an index representing the sealing degree of the lid, and the opening of the space with respect to the volume of the ladle space to be sealed (that is, the volume of the space excluding hot metal and slag in the ladle). It is the ratio of the area (the gap between the ladle and the lid when the lid is covered. Here, the gap between the lance insertion port of the lid and the lance is so small that it is ignored), and the shape of the ladle and the ladle It depends on the physical conditions when the lid is covered.
[0010]
The derivation of this empirical formula will be described below.
First, changes in oxygen concentration in the ladle space when gas was blown into the ladle space were examined.
When an inert gas is supplied to a space with a gap at a constant flow rate, the amount of the inert gas that can effectively remain in the space is not 100%, but falls to, for example, about 80 to 90% depending on the opening area. The remaining 10 to 20% of the inert gas immediately escapes from the ladle through the gap even if it is supplied and does not effectively replace it (the supply gas enters the ladle space in a moment, but the space Some of them go out of space immediately due to internal convection.) When the ratio of the remaining gas (80-90% mentioned above) is defined as the effective residual ratio, based on this effective residual ratio, the inert gas is initially supplied into the ladle that is an air atmosphere. The change in the oxygen concentration in the atmosphere in the ladle after the start of supply of can be estimated by, for example, the model shown in the schematic diagram of FIG.
In FIG. 2, 1 is a ladle, 2 is a ladle lid, 3 is a lance for gas injection, 4 is a gap between the ladle and the lid, and 5 is a gap between the ladle lid and the lance. It is.
Let V be the space volume in the ladle 1, ν is the blown gas flow rate, and R is the effective residual rate, and during the time Δt from time t _i _-1 to time t _i , The gas of ν · Δt is blown in, and R · ν · Δt remains in the gas, and (1-R) · ν · Δt is replaced with outside air = air, so the oxygen concentration in the space at time t _i ( O ₂ vol%) _ti is as follows as a relational expression with the oxygen concentration (O ₂ vol%) _ti-1 in the space at time t _i-1 .
(O ₂ vol%) _ti = {(O ₂ vol%) _ti-1 x [V-R · ν · Δt] +0.21 (1-R) · ν · Δt} / V
[0011]
An estimated value was calculated using this model and compared with the value of the change in oxygen concentration in the ladle space measured during actual operation. An example is shown in FIG.
In FIG. 3, a lid is placed on the ladle, V = 2.5 m ³ , opening area S = 0.025 m ² (S / V = 0.01), the stirring gas flow rate is 500 liters / minute, When the seal gas flow rate of 1500 liters / minute is supplied into the ladle space simultaneously with the start of stirring, the oxygen in the atmosphere in the ladle after the stirring is started using R = 0.82 obtained separately in the experiment. The change in concentration is represented by an estimated value (calculated value) (solid line) and an actual measurement value (dotted line).
As is apparent from FIG. 3, the measured value and the estimated value are in good agreement, and it has become clear that this model can estimate the change in the oxygen concentration in the atmosphere in the ladle after the start of stirring.
[0012]
FIG. 4 compares the estimated value (solid line) shown in FIG. 3 with the estimated value (dotted line) when only the seal gas flow rate is 390 liters / minute and the other conditions are the same.
Simultaneously with the start of stirring, the oxygen concentration of the atmosphere in the ladle suddenly decreases. In the case of the solid line, the oxygen concentration in the ladle decreases to less than 10%, which is the target in the invention of the prior application, with a little over 1 minute. The concentration has reached 5% or less. On the other hand, in the case of the dotted line with the sealing gas flow rate of 390 liters / minute, the time required for the atmospheric oxygen concentration to reach 10% or less is about 2.5 minutes, and 10 minutes for the atmospheric oxygen concentration of 5% or less. You can see that it takes more.
According to actual operation experience, the total stirring time is limited to about 15 minutes, and if the time required for the oxygen concentration in the ladle atmosphere to reach the desired value is about 5 minutes, stirring within the limit time Therefore, there is no particular problem in terms of desulfurization / reduction or impact on the post-process. However, under conditions exceeding 5 minutes, it takes a long time to reduce the oxygen concentration, and the rate of reduction of chromium oxide is reduced due to the oxidation of Si. In many cases, the target [S] cannot be realized or troubles in the subsequent process occur.
[0013]
In view of the recent trend to lower the level of [S], the present invention sets the target sulfur concentration after desulfurization to [S] ≦ 70 ppm. It became clear that it was necessary as processing conditions that it had to be reduced to less than%.
[0014]
Next, using the previous model, the ratio of the ladle opening area to the volume of the ladle space (S / V) under the condition that the volume (V) of the ladle space to be sealed is constant. And (stirring gas + seal gas) supply flow rate is set variously, change of oxygen concentration in the ladle atmosphere after the start of supply is estimated, and within 5 minutes the oxygen concentration in the ladle atmosphere is 5 The inert gas supply flow rate required to decrease to less than% was determined. Using the result, it was found that there is a correlation between the required gas supply flow rate and S / V. By quadratic regression, the relational expression was derived. Furthermore, when the volume (V) of the ladle internal space was changed and estimated (in this case, S / V = constant), the required gas supply flow rate was simply proportional to the volume (V) of the ladle internal space. It turned out that it should be increased. Overall, the following equation was derived by multiplying the previously obtained quadratic regression equation when V = constant by (V / 2.5).
(Stirring gas + Sealing gas) Supply flow rate (N _cal + N _k ) = {874−4510 × (S / V) + 88650 × (S / V) ² } V
Therefore, the gas supply flow rate for the seal (calculated value) (N _cal ) is
N _cal = {874-4510 × (S / V) + 88650 × (S / V) ² } V−N _k
Where N _S : Gas supply flow rate for seal (l / min)
N _k : Stirring gas supply flow rate (l / min)
S: Ladle opening (gap between ladle and lid) area (m ² )
V: Volume of the ladle space (m ³ )
Thus, equation (1) is derived.
[0015]
Based on the supply flow rate (calculated value) (N _cal ) of the _seal inert gas obtained from the equation (1), the _seal inert gas supply flow rate (N _S ) applicable to actual operation was tested. Confirmed by FIG. 5 shows the result. It can be seen that N _S = 1 to 1.5 × N _cal is appropriate as a range that simultaneously satisfies the requirements for the achieved sulfur concentration (white circle) after desulfurization and the requirements for temperature drop (black circle). That is,
1 × N _cal ≦ N _S ≦ 1.5 × N _cal
If it exceeds 1.5 × N _cal , the demerits such as temperature reduction become larger than the desulfurization effect.
This completes the derivation of the formula.
[0016]
N _k is an inert gas supply flow rate for stirring, and is an inert gas blowing flow rate for obtaining stirring energy of 120 to 600 watts / ton necessary for stirring the ladle as the object of the present invention. For example, 360 to 1420 liters / min is required for ladle stirring by bottom blowing at a bath depth of about 1.7 m with a hot metal amount of 40 tons / charge.
In order to promote desulfurization, it is necessary to increase the contact area of slag / metal, so that a certain amount of agitation energy is required, but excessive agitation causes a large decrease in temperature and intensification of splash. Therefore, it is necessary to set an appropriate blowing flow rate according to the situation.
[0017]
As the inert gas for sealing, a gas not containing oxygen, for example, nitrogen, argon or the like can be used. In terms of economy, nitrogen is used, but if nitrogen pickup is harmful depending on the steel type, it is desirable to use argon. Further, a reducing gas such as H ₂ or CO may be mixed with the inert gas. It is desirable that the sealing gas be blown by a method that can provide a plurality of blowing locations or bring the blowing position as close to the bath surface as possible so that the entire space can be sealed uniformly and effectively.
[0018]
The stirring inert gas is preferably blown into a metal bath using an immersion lance. This is because the strength of stirring can be freely set according to the flow rate to be blown and the immersion depth. Optimum conditions are set according to the amount of slag (thickness), the amount of molten iron, the target [S], and the like. In addition, an optimal slag / metal mixed state can be obtained by changing the lance shape, nozzle diameter, and number of nozzles.
As described above, in the present invention, by optimizing the gas flow rate necessary for the sealing during the ladle stirring, it is not necessary to previously adjust the oxygen concentration in the ladle atmosphere below the target value, which hinders operation. It is possible to efficiently and economically desulfurize hot metal.
[0019]
【Example】
Example 1
In a 40-ton electric arc furnace, various scraps and oxide raw materials were melted to produce hot metal for stainless steel with target components of Cr: 18%, C: 3.5%, Si: 0.4%. (Sample No. 1). CaO was intermittently supplied into the furnace as a desulfurizing agent during the dissolution and after the raw material fell to adjust the basicity. Next, the hot metal and slag were transferred to a pan, and gas stirring with an immersion lance was started immediately. The volume (V) of the ladle space is 2.5 m ³ , and a lid for sealing is installed in the ladle so that the ladle opening area (S) = 0.2 m ^2. For 10 minutes at a flow rate of 400 liters / minute. Since the optimum seal gas supply flow rate at this time is N _S = 2300 to 3450 liters / minute from the calculated value of N _cal , nitrogen gas was blown in with N _S = 3000 liters / minute.
In a similar manner, the ratio of the ladle opening area to the volume of the ladle space (S / V), and 4 tea changed agitation gas flow rate N _K - was performed di (Sample No. 2-5). More 5 tea - but the conditions and results of di shown in Table 1, since both the supply flow rate of the appropriate N _S values for values of N _cal for each condition, without affecting the operation, The target sulfur concentration after desulfurization was reduced to [S].
[0020]

[0021]
(Example 2)
Similarly to Example 1, various scraps and oxide raw materials were melted in a 40-ton electric arc furnace, and the target components were Cr: 18%, C: 3.5%, Si: 0.4% stainless steel The steel hot metal was two-charged (Sample Nos. 6 and 7). CaO was intermittently supplied into the furnace as a desulfurizing agent during the dissolution and after the raw material fell off to adjust the basicity. Next, the hot metal and slag were transferred to a pan, and gas stirring with an immersion lance was started immediately. The ladle was provided with a lid for sealing so that the ladle opening area (S) = 0.3 m ^2, and stirring was performed for 10 minutes at a flow rate of 400 liters / minute of nitrogen gas. Since the optimum gas supply flow rate for sealing at this time is N _S = 3600 to 5400 liters / minute from the calculated value of N _cal , N _S = 4000 liters / minute and 5000 liters / minute for each charge, respectively. Nitrogen gas for a minute was blown. The results are shown in Table 1. Since both the supply flow rate of the appropriate N _S values for values of N _cal for each condition, without disturbing the operation could be reduced to a target concentration of sulfur after the desulfurization [S].
[0022]
(Comparative example)
Similar to Example 1, various scraps and oxide raw materials were melted in a 40-ton electric arc furnace, and the target components were stainless steel of Cr: 18%, C: 3.5%, Si: 0.4%. The hot metal for use was made into 3 charge melts (sample numbers 8 to 10). CaO was intermittently supplied into the furnace as a desulfurizing agent during the dissolution and after the raw material fell off to adjust the basicity. Next, the hot metal and slag were transferred to a pan, and gas stirring with an immersion lance was started immediately. The ladle was provided with a seal lid so that the ladle opening area (S) = 0.2 m ^2, and stirring was performed for 10 minutes at a flow rate of 400 liters / minute of nitrogen gas. However, the optimum seal gas supply flow rate at this time is N _S = 2300-3500 liters / minute from the calculated value of N _cal , but N _S = 2000 liters / minute (sample number) for each charge. 8) Nitrogen gas at 1500 liters / minute (sample number 9) and 4600 liters / minute (sample number 10) was blown. Results are illustrated in Table 1, 2 tea - di (Sample No. 8, 9) has a low N _S, sufficient sheet - not Le effect is obtained, after stirring [S] we can achieve the following goals 70ppm There wasn't. Also, other Cha - di (Sample No. 10), since the value of more than 4600 l / min and appropriate range the N _S Conversely, desulfurization although can be lowered below the target value, the same conditions of Example 1 Even when compared with the case (Sample No. 1), there was no effect in further promoting desulfurization by increasing the gas flow rate for sealing. Rather, the increase in the amount of gas for sealing and the temperature decrease of 50 ° C. or more caused the increase in cost for the temperature increase in the converter of the next step.
[0023]
【The invention's effect】
According to the present invention, it is not necessary to replace the sealing gas in the ladle before stirring, and by selecting an appropriate gas supply flow rate, the slag inherently possessed by the slag can be obtained by stirring after tapping. By sufficiently exhibiting the above, desired desulfurization and reduction of the desired oxide can be realized without hindering the subsequent process. In other words, by optimizing the gas flow rate for sealing to adjust the atmosphere in the ladle at the time of stirring, by increasing the consumption efficiency for the reduction reaction of Si in hot metal, the temperature drop during that time is also minimized. In addition, the desulfurization reaction can be promoted, and the target can be achieved in a short time.
For this reason, the lime basic unit can be reduced, and at the same time, the amount of slag can be reduced, and the power basic unit can be reduced. Furthermore, the merit of recovering Cr in the slag can be achieved.
Thus, the present invention provides a cost reduction method in a method for producing stainless steel by an electric furnace, thereby enabling effective use of oxide raw materials with high utility value, effective use of resources, environmental protection. Is planned.
[Brief description of the drawings]
[Fig. 1] Effect of oxygen concentration in ladle after stirring on [S] and Si efficiency [Fig. 2] Model for estimating changes in oxygen concentration in space [Fig. 3] Atmosphere in ladle after start of supply Fig. 4 Comparison of estimated and actual measured oxygen concentration changes [Fig. 4] Example of atmospheric oxygen concentration change after start of stirring [Fig. 5] Diagram showing optimum range of seal gas flow rate [Explanation of symbols]
1: Ladle 2: Ladder lid 3: Gas lance 4: Clearance between the ladle and lid 5: Clearance between the ladle lid and lance

Claims

In an electric arc furnace, melt hot metal for stainless steel containing [Cr] = 10 to 35%, [Si] = 0.1 to 1.2%, and [C] = 2.0 to 5.0%. In the method of adding molten iron and producing slag, transferring hot metal and slag to a pan, and desulfurizing by stirring with inert gas, supply defined by the following formula separately from the inert gas for stirring flow rate N _S Shi - atmosphere control method during ladle stirring, characterized in that the Le gas supply at the same time as the start of stirring in the ladle space.
N _cal = {874-4510 × (S / V) + 88650 × (S / V) ² } V−N _k
1 × N _cal ≦ N _S ≦ 1.5 × N _cal
Where N _S : Gas supply flow rate for seal (l / min)
N _k : Stirring gas supply flow rate (l / min)
S: Ladle opening (gap between ladle and lid) area (m ² )
V: Volume of the ladle space (m ³ )