JP5729120B2 - 底吹き転炉の操業方法 - Google Patents

Description

本発明は、転炉の炉底に２列に並んで設けられた、酸素ガスを底吹きするための底吹き羽口群を有する底吹き転炉の操業方法に関し、詳しくは、底吹きガスの作用によって発生する炉内溶融鉄浴の揺動（スロッシング）を防止するための操業方法に関する。

２列の底吹き羽口群を有し、この底吹き羽口群から大量の酸素ガスを吹き込んで溶銑を脱炭精錬して溶鋼を溶製する底吹き転炉（Ｑ−ＢＯＰともいう）では、炉内の溶銑及び溶鋼へのガスの供給形態が上吹き転炉（ＬＤ転炉ともいう）とは違うことから、炉内の溶銑及び溶鋼が上吹き転炉の場合とは異なった流動、つまり、揺動を起こすことが知られている。尚、溶銑の脱炭精錬では、溶銑は脱炭されて溶鋼になるが、脱炭精錬過程の途中で溶銑と溶鋼とを区別して表示することは困難でありまた煩雑でもあり、ここでは溶銑及び溶鋼をまとめて溶融鉄と表示する。

２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉における揺動を、非特許文献１は水モデル実験を用いて詳細に解析し、揺動は２種類のタイプに大別できることを示している。１つのタイプは、２列の底吹き羽口群から噴出したガスが溶融鉄中の浮上過程で集まり、一団となって気−液共存域を形成し、その領域を中心として、Ｕ字管中の液の振動のように左右に揺れるタイプ（Ａタイプ）である。他の１つのタイプは、２列の底吹き羽口群から噴出したガスは溶融鉄浴中の浮上過程で一団とはならず、２つの羽口群によって形成される気−液共存域が近寄っては離れる振動を繰り返すタイプ（Ｂタイプ）である。

この揺動が発生すると、転炉炉体に激しい振動が発生し、炉体や炉体支持装置に損傷や耐久性の劣化をもたらす。また、揺動によって炉内の溶融鉄の浴面が上昇することから、炉体上部に設けた出鋼口から精錬中に溶融鉄が炉外に噴出するという問題も発生する。そこで、底吹き転炉における揺動を抑制する手段が提案されている。

例えば、特許文献１には、非特許文献１に示す揺動タイプのうちで、Ｂタイプの方が溶融鉄浴の振動エネルギーが小さく、溶融鉄の炉外噴出も低減することから、２列に配置した底吹き羽口群の配列領域幅Ｒに対する羽口列間隔Ｄの比、Ｄ／Ｒの値に応じて、炉内への溶銑装入量を、その浴深さｈの炉底径Ｌ₀に対する比ｈ／Ｌ₀が所定の範囲となるように調整し、Ｂタイプの揺動を誘起させることが提案されている。

また、特許文献２には、炉内の溶融鉄浴が接する側壁の中間高さ位置に、ガス吹き込み方向と側壁内周円の接線方向とのなす角度θが０°＜θ＜９０°である横吹き羽口を配置し、横吹き羽口から吹き込むガスによって揺動を防止する方法が提案されている。特許文献２によれば、横吹き羽口からのガスによって揺動が内壁周方向への回転運動に変化すること、及び、横吹き羽口からのガス吹き込み流量に応じて底吹き羽口からのガス吹き込み流量が減少することの二つの要因によって揺動が防止されるとしている。

特開昭５８−６７８１５号公報 特開平９−３１５１７号公報

加藤嘉英ら、鉄と鋼、vol.68（1982）No.10．p．1604-1612

しかしながら、上記従来技術には以下の問題点がある。

前述したように、水モデル実験によって、溶融鉄の揺動は底吹き羽口の配列や炉体形状に影響されることが明らかとなっているが、実操業においては、底吹き転炉の使用回数の経過に伴って起こる炉体の炉底及び側壁耐火物の損耗、或いは炉体側壁への地金付着などによって炉内形状が変化し、これに応じて揺動状況が変化する。また、底吹き羽口からの酸素ガス供給流量や、転炉内に添加する鉄スクラップ、造滓剤の供給量によっても溶融鉄の揺動が変化する。この揺動状況の変化に起因して、炉口部への地金付着や出鋼口からの溶融鉄の噴出が発生する。

特許文献１の方法は、浴深さｈの炉底径Ｌ₀に対する比ｈ／Ｌ₀が所定の範囲となるように溶銑装入量を管理しているが、例えば、底吹き転炉の使用回数が進むと溶融鉄浴の実際の径と炉底径Ｌ₀とに差が生じ、比ｈ／Ｌ₀では揺動を制御できなくなる恐れがある。即ち、特許文献１の方法は、築炉した直後は、炉内形状が設計形状と同一であるので、揺動抑制の効果があるが、使用回数が進み、炉内形状が変化すると、揺動を抑制できなくなる恐れがあり、底吹き転炉の使用期間全体に亘って安定して揺動を抑制することは困難である。また、底吹き羽口からのガス供給流量、転炉内に添加する鉄スクラップ及び造滓剤の供給量を変更した場合も、揺動を抑制できなくなる恐れがある。

特許文献２は、揺動防止に効果があるとしても、複数個の横吹き羽口の設置を必須条件としており、設備費や運転費が嵩むことから、実用的な技術とはいいがたい。

本発明はこのような事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、炉底に２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用いて溶銑を脱炭精錬する際に、使用過程での炉内形状の変化を考慮するとともに、底吹き羽口からのガス供給流量、転炉内に添加する鉄スクラップ及び造滓剤の供給量を考慮し、横吹き羽口などの特別な装置を設置しなくても、炉体使用回数の初期から末期まで安定して溶融鉄の揺動を抑制することのできる、底吹き転炉の操業方法を提供することである。

上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
（１）羽口列間隔をＤとする、２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用い、該転炉内の溶融鉄に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄を脱炭精錬するにあたり、下記の（１）式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄の揺動の振幅Ａが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Ｈよりも小さくなるように、下記の（２）式で定義される、前記（１）式における定数ａの値を、当該（２）式の変数である、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの３種のうちの何れか１種または２種以上を調整することによって決定することを特徴とする、底吹き転炉の操業方法。

但し、（１）式において、Ａは揺動の振幅（ｍ）、ａは操業条件によって決まる定数（(ｍ／秒)²）、Ｄは２列の底吹き羽口群の羽口列間隔（ｍ）、πは円周率、ｆは揺動の振動数（１／秒）であり、定数ａは下記の（２）式によって定義され、振動数ｆは下記の（３）式によって定義される。

但し、（２）式において、Ｑ_O2は底吹き酸素ガス流量（Ｎｍ³／(分・溶融鉄−ｔ)）、Ｖ_SLは炉内のスラグ質量（ｔ／溶融鉄−ｔ）、Ｍ_SCは炉内への冷鉄源の装入量（ｔ／溶融鉄−ｔ）、α、β、γ、δは操業実績によって定まる係数であり、また、（３）式において、ｎは振動モード数（本発明ではｎ＝１）、ｇは重力加速度（ｍ／秒²）、Ｌは炉内溶融鉄の静止時の浴径（ｍ）、ｈは炉内溶融鉄の静止時の浴深さ（ｍ）、πは円周率である。
（２）前記底吹き転炉の使用過程における転炉内溶融鉄の静止時の浴径Ｌ及び静止時の浴深さｈの変化を予測し、予測した浴径Ｌ及び浴深さｈを用いるとともに、前記係数α、β、γ、δの値を、溶融鉄の出鋼口からの噴出が最も激しくなる炉体使用回数の中期段階における操業実績によって定めることを特徴とする、上記（１）に記載の底吹き転炉の操業方法。

本発明によれば、転炉炉体の炉底耐火物及び側壁耐火物の損耗や地金付着に起因する転炉内溶融鉄の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化、更には、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの変化に伴う溶融鉄の揺動の振幅Ａを精度良く把握することができるので、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、スラグ質量Ｖ_SL、冷鉄源の装入量Ｍ_SCの何れか１種以上を調整することで、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Ｈよりも揺動の振幅Ａが小さくなるように制御することが可能となり、炉体使用回数の初期の段階から末期の段階まで安定して溶融鉄の揺動の振幅Ａを距離Ｈよりも小さくすることが実現され、その結果、揺動による出鋼口からの溶融鉄の噴出や炉口部への地金付着を防止することが可能となる。

本発明の対象とする底吹き転炉の概略図であり、（Ａ）は側面断面図、（Ｂ）は炉体底部の平面図である。 底吹き転炉における揺動の発生状況を模式的に示す図である。 揺動の振幅Ａを定義する模式図である。 矩形容器内における液体の振動を模式的示す図である。 底吹き転炉施工後の使用回数の経過に伴う炉内形状と揺動の振幅Ａとの関係を概念的に示す図である。 振幅Ａの計算値と、溶融鉄の出鋼口からの１チャージあたりの噴出回数との関係を示す図である。

以下、本発明を具体的に説明する。

本発明者らは、炉底に２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉において、炉体使用回数の初期から末期まで安定して溶融鉄の揺動を抑制することを目的として、研究・検討を重ねた。

先ず、底吹き転炉の構造を図１に基づき説明する。図１は、本発明の対象とする底吹き転炉の概略図であり、（Ａ）は側面断面図、（Ｂ）は炉体底部の平面図である。底吹き転炉１は、外殻を鉄皮４とし、その内部に炉体耐火物５が施工された炉側壁部２と、この炉側壁部２の下部の開口部に勘合する、外殻を鉄皮４´とし、その内部に炉底耐火物６が施工された炉底部３と、で構成されている。炉側壁部２の上部は開口し、炉口９を形成している。

炉底部３には、羽口列間隔をＤ（ｍ）として、複数個の底吹き羽口７が、２列に並んで炉底耐火物６を貫通して配置されている。底吹き羽口７は、一般的には内管及び外管からなる二重管で構成され、内管から精錬用の酸素ガスが供給され、外管と内管との間隙から、当該底吹き羽口７を冷却するためのプロパンガスなどの熱吸収用ガスが供給されるように構成されている。また、炉側壁部２には、溶製した溶鋼を取鍋（図示せず）などに出鋼するための出鋼口８が設置されている。出鋼口８は、蓋などによって塞がれておらず、常時開口している。ここで、酸素ガスとは、工業用純酸素ガスであり、窒素ガスなどの不純物を５体積％程度含有するガスも工業用純酸素ガスと定義する。

底吹き転炉１は、その内部に装入された溶銑に対して底吹き羽口７から酸素ガスを供給し、溶銑を脱炭精錬して溶鋼を溶製する設備であり、本発明では、炉内の溶銑及び溶鋼をまとめて溶融鉄１０として表示している。また、この静止した溶融鉄１０の浴径をＬ（ｍ）、静止した溶融鉄１０の浴深さをｈ（ｍ）、静止したときの溶融鉄１０の浴面から出鋼口８までの距離をＨ（ｍ）として表示している。図中の符号１１は付着地金であり、炉体耐火物５の溶損或いは炉体耐火物５での付着地金１１が発生したときは、それに応じて溶融鉄１０の浴径Ｌ及び浴深さｈは変化する。尚、本発明の対象とする底吹き転炉１は、２列の底吹き羽口群を有し、該底吹き羽口群から酸素ガスを供給する転炉であり、この形態の転炉である限り、２列の底吹き羽口群の他に更に上吹きランス（図示せず）を有し、上吹きランスからも酸素ガスを供給する転炉も底吹き転炉と定義する。

このように構成される底吹き転炉１に溶銑を装入し、底吹き羽口７から酸素ガスを吹き込んで脱炭精錬を実施すると、底吹き酸素ガス流量が或る所定の値を超えた強攪拌領域になると、図２に示すような、溶融鉄１０の揺動が発生する。図２は、水モデル実験の結果であり、底吹き羽口７から空気を吹き込むことで、容器内の水がＵ字状に振動しながら、旋回する揺動を模式的に示す図である。

揺動によって高くなった浴面位置と出鋼口８の位置とが一致したときに、炉内の溶融鉄１０が出鋼口８から噴出する。また、揺動によって飛散する溶融鉄１０が炉口９の近傍の炉体耐火物５に付着して、付着地金１１が形成される。揺動の振幅をＡとすると、振幅Ａは、図３に模式図を示すように、溶融鉄１０の静止浴面と、炉側壁部２の壁面に到達した溶融鉄１０の最高高さ位置との距離で定義されることから、従って、溶融鉄１０の出鋼口８からの噴出を防止するためには、少なくとも、揺動による溶融鉄１０の振幅Ａが、静止した溶融鉄１０の浴面から出鋼口８までの距離Ｈよりも小さくなるように制御すること、つまり、下記の（４）式を満たすように、揺動を制御すればよいことが分かる。

本発明者らは、底吹き転炉１における溶融鉄１０の揺動をモデル化することを試みた。モデル化にあたり、十分な解析が行われている矩形容器内の液体の振動を適用した。図４は、静止時の浴深さがｈの液体の、長さがＬの矩形容器内における振動を模式的示す図であり、それぞれ１次モード、２次モード、３次モードの振動を示す。１次のモードは容器の長さＬが振動の１／２波長に相当し、２次モード、３次モードとモード数に反比例して振動の波長が小さくなる。この場合の振動数は、下記の（３）式で表される（例えば、巽友正著、流体力学、培風館、を参照）。但し、（３）式において、ｆは振動数（１／秒）、ｎは振動モード数、ｇは重力加速度（ｍ／秒²）、Ｌは矩形容器の長さ（ｍ）、ｈは矩形容器内の浴深さ（ｍ）である。

底吹き転炉１を矩形容器と仮定し、上記の（３）式を用いて、それぞれ静止時の浴深さｈが０．１ｍ程度の水モデル実験装置、浴深さｈが０．５ｍ程度の５トン試験底吹き転炉、浴深さｈが１．８ｍ程度の実機底吹き転炉における振動数を算出した。そして、計算によって求めた振動数と、それぞれのサイズの底吹き転炉で実測されている揺動の振動数とを比較した。その結果、それぞれの底吹き転炉における揺動の振動数は、１次モードの振動数と良く一致することが確認された。

つまり、（３）式において、ｎ＝１とし、Ｌを転炉内溶融鉄１０の静止時の浴径（ｍ）、ｈを転炉内溶融鉄１０の静止時の浴深さ（ｍ）に置き換えることで、（３）式によって底吹き転炉１における揺動の振動数ｆを求められることが分かった。

揺動による溶融鉄１０の振幅Ａは、振動が単振動の場合には、力学上、振動数ｆの２乗に反比例することが周知である。また、揺動による溶融鉄１０の振幅Ａは羽口列間隔Ｄに反比例することを本発明者らは水モデル実験などから確認している。従って、これらの事象から、揺動による溶融鉄１０の振幅Ａは下記の（１）式で表されることが分かった。

但し、（１）式において、ａは操業条件により定まる定数であり、底吹きガス流量やスラグ質量などの精錬条件によって決定される。そこで、本発明者らは定数ａについて検討した。

底吹き転炉１において、溶融鉄１０の揺動に影響を及ぼす操業条件としては、底吹き羽口７から吹き込むガス流量、炉内に存在するスラグ質量、鉄スクラップなどの冷鉄源の配合量の３つの要因が挙げられる。この場合、炉内の溶融鉄１０の総質量（＝溶銑装入量＋冷鉄源装入量）は変更せずに検討した。

その結果、溶融鉄１０の揺動は、底吹き羽口７から吹き込むガス流量（特に吹き込み流量の多い酸素ガス流量）が多くなるほど激しくなり、一方、炉内のスラグ質量を増加させること、及び、鉄スクラップなどの冷鉄源の配合比率（冷鉄源の配合比率＝冷鉄源装入量×１００／(冷鉄源装入量＋溶銑装入量)）を多くすることにより抑制されることを知見した。

溶融鉄１０の揺動は、底吹きガス流量が或る所定値よりも多くなると発生することから、底吹きガス流量に比例して増加することが分かる。また、炉内のスラグ質量が多くなると揺動が抑制される理由は、炉内の溶融鉄１０、特に炉壁側の溶融鉄１０はスラグに覆われており、スラグ質量が多くなることで、溶融鉄１０の動きが抑制されることによる。冷鉄源の配合比率が多くなることによって揺動が抑制される理由は、炉内に装入された冷鉄源は、直ちに溶解するわけではなく、溶銑から熱を受けて徐々に溶解し、溶銑の溶解能力に見合った配合比率で添加された冷鉄源は、脱炭精錬の開始から終了までを１００％とすると精錬開始から８０％程度までの期間は残存することが確認されており、従って、溶融鉄中に残存する冷鉄源により溶融鉄１０の流動が妨げられ、これによって揺動が抑制されることによる。

即ち、底吹き酸素ガス流量をＱ_O2（Ｎｍ³／(分・溶融鉄−ｔ)）、炉内のスラグ質量をＶ_SL（ｔ／溶融鉄−ｔ）、炉内への冷鉄源の装入量をＭ_SC（ｔ／溶融鉄−ｔ）とすると、定数ａは下記の（２）式で表されることを知見した。

但し、（２）式における、α、β、γ、δは、それぞれの操業条件下での操業実績、具体的には、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出状況によって定まる係数である。溶融鉄１０の揺動は、底吹き転炉１の使用回数の経過に伴う炉体耐火物５の溶損や炉体耐火物５への地金付着による炉内溶融鉄１０の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化に起因して変化する。本発明者らは、後述するように、炉体使用回数の中期段階において、溶融鉄１０の出鋼口８からの噴出が最も多くなることを確認している。係数α、β、γ、δを出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出状況に基づいて求めるにあたり、溶融鉄１０の出鋼口８からの噴出が最も多くなる炉体使用回数の中期段階での噴出状況に基づいて求めることで、振幅Ａに及ぼす係数α、β、γ、δの影響を的確に把握すること、つまり、精度良く振幅Ａを把握することが可能となる。但し、炉体使用回数の中期段階以外で求めた係数α、β、γ、δを用いて振幅Ａの値を推定しても問題はない。

係数α、β、γ、δの求め方は、例えば係数αを求める場合には、炉内のスラグ質量Ｖ_SL及び炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCを変化させずに、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2のみを変更して出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出状況を調査することで求めることができる。係数β、γも同様な方法により求めることができる。係数δは、求めた係数α、β、γを使用して算出される振幅Ａと溶融鉄１０の噴出実績とが一致するような値として求めることができる。

また、（１）式に示すように、揺動の振幅Ａは、羽口列間隔Ｄ及び定数ａを一定とした条件下であっても、振動数ｆの変化によって、換言すれば、転炉内溶融鉄１０の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化に伴って変化する。即ち、底吹き転炉１の使用回数の経過に伴って炉体耐火物５或いは炉底耐火物６が損耗したり、炉体耐火物５或いは炉底耐火物６に地金が付着したりして、炉の内部形状、つまり、溶融鉄１０の浴径Ｌ及び浴深さｈが変化すると、それに応じて揺動の振幅Ａが変化する。これにより、底吹き転炉１の使用回数初期には揺動の振幅Ａが距離Ｈよりも小さく、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出が起こらなくても使用回数が或る程度進んだ段階で揺動の振幅Ａが距離Ｈよりも大きくなり、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出が起こる可能性のあることが分かった。

そこで、底吹き転炉１の使用回数と炉内形状との関係に基づき、実機での出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出状況と対応させて、使用回数に伴う揺動の振幅Ａの変化を考察した。図５に、炉体耐火物５及び炉底耐火物６の施工後の使用回数の経過に伴う炉内形状変化と揺動の振幅Ａとの関係を概念的に示す。図５（Ａ）は使用回数の初期段階（１〜２００チャージ）、図５（Ｂ）は使用回数の中期段階（２００〜８００チャージ）、図５（Ｃ）は使用回数の末期段階（８００チャージ〜）を表す。尚、溶融鉄１０の浴面位置はサブランスにより測定し、また、鉄源（＝溶銑＋冷鉄源）の装入量及び配合比率は一定とした条件である。

図５に示すように、使用回数の初期段階（１〜２００チャージ）は、振幅Ａが極めて大きいものの、炉体耐火物５及び炉底耐火物６の溶損はなく、且つ地金の付着も少ないことから溶融鉄１０の浴面が低く、静止時の浴面から出鋼口８までの距離Ｈが大きいために、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出は少ない。

これに対して、使用回数の中期段階（２００〜８００チャージ）では、炉底耐火物６の溶損が始まるが、炉体耐火物５への地金の付着が発生し、浴面が上昇して、浴径Ｌに対する浴深さｈの比ｈ／Ｌが初期段階よりも若干大きくなる。これによって、振動数ｆが若干増加して振幅Ａがやや小さくなるものの、それ以上に静止時の浴面が上昇し、且つ、未だ振幅Ａは大きいために、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出が激しくなる。

また、使用回数の末期段階（８００チャージ〜）では、炉底耐火物６の溶損が進行し且つ炉体耐火物５への地金の付着も進行し、比ｈ／Ｌが中期段階よりも更に大きくなって振動数ｆが更に増加して振幅Ａは小さくなり、一方、浴面位置は中期段階と同等であるので、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出が減少する。

即ち、炉体の使用回数に伴う転炉内溶融鉄１０の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化を考慮し、且つ、係数α、β、γ、δを定めた（２）式を（１）式に代入することで、溶融鉄１０の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化、更には、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの変化に伴う溶融鉄１０の振幅Ａの推移を精度良く把握することが可能となる。

従って、図５に示す炉体使用回数の中期段階での浴径Ｌ及び浴深さｈであっても、揺動の振幅Ａが上記の（４）式、つまりＨ＞Ａを満足するように振幅Ａを制御すれば、出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出を抑制できる。この場合に、２列の底吹き羽口群の羽口列間隔Ｄは変えることができないので、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの何れか１種または２種以上を調整して定数ａの値を小さくし、これにより、振幅Ａが（４）式を満足するように制御する。

このようにすることで、揺動の振幅Ａは、溶融鉄浴面から出鋼口８までの距離Ｈよりも小さくなり、全ての期間に亘って出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出を抑制することが可能となる。尚、揺動の振幅Ａは羽口列間隔Ｄに反比例することから、溶融鉄１０の精錬に影響を及ぼさない範囲及び設備的な問題が起こらない範囲で、羽口列間隔Ｄを大きくしておくことが好ましい。羽口列間隔Ｄを大きくしておくことで、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの変更範囲を大きく採ること、換言すれば操業の自由度を高めることが可能となる。

本発明は、このような研究・検討に基づいてなされたものであり、羽口列間隔をＤとする、２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉１を用い、該転炉内の溶融鉄１０に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄１０を脱炭精錬するにあたり、上記の（１）式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄１０の揺動の振幅Ａが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口８までの距離Ｈよりも小さくなるように、上記の（２）式で定義される、前記（１）式における定数ａの値を、当該（２）式の変数である、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの３種のうちの何れか１種または２種以上を調整することによって決定することを特徴とする。

溶銑の転炉脱炭精錬における炉内スラグは、スラグ塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ₂）の調整及び脱燐反応の促進の観点から、ＣａＯを主成分とするスラグであることが好ましく、更には、炉体耐火物５の溶損防止のためには５〜１０質量％のＭｇＯを含有するスラグであることが好ましく、従って、炉内のスラグ質量Ｖ_SLを調整するための造滓剤としては、生石灰、石灰石、ドロマイトなどを用いることが好ましい。冷鉄源の装入量Ｍ_SCを調整するための冷鉄源としては、製鉄所で発生する鋳片及び鋼板のクロップ屑や市中屑などの鉄スクラップ、磁力選別によってスラグから回収した地金、更には、冷銑、還元鉄などを使用することができる。

炉内のスラグ質量Ｖ_SL及び炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCが多くなるほど揺動の振幅Ａが小さくなるので、スラグ質量Ｖ_SL及び冷鉄源の装入量Ｍ_SCの増加は溶融鉄１０の噴出に対しては有利となる。但し、例えば冷鉄源を過剰に使用すると、脱炭精錬終了時の溶鋼温度が目標温度に達せず、コークスやＦｅ−Ｓｉ合金などの加熱材が必要となるので、それらを考慮して、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2に応じて、炉内のスラグ質量Ｖ_SL及び炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCを調整することが好ましい。

以上説明したように、本発明によれば、転炉炉体の側壁耐火物５及び炉底耐火物６の損耗や付着地金１１に起因する転炉内溶融鉄１０の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈの変化、更には、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの変化に伴う溶融鉄１０の揺動の振幅Ａを把握することができるので、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、スラグ質量Ｖ_SL、冷鉄源の装入量Ｍ_SCの何れか１種以上を調整することで、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口８までの距離Ｈよりも揺動の振幅Ａが小さくなるように制御することが可能となり、炉体使用回数の初期の段階から末期の段階まで安定して溶融鉄１０の揺動の振幅Ａを距離Ｈよりも小さくすることが実現され、その結果、揺動による出鋼口８からの溶融鉄１０の噴出や炉口部への地金付着を防止することが可能となる。

炉容量が３５０トン、羽口列間隔Ｄが１．２ｍである図１に示す底吹き転炉を用い、２列の底吹き羽口群から６００〜７００Ｎｍ³／分の酸素ガスを吹き込んで溶銑を脱炭精錬する際に本発明を適用した。

先ず、この底吹き転炉を用いた溶銑の脱炭精錬において、（２）式における係数α、β、γ、δを求めた。係数α、β、γ、δを求めるにあたり、炉体使用回数が３００〜４００チャージで且つ精錬開始から８０％までの期間において、係数αを求める場合には、炉内のスラグ質量Ｖ_SL及び炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCを一定とした条件で、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2のみを変更して出鋼口からの溶融鉄の噴出状況を調査することにより求めた。同様に、係数βを求める場合には、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2及び炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCを一定とした条件で、炉内のスラグ質量Ｖ_SLのみを変更し、また、係数γを求める場合には、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2及び炉内のスラグ質量Ｖ_SLを一定とした条件で、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCのみを変更し、それぞれ出鋼口からの溶融鉄の噴出状況を調査することにより求めた。係数δは、求めた係数α、β、γを使用して算出される振幅Ａと溶融鉄の噴出実績とが一致するような値として求めた。

その結果、係数α＝１３、係数β＝−１０６、係数γ＝−８７、係数δ＝−１．９０が得られた。つまり、（２）式として、［ａ＝13×Ｑ_O2−106×Ｖ_SL−87×Ｍ_SC−1.90］が得られた。

炉体使用回数が４００チャージを超えた以降、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCを変化させ、係数α、β、γ、δの定められた（２）式並びに（３）式を（１）式に代入して、それぞれのチャージの操業条件（Ｑ_O2、Ｖ_SL、Ｍ_SC）に基づいて揺動の振幅Ａを算出し、算出される振幅Ａの値と溶融鉄の出鋼口からの噴出頻度との関係を調査する試験操業（水準１〜８）を行った。

この場合、算出される振幅Ａが２．５〜４．３の範囲となるようにそれぞれのチャージの操業条件（Ｑ_O2、Ｖ_SL、Ｍ_SC）を調整した。また、（３）式における炉内溶融鉄の静止時の浴径Ｌ及び浴深さｈについては、炉体使用回数が４００チャージを超えた以降での炉内形状の測定結果から、炉内溶融鉄の静止時の浴径Ｌを５．９ｍ、炉内溶融鉄の静止時の浴深さｈを２．０ｍとした。この場合には、静止した溶融鉄の浴面から出鋼口までの距離Ｈは３．０ｍとなった。即ち、算出される振幅Ａが３．０ｍ以下であれば、溶融鉄の出鋼口からの噴出は抑制されるはずである。また、（３）式においてｎ＝１とした。この条件における揺動の振動数ｆは０．３２／秒となる。

それぞれの試験チャージの操業条件（Ｑ_O2、Ｖ_SL、Ｍ_SC）、この操業条件から求められる定数ａ及び振幅Ａの値、並びに、溶融鉄の出鋼口からの１チャージあたりの噴出回数を表１に示す。

また、図６に、それぞれの試験チャージにおける振幅Ａの計算値と、溶融鉄の出鋼口からの１チャージあたりの噴出回数との関係を示す。表１及び図６に示すように、振幅Ａの計算値が静止した溶融鉄の浴面から出鋼口までの距離Ｈ（＝３．０ｍ）よりも小さい場合には、出鋼口からの溶融鉄の噴出を防止できることが確認された。

この試験操業の結果を確認した以降は、算出される振幅Ａが３．０ｍ以下となる操業条件（Ｑ_O2、Ｖ_SL、Ｍ_SC）を選定して脱炭精錬を実施した結果、出鋼口からの溶融鉄の噴出を発生することなく、操業を続けることが実現された。

１ 底吹き転炉
２ 炉側壁部
３ 炉底部
４ 鉄皮
５ 炉体耐火物
６ 炉底耐火物
７ 底吹き羽口
８ 出鋼口
９ 炉口
１０ 溶融鉄
１１ 付着地金

Claims (1)

1. 羽口列間隔をＤとする、２列の底吹き羽口群を有する底吹き転炉を用い、該転炉内の溶融鉄に前記底吹き羽口群から酸素ガスを吹き込んで溶融鉄を脱炭精錬するにあたり、下記の（１）式によって算出される、前記底吹き羽口群から供給される底吹きガスにより発生する溶融鉄の揺動の振幅Ａが、静止したときの溶融鉄浴面から出鋼口までの距離Ｈよりも小さくなるように、下記の（２）式で定義される、前記（１）式における定数ａの値を、当該（２）式の変数である、底吹き酸素ガス流量Ｑ_O2、炉内のスラグ質量Ｖ_SL、炉内への冷鉄源の装入量Ｍ_SCの３種のうちの何れか１種または２種以上を調整することによって決定することを特徴とする、底吹き転炉の操業方法。
   

   

   但し、（１）式において、Ａは揺動の振幅（ｍ）、ａは操業条件によって決まる定数（(ｍ／秒)²）、Ｄは２列の底吹き羽口群の羽口列間隔（ｍ）、πは円周率、ｆは揺動の振動数（１／秒）であり、定数ａは下記の（２）式によって定義され、振動数ｆは下記の（３）式によって定義される。
   

   

   但し、（２）式において、Ｑ_O2は底吹き酸素ガス流量（Ｎｍ³／(分・溶融鉄−ｔ)）、Ｖ_SLは炉内のスラグ質量（ｔ／溶融鉄−ｔ）、Ｍ_SCは炉内への冷鉄源の装入量（ｔ／溶融鉄−ｔ）、α、β、γ、δは操業実績によって定まる係数であり、また、（３）式において、ｎは振動モード数（本発明ではｎ＝１）、ｇは重力加速度（ｍ／秒²）、Ｌは炉内溶融鉄の静止時の浴径（ｍ）、ｈは炉内溶融鉄の静止時の浴深さ（ｍ）、πは円周率である。

Images