JP6658365B2

JP6658365B2 - 溶銑の精錬方法

Info

Publication number: JP6658365B2
Application number: JP2016135185A
Authority: JP
Inventors: 慎平小野; 鉄平田村
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2016-07-07
Filing date: 2016-07-07
Publication date: 2020-03-04
Anticipated expiration: 2036-07-07
Also published as: JP2018003132A

Description

本発明は、例えば、製鋼用転炉において酸素ガスを溶銑に吹き付けて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法に関する。

従来、溶鉄の脱炭精錬を効率よく進行させる方法として、転炉内の溶銑の攪拌を強化することが効果的であることは広く知られている。そのため、現在用いられている転炉での脱炭吹錬の多くは、転炉の上方に設置されたランスから酸素ジェット（酸素ガス）を上吹きすることに加え、溶銑の攪拌を強化するために転炉の炉底部に底吹羽口を設けて、酸素、炭化水素、不活性ガス等を底吹羽口から吹き込んでいる。

このような転炉吹錬法において、装入した鉄分の歩留を悪化させる要因としては、スラグ中へ鉄分が酸化鉄として混入する酸化鉄ロスや、スラグ中への粒鉄の混入、ダスト発生による鉄分ロス等がある。

上記のダストの生成機構としては、上吹される酸素ジェットが直接溶銑に衝突して２０００〜２５００℃まで高温になっている火点で鉄分が蒸発してヒュームダストが生成する機構と、脱炭反応でＣＯガスの気泡がバースト（バブルバースト）する際にバブルバーストダストが生成する機構とがある。さらに、バブルバーストが発生したり、酸素ジェットが溶銑の浴面に形成するキャビティのリップ部等から溶銑が直接飛散したりすることによって、スピッティングが発生する。このスピッティングで飛散した粒子は、飛散中に酸素ジェットによって脱炭（２次バースト）され、細かい溶銑が飛散するため、ダストの発生源となり得る。ダストの発生は、転炉における鉄分の歩留を低下させるので大きなコスト悪化要因となっている。

このようなダストの発生を鑑みて、従来から様々な対策が講じられてきた。ヒュームダストを抑制する方法としては、例えば特許文献１には、上吹酸素ノズルに連通する通孔から、ＣＯ₂、ＣａＣＯ₃、水蒸気、水、Ｍｎ鉱石、鉄鉱石等の冷却剤の１種または２種以上の混合物を火点に吹き込み、火点温度を下げることによって火点で鉄分が蒸発しないようにする方法が開示されている。また、特許文献２には、ランスノズルの形状を変更することにより火点の面積を小さくする方法等が開示されている。

しかしながら、特許文献１に開示された方法は、火点の冷却に相当量の冷却材を要するため、冷却材のコストが余分にかかる上、吹き込んだ冷却材により吹錬の熱源が減少し、熱的自由度が制限されるという欠点を有する。また、特許文献２に開示された方法では、ダスト低減効果はあるもののその効果が不十分であり、かつ特許文献２に開示された方法では、ノズル傾斜角が広角化することに伴って炉壁の溶損は解消されないという問題がある。

一方、スピッティングを抑制する方法として、例えば特許文献３には、酸素ジェットにより溶銑の浴面上に形成されるキャビティの深さＬと径Ｄとの比Ｌ／Ｄを２より大きい値に制御することで、酸素ジェットが溶銑の浴面に与えるエネルギーのうち、スピッティングに寄与するエネルギーの割合を減少させ、ダスト量を抑制する方法が開示されている。

しかし、特許文献３に記載の方法を実現するには、ランス−湯面間距離を１ｍ以下とする必要があり、この場合、スラグ量が溶銑１ｔあたり４０ｋｇ以下のレススラグ吹錬においては、溶鉄表面からの輻射熱によりランス先端が溶損するという問題がある。また、特許文献３にはキャビティ深さＬの算出方法を明確に規定しておらず、キャビティ深さＬの算出方法によってＬ／Ｄとランス高さとの関係は変わらないと記載されているが、実際は大きく変化するので、一般的に実施するに耐えうる範囲とは言い難い。例えば、瀬川らの式（後述する（３）式）でＬを算出し、特許文献３の実施例を実施した場合、Ｌ₀を約２ｍと仮定するとＬ／Ｌ₀＞１となる場合もあり、浴深の耐火物が損耗する可能性が非常に高い。

特開昭５８−１９３３０９号公報特開平９−４１０２０号公報特開平２−１１１８０９号公報

上記従来技術の課題を鑑みて、本発明は、脱炭吹錬におけるダストの発生量を抑えるととともに、ランス交換の頻度を抑えて安定的に脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法を提供することを目的とする。

本発明者らは、上記従来技術の課題を解決するために、ダスト生成機構に着目し、転炉における上吹き酸素条件とダスト量との関係を調査した。そして、上吹酸素条件（送酸速度、ランス高さおよびランス形状）とダスト発生量との関連性について検討した結果、以下を知見した。

本発明は、酸素ジェット（酸素ガス）が溶銑に衝突することにより生じる溶銑の凹み深さＬ（ｍｍ）、凹みの直径（火点径）Ｄ（ｍｍ）および酸素ジェットと溶銑との衝突面における酸素ジェットの流速Ｖ（ｍ／ｓ）により（１）式で規定される指標Ｅ（ｋｇ・ｍ²／ｓ²）と、指標Ｅ、ランス高さＨ（ｍｍ）およびノズル傾斜角θ（deg）により（２）式で規定される指標Ｒとが所定の範囲を満足するような吹錬条件を規定するものである。なお、ノズル傾斜角θは、ランス中心軸とノズル中心軸とのなす角を表す。
Ｅ＝ρ_g×Ｌ／１０００×（Ｄ／２０００）²×π×Ｖ² ・・・（１）
Ｒ＝（Ｅ・ｃｏｓθ／Ｈ）・・・（２）

ここで、指標Ｅは酸素ジェットと鋼浴との衝突界面における酸素ジェットの運動エネルギーを代表する指標であり、酸素ジェットが溶銑に衝突することにより生じる凹みを、高さＬ、直径Ｄの円柱とみなしたときに、凹み体積相当の質量の酸素ガスが速度Ｖで溶銑に衝突したときの運動エネルギーである。指標Ｅがある値を超えることによって、酸素ジェットと溶銑との衝突面が不安定領域に遷移してダスト発生機構が変化し、ダスト発生量が減少する。すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことにより、バブルバーストが発生する位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫の発生が大幅に抑制される。また、指標Ｅが大きくなるほどダストが減少する。そこで、本発明者らは調査により指標Ｅの閾値を明らかにした。指標Ｅの算出に関して、溶銑の凹み深さＬ、凹みの直径（火点径）Ｄ、ノズル出口（ノズル断面積が最小となる部位）における酸素ジェットの線流速Ｖ₀（ｍ／ｓ）および浴面における酸素ジェットの流速Ｖ、はそれぞれ以下の式（３）式〜（６）式を用いて算出した。
ｄＶ₀＝０．７３（Ｌ＋Ｈ）Ｌ^0.5 ・・・（３）
Ｄ＝２（Ｈ／ｃｏｓθ）×ｔａｎα ・・・（４）
Ｖ₀＝（Ｑ_O2／ｎ）／｛π（ｄ／２０００）² ｝・・・（５）
Ｖ＝Ｖ₀×ｄ／Ｄ・・・（６）

ここで、ｄはノズル断面積が最小となる部位の直径（ｍｍ）を表している。αは酸素ジェットの拡がり半角（deg）を表しており、実験的に計測では８°〜１２°と言われていることから本発明ではα≒１０°として計算する。Ｑ_O2は脱炭吹錬での送酸期間の１０〜９０％における送酸速度の平均値（Ｎｍ³／ｈｒ）を表し、ｎはランスのノズルの孔数を表している。なお、ランス高さＨは、吹錬前の溶銑の浴面の高さを０として、送酸期間の１０〜９０％で上下するランスの高さの平均値を表している。

一方、指標Ｒは指標Ｅと、ランス先端と地金発生源である火点との距離との比を表している。酸素ジェットが溶銑に衝突したとき時の運動エネルギーである指標Ｅが地金の飛散距離と比例していると考えると、指標Ｅが小さいほどランス先端へ地金が衝突する頻度が低減する。すなわち、指標Ｅを大きくしつつ指標Ｒを小さく保つことにより、地金が付着することによるランス交換頻度を抑えつつダストを低減することができる。

このように、指標Ｅは衝突界面における酸素ジェットの運動エネルギーを表すため、指標Ｅを増加させるほどランスへの地金付着が顕著となり、操業性が悪化してしまうことも調査の過程で知見した。本発明者は、指標Ｅが地金の飛散距離を代表していると考え、指標Ｅとランス−火点間の距離との比を表す指標Ｒを小さくすることにより地金の付着を抑制可能であることを知見し、操業性を悪化させない指標Ｒの好適な範囲を明確にした。すなわち、Ｅ＞１５０００の範囲で指標Ｅを極力大きくしつつ、Ｒ＜６．５を満足するよう上吹き条件を調整することにより安定的に操業可能なレベルでダスト低減効果を享受できるという考えに至った。

上記から本発明を以下のように纏めることができる。
（１）上吹きランスを用いて溶銑に酸素ガスを吹きつけて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法であって、前記上吹きランスは当該上吹きランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で配置された３孔以上のノズルを有し、以下の（１）式〜（６）式でそれぞれ定義される指標Ｅおよび指標Ｒが、各々以下の（７）式および（８）式の条件を満たすように吹錬を行うことを特徴とする溶銑の精錬方法。
Ｅ＝ρ_g×Ｌ／１０００×（Ｄ／２０００）²×π×Ｖ² ・・・（１）
Ｒ＝（Ｅ・ｃｏｓθ／Ｈ）・・・（２）
ｄＶ₀＝０．７３（Ｌ＋Ｈ）Ｌ^0.5 ・・・（３）
Ｄ＝２（Ｈ／ｃｏｓθ）×ｔａｎα ・・・（４）
Ｖ₀＝（Ｑ_O2／ｎ）／｛π（ｄ／２０００）² ｝・・・（５）
Ｖ＝Ｖ₀×ｄ／Ｄ・・・（６）
Ｅ＞１５０００・・・（７）
Ｒ＜６．５・・・（８）
ここで、ρ_gはガス密度（ｋｇ／ｍ³）を表し、Ｌは上吹きによる前記溶銑の凹み深さ（ｍｍ）を表す。Ｈは、吹錬前の前記溶銑の浴面の高さを０として、吹錬での送酸期間の１０〜９０％で上下するランスの高さの平均値（ｍｍ）を表し、θはノズル傾斜角（deg）を表す。Ｄは火点径（ｍｍ）を表し、αは酸素ジェットの拡がり半角（deg）を表す。Ｑ_O2は吹錬での送酸期間の１０〜９０％における送酸速度の平均値（Ｎｍ³／ｓ）を表し、ｎは上吹きランスのノズルの孔数を表す。ｄはノズル断面積が最小となる部位の直径（ｍｍ）を表し、Ｖ₀はノズル断面積が最小となる部位における酸素ガスの線流速（ｍ／ｓ）を表す。また、Ｖは浴面における酸素ガスの流速（ｍ／ｓ）を表す。

本発明によれば、脱炭吹錬におけるダストの発生量を抑えるととともに、ランス交換の頻度を抑えて安定的に脱炭吹錬を行うことができる。

指標Ｅとダスト指数との関係を示す図である。指標Ｒとランス寿命指数との関係を示す図である。指標Ｅと指標Ｒとの関係を示す図である。

以下、本発明を実施するための形態を、添付図面を参照しながら説明する。

本発明の溶銑の精錬方法では、上吹きランス（以下、ランス）を用いて溶銑に酸素ジェットを吹きつけて脱炭吹錬を行う。このとき、ランスは、ランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で３孔以上のノズルを有しているものを用いる。ノズルが１または２孔の場合は、酸素流量が多くなると火点面積の調整が困難になるからである。したがって、以下、ランスに３孔以上のノズルを有していることを前提に説明する。

本発明者らは、３００ｔ規模の転炉で行う脱炭吹錬において、上吹き酸素流量（送酸速度Ｑ_O2）、ランス形状およびランス−湯面間距離（ランス高さＨ）を変更したときの指標Ｅとダスト発生量（ダスト指数）との関係、および指標Ｒと地金付着量（ランス寿命指数）との関係を調査した。

まず、組成が質量％でＣ：４．２％、Ｓｉ：０．４％、Ｍｎ：０．２％、Ｐ：０．１％、Ｓ：０．００１％を含有する溶銑を転炉に装入し、上吹き酸素流量を４．０〜６．０Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔ、底吹きＡｒ流量を０．２５Ｎｍ³／ｍｉｎ／ｔとしてＣ：０．３％以下となるまで吹錬を行い、吹錬中のダスト発生量を調査した。ランスには多孔ラバールランスを用い、底吹き羽口数は４とした。そして、ランス−湯面間距離（ランス高さＨ）を１８００〜４０００ｍｍの範囲で制御した。

なお、本発明に係る指標Ｅおよび指標Ｒの計算において、ガス密度ρ_gは１．４２９ｋｇ／ｍ³とし、ランス高さＨおよび送酸速度Ｑ_O2の数値は、各吹錬での送酸期間の１０〜９０％における平均値を用いた。

ここで、ダストとは、転炉排ガス中に含まれる鉄粒子を指し、発生量原単位１０〜３０ｋｇ／ｓｔｅｅｌ−ｔと一般に言われている。ダストは酸素ジェットの溶銑への衝突や脱炭反応による飛散する粒鉄および火点から蒸発するさらに微細な粒鉄が起源と言われている。そこで、以下の説明においては、集塵水中のダスト濃度を測定し、基準となる条件での集塵水中のダスト濃度を１として規格化した値をダスト指数と定義する。つまり、ダスト指数が小さいほど低ダストであることを示す。

また、転炉のランスは通常、使用チャージ数２５０〜３５０程度で耐用限界を迎えるが、地金の衝突、付着、剥離等による損耗が大きい場合は少ないチャージ数で耐用限界を迎える。例えば、上吹き条件によってはランス先端へ地金が付着する量および頻度が増加すると、相対的にランスの損耗速度が高まり、ランス寿命は短くなる。そこで、以下の説明では、基準となる条件で使用したランスの使用チャージ数を１として規格化した値をランス寿命指数とした。つまり、ランス寿命指数が大きいほど長寿命であることを示す。

図１は、指標Ｅとダスト指数との関係を示す図であり、Ｅ＝５０００〜１００００でのダスト発生量の平均値をダスト指数＝１と基準値に定め、その基準値との対比を指数化したものである。ダストの生成起因は多様である上に、ダストロスおよびスピッティングによる粒鉄飛散ロスとは実操業では区別が難しいものなので、この調査ではそれらのロスを一括して「ダスト発生量」と名付けている。

図１に示したように、Ｅが１２０００を超える付近からダスト発生量が低下し始め、それが１５０００を超えるとダスト指数が０．８５以下と急激にダスト発生量が低下することが確認できた。これは酸素ジェットが溶銑に衝突する界面が不安定領域に遷移し、ダスト発生機構が変化してダスト発生量が減少したものと考えられる。すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことにより、バブルバーストの発生位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫発生が大幅に抑制されたためと考えられる。

Ｅ＞１２０００の領域では、指標Ｅが増加するほどダスト発生量が低下した。また、Ｅ≦１００００では、指標Ｅを増加させてもダストの低減効果はほとんどなかった。これはＥ≦１００００では、酸素ジェットが溶銑に衝突する界面が安定していて、火点近傍でダストが大量に発生したためと考えられる。以上から、転炉ダストを大幅に低減させる条件は、Ｅ＞１２０００の領域で指標Ｅを増加させることであると明確化することができた。指標Ｅの上限値は特に限定されないが、指標Ｅが高すぎてもそれに見合ったダスト発生量の低減効果が見込めないため、Ｅ≦２５０００であることが望ましい。

このように指標Ｅを増加させ、Ｅ＞１５０００の領域まで増加させることによって、指標Ｅを増加させるほど急激にダストが減少することが判明した。しかし、指標Ｅを単に増加させるとランス寿命が短命化することが発覚した。一方、指標Ｅが一定の場合はランス先端と火点との距離を大きくすることによりランスが長寿命化することを知見した。そして、本発明者は更なる調査を行い、指標Ｅとランス先端中心と火点（酸素ジェットによる溶銑の衝突位置）との距離との比（指標Ｒ）を増加させることにより、ランスへの地金付着が抑制されて安定して操業できることを知見した。この調査では、指標Ｅを５０００〜２２０００、ノズル孔数ｎを３〜６個、ノズル傾斜角θを１０〜３０°とした。そして、指標Ｒを所定範囲とすることによって、指標Ｅの増加によるダスト低減効果を享受しつつ、ランスへの地金付着を抑制してランスの寿命低下を抑制できることを見出した。

本発明者らは、指標Ｅが高まるほどランス寿命が低下したことから、酸素ジェットの慣性力の増加に伴って地金の飛散距離が増大しためと推定した。一方、指標Ｅが同じであってもノズル傾斜角θが大きいときにはランス寿命が低下しなかった。これは、火点直上ほど地金の飛散が顕著で、ノズル傾斜角θによって酸素ジェットが向かう方向に角度を付け、ランスが火点直上から離れたことによって地金の付着量が減少したためと考えられる。

したがって本発明者らは、ランス高さＨおよびノズル傾斜角θを調整することにより地金の付着を抑制できることを着想し、ランス先端中心と火点との距離（ランス高さＨ）とＥｃｏｓθとの比（指標Ｒ）とランス寿命との関係を調査したところ、Ｒ＜６．５とすることによりランス寿命を低下させずに指標Ｅを増加させることができることが判明した。指標Ｒとランス寿命指数との関係を図２に示す。ここで、ランス寿命指数は、基準となる上吹き条件で吹錬したときのランス寿命（吹錬回数）を１としたときの規格化した値である。

図２に示すように、Ｒ≧６．５ではランス寿命指数が急激に悪化することが分かった。なお、指標Ｒの下限値は特に限定されないが、Ｅ＞１５０００という条件から自ずと限界がある。指標Ｒが低すぎてもそれに見合ったランス寿命低減効果が見込めず、むしろ酸素ジェットが炉壁に近づくことにより耐火物が損耗する可能性が高いため、現実的にはＲ≧３．０程度であることが望ましい。

以上のことから、指標Ｅの増加によるダスト低減効果を享受しつつ、安定して操業を行うためには、指標Ｅおよび指標Ｒを、それぞれＥ＞１５０００、Ｒ＜６．５とする必要があることが分かった。

ランスにおけるノズルの孔数は３〜１０まで調査したが、満足する範囲で吹錬を行えば操業性に影響は見られなかった。本発明では、ノズルの孔数を３つ以上としているが、ランスの外径が同じ場合、孔数が多くなるほど冷却水流路の確保が困難となるため、１０孔程度までが多孔化の限度と考えられる。

ノズル傾斜角θは６〜３０°の範囲で変更して調査を行ったが、耐火物の損耗挙動に大きな影響を与えなかった。ただし、通常操業で一般的となっている吹錬初期にソフトブロー条件とするといった操作を実施することを考えるとノズル傾斜角θを広角化する際の限度は３０°程度と考えられる。

次に、本発明を実施例に基づいて更に説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。

本発明の効果を確認するために、３００ｔ規模の転炉を用いて実験を行った。その際、主原料として質量％でＣ：４．４〜６．５％、Ｓｉ：０．２〜０．５％、Ｍｎ：０．２〜０．４％、Ｐ：０．１００〜０．１２０％を含有する溶銑を約２６０ｔと、スクラップを約２０ｔとを転炉に装入し、上吹き酸素流量を溶銑１ｔ当たり４．０Ｎｍ³／ｍｉｎに設定し、底吹きＣＯ₂流量を０．１５Ｎｍ³／ｍｉｎに設定し、吹錬を行った。実験では、ランスの形状および吹錬条件を変更して吹錬を行い、質量％でＣ：０．０５〜０．１％、Ｓｉ≦０．０１％、Ｍｎ：０．１〜０．２％、Ｐ：０．０１５〜０．０２５％の溶鋼を製造し、ダスト発生量とランスに付着した地金の重量とを調査した。ここで調査したダスト発生量も、スピッティングによる鉄歩留まりロスを含めたものである。ランス−湯面間距離（ランス高さＨ）は、吹錬前の溶銑の浴面の高さを０として、吹錬期の１０〜９０％で変化する平均のランス−湯面間距離とした。表１に実施例および比較例の操業条件と、そのときのダスト指数およびランス寿命指数とを示す。表１において、ノズル断面積が最小となる部位の直径をスロート径と記載している。

ダスト指数およびランス寿命指数は、２５０〜３５０ｃｈ使用したときの平均値であり、比較例１を１として、規格化した値を示した。ダスト指数０．９以下かつランス地金付着指数１．０以上であった場合を○、そうでなかった場合を×とした。上吹きランスは３〜６孔のノズルを有し、ノズル傾斜角θが１０〜２５°の多孔ラバールランスとし、ランス−湯面間距離（ランス高さＨ）を２０００〜４０００ｍｍの範囲で制御した。本発明例である実施例、および比較例について、指標Ｅと指標Ｒの関係を図３に示す。なお、比較例１〜３は、従来の操業に相当する指標Ｅ、指標Ｒとなるよう調整した条件である。

実施例１〜５は、いずれもＥ＞１５０００、かつＲ＜６．５を満足しており、多少のばらつきはあるが、指標Ｅが大きいほどダスト指数は低下した。特に、Ｅ＞１９０００にすると、ダスト指数が０．８０未満にできることが確認できた。これは酸素ジェットが溶銑に衝突する界面が不安定領域に遷移し、ダスト発生機構が変化してダスト発生量が減少したためであり、すなわち、酸素ジェットが気液衝突界面に深く潜り込むことで、バブルバースト発生位置が溶銑深くに押し込まれ、脱炭反応時の飛沫発生が大幅に抑制されたためと考えられる。また、ランス寿命指数も１．０１〜１．０３で安定しており、指標Ｅを高位にした場合でも寿命低下は全く見られなかった。これは酸素ジェットの慣性力による地金飛散を抑制するのに十分な指標Ｒとしたためである。

一方、比較例１ではノズルが５孔でランス傾斜角θ＝１５°のランスを用い、ランス高さＨは３０００ｍｍとしており、指標Ｅは５２９４で指標Ｒは１．７０であった。また、比較例２では、ノズルが６孔でノズル傾斜角θ＝１８°のランスを用い、ランス高さＨは２０００ｍｍとしており、指標Ｅは８８５６で指標Ｒは４．２１であった。

比較例２のダスト指数は１．０１で、ランス寿命指数は１．０１であった。比較例２は指標Ｒの値が小さいためランス寿命指数は十分高く操業性には問題ないものの、５２９４から８８５６へ指標Ｅを比較例１よりも大きくしてもダスト指数はほとんど変わらなかった。これは酸素ジェットが溶銑に衝突する界面が安定しており、火点近傍でダストが大量に発生したためと考えられる。

また、比較例３は、ノズルが４孔でノズル傾斜角θ＝１０°のランスを用い、ランス高さＨは２７００ｍｍとしており、指標Ｅは１９６５２で指標Ｒは７．１７であった。比較例３のダスト指数は０．７で、ランス寿命指数は０．８５であった。このようにＥ＞１５０００の領域まで指標Ｅを増加させたため、ダスト指数は大きく減少したが、ランス寿命指数は低下し、操業性は大きく悪化した。これはランス先端−火点間距離が小さかったことから、酸素ジェットの慣性力により地金の飛散が増加したためである。

以上より、ノズルの孔数、ノズル傾斜角、ランス−湯面間距離といった諸条件が異なる場合においても、指標ＥおよびＲを所定の範囲内で制御することができればダスト発生量を削減しつつ、ランスの寿命低下を抑制できることが確認できた。以上の検討により本発明の効果を十分享受可能な指標Ｅおよび指標Ｒの範囲は、それぞれＥ＞１５０００、Ｒ＜６．５であることが確認できた。特に指標Ｅの条件は、Ｅ＞１９０００であることがさらに好ましいといえる。

本発明によれば、製鋼用転炉にて溶銑浴面に精錬用ガスを吹き付ける精錬プロセスにおいて、操業性を悪化させることなくダストによる鉄分ロスを大幅に低減することができる。これにより、精錬歩留まりの向上が達成され、生産性を向上することができるため、工業的価値が大きいといえる。

Claims

上吹きランスを用いて溶銑に酸素ガスを吹きつけて脱炭吹錬を行う溶銑の精錬方法であって、前記上吹きランスは当該上吹きランスの中心軸を中心とする同一円周上に等間隔で配置された３孔以上のノズルを有し、以下の（１）式〜（６）式でそれぞれ定義される指標Ｅおよび指標Ｒが、各々以下の（７）式および（８）式の条件を満たすように吹錬を行うことを特徴とする溶銑の精錬方法。
Ｅ＝ρ_g×Ｌ／１０００×（Ｄ／２０００）²×π×Ｖ² ・・・（１）
Ｒ＝（Ｅ・ｃｏｓθ／Ｈ）・・・（２）
ｄＶ₀＝０．７３（Ｌ＋Ｈ）Ｌ^0.5 ・・・（３）
Ｄ＝２（Ｈ／ｃｏｓθ）×ｔａｎα ・・・（４）
Ｖ₀＝（Ｑ_O2／ｎ）／｛π（ｄ／２０００）² ｝・・・（５）
Ｖ＝Ｖ₀×ｄ／Ｄ・・・（６）
Ｅ＞１５０００・・・（７）
Ｒ＜６．５・・・（８）
ここで、ρ_gはガス密度（ｋｇ／ｍ³）を表し、Ｌは上吹きによる凹み深さ（ｍｍ）を表す。Ｈは、吹錬前の前記溶銑の浴面の高さを０として、吹錬での送酸期間の１０〜９０％で上下するランスの高さの平均値（ｍｍ）を表し、θはノズル傾斜角（deg）を表す。Ｄは火点径（ｍｍ）を表し、αは酸素ジェットの拡がり半角（deg）を表す。Ｑ_O2は吹錬での送酸期間の１０〜９０％における送酸速度の平均値（Ｎｍ³／ｓ）を表し、ｎは上吹きランスのノズルの孔数を表す。ｄはノズル断面積が最小となる部位の直径（ｍｍ）を表し、Ｖ₀はノズル断面積が最小となる部位における酸素ガスの線流速（ｍ／ｓ）を表す。また、Ｖは浴面における酸素ガスの流速を表す。