JP6790952B2 - 転炉炉底耐火物の内張り方法 - Google Patents

Description

本発明は、底吹き羽口を有する転炉の炉底部に耐火物を内張りする方法に関する。

底吹き羽口を有する転炉の炉底耐火物は以下の要因によって損耗する。
・底吹き羽口近傍の溶湯流動による耐火物の摩耗
溶湯の脱炭を促進するため、炉底部に設けた羽口から溶湯内に撹拌用ガスを吹き込み、溶湯の撹拌が行われる。溶湯流動によって羽口近傍の耐火物が摩耗し、羽口を中心として擂り鉢状に損耗が進行する。
・装入スクラップによる耐火物の衝撃損耗
転炉操業では鉄源としてスクラップを使用しており、専用のシューターを用いて吹錬前に転炉内に装入している。スクラップは重いもので１ｔｏｎもの重量があり、装入時にスクラップが炉壁や炉底部に衝突することで耐火物の損耗が進行する。

底吹き羽口を有する転炉では、羽口を中心とする損耗が進むと共に、スクラップの衝撃を受ける炉底部位において局部損耗が進行する。特に、羽口の損耗とスクラップによる衝撃損耗が同時に進行するスクラップ衝突側炉底部の損耗が著しく、炉寿命のネックとなっている。

上記課題に関連して、特許文献１では、溶鋼容器の内張りとして使用される耐酸化性、熱間強度に優れた耐火物として、重量割合で炭素３〜４０％、残部がマグネシア質原料を主材とした配合物１００％に対し、Ｍｇ_２Ｓｉを０．１〜１０％添加することを特徴とするマグネシア−炭素質れんがの発明が開示されている。
また、特許文献２では、弾性率が室温で１５ＧＰａ未満のＭｇＯ−Ｃ系レンガと弾性率が室温で１５ＧＰａ以上のＭｇＯ−Ｃ系レンガとの境界位置を、二重管羽口の外周から５００〜６００ｍｍとする炉底れんが積み構造の発明が開示されている。特許文献２によれば、これにより、羽口周辺とそれ以外の部分との損耗のバランスが良くなり、全体での寿命が向上するとしている。

特開平７−２５６６０号公報 特開２００４−２８５４４１号公報

スクラップが装入される側の炉壁は、スクラップによる衝撃損耗を抑制するため、熱間強度の高い耐火物（１４００℃における熱間強度≧２０ＭＰａ）が使用される場合がある。
炉底部も高強度化によりスクラップによる衝撃損耗の抑制が可能と考えられ、底吹き羽口を有する転炉の炉底部のスクラップ衝突部位の耐火物を高強度化したところ、強度の高い耐火物の熱膨張によって羽口に応力集中が生じ、羽口の損耗が増大するという新たな課題が判明した。

なお、炉底部全面に高強度耐火物を内張りすれば、羽口への応力集中を防止できると考えられるが、高強度耐火物の熱膨張に伴って炉壁に横力が作用し、炉底との境界付近の炉壁耐火物が損傷するおそれがある。また、高強度耐火物は通常耐火物に比べて高コストであるという問題もある。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、底吹き羽口を有する転炉において、羽口への応力集中を生じさせることなく、スクラップの衝撃による耐火物の損耗を抑制することが可能な転炉炉底耐火物の内張り方法を提供することを目的とする。

上記目的を達成するため、本発明は、線熱膨張係数が１．２５×１０^−５／Ｋ以下の耐火物を内張りした炉底の一部に、１４００℃での熱間曲げ強度が１０ＭＰａ以上の高強度耐火物を内張りする範囲を設ける、底吹き羽口を有する転炉の炉底耐火物の内張り方法であって、
少なくとも装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に前記高強度耐火物を内張りし、
さらに、前記装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に内張りされた高強度耐火物の内張り範囲の中心と羽口の中心とを結ぶ直線上において、スクラップ衝突側炉底部に内張りされる耐火物から前記羽口が受ける熱応力をσ_１、前記羽口を挟んで前記スクラップ衝突側炉底部の反対側に内張りされる耐火物から前記羽口が受ける熱応力をσ_２、前記羽口に内張りされる耐火物の熱間曲げ強度をｓとすると、
σ_１−σ_２＜ｓを満足するように、前記各耐火物の物性値と内張り範囲を決定することを特徴としている。

炉底部に内張りする耐火物の線熱膨張係数が大きすぎると、前述したように、炉壁耐火物が損傷するおそれがある。そのため、本発明では、線熱膨張係数が１．２５×１０^−５／Ｋ以下の耐火物（以下、「通常耐火物」と呼ぶ。）を炉底部に内張りする。また、１４００℃での熱間曲げ強度が１０ＭＰａ未満であると、装入スクラップの衝突による炉底耐火物の損傷を抑制できないため、少なくとも装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に、１４００℃での熱間曲げ強度が１０ＭＰａ以上の高強度耐火物を内張りする。

しかし、高強度耐火物は通常耐火物に比べて線熱膨張係数が大きいため、スクラップ衝突側炉底部に内張りされる耐火物の熱膨張量と、羽口を挟んでスクラップ衝突側炉底部の反対側に内張りされる耐火物の熱膨張量との差に起因する曲げ変形が羽口に発生する。
そこで、本発明では、羽口に作用する熱応力（σ_１−σ_２）が羽口耐火物の熱間曲げ強度ｓ未満となるように各耐火物の物性値と内張り範囲を決定する。

本発明に係る転炉炉底耐火物の内張り方法では、少なくとも装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に高強度耐火物を内張りすると共に、羽口に作用する熱応力が羽口耐火物の熱間曲げ強度未満となるように各耐火物の物性値と内張り範囲を決定するので、羽口への応力集中を生じさせることなく、スクラップの衝撃による耐火物の損耗を抑制することができる。

上底吹き式転炉（底吹き羽口を有する転炉の一例）の模式図である。 本発明の一実施の形態に係る転炉炉底耐火物の内張り方法を適用する転炉炉底部の平面図である。 羽口周辺の縦断面図である。 耐火物の熱膨張によって生じる羽口の変形を示した模式図である。 ♯１羽口に作用する熱応力を算出する方法を説明するための模式図である。 （Ａ）はパターン−１における炉底部、（Ｂ）はパターン−２における炉底部、（Ｃ）はパターン−３における炉底部の各平面図である。

続いて、添付した図面を参照しつつ、本発明を具体化した実施の形態について説明し、本発明の理解に供する。

底吹き羽口を有する転炉の一例として、図１に上底吹き式転炉の模式図を示す。
上底吹き式転炉は、溶鉄１７を貯留する転炉１１と、炉口１１ａから転炉１１内に挿入され、先端部から溶鉄１７に向けて酸素ガスを吹き付ける上吹きランス１２と、転炉１１の炉底部１４に設けられ、溶鉄１７に撹拌用ガスを吹き込む羽口１３とを備えている。撹拌用ガスには、アルゴン、窒素、酸素、二酸化炭素などが使用される。

転炉１１の炉壁１５上部には、溶鉄１７を排出するための出鋼口１６が形成されている。出鋼口１６が形成されている炉壁１５と対向する炉壁１５は、スクラップが装入される装入壁とされている。本明細書では、便宜上、装入壁側を「装入側」、出鋼口１６が形成されている炉壁１５側を「出鋼側」と呼ぶ。

転炉操業では、転炉１１を傾動して炉内にスクラップを装入した後、溶鉄１７を装入する。次いで、転炉１１を直立させ、炉口１１ａから上吹きランス１２を挿入し、溶鉄１７に向けて酸素ガスを吹き付けると同時に、炉底部１４の羽口１３から撹拌用ガスを吹き込み、溶鉄１７を撹拌しつつ吹錬を行う。
吹錬中に石灰系の造滓材を溶鉄１７に添加することにより、炉内で生成した酸化物が造滓材と溶融してスラグ１８が生成する。溶鉄１７中のりんは、スラグ１８中の酸化鉄と反応してＣａＯを含むスラグ１８に吸収される。

上記構成を有する転炉１１の炉底部１４に耐火物を内張りする方法について説明する。
炉底部１４の平面図を図２に示す。本実施の形態では、羽口１３の数は♯１〜♯４の４つとされ、装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位は♯２羽口の装入側炉底部とされている。
なお、装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位は、転炉のサイズによっては装入側炉底部になるとは限らない。そのため、以下の説明では、便宜上、装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位をスクラップ衝突側炉底部２１、羽口１３を挟んでスクラップ衝突側炉底部２１の反対側をスクラップ非衝突側炉底部２２と呼ぶ。

スクラップ衝突側炉底部２１を除く一般炉低部２０には、線熱膨張係数が１．２５×１０^−５／Ｋ以下である通常耐火物２３が内張りされている。スクラップ衝突側炉底部２１には、１４００℃での熱間曲げ強度が１０ＭＰａ以上である高強度耐火物２４が内張りされている。本実施の形態では、♯２羽口を挟んでスクラップ衝突側炉底部２１の反対側のスクラップ非衝突側炉底部２２にも高強度耐火物２４が内張りされている。

図３は、羽口１３周辺の縦断面を示したものである。炉底部１４は、外殻を構成する鉄皮２６と、鉄皮２６の内面に接して設置されるパーマ耐火物３１と、パーマ耐火物３１の内側に設置され、稼働面を構成するウェア耐火物３２とから概略構成されている。上述した通常耐火物２３及び高強度耐火物２４はウェア耐火物３２である。

羽口１３は、図３に示すように、鉄皮２６から炉内に向かって上方に延びる複数の吹込みガス配管２８と、吹込みガス配管２８を被覆する羽口耐火物２９と、撹拌用ガスを炉外から吹込みガス配管２８へ供給するガス導入管２７とを有している。各吹込みガス配管２８の基端部は鉄皮２６の内面に固定されている。

図４は、通常耐火物２３及び高強度耐火物２４の熱膨張によって生じる羽口１３の変形を模式的に示したものである。通常耐火物２３及び高強度耐火物２４が熱膨張することによって、羽口１３は、高強度耐火物２４から熱応力σ_１を、通常耐火物２３から熱応力σ_２を受ける。高強度耐火物２４は通常耐火物２３に比べて線熱膨張係数が大きいため、熱応力σ_１は熱応力σ_２より大きくなる。
耐火物は圧縮力には強いが、引張力には弱い特性を有しているため、熱応力σ_１、σ_２によって羽口１３が圧壊することはないが、羽口１３の基端部が鉄皮２６に固定されているため、図４に示すように、熱応力（σ_１−σ_２）によって羽口１３は曲げ変形する。熱応力（σ_１−σ_２）が羽口耐火物２９の熱間曲げ強度ｓを超えると羽口１３は折損する。

本発明では、σ_１−σ_２＜ｓを満足するように、通常耐火物２３及び高強度耐火物２４の物性値と内張り範囲を決定する。
羽口１３を折損なく稼働させるためには、スクラップ衝突側炉底部２１の範囲を小さくしたり、スクラップ非衝突側炉底部２２にも高強度耐火物２４を配置したりするなどの対策が必要となる。

本実施の形態の場合、熱応力は（１）式及び（２）式によって算出することができる。

ここで、
σ_１：スクラップ衝突側炉底部２１の耐火物が羽口１３に及ぼす熱応力（Ｐａ）
σ_２：スクラップ非衝突側炉底部２２の耐火物が羽口１３に及ぼす熱応力（Ｐａ）
α_Ａ：高強度耐火物２４の線熱膨張係数（１／Ｋ）
α_Ｂ：通常耐火物２３の線熱膨張係数（１／Ｋ）
Ｅ：羽口１３に直接接している耐火物の弾性率（Ｐａ）であり、高強度耐火物２４が羽口１３に接していれば高強度耐火物２４の弾性率Ｅ_Ａ、通常耐火物２３が羽口１３に接していれば通常耐火物２３の弾性率Ｅ_Ｂとなる。
ΔＴ：稼働時稼働面と常温の温度差（Ｋ）＝１４００℃

Ｌ_１：スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の中心と羽口１３の中心とを結ぶ直線２５上における、スクラップ衝突側炉底部２１に面する羽口１３端から装入側炉底端までの距離（ｍ）
Ｌ_２：スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の中心と羽口１３の中心とを結ぶ直線２５上における、スクラップ非衝突側炉底部２２に面する羽口１３端から出鋼側炉底端までの距離（ｍ）
ｘ_１：スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の中心と羽口１３の中心とを結ぶ直線２５上において、スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされている高強度耐火物２４の長さ（ｍ）
ｘ_２：スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の中心と羽口１３の中心とを結ぶ直線２５上において、スクラップ非衝突側炉底部２２に内張りされている高強度耐火物２４の長さ（ｍ）。なお、スクラップ非衝突側炉底部２２に高強度耐火物２４を内張りしない場合は、ｘ_２はゼロとなる。

図２中のＬ_１、Ｌ_２、ｘ_１、ｘ_２は、♯２羽口に作用する熱応力σ_１、σ_２を算出する際のＬ_１、Ｌ_２、ｘ_１、ｘ_２を示している。また、図２の例における弾性率Ｅは、高強度耐火物２４の弾性率Ｅ_Ａとなる。

以上のように、（１）式および（２）式によってσ_１、σ_２を算出し、σ_１−σ_２＜ｓを満足するかどうかを評価し、満足しない場合は満足するように高強度耐火物２４の内張り範囲を変更する等の対応を採る。

次に、♯２羽口以外の羽口１３に作用する熱応力σ_１、σ_２の算出方法について、♯１羽口を例に採り、図５を用いて説明する。
スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の中心と♯１羽口の中心とを結ぶ直線２５を引く。
Ｌ_１は、図５中の直線２５上において、スクラップ衝突側炉底部２１に面する♯１羽口端からスクラップ衝突側炉底部２１側の炉底端までの距離となり、Ｌ_２は、図５中の直線２５上において、スクラップ非衝突側炉底部２２に面する♯１羽口端からスクラップ非衝突側炉底部２２側の炉底端までの距離となる。
また、ｘ_１は、図５中の直線２５上において、スクラップ衝突側炉底部２１に内張りされた高強度耐火物２４の長さである。スクラップ非衝突側炉底部２２には高強度耐火物２４が内張りされていないので、ｘ_２はゼロとなる。

本例では、♯１羽口に通常耐火物２３のみ接しているので、前述した（１）式及び（２）式における弾性率Ｅは、通常耐火物２３の弾性率Ｅ_Ｂとなる。

以上のように、♯１羽口に作用する熱応力σ_１、σ_２を算出して、♯２羽口の場合と同様にσ_１−σ_２＜ｓを満足するかどうかを評価し、満足しない場合は満足するように高強度耐火物２４の内張り範囲を変更する等の対応を採る。他の羽口についても同様に評価し、必要に応じて対応を採る。

以上、本発明の実施の形態について説明してきたが、本発明は何ら上記した実施の形態に記載の構成に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載されている事項の範囲内で考えられるその他の実施の形態や変形例も含むものである。

本発明の効果について検証するために実施した検証試験について説明する。
底吹き羽口を有する転炉として、内容量：３００ｍ^３、羽口数：４、羽口幅：４５０ｍｍのものを使用した。装入スクラップが衝突する炉底部位は、♯２羽口のスクラップ装入側である。また、炉底部の直径は６．５ｍ、＃２羽口とスクラップ衝突側炉底部の境界から装入側炉底端までの距離は２．８ｍ、＃２羽口とスクラップ非衝突側炉底部の境界から出鋼側炉底端までの距離は３．２ｍである。
炉底耐火物の厚さは１６８０ｍｍであり、残寸５００ｍｍを使用限界とした。

図６に示す３種類の耐火物内張りパターンについて検証試験を実施した。
パターン−１では、炉底部に高強度耐火物が内張りされていない（図６（Ａ）参照）。
パターン−２では、高強度耐火物がスクラップ衝突側炉底部に内張りされ、スクラップ衝突側炉底部を除く炉底部には通常耐火物が内張りされている（図６（Ｂ）参照）。高強度耐火物が内張りされているスクラップ衝突側炉底部の範囲は、幅０．４５ｍ×長さ２．８ｍとされている。
パターン−３では、高強度耐火物がスクラップ衝突側炉底部及びスクラップ非衝突側炉底部に内張りされ、スクラップ衝突側炉底部及びスクラップ非衝突側炉底部を除く炉底部には通常耐火物が内張りされている（図６（Ｃ）参照）。高強度耐火物が内張りされているスクラップ衝突側炉底部及びスクラップ非衝突側炉底部の範囲は、それぞれ幅０．４５ｍ×長さ１．４ｍとされている。

使用した各耐火物の物性値を表１に、検証試験結果を表２に示す。なお、表１における熱間曲げ強度は１４００℃における熱間曲げ強度、弾性率は１４００℃焼成後の弾性率である。また、表２の炉底限界寿命は耐火物の損耗速度から算出した。

検証試験より以下のことが判明した。
・パターン−１では、高強度耐火物を内張りしておらず、スクラップ衝突側炉底部の損耗速度が大きかった。
・パターン−２では、スクラップ衝突側炉底部に高強度耐火物を内張りしたのでスクラップ衝突側炉底部の損耗速度は軽減されたが、＃２羽口に生じる熱応力σ＝σ_１−σ_２が羽口耐火物の熱間曲げ強度を上回ったため、羽口の損耗速度が増大し、パターン−１に比べて炉底限界寿命が低下した。
・パターン−３では、スクラップ衝突側炉底部とスクラップ非衝突側炉底部を均等に高強度化したため、全ての羽口に生じる熱応力σ＝σ_１−σ_２が羽口耐火物の熱間曲げ強度未満となり、羽口の折損が生じなかった。その結果、炉底部全体の損耗速度が小さくなり、パターン−１に比べて炉底限界寿命が延びた。

１１：転炉、１１ａ：炉口、１２：上吹きランス、１３：羽口（底吹き羽口）、１４：炉底部、１５：炉壁、１６：出鋼口、１７：溶鉄、１８：スラグ、２０：一般炉底部、２１：スクラップ衝突側炉底部、２２：スクラップ非衝突側炉底部、２３：通常耐火物、２４：高強度耐火物、２５：直線、２６：鉄皮、２７：ガス導入管、２８：吹込みガス配管、２９：羽口耐火物、３１：パーマ耐火物、３２：ウェア耐火物

Claims (1)

1. 線熱膨張係数が１．２５×１０^−５／Ｋ以下の耐火物を内張りした炉底の一部に、１４００℃での熱間曲げ強度が１０ＭＰａ以上の高強度耐火物を内張りする範囲を設ける、底吹き羽口を有する転炉の炉底耐火物の内張り方法であって、
   少なくとも装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に前記高強度耐火物を内張りし、
   さらに、前記装入スクラップの衝突により損耗する炉底部位に内張りされた高強度耐火物の内張り範囲の中心と羽口の中心とを結ぶ直線上において、スクラップ衝突側炉底部に内張りされる耐火物から前記羽口が受ける熱応力をσ_１、前記羽口を挟んで前記スクラップ衝突側炉底部の反対側に内張りされる耐火物から前記羽口が受ける熱応力をσ_２、前記羽口に内張りされる耐火物の熱間曲げ強度をｓとすると、
   σ_１−σ_２＜ｓを満足するように、前記各耐火物の物性値と内張り範囲を決定することを特徴とする転炉炉底耐火物の内張り方法。

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