JP7410393B2 - 溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランス - Google Patents

Description

本発明は、二重管構造のランスを用いた溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランスに関する。

高炉から出銑される溶銑を効率的に鋼にするため、通常、転炉による脱炭精錬を行う前にＳｉやＳ、Ｐなどを取り除いている。これを溶銑予備処理という。
この溶銑予備処理により、転炉での精錬負荷を減少させることができ、転炉サイクルタイムの短縮や排出スラグ量の削減が図られる。
溶銑予備処理は、溶銑鍋やトーピードカー（混銑車）等の溶銑輸送容器内で行われ、その方法としては、例えば、図３に示すように、トーピードカー８０内の溶銑中へランス８１を浸漬させ、ランス８１の下部に設けられたノズルから、酸素ガス（気体酸素）や固酸（酸化鉄等の酸化物）、石灰石、生石灰などを、溶銑に直接供給することで行われることが多い。例えば、特許文献１には、二重管構造のランスの外管から窒素（キャリアガス）を用いて処理剤（固酸と石灰分）を、内管から酸素ガスを、溶銑中にそれぞれ旋回させながら吹込む方法が開示されている。

特許第２８５６５７６号公報

しかしながら、上記した方法で溶銑予備処理を行った場合、図３に示すように、ランス８１のノズル出口８２より上方約１５ｃｍの位置から上方約５０ｃｍの位置にかけて、ランス８１の側壁を構成する耐火物が局所的に著しく損耗し、これにより、ランス８１の寿命が短くなり、ランス８１の交換頻度が多くなってランニングコストの上昇を招いていた。

本発明はかかる事情に鑑みてなされたもので、従来よりも、ノズル出口上方の局所損耗を抑制することができ、ランスの長寿命化が図れる溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランスを提供することを目的とする。

本発明者らは、二重管構造のランスを用いた溶銑予備処理方法において、前記したノズル出口上方の局所損耗の発生原因を調査したところ、以下の知見が得られた。
局所損耗は、ランスより吹き込まれた固酸の浮上位置がランスに近いため、固酸と溶銑中のＣとの反応でＣＯガスが発生する際の衝撃がランスへ加わることで発生したと推察された。つまり、ノズルから吹き込まれる固酸の浮上位置をランスからできる限り遠ざけることで、固酸と溶銑中のＣとの反応でＣＯガスが発生する際の衝撃がランスへ与える影響を軽減でき、その結果、局所損耗を抑制でき、ランスの寿命を改善できる。
しかし、ノズル出口において固酸のキャリアガスの速度を増加させることは、固酸による圧損のため不可能だった。
そこで、本発明者らは、内管から吹込む酸素ガスに固酸を随伴させることで、固酸の浮上位置（反応位置）をランスから遠ざけ、上記影響を軽減することにより、ランスの局所損耗を抑制することを考えた。
本発明は、以上の知見をもとになされたものであり、その要旨は以下の通りである。

（１）：外管と、該外管内に配置される内管とを備えた二重管構造のランスを溶銑中に浸漬させ、該ランスの下部に設けられたノズルを介して固酸を含む粉体と酸素ガスを溶銑中に吹込む溶銑予備処理方法において、
前記内管出口の軸心を含む位置には、該内管内のガス流路の一部を塞ぐ構造物が設けられ、
前記外管からキャリアガスを用いて前記粉体を溶銑中に吹込むと共に、前記内管から酸素ガスを溶銑中に吹込む際に、前記内管の内管出口における酸素ガスの流速を音速で除したマッハ数が１．０より大きくなるように、酸素ガスの流速を調整することを特徴とする溶銑予備処理方法。

（２）：（１）記載の溶銑予備処理方法に使用する溶銑予備処理ランスであって、前記内管出口は円形であり、該内管出口に前記構造物を設けることにより、前記内管出口での前記内管の前記構造物が設けられた開口部の断面積Ｓと、該内管出口の内径ｄとの関係がｄ＞２×（Ｓ／π）^１／２を満たすことを特徴とする溶銑予備処理ランス。

本発明に係る溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランスは、内管出口における内管から吹込む酸素ガスの流速を調整してマッハ数を１．０より大きくするので、酸素ガスに固酸を随伴させることにより、固酸の浮上位置（反応位置）をランスから遠ざけることができる。
従って、従来よりも、ノズル出口上方の局所損耗を抑制でき、ランスの長寿命化が図れるため、例えば、ランニングコストの低減が図れて経済的である。

（Ａ）本発明の一実施の形態に係る溶銑予備処理方法の説明図、（Ｂ）は（Ａ）に使用した溶銑予備処理ランスのノズル出口の正面図である。 （Ａ）～（Ｃ）は変形例に係るノズル出口の正面図である。 従来例に係る溶銑予備処理方法の説明図である。

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き説明し、本発明の理解に供する。
図１（Ａ）、（Ｂ）に示すように、本発明の一実施の形態に係る溶銑予備処理方法は、溶銑予備処理ランス（以下、単にランスとも記載）１０を溶銑中に浸漬させ、ノズル１０ａを介して、固酸（酸化鉄等の酸化物（ＦｅＯやＦｅ_２Ｏ_３））、石灰石、生石灰等を含む粉体と酸素ガスを溶銑中に吹込む方法であり、従来よりも、ランス１０の下部側壁に設けられたノズル１０ａのノズル出口１１上方の局所損耗を抑制でき、ランス１０の長寿命化が図れるものである。

このランス１０は、外管１２と、この外管１２内に配置される内管１３とを備えた二重管構造となっており、溶銑中に浸漬させ、外管１２からキャリアガス（Ｎ_２）を用いて固酸を含む粉体を溶銑中に吹込み、内管１３から酸素ガス（Ｏ_２）を溶銑中に吹込んで、溶銑予備処理を行うものである。このランス１０の先部両側壁には、ランス１０の側方に向けて開口したノズル１０ａが設けられている（横吹きとなっている）。なお、ランス１０のノズル先端の吐出口（吹込み口）であるノズル出口１１は、外管１２の外管出口１４と内管１３の内管出口１５で構成されている。

まず、本発明の溶銑予備処理方法に想到した経緯について説明する。
図３に示すランス８１のノズル出口８２より上方約１５ｃｍの位置から上方約５０ｃｍの位置にかけての局所損耗について、実機観察や簡易計算、水モデルから考察した結果、局所損耗の発生原因は、ランス８１を用いて溶銑中に吹込まれた固酸の浮上位置がランス８１に近いためであると推察された。

即ち、固酸中のＦｅＯやＦｅ_２Ｏ_３が溶銑中のＣと反応して発生するＣＯガスによる、急膨張の衝撃又は急膨張により発生する溶銑の複雑かつ激しい流動の影響で、ランス８１の外壁を構成する耐火物の損耗が促進されると考えられる。
そこで、ノズル出口８２における固酸の噴出速度（ノズル出口８２の断面に対して垂直な方向の速度）を増加させることで、固酸の浮上位置（反応位置）をランス８１から遠ざけ、上記影響を軽減することにより、ランス８１の局所損耗を抑制することを考えた。

まず、外管で固酸を含む粉体を輸送するキャリアガスの外管出口の流速を増加させることを考えたが、粉体を含むガスの流量を増加させた場合、輸送時の圧損が大きくなりすぎるため、また、流速を増加させるために外管出口の開口面積を減少させる場合は粉体詰まりが懸念されるため、固酸（粉体）の流速を増加させることができなかった。
そこで、固酸のキャリアガスの流速を増加させるのではなく、内管から供給される酸素ガスの流速を増加させ、その酸素ガスに固酸を随伴させることにより固酸の浮上位置をランスから遠ざけることに想到した。

内管を流れる酸素ガスには、粉体が含まれておらず、圧損の増加が少ないため、比較的容易に内管出口の流速を増加させることができる。
そこで、内管のガス流速について検討した結果、内管出口での酸素ガスの流速を音速で除したマッハ数が１以下（Ｍ≦１）の場合、ガスの吹込み形態が不安定となり、吹込んだガスが内管出口（吹込み口）に戻されるバックアタックが頻発することがわかった。このバックアタックが頻発すると、固酸もノズル出口側に戻されるため、耐火物の損耗抑制効果が得られにくい。

そこで、ガスの吹込み形態が安定し、バックアタックの発生が生じにくくなるマッハ数が１超（Ｍ＞１）となるように、吹込みガスの流速を調整した。これにより、吹込んだ固酸が吹戻されることなくランスから遠ざかり、ランス寿命が改善した。
即ち、本発明者らが想到した溶銑予備処理方法においては、内管１３の内管出口１５における酸素ガスの流速（吹込み速度）を調整し、この酸素ガスの流速を音速で除したマッハ数を１．０より大きくする（好ましくは１．５以上、更に好ましくは２．０以上にする）。なお、気温１５℃、１気圧（１０１３ｈＰａ）の空気中（国際標準大気（ＩＳＡ）海面上気温）での音速は約３４０（ｍ／ｓ）であり、酸素ガスの流速は、標準状態にある場合での流量（Ｎｍ^３／ｈ）をノズル出口断面積で割って算出した流速として、マッハ数を計算する。

ここで、溶銑予備処理をトーピードカー（混銑車）で行う場合、内管１３からの酸素ガスの吹込み速度の上限は、トーピードカーの内側面を構成する耐火物の吹込みガスによる損耗促進が懸念されるため、この内側面に吹込みガスが到達しない速度とすべきである。この溶銑予備処理は、溶銑鍋等の溶銑輸送容器内でも行われるため、内管１３からの酸素ガスの吹込み速度の上限は、溶銑輸送容器の内側面（耐火物）に吹込みガスが到達しない速度とすべきである。

ランス１０からの横吹きガスの到達距離としては、例えば、「鉄と鋼 第６８年（１９８２）第１４号 甲斐幹、大河平和男、樋口満雄、平居正純著 コールドモデルによる底吹きガスの吹き抜け臨界条件の検討 ｐ．１００～１０６」に記載の横吹き時の気泡到達距離Ｌｓ（ｃｍ）を表す式（４）、即ち「Ｌｓ／Ｄ＝３．７（Ｆ´_ｒＤ）^１／３」が知られている。
なお、Ｄはノズル内径（ｃｍ）、Ｆ´_ｒＤは修正フルード数（Ｆ´_ｒＤ＝ρｇ／ρｌ×ｖ^２／（Ｄ×ｇ））であり、ρｇは気体密度（ｇ／ｃｍ^３）、ρｌは液体密度（ｇ／ｃｍ^３）、ｖは気体の流速（ｃｍ／ｓ）、ｇは重力加速度（ｃｍ／ｓ^２）、である。

上記した式より考えると、トーピードカーの内側面に到達しない吹込み速度は、到達距離（＝トーピードカーの内径と考える）とノズル内径の影響を受けるため、それぞれの場合によって、それらの条件を考慮し決める必要がある。
例えば、トーピードカーの内径が大きく、ノズル内径が小さいほど、吹込み速度の上限を大きくすることができるが、現実的なトーピードカーの内径とノズル内径で考えると、最大でもマッハ数は５未満（Ｍ＜５）程度となる。
また、内管から溶銑中に吹込まれる酸素ガスの流れは直進流であることが望ましい。これは、旋回流（前記した特許文献１）では固酸を随伴させにくいことによる。

上記したマッハ数がＭ＞１．０を達成するための溶銑予備処理ランス１０は、内管出口１５での内管１３の開口部１６の断面積Ｓと、内管１３の内径ｄとの関係が「ｄ＞２×（Ｓ／π）^１／２」を満たしていることが好ましい。なお、内管１３の内径ｄは、溶銑予備処理に使用するランスの内管の内径であれば、特に限定されるものではないが、例えば、１０ｍｍ以上４０ｍｍ以下程度である。
上記した内管１３の内径ｄとは、内管出口１５そのものの内径（即ち、内管出口１５における内管１３の内径）であり、内管出口１５での内管１３の開口部１６の断面積Ｓとは、例えば、内管出口１５に内管１３内のガス流路の面積を小さくするための構造物等が設けられた場合に形成される開口部（構造物によって塞がれていない部分）の断面積である。

ここで、内管出口に構造物がない場合、内管出口の内径ｄから算出される内管出口の断面積Ｓ´は「π×（ｄ／２）^２」となり、これを内径ｄについて整理すると「ｄ＝２×（Ｓ´／π）^１／２」となる。
つまり、上記した関係「ｄ＞２×（Ｓ／π）^１／２」は、内管出口１５の開口部１６の断面積Ｓが内管出口の内径ｄから算出される内管出口の断面積よりも小さいことを意味している。これにより、ノズル出口での外管と内管の境界（外管出口の開口部と内管出口の開口部との境界領域）を大きくすることができ、内管の酸素ガスにより外管の固酸を随伴させる効果を高めることができる。
このように、開口部の断面積を内管出口の内径から算出される断面積よりも小さくする構造としては、例えば、内管そのものの断面形状を変更した構造や、内管の内側面に突起等を設けた構造等があるが、図２（Ａ）～（Ｃ）に示すように、各内管１３ａ～１３ｃの内管出口１５ａ～１５ｃに、構造物１７～１９をそれぞれ設けた構造にすることが現実的である。

図２（Ａ）に示す構造物１７は、内管１３ａの軸心を中心として放射状に延びる４つの閉塞部１７ａが等角度（断面十字状）に配置され、この各閉塞部１７ａの幅を、内管１３ａの半径方向に渡って同一幅としたものである。このとき、隣り合う閉塞部１７ａの間に、酸素ガスが通過する開口部分１７ｂが形成される（４つの開口部分１７ｂの断面積の合計が、前記した開口部の断面積Ｓとなる）。
図２（Ｂ）に示す構造物１８は、内管１３ｂの軸心を中心として放射状に延びる４つの閉塞部１８ａが等角度（断面十字状）に配置され、この各閉塞部１８ａの幅を、内管１３ｂの軸心を中心として半径方向外側に向けて徐々に幅狭としたものである。このとき、隣り合う閉塞部１８ａの間に、酸素ガスが通過する開口部分１８ｂが形成される（４つの開口部分１８ｂの断面積の合計が、前記した開口部の断面積Ｓとなる）。

上記した図２（Ｂ）に示す構造物１８を、内管１３ｂの内管出口１５ｂに設けた場合、内管と外管の境界がより大きくなるため、内管出口１５ｂから吐出する酸素ガスによる外管１２内から吐出する固酸の流速を増加させる効果がより高められる。
なお、図２（Ａ）に示す構造物１７と図２（Ｂ）に示す構造物１８は、共に断面十字状となっているが、例えば、内管の軸心を中心として放射状に延びる３つ又は５つ以上の複数の閉塞部を等角度に配置した構成にすることもできる。また、内管の軸心方向における閉塞部の厚みを、酸素ガスの流れに沿って上流側（ノズルの基側）から下流側（ノズルの先側）にかけて徐々に厚くすることで、酸素ガスの流速をスムーズに増加させることもできる。

図２（Ｃ）に示す構造物１９は、内管１３ｃの内管出口１５ｃの軸心位置に設けられた断面円形の棒状のものである。このとき、内管１３ｃの内側面と構造物１９の外周面との間に、酸素ガスが通過する開口部１９ｂが形成される（なお、開口部１９ｂの半径方向の長さは、内管１３ｃの周方向に渡って同一であることが好ましい）。
この構造物１９の外径を、酸素ガスの流れに沿って上流側（ノズルの基側）から下流側（ノズルの先側）にかけて徐々に大きく（逆テーパー状に）することで、酸素ガスの流速をスムーズに増加させることもできる。

次に、本発明の作用効果を確認するために行った実施例について説明する。
まず、トーピードカーに収容された４００トンの溶銑中へランスを浸漬し、溶銑予備処理（脱Ｓｉ処理）を行った。
使用したランスは二重管構造のランスであり、表１に示すように、参考例１と比較例が内管に構造物を設けていないランス、実施例２が図２（Ａ）に示す十字構造物を設けたランス、実施例３が図２（Ｂ）に示す十字構造物を設けたランスである。
いずれの例も外管から窒素ガスを用いて固酸を、内管から酸素ガスを吹き込んだ。固酸の吹き込み量は４００ｋｇ／ｍｉｎ、酸素ガスの吹き込み量は２０Ｎｍ^３／ｍｉｎとし、内管出口のガス流速のマッハ数Ｍが表１に示す値となるように、ランスの内管出口の内径や十字構造物のサイズを調整した。なお、外管出口の固酸を含む窒素ガスの流速のマッハ数Ｍは０．３とした。
以上の条件で、処理前の溶銑のＳｉ濃度０．５質量％を処理後０．３５質量％とする溶銑予備処理を、それぞれのランスで５本ずつ行い、１本当たりのランス寿命（処理回数）を比較した。ランス寿命は、予備処理後にランスを調査し、ノズル上方約１５ｃｍの位置から上方約５０ｃｍの位置における最も耐火物損耗が激しい部分の損耗量が７０ｍｍに達している場合に寿命と判断した。

表１に結果を示す。比較例ではランス寿命の平均が２２回であったのに対し、参考例１、実施例２、３ではランス寿命が３０回以上であった。
このように、参考例１、実施例２、３は比較例と比較して、ランスの寿命を長くできた。
従って、本発明の溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランスを用いることにより、従来よりも、ノズル出口上方の局所損耗を抑制でき、ランスの長寿命化が図れることを確認できた。

以上、本発明を、実施の形態を参照して説明してきたが、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。例えば、前記したそれぞれの実施の形態や変形例の一部又は全部を組合せて本発明の溶銑予備処理方法及び溶銑予備処理ランスを構成する場合も本発明の権利範囲に含まれる。
前記実施の形態においては、溶銑予備処理ランスを溶銑輸送容器内の溶銑中に、その軸心が鉛直方向となるように配置して浸漬させ、その両側（又は片側）から固酸を含む粉体を溶銑中に吹込む場合について説明したが、ランスのノズル出口上方に局所損耗が発生するのであれば、溶銑予備処理ランスをその軸心が鉛直方向に対して傾斜するように配置してもよい。この場合、ランスの下部底壁にノズル吐出口を設けることもできる（粉体の溶銑への吹込み方向がランスの軸心方向と一致）。
また、前記実施の形態においては、内管出口のガス流路に構造物を設けることで、内管出口における酸素ガスの流速を調整した場合について説明したが、例えば、内管へ供給する酸素ガスの流速（例えば、コンプレッサー等による酸素ガスの吹込み圧力）を調整することにより、内管出口における酸素ガスの流速を調整することもできる。

１０：溶銑予備処理ランス、１０ａ：ノズル、１１：ノズル出口、１２：外管、１３、１３ａ、１３ｂ、１３ｃ：内管、１４：外管出口、１５、１５ａ、１５ｂ、１５ｃ：内管出口、１６：開口部、１７：構造物、１７ａ：閉塞部、１７ｂ：開口部分、１８：構造物、１８ａ：閉塞部、１８ｂ：開口部分、１９：構造物、１９ｂ：開口部

Claims (2)

1. 外管と、該外管内に配置される内管とを備えた二重管構造のランスを溶銑中に浸漬させ、該ランスの下部に設けられたノズルを介して固酸を含む粉体と酸素ガスを溶銑中に吹込む溶銑予備処理方法において、
   前記内管出口の軸心を含む位置には、該内管内のガス流路の一部を塞ぐ構造物が設けられ、
   前記外管からキャリアガスを用いて前記粉体を溶銑中に吹込むと共に、前記内管から酸素ガスを溶銑中に吹込む際に、前記内管の内管出口における酸素ガスの流速を音速で除したマッハ数が１．０より大きくなるように、酸素ガスの流速を調整することを特徴とする溶銑予備処理方法。
2. 請求項１記載の溶銑予備処理方法に使用する溶銑予備処理ランスであって、前記内管出口は円形であり、該内管出口に前記構造物を設けることにより、前記内管出口での前記内管の前記構造物が設けられた開口部の断面積Ｓと、該内管出口の内径ｄとの関係がｄ＞２×（Ｓ／π）^１／２を満たすことを特徴とする溶銑予備処理ランス。
   

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