JPH10259410A

JPH10259410A - 加圧転炉製鋼法

Info

Publication number: JPH10259410A
Application number: JP6715097A
Authority: JP
Inventors: Kenichiro Naito; 憲一郎内藤; Mitsutaka Matsuo; 充高松尾; Shinya Kitamura; 信也北村
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1997-03-21
Filing date: 1997-03-21
Publication date: 1998-09-29

Abstract

(57)【要約】【課題】本発明は高い生産性と高い歩留まりを有する転
炉製鋼法を提供する。【解決手段】上底吹き転炉において、炉内圧力（Ｐ：kg
/cm²）を大気圧よりも高圧に設定するとともに、鋼浴中
炭素濃度；Ｃが０．５％よりも高い領域で、上吹き酸素
供給速度（Ｆ：Nm³/ton/min）と底吹きガス流量（Ｑ：N
m³/ton/min）を炉内圧力の変化に応じてＦ／Ｐを１．１
〜４．８、Ｑ／Ｐを０．０５〜０．３５の範囲に制御す
る。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本技術は高い生産性、高い歩
留で溶鋼を吹錬することができる転炉製鋼法に関する。

【０００２】

【従来の技術】転炉精錬において高い生産性と高い歩留
まりで、かつ、過酸化度が低い溶鋼を吹錬することは究
極の目的である。転炉精錬における脱炭挙動は、溶鉄中
の炭素濃度が高い領域で脱炭速度が酸素供給速度で律速
されるＩ期と、溶鉄中の炭素濃度が低い領域で脱炭速度
が溶鉄中炭素の物質移動速度で律速されるII期とに分け
られる。

【０００３】生産性を向上させるには精錬時間の大部分
を占めるＩ期の脱炭速度を上げる必要があり、そのため
には原理的には酸素供給速度を高める必要がある。しか
し、通常の上底吹き転炉の酸素供給速度は４（Nm³/ton/
min）程度が上限であり、これ以上に酸素供給速度を上
げた場合には、激しいスプラッシュの発生、ダスト発生
量の増大、スロッピングの発生により、溶鋼歩留の低下
や、炉口地金付着の増大、炉下滓の増大等により地金取
りや炉下清掃といった非吹錬時間が増加し、かえって生
産性を低下させるという問題がある。

【０００４】Ｉ期の酸素供給速度を増大させることやダ
ストの発生を抑制することを目的として、転炉を加圧す
る技術が知られている。しかし、いずれの技術も以下に
示すように充分な操業条件を与えるものではない。

【０００５】特開平２−２０５６１６号公報には、溶銑
および必要によりスクラップを原料として溶鋼にまで精
錬する転炉製鋼法において、転炉内を０．５kgf/cm²以
上に加圧し、さらに転炉内への溶銑およびスクラップの
総装入量Ｗ（t/ch）と、転炉鉄皮内容積Ｖ（ｍ³)との関
係を、Ｗ＞０．８Ｖあるいは０．８Ｖ≧Ｗ≧０．５
Ｖとし、かつ炉内への送酸速度Ｕ（Nm³/min・ｔ）をＵ
≧３．７とすることを特徴とする高能率転炉製鋼法が開
示されている。加圧によりスロッピングやスピッティン
グの発生を抑制し高い歩留まりが得られたと記載されて
いる。

【０００６】しかし酸素供給条件や撹拌力と加圧条件の
関係においてスロッピングやスピッティングの発生抑制
条件が論じられていないため、該発明のみで加圧転炉の
操業を実施することは不可能である。特に、上底吹き転
炉のような撹拌力の強い場合には常圧であっても該発明
の比較例の条件ではスロッピングはほとんど発生せず、
基本条件が大きく異なっており、該発明から上底吹き転
炉での加圧操業条件を得ることは困難である。

【０００７】特開昭６２−１４２７１２号公報には、転
炉又は溶融還元炉において、炉内圧力を大気圧より高圧
特に圧力を２〜５kg/cm²に設定し、二次燃焼ガスの線速
度を低下させることを特徴とする転炉又は溶融還元炉に
おける製鋼・製鉄方法が開示されている。本公報は、ス
ラグ内で２次燃焼ガスの上昇流速を加圧によって低下さ
せ、ガスとスラグとの熱交換時間を長くしてスラグを介
した着熱効率を向上させるものである。

【０００８】該発明では炉内圧を２〜５kg/cm²に加圧す
るとされているが、当該発明の原理によれば着熱効率を
支配するガスとスラグとの熱交換時間に対して影響を及
ぼすスラグ量、2次燃焼ガスの発生量、酸素供給速度、
ランス高さ、キャビティ深さ等に関する規定が全くなさ
れてなく、該発明のみで加圧転炉の操業を実施すること
は不可能である。特に、該発明の実施例は上吹き転炉で
あり、撹拌力が強いためスラグフォーミングがしにくい
上底吹き転炉の場合や、スラグ量が少ない溶銑予備処理
溶銑の吹錬の場合には、該発明とは基本条件が大きく異
なっており、該発明から上底吹き転炉での加圧操業条件
を得ることは困難である。

【０００９】特開平２−２９８２０９号公報には、種湯
の存在する溶解専用転炉に含鉄冷材、炭材、酸素を供給
して、溶解専用転炉での所要種湯量と別の精錬専用転炉
での所要精錬量の合計量の高炭素溶鉄を得、この高炭素
溶鉄を原料として精錬専用転炉で酸素吹錬することによ
り所要成分の溶鋼を得る転炉製鋼法において、溶解専用
転炉内の圧力を次式に従いコントロールすることによ
り、溶解専用転炉でのダスト発生量を大幅に減少させる
ことを特徴とする加圧型含鉄冷材溶解転炉製鋼法が開示
されている。Ｐ≧１．１５＋０．３｛［％Ｃ］−２５｝２５≦［％Ｃ］≦５記号Ｐ：溶解専用転炉内圧力（atm）［％Ｃ］：溶解専用転炉内溶鉄Ｃ含有量（重量％)。

【００１０】本公報は、加圧による上吹き酸素ジェット
が浴面に衝突する時のエネルギーが低下することと発生
するＣＯガス容積が低下することを利用したものであ
り、高炭素溶鉄の場合ほどＣＯが発生しやすいため圧力
を高く設定している。しかし、上式の適用はＣが２．５
〜５％であるため脱炭を目的とした転炉精錬には適用で
きない。また、ダストの発生速度は単に圧力だけではな
く酸素供給速度にも大きく依存し、また、酸素供給速度
は含鉄冷材溶解用転炉の生産性を支配する重要な要因で
あるが、当該発明では酸素供給速度や上吹き酸素ジェッ
トの浴面衝突エネルギーと圧力の関係に関する定量的な
規定が全くなされてなく、さらに、脱炭を目的とした転
炉精錬とは基本条件が大きく異なっているため、該発明
のみで加圧転炉の操業を実施することは不可能である。

【００１１】特公昭４３−９９８２号公報には、上吹き
転炉中に鉄装入物とスラグ形成成分とを入れ、上記転炉
中に位置したランスから酸素を導入したこの酸素を下方
に向かって上記鉄装入物の表面上に流しかくして精錬反
応を起こし鉄から炭素を除去し反応器ガスを生ぜしめ、
この反応器ガスを前記転炉からガス補集装置中に流し、
前記ガスの流速を制御するための圧力調整手段を設け、
前記ガスの実質的に全部を前記圧力調整手段を通過せし
めべく前記鉄装入物と前記圧力調整手段との間に密関係
を保持することより成り、しかも前記圧力調整手段は前
記装入物を流入酸素によって精錬せしめる時前記炉内に
少なくとも１気圧の圧力を与えるようにされていること
を特徴とする鉄の精錬方法が開示されている。

【００１２】本公報は炭素ガス生成比（２次燃焼率）が
高くなることと、排ガスの質量流速が低下するためダス
トが少なくなることを特徴としている。しかし、この場
合にも２次燃焼率やダスト発生量に大きな影響を与える
送酸速度や上吹き酸素ジェットの浴面衝突エネルギーと
圧力の関係に関する定量的な規定が全くなされてなく、
さらに、上底吹き転炉精錬とは基本条件が大きく異なっ
ているため、該発明のみで加圧転炉の操業をすることは
不可能である。

【００１３】ところで、従来は底吹きによる撹拌エネル
ギーとして（１）式で定義されるεが用いられ（鉄と
鋼、第６７巻、１９８１年、６７２ページ以降）、
（２）式で求められる均一混合時間τを介したＢＯＣ値
と、転炉の脱炭特性との関係が知られている（鉄と鋼、
第６８巻、１９８２年、１９４６ページ以降）。 ε＝(371/60)・Ｑ・Ｔ・{(log(１＋(9.8・ρ・Ｈ/Ｐ)・(10~⁴)}……（１） τ＝５４０・（Ｈ／0.125)^2/3・ρ^1/3・ε ……（２）ＢＯＣ＝{Ｆ／(1/τ)}×［％Ｃ］ ……（３）ここで、Ｑは底吹きガス流量（Nm³/ton/min）、Ｔは溶
鋼温度（Ｋ）、ρは溶鋼密度（g/cm³）、Ｈは浴深（c
m）、Ｐは炉内圧力（kg/cm²）、Ｆは上吹き酸素供給速
度（Ｆ：Nm³/ton/min）、［％Ｃ］は炭素濃度を示す。

【００１４】この関係においては、例えば浴深が１〜２
ｍの転炉の場合には、炉内圧力を１kg/cm²から３kg/cm²
に上昇させたとしても、εやＢＯＣに対する影響は大き
くなく、冶金特性には大きな影響は無いと推定された。

【００１５】一方、上吹きガスによるキャビティー深さ
を計算するには（４）式が用いられていた（瀬川清：
「鉄冶金反応工学」、昭和５２年、日刊工業新聞社刊）
が、ここには炉内圧力の影響は入っていない。Ｌ’＝Ｌｈ・exp(−0.78ｈ／Ｌｈ）Ｌｈ＝６３．０(Ｆ’／ｎｄ)^2/3 ……（４）ここで、Ｌ’は（４）式で計算されるキャビティー深さ
（mm）、ｈはランスと鋼浴面間距離（mm）、Ｆ’は上吹
き酸素供給速度（Nm³/Hr)、ｎはノズル数、ｄはノズル
直径（mm）である。

【００１６】また、２次燃焼に対しては（４）式により
得らるＬ’との関係や、ランス先端から浴表面までの距
離Ｘと超音速コアの長さＨ_c、及び、ノズル直径ｄの比
である（Ｘ−Ｈ_c）／ｄとの関係が提唱されている（鉄
と鋼、第７３巻、１９８７年、１１１７ページ以降）。
特に、後者においては、噴流外周部の流速の遅い領域
で、雰囲気のＣＯが酸素噴流に巻き込まれてＣＯ₂へと
２次燃焼されるという考えが示されている。しかし、炉
内圧力での変化は記載されていない。

【００１７】キャビティー深さに対する炉内圧力の影響
としては、減圧状態での挙動が報告されている（鉄と
鋼、第６３巻、１９７７年、９０９ページ以降）。これ
によれじ、圧力を減圧にすることで急激にキャビティー
が深くなることが示されているが、大気圧以下での結果
であり、加圧状態での挙動については全く触れられてい
ない。あえて、減圧下での結果を加圧へと外挿すると、
キャビティー深さは極めて小さくなる。

【００１８】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、通常の大気
圧での転炉精錬で酸素供給速度を上げた場合の、スプラ
ッシュやダスト発生量の増大、スロッピングの発生によ
り溶鋼歩留の低下や非吹錬時間の増加するという問題
や、特開平２−２０５６１６号公報、特開平２−２９８
２０９号公報、特開昭６２−１４２７１２号公報、特公
昭４３−９９８２号公報に開示されている加圧転炉技術
における、基本的条件の異なる上底吹き転炉での加圧操
業条件に関する開示がなく、加圧転炉の操業を実施する
のは不可能であるという問題点を解決し、高い生産性と
高い歩留まりで溶鋼を吹錬することができる転炉精錬方
法を提供することを目的とする。

【００１９】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、上底吹き
転炉の炉内を加圧して脱炭操業する場合には、炉内圧
力、炭素濃度の変化に応じて、上吹き酸素供給速度と底
吹きガス流量とを調整制御する必要があることを見いだ
した。本発明の要旨は、以下の各方法にある。

【００２０】（１）上底吹き転炉において、炉内圧力
（Ｐ：kg/cm²）を大気圧よりも高圧に設定するととも
に、上吹き酸素供給速度（Ｆ：Nm³/ton/min）と底吹き
ガス流量（Ｑ：Nm³/ton/min）を炉内圧力；Ｐの変化に
応じて調整することを特徴とする加圧転炉製鋼法。

【００２１】（２）（１）において、鋼浴中炭素濃度が
０．５％よりも高い領域で、Ｆ／Ｐを１．１〜４．８、
Ｑ／Ｐを０．０５〜０．３５の範囲に制御することを特
徴とする加圧転炉製鋼法。

【００２２】（３）（１），（２）において、上吹き酸
素により鋼浴表面に形成されるキャビティー深さ（Ｌ）
と浴径（Ｄ）の比（Ｌ／Ｄ）を０．０８〜０．３に制御
することを特徴とする加圧転炉製鋼法。ここで、炉内圧
力は絶対圧（大気圧＝１kg/cm²）である。

【００２３】吹錬中の炭素濃度は、上吹きと底吹きの全
酸素原単位に基づき経験的に得られた脱炭酸素効率によ
る推定や、中間サンプリングや排ガス分析からの間接的
な推定、あるいは、オンライン分析やオンサイト分析に
よる連続又は半連続的な直接分析値により得られる値で
ある。

【００２４】また、キャビティー深さＬは以下の式で計
算される。ＬＧ＝Ｈ_C／(0.016・Ｌ^0.5)−Ｌ ……（５）Ｈ_C＝ｆ(Ｐ_O／Ｐ_OP)・Ｍ_OP・(4.2＋1.1Ｍ_OP ²)・ｄｆ(Ｘ）＝ −2.709Ｘ⁴＋17.71Ｘ³−40.99Ｘ²＋40.29Ｘ
−12.90(0.7＜Ｘ＜2.1) ｆ(Ｘ）＝ 0.109Ｘ³−1.432Ｘ²＋6.632Ｘ−6.35
(2.1＜Ｘ＜2.5) Ｌ：溶鉄のキャビティー深さ（mm）ＬＧ：ランス先端と溶鉄静止湯面間の距離（mm）Ｐ_O：ノズル絶対二次圧（kgf/cm²）Ｐ_OP：ノズル適正膨張絶対二次圧（kgf/cm²）Ｍ_OP：適正膨張時吐出マッハ数（−）ｄ：ノズルスロート径（mm）。

【００２５】ここで、ランスノズルの絶対二次圧Ｐ_Oと
はランスノズルのスロート前の淀み部の絶対圧である。
また、ランスノズルの適正膨張絶対二次圧Ｐ_OPは以下の
（６）式で計算される。Ｓ_e／Ｓ_t＝0.259(Ｐ／Ｐ_OP)^-5/7{１−(Ｐ／Ｐ_OP)^2/7}^-1/2 ……（６）Ｓ_e：ランスノズル出口部の面積（mm²）Ｓ_t：ランスノズルスロート部の面積（mm²）Ｐ：ランスノズル出口雰囲気絶対圧（kgf/cm²）Ｐ_OP：ランスノズル適正膨張絶対二次圧（kgf/cm²）ここで、（５）式中の適正膨張時吐出マッハ数Ｍ_OPは以
下の（７）式で計算される。

【００２６】Ｍ_OP＝［5・{(Ｐ_OP／Ｐ)^2/7−１}]^1/2 ……（７）Ｍ_OP：適正膨張時吐出マッハ数（−）Ｐ：ランスノズル出口雰囲気絶対圧（kgf/cm²) Ｐ_OP：ランスノズル適正膨張絶対二次圧（kgf/cm²）また、酸素ガス流量は以下の（８）式より算出される。

【００２７】Ｆ_O2＝0.581・Ｓ_t・ε・Ｐ_O ……（８）Ｓ_t：ランスノズルスロート部の面積（mm²）Ｐ_O：ランスノズル絶対二次圧（kgf/cm²）Ｆ_O2：酸素ガス流量（Nm³/h） ε ：流量係数（−）（通常は0.9〜1.0の範囲内)。

【００２８】

【発明の実施の形態】以下、本発明を詳細に説明する。
上底吹き転炉における加圧条件はＩ期とII期とで基本的
に異なるものである。Ｉ期においては、生産性を向上さ
せるために酸素供給速度を増大することが目的であり、
それに伴う、スプラッシュやダスト、スロッピングの発
生を抑制するための条件が重要となる。スプラッシュは
上吹き酸素ジェットが浴面に衝突した際の運動エネルギ
ーによる溶鉄の飛散であり、ダストは脱炭反応によるＣ
Ｏガス発生に伴う急激な体積膨張により生成した微細粒
子の排ガス流に乗っての飛散である。

【００２９】これらの発生は上吹き酸素供給速度に第一
には支配されるが、加圧により運動エネルギーが低下し
ＣＯガス発生に伴う体積膨張量が減るためダストやスプ
ラッシュの発生が抑制される。従って、それらの発生量
を低減させるには、圧力のみではなく、上吹き酸素供給
速度と圧力の関係において、この両者を適正に制御する
必要がある。また、スロッピングは上吹き酸素の供給速
度が過剰となり、非平衡的に（Ｔ・Ｆｅ）の異常に高い
スラグが局所的に生成し、それが炭素濃度の高い溶鉄中
に巻き込まれることで爆発的に脱炭反応に伴うＣＯガス
が発生するために起こる現象である。

【００３０】加圧により発生するＣＯガスの体積は減少
するためスロッピングに対しても加圧は有利に作用する
ものの、基本的には、上吹き酸素の供給速度と底吹きに
よる撹拌力とのバランスが崩れ、非平衡的に（Ｔ・Ｆ
ｅ）の異常に高いスラグが生成することが第一の原因で
ある。従って、スロッピングの発生を抑制するには、圧
力のみではなく、上吹き酸素供給速度、撹拌用の底吹き
ガス流量と圧力の関係において、この３者を適正に制御
する必要がある。

【００３１】さらに、Ｉ期の生産性を上げる、つまり脱
炭速度を大きくした高速脱炭を実行するには、上吹きさ
れた酸素ガスが脱炭反応に利用される効率である脱炭酸
素効率を高くする必要がある。Ｉ期の場合、脱炭以外に
利用される酸素は、脱炭により発生したＣＯガスを炉内
空間でＣＯ₂にまで酸化させる、いわゆる２次燃焼に消
費される。この２次燃焼は排ガス温度を上げて耐火物に
多大なる損耗を与えるため抑制する必要がある。

【００３２】２燃焼は上吹きされた酸素ジェット噴流の
外周部から散逸した酸素が炉内空間でＣＯガスと反応す
る機構で起こるため、酸素ジェットの噴流強度が重要
で、加圧により上吹き酸素のエネルギー減衰が増大し、
浴面到達エネルギーが低下するが、それに加えて、上吹
き酸素供給速度と上吹きランスノズル形状、酸素背圧が
支配因子となる。したがって、上吹き酸素供給速度、浴
面衝突エネルギー、ランスノズル形状、酸素背圧を圧力
の変化に応じて調節することが必須となる。

【００３３】つまり、Ｉ期の生産性を向上させた上でダ
スト、スプラッシュ、スロッピングの発生を抑制し溶鋼
歩留まりを高く維持し、２次燃焼率を低く抑制するに
は、請求項１に記載したように、上吹き酸素供給速度と
底吹きガス流量を炉内圧力の変化に応じて調節すること
が必須となる。

【００３４】本発明者らの詳細な研究によれば、炉内圧
力の変化に起因する底吹撹拌条件の変化は、Ｉ期の脱炭
吹錬に対して従来考えられていた以上に大きな影響を与
える事が明らかとなった。つまり、底吹撹拌において
は、単に（１）〜（３）式で示した、ε、τ、ＢＯＣと
いう指標から推定される影響よりも、炉内圧力を上げる
ことによる脱炭特性の悪化ははるかに大きい。これは、
これらの指標が、浴表面とガス吹き込み位置である炉底
とのヘッド差による気泡膨張の仕事を計算しているのに
対して、実際には、脱炭反応が起こる溶鋼表面での撹拌
状態が主に脱炭特性を支配しているためである。

【００３５】浴内に吹き込まれた気泡は、上昇するにつ
れて次第に膨張するが、膨張に伴い個々の気泡径が大き
くなるため、隣接する気泡と合体せずに膨張するために
は、気泡上昇領域が横に広がる必要がある（図１）。隣
接する気泡と合体した場合には、気泡径が更に大きくな
るため浮上速度が加速され、気泡上昇領域は広がらずに
気泡径が益々増大し、爆発的に表面に到達する。これに
対して、気泡上昇領域が広がることができる場合には、
隣接する気泡とは合体せずに気泡径が静圧に釣り合った
安定気泡径で維持されるため、浮上速度は遅く、ゆっく
りと気泡は浮上する。気泡が合体するか気泡上昇領域が
横に広がるかは、浮力のエネルギーと表面張力エネルギ
ーとの関係で決まる。

【００３６】本発明者らは基礎実験により図２に示すよ
うな気泡径の変化曲線を得た。つまり、気泡が合体する
か気泡上昇領域が横に広がるかの臨界条件は、表面近く
の静圧の影響を大きく受け、１kg/cm²よりも炉内圧力を
上昇させると、表面近くでの爆発的な気泡径の増加が無
くなることが明らかとなった。このように表面近くの爆
発的な気泡径の増加は、溶鋼表面の撹拌に大きく寄与
し、前記のスロッピングを誘発する非平衡的に（Ｔ・Ｆ
ｅ）の異常に高いスラグの生成に大きな影響を与える。
この表面近くの爆発的な気泡径の増加は、ε、τ、ＢＯ
Ｃの計算からは予測することが困難であり、本発明で示
した、Ｆ／ＰとＱ／Ｐの制御により始めて可能となった
ものである。

【００３７】さらに、上吹きによる脱炭酸素効率の炉内
圧力の増加に伴う低下も、従来のＬ’や（Ｘ−Ｈ_C）／
ｄとの関係からは予測できず、（５）〜（８）式に示し
たキャビティー深さＬの計算式により加圧状態での圧力
の影響を正確に評価した上で、Ｌ／Ｄを制御して始めて
可能となったものである。図３は加圧下でのキャビティ
ー深さの測定値と（５）〜（８）式により計算された
Ｌ、及び、（４）式で計算されたＬ’との関係を示した
ものであるが、Ｌは実測値と良い対応がある。

【００３８】加圧下での噴流の挙動は、噴流周囲のガス
密度が大きいため、超音速コアが短くなるとともに、噴
流の広がりが大きくなるという特徴があるため、周囲の
ＣＯガスの酸素噴流への巻き込みは大きくなる。しか
し、２ＣＯ＋Ｏ₂＝２ＣＯ₂の反応は加圧により進みやす
くなるため、２次燃焼が極めて起こりやすい状態とな
る。従って、キャビティー深さを正確に制御しない限
り、２次燃焼率は増大し脱炭酸素効率は低下する。

【００３９】本発明の実施態様を図４に模式的に示す。
本発明の構成要件における数値その他の限定理由は以下
のとおりである。請求項１で、本発明を上底吹き転炉で
の操業に規定した理由は、上吹き転炉では底吹き撹拌力
が自由に制御できず、底吹き転炉では酸素供給速度と底
吹き撹拌力が一般的には比例するため独立に制御できな
いためである。上底吹き転炉としての底吹きガスや吹き
込み方法は種々あるが、本発明には、底吹きガスとし
て、酸素とＬＰＧ、酸素とＬＰＧに不活性ガス、二酸化
炭素、一酸化炭素の１種又は２種以上を併用した場合、
不活性ガス、二酸化炭素、一酸化炭素の１種または２種
以上を用いた場合を包含し、吹き込み方法としては、単
管、スリット管、２重管、３重管を１本又は多数本用い
た羽口煉瓦、及び、多孔質煉瓦を包含する。

【００４０】加圧転炉の定義としては、炉内圧力を大気
圧よりも高圧に設定することとした。炉内を加圧する方
法としては、転炉炉口に締結された排ガスフードの後方
に圧力調整弁を設けて、脱炭反応に伴い発生するＣＯ、
ＣＯ₂ガスを用いて加圧する場合や、外部から空気、窒
素、不活性ガスを炉内に導入して強制的に加圧する場合
を包含し、炉内圧としては、加圧による生産性向上の効
果を得るためには１．２kg/cm²以上が望ましく、設備投
資額を必要最低限に抑制するという理由から５kg/cm²以
下が望ましい。

【００４１】請求項２、３は請求項１と同様にＩ期の操
業条件を定めたものである。Ｉ期の規定として鋼浴中炭
素濃度；Ｃを０．５％よりも高い領域とした。Ｉ期から
II期へ遷移する炭素濃度は、底吹き撹拌や上吹き酸素供
給速度により０．２〜０．５％の範囲で変化するが、
０．５％以上であれば、脱炭速度は酸素の供給速度に律
速されるＩ期に入る。

【００４２】Ｆ／Ｐを１．１〜４．８、Ｑ／Ｐを０．０
５〜０．３５の範囲に制御するのは、Ｉ期の生産性を向
上させた上でダスト、スプラッシュ、スローッピングの
発生を抑制し溶鋼の歩留まりを高く維持するための条件
を規定したものである。ダストやスプラッシュの発生は
圧力と上吹き酸素供給速度に支配されＦ／Ｐを４．８以
下とすることで抑制でき高い溶鋼歩留まりを得ることが
出来る。Ｆ／Ｐが１．１より小さい場合にはダストやス
プラッシュの発生は少ないが脱炭速度が小さいため生産
性が低く実用的ではない。

【００４３】高速脱炭時のスロッピングを抑制するには
図５に示すようにＦ／Ｐを４．８以下とすることとＱ／
Ｐを０．０５〜０．３５に制御することが必要となる。
スロッピングは上吹き酸素の供給速度と底吹きによる撹
拌力とのバランスが崩れ、非平衡的に（Ｔ・Ｆｅ）の異
常に高いスラグが生成することが第一の原因である。Ｑ
／Ｐは底吹きによる撹拌力の条件を規定したものであり
０．０５より小さい場合には撹拌が小さいためスロッピ
ングが発生しやすく、０．３５より大きい場合には非平
衡的に（Ｔ・Ｆｅ）の異常に高いスラグが生成すること
は無いが、撹拌が強すぎるため鋼浴の揺動が激しく生
じ、揺動によりスラグや溶鉄が転炉外へ飛散するという
問題が起こる。

【００４４】Ｆ／Ｐは酸素の供給速度を規定したもので
４．８よりも大きい場合には撹拌をいかに強くしても非
平衡的に（Ｔ・Ｆｅ）の異常に高いスラグが生成するこ
とは避けられずスロッピングが多発する。特に、本発明
者らにより、撹拌とスロッピングとの関係に対する圧力
の影響を明確にしたことではじめて、加圧転炉での高速
脱炭操業が可能になった。

【００４５】請求項３における上吹き酸素により鋼浴表
面に形成されるキャビティー深さＬと浴径Ｄの比（Ｌ／
Ｄ）を０．０８〜０．３０に制御することも、Ｉ期の生
産性を向上させた上でダスト、スプラッシュ、スロッピ
ングの発生を抑制し、かつ、２次燃焼率を低く維持し、
溶鋼歩留まりを高くするための条件を規定したものであ
る。つまり（Ｌ／Ｄ）が０．０８よりも小さい場合に
は、上吹き酸素噴流の強度が小さすぎるため図６に示す
ように２次燃焼率の増大による耐火物溶損を招く上に、
上吹き火点（上吹き酸素が浴面に衝突して形成される高
温領域）の温度が低下するため非平衡的に（Ｔ・Ｆｅ）
の異常に高いスラグが生成することは避けられずスロッ
ピングが多発する。

【００４６】逆に、（Ｌ／Ｄ）が０．３０よりも大きい
場合には、上吹き酸素噴流の強度が強すぎるためスプラ
ッシュの発生が激しくなる。また、この場合には火点で
非平衡的に生成した（Ｔ・Ｆｅ）が上吹き噴流による下
向きの力で鋼浴内深くに巻き込まれるため、ＣＯガス発
生時の溶鋼静圧が大きくなり僅かの（Ｔ・Ｆｅ）でも極
めてスロッピングしやすくなるという問題も生じる。キ
ャビティー深さに対する圧力の影響を明確にしたこと
は、本発明者らにより、はじめて成し遂げられたことで
あり、このことと２次燃焼率やスロッピング発生条件と
の関係を定量的に解明した結果、はじめて加圧転炉での
高速脱炭操業が可能になった。

【００４７】

【実施例】試験は５トン規模の試験転炉で実験した。上
吹きランスはスロート径を５〜２０mmに変化させた３〜
６孔のラバールランスを用い、底吹きは内管を酸素、外
管をＬＰＧとした２重管羽口を２本炉底に設置して用い
た。排ガスは転炉炉口に締結された水冷フードを経て未
燃焼の状態で集塵系へと導かれ、途中に設けた圧力調整
弁で炉内圧を調整した。吹錬初期は窒素ガスを導入して
強制加圧したが、ほとんどの吹酸中は発生するＣＯ、Ｃ
Ｏ₂により自己加圧した。

【００４８】温度はサブランスにより測定し、炭素濃度
は、サブランスによる中間サンプリングと排ガス量、排
ガス組成とにより推定した。スロッピング、スピッティ
ングの状況は炉内監視カメラの映像に基づき判断し、ダ
スト発生量は集塵器で回収された全ダスト量を秤量して
評価し、溶鋼量あたりの発生量（kg/t）を脱炭量（Δ
[％Ｃ]）で割った値（kg/t/Δ[％Ｃ]）で評価した。

【００４９】溶銑は高炉で溶製され溶銑予備処理を実施
した、Ｃが約４．３％、Ｓｉが約０．１２％、Ｍｎが約
０．２５％、Ｐが約０．０２％、Ｓが約０．０１５％の
ものを約５ｔ用い、転炉装入前の温度は１３００℃程度
であった。吹き止め炭素濃度は０．６％程度、温度は１
５８０℃程度であった。

【００５０】（実施例１）実施例１は、炉内圧力（Ｐ）
が１．５〜２．５kg/cm²の範囲で変化するのに対応し
て、上吹き酸素供給速度（Ｆ）を４．５〜７．５Nm³/to
n/min、と底吹きガス流量（Ｑ）を０．３〜０．５Nm³/t
on/minに変化させることで、Ｆ／Ｐを３、Ｑ／Ｐを０．
２に制御した。また、ランス高さ、ノズル径、ノズル数
を適正にすることで、キャビティー深さと浴径の比（Ｌ
／Ｄ）は０．１２〜０．２４であった。その結果、スロ
ッピングや浴面の揺動は発生せずに安定した脱炭精錬が
実施でき、ダスト発生量は２．２kg/t/Δ[％Ｃ]と少な
く、脱炭酸素効率は９３％、２次燃焼率は５％であっ
た。

【００５１】（実施例２）実施例２は、炉内圧力（Ｐ）
が１．１〜３．２kg/cm²の範囲で変化するのに対応し
て、上吹き酸素供給速度（Ｆ）を３．５〜９．５Nm³/to
n/min、と底吹きガス流量（Ｑ）を０．２〜０．８Nm³/t
on/minに変化させることで、Ｆ／Ｐを３．５、Ｑ／Ｐを
０．２７に制御した。また、ランス高さ、ノズル径、ノ
ズル数を適正にすることで、キャビティー深さと浴径の
比（Ｌ／Ｄ）は０．１９〜０．２６であった。その結
果、スロッピングや浴面の揺動は発生せずに安定した高
速脱炭精錬が実施でき、ダスト発生量は２．１kg/t/Δ
[％Ｃ]と少なく、脱炭酸素効率は９５％、２次燃焼率は
４％であった。

【００５２】（比較例）比較例は、炉内圧力（Ｐ）が
１．５〜２．５kg/cm²の範囲で変化するのに対応して、
上吹き酸素供給速度（Ｆ）を１．５〜３．５Nm³/ton/mi
n、と底吹きガス流量（Ｑ）を０．０５〜０．１５Nm³/t
on/minに変化させることで、Ｆ／Ｐを０．８、Ｑ／Ｐを
０．０３に制御した。また、ランス高さ、ノズル径、ノ
ズル数を適正にすることで、キャビティー深さと浴径の
比（Ｌ／Ｄ）は０．１２〜０．２４であった。その結果
スロッピングが多発し安定した脱炭精錬は実施できず、
ダスト発生量は５．６kg/t/Δ[％Ｃ]で、脱炭酸素効率
は８４％、２次燃焼率は１５％であった。

【００５３】

【発明の効果】本発明により、加圧転炉により、高い生
産性と高い歩留まりで溶鋼を吹錬することが可能となっ
た。

【図面の簡単な説明】

【図１】浴中に吹き込まれた気泡の挙動を表す模式図。

【図２】浴中に吹き込まれた気泡の、浴表面からの深さ
と気泡径との関係に対する炉内圧の影響を示す実験結果
（水モデル）の図。

【図３】加圧下でのキャビティー深さの実測値と計算値
の比較を示す実験結果（水モデル）の図。

【図４】本発明の実施態様を示す模式図。排ガス導入用
煙道８は集塵機、ガス冷却装置を介して圧力調整装置に
連結する。

【図５】スロッピング発生頻度とＦ／Ｐ、Ｑ／Ｐの関係
を示す実験結果の図。

【図６】スロッピング発生頻度とＬ／Ｄとの関係を示す
実験結果の図。

【符号の説明】

１：転炉鉄皮、２：内張り耐火物、３：底吹き羽
口、４：溶鉄、５：酸素、６：上吹きランス、
７：締結装置、８：排ガス導入用煙道、１１：溶
鉄、１２：気泡上昇領域、１３：気泡。

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】上底吹き転炉において、炉内圧力（Ｐ：kg
/cm²）を大気圧よりも高圧に設定するとともに、上吹き
酸素供給速度（Ｆ：Nm³/ton/min）と底吹きガス流量
（Ｑ：Nm³/ton/min）を炉内圧力Ｐの変化に応じて調節
することを特徴とする加圧転炉製鋼法。
【請求項２】請求項１において、鋼浴中炭素濃度が０．
５％よりも高い領域で、Ｆ／Ｐを１．１〜４．８、かつ
Ｑ／Ｐを０．０５〜０．３５の範囲に制御することを特
徴とする加圧転炉製鋼法。
【請求項３】請求項１又は２において、上吹き酸素によ
り鋼浴表面に形成されるキャビティ深さ（Ｌ：ｍ）と浴
径（Ｄ：ｍ）の比（Ｌ／Ｄ）を０．０８〜０．３に制御
することを特徴とする加圧転炉製鋼法。