TWI840756B - 轉爐之操作方法及熔鋼之製造方法 - Google Patents
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Abstract
本發明係提出一種減少副原料消耗量之轉爐之操作方法。該方法係當向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行脫矽、脫磷及脫碳精煉時，於從爐口進行排渣時，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者。該方法係當依序實施進行部分脫矽或全部脫矽及脫磷中之任一者或其兩者之精煉步驟、將生成之熔渣之一部分或全部從爐口排出之中間排渣步驟、殘留物之其他精煉步驟時，於中間排渣步驟中，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者，並且推定殘留之熔渣量，或者推定殘留之熔渣量及熔渣組成，基於推定結果確定其他精煉步驟之精煉中之副原料投入量。
Description
本發明係關於一種向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源來製造熔鋼之轉爐之操作方法，以及一種減少石灰等副原料消耗量之轉爐之操作方法及熔鋼之製造方法。
近年來，業界正在開發熔鐵之預處理方法(脫矽處理、脫磷處理、脫硫處理)，裝入轉爐中之熔鐵之磷、硫之濃度已降低至不需要進一步去除之水準。因此，轉爐中主要僅進行脫碳精煉之鋼鐵精煉製程正逐步完成。脫矽處理及脫磷處理係藉由供給至熔鐵之氧源(氧氣或氧化鐵)中之氧，將熔鐵中之矽或磷氧化去除之反應，脫硫處理係CaO等脫硫材料與熔鐵中之硫反應，硫被去除至熔渣中之反應。
尤其是脫磷處理，如下述(A)式之脫磷反應所示，係藉由將熔鐵中之磷被氧源(FeO)中之氧所氧化而生成之磷氧化物(P
2O
5)，利用作為脫磷精煉劑而添加之含CaO物質固定。
2[P]＋5(FeO)＋3(CaO)＝(3CaO．P
2O
5)＋5[Fe] (A)
其中，(A)式中，[P]、[Fe]表示熔鐵中之成分，(FeO)、(CaO)、(3CaO．P
2O
5)表示熔渣中之成分。即，該反應係熔鐵中之磷被熔渣中之FeO所氧化，因該氧化反應而生成之P
2O
5與CaO反應，而吸收到因含CaO物質之渣化而生成之熔渣中。
即，於脫磷處理中，就脫磷反應之平衡之觀點而言，為了使生成之磷氧化物(P
2O
5)被熔渣所吸收，必須確保熔渣之鹼度(＝(質量%CaO)/(質量%SiO
2))為既定值以上。一般而言，為了促進脫磷反應，必須將熔渣之鹼度控制於1.5～3.0之範圍內。
但是，從高爐出鐵之熔鐵中含有0.2～0.4質量%程度之矽。將氧源供給至熔鐵時，在熱力學上，熔鐵中之矽係較熔鐵中之磷優先氧化，故於脫磷處理前之熔鐵中之矽濃度較高之情形時，脫磷處理中之SiO
2之產生量會增加。於該情形時，為了確保熔渣之鹼度為既定值，不僅含CaO物質之使用量會增加，而且熔渣之產生量亦會增加，會增加製造成本。
因此，提案了下述技術(例如參照專利文獻1)：使用轉爐對未經脫矽處理之熔鐵進行脫矽處理，於該脫矽處理後繼續進行脫磷處理時，於脫矽處理後暫時停止精煉，將脫矽處理中生成之以SiO
2為主成分之熔渣從轉爐中排出(以下稱為「中間排渣」)。該技術可得到以下效果：減少爐內之熔渣量，減少為了確保熔渣之鹼度而於脫磷處理中使用之含CaO物質。
又，於專利文獻2中，揭示有：於熔鐵中之Si濃度超過0.2質量%之狀態下進行中間排渣，將上述脫磷處理之後續步驟中產生之熔渣投入進行脫矽處理之爐內，將熔渣鹼度調整至0.5～1.8之範圍，進行脫矽處理，藉此提高熔鋼產率，同時進行CaO源之削減之方法。
於專利文獻3中，提案了：藉由利用秤量機測定中間排渣之熔渣量，優化下一步驟中添加之含CaO物質之量之技術。
[先前技術文獻]
[專利文獻]
專利文獻1：日本專利特開平10-152714號公報
專利文獻2：日本專利特開2011-137196號公報
專利文獻3：日本專利特開2010-126790號公報
[非專利文獻]
非專利文獻1：Slag Atlas 2nd edition: Verlag Stahleisen GmbH, (1995)
(發明所欲解決之問題)
然而，上述習知技術存在如下問題。
如上所述，為了有效率地進行脫磷處理而將熔渣之鹼度控制為既定值是有效的。因此，如專利文獻1或2中揭示之技術般，於利用1個轉爐連續進行脫矽處理、中間排渣及脫磷處理之情形時，為了減少脫磷處理中使用之含CaO物質，並且確保脫磷處理中熔渣之鹼度為既定值，必須將脫矽處理結束時之熔鐵中矽濃度控制為某個特定範圍，還必須推定於中間排渣處理中排出系統外之熔渣量。但是，專利文獻1或2中排出之熔渣量並未明確。
又，關於專利文獻3中揭示之技術，熔融物大量向台車飛濺等，並且為了得到正確之秤量值需要大量維護。進而，由於有時為了使排渣後之熔渣迅速地鎮靜而向渣鍋中加入鎮靜劑，故亦存在無法測定正確的值之情況。
本發明係鑒於此種情形而成者，其目的在於提出一種轉爐之操作方法及熔鋼之製造方法，該轉爐之操作方法使用轉爐型精煉爐來精煉熔鐵並製造熔鋼；可高精度地推定排渣量或排渣物之物性，降低精煉步驟中使用之副原料消耗量。尤其是，提出如下轉爐之操作方法及熔鋼之製造方法：於依序進行精煉步驟、中間排渣步驟及其他精煉步驟之熔鐵之精煉處理中，可簡單且高精度地推定中間排渣步驟之排渣量或排渣物之物性，降低後續其他精煉步驟中使用之副原料消耗量。
(解決問題之技術手段)
發明者鑒於該等問題進行銳意研究，結果發現，可根據排渣流之形狀或排渣流速、排渣中之轉爐型精煉爐內熔渣表面形狀來推定排渣量或排渣物之物性，基於該見解而完成了本發明。
有利地解決上述問題之本發明之第一態樣之轉爐之操作方法係向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉者；其特徵在於：從爐口進行排渣時，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者。
有利地解決上述問題之本發明之第二態樣之轉爐之操作方法係：當對於轉爐型精煉爐內之熔鐵，從頂吹噴槍將氣體氧源供給至熔鐵，或進而從底吹風口吹入氧化性氣體或惰性氣體，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉時，選擇下述任一種精煉步驟之組合，該組合係進行熔鐵之部分脫矽精煉之精煉步驟與對熔鐵之脫矽精煉之殘留物組合進行熔鐵之脫磷精煉或熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉的其他精煉步驟、以及進行熔鐵之脫矽精煉及熔鐵之脫磷精煉中之任一者或其兩者之精煉步驟與進行熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉中之任一者或其兩者的其他精煉步驟，於精煉步驟與其他精煉步驟之間，進行將精煉步驟中產生之熔渣從爐口排出之中間排渣步驟；該轉爐之操作方法之特徵在於：於上述中間排渣步驟中，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者，並且推定上述殘留於轉爐型精煉爐內之熔渣量、或者上述殘留於轉爐型精煉爐內之熔渣量及熔渣組成，基於該推定結果確定任一上述其他精煉步驟之精煉中之副原料投入量。
再者，關於本發明之轉爐之操作方法，於上述第一態樣或第二態樣之轉爐之操作方法中，可認為
(a) 上述排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀之測定係測定距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離、上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度、爐口位置之熔渣表面流速及爐口位置之熔渣厚度中之任意一者以上；
(b) 預先利用多項式近似出熔渣之動黏度對下述關係造成之影響後，進行排渣，根據進行排渣時之排渣流形狀及熔渣表面形狀之測定結果來推定熔渣之動黏度，上述關係係距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離與上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度之關係、或上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度與爐口位置之熔渣厚度之關係；
(c) 根據距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離L(m)、及爐口位置之熔渣厚度h
e(m)，使用下述數式1～3之關係式來推定質量基準之排渣量W(t)(此處，於式中，W係質量基準之排渣量(t)，t係排渣時間(s)，∆W/∆t係質量基準之排渣速度(t/s)，w(h)係於高度h處之排渣流之寬度(m)，w
e係爐口位置處之排渣流之表面寬度(m)，ρ係熔渣密度(t/m
3)，v(h)係於高度h處之熔渣流速(m/s)，v
e係爐口位置處之熔渣之表面流速(m/s)，h
e係爐口位置之熔渣厚度(m)，a、b係常數、H係排渣流落下距離(m)，L係排渣流落下距離H處之排渣流之水平到達距離(m)，g係重力加速度(9.8 m/s
2))；
等可為更佳之解決手段。
[數1]
[數2]
[數3]
有利地解決上述問題之本發明之熔鋼之製造方法之特徵在於：使用上述任一種轉爐之操作方法，向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉，並且進行排渣處理或中間排渣處理。
(對照先前技術之功效)
根據本發明，於向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源來精煉熔鐵並製造熔鋼之轉爐之操作方法中，可高精度地推定排渣量或排渣物之物性，降低精煉步驟中使用之副原料消耗量。尤其是，於依序進行精煉步驟、中間排渣步驟及其他精煉步驟之熔鐵之精煉處理中，可簡單且高精度地推定中間排渣步驟之排渣量或排渣物之物性，降低後續其他精煉步驟中使用之副原料消耗量。進而，藉由使用該轉爐之操作方法來製造熔鋼，可降低副原料消耗量，有效率地製造熔鋼。
以下，對本發明之實施形態進行具體說明。再者，各圖式係示意性者，存在與現實不同之情形。又，以下之實施形態係舉例說明用以將本發明之技術性思想具體化之裝置或方法，並非將其構成特定為下述者。即本發明之技術性思想可於申請專利範圍中記載之技術性範圍內添加各種變更。
＜實驗1＞
發明者於實機實驗前，藉由約實機之1/10尺寸之水模實驗，用水模擬熔渣，連續地排出水，測定圖3所示之項目，並反覆研究。於圖4中表示水模實驗中爐口基準之熔渣面高度h
0與爐口位置之熔渣厚度h
e之關係。此處，所謂爐口基準之熔渣面高度h
0，如圖3中之放大示意圖所示，係指以排渣流13開始落下之爐口14之最低位置為基準，轉爐型精煉爐2內之距爐口14一定距離之位置處之大致水平之液面高度。同樣，圖5係關於表面流速v
e(m/s)，表示由排渣流13之水平到達距離L求得之排渣流流速v
e(calc)與根據水面之動態影像進行影像解析而求得之表面流速v
e(obs)之關係。此處，v
e(calc)係根據以下式(3)推定之值。(3)式中，H係排渣流落下距離(m)，L係排渣流落下距離H處之排渣流之水平到達距離(m)，g係重力加速度(9.8 m/s
2)。於本實驗中，使用0.1 m作為排渣流落下距離H。
[數4]
由圖5可知，根據排渣流(水)13之水平到達距離L推定之表面流速v
e(calc)與實測之表面流速v
e(obs)非常一致。因此，藉由測定一定排渣流落下距離H處之排渣流之水平到達距離L，可推定爐口位置之表面流速v
e。
進而，於同一實驗中從爐口正面進行動態影像攝影，測定爐口位置處之排渣流(水)之表面寬度w
e，使用以下所示之(2)式推定質量基準之排渣速度∆W/∆t(g/s)，與由渣鍋20之重量變化求得之實際值比較之結果為圖6。此處，(2)式中之w(h)係於爐口14位置之高度h處之排渣流13之水平方向之寬度(m)，ρ係液體之密度(t/m
3)，v(h)係於爐口14位置之高度h處之排渣流流速(m/s)，v
e係爐口處之排渣流之表面流速(m/s)，h
e係爐口位置之熔渣厚度(m)，a、b係常數。再者，爐口位置處之排渣流(水)之表面寬度w
e可根據預先求得之爐口14輪廓與轉爐型精煉爐2之傾動角度及爐口14位置之熔渣厚度h
e來計算。
[數5]
由圖6之結果可知，基於排渣流之形狀測定而推定之質量基準之排渣速度∆W/∆t與實際值非常一致。藉由測定排渣流之形狀，能夠推定排渣速度∆W/∆t。進而藉由以排渣時間為積分域對排渣速度積分，可推定一連串之排渣步驟之排渣量。
＜實驗2＞
發明者進而藉由實驗1中使用之約1/10尺寸之水模實驗，使用物性、尤其是動黏度不同之水，乙醇-水溶液及複數之流動石蠟，模擬熔渣，與實驗1同樣地測定圖3所示之項目，反覆研究。於圖7～9中，A表示水，B表示30%乙醇-水溶液，C～E分別表示動黏度ν不同之流動石蠟。28℃之動黏度分別為：水A:0.84 mm
2/s、30%乙醇-水溶液B:2.73 mm
2/s、流動石蠟C:14.2 mm
2/s、D:22.7 mm
2/s、E:31.6 mm
2/s。
圖7表示水模實驗中液體之動黏度ν對爐口14基準之熔渣面高度h
0與排渣流13之水平到達距離L之關係造成之影響。排渣流13之水平到達距離L係以0.1 m為落下距離H進行測定。由圖7之結果可知，若排渣之熔渣(液體)之動黏度ν發生變化，排渣流13之水平到達距離L相對於爐口14基準之熔渣面高度h
0之關係亦會變化。
圖8表示水模實驗中液體之動黏度ν對爐口基準之熔渣面高度h
0與爐口位置之熔渣厚度h
e之關係造成之影響。由圖8之結果可知，若排渣之熔渣(液體)之動黏度發生變化，則爐口位置之熔渣厚度h
e相對於爐口基準之熔渣面高度h
0之關係亦會變化。
圖9表示水模實驗中液體之動黏度ν對爐口基準之熔渣面高度h
0與體積基準之排渣速度Q之關係造成之影響。由圖9之結果可知，若排渣之熔渣(液體)之動黏度發生變化，則體積基準之排渣速度Q相對於爐口基準之熔渣面高度h
0之關係亦會變化。
由圖7～9之結果可知，只要能測定爐口基準之熔渣面高度h
0、爐口位置之熔渣厚度h
e及排渣流之水平到達距離L中之一者或兩者，則可推定熔渣之動黏度ν及排渣速度。又，熔渣之黏度μ(＝ρ·ν)與熔渣之鹼度(CaO/SiO
2)之關係先前已公知，根據推定之熔渣之黏度及溫度可推定熔渣之鹼度。例如，由脫矽處理中之Si收支計算熔渣中之SiO
2量，藉此可根據推定之熔渣之鹼度來推定熔渣中之CaO量。
＜實機設備＞
首先，基於圖1及2說明實施本發明時較佳之轉爐設備之構成。
實施本發明時較佳之具有轉爐型精煉爐之設備1具有轉爐型精煉爐2、頂吹噴槍3、控制用計算機8、調整頂吹噴槍3之高度之頂吹噴槍高度控制裝置9、調整從頂吹噴槍3噴射之氧化性氣體之流量之頂吹噴槍用氧化性氣體流量控制裝置10及調整從底吹風口5吹入之攪拌用氣體之流量之底吹氣體流量控制裝置11；其中上述噴槍高度控制裝置9、頂吹噴槍用氧化性氣體流量控制裝置10及底吹氣體流量控制裝置11構成為藉由從該控制用計算機8發送之控制訊號而能夠個別地作動。
控制用計算機8構成為發送使下述裝置個別或同時作動之控制訊號：調整頂吹噴槍3之高度之噴槍高度控制裝置9；調整從頂吹噴槍3噴射之氧化性氣體之流量之氧化性氣體流量控制裝置10；及調整從底吹風口5吹入之攪拌用氣體之流量之底吹氣體流量控制裝置11。
於本實施形態之轉爐之操作方法中，使用上述具有轉爐型精煉爐之設備1，對轉爐型精煉爐2內之熔鐵6，從頂吹噴槍3吹送氧化性氣體，或進而從底吹風口5吹入氧化性氣體或惰性氣體，進行熔鐵6之脫矽精煉、脫磷精煉及脫碳精煉。再者，熔鐵6為包含0.02質量%以上之Si之熔鐵。頂吹噴槍3之前端具備噴槍頭4，精煉中，向熔鐵6面吹送氧化性氣體噴流12。
例如，於進行脫矽精煉之精煉步驟後，移行至中間排渣步驟，使轉爐型精煉爐2傾動，不將熔態金屬6排出至爐外而進行熔渣7之排出(以下稱為排渣) (圖2)。此時，轉爐型精煉爐2傾動，以可拍攝爐口14正面與側面、及排渣流13之下降位置之方式，設置數個用以拍攝排渣中之轉爐型精煉爐2之爐口14附近之測定用攝影機19。
於排渣步驟中，於轉爐型精煉爐2之傾動角度已固定既定時間以上之時刻，檢測爐口14處之熔渣7面，基於該時刻之爐體之傾動角、及預先攝影之同一傾動角之爐口14之輪廓，推定爐口位置之熔渣厚度h
e。傾動角度固定之時間可自1～60 s之範圍內選擇，較佳為5～20 s之範圍。或者，亦可根據轉爐型精煉爐2內之爐口基準之熔渣面高度h
0來推定。又，測定於排渣流13之落下高度H處之排渣流13之水平到達距離L，使用上述(3)式推定爐口位置處之熔渣之表面流速v
e。落下高度H取決於設備構成，可使用5～15 m左右。再者，由於高溫之熔渣7因與大氣接觸而冷卻，表面產生溫度不均(例如亮度或顏色之變化)，故亦可利用攝影機觀察該溫度不均之移動，測定排渣流13之表面速度。
根據測定或推定之爐口位置之熔渣厚度h
e(m)、爐口位置處之排渣流之表面寬度w
e(m)及熔渣表面流速v
e(m/s)，由下述(1)式及上述(2)式計算質量基準之排渣量W(t)。此處，常數a、b係預先確定，使排渣量W之推定值與由秤重感測器等測定之實際值之背離最小。(1)式中，t係排渣步驟之處理時間(s)。
[數6]
根據藉由上述方法推定之質量基準之排渣量W及由物質平衡求得之總熔渣量，推定轉爐型精煉爐2內殘留之熔渣量。並且，確定其他精煉步驟，例如確定脫磷精煉時之副原料投入量，進行脫磷精煉。藉此，可不投入過量之CaO源而有效率地進行脫磷精煉。
進而，根據排渣流13落下距離H處之排渣流13之水平到達距離L及轉爐型精煉爐2內之爐口基準之熔渣面高度h
0，基於預先製作之近似曲線(例如圖10之圖表)，推定熔渣之動黏度ν。於另外之脫矽精煉結束後，使用測定或推定之熔渣溫度，推定與所推定之熔渣之動黏度對應之熔渣鹼度或熔渣組成、尤其是熔渣中之CaO濃度。此處，圖10所示之近似曲線係利用下述(4)式近似。(4)式中、α、β係取決於熔渣之動黏度ν之常數。再者，若動黏度ν為可特定者，則可整理並使用下述中任意兩者以上之關係：距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離、上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度、爐口位置之熔渣表面流速、及爐口位置之熔渣厚度。例如可求得熔渣之動黏度ν對轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度h
0與爐口位置之熔渣厚度h
e之關係造成之影響。
[數7]
基於所得之熔渣物性值、尤其是CaO濃度及轉爐型精煉爐2內殘留之熔渣量之推定值，確定其他精煉步驟、例如確定脫磷精煉時之副原料投入量，進行脫磷精煉。藉此，能夠更高精度地削減CaO源。
於上述例中以頂底複吹精煉為例進行了說明，但當然亦可應用於僅頂吹之精煉、或氧底吹精煉。又，排渣步驟並不限定於脫矽精煉後，亦可應用於脫矽精煉之途中或脫磷精煉後脫碳精煉前、脫碳精煉後之排渣步驟。例如，藉由高精度地掌握脫磷精煉後之殘留熔渣量，可高精度地進行脫碳精煉時之吹煉計算。於將脫碳精煉後之殘留熔渣作為後續加料之脫矽精煉或脫磷精煉之預渣之情形時，亦可有助於削減固化材料等之投入量。
作為本發明之另一實施形態，熔鋼之製造方法係使用上述實施形態之轉爐之操作方法，向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉，並且進行排渣處理或中間排渣處理。可推定排渣處理或中間排渣處理時之熔渣之量或性狀、組成，提高各精煉之精度，亦有助於副原料之削減等，可有效率地製造熔鋼。
(實施例1)
處理No.1使用具有與圖1及2所示之轉爐型精煉爐2相同之形式且容量為300 ton之頂底複吹轉爐(氧氣頂吹、氬氣底吹)，進行熔鐵6之脫矽精煉、脫磷精煉及脫碳精煉。首先，於轉爐型精煉爐2內裝入鐵屑後，將溫度為1200～1280℃之熔鐵300 ton裝入轉爐內。
其次，一邊從底吹風口5將氬氣吹入熔鐵中作攪拌用，一邊從頂吹噴槍3向熔鐵浴面吹送氧氣，開始熔鐵之脫矽精煉。再者，調整鐵屑之裝入量，使脫磷精煉結束後之熔鐵溫度為1360℃。
脫矽精煉中，將熔渣之鹼度設為0.8～1.0之範圍內，於經過約5分鐘之時刻進行中間進行排渣，其後，將熔渣之鹼度控制於1.0～1.5之範圍內，同時繼續進行脫磷精煉。
於中間排渣步驟中，每1 s測定爐口位置之熔渣厚度h
e及落下高度H處之排渣流之水平到達距離L。落下高度H使用10 m左右。h
e及L係取過去5 s之移動平均作為該時刻之實際值。進而，使用上述(1)～(3)式推定質量基準之排渣量W。再者，(2)式右邊之常數a及b係使用過去10 ch之中間排渣量W之秤量實際值來確定，使推定值與實際值之誤差為最小。
藉由從中間排渣前之熔渣量(質量基準)中減去所得之質量基準之排渣量W，推定留至下一步驟即脫磷吹煉之熔渣量(質量基準)。再者，中間排渣前之熔渣量(質量基準)係藉由將脫矽精煉步驟中投入之副原料之總量、根據熔鐵中之Si推定之SiO
2生成量、及根據排氣分析值推定之FeO生成量合計而確定。
(實施例2)
處理No.2使用與實施例1相同之設備，於相同條件下，進行脫矽精煉、中間排渣、脫磷精煉及脫碳精煉。
於中間排渣步驟中，每1 s測定爐口位置之熔渣厚度h
e及落下高度H處之排渣流之水平到達距離L。落下高度H使用10 m左右。h
e及L係取過去5 s之移動平均作為該時刻之實際值。進而，使用上述(1)～(3)式推定質量基準之排渣量W。再者，(2)式右邊之常數a及b係使用過去10 ch之中間排渣量W之秤量實際值來確定，使推定值與實際值之誤差為最小。
於本實施例中，一邊即時監控所得之質量基準之排渣量W，一邊調整轉爐型精煉爐之傾動角度，進行中間排渣。藉由從中間排渣前之熔渣量(質量基準)中將其減去而推定留至脫磷精煉之熔渣量(質量基準)，確定脫磷精煉步驟中投入之CaO量。再者，中間排渣前之熔渣量(質量基準)係藉由將脫矽精煉步驟中投入之副原料之總量、根據熔鐵中之Si推定之SiO
2生成量、及根據排氣分析值推定之FeO生成量合計而確定。
(實施例3)
處理No.3使用與實施例1相同之設備，於相同條件下，進行脫矽精煉、中間排渣、脫磷精煉及脫碳精煉。
於中間排渣步驟中，每1 s測定爐口位置之熔渣厚度h
e及落下高度H處之排渣流之水平到達距離L。落下高度H使用10 m左右。h
e及L係取過去5 s之移動平均作為該時刻之實際值。進而，使用上述(1)～(3)式推定質量基準之排渣量W。再者，(2)式右邊之常數a及b係使用過去10 ch之中間排渣量W之秤量實際值來確定，使推定值與實際值之誤差為最小。
藉由從中間排渣前之熔渣量(質量基準)中減去本實施例中所得之質量基準之排渣量W，推定留至脫磷精煉之熔渣量(質量基準)。又，預先如上述(4)式所述，近似熔渣之動黏度對落下高度H處之排渣流之水平到達距離L與轉爐型精煉爐2內之爐口基準之熔渣面高度h
0之關係造成之影響。但是，熔渣之動黏度ν係基於熔渣組成分析值及溫度測定之結果，使用既知之文獻、例如非專利文獻1求得。
於該ch中，根據於傾動角固定10 s以上時測定之排渣流形狀測定結果，確定(4)式中之α及β，使實際值與推定值吻合。將所得之α及β之值與過去之排渣實際比較，推定熔渣之動黏度。
由根據排氣分析值推定之FeO生成量、根據熔鐵Si濃度變化推定之SiO
2生成量、根據熔鐵Mn濃度變化推定之MnO生成量、根據脫矽精煉中投入之副原料推定之MgO及Al
2O
3量、以及推定之熔渣之動黏度ν來推定CaO溶解量，並且推定熔渣組成。
基於所得之熔渣之組成推定結果及上述所推定之留至脫磷精煉之熔渣量(質量基準)，確定脫磷精煉步驟中投入之CaO量。再者，中間排渣前之熔渣量(質量基準)係藉由將脫矽精煉步驟中投入之副原料之總量、根據熔鐵組成之變化推定之SiO
2生成量及MnO生成量、及根據排氣分析值推定之FeO生成量合計而確定。
(實施例4)
處理No.4使用與實施例1相同之設備，於相同條件下，進行脫矽精煉、中間排渣、脫磷精煉及脫碳精煉。
於中間排渣步驟中，每1 s測定爐口位置之熔渣厚度h
e及落下高度H處之排渣流之水平到達距離L。落下高度H使用10 m左右。h
e及L係取過去5 s之移動平均作為該時刻之實際值。進而，使用上述(1)～(3)式推定質量基準之排渣量W。再者，(2)式右邊之常數a及b係使用過去10 ch之中間排渣量W之秤量實際值來確定，使推定值與實際值之誤差為最小。
於本實施例中，一面即時監控所得之質量基準之排渣量W，一面調整轉爐型精煉爐之傾動角度，進行中間排渣。藉由從中間排渣前之熔渣量(質量基準)中將其減去而推定留至脫磷精煉之熔渣量(質量基準)，確定脫磷精煉步驟中投入之CaO量。又，預先如上述(4)式所述，近似熔渣之動黏度對落下高度H處之排渣流之水平到達距離L與轉爐型精煉爐2內之爐口基準之熔渣面高度h
0之關係造成之影響。但是，熔渣之動黏度ν係基於熔渣組成分析值及溫度測定之結果，使用既知之文獻求得。
於該ch中，根據於傾動角固定10 s以上時測定之排渣流形狀測定結果，確定(4)式中之α及β，使實際值與推定值吻合。將所得之α及β之值與過去之排渣實際比較，推定熔渣之動黏度。
由根據排氣分析值推定之FeO生成量、根據熔鐵Si濃度變化推定之SiO
2生成量、根據熔鐵Mn濃度變化推定之MnO生成量、根據投入之副原料推定之MgO及Al
2O
3量、以及推定之熔渣之動黏度ν來推定CaO溶解量，並推定熔渣組成。
基於所得之熔渣之組成推定結果及上述所推定之留至脫磷精煉之熔渣量(質量基準)，確定脫磷精煉步驟中投入之CaO量。再者，中間排渣前之熔渣量(質量基準)係藉由將脫矽精煉步驟中投入之副原料之總量、根據熔鐵組成之變化推定之SiO
2生成量及MnO生成量、及根據排氣分析值推定之FeO生成量合計而確定。
(比較例)
處理No.5使用與實施例1相同之設備，於相同條件下，進行脫矽精煉、中間排渣、脫磷精煉及脫碳精煉。於該條件下，在中間排渣時不進行排渣流之形狀測定而進行操作。又，基於過去之操作實際，確定脫磷精煉中投入之CaO量。
(總結)
於處理No.1～5之操作條件下各實施30 ch，將其平均值示於表1，將操作結果示於表2。平均排渣率係質量基準之排渣量相對於中間排渣前之熔渣量(質量基準)之百分率。藉由與條件No.5之比較表示石灰單位之削減量。藉由標準偏差1 σ表示脫磷精煉中熔鐵中之終點磷濃度[P](質量%)之不均。
[表1]
| 脫矽處理前平均值 | 脫磷處理後平均值 | 平均處理時間[min] | |||||||||||
| 處理 No. | 化學組成 [質量%] | 熔鐵溫度[℃] | 化學組成 [質量%] | 熔鐵溫度[℃] | |||||||||
| C | Si | Mn | P | C | Si | Mn | P | 脫矽 | 中間排渣 | 脫磷 | |||
| 1 | 4.34 | 0.36 | 0.31 | 0.120 | 1266 | 3.12 | ＜0.01 | 0.18 | 0.028 | 1358 | 4.9 | 8.3 | 5.5 |
| 2 | 4.29 | 0.39 | 0.27 | 0.116 | 1258 | 3.06 | ＜0.01 | 0.12 | 0.025 | 1366 | 5.0 | 8.4 | 5.3 |
| 3 | 4.31 | 0.37 | 0.30 | 0.110 | 1263 | 3.04 | ＜0.01 | 0.15 | 0.025 | 1362 | 4.9 | 8.5 | 5.4 |
| 4 | 4.21 | 0.37 | 0.29 | 0.114 | 1264 | 3.11 | ＜0.01 | 0.11 | 0.027 | 1368 | 5.0 | 8.4 | 5.3 |
| 5 | 4.31 | 0.38 | 0.28 | 0.118 | 1263 | 2.98 | ＜0.01 | 0.13 | 0.030 | 1364 | 4.7 | 8.4 | 5.6 |
[表2]
| 處理 No. | 平均排渣率 [%] | 石灰單位 削減量 [kg/t] | 終點[P]濃度 不均 1 σ[質量%] | 備考 |
| 1 | 54 | 0.5 | 0.002 | 發明例 |
| 2 | 61 | 1.1 | 0.002 | 發明例 |
| 3 | 59 | 1.3 | 0.002 | 發明例 |
| 4 | 59 | 1.2 | 0.002 | 發明例 |
| 5 | 54 | - | 0.004 | 比較例 |
與比較例相比，發明例每次均正確地推定中間排渣率，藉此使脫磷精煉中之石灰投入量適當正確，石灰單位處於低位，終點[P]之不均亦減少。又，於條件No.2、4中，藉由一面即時監控中間排渣量，一面傾動轉爐型精煉爐，排渣率較習知提高。再者，發明例與比較例之合計之精煉時間大致相同。
(產業上之可利用性)
根據本發明，藉由測定排渣時之排渣流形狀或排渣流速、熔渣表面形狀，可推定排渣量或熔渣組成，削減後續步驟之副原料添加量。無論為哪種精煉爐之形式，均較佳地應用於需要掌握排渣後殘留之熔渣量或熔渣之物性之處理。
1:具有轉爐型精煉爐之設備
2:轉爐型精煉爐
3:頂吹噴槍
4:噴槍頭
5:底吹風口
6:熔鐵
7:熔渣
8:控制用計算機
9:頂吹噴槍高度控制裝置
10:頂吹噴槍用氧化性氣體流量控制裝置
11:底吹氣體流量控制裝置
12:氧化性氣體噴流
13:排渣流
14:轉爐型容器之爐口
15:活動煙罩
16:頂吹噴槍用氧化性氣體供給管
17:頂吹噴槍用冷卻水供給管
18:頂吹噴槍用冷卻水排出管
19:測定用攝影機
20:渣鍋
圖1係示意性地表示對本發明之實施較佳之具有轉爐型精煉爐之設備構成之概略的說明圖。
圖2係示意性地表示使上述轉爐型精煉爐傾動、排渣時之形態之剖面圖。
圖3係將圖2之A部分放大後之示意性剖面圖。
圖4係表示水模實驗中熔渣面h
0與爐口位置之熔渣厚度h
e之關係之圖表。
圖5係表示水模實驗中爐口位置處之表面流速v
e之推定值與實測值之關係之圖表。
圖6係表示水模實驗中質量基準之排渣速度∆W/∆t之推定值與實測值之關係之圖表。
圖7表示水模實驗中動黏度ν對熔渣面h
0與排渣流之水平到達距離L之關係造成之影響的圖表。
圖8係表示水模實驗中動黏度ν對熔渣面h
0與爐口位置之熔渣厚度h
e之關係造成之影響的圖表。
圖9係表示水模實驗中動黏度ν對熔渣面h
0與體積基準之排渣速度Q之關係造成之影響的圖表。
圖10係表示動黏度ν對爐口基準之熔渣面高度h
0與排渣流之水平到達距離L之關係造成之影響的推定線之圖表。
2:轉爐型精煉爐
5:底吹風口
6:熔鐵
7:熔渣
13:排渣流
14:轉爐型容器之爐口
19:測定用攝影機
20:渣鍋
Claims (6)
- 一種轉爐之操作方法，其係向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉者；其特徵在於：於從爐口進行排渣時，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者。
- 一種轉爐之操作方法，其係當對於轉爐型精煉爐內之熔鐵，從頂吹噴槍將氣體氧源供給至熔鐵，或進而從底吹風口吹入氧化性氣體或惰性氣體，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉時，選擇下述任一種精煉步驟之組合，該組合係進行熔鐵之部分脫矽精煉之精煉步驟與對熔鐵之脫矽精煉之殘留物組合進行熔鐵之脫磷精煉或熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉的其他精煉步驟、以及進行熔鐵之脫矽精煉及熔鐵之脫磷精煉中之任一者或其兩者之精煉步驟與進行熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉中之任一者或其兩者的其他精煉步驟，於精煉步驟與其他精煉步驟之間，進行將精煉步驟中產生之熔渣從爐口排出之中間排渣步驟；該轉爐之操作方法之特徵在於：上述中間排渣步驟中，測定自排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀中選擇之一者或兩者以上，推定排渣量及排渣物之物性中之任一者或其兩者，並且推定上述殘留於轉爐型精煉爐內之熔渣量、或者上述殘留於轉爐型精煉爐內之熔渣量及熔渣組成，基於該推定結果確定任一上述其他精煉步驟之精煉中之副原料投入量。
- 如請求項1或2之轉爐之操作方法，其中，上述排渣流形狀、排渣流速及熔渣表面形狀之測定係測定距爐口一定距離下方處 之排渣流之水平到達距離、上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度、爐口位置之熔渣表面流速及爐口位置之熔渣厚度中之任意一者以上。
- 如請求項1或2之轉爐之操作方法，其中，預先利用多項式近似出熔渣之動黏度對距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離與上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度之關係、或上述轉爐型精煉爐內之爐口基準之熔渣面高度與爐口位置之熔渣厚度之關係造成之影響後，進行排渣，根據進行排渣時之排渣流形狀及熔渣表面形狀之測定結果來推定熔渣之動黏度。
- 如請求項1或2之轉爐之操作方法，其中，根據距爐口一定距離下方處之排渣流之水平到達距離L(m)、及爐口位置之熔渣厚度he(m)，使用下述數式1~3之關係式來推定質量基準之排渣量W(t)，
- 一種熔鋼之製造方法，其特徵在於：使用請求項1至5中任一項之轉爐之操作方法，向轉爐型精煉爐內之熔鐵供給氧源，進行熔鐵之脫矽精煉、熔鐵之脫磷精煉及脫碳精煉，並且進行排渣處理或中間排渣處理。
Applications Claiming Priority (2)
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|---|---|---|---|
| JP2021-043731 | 2021-03-17 | ||
| JP2021043731 | 2021-03-17 |
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Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2020129887A1 (ja) | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 日本製鉄株式会社 | 炉内残留スラグ量の推定方法および推定装置 |
Patent Citations (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2020129887A1 (ja) | 2018-12-17 | 2020-06-25 | 日本製鉄株式会社 | 炉内残留スラグ量の推定方法および推定装置 |
Non-Patent Citations (1)
| Title |
|---|
| 期刊 内藤 憲一郎・浅原 紀史・若生 昌光・松宮 徹 MURC（Multi-Refining Converter）法における中間排滓中の流体挙動に及ぼす各種因子の影響の基礎的検討 the Iron and Steel Institute of Japan (ISIJ) Vol.100(2014) No.4 2014 pp.90-97 |
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