WO2022195951A1 - 転炉の操業方法および溶鋼の製造方法 - Google Patents

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refining
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converter
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勝太 天野
侑希 河野
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method of operating a converter for producing molten steel by supplying an oxygen source to molten iron in a converter-type refining furnace, and a method of operating a converter that reduces the consumption of auxiliary materials such as lime, and a method of producing molten steel. It relates to a manufacturing method.
  • phosphorous oxide (P 2 O 5 ) produced by oxidation of phosphorus in hot metal with oxygen in an oxygen source (FeO) is It is carried out by fixing with a CaO-containing substance added as a dephosphorization refining agent.
  • 2 [P]+5(FeO)+3(CaO) (3CaO.P2O5) +5 [Fe] (A)
  • [P] and [Fe] represent the components in the hot metal
  • (FeO), (CaO) and (3CaO.P 2 O 5 ) represent the components in the slag.
  • phosphorus in hot metal is oxidized by FeO in slag
  • P 2 O 5 produced by this oxidation reaction reacts with CaO, and is absorbed by slag produced by slag formation of CaO-containing substances. .
  • the basicity of the slag ( % by mass CaO)/(% by mass SiO 2 )
  • the basicity of slag must be maintained at a predetermined value or higher.
  • the basicity of slag must be controlled within the range of 1.5 to 3.0 in order to promote the dephosphorization reaction.
  • molten iron tapped from a blast furnace contains about 0.2 to 0.4% by mass of silicon.
  • silicon in the hot metal is thermodynamically oxidized preferentially over phosphorus in the hot metal.
  • a large amount of SiO 2 is generated in the dephosphorization process. In that case, in order to ensure the basicity of the slag at a predetermined value, not only the amount of the CaO-containing substance used increases, but also the amount of slag generated increases, increasing the production cost.
  • intermediate slag slag containing SiO 2 as a main component from the converter. This technique is said to have the effect of reducing the amount of slag in the furnace and reducing the amount of CaO-containing substances used in the dephosphorization treatment in order to ensure the basicity of the slag.
  • Patent Document 3 proposes a technique for optimizing the amount of CaO-containing material to be added in the next step by measuring the amount of slag discharged in the middle with a weighing machine.
  • the conventional technique described above has the following problems. As described above, it is effective to control the basicity of the slag to a predetermined value for efficient dephosphorization. Therefore, as in the techniques disclosed in Patent Documents 1 and 2, when the desiliconization treatment, the intermediate waste and the dephosphorization treatment are continuously performed in one converter, the amount of CaO-containing substances used in the dephosphorization treatment is reduced. In addition, in order to ensure the slag basicity in the dephosphorization treatment at a predetermined value, it is necessary to control the silicon concentration in the hot metal at the end of the desiliconization treatment within a specific range, It is necessary to estimate the amount of slag discharged outside the system. However, Patent Documents 1 and 2 do not clarify the amount of slag to be discharged.
  • Patent Document 3 causes a lot of melted material to scatter on the cart, and requires considerable maintenance to obtain an accurate weighing value. Additionally, tranquilizers may be added to the slag pan to quickly soothe the slag after it has been drained, so an accurate value may not be measured.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and an object thereof is to provide a method of operating a converter for refining molten iron and producing molten steel using a converter-type smelting furnace with high accuracy.
  • An object of the present invention is to propose a method of operating a converter and a method of manufacturing molten steel, which can reduce the consumption of auxiliary raw materials used in a refining process by estimating the amount of slag and the physical properties of the slag.
  • the object of the present invention is to propose a method of operating a converter and a method of manufacturing molten steel, which can reduce the consumption of auxiliary materials used in the refining process.
  • the inventor conducted extensive research, and as a result, estimated the amount of slag and the physical properties of the slag from the shape of the slag flow, the flow velocity of the slag, and the surface shape of the slag in the converter-type smelting furnace in the slag.
  • a first method of operating a converter according to the present invention is to supply an oxygen source to molten iron in a converter-type refining furnace, desiliconize molten iron, dephosphorize and decarburize molten iron.
  • the method of operating a converter for refining when slag is discharged from the furnace mouth, one or more selected from the slag flow shape, the slag flow velocity and the slag surface shape are measured, and the amount of slag and the slag characterized by estimating either or both of the physical properties of
  • a second method of operating a converter according to the present invention which advantageously solves the above problems, supplies a gaseous oxygen source to molten iron in a converter-type smelting furnace from a top-blowing lance, or furthermore, bottom-blowing tuyeres.
  • a method of operating a converter in which an intermediate slag process is performed in which slag generated in one refining process is discharged from the furnace port between Measure one or more selected ones, estimate either or both of the amount of slag and the physical properties of the slag, and measure the amount of slag remaining in the converter-type refining furnace, or the converter-type refining
  • the method is characterized by
  • the slag flow shape, slag flow velocity and slag surface shape are measured by measuring the horizontal reaching distance of the slag flow at a certain distance below the furnace throat, the slag surface height of the throat standard in the converter type refining furnace, measuring one or more of the slag surface flow velocity at the throat position and the slag thickness at the throat position; (b) The relationship between the horizontal reaching distance of the slag flow at a certain distance below the furnace throat and the slag surface height of the throat standard in the converter type refining furnace, or the throat standard in the converter type refining furnace After approximating the effect of the kinematic viscosity of slag on the relationship between the slag surface height and the slag thickness at the throat position with a polynomial in advance, slag is discharged, and the slag flow shape and slag surface shape when slag is discharged
  • W is the amount of slag (t) based on mass
  • t is the time (s)
  • ⁇ W/ ⁇ t is the rate of slag based on mass (t/s)
  • w(h) is the width of the slag stream at height h (m)
  • we is the surface width of the slag stream at the throat position (m)
  • ⁇ is the slag density ( t/m3 )
  • v(h) is the slag flow velocity at height h (m/s)
  • ve is the slag surface flow velocity at the throat position (m/s)
  • he is the slag thickness at the throat position (m)
  • a , b is a constant
  • H is the slag stream falling distance (m)
  • L is the horizontal reaching distance (m) of the slag stream at the slag stream falling distance H
  • g is the gravitational acceleration (9.8 m/s 2 ).
  • the method for producing molten steel according to the present invention uses any one of the above-described converter operating methods to supply an oxygen source to molten iron in a converter-type refining furnace, and desiliconize and refining molten iron. , dephosphorization refining and decarburization refining of hot metal, and slag treatment or intermediate slag treatment.
  • the present invention in a method of operating a converter in which an oxygen source is supplied to molten iron in a converter-type refining furnace, the molten iron is refined, and molten steel is produced, the amount of slag and the physical properties of the slag can be accurately estimated. As a result, the consumption of auxiliary raw materials used in the refining process can be reduced.
  • the refining process of hot metal in which one refining process, an intermediate slag process, and another refining process are performed in order, the amount of slag in the intermediate slag process and physical properties of the slag can be easily and accurately estimated, and subsequent It becomes possible to reduce the consumption of auxiliary raw materials used in the refining process.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view schematically showing the state of the converter-type smelting furnace when it is tilted and the slag is discharged.
  • FIG. 3 is a schematic cross-sectional view enlarging a portion A of FIG. 2 ;
  • 4 is a graph showing the relationship between the slag surface h0 and the slag thickness he at the throat position in water model experiments.
  • 4 is a graph showing the relationship between the estimated value and the measured value of the surface flow velocity ve at the throat position in the water model experiment.
  • 4 is a graph showing the relationship between the estimated value and the measured value of the mass-based slag discharge speed ⁇ W/ ⁇ t in the water model experiment. It is a graph which shows the influence of kinematic viscosity ⁇ on the relationship between the slag surface h 0 and the horizontal reaching distance L of the slag flow in a water model experiment. 4 is a graph showing the influence of kinematic viscosity ⁇ on the relationship between the slag surface h 0 and the slag thickness he at the throat position in a water model experiment. It is a graph showing the influence of kinematic viscosity ⁇ on the relationship between the slag surface h 0 and the volume-based slag discharge speed Q in water model experiments. 4 is a graph of an estimated line showing the influence of kinematic viscosity ⁇ on the relationship between the slag surface height h 0 based on the furnace throat and the horizontal reaching distance L of the slag flow.
  • FIG. 4 shows the relationship between the throat -based slag surface height h0 and the slag thickness he at the throat position in the water model experiment.
  • the slag surface height h 0 based on the furnace throat refers to the lowest position of the furnace throat 14 where the slag flow 13 begins to fall, as shown in the enlarged schematic diagram of FIG. It means a substantially horizontal liquid level at a position some distance away from the furnace throat 14 in the furnace 2 .
  • v e (calc) is a value estimated by the following equation (3).
  • H is the slag stream drop distance (m)
  • L is the horizontal reaching distance (m) of the slag stream at the slag stream drop distance H
  • g is the acceleration of gravity (9.8 m/s 2 ). be.
  • 0.1 m was used as the falling distance H of the slag stream.
  • the surface flow velocity ve (calc) estimated from the horizontal reaching distance L of the slag flow (water) 13 and the actually measured surface flow velocity ve (obs) are in good agreement. Therefore, by measuring the horizontal reaching distance L of the slag stream at a given slag stream drop distance H, the surface flow velocity ve at the furnace throat position can be estimated.
  • FIG. 6 shows the result of estimating ⁇ W/ ⁇ t (g/s) and comparing it with the actual value obtained from the change in the weight of the dregs pot 20 .
  • w (h) in the equation (2) is the horizontal width (m) of the slag stream 13 at the height h of the furnace throat 14, ⁇ is the liquid density (t/m 3 ), v ( h) is the slag flow velocity at the height h of the furnace throat 14 (m/s), ve is the surface flow velocity of the slag flow at the throat (m/s), and he is the slag thickness at the throat position ( m), a and b are constants.
  • the surface width w e of the slag flow (water) at the furnace throat position is calculated from the furnace throat 14 profile obtained in advance, the tilting angle of the converter smelting furnace 2, and the slag thickness h e at the furnace throat 14 position.
  • Example 2 The inventor further simulated slag by using water, ethanol-water solution and multiple liquid paraffins with different physical properties, especially kinematic viscosities, by a water model experiment of about 1/10 size used in Experiment 1, Experiment 1 Similarly to , the items shown in FIG. 3 were measured and examined repeatedly. 7 to 9, A represents water, B represents 30% ethanol-water solution, and C to E represent liquid paraffins with different kinematic viscosities ⁇ . The kinematic viscosities at 28° C.
  • FIG. 7 shows the effect of the kinematic viscosity ⁇ of the liquid on the relationship between the slag surface height h 0 based on the furnace throat 14 and the horizontal reaching distance L of the slag flow 13 in the water model experiment.
  • the horizontal reaching distance L of the slag stream 13 was measured as the falling distance H of 0.1 m. From the results of FIG. 7, it is clear that when the kinematic viscosity ⁇ of the slag (liquid) to be discharged changes, the relationship between the horizontal reaching distance L of the slag flow 13 and the slag surface height h 0 based on the furnace throat 14 changes. became.
  • FIG. 8 shows the effect of the kinematic viscosity ⁇ of the liquid on the relationship between the throat-based slag surface height h 0 and the slag thickness he at the throat position in the water model experiment. From the results of FIG. 8, it was clarified that when the kinematic viscosity of the discharged slag (liquid) changes, the relationship between the slag surface height h0 based on the furnace throat and the slag thickness h e at the furnace throat position changes. .
  • FIG. 9 shows the effect of the kinematic viscosity ⁇ of the liquid on the relationship between the slag surface height h 0 based on the throat and the slag discharge speed Q based on the volume in the water model experiment. From the results of FIG. 9, it was clarified that when the kinematic viscosity ⁇ of the slag (liquid) to be discharged changes, the relationship between the volume-based slag discharge speed Q and the furnace throat-based slag surface height h0 changes. .
  • the slag It is possible to estimate the kinematic viscosity ⁇ and the slag drainage rate of
  • FIG. A facility 1 having a converter type refining furnace suitable for carrying out the present invention includes a converter type refining furnace 2, a top blowing lance 3, a control computer 8, and a A top blowing lance height control device 9 for adjusting the height of the top blowing lance 3 and a top blowing lance for adjusting the flow rate of the oxidizing gas injected from the top blowing lance 3, which are individually operable by control signals. and a bottom blowing gas flow control device 11 for adjusting the flow rate of the stirring gas blown from the bottom blowing tuyeres 5 .
  • the control computer 8 includes a lance height controller 9 for adjusting the height of the top blowing lance 3, an oxidizing gas flow controller 10 for adjusting the flow rate of the oxidizing gas injected from the top blowing lance 3, and a bottom blowing tuyere. It is configured to transmit a control signal for individually or simultaneously operating the bottom blowing gas flow controller 11 for adjusting the flow rate of the stirring gas blown from 5 .
  • the equipment 1 having the above-described converter refining furnace is used to blow an oxidizing gas onto the hot metal 6 in the converter refining furnace 2 from the top blowing lance 3, Alternatively, an oxidizing gas or an inert gas is further blown from the bottom blowing tuyere 5 to perform desiliconization refining, dephosphorization refining and decarburization refining of the hot metal 6 .
  • the hot metal 6 is hot metal containing 0.02% by mass or more of Si.
  • a lance tip 4 is provided at the tip of the top-blowing lance 3, and an oxidizing gas jet 12 is blown toward the surface of the hot metal 6 during refining.
  • the process shifts to the intermediate waste step, tilts the converter type refining furnace 2, and discharges the slag 7 without discharging the molten metal 6 outside the furnace (hereinafter referred to as (Fig. 2).
  • the converter-type refining furnace 2 is tilted, and the measurement camera 19 for photographing the vicinity of the furnace throat 14 of the converter-type refining furnace 2 during the slag is taken from the front and side surfaces of the furnace throat 14 and the slag stream. A plurality are installed so that 13 falling positions can be photographed.
  • the slag 7 surface at the furnace throat 14 is detected at the timing when the tilting angle of the converter type refining furnace 2 becomes constant for a predetermined time or more, and the tilting angle of the furnace body at that time and the photographing in advance Based on the profile of the furnace throat 14 at the same tilting angle that has been set, the slag thickness he at the furnace throat position is estimated.
  • the time for which the tilt angle is constant can be selected from the range of 1-60 s, preferably 5-20 s. Alternatively, it may be estimated from the throat-based slag surface height h 0 in the converter type refining furnace 2 .
  • the horizontal reaching distance L of the slag stream 13 at the falling height H of the slag stream 13 is measured, and the surface flow velocity ve of the slag at the furnace throat position is estimated using the above equation (3).
  • the drop height H can be about 5 to 15 m depending on the equipment configuration.
  • the high-temperature slag 7 is cooled by contact with the atmosphere, and temperature unevenness (for example, changes in brightness and color) occurs on the surface. can also measure the surface velocity of
  • the following formula ( 1) and The mass-based slag amount W(t) is calculated by the above equation (2).
  • the constants a and b are determined in advance so that the difference between the estimated value of the slag amount W and the actual value measured by a load cell or the like is minimized.
  • t is the processing time (s) of the waste disposal process.
  • the amount of slag remaining in the converter-type refining furnace 2 is estimated from the mass-based slag amount W estimated by the above method and the total slag amount obtained from the material balance. Then, another refining process, such as dephosphorization refining, is performed by determining the amount of auxiliary raw materials to be charged for dephosphorization refining. Thereby, dephosphorization refining can be performed efficiently without inputting excess CaO source.
  • an approximate curve for example, FIG. 10
  • the slag basicity and slag composition corresponding to the estimated kinematic viscosity of the slag, particularly the CaO concentration in the slag, are estimated using the slag temperature measured or estimated separately after completion of desiliconization refining.
  • the approximation curve shown in FIG. 10 is approximated by the following formula (4). (4) where ⁇ and ⁇ are constants that depend on the kinematic viscosity ⁇ of the slag.
  • the kinematic viscosity ⁇ can be specified, the horizontal reaching distance of the slag flow at a certain distance below the furnace throat, the slag surface height based on the throat in the converter type refining furnace, the slag at the throat position Any two or more of the surface flow velocity and the slag thickness at the throat position can be arranged and used.
  • the influence of the kinematic viscosity ⁇ of the slag on the relationship between the slag surface height h 0 based on the throat and the slag thickness he at the throat position in a converter type refining furnace may be obtained.
  • the amount of auxiliary raw materials to be input during other refining processes is determined. , perform dephosphorization refining. As a result, CaO sources can be reduced more accurately.
  • top-bottom blowing refining was explained as an example, but it is of course applicable to top-blowing refining only and oxygen bottom-blowing refining.
  • the slag removal process is not limited to after desiliconization refining, and can be applied to the slag removal process during desiliconization refining, before decarburization refining after dephosphorization refining, and after decarburization refining. For example, by accurately grasping the amount of residual slag after dephosphorization refining, it is possible to accurately perform blow calculation during decarburization refining.
  • a method for producing molten steel includes supplying an oxygen source to molten iron in a converter-type refining furnace, desiliconizing the molten iron, and Dephosphorization refining and decarburization refining of hot metal are performed, and slag treatment or intermediate slag treatment is performed.
  • hot metal 6 is desiliconized using a 300-ton capacity top-bottom blown converter (oxygen gas top-blown, argon gas bottom-blown) having the same type as the converter-type refining furnace 2 shown in FIGS. Refining, dephosphorization refining and decarburization refining were performed. First, iron scrap was charged into the converter type refining furnace 2, and then 300 tons of hot metal having a temperature of 1200 to 1280° C. was charged into the converter.
  • a 300-ton capacity top-bottom blown converter oxygen gas top-blown, argon gas bottom-blown
  • the basicity of the slag is set in the range of 0.8 to 1.0, and after about 5 minutes, intermediate slag is discharged, and then the basicity of the slag is set to 1.0 to 1.5. Dephosphorization refining was continued while controlling within the range.
  • the slag thickness he at the furnace throat position and the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H were measured every 1 s.
  • a drop height H of about 10 m was used.
  • the moving average of the past 5 seconds was taken and used as the actual value at that time.
  • the mass-based slag amount W was estimated using the above equations (1) to (3). Note that the constants a and b on the right side of the equation (2) were determined using the measured values of the intermediate waste amount W of the past 10 channels so that the error between the estimated value and the actual value would be minimized.
  • the slag amount (on a mass basis) to be carried over to the next step, dephosphorization blowing was estimated.
  • the amount of slag (mass basis) before intermediate slag the total amount of auxiliary raw materials introduced in the desiliconization refining process, the amount of SiO2 produced estimated from Si in hot metal, and the amount of FeO produced estimated from the exhaust gas analysis value determined by summing the
  • Example 2 Processing no. As No. 2, desiliconization refining, middle waste slag, dephosphorization refining and decarburization refining were performed using the same equipment as in Example 1 under the same conditions.
  • the slag thickness he at the furnace throat position and the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H were measured every 1 s.
  • the drop height H was about 10m.
  • the moving average of the past 5 seconds was taken and used as the actual value at that time.
  • the mass-based slag amount W was estimated using the above equations (1) to (3). Note that the constants a and b on the right side of the equation (2) were determined using the measured values of the intermediate waste amount W of the past 10 channels so that the error between the estimated value and the actual value would be minimized.
  • the tilting angle of the converter-type refining furnace was adjusted while the mass-based slag amount W thus obtained was monitored in real time, and intermediate slag was carried out.
  • the amount of slag carried over to dephosphorization refining was estimated by subtracting it from the amount of slag (based on mass) before intermediate slag, and the amount of CaO to be input in the dephosphorization refining process was determined.
  • the amount of slag before the intermediate slag is the sum of the total amount of auxiliary materials input in the desiliconization refining process, the amount of SiO2 produced estimated from the hot metal Si, and the amount of FeO produced estimated from the analysis value of the exhaust gas. decided by doing
  • Example 3 Processing no. As 3, desiliconization refining, middle waste slag, dephosphorization refining and decarburization refining were performed using the same equipment as in Example 1 under the same conditions.
  • the slag thickness he at the furnace throat position and the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H were measured every 1 s.
  • a drop height H of about 10 m was used.
  • the moving average of the past 5 seconds was taken and used as the actual value at that time.
  • the mass-based slag amount W was estimated using the above equations (1) to (3). Note that the constants a and b on the right side of the equation (2) were determined using the measured values of the intermediate waste amount W of the past 10 channels so that the error between the estimated value and the actual value would be minimized.
  • the amount of slag (on a mass basis) to be carried over to dephosphorization refining was estimated by subtracting the obtained slag amount (on a mass basis) from the amount of slag (on a basis of mass) before intermediate waste disposal.
  • the influence of the kinematic viscosity of the slag on the relationship between the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H and the slag surface height h0 on the basis of the throat in the converter type refining furnace 2 is determined in advance in (4). Approximated as shown in the formula.
  • the kinematic viscosity ⁇ of the slag was obtained using a known document, for example, Non-Patent Document 1, based on the slag composition analysis value and the temperature measurement result.
  • ⁇ and ⁇ in the formula (4) were determined so that the actual values and the estimated values match.
  • the obtained ⁇ and ⁇ values were compared with past slag discharge records to estimate the kinematic viscosity of the slag.
  • the amount of CaO to be charged in the dephosphorization refining process was determined based on the obtained slag composition estimation result and the above-estimated amount of slag carried over to dephosphorization refining (based on mass).
  • the amount of slag (based on mass) before intermediate slag is estimated from the total amount of auxiliary materials input in the desiliconization refining process, the amount of SiO2 and MnO generated estimated from changes in the hot metal composition, and the exhaust gas analysis value. It was determined by summing the FeO production amounts obtained by
  • Example 4 Processing no. As No. 4, desiliconization refining, middle waste slag, dephosphorization refining and decarburization refining were performed using the same equipment as in Example 1 under the same conditions.
  • the slag thickness he at the furnace throat position and the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H were measured every 1 s.
  • a drop height H of about 10 m was used.
  • the moving average of the past 5 seconds was taken and used as the actual value at that time.
  • the mass-based slag amount W was estimated using the above equations (1) to (3). Note that the constants a and b on the right side of the equation (2) were determined using the measured values of the intermediate waste amount W of the past 10 channels so that the error between the estimated value and the actual value would be minimized.
  • the tilting angle of the converter-type refining furnace was adjusted while the mass-based slag amount W thus obtained was monitored in real time, and intermediate slag was carried out.
  • the amount of slag carried over to dephosphorization refining was estimated by subtracting it from the amount of slag (based on mass) before intermediate slag, and the amount of CaO to be charged in dephosphorization refining was determined.
  • the influence of the kinematic viscosity of the slag on the relationship between the horizontal reaching distance L of the slag flow at the drop height H and the slag surface height h0 on the basis of the throat in the converter type refining furnace 2 is determined in advance in (4). Approximated as shown in the formula.
  • the kinematic viscosity ⁇ of the slag was obtained from known literature based on the slag composition analysis value and the temperature measurement result.
  • ⁇ and ⁇ in the formula (4) were determined so that the actual value and the estimated value matched from the slag flow shape measurement results measured when the tilt angle was constant for 10 seconds or more.
  • the obtained ⁇ and ⁇ values were compared with past slag discharge records to estimate the kinematic viscosity of the slag.
  • the amount of CaO to be charged in the dephosphorization refining process was determined based on the obtained slag composition estimation result and the above-estimated amount of slag carried over to dephosphorization refining (based on mass).
  • the amount of slag (based on mass) before intermediate slag is estimated from the total amount of auxiliary materials input in the desiliconization refining process, the amount of SiO2 and MnO generated estimated from changes in the hot metal composition, and the exhaust gas analysis value. It was determined by summing the FeO production amounts obtained by
  • the amount of slag and slag composition can be estimated, and the amount of auxiliary raw materials added in the next process can be reduced. can be done. Regardless of the type of smelting furnace, it is suitable for application to processes that require an understanding of the amount of slag remaining after slag and the physical properties of the slag.

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Abstract

副原料消費量が低減する転炉の操業方法を提案する。転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、脱珪、脱燐および脱炭精錬を行うにあたり、炉口から排滓を行う際に、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二以上を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定する方法である。脱珪の一部または全部および脱燐のいずれかまたはその両方を行う一の精錬工程と、生成したスラグの一部または全部を炉口から排出する中間排滓工程と、残りの他の精錬工程と、を順に行うにあたり、中間排滓工程では、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定するとともに、残留するスラグ量、または、残留するスラグ量およびスラグ組成を推定し、推定結果をもとに他の精錬工程の精錬における副原料投入量を決定する方法である。

Description

転炉の操業方法および溶鋼の製造方法
　本発明は、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給して、溶鋼を製造する転炉の操業方法に係り、石灰等の副原料消費量が低減する転炉の操業方法および溶鋼の製造方法に関する。
　近年、溶銑の予備処理方法（脱珪処理、脱燐処理、脱硫処理）の開発が進み、転炉に装入される溶銑の燐、硫黄の濃度は、それ以上に除去する必要のないレベルまで低減されている。したがって、転炉では主に脱炭精錬のみを行う鉄鋼精錬プロセスが完成しつつある。脱珪処理および脱燐処理は、溶銑中の珪素あるいは燐が溶銑に供給される酸素源（酸素ガスや酸化鉄）中の酸素によって酸化除去される反応であり、脱硫処理は、ＣａＯなどの脱硫材と溶銑中の硫黄が反応して硫黄がスラグ中に除去される反応である。
　特に脱燐処理は、下記の（Ａ）式の脱燐反応を示すように、溶銑中の燐が酸素源（ＦｅＯ）中の酸素によって酸化されて生成する燐酸化物（Ｐ２Ｏ５）を、脱燐精錬剤として添加するＣａＯ含有物質で固定することで行われている。
２［Ｐ]＋５（ＦｅＯ）＋３（ＣａＯ）＝（３ＣａＯ・Ｐ２Ｏ５）+５［Ｆｅ］　　（Ａ）
ただし、（Ａ）式において、［Ｐ］、［Ｆｅ］は溶銑中の成分、（ＦｅＯ）、（ＣａＯ）、（３ＣａＯ・Ｐ２Ｏ５）はスラグ中の成分を示している。つまり、溶銑中の燐がスラグ中のＦｅＯによって酸化され、この酸化反応によって生成したＰ２Ｏ５がＣａＯと反応し、ＣａＯ含有物質の滓化によって生成されるスラグに吸収されるという反応である。
　すなわち、脱燐処理では、脱燐反応の平衡の観点から、生成される燐酸化物(Ｐ２Ｏ５)をスラグに吸収させるために、スラグの塩基度（＝（質量％ＣａＯ）／（質量％ＳｉＯ２））を所定の値以上に確保する必要がある。一般的には、脱燐反応を促進させるために、スラグの塩基度を１．５～３．０の範囲内に制御する必要があるといわれている。
　ところで、高炉から出銑される溶銑には、０．２～０．４質量％程度の珪素が含有されている。溶銑に酸素源を供給したとき、熱力学的に、溶銑中の珪素は溶銑中の燐よりも優先的に酸化されることから、脱燐処理前の溶銑中の珪素濃度が高い場合には、脱燐処理におけるＳｉＯ２の発生量が多くなる。その場合、スラグの塩基度を所定の値に確保するために、ＣａＯ含有物質の使用量が多くなるのみならず、スラグの発生量が多くなり、製造コストを上昇させる。
　そこで、転炉を用いて、脱珪処理されていない溶銑を脱珪処理し、この脱珪処理に引き続いて脱燐処理する際に、脱珪処理後に一旦精錬を停止し、脱珪処理で生成された、ＳｉＯ２を主成分とするスラグを転炉から排出（以下、「中間排滓」と呼ぶ）する技術が提案されている（たとえば、特許文献１を参照）。この技術では、炉内のスラグ量を減少させ、スラグの塩基度を確保するために脱燐処理で使用するＣａＯ含有物質を低減する効果が得られるとされている。
　また、特許文献２には、中間排滓を溶銑中のＳｉ濃度が０．２質量％を超えた状態で行い、前記脱燐処理より後工程において発生するスラグを、脱珪処理を行う炉内に投入し、スラグ塩基度を０．５～１．８の範囲に調整して脱珪処理を行うことで溶鋼歩留りを向上しつつＣａＯ源の削減を行う方法が開示されている。
　特許文献３には、中間排滓するスラグ量を秤量機で測定することにより、次工程で添加するＣａＯ含有物質の量を適正とする技術が提案されている。
特開平１０－１５２７１４号公報 特開２０１１－１３７１９６号公報 特開２０１０－１２６７９０号公報
Ｓｌａｇ　Ａｔｌａｓ　２ｎｄ　ｅｄｉｔｉｏｎ　：Ｖｅｒｌａｇ　Ｓｔａｈｌｅｉｓｅｎ　ＧｍｂＨ，　（１９９５）
　しかしながら、上記従来の技術には、以下のような問題点がある。
　前述したように、脱燐処理を効率的に行うためにはスラグの塩基度を所定の値に制御することが効果的である。したがって、特許文献１や２に開示の技術のように、脱珪処理、中間排滓および脱燐処理を１つの転炉で連続して行う場合に、脱燐処理で使用するＣａＯ含有物質を低減した上で、脱燐処理におけるスラグの塩基度を所定の値に確保するためには、脱珪処理終了時の溶銑中珪素濃度をある特定の範囲に制御すること、さらには中間排滓処理で系外に排出するスラグ量を推定することが必要になる。ところが、特許文献１や２では排出するスラグ量は明確になっていない。
　また、特許文献３に開示の技術は、台車への溶融物の飛散等が多く、また正確な秤量値を得るには相当のメンテナンスを要する。さらに、排滓後のスラグを迅速に鎮静させるために滓鍋に鎮静剤を加えることもあるので、正確な値を測定できないこともある。
　本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、転炉型精錬炉を用いて、溶銑を精錬し、溶鋼を製造する転炉の操業方法において、精度よく排滓量や排滓物の物性を推定して、精錬工程で用いる副原料消費量を低減し得る転炉の操業方法および溶鋼の製造方法を提案することにある。特に、一の精錬工程、中間排滓工程および他の精錬工程を順に行う溶銑の精錬処理において、中間排滓工程の排滓量や排滓物の物性を簡単かつ精度よく推定し、それに続く他の精錬工程で用いる副原料消費量を低減し得る転炉の操業方法および溶鋼の製造方法を提案することにある。
　発明者はこれらの問題に鑑み鋭意研究を重ねた結果、排滓流の形状や排滓流速、排滓中の転炉型精錬炉内スラグ表面形状から排滓量や排滓物の物性を推定できることを見出し、この知見に基づいて本発明を完成するに至った。
　上記課題を有利に解決する本発明にかかる第一の転炉の操業方法は、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行う転炉の操業方法において、炉口から排滓を行う際に、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二以上を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定することを特徴とする。
　上記課題を有利に解決する本発明にかかる第二の転炉の操業方法は、転炉型精錬炉内の溶銑に上吹きランスから気体酸素源を溶銑に供給し、または、さらに底吹き羽口から酸化性ガスもしくは不活性ガスを吹き込んで溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行うにあたり、溶銑の脱珪精錬の一部を行う一の精錬工程と溶銑の脱珪精錬の残りに溶銑の脱燐精錬または溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を組み合わせて行う他の精錬工程と、および、溶銑の脱珪精錬および溶銑の脱燐精錬のいずれかまたはその両方を行う一の精錬工程と溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬のいずれかまたはその両方を行う他の精錬工程と、のいずれかの精錬工程の組み合わせを選択し、一の精錬工程と他の精錬工程との間に、一の精錬工程で発生したスラグを炉口から排出する中間排滓工程を行う転炉の操業方法において、前記中間排滓工程では、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二以上を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定するとともに、前記転炉型精錬炉内に残留するスラグ量、または、前記転炉型精錬炉内に残留するスラグ量およびスラグ組成を推定し、その推定結果をもとに前記他の精錬工程のいずれかの精錬における副原料投入量を決定することを特徴とする。
　なお、本発明にかかる転炉の操業方法は、上記第一または第二の転炉の操業方法において、
（ａ）前記排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状の測定は、炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離、前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さ、炉口位置のスラグ表面流速、および、炉口位置のスラグ厚みのいずれか一つ以上を測定すること、
（ｂ）炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離と前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さとの関係、または、前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さと炉口位置のスラグ厚みとの関係に与えるスラグの動粘度の影響をあらかじめ多項式で近似したのち、排滓を行い、排滓を行った際の排滓流形状およびスラグ表面形状の測定結果から、スラグの動粘度を推定すること、
（ｃ）炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離Ｌ（ｍ）、および、炉口位置のスラグ厚みｈｅ（ｍ）から下記数式１～３の関係式を用いて質量基準の排滓量Ｗ（ｔ）を推定すること（ここで、式中において、Ｗは質量基準の排滓量（ｔ）、ｔは排滓時間（ｓ）、ΔＷ／Δｔは質量基準の排滓速度（ｔ／ｓ）、ｗ（ｈ）は高さｈにおける排滓流の幅（ｍ）、ｗｅは炉口位置における排滓流の表面幅（ｍ）、ρはスラグ密度（ｔ／ｍ３）、ｖ（ｈ）は高さｈにおけるスラグ流速（ｍ／ｓ）、ｖｅは炉口位置におけるスラグの表面流速（ｍ／ｓ）、ｈｅは炉口位置のスラグ厚み（ｍ）、ａ、ｂは定数、Ｈは排滓流落下距離（ｍ）、Ｌは排滓流落下距離Ｈにおける排滓流の水平到達距離（ｍ）、ｇは重力加速度（９．８ｍ／ｓ２）である）、
などがより好ましい解決手段になり得るものと考えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　上記課題を有利に解決する本発明にかかる溶鋼の製造方法は、上記いずれかの転炉の操業方法を用いて、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行い、排滓処理または中間排滓処理することを特徴とする。
　本発明によれば、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑を精錬し、溶鋼を製造する転炉の操業方法において、精度よく排滓量や排滓物の物性を推定して、精錬工程で用いる副原料消費量を低減することができる。特に、一の精錬工程、中間排滓工程および他の精錬工程を順に行う溶銑の精錬処理において、中間排滓工程の排滓量や排滓物の物性を簡単かつ精度よく推定し、それに続く他の精錬工程で用いる副原料消費量を低減することができるようになる。さらに、この転炉の操業方法を用いて溶鋼を製造することにより、副原料消費量を低減して効率よく溶鋼を製造できるようになる。
本発明の実施に好適な、転炉型精錬炉を有する設備構成の概略を模式的に示す説明図である。 上記転炉型精錬炉を傾動し、排滓時の形態を模式的に示す断面図である。 図２のＡ部分を拡大した模式断面図である。 水モデル実験におけるスラグ面ｈ０と炉口位置のスラグ厚みｈｅとの関係を示すグラフである。 水モデル実験における炉口位置での表面流速ｖｅの推定値と実測値の関係を示すグラフである。 水モデル実験における質量基準の排滓速度ΔＷ／Δｔの推定値と実測値の関係を示すグラフである。 水モデル実験におけるスラグ面ｈ０と排滓流の水平到達距離Ｌとの関係に与える動粘度νの影響を示すグラフである。 水モデル実験におけるスラグ面ｈ０と炉口位置のスラグ厚みｈｅとの関係に与える動粘度νの影響を示すグラフである。 水モデル実験におけるスラグ面ｈ０と体積基準の排滓速度Ｑとの関係に与える動粘度νの影響を示すグラフである。 炉口基準のスラグ面高さｈ０と排滓流の水平到達距離Ｌとの関係に与える動粘度νの影響を示す推定線のグラフである。
　以下、本発明の実施の形態について具体的に説明する。なお、各図面は模式的なものであって、現実のものとは異なる場合がある。また、以下の実施形態は、本発明の技術的思想を具体化するための装置や方法を例示するものであり、構成を下記のものに特定するものでない。すなわち、本発明の技術的思想は、特許請求の範囲に記載された技術的範囲内において、種々の変更を加えることができる。
＜実験１＞
　発明者は、実機実験に先立ち、実機の約１／１０サイズの水モデル実験により、スラグを水で模して、水を連続的に排出し、図３に示す項目を測定し、検討を重ねた。図４には水モデル実験における炉口基準のスラグ面高さｈ０と炉口位置のスラグ厚みｈｅとの関係を示す。ここで、炉口基準のスラグ面高さｈ０とは、図３に拡大模式図で示すように、排滓流１３が落下し始める炉口１４の最も低い位置を基準として、転炉型精錬炉２内の炉口１４からある程度離れた位置におけるほぼ水平な液面高さをいう。図５には同じく表面流速ｖｅ（ｍ／ｓ）について、排滓流１３の水平到達距離Ｌから求めた排滓流流速ｖｅ（ｃａｌｃ）と、水面の動画から画像解析により求めた表面流速ｖｅ（ｏｂｓ）の関係を示す。ここで、ｖｅ（ｃａｌｃ）は以下の式(３)により推定した値である。（３）式中、Ｈは排滓流落下距離（ｍ）、Ｌは排滓流落下距離Ｈにおける排滓流の水平到達距離（ｍ）、ｇは重力加速度（９．８ｍ／ｓ２）である。本実験では、排滓流落下距離Ｈとして、０．１ｍを用いた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　図５より明らかなように、排滓流（水）１３の水平到達距離Ｌから推定した表面流速ｖｅ（ｃａｌｃ）と、実測した表面流速ｖｅ（ｏｂｓ）はよく一致する。よって、ある排滓流落下距離Ｈにおける排滓流の水平到達距離Ｌを測定することで炉口位置の表面流速ｖｅを推定することができる。
　さらに、同一の実験で炉口正面から動画撮影を行い、炉口位置における排滓流（水）の表面幅ｗｅを測定し、以下に示す（２）式を用いて質量基準の排滓速度ΔＷ／Δｔ（ｇ／ｓ）を推定し、滓鍋２０の重量変化から求めた実績値と比較した結果が図６である。ここで、（２）式中のｗ（ｈ）は炉口１４位置の高さｈにおける排滓流１３の水平方向の幅（ｍ）、ρは液体の密度（ｔ／ｍ３）、ｖ（ｈ）は炉口１４位置の高さｈにおける排滓流流速（ｍ／ｓ）、ｖｅは炉口における排滓流の表面流速（ｍ／ｓ）、ｈｅは炉口位置のスラグ厚み（ｍ）、ａ、ｂは定数である。なお、炉口位置における排滓流（水）の表面幅ｗｅは、あらかじめ求めた炉口１４プロフィールと転炉型精錬炉２の傾動角度および炉口１４位置のスラグ厚みｈｅから計算することもできる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　図６の結果から、排滓流の形状測定をもとに推定した質量基準の排滓速度ΔＷ／Δｔは実績値とよく一致することがわかる。排滓流の形状を測定することで、排滓速度ΔＷ／Δｔを推定することが可能である。さらに排滓速度を、排滓時間を積分域として積分することで、一連の排滓工程の排滓量を推定することができることが明らかとなった。
＜実験２＞
　発明者は、さらに、実験１で用いた約１／１０サイズの水モデル実験により、物性、特に動粘度の異なる水、エタノール－水溶液および複数の流動パラフィンを用いて、スラグを模し、実験１と同様、図３に示す項目を測定し、検討を重ねた。図７～９中において、Ａは水を表し、Ｂは３０％エタノール－水溶液を表し、Ｃ～Ｅはそれぞれ動粘度νの異なる流動パラフィンを表す。２８℃における動粘度は、それぞれ、水Ａ：０．８４ｍｍ２／ｓ、３０％エタノール－水溶液Ｂ：２．７３ｍｍ２／ｓ、流動パラフィンＣ：１４．２ｍｍ２／ｓ、Ｄ：２２．７ｍｍ２／ｓ、Ｅ：３１．６ｍｍ２／ｓであった。
　図７には、水モデル実験における炉口１４基準のスラグ面高さｈ０と排滓流１３の水平到達距離Ｌの関係に与える液体の動粘度νの影響を示す。排滓流１３の水平到達距離Ｌは落下距離Ｈとして０．１ｍとして測定した。図７の結果から、排滓するスラグ（液体）の動粘度νが変化すると、炉口１４基準のスラグ面高さｈ０に対する排滓流１３の水平到達距離Ｌの関係が変化することが明らかとなった。
　図８は、水モデル実験における炉口基準のスラグ面高さｈ０と炉口位置のスラグ厚みｈｅとの関係に与える液体の動粘度νの影響を示す。図８の結果から、排滓するスラグ（液体）の動粘度が変化すると、炉口基準のスラグ面高さｈ０に対する炉口位置のスラグ厚みｈｅの関係が変化することが明らかとなった。
　図９は、水モデル実験における炉口基準のスラグ面高さｈ０と体積基準の排滓速度Ｑとの関係に与える液体の動粘度νの影響を示す。図９の結果から、排滓するスラグ（液体）の動粘度νが変化すると、炉口基準のスラグ面高さｈ０に対する体積基準の排滓速度Ｑの関係が変化することが明らかとなった。
　図７～９の結果から、炉口基準のスラグ面高さｈ０、炉口位置のスラグ厚みｈｅおよび排滓流の水平到達距離Ｌのうちいずれか二つを測定することができれば、スラグの動粘度νおよび排滓速度を推定することが可能である。また、スラグの粘度μ（＝ρ・ν）とスラグの塩基度（ＣａＯ／ＳｉＯ２）との関係は従来から公知であり、推定したスラグの粘度および温度から、スラグの塩基度を推定することができる。たとえば、脱珪処理でのＳｉ収支からスラグ中のＳｉＯ２量を計算することで、推定したスラグの塩基度から、スラグ中のＣａＯ量を推定することができる。
＜実機設備＞
　まず、本発明を実施するうえで、好適な転炉設備の構成について、図１および２に基づいて、説明する。
　本発明を実施するうえで好適な、転炉型精錬炉を有する設備１は、転炉型精錬炉２と、上吹きランス３と、制御用計算機８と、該制御用計算機８から発信された制御信号により個別に作動可能に構成される、上吹きランス３の高さを調整する上吹きランス高さ制御装置９と、上吹きランス３から噴射する酸化性ガスの流量を調整する上吹きランス用酸化性ガス流量制御装置１０と、底吹き羽口５から吹き込む攪拌用ガスの流量を調整する底吹きガス流量制御装置１１と、を有する。
　制御用計算機８は、上吹きランス３の高さを調整するランス高さ制御装置９、上吹きランス３から噴射する酸化性ガスの流量を調整する酸化性ガス流量制御装置１０および底吹き羽口５から吹き込む攪拌用ガスの流量を調整する底吹きガス流量制御装置１１を、個別あるいは同時に作動させる制御信号を発信するように構成される。
　本実施形態における転炉の操業方法では、上記した転炉型精錬炉を有する設備１を用いて、転炉型精錬炉２内の溶銑６に、上吹きランス３から酸化性ガスを吹き付けて、または、さらに底吹き羽口５から酸化性ガスもしくは不活性ガスを吹き込んで、溶銑６の脱珪精錬、脱燐精錬および脱炭精錬を行う。なお、溶銑６は、０．０２質量％以上のＳｉを含む溶銑とする。上吹きランス３の先端にはランスチップ４を備え、精錬中は、溶銑６面に向けて、酸化性ガス噴流１２を吹き付けている。
　たとえば、脱珪精錬を行う一の精錬工程の後、中間排滓工程に移行し、転炉型精錬炉２を傾動させて、溶湯６を炉外に排出することなくスラグ７の排出（以下、排滓という）を行う（図２）。このとき、転炉型精錬炉２が傾動し、排滓中の転炉型精錬炉２の炉口１４付近を撮影するための測定用カメラ１９は、炉口１４正面と側面、および排滓流１３の落下位置を撮影できるように複数設置される。
　排滓工程において、転炉型精錬炉２の傾動角度が所定時間以上一定となったタイミングで炉口１４でのスラグ７面を検出し、当該時点での炉体の傾動角と、またあらかじめ撮影しておいた同一傾動角における炉口１４のプロフィールをもとに、炉口位置のスラグ厚みｈｅを推定する。傾動角度が一定となる時間は、１～６０ｓの範囲から選ぶことができ、５～２０の範囲にあることが好ましい。あるいは、転炉型精錬炉２内における炉口基準のスラグ面高さｈ０から推定しても良い。また、排滓流１３の落下高さＨにおける排滓流１３の水平到達距離Ｌを測定し、上記（３）式を用いて炉口位置におけるスラグの表面流速ｖｅを推定する。落下高さＨは設備構成にもよるが５～１５ｍ程度を用いることができる。なお、高温のスラグ７は、大気との接触で冷やされることにより、表面に温度ムラ（たとえば、輝度や色の変化）が生じるので、その温度ムラの移動をカメラによって観察し、排滓流１３の表面速度を測定することもできる。
　測定あるいは推定した、炉口位置のスラグ厚みｈｅ（ｍ）、炉口位置における排滓流の表面幅ｗｅ（ｍ）およびスラグ表面流速ｖｅ（ｍ／ｓ）から下記（１）式および上記（２）式によって、質量基準の排滓量Ｗ（ｔ）を計算する。ここで、定数ａ、ｂはあらかじめ排滓量Ｗの推定値とロードセル等で測定した実績値の乖離が最小となるように決定する。（１）式中、ｔは排滓工程の処理時間（ｓ）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　上記方法で推定した質量基準の排滓量Ｗおよび物質収支から求めた総スラグ量から、転炉型精錬炉２内に残留するスラグ量を推定する。そして、他の精錬工程である、たとえば、脱燐精錬時の副原料投入量を決定し、脱燐精錬を行なう。それにより、過剰なＣａＯ源を投入することなく、効率よく脱燐精錬を行うことができる。
　さらに、排滓流１３落下距離Ｈにおける排滓流１３の水平到達距離Ｌおよび転炉型精錬炉２内における炉口基準のスラグ面高さｈ０から、あらかじめ作成した近似曲線（たとえば、図１０のグラフ）に基づき、スラグの動粘度νを推定する。別途脱珪精錬終了後に測定または推定したスラグ温度を用いて、推定したスラグの動粘度に対応するスラグ塩基度やスラグ組成、特にスラグ中のＣａＯ濃度を推定する。ここで、図１０に示す近似曲線は、下記（４）式で近似した。（４）式中、α、βはスラグの動粘度νに依存する定数である。なお、動粘度νが特定できるものであれば、炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離、前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さ、炉口位置のスラグ表面流速、および、炉口位置のスラグ厚みのいずれか２つ以上の関係を整理して用いることができる。たとえば、転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さｈ０と炉口位置のスラグ厚みｈｅとの関係に与えるスラグの動粘度νの影響を求めてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　得られたスラグ物性値、特にＣａＯ濃度および転炉型精錬炉２内に残留するスラグ量の推定値に基づき、他の精錬工程である、たとえば、脱燐精錬時の副原料投入量を決定し、脱燐精錬を行なう。それにより、さらに精度よくＣａＯ源の削減が可能となる。
　上記例では、上底吹き精錬を例に説明したが、上吹きのみの精錬や、酸素底吹き精錬にも適用できることはもちろんである。また、排滓工程は、脱珪精錬後に限られず、脱珪精錬の途中や脱燐精錬後脱炭精錬前、脱炭精錬後の排滓工程にも適用できる。たとえば、脱燐精錬後の残留スラグ量を精度よく把握することで、脱炭精錬時の吹錬計算を精度よく行うことができる。脱炭精錬後の残留スラグを次チャージの脱珪精錬や脱燐精錬の前置きスラグとする場合にも、固化材等の投入量の削減に寄与できる。
　本発明の別の実施形態として、溶鋼の製造方法は、上記実施形態にかかる転炉の操業方法を用いて、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行い、排滓処理または中間排滓処理するものである。排滓処理や中間排滓処理時のスラグの量や性状、組成を推定して、各精錬の精度を向上させることができ、副原料の削減にも寄与するなど溶鋼を効率よく製造できるようになる。
（実施例１）
　処理Ｎｏ．１として、図１および２に示す転炉型精錬炉２と同様の形式を有する、容量３００ｔｏｎの上底吹き転炉（酸素ガス上吹き、アルゴンガス底吹き）を用いて、溶銑６の脱珪精錬、脱燐精錬および脱炭精錬を行った。まず、転炉型精錬炉２内に鉄スクラップを装入したのち、温度が１２００～１２８０℃の溶銑３００ｔｏｎを転炉に装入した。
　ついで、底吹き羽口５から、攪拌用としてアルゴンガスを溶銑中に吹き込みながら、上吹きランス３から酸素ガスを溶銑浴面に向けて吹き付け、溶銑の脱珪精錬を開始した。なお、鉄スクラップの装入量は、脱燐精錬終了後の溶銑温度が１３６０℃となるように調整した。
　脱珪精錬中、スラグの塩基度を０．８～１．０の範囲内とし、約５分間経過した時点で中間排滓を行い、その後、スラグの塩基度を１．０～１．５の範囲内に制御しつつ脱燐精錬を継続して行った。
　中間排滓工程中に、炉口位置のスラグ厚みｈｅおよび落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌを１ｓ毎に測定した。落下高さＨは１０ｍ程度を用いた。ｈｅおよびＬについて、過去５ｓの移動平均をとり、当該時刻の実績値とした。さらに、上記（１）～（３）式を用いて質量基準の排滓量Ｗを推定した。なお、（２）式右辺の定数ａおよびｂについては、過去１０ｃｈの中間排滓量Ｗの秤量実績値を用いて推定値と実績値の誤差が最小になるように決定した。
　得られた質量基準の排滓量Ｗを、中間排滓前のスラグ量（質量基準）から減じることで次工程である脱燐吹錬に持ち越すスラグ量（質量基準）を推定した。なお、中間排滓前のスラグ量（質量基準）については、脱珪精錬工程で投入した副原料の合計、溶銑中のＳｉから推定されるＳｉＯ２生成量、排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量を合計することで決定した。
（実施例２）
　処理Ｎｏ．２として、実施例１と同様の設備を用い、同様の条件で、脱珪精錬、中間排滓、脱燐精錬および脱炭精錬を行った。
　中間排滓工程中に、炉口位置のスラグ厚みｈｅおよび落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌを１ｓ毎に測定した。落下高さＨは１０ｍ程度とした。ｈｅおよびＬについて、過去５ｓの移動平均をとり、当該時刻の実績値とした。さらに、上記（１）～（３）式を用いて質量基準の排滓量Ｗを推定した。なお、（２）式右辺の定数ａおよびｂについては、過去１０ｃｈの中間排滓量Ｗの秤量実績値を用いて推定値と実績値の誤差が最小になるように決定した。
　本実施例では、得られた質量基準の排滓量Ｗをリアルタイムに監視しながら、転炉型精錬炉の傾動角度を調整し、中間排滓を行った。中間排滓前のスラグ量（質量基準）から減じることで脱燐精錬に持ち越すスラグ量（質量基準）を推定し、脱燐精錬工程で投入するＣａＯ量を決定した。なお、中間排滓前のスラグ量（質量基準）については、脱珪精錬工程で投入した副原料の合計、溶銑Ｓｉから推定されるＳｉＯ２生成量、排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量を合計することで決定した。
（実施例３）
　処理Ｎｏ．３として、　実施例１と同様の設備を用い、同様の条件で、脱珪精錬、中間排滓、脱燐精錬および脱炭精錬を行った。
　中間排滓工程中に、炉口位置のスラグ厚みｈｅおよび落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌを１ｓ毎に測定した。落下高さＨは１０ｍ程度を用いた。ｈｅおよびＬについて、過去５ｓの移動平均をとり、当該時刻の実績値とした。さらに、上記（１）～（３）式を用いて質量基準の排滓量Ｗを推定した。なお、（２）式右辺の定数ａおよびｂについては、過去１０ｃｈの中間排滓量Ｗの秤量実績値を用いて推定値と実績値の誤差が最小になるように決定した。
　本実施例では得られた質量基準の排滓量Ｗを、中間排滓前のスラグ量（質量基準）から減じることで脱燐精錬に持ち越すスラグ量（質量基準）を推定した。また、落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌと転炉型精錬炉２内における炉口基準のスラグ面高さｈ０の関係に与えるスラグの動粘度の影響をあらかじめ上記（４）式の通り近似した。ただし、スラグの動粘度νはスラグ組成分析値および温度測定の結果をもとに既知の文献、たとえば、非特許文献１を用いて求めた。
　当該ｃｈにおいて、傾動角が１０ｓ以上一定となったときに測定した排滓流形状測定結果から、実績値と推定値が合致するように（４）式中のαおよびβを決定した。得られたαおよびβの値を、過去の排滓実績と比較し、スラグの動粘度を推定した。
　排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量、溶銑Ｓｉ濃度変化から推定されるＳｉＯ２生成量、溶銑Ｍｎ濃度変化から推定されるＭｎＯ生成量、脱珪精錬中に投入した副原料から推定されるＭｇＯ、Ａｌ２Ｏ３量と、推定したスラグの動粘度νから、ＣａＯ溶解量を推定し、スラグ組成を推定した。
　得られたスラグの組成推定結果および上記で推定した脱燐精錬に持ち越すスラグ量（質量基準）をもとに脱燐精錬工程で投入するＣａＯ量を決定した。なお、中間排滓前のスラグ量（質量基準）については、脱珪精錬工程で投入した副原料の合計、溶銑組成の変化から推定されるＳｉＯ２生成量およびＭｎＯ生成量、排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量を合計することで決定した。
（実施例４）
　処理Ｎｏ．４として、実施例１と同様の設備を用い、同様の条件で、脱珪精錬、中間排滓、脱燐精錬および脱炭精錬を行った。
　中間排滓工程中に、炉口位置のスラグ厚みｈｅおよび落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌを１ｓ毎に測定した。落下高さＨは１０ｍ程度を用いた。ｈｅおよびＬについて、過去５ｓの移動平均をとり、当該時刻の実績値とした。さらに、上記（１）～（３）式を用いて質量基準の排滓量Ｗを推定した。なお、（２）式右辺の定数ａおよびｂについては、過去１０ｃｈの中間排滓量Ｗの秤量実績値を用いて推定値と実績値の誤差が最小になるように決定した。
　本実施例では、得られた質量基準の排滓量Ｗをリアルタイムに監視しながら、転炉型精錬炉の傾動角度を調整し、中間排滓を行った。中間排滓前のスラグ量（質量基準）から減じることで脱燐精錬に持ち越すスラグ量（質量基準）を推定し、脱燐精錬で投入するＣａＯ量を決定した。また、落下高さＨにおける排滓流の水平到達距離Ｌと転炉型精錬炉２内における炉口基準のスラグ面高さｈ０の関係に与えるスラグの動粘度の影響をあらかじめ上記（４）式の通り近似した。ただし、スラグの動粘度νはスラグ組成分析値および温度測定の結果をもとに既知の文献から求めた。
　当該ｃｈにおいて、傾動角が１０ｓ以上一定となったときに測定した排滓流形状測定結果から、実績値と推定値が合致するように（４）式中のαおよびβを決定した。得られたαおよびβの値を、過去の排滓実績と比較し、スラグの動粘度を推定した。
　排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量、溶銑Ｓｉ濃度変化から推定されるＳｉＯ２生成量、溶銑Ｍｎ濃度変化から推定されるＭｎＯ生成量、投入した副原料から推定されるＭｇＯ、Ａｌ２Ｏ３量と、推定したスラグの動粘度νから、ＣａＯ溶解量を推定し、スラグ組成を推定した。
　得られたスラグの組成推定結果および上記で推定した脱燐精錬に持ち越すスラグ量（質量基準）をもとに脱燐精錬工程で投入するＣａＯ量を決定した。なお、中間排滓前のスラグ量（質量基準）については、脱珪精錬工程で投入した副原料の合計、溶銑組成の変化から推定されるＳｉＯ２生成量およびＭｎＯ生成量、排ガス分析値から推定したＦｅＯ生成量を合計することで決定した。
（比較例）
　処理Ｎｏ．５として、実施例１と同様の設備を用い、同様の条件で、脱珪精錬、中間排滓、脱燐精錬および脱炭精錬を行った。この条件では、中間排滓時に排滓流の形状測定を行わずに操業を行った。また、過去の操業実績に基づき、脱燐精錬中に投入するＣａＯ量を決定した。
（まとめ）
　処理Ｎｏ．１～５の操業条件で各３０ｃｈ実施し、その平均を表１に示し、操業結果を表２に示す。平均排滓率は中間排滓前のスラグ量（質量基準）に対する質量基準の排滓量の百分率である。石灰原単位の削減量は、条件Ｎｏ．５との比較で示した。脱燐精錬における溶銑中の終点燐濃度［Ｐ］（質量％）のばらつきは、標準偏差１σで示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　発明例はいずれも、比較例に比べて、中間排滓率を都度正確に推定することにより、脱燐精錬での石灰投入量が適正化され、石灰原単位が低位となり、終点［Ｐ］のばらつきも減少した。また、条件Ｎｏ２、４においては、中間排滓量をリアルタイムに監視しながら転炉型精錬炉を傾動することにより、従来よりも排滓率が向上した。なお、発明例と比較例とは、合計の精錬時間はほぼ同じであった。
　本発明により、排滓時の排滓流形状や排滓流速、スラグ表面形状を測定することで、排滓量やスラグ組成を推定することができ、次工程の副原料添加量を削減することができる。精錬炉の形式によらず、排滓後に残留するスラグ量やスラグの物性を把握することが必要な処理に適用して好適である。
　１　転炉型精錬炉を有する設備
　２　転炉型精錬炉
　３　上吹きランス
　４　ランスチップ
　５　底吹き羽口
　６　溶銑
　７　スラグ
　８　制御用計算機
　９　上吹きランス高さ制御装置
１０　上吹きランス用酸化性ガス流量制御装置
１１　底吹きガス流量制御装置
１２　酸化性ガス噴流
１３　排滓流
１４　転炉型容器の炉口
１５　可動式フード
１６　上吹きランス用酸化性ガス供給管
１７　上吹きランス用冷却水供給管
１８　上吹きランス用冷却水排出管
１９　測定用カメラ
２０　滓鍋

Claims (6)

  1. 転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行う転炉の操業方法において、
    炉口から排滓を行う際に、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二以上を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定することを特徴とする転炉の操業方法。
  2. 転炉型精錬炉内の溶銑に上吹きランスから気体酸素源を溶銑に供給し、または、さらに底吹き羽口から酸化性ガスもしくは不活性ガスを吹き込んで溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行うにあたり、
    溶銑の脱珪精錬の一部を行う一の精錬工程と溶銑の脱珪精錬の残りに溶銑の脱燐精錬または溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を組み合わせて行う他の精錬工程と、および、溶銑の脱珪精錬および溶銑の脱燐精錬のいずれかまたはその両方を行う一の精錬工程と溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬のいずれかまたはその両方を行う他の精錬工程と、のいずれかの精錬工程の組み合わせを選択し、一の精錬工程と他の精錬工程との間に、一の精錬工程で発生したスラグを炉口から排出する中間排滓工程を行う転炉の操業方法において、
    前記中間排滓工程では、排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状から選ばれる一または二以上を測定し、排滓量および排滓物の物性のいずれかまたはその両方を推定するとともに、前記転炉型精錬炉内に残留するスラグ量、または、前記転炉型精錬炉内に残留するスラグ量およびスラグ組成を推定し、その推定結果をもとに前記他の精錬工程のいずれかの精錬における副原料投入量を決定することを特徴とする転炉の操業方法。
  3. 前記排滓流形状、排滓流速およびスラグ表面形状の測定は、炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離、前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さ、炉口位置のスラグ表面流速および炉口位置のスラグ厚みのいずれか一つ以上を測定することを特徴とする請求項１または２に記載の転炉の操業方法。
  4. 炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離と前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さとの関係、または、前記転炉型精錬炉内における炉口基準のスラグ面高さと炉口位置のスラグ厚みとの関係に与えるスラグの動粘度の影響をあらかじめ多項式で近似したのち、排滓を行い、排滓を行った際の排滓流形状およびスラグ表面形状の測定結果から、スラグの動粘度を推定することを特徴とする請求項１から３のいずれか１項に記載の転炉の操業方法。
  5. 炉口から一定距離下方における排滓流の水平到達距離Ｌ（ｍ）、および、炉口位置のスラグ厚みｈｅ（ｍ）から下記数式１～３の関係式を用いて質量基準の排滓量Ｗ（ｔ）を推定することを特徴とする請求項１～４のいずれか１項に記載の転炉の操業方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
     ここで、Ｗは質量基準の排滓量（ｔ）、ｔは排滓時間（ｓ）、ΔＷ／Δｔは質量基準の排滓速度（ｔ／ｓ）、ｗ（ｈ）は高さｈにおける排滓流の幅（ｍ）、ｗｅは炉口位置における排滓流の表面幅（ｍ）、ρはスラグ密度（ｔ／ｍ３）、ｖ（ｈ）は高さｈにおけるスラグ流速（ｍ／ｓ）、ｖｅは炉口位置におけるスラグの表面流速（ｍ／ｓ）、ｈｅは炉口位置のスラグ厚み（ｍ）、ａ、ｂは定数、Ｈは排滓流落下距離（ｍ）、Ｌは排滓流落下距離Ｈにおける排滓流の水平到達距離（ｍ）、ｇは重力加速度（９．８ｍ／ｓ２）である。
  6. 請求項１～５のいずれか１項に記載の転炉の操業方法を用いて、転炉型精錬炉内の溶銑に酸素源を供給し、溶銑の脱珪精錬、溶銑の脱燐精錬および脱炭精錬を行い、排滓処理または中間排滓処理することを特徴とする溶鋼の製造方法。
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Citations (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH10152714A (ja) 1996-11-25 1998-06-09 Nippon Steel Corp 溶銑の精錬方法
JP2010126790A (ja) 2008-11-28 2010-06-10 Nippon Steel Corp 転炉の精錬方法
JP2011137196A (ja) 2009-12-28 2011-07-14 Nippon Steel Corp 溶銑の脱Ｓｉ脱Ｐ処理方法
JP2018044220A (ja) * 2016-09-16 2018-03-22 Ｊｆｅスチール株式会社 同一転炉における溶銑の予備処理方法
WO2019117200A1 (ja) * 2017-12-15 2019-06-20 Ｊｆｅスチール株式会社 溶鉄の精錬方法
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
JP2021031688A (ja) * 2019-08-16 2021-03-01 日本製鉄株式会社 転炉型溶銑予備処理における排滓方法

Patent Citations (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH10152714A (ja) 1996-11-25 1998-06-09 Nippon Steel Corp 溶銑の精錬方法
JP2010126790A (ja) 2008-11-28 2010-06-10 Nippon Steel Corp 転炉の精錬方法
JP2011137196A (ja) 2009-12-28 2011-07-14 Nippon Steel Corp 溶銑の脱Ｓｉ脱Ｐ処理方法
JP2018044220A (ja) * 2016-09-16 2018-03-22 Ｊｆｅスチール株式会社 同一転炉における溶銑の予備処理方法
WO2019117200A1 (ja) * 2017-12-15 2019-06-20 Ｊｆｅスチール株式会社 溶鉄の精錬方法
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
JP2021031688A (ja) * 2019-08-16 2021-03-01 日本製鉄株式会社 転炉型溶銑予備処理における排滓方法

Non-Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
"Slag Atlas", 1995, VERLAG STAHLEISEN GMBH
NAITO KEN-ICHIRO, ASAHARA NORIFUMI, WAKOH MASAMITSU, MATSUMIYA TOORU: "Fundamental Study on Effects of Various Factors on Fluid Behavior during Intermediate Deslagging of MURC (Multi-Refining Converter) Process", TETSU TO HAGANE: JOURNAL OF THE IRON AND STEEL INSTITUTE OF JAPAN, IRON AND STEEL INSTITUTE OF JAPAN. TOKYO., JP, vol. 100, no. 4, 1 January 2014 (2014-01-01), JP , pages 522 - 529, XP055967633, ISSN: 0021-1575, DOI: 10.2355/tetsutohagane.100.522 *

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