(57)【要約】      （修正有）【課題】溶銑予備処理において、スロッピングを回避しつつ適切な中間排滓量を確保できる、溶銑の精練方法の提供【解決手段】第一工程で装入される主原料中のＳｉの重量パーセント濃度は、０．２０以上、０．８０以下であり、第二工程の吹錬終了時の溶銑１２の温度は、１２００℃以上、１４５０℃以下であり、第二工程の吹錬終了時における溶銑中のＣの重量パーセント濃度は、３．００％以上であり、第三工程において排滓されるスラグ１４中のＣａＯとＳｉＯ２の重量比は、０．６以上、２．５以下である。第二工程は、以下の式（１）を満たす。３．６０≦ｇ×Ｑｔ’／Ｓ−０．６０×εｂ≦４．９０・・・（１）ただし、ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ２］、Ｑｔ’は、上吹きにおける脱Ｃに寄与しない余剰酸素量［ｋＮｍ３／ｈｒ］、Ｓは、溶銑の表面積(転炉内の容積÷転炉内の高さ)［ｍ２］、εｂは、底吹き撹拌動力密度［ｋＷ／ｔ］である。【選択図】図１
2020180335.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶銑及びスクラップを主原料として転炉内に装入する第一工程と、
前記転炉内に上吹き及び底吹きにより酸素を吹き込んで前記溶銑の脱Ｓｉ、脱Ｐ、及び、脱Ｓのいずれか一つ以上を行う第二工程と、
前記転炉内に生成したスラグを排滓する第三工程と、
前記転炉内に上吹き及び底吹きで酸素を吹き込んで前記溶銑の脱Ｐ及び脱Ｃを行う第四工程と、
を備え
第一工程で装入される前記主原料中のＳｉの重量パーセント濃度は、０．２０以上、０．８０以下であり、
第二工程の吹錬終了時の前記溶銑の温度は、１２００℃以上、１４５０℃以下であり、
第二工程の吹錬終了時における前記溶銑中のＣの重量パーセント濃度は、３．００％以上であり、
第三工程において排滓される前記スラグ中のＣａＯとＳｉＯ２の重量比は、０．６以上、２．５以下であり、
第二工程は、以下の式（１）を満たすように行われる、
溶銑の精錬方法。
３．６０≦ｇ×Ｑｔ’／Ｓ−０．６０×εｂ≦４．９０・・・（１）
ただし、
ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ２］、
Ｑｔ’は、上吹きにおける脱Ｃに寄与しない余剰酸素量［ｋＮｍ３／ｈｒ］、
Ｓは、溶銑の表面積(転炉内の容積÷転炉内の高さ)［ｍ２］、
εｂは、底吹き撹拌動力密度［ｋＷ／ｔ］である。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、溶銑の精錬方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、転炉を用い、溶銑予備処理(脱Ｓｉ、脱Ｐ、及び、脱Ｓのいずれか一つ以上)、中間排滓、精錬（脱Ｐ及び脱Ｃ）、及び、出鋼を一連の工程で順に実施するＭＵＲＣ（Multi-Refining Converter）法が提案されている。このＭＵＲＣ法では、溶銑予備処理の吹錬時におけるスラグ制御において、過度なフォーミングによるスロッピングを抑制しつつ十分な排滓量を確保できる程度にスラグをフォーミングさせる吹錬技術が要求される。
【０００３】
一般的には、特許文献１に記載の方法のように、上吹き条件の制御によりスラグの酸化度を調整できるとされており、スラグ制御の考え方から、吹錬時の上吹き条件を規定している。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特許第４１５０２７２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
本発明の課題は、溶銑予備処理においてスロッピングを回避しつつ適切な中間排滓量を確保できる溶銑の精錬方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
本発明の一態様に係る溶銑の精錬方法は、溶銑及びスクラップを主原料として転炉内に装入する第一工程と、前記転炉内に上吹き及び底吹きにより酸素を吹き込んで前記溶銑の脱Ｓｉ、脱Ｐ、及び、脱Ｓのいずれか一つ以上を行う第二工程と、前記転炉内に生成したスラグを排滓する第三工程と、前記転炉内に上吹き及び底吹きで酸素を吹き込んで前記溶銑の脱Ｐ及び脱Ｃを行う第四工程と、を備える。
第一工程で装入される前記主原料中のＳｉの重量パーセント濃度は、０．２０以上、０．８０以下であり、第二工程の吹錬終了時の前記溶銑の温度は、１２００℃以上、１４５０℃以下であり、第二工程の吹錬終了時における前記溶銑中のＣの重量パーセント濃度は、３．００％以上であり、第三工程において排滓される前記スラグ中のＣａＯとＳｉＯ２の重量比は、０．６以上、２．５以下である。
第二工程は、以下の式（１）を満たすように行われる。
３．６０≦ｇ×Ｑｔ’／Ｓ−０．６０×εｂ≦４．９０・・・（１）
ただし、
ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ２］、
Ｑｔ’は、上吹きにおける脱Ｃに寄与しない余剰酸素量［ｋＮｍ３／ｈｒ］、
Ｓは、溶銑の表面積(転炉内の容積÷転炉内の高さ)［ｍ２］、
εｂは、底吹き撹拌動力密度［ｋＷ／ｔ］である。
【発明の効果】
【０００７】
本発明の一態様に係る溶銑の精錬方法によれば、溶銑予備処理においてスロッピングを回避しつつ適切な中間排滓量を確保できる。
【図面の簡単な説明】
【０００８】
【図１】本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を示す図である。
【図２】本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を実施するための転炉の炉体の縦断面図である。
【図３】脱炭酸素効率ηと上吹き撹拌動力密度の逆数１／εｔの関係を示すグラフである。
【図４】本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を実施するための転炉の縦断面図である。
【図５】上吹きランスの先端側の部分の要部拡大縦断面図である。
【図６】本実験結果を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【０００９】
以下、本発明の一実施形態について説明する。
【００１０】
（本発明のきっかけと着想）
本発明者らは、精錬工程の歩留の向上を目的に上底吹き条件の変更に取り組んだ。具体的には、特許文献１に記載の方法における知見を参考に上吹き条件の設定を行った。
しかしながら、スロッピングの誘発等の操業不具合が発生した。このため、この課題の解決に取り組んだ。
ここで、特許文献１に記載の方法と本取組における明確な差異として、底吹き撹拌動力の大きさが挙げられた。そして、特許文献１に記載の方法は、本発明者らが想定している弱撹拌型の転炉の条件に合わないと考えた。
そこで、本発明者らは、鋭意検討を行い、ＭＵＲＣ法において、上吹き条件の調整による吹錬適正域は、底吹き条件に従い変動することを着想した。
そして、実機試験の結果から、上吹き及び底吹き条件の調整による吹錬適正域を同定した。
【００１１】
（本発明のメカニズム）
転炉内におけるスラグのフォーミング現象は、１．「スラグ性状」、２．「ガス発生反応」の条件がフォーミング条件に到達したときに発生する。
一般に、酸化鉄濃度の高いスラグを生成し、一酸化炭素ガスの発生速度が高いときにスラグがフォーミングしやすくなるとされている。
転炉における精錬の上吹き条件の調整の考え方として、上吹き酸素ジェットの溶銑面への衝突動圧を下げるソフトブロー化を行うと、溶銑成分の燃焼に寄与する酸素効率が低下し、余剰酸素が近傍の鉄を燃焼することで酸化鉄が生成され、スラグがフォーミングしやすくなる。
また、上吹き酸素ジェットの衝突動圧を上げるハードブロー化を行うと、スラグ中の酸化鉄の生成は抑制される。
一方、底吹き撹拌動力は転炉内の溶銑中の撹拌に対し支配的な影響力を有しており、撹拌力を増加させた場合、スラグ中の酸化鉄と溶銑中の炭素が反応することでスラグ中の酸化鉄濃度が低下する。
以上の冶金的な吹錬特性を考慮すると、酸化鉄の生成しやすい条件は、ソフトブロー及び弱撹拌であり、酸化鉄の生成しにくい条件は、ハードブロー及び強撹拌であるといえる。
ＭＵＲＣ法による操業において、スラグのフォーミング状態を制御するためには、上吹き条件及び底吹き条件のそれぞれの酸化鉄生成条件を考慮する必要がある。
そこで、本発明者らは、鋭意検討を行い、底吹き撹拌動力密度と、上吹き条件で決定される酸化鉄生成によるエネルギー密度の相関関係を調査した。その結果、線形の相関関係を確認することができた。さらに、スロッピング指数及び中間排滓率が悪化した条件で相関関係を規定することができた。
【００１２】
（補足）
多くの転炉では炉底からの複数羽口による多量のガス吹込条件で精錬されており、底吹き撹拌動力が十分に高い。そのため、従来技術では、弱撹拌型の転炉に対する撹拌条件が想定されていなかったと推定される。これに対し、ソフトブローランスを適用した弱撹拌型の転炉については、中間排滓率を確保する課題認識が極めて低いことから中間排滓率を確保できる底吹き弱撹拌の条件に着目されていなかった。
【００１３】
（本発明の一実施形態の具体的な説明）
以下、本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を具体的に説明する。
【００１４】
図１は、本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を示す図である。
図１に示されるように、本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法は、溶銑及びスクラップを主原料として転炉１０内に装入する第一工程と、転炉１０内に上吹き及び底吹きにより酸素を吹き込んで溶銑１２の脱Ｓｉ、脱Ｐ、及び、脱Ｓのいずれか一つ以上を行う第二工程と、転炉１０内に生成したスラグ１４を排滓する第三工程と、転炉１０内に上吹き及び底吹きで酸素を吹き込んで溶銑１２の脱Ｐ及び脱Ｃを行う第四工程とを備える。
【００１５】
「上吹き」とは、転炉１０の炉口から転炉１０内に挿入された上吹きランス１６により転炉１０内に下向きに酸素を吹き込むことである。
「底吹き」とは、転炉１０の炉底に設けられた底吹きランス１８により転炉１０内に上向きに酸素を吹き込むことである。
【００１６】
第一工程で装入される主原料中のＳｉの重量パーセント濃度は、０．２０以上、０．８０以下である。
第二工程の吹錬終了時の溶銑の温度は、１２００℃以上、１４５０℃以下である。
第二工程の吹錬終了時における溶銑中のＣの重量パーセント濃度は、３．００％以上である。
第三工程において排滓されるスラグ中のＣａＯとＳｉＯ２の重量比は、０．６以上、２．５以下である。
【００１７】
溶銑予備処理である第二工程は、以下の式（１）を満たすように行われる。
３．６０≦ｇ×Ｑｔ’／Ｓ−０．６０×εｂ≦４．９０・・・（１）
ただし、
ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ２］、
Ｑｔ’は、上吹きにおける脱Ｃに寄与しない余剰酸素量［ｋＮｍ３／ｈｒ］、
Ｓは、溶銑の表面積(転炉内の容積÷転炉内の高さ)［ｍ２］、
εｂは、底吹き撹拌動力密度［ｋＷ／ｔ］である。
【００１８】
図２は、本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を実施するための転炉の炉体の縦断面図である。
「転炉内の容積」とは、転炉１０の炉体２０内にレンガを積んだ状態における炉体２０の内部空間２２（ドット表示部分）の体積のことである。
「転炉内の高さ」とは、炉体２０内にレンガを積んだ状態における炉体２０の炉底２４から炉口２６までの距離（高さ）Ｈのことである。
「底吹き撹拌動力密度」とは、転炉底吹ガスの吹込エネルギーから計算した溶銑１ｔあたりに与えられる攪拌に寄与するエネルギー密度のことである。
【００１９】
式（１）における余剰酸素量Ｑｔ’［ｋＮｍ３／ｈｒ］は、以下の式（２）で得られる。
Ｑｔ’＝（１−η）×Ｑｔ・・・（２）
ただし、
ηは、上吹きの脱炭酸素効率［−］、
Ｑｔは、上吹きの送酸速度［ｋＮｍ３／ｈｒ］である。
【００２０】
式（２）における上吹きの脱炭酸素効率ηは、以下の式（３）で得られる。
η＝０．９８−４０．６７／εｔ・・・（３）
ただし、εｔは、上吹きの撹拌動力密度［ｋＷ／ｔ］である。
「上吹き撹拌動力密度」とは、転炉上吹きガスの動圧エネルギーから計算した溶銑１ｔあたりに与えられる攪拌に寄与するエネルギー密度のことである。
なお、脱炭酸素効率ηは、吹錬試験実績から経験的に得られた、溶銑成分の燃焼に用いる酸素量の理論量／実績量の割合である。
【００２１】
図３は、脱炭酸素効率ηと上吹き撹拌動力密度の逆数１／εｔの関係を示すグラフである。
加藤らによると、式（３）における上吹き撹拌動力密度εｔは、以下の式（４）で得られる（Y.Kato et al.: Tetsu-to-hagane, 76 (1990), p.560）。
2020180335.tif 000003
ただし、
ｄは、上吹きランスのノズル孔のスロート径［ｍ］、
ｕ０は、上吹きランスのノズル孔の出口から噴出されるガスの線流速［ｍ／ｓ］、
θは、ノズル孔の中心軸に対するガスの放射方向への広がり角度［ｄｅｇ］、
ＷＭは、転炉で精錬される溶銑の重量［ｔ］、
Ｘは、溶銑浴面に対する上吹きランスの高さ［ｍ］である。
【００２２】
図４は、本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法を実施するための転炉の縦断面図である。
図４には、「溶銑浴面に対する上吹きランスの高さ」の一例として、溶銑１２の浴面１２Ａに対する上吹きランス１６の高さＸが示されている。
【００２３】
図５は、上吹きランスの先端側の部分の要部拡大縦断面図である。
ノズル孔３０は、スロート３０Ａ（入口）から出口３０Ｂにかけて拡径するテーパ状に形成されている。
図５には、「上吹きランスのノズル孔のスロート径」の一例として、スロート３０Ａの径ｄ（ノズル孔３０の最小径部）が示されている。
また、「上吹きランスのノズル孔の出口から噴出されるガスの線流速」の一例として、ノズル孔３０の出口３０Ｂから噴出されるガス３２の線流速ｕ０が示されている。
また、「ノズル孔の中心軸に対するガスの放射方向への広がり角度」の一例として、ノズル孔３０の中心軸３４に対するガス３２の放射方向への広がり角度θが示されている。
【００２４】
上吹きランスのノズル孔から噴射される前後のガスの膨張を考慮すれば、式（４）におけるガスの線流速ｕ０は、以下の式（５）で得られる。
2020180335.tif 000004
ただし、
γは、比熱比［−］、
Ｒは、気体定数［Ｊ／（Ｋ・ｍｏｌ）］、
Ｔ１は、ノズル孔から噴射される前のガスの温度［Ｋ］、
Ｐａｔｍは、大気圧力［Ｐａ］、
Ｐ１は、ノズル孔から噴射される前のガスの圧力［Ｐａ］、
Ｍは、酸素ガスのモル重量［ｋｇ／ｋｍｏｌ］である。
【００２５】
森・佐野らによると、底吹き撹拌動力密度εｂは、以下の式（６）で得られる（K.Mori, M.Sano: Tetsu-to-hagane, 67 (1981), p.672）。
εｂ＝２２．２６×Ｑｈ×ＴＭ×ＬＮ（１−９．８×ρＭ×ｈ／Ｐａｔｍ）／ＷＭ・・・（６）
ただし、
Ｑｈは、底吹きガスの供給速度［Ｎｍ３／ｈｒ］、
ＴＭは、転炉での精錬時の溶銑の温度［Ｋ］、
ρＭは、溶銑の密度［ｋｇ／ｍ３］、
ｈは、溶銑の深さ［ｍ］である。
【００２６】
本発明の一実施形態に係る溶銑の精錬方法によれば、余剰酸素量を適正範囲内に調整することにより、溶銑予備処理においてスロッピングを回避できる。また、中間排滓において底吹き撹拌エネルギーを適切に調整することにより、適切な中間排滓率を確保できる。
【実施例】
【００２７】
実機に適用した実験の結果を以下に示す。
吹錬時のスロッピング及び中間排滓の評価を以下の要領で実施した。
「スロッピング」とは、転炉外へのスラグ及び地金の漏出のことである。
スロッピングは、以下の式（７）で示されるように、［炉下排出物重量］の［炉内装入物総重量］に対する重量比であるスロッピング率［％］で評価した。そして、スロッピング率が２．０％以下となる条件を合格とした。
スロッピング率［％］＝［炉下排出物重量]／［炉内装入物総重量］×１００・・・（７）
「炉下排出物重量」とは、吹錬中に転炉内から炉下へ排出したスラグ及び地金の重量のことである。
「炉内装入物総重量」とは、転炉内に装入された溶銑及びスクラップの重量のことである。
【００２８】
また、中間排滓率は、以下の式（８）で示されるように、転炉内に装入したＣａＯとＳｉＯ２の割合を、転炉での吹錬終了時に採取したスラグの成分より逆算し求めた。そして、中間排滓率が６０％以上となる条件を合格とした。
中間排滓率［％］＝｛（Ｃ／Ｓ）×［ＳｉＯ２］４−［ＣａＯ］４）／（［ＣａＯ］２−（Ｃ／Ｓ）×［ＳｉＯ２］２｝・・・（８）
ただし、
（Ｃ／Ｓ）は、第４工程終了後に採取したスラグ中のＣａＯとＳｉＯ２成分の重量比、
［ＣａＯ］ｉは、第ｉ工程で投入したＣａＯ当量、
［ＳｉＯ２］ｉは、第ｉ工程で投入し生成したＳｉＯ２当量である。
【００２９】
図６は、本実験の結果を示すグラフである。
図６において、縦軸は、フォーミング指数[Ｗ／ｔ×１０４]を示し、横軸は、底吹き攪拌動力密度［ｋＷ／ｔ］を示す。
フォーミング指数[Ｗ／ｔ×１０４]は、上吹き条件で規定され、体積増加に伴うスラグの上昇方向のエネルギー密度であり、以下の式（９）で規定される。
フォーミング指数[Ｗ／ｔ×１０４]＝ｇ×Ｑｔ’／Ｓ・・・（９）
ただし、
ｇは、重力加速度［ｍ／ｓ２］、
Ｑｔ’は、上吹きにおける脱Ｃに寄与しない余剰酸素量［ｋＮｍ３／ｈｒ］、
Ｓは、溶銑の表面積(転炉内の容積÷転炉内の高さ)［ｍ２］である。
【００３０】
表１は、本実験の条件と結果を示す一覧表である。
【表１】
2020180335.tif 000005
【００３１】
表１には、転炉実機での実験結果を示す。「発明例１〜６」は、式（１）の条件を満たし、「比較例１〜６」は、式（１）の条件を満たさない。
スロッピング率及び中間排滓率がいずれも合格となる条件では、フォーミング指数と底吹き撹拌動力密度の直線的な最適領域が得られる。このフォーミング指数と底吹き撹拌動力密度の直線的な最適領域を線形近似した際の傾きが０．６０であり、底吹き撹拌動力密度が０における切片を評価すると、合格判定された吹錬条件は式（１）で規定されるように一定の範囲内（つまり、３．６０以上、４．９０以下）に存在しており、評価が不合格の条件は式（１）で規定された範囲外に存在した。
したがって、「発明例１〜６」のように、式（１）の条件を満たせば、溶銑予備処理においてスロッピングを回避しつつ適切な中間排滓量を確保できると言える。
【００３２】
以上、本発明の一実施形態について説明したが、本発明は、上記に限定されるものでなく、上記以外にも、その主旨を逸脱しない範囲内において種々変形して実施可能であることは勿論である。
【符号の説明】
【００３３】
１０  転炉
１２  溶銑
１４  スラグ
１６  上吹きランス
１８  底吹きランス
２０  炉体
３０  ノズル孔
【図１】
2020180335.tif 000006
【図２】
2020180335.tif 000007
【図３】
2020180335.tif 000008
【図４】
2020180335.tif 000009
【図５】
2020180335.tif 000010
【図６】
2020180335.tif 000011