JP2000309816A - 含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 上底吹きＡＯＤ炉における含Ｃｒ溶鋼のスピ
ッティングを抑制し、高歩留かつ高能率な脱炭精錬方法
を提供する。 【解決手段】 溶鋼の凹み深さＬと鋼浴深さＬ₀ の比、
Ｌ／Ｌ₀ を０．０５〜０．２０とする。溶鋼の凹み深さ
Ｌはランスのノズル寸法、ランスの高さ、ガス供給圧、
ガス流量および隣接する凹みの重なり率から実験式的に
求められる値であり、前記凹みの重なり率はランスのノ
ズル数、ランスのノズル寸法、ランスの高さ、ガス供給
圧およびガス流量から実験式的に求められる値である。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、溶鋼のスピッティ
ングを抑制することにより、高歩留まりかつ高能率操業
が可能なＡＯＤ炉（Argon Oxygen Decarburization）を
用いた含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】ＡＯＤ精錬法は、炉体底部から酸素ガス
とともに不活性ガス（Ａｒ、Ｎ₂ ）を大気圧下で溶鋼中
に吹込むことにより、ＣＯ分圧を低下させ、Ｃｒの酸化
損失を抑制しながら脱炭を行う方法である。ＡＯＤ精錬
法には、さらに上吹きランスから酸素ガスを供給する上
底吹き吹錬法がある。この精錬方法として例えば、特公
昭５９−２１３６７号公報には、二次燃焼の促進により
昇温速度を上げて、脱炭反応を促進させる方法が、開示
されている。

【０００３】昨今では、ＡＯＤ炉における酸素上吹き
は、Ｃｒの酸化抑制のみならず、トータル送酸速度を増
大させ吹錬を高能率化するためにも、導入が進められて
いる。

【０００４】ＡＯＤ炉では、Ｃｒの酸化を抑制するため
に、Ｃ濃度の低下に伴い送酸速度を段階的に低下させる
のが一般的である。従って、トータルの吹錬時間短縮に
は、初期の高Ｃ期で一層送酸速度を上げることが効果的
である。

【０００５】しかしながら、吹錬初期の高Ｃ濃度のとき
に上吹き送酸速度を増大するとジェットにより溶鋼が跳
ね上がる現象、すなわち、スピッティングが問題とな
る。スピッティング発生量が増大すると、ダストの発生
速度が増加して歩留が低下したり、ダクト内にダストが
堆積して設備能力の低下や設備損傷、あるいは炉口に地
金が付着して操業阻害等をまねく。

【０００６】スピッティングを低減するには、ランスか
らのジェットが鋼浴面に衝突するエネルギーを分散させ
ることが有効であり、そのためにはランスの多孔化が有
効である。多孔ランスは転炉吹錬では多用されている
が、その使用方法としては次のような技術がある。

【０００７】例えば、特開昭６０−１６５３１３号公報
には、火点における鋼浴凹みのオーバーラップ率（（隣
接する火点凹みの中心を結んだ直線上の２つの凹みが重
なる部分の距離）／（火点凹みの直径））を指標として
ノズル傾斜角を大きくとり、火点凹みの重複を小さくす
る方法が提案されている。

【０００８】また、特開平９−４１０２０号公報には、
凹み深さ、火点と炉壁耐火物の距離、ランス先端−湯面
間距離、およびノズル傾斜角を適正範囲とする技術が提
案されている。

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、これら
の方法は上底吹き転炉を対象としたものであって、ＡＯ
Ｄ炉上底吹き吹錬では種々の条件が異なる。例えば、Ａ
ＯＤ炉は転炉に比較して、フリーボード（鋼浴面から炉
口までの高さ）が低いなど装置サイズの差異が大きいこ
と、送酸速度は転炉に比べて小さいこと、および底吹き
ガスによる攪拌力が上吹きガスのそれと比較して相対的
に大きいこと、さらに対象鋼種の付加価値が高いため歩
留ロスコストが大きいことなど、上吹き付加によるスピ
ッティングのデメリットが大きく、転炉の技術はＡＯＤ
炉にそのまま適用できるものではない。

【００１０】例えば、特開平９−４１０２０号公報に開
示された方法をＡＯＤ上底吹き精錬に適用しようとする
と、スピッティングに起因する前記の問題が発生する。
なぜなら、ＡＯＤ炉は元来底吹きのみに攪拌を委ねるこ
とを前提に設計されたものであり、同程度の攪拌を上吹
きにより実現した場合、スピッティングに起因するデメ
リットのみが生じるからである。

【００１１】従って、ＡＯＤ炉を対象とする場合の上吹
きの最適条件は上底吹き複合転炉のそれに対しソフトブ
ローにする必要がある。

【００１２】本発明の目的は、上底吹きＡＯＤ炉におけ
る含Ｃｒ溶鋼のスピッティングを抑制する条件を明らか
にし、高歩留かつ高能率な脱炭精錬方法を提供すること
にある。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明者らは、水モデル
試験、ＡＯＤ炉での実機試験を行い、上吹き多孔ランス
におけるジェット合体の法則性、および、上吹き条件と
スピッティング発生量の法則性を明らかにし、下記の知
見を得た。

【００１４】(a) 上吹き酸素ジェットによる溶鋼の凹み
深さがが大きいほど、スピッティング量が増加するが、
凹み深さと鋼浴深さとの比がある限度を超えるとスピッ
ティング量が急激に増加する。脱炭速度、スピッティン
グ発生量は鋼浴深さに対する鋼浴面の凹み深さの比で整
理できる。

【００１５】(b) 底吹きガスに酸素および不活性ガスを
用い、攪拌および脱炭を行う場合、上吹き酸素量あたり
の脱炭量は凹み深さに係わらず、ほぼ一定となる。従っ
て、スピッティングが急激に増加しない範囲でランスか
らの酸素吹込み量を大きくするのがよい。

【００１６】(c) スピッティングを抑制するには多孔ラ
ンスが適しているが、多孔ランスでは各ノズルからのジ
ェットの重なりが小さいとき、それぞれのノズルによる
凹みは鋼浴面上で分離しており、凹み深さは単孔ノズル
で得られる凹み深さと一致する。

【００１７】(d) ジェットの重なりが大きいと、隣接す
るノズルジェットによる凹みが合体し、凹み深さは単孔
ノズルで得られる凹み深さに対して、重なり率に依存し
た係数倍の凹み深さとなる。

【００１８】上記の知見に基づき完成した本発明の要旨
は以下の通りである。 (1) ランス先端に同一のノズル傾斜角を有する２孔以上
のノズルから酸素ガスあるいは酸素と不活性ガスとの混
合ガスを含Ｃｒ鋼浴面に噴射するＡＯＤ上底吹き吹錬に
おいて、鋼浴面の凹み深さＬと鋼浴深さＬ₀ の比、Ｌ／
Ｌ₀ を０．０５〜０．２０とすることを特徴とする含Ｃ
ｒ溶鋼の脱炭精錬方法。

【００１９】(2) ノズルからのジェットにより鋼浴面に
形成された凹みの重なり面積率Ｓｒ（％）に対し、鋼浴
面の凹み深さＬを下記の(1) 〜(12)式から求めることを
特徴とする請求項１に記載の含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方
法。

【００２０】 Ｓｒ≦５％のとき、 ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ^0.5 ・（Ｌ＋Ｈ₀ ） (1) Ｓｒ＞５％のとき、 Ｌ＝ｋ・Ｌ_A (2) ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ_A ^0.5 ・（Ｌ_A ＋Ｈ₀ ） (3) ここで、 Ｓｒ＝｛( γ−sin γ) ／π｝×100 (4) ｋ＝0.04・Ｓｒ＋0.8 (5) ｖ＝( Ｆ_O2／60²)／｛( ｄ_t ² ・π／４) ・ｎ｝ (6) cos(γ／2)＝｛2 ・Ｒ・sin(π／ｎ) ｝／ｄ (7) ｄ＝ｈ・tan(α＋β) −ｈ・tan(α−β) ＋ｄ_e (8) ｈ＝Ｈ₀ −Ｘ_c ・cos α (9) Ｒ＝Ｈ₀tanα (10) Ｘ_c ＝2.47・Ｐ₀ ・ｄ_e (11) Ｐ₀ ＝2.19・Ｆ_O2／（ｎ・ｄ_t ² ） (12) であり、ｄ_t はノズルスロート径（ｍｍ）、ｄ_e はノズ
ル出口径（ｍｍ）、ｎはランスのノズル数、αはノズル
傾斜角度（ｒａｄ）、Ｈ₀ はランス高さ（ｍｍ）、βは
噴流の拡がり角（＝０．１７５ｒａｄ）、Ｆ_O2はランス
のガス流量（Ｎｍ³ ／ｈｒ）である。

【００２１】なお、本発明において、含Ｃｒ鋼とはＣｒ
含有量が３〜３０重量％の普通鋼およびステンレス鋼を
いう。

【００２２】

【発明の実施の形態】図１は上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状
況を示す縦断面図である。同図において、符号１はＡＯ
Ｄ炉、２は溶鋼、３は鋼浴面、４は底吹き羽口、５はラ
ンス、６はランスからのジェットである。底吹き羽口４
から不活性ガスあるいは酸素ガスと不活性ガス混合ガス
が吹き込まれて溶鋼が攪拌され、酸素ガスがある場合は
脱炭反応が進行する。ランス５の先端には同一の傾斜各
を有するノズル複数のが配置されており、酸素ガスある
いは酸素ガスと不活性ガスとの混合ガスが噴射され、溶
鋼２面に深さＬの凹み８を形成しながら脱炭反応が進行
する。

【００２３】図２はランスおよびランスから噴射された
ジェットの概要を示す縦断面図であり、同図(a) はジェ
ットの寸法関係の概要図、同図(b) はノズル部の拡大図
である。同図において図１と同一要素は同一符号で示
す。同図の符号７はランス先端に設けられたノズル、７
１はノズルのスロート部（内径ｄ_t ）、７２はノズル出
口部（出口径ｄ_e ）、８は鋼浴面の凹み、９はジェット
２の超音速領域であるコアジェット、１０は音速以下の
領域である自由ジェットである。

【００２４】図３は、鋼浴面上の隣りあった２つのノズ
ルに対応する凹みの幾何学的位置関係を示す平面図であ
る。同図において図１、２と同一要素は同一符号で示
す。

【００２５】図２および図３に示すように、ランス５か
ら超音速で噴出したジェット６には、長さＸ_c の超音速
コアジェット９が形成される。その後、音速以下の自由
ジェット１０の領域では遷移域を経て完全な乱流に発達
し、広がり角２β（＝約０．３５ｒａｄ＝２０°）で広
がる。

【００２６】ここで、コアジェット長さＸ_c （ｍｍ）
は、(12)式より求まる上吹きガスのノズル前圧力Ｐ
₀ （ｋｇｆ／ｃｍ² ）と、ノズルスロート径ｄ_t （ｍ
ｍ）、ノズル出口径ｄ_e （ｍｍ）を用いて実験式（11）
式から算出できる。

【００２７】 Ｘ_c ＝2.47・Ｐ₀ ・ｄ_e (11) Ｐ₀ ＝2.19・Ｆ_O2／（ｎ・ｄ_t ² ） (12) ここで、Ｆ_O2は精錬用ガスの流量（Ｎｍ³ ／ｈｒ）、ｎ
はノズル数である。

【００２８】ランス高さ（ランス先端から鋼浴面までの
距離）がＨ₀ （ｍｍ）のとき、図３に示す幾何学的関係
からジェットが自由噴流となる始点と湯面との距離（自
由噴流長さ）ｈ（ｍｍ）は(9) 式で与えられ、(8) 式に
示す直径ｄ（ｍｍ）の凹みが形成される。

【００２９】 ｈ＝Ｈ₀ −Ｘ_c ・cos α (9) ｄ＝ｈ・tan(α＋β) −ｈ・tan(α−β) ＋ｄ_e (8) ここで、αはノズル傾斜角度（ｒａｄ）、βは噴流の拡
がり角（ｒａｄ）である。βは概ね一定であり、一定数
０．１７５（ｒａｄ、すなわち１０°）を使用してよ
い。

【００３０】凹みの中心とランス中心直下（浴の中心）
との距離Ｒは下式(10)によって算出できる。

【００３１】 Ｒ＝Ｈ₀tanα (10) また、ジェットが他のジェットとの干渉を無視できる場
合、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が５％以下の
とき、凹み深さＬは次式で与えられる。

【００３２】 ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ^0.5 ・（Ｌ＋Ｈ₀ ） (1) 多孔ランスにおいて、ジェット間の相互干渉が無視でき
なくなるとき、すなわち凹み重なり面積率Ｓｒ（％）が
５％超のとき、ジェット同士の合体により凹み深さＬは
干渉のない場合の凹み深さＬ_A より大きくなる。すなわ
ち、Ｌは凹み深さ修正係数ｋ、凹みの重なり面積率Ｓｒ
を用いて次式で表される。

【００３３】 Ｌ＝ｋ・Ｌ_A (2) ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ_A ^0.5 ・（Ｌ_A ＋Ｈ₀ ） (3) ｋ＝0.04・Ｓｒ＋0.8 (5) ここで、ｖはジェットのノズル出口流速（ｍ／ｓ）であ
り下記(6) 式で表される。 ｖ＝( Ｆ_O2／60²)／｛( ｄ_t ² ・π／４) ・ｎ｝ (6)。

【００３４】式(1) 、(3) はＬ、Ｌ_A について陰関数形
式で表されているが、ニュートン法等の数値計算によっ
て求めることができる。

【００３５】つぎに、Ｓｒの計算方法を説明する。図３
に示す幾何学的関係において、凹み８ａの中心と、それ
と隣り合う凹み８ｂの重なりの交点を結ぶ直線がなす角
（凹みの重なり角度）をγ（ｒａｄ）とすると、２つの
凹みの重なり面積の、凹みの面積に対する比Ｓｒは次式
(4) で表される。

【００３６】 Ｓｒ＝｛( γ−sin γ) ／π｝×100 (4) ここで、γは次式(7) で表される。

【００３７】 cos(γ／2)＝｛2 ・Ｒ・sin(π／ｎ) ｝／ｄ (7) 本発明者らは、まず水モデル実験により、凹み重なり面
積率Ｓｒが水浴の凹み深さへ及ぼす影響、およびジェッ
トによる凹み深さとスピッティングとの関係を調査し
た。

【００３８】図４はジェットによる鋼浴面の凹みを観察
するための縮尺１／１０の水モデル実験の概要図であ
る。ランス５には単孔ランスの他、多孔ランスとして、
傾斜角度の異なる２孔、３孔および４孔ランスを用意し
それぞれ実験した。

【００３９】ランス高さを１５０〜３５０ｍｍに設定
し、ランス５より一定時間圧縮空気を流量８００Ｎｌ／
ｍｉｎで上吹きした。その間、水面１３の上方６００ｍ
ｍに吸水紙１１を取り付け、実験前後の重量変化から液
滴１２の飛散量を算出した。

【００４０】また、同条件において、水面と同じ高さの
平面上のジェットの動圧をピトー管により計測した。ジ
ェットの動圧の大きさは水浴の凹み量に対応するものと
考えた。

【００４１】まず、多孔ランスにおけるジェットの動圧
分布の一例として、２孔ランスにおける、凹み重なり面
積率Ｓｒが０％、３％、７％および１５％の４条件での
動圧分布を調査した。

【００４２】図５はランスからのジェットによる鋼浴面
上の動圧分布を模式的に示すグラフである。横軸は単孔
ノズルによって形成される凹みの直径に対する比で示
し、０の位置は２つの凹みの中点に相当する。

【００４３】Ｓｒが０％の場合、２つのジェットによる
動圧分布は完全に独立しているのがわかる。Ｓｒが３％
の場合、２つのジェットは互い引き寄せられ中心に寄っ
ているが、各ジェットの動圧のピークは明瞭に分離して
いる。

【００４４】これに対し、Ｓｒが７％の場合、Ｓｒが３
％の場合よりもジェットの合体は進行しており、動圧の
最大値は２つのジェットの中間に存在している。

【００４５】さらに、Ｓｒが１５％の場合、ジェットは
完全に合体しており、中心の最大動圧はＳｒが７％の場
合よりも大きくなっている。

【００４６】次に、２孔以上の各ランスにおける凹みの
最大値と、別に測定したそのランスからの単独ジェット
による凹みの比ｋ（凹み深さ修正係数ともいう）を、Ｓ
ｒで整理した。

【００４７】図６は多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の
凹み重なり面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの
関係を示すグラフである。

【００４８】同図からわかるように、Ｓｒが０〜２５％
の範囲において、ｋはノズル孔数とは無関係にＳｒで整
理可能であり、Ｓｒが５％以下ではｋは１で一定、Ｓｒ
が５％を超える領域では次式の関係が得られた。

【００４９】 ｋ＝0.04・Ｓｒ＋0.8 (5) これより、多孔ランスにおける凹み深さは、Ｓｒが５％
を超える場合、単独ジェットのｋ倍として推算できるこ
とが判明した。

【００５０】次に、水モデルにおける凹み深さＬを(1)
〜(12)式で計算し、Ｌ／Ｌ₀ とスピッティング量との関
係を調査した。

【００５１】図７はＬ／Ｌ₀ 、すなわち水浴の凹み深さ
Ｌ（ｍｍ）／水浴深さＬ₀ の比とスピッティング量との
関係をを示すグラフである。同図に示すように、スピッ
ティング量はＬ／Ｌ₀ で整理でき、Ｌ／Ｌ₀ が０．２を
超えると急にスピッティング量が増加することがわか
る。

【００５２】次に、内径３ｍのＡＯＤ炉で、８０ｔ／チ
ャージ、Ｃｒ濃度が１５重量％、Ｃ濃度が０．５重量％
以上の溶鋼に、底吹き羽口から酸素を流量４０００Ｎｍ
³ ／ｈｒおよびＡｒを流量１０００Ｎｍ³ ／ｈｒ吹込
み、ランスから酸素を流量５０００Ｎｍ³ ／ｈｒで吹込
む場合を例として、本発明の作用と具体的方法を説明す
る。

【００５３】Ｃｒ含有溶鋼の脱Ｃは、溶鋼へ供給された
Ｏ₂ との反応で生成したＣｒ₂ Ｏ₃とＣとの反応による
もので、下記式で進行すると考えられる。

【００５４】Ｃｒ₂ Ｏ₃ ＋３Ｃ＝２Ｃｒ＋３ＣＯ 上記式の反応は高温ほど右方向に進むことが知られてい
る。

【００５５】上吹きジェットの強さの指標であるＬ／Ｌ
₀ が反応点の温度に及ぼす影響として、次の２つが知ら
れている。

【００５６】(a) Ｌ／Ｌ₀ が小さいほど二次燃焼率（Ｃ
Ｏ＋１／２Ｏ₂ →ＣＯ₂ ）の増大による昇温速度が増加
する。

【００５７】(b) Ｌ／Ｌ₀ が大きいほど凹みの温度（火
点温度）が上昇する。つまり、(12)式の反応点での温度
上昇はこの２つの効果のバランスで決定される。

【００５８】以下は、後述の実施例に示す単孔、２孔、
３孔、および４孔ランスを用い、ランス高さを調整し、
Ｌ／Ｌ₀ を種々変更して操業した結果である。

【００５９】図８は鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ₀
の比と単位供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ₂ （ｋｇ
／Ｎm³）の関係を示すグラフである。

【００６０】同図に示すＬは前述の(1) または(2) 〜
(3) 式で補正した値である。同図に示すように、Ｌ／Ｌ
₀ のＣｒ酸化量への影響は小さいことが判明した。これ
は、上記(a) 、(b) の各々の効果はＬ／Ｌ₀ の変化に対
応してそれぞれが増減しても、両者を併せた効果はほぼ
一定であることを示している。

【００６１】次に、鋼浴の凹み深さの指標であるＬ／Ｌ
₀ とスピッティングとの関係をＡＯＤ炉で調査した。こ
のときのスピッティング量は、炉頂部に鉄製サンプラー
を一定時間保持し、これへの付着地金の重量で評価し
た。

【００６２】図９は鋼浴面の凹み深さと付着地金重量と
の関係を示すグラフである。同図の溶鋼の凹み深さＬは
図８におけるものと同じである。

【００６３】同図からわかるように、水モデル同様、補
正したＬ／Ｌ₀ とスピッティング量の間には明確な相関
があり、Ｌ／Ｌ₀ が０．２を超えるとスピッティングは
急増することが判明した。

【００６４】さらに、Ｌ／Ｌ₀ と炉壁耐火物溶損速度の
関係を調査した結果、後述の実施例で示すように、Ｌ／
Ｌ₀ が０．０５未満の場合、耐火物の溶損速度が著しく
増加することが判明した。これは凹み深さを浅くする
と、スピッティングは減少するが、脱炭反応も低下し、
反対に二次燃焼率が増大して炉壁近傍の温度が急増する
ためと考えられる。

【００６５】以上の結果より、Ｌ／Ｌ₀ はスピッティン
グ低減、耐火物溶損抑制の両面から０．０５以上０．２
以下とする。好ましくはＬ／Ｌ₀ の範囲は０．０６〜
０．１５であり、さらに好ましくは０．０７〜０．１と
するのがよい。

【００６６】次に、ランス高さＨ₀ について述べる。

【００６７】Ｈ₀ を小さくしすぎると、溶鋼飛散による
ランスの溶損や熱変形が発生しやすく、ランス寿命を短
くすることになる。

【００６８】また、Ｈ₀ が大きすぎると、ジェットの広
がりが大きくなり、Ｌ／Ｌ₀ を過度に小さくしたときと
同様、ＣＯガスの二次燃焼による過度の昇温をもたら
し、耐火物損耗の問題を生ずる。

【００６９】発明者らが試験を行った通常３０〜１００
ｔ／チャージのＡＯＤ炉では、Ｈ₀は１６００ｍｍ以
上、３０００ｍｍ以下であるのが好ましい。さらに好ま
しくは２０００〜２５００である。

【００７０】本発明の実施にあたっては、鋼浴面の凹み
深さＬを求める必要があるが、第１の方法として、鋼浴
面の凹み深さＬを実測またはランス高さ、上吹き酸素ガ
ス量から推定し、操業条件から決まる鋼浴深さＬ₀ に対
するＬの値を本発明の規定する範囲で操業する方法があ
る。

【００７１】鋼浴の凹み深さＬを実測するには、上吹き
ランスとは別に設けたサブランスにレーザ距離計を水冷
ジャケットで保護して装着し、オンライン測定する方法
が考えられる。

【００７２】しかし、このようなサブランスによる測定
装置は設備コストが大きくなり、距離計センサの長期信
頼性の問題もあるため、鋼浴の凹み深さを簡単な方法で
推定する方法を用いるのがよい。

【００７３】例えば、鋼浴の凹み深さＬは、ランスの種
類毎に、ランス高さＨ₀ をパラメータとして、上吹き酸
素ガス流量Ｆ_O2とＬの関係をノモグラムとして与えるこ
とによっても推定できる。

【００７４】本発明の第２の方法は、鋼浴面の凹み深さ
Ｌを、数式で与える方法である。すなわち、ノズル数
ｎ、ノズルスロート径ｄ_t 、ノズル出口径ｄ_e 、ノズル
傾斜角度αなどのランス仕様の諸数値と、上吹きガス流
量Ｆ_O2、ノズル前圧力Ｐ₀ 、溶鋼量から決まる鋼浴深さ
Ｌ₀ 、ランス高さＨ₀ 等の脱炭条件から決まる条件に基
づき、前記(1) 〜(12)式からＬを求めることができる。

【００７５】

【実施例】内径３ｍの８０トンＡＯＤ炉において、Ｃｒ
濃度１８重量％の溶鋼を、Ｃ濃度４重量％から０．５重
量％まで、表１に示す条件にて脱炭吹錬した。全条件に
おいて、底吹きガスには酸素ガスおよびＡｒガスを用
い、流量はそれぞれ４０００Ｎｍ³ ／ｈｒおよび１００
０Ｎｍ³ ／ｈｒとした。

【００７６】表１には、本発明例および比較例の操業時
のスピッティングロス、ダストロス、および炉壁耐火物
損耗速度を併せて示す。これらの値は、各例において２
０〜３０チャージ操業したときの平均値である。スピッ
ティングロス、炉壁耐火物損耗速度は比較例１を基準
（１００％）として、これに対する相対的比率（％）で
示した。

【００７７】比較例２は２孔ランスを用いた操業例であ
るが、Ｌ／Ｌ₀ は単孔ランスを用いた比較例１よりも大
きいため、スピッティングロスは著しく増加した。

【００７８】また、比較例３は４孔ランスを用いた操業
例であり、Ｌ／Ｌ₀ の低下によりスピッティングロスは
著しく減少した。また、スピッティングを起点に発生す
るダストも減少するためトータルのダストロスも減少し
た。しかしながら、二次燃焼率増大により耐火物の損耗
速度は著しく増加し、連続操業には好ましくない結果と
なった。

【００７９】これに対し、本発明例の場合、Ｌ／Ｌ₀ が
本発明の規定範囲であるため、スピッティングロスおよ
びダストロスともに少なかった。また、炉壁損耗速度の
増加率も±２％と誤差の範囲内であり、ソフトブロー化
による二次燃焼率増大の悪影響は抑制された。

【００８０】

【発明の効果】含Ｃｒ鋼を脱炭精錬する際、高送酸速度
のＡＯＤ上底吹き吹錬に本発明を適用することで、炉壁
耐火物の溶損を増大させることなくスピッティングおよ
びダストロスを大幅に低減することができる。

【００８１】これにより、歩留まりの向上および炉口地
金付着等の操業トラブルの回避が達成され、生産性を向
上することができる。

【図面の簡単な説明】

【図１】上底吹きＡＯＤ炉の吹錬状況を示す縦断面図で
ある。

【図２】ランスおよびランスから噴射されたジェットの
概要を示す縦断面図であり、同図(a) はジェットの寸法
関係の概要図、同図(b) はノズル部の拡大図である。

【図３】鋼浴面上の隣りあった２つのノズルに対応する
凹みの幾何学的位置関係を示す平面図である。

【図４】ジェットによる鋼浴面の凹みを観察するための
縮尺１／１０の水モデル実験の概要図である。

【図５】ランスからのジェットによる鋼浴面上の動圧分
布を模式的に示すグラフである。

【図６】多孔ノズルのジェットの鋼浴面上の凹み重なり
面積率Ｓｒ（％）と凹み深さ修正係数ｋとの関係を示す
グラフである。

【図７】水浴の凹み深さＬ／水浴深さＬ₀ の比と、スピ
ッティング量との関係を示すグラフである。

【図８】鋼浴面の凹み深さＬ／鋼浴深さＬ₀ の比と単位
供給酸素当たりの脱Ｃ量△Ｃ／△Ｏ₂ （ｋｇ／Ｎm³）の
関係を示すグラフである。

【図９】鋼浴面の凹み深さと付着地金重量との関係を示
すグラフである。

【符号の説明】

１：ＡＯＤ炉 ２：溶鋼 ３：鋼浴面 ４：底吹き羽口 ５：ランス ６：ジェット ７：ノズル ７１：スロート部 ７２：ノズル出口部 ８、８ａ、８ｂ：凹み ９：コアジェット １０：自由ジェット １１：吸水紙 １２：液滴 １３：水面 Ｌ₀ ：鋼浴深さ Ｌ：鋼浴面の凹み深さ ｎ：ノズル数 Ｈ₀ ：ランス高さ（ｍｍ） ｄ_t ：ノズルスロート径（ｍｍ） ｄ_e ：ノズル出口径（ｍｍ） Ｓｒ：凹み重なり面積率（％） γ：凹みの重なり角度（ｒａｄ） Ｒ：浴心から凹み中心までの距離（ｍｍ） ｄ：凹み直径（ｍｍ） α：ノズル傾斜角度（ｒａｄ） β：噴流の拡がり角（ｒａｄ） Ｘ_c ：コアジェット長さ（ｍｍ） ｈ：ジェットの自由噴流長さ（ｍｍ）

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 ランス先端に同一のノズル傾斜角を有す
   る２孔以上のノズルから酸素ガスあるいは酸素ガスと不
   活性ガスとの混合ガスを含Ｃｒ鋼浴面に噴射するＡＯＤ
   炉上底吹き吹錬において、鋼浴面の凹み深さＬと鋼浴深
   さＬ₀ の比、Ｌ／Ｌ₀ を０．０５〜０．２０とすること
   を特徴とする含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬方法。
2. 【請求項２】隣接するノズルからのジェットにより鋼浴
   面に形成された凹みの重なり面積率Ｓｒ（％）に対し、
   鋼浴面の凹み深さＬを下記の(1) 〜(12)式から求めるこ
   とを特徴とする請求項１に記載の含Ｃｒ溶鋼の脱炭精錬
   方法。 Ｓｒ≦５％のとき、 ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ^0.5 ・（Ｌ＋Ｈ₀ ） (1) Ｓｒ＞５％のとき、 Ｌ＝ｋ・Ｌ_A (2) ｖｄ_t cos α＝1.24・Ｌ_A ^0.5 ・（Ｌ_A ＋Ｈ₀ ） (3) ここで、 Ｓｒ＝｛( γ−sin γ) ／π｝×100 (4) ｋ＝0.04・Ｓｒ＋0.8 (5) ｖ＝( Ｆ_O2／60²)／｛( ｄ_t ² ・π／４) ・ｎ｝ (6) cos(γ／2)＝｛2 ・Ｒ・sin(π／ｎ) ｝／ｄ (7) ｄ＝ｈ・tan(α＋β) −ｈ・tan(α−β) ＋ｄ_e (8) ｈ＝Ｈ₀ −Ｘ_c ・cos α (9) Ｒ＝Ｈ₀tanα (10) Ｘ_c ＝2.47・Ｐ₀ ・ｄ_e (11) Ｐ₀ ＝2.19・Ｆ_O2／（ｎ・ｄ_t ² ） (12) であり、ｄ_t はノズルスロート径（ｍｍ）、ｄ_e はノズ
   ル出口径（ｍｍ）、ｎはランスのノズル数、αはノズル
   傾斜角度（ｒａｄ）、Ｈ₀ はランス高さ（ｍｍ）、βは
   噴流の拡がり角（＝０．１７５ｒａｄ）、Ｆ_O2はランス
   のガス流量（Ｎｍ³ ／ｈｒ）である。