JP2018024911A - 溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法 - Google Patents

Abstract

【課題】溶銑鍋の鍋底、側壁及びフリーボード部に付着した地金を容易かつ確実に除去することができる溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法の提供を目的とする。
【解決手段】本発明の溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、溶銑表面への酸素ガスの噴出と、撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪処理とともに溶銑表面下の溶銑鍋側壁及び鍋底に付着する地金を溶解する第一工程、第一工程により形成された脱珪スラグを徐さいする第二工程、及び第二工程後に、溶銑表面への酸素ガスの噴出と、撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪及び脱炭処理とともに溶銑鍋フリーボード部に付着する地金を溶解する第三工程により、溶銑予備処理を行うと同時に溶銑鍋のほぼ全面に付着した地金を容易かつ確実に除去することができる。
【選択図】図４

Description

本発明は、溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法に関する。

溶銑鍋等の溶銑予備処理炉では、脱珪、脱燐、脱炭等の溶銑予備処理が行われる。これらの処理は、例えば溶銑予備処理炉の炉口から酸素吹き込み用のランスを挿入し、このランスから溶銑面に高速の酸素を吹き付ける、いわゆる酸素ガスの上吹きによって行われる。この酸素ガスの上吹きによって溶銑予備処理を行うと、酸素ガスの溶銑面への衝突によって融点の高い溶銑が飛散し、鍋開口部付近の側壁部に接触することがある。そして、この接触した溶銑は地金として付着し、このような地金が鍋開口部付近の側壁に堆積することで溶銑排出時に堰となり炉内への残銑の原因となり、発煙や鉄ロスを引き起こす。

また、溶銑鍋が定期修理後等で１４００℃以下の低温溶銑を受銑した場合、飛散により鍋開口部付近の側壁に地金が付着するのみならず鍋底から側壁のほぼ全面に大量の地金が付着する。溶銑量は、鍋と溶銑との総重量である鍋風袋重量の制約を受けるため、地金付着量が大量であるとその分溶銑装入量が減り、溶銑量が低下する。さらには、溶銑量が低下した分をスクラップで補うが、スクラップの増加により溶銑温度が下がるため溶銑処理時間が長くなる。或いは２鍋目の溶銑装入が必要となり、この場合は出鋼までの工程にさらに時間がかかり、生産効率が著しく低下する。

そのため、一般に地金の付着が著しくなった溶銑鍋については使用を中止し、修理工場に搬送した上、地金の除去作業を行う。この修理工場への搬送及び地金の除去作業には通常２〜３日程度を要するため、その間は他の溶銑鍋が必要となる。しかしながら、他の溶銑鍋が準備できない場合もあり、この場合、地金が付着した溶銑鍋を使用し続けざるを得ないこととなり鉄ロス等が助長される。さらに、修理工場で地金を除去したとしても、この地金は溶銑よりも価値の低い金属塊として回収されるため利益の減少につながる。

このように、溶銑鍋に地金が付着すると、溶銑予備処理の効率化の妨げとなることに加え、設備トラブルや利益の減少を招来する。

このような問題に鑑みて、今日では溶銑予備処理炉内の地金に排ガスを接触させることでこの地金を溶融させる溶銑脱りん方法が発案されている（特開２００２−１０５５２２号公報参照）。

この公報に記載の溶銑脱りん方法は、混銑車の天井部に付着した地金の最大厚みが所定以上となった場合に、上吹き酸素ガスの吹き込み角度を調整することで地金に高温の排ガスを到達させることを特徴としている。この溶銑脱りん方法によると、地金に排ガスを到達させることでこの排ガスにより地金を溶融することができ、これにより地金の厚みを薄くすることができるとされている。

しかしながら、この溶銑脱りん方法は、混銑車の天井部に付着した地金の厚みを薄くすることには有効であるものの、溶銑鍋の全面に付着した地金を効果的に除去することは困難である。

具体的には、一般に溶銑鍋は混銑車のような天井部を有しておらず、溶銑面より上の鍋側壁部に付着する地金に排ガスを到達させることができるとしても、溶銑面下に付着する地金に排ガスを直接到達させることは困難である。

特開２００２−１０５５２２号公報

本発明は、このような事情に鑑みてなされたものであり、溶銑鍋の鍋底、側壁及びフリーボード部に付着した地金を容易かつ確実に除去することができる溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法の提供を目的とする。

本発明者らは、鋭意検討した結果、所定の条件下で脱珪処理による発熱で溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の地金を溶解する第一工程と、脱珪スラグを徐さいする第二工程と、所定の条件下で脱珪・脱炭処理を行う際にＣＯガスを含むスラグを溶銑面上に形成し、このス
ラグ中のＣＯガスの燃焼によりフリーボード部の地金を溶解する第三工程とで、溶銑鍋のほぼ全面に付着した地金を除去できることを見出し、本発明を完成させた。

すなわち、上記課題を解決するためになされた本発明の溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、鉛直下方を向く上吹きランスと不活性ガスの吐出による撹拌機構とを用い、溶銑鍋の溶銑への脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法であって、上記上吹きランスによる溶銑表面への酸素ガスの噴出と、上記撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪処理とともに上記溶銑表面下の溶銑鍋側壁及び鍋底に付着する地金を溶解する第一工程、上記第一工程により形成された脱珪スラグを徐さいする第二工程、及び上記第二工程後に、上記上吹きランスによる上記溶銑表面への酸素ガスの噴出と、上記撹拌機構による上記溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪及び脱炭処理とともに溶銑鍋フリーボード部に付着する地金を溶解する第三工程を有し、上記第一工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１０００Ｐａ以上１６００Ｐａ以下、ガス撹拌による投入エネルギーが１００Ｗ／ｔ以上２００Ｗ／ｔ以下、鍋内への地金付着量をＷ［ｋｇ／ｔ］とするときの酸素ガスの供給量が０．０２８Ｗ＋２．８［Ｎｍ^３／ｔ］以上０．０２８Ｗ＋４．０［Ｎｍ^３／ｔ］以下であり、上記第二工程における徐さいされる脱珪スラグが３．５ｋｇ／ｔ以上６．４ｋｇ／ｔ以下であり、上記第三工程における上記上吹きランスによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１６００Ｐａ以上２０００Ｐａ以下、ガス撹拌による投入エネルギーが２００Ｗ／ｔ以上４００Ｗ／ｔ以下、酸素ガスの供給量が２．５Ｎｍ^３／ｔ以上３．１Ｎｍ^３／ｔ以下であり、上記上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と上記溶銑鍋の壁面との最短距離をＲ［ｍｍ］、下記式（１）により算出される上記上吹きランスの中心軸が上記溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と上記溶銑鍋の壁面との最短距離をＩ［ｍｍ］とした場合、Ｉ／Ｒが０．０８以上０．１５以下であることを特徴とする。

但し、Ｘは、上吹きランスのノズル出口から溶銑面までの距離［ｍｍ］である。Ｙは、上吹きランスの中心軸からノズル出口最外周までの距離［ｍｍ］である。Ｚｃは、上吹きランスのノズルから吐出後のガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］である。θは、上吹きランスのノズル傾斜角度［°］である。αは、上記ガスジェットの広がり角度［°］である。

当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、上述のように鍋内のほぼ全面に大量の地金が付着した溶銑鍋に対して用いられる。そのため、当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法では、第一工程においては脱炭反応を抑制しつつ脱珪反応によるＳｉＯ_２生成に伴う発熱が、第二工程においては第一工程で生成される多量の脱珪スラグを第三工程のスラグ形成に必要な量だけ残して徐さいすることが、第三工程においてはＣＯガスを含むスラグが溶銑鍋の壁面を超えて形成されることを防止しつつ、このスラグを溶銑鍋のフリーボード部に付着した地金の高さに合わせて形成することが重要となる。

この点に関し、当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、第一工程における上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー及び溶銑への酸素ガスの供給量が上記範囲内であるので、酸素と炭素の反応を抑えつつ脱珪処理を進行させ、ＳｉＯ_２生成の際に生じる熱により溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底に付着した地金を溶解することができ、第二工程における脱珪スラグの徐さい量が上記範囲内であるので、第三工程に必要な量の脱珪スラグを鍋内に残すことができ、第三工程における上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー及び溶銑への酸素ガスの供給量が上記範囲内であり、かつ上記Ｉ／Ｒが上記範囲内であるので、ＣＯガスを含むスラグを地金の付着した高さに合わせて形成し、上記溶銑鍋のフリーボード部に付着した地金を除去することができ、上記全行程によって容易かつ確実に鍋内の全面に付着した地金を溶解することができる。

なお「溶銑面」とは、上吹き等の処理を行わない静止状態での溶銑の表面をいう。また、「溶銑面衝突領域」とは、溶銑面のうち上吹きランスから吐出された酸素ガスが衝突する部分をいう。

また、「酸素ガスの溶銑面衝突圧力」とは、以下の式（２）で表されるＰｓ［Ｐａ］を意味する。

上記式（２）において、Ｃは、酸素ガスの吐出速度の音速に対する比（マッハ数）Ｍを用いて下記式（３）で表される値である。また、Ｘ^＊は、酸素ガスを吐出するノズルの出口径Ｄ［ｍｍ］を用いて下記式（４）で算出される無次元距離であり、Ｘ_０ ^＊は、下記式（５）で定義される無次元の仮想原点である。また、Ｐ_０（Ｘ ^＊ _＝１５）は、下記式（６）で算出される値であり、無次元距離Ｘ^＊＝１５における絶対圧力［Ｐａ］である。

なお、マッハ数Ｍ、無次元距離Ｘ^＊＝０における絶対圧力Ｐ_０（Ｘ ^＊ _＝０）は下記式（７）及び（８）でそれぞれ算出できる。また、ノズル出口径Ｄは、一般に圧力損失が少なくなるように決められ、ノズルスロート径ｄ［ｍｍ］を用いて下記式（９）により算出できる。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。κは、定圧モル比熱の定積モル比熱に対する比（比熱比）であり、酸素の場合は１．４である。Ｐ_ａｔｍは大気圧であり、１０１３２５Ｐａである。Ｒは気体定数であり、８３１４Ｐａ・ｍ^３／Ｋ／ｋｍｏｌである。Ｔ_ｇは上吹きランスのノズル入口の酸素ガス温度［Ｋ］であり、室温（２９８Ｋ）とする。Ａ_ｃは上吹きランスのノズルスロート部の断面積［ｍ^２］である。ｍ_ｇは酸素ガスの分子量であり、３２である。Ｑ_Ｔｍは、上吹き酸素ガスの質量流量［ｋｇ／ｓ］であり、上吹き酸素ガス流量Ｑ_Ｔ［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］を用いて、下記式（１０）より算出される。

また、「撹拌投入エネルギー」とは、「森一美、佐野正道、「インジェクション冶金の動力学」；鉄と鋼，第６７巻（１９８１年），第６号，６８７頁」に記載されている下記式（１１）で表されるε_Ｂ［Ｗ／ｔ］を意味する。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。Ｑ_Ｂは、撹拌機構の不活性ガス流量［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］である。Ｔは、溶銑温度［Ｋ］である。Ｗは、溶銑重量［ｔ］である。ρは、溶銑密度［ｋｇ／ｍ^３］である。ｇは重力加速度［ｍ／ｓ^２］であり、９．８ｍ／ｓ^２である。ｈは鍋内溶銑の平均深さ［ｍ］である。

また、上記式（１）のガスジェットのハードコア長さＺｃ［ｍｍ］は、ノズル前圧力Ｐｏ［ｋｇｆ／ｃｍ^２］を用いて下記式（１２）を用いて算出できる。ここで、ノズル前圧力Ｐｏは下記式（１３）を用いて算出できる。

ここで各変数の意味は以下の通りである。なお、既出の変数名と同一のものは説明を省略する。Ｆ_Ｏ２は、上吹き酸素ガス速度［Ｎｍ^３／ｈｒ］である。ｎは、上吹きランスのノズル数である。εは、流量係数であり、０．８５である。

以上説明したように、本発明の溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、溶銑鍋の底面、側壁面及びフリーボード部に付着した地金を容易かつ確実に除去することができる。

本発明の一実施形態に係る溶銑予備処理に用いられる溶銑鍋を示す模式的断面図である。 図１の溶銑鍋とは異なる形態に係る溶銑鍋を示す模式的断面図である。 図１及び図２の溶銑鍋とは異なる形態に係る溶銑鍋を示す模式的断面図である。 溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の付着地金を溶解する第一工程における溶銑鍋を示す模式的端面図である。 第一工程で生成された脱珪スラグを徐さいする第二工程における溶銑鍋を示す模式的端面図である。 フリーボード部の付着地金を溶解する第三工程における溶銑鍋を示す模式的端面図である。 図４の溶銑予備処理に使用する上吹きランスの酸素ガス吐出状態を示す模式的部分断面図である。 図６の酸素ガスの溶銑面衝突領域を示す模式的上面図である。

以下、本発明の実施の形態を詳説する。

＜溶銑鍋＞
当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、高炉から出銑された溶銑の予備処理用の溶銑鍋を用いて熱間稼働中に行う。具体的には、当該鍋内付着地金溶解方法は、溶銑予備処理における脱珪処理等の間の適宜なタイミングで行うことができる。当該鍋内付着地金溶解方法は、このように溶銑予備処理における熱間稼働中に行うことで、溶銑の精錬工程の円滑な実施が阻害されることを抑制できると共に、溶解した地金を溶銑として利用することができる。まず、溶銑予備処理で用いられる溶銑鍋について説明する。

当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法で用いられる溶銑鍋としては、特に限定されるものではなく、公知の溶銑鍋を用いることができる。当該鍋内付着地金溶解方法で用いられる溶銑鍋としては、例えば図１〜図３に示す溶銑鍋が挙げられる。

図１の溶銑鍋１は、上部に開口を有する有底筒状に構成されている。溶銑鍋１には、高炉から出銑された溶銑Ｍが貯留される。溶銑鍋１は、側壁上部に外側に突出した溶銑排出部２を有する。また、溶銑鍋１の側壁上端の高さは略均一とされている。溶銑鍋１の底壁上面から側壁上端までの垂直方向長さとしては、特に限定されるものではないが、例えば２ｍ以上５ｍ以下程度とすることができる。また、溶銑鍋１の鍋内平均半径（側壁の内面によって囲まれる領域の平均半径）としては、特に限定されるものではないが、例えば１ｍ以上３ｍ以下程度とすることができる。さらに、溶銑鍋１のフリーボード高さＬ_１としては、特に限定されるものではないが、一般的には０．５ｍ以上２ｍ以下程度とされる。なお、「鍋内平均半径」とは、真円に換算した場合の半径をいう。

図２の溶銑鍋３は、上部に開口を有する有底筒状に構成されている。溶銑鍋３には、高炉から出銑された溶銑Ｍが貯留される。溶銑鍋３は、側壁上部に外側に突出した溶銑排出部４を有する。溶銑鍋３の側壁上端の高さは、溶銑排出部４の近傍がその他の部分に比べて高い。溶銑鍋３では、溶銑面から最も低位に位置する側壁上端までの垂直方向長さ（つまり、溶銑面から溶銑排出部４の近傍以外の側壁上端までの垂直方向長さ）がフリーボード高さＬ_２となる。溶銑鍋３の底壁上面から側壁上端の最も高位に位置する部分までの垂直方向長さ及び溶銑鍋３の鍋内平均半径としては、図１の溶銑鍋１と同様とすることができる。また、フリーボード高さＬ_２としては、特に限定されるものではないが、一般的には０．５ｍ以上１．５ｍ以下程度とされる。

図３の溶銑鍋５は、上部に開口を有する有底筒状に構成されている。溶銑鍋５には、高炉から出銑された溶銑Ｍが貯留される。溶銑鍋５は、側壁上部に外側に突出した溶銑排出部６を有する。溶銑鍋５の側壁上端の高さは、溶銑排出部６を有する部分がその他の部分に比べて低い。溶銑鍋５では、溶銑面から溶銑排出部６の上端までの垂直方向長さがフリーボード高さＬ_３となる。溶銑鍋５の底壁上面から溶銑排出部６以外の側壁上端までの垂直方向長さ及び溶銑鍋５の鍋内平均半径としては、図１の溶銑鍋１と同様とすることができる。また、フリーボード高さＬ_３としては、特に限定されるものではないが、一般的には０．５ｍ以上１．５ｍ以下程度とされる。

＜溶銑予備処理装置＞
次に、当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法で用いる溶銑予備処理装置について説明する。図４の溶銑予備処理装置１１は、溶銑鍋１と、上吹きランス１２と、インジェクションランス１３とを備える。溶銑予備処理装置１１は、溶銑鍋１に貯留される溶銑Ｍへの脱珪及び脱炭処理を行う。なお、図４の溶銑予備処理装置１１は、溶銑鍋１を備えるが、当該鍋内付着地金溶解方法で用いられる溶銑鍋としては、特に限定されるものではなく、例えば図２の溶銑鍋３又は図３の溶銑鍋５を用いることも可能である。

図４の溶銑鍋１は、１又は複数回の溶銑予備処理が行われた後の状態を示しており、鍋内側に地金Ｂが付着している。具体的には、溶銑鍋１の鍋底、鍋側壁及びフリーボード部の全周に地金Ｂが付着している。

高炉から出銑される溶銑Ｍには、一般に０．２ｍａｓｓ％以上１．０ｍａｓｓ％以下の珪素や４．５ｍａｓｓ％以上４．８ｍａｓｓ％以下の炭素が含まれる。この珪素や炭素は、溶銑予備処理装置１１での脱珪及び脱炭処理により削減される。この際に脱珪及び脱炭処理後の塩基度を調整する目的で、ＣａＯ等の副原料を溶銑Ｍに投入してもよい。当該鍋内付着地金溶解方法では、後述するように第一工程で脱炭反応を抑制しつつ脱珪反応を促進させ、第三工程で脱珪・脱炭反応を促進させることから、溶銑Ｍに含まれる珪素は０．８ｍａｓｓ％以上１．１ｍａｓｓ％以下であることが好ましい。

上記脱珪及び脱炭処理を行うには、まず溶銑鍋１に溶銑Ｍを装入すると共にＣａＯ等の副原料を投入する。次に、溶銑鍋１の開口から上吹きランス１２を挿入し、この上吹きランス１２から酸素ガスＧを溶銑Ｍに吹き付ける。また、これと同時に溶銑鍋１の開口から溶銑Ｍ中に差し込まれたインジェクションランス１３から不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込む。このように不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込むことで、溶銑Ｍが撹拌され、溶銑Ｍに吹き付けられた酸素ガスＧが溶銑Ｍ中の珪素及び炭素と反応し、脱珪処理及び脱炭処理が行われる。

（上吹きランス）
上吹きランス１２は、上述のように溶銑鍋１の開口から挿入され、その先端が溶銑Ｍの上側に配設され、鉛直下方を向く。また、上吹きランス１２は、上記先端に斜め下方かつ略等角度間隔で配設されるｎ個のノズルを有する。上吹きランス１２のノズル数としては、特に限定されるものではないが、例えば２個以上５個以下とすることができる。また、上吹きランス１２の高さ（上吹きランス１２のノズル出口から溶銑面までの距離）としては、酸素ガスＧを溶銑Ｍに吹き付ける際に所望する溶銑面衝突圧力等によって決まるが、後述する第一工程において７００ｍｍ以上１５００ｍｍ以下、第三工程において３０００ｍｍ以上４５００ｍｍ以下とすることができる。

上吹きランス１２は、図７に示すように各ノズル２１から酸素ガスＧを吐出する。ノズル２１の形状は略円錐台であり、ノズルスロート２１ａ側が狭く、ノズル出口２１ｂ側が広い。また、ノズル２１は、ノズルスロート２１ａの中心とノズル出口２１ｂの中心とを結ぶ中心軸が、上吹きランス１２の中心軸Ｎから外側に向かって傾斜角度θ［°］で配設されている（上吹きランス１２の中心軸Ｎに対するノズルスロート２１ａの中心とノズル出口２１ｂの中心とを結ぶ中心軸の傾斜角度を「ノズル傾斜角度」ともいう）。

ノズル２１から吐出された酸素ガスＧは、中心流速が音速以上であるジェットコア領域ではほぼ直進し、その後一定の広がり角度αで広がりながら溶銑面に衝突する。そして、衝突した酸素ガスＧの一部が溶銑Ｍ中に供給される。なお、図７において、Ｘは上吹きランス１２のノズル出口２１ｂから溶銑面までの距離［ｍｍ］を示し、Ｙは上吹きランス１２の中心軸Ｎからノズル出口２１ｂ最外周までの距離［ｍｍ］を示し、Ｚｃは、上吹きランス１２のノズル２１から吐出後のガスジェットのハードコア長さ（ジェットコア領域の長さ）を示す。

図８にノズル数が３である上吹きランス１２から吐出された酸素ガスＧによる溶銑面衝突領域Ｍ１を示す。図８に示すように、酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１は略円形状であり、通常ノズル２１の数と同数存在する。ここで、上吹きランス１２の中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０と溶銑鍋１の壁面１ａとの最短距離が距離Ｒ［ｍｍ］である。また、上吹きランス１２の中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０から酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１内で最も遠い点Ｍ１０と溶銑鍋１の壁面１ａとの最短距離が距離Ｉ［ｍｍ］である。この距離Ｉは、溶銑面及び溶銑面衝突領域Ｍ１を真円近似して、図７に示すように上記式（１）により算出できる。

（インジェクションランス）
インジェクションランス１３は、上述のように溶銑鍋１の開口から挿入され、その先端が溶銑Ｍ中に位置するように配設される。インジェクションランス１３は、不活性ガスの吐出によって溶銑Ｍを撹拌する撹拌機構を構成する。インジェクションランス１３から不活性ガスを溶銑Ｍに吹き込むことによって溶銑Ｍが撹拌され、上述した酸素ガスＧと珪素及び炭素との反応効率が高まる。上記不活性ガスとしては、窒素ガス、アルゴンガス等が挙げられ、中でも安価な窒素ガスが好ましい。

（地金）
地金Ｂは、溶銑予備処理において鍋底、鍋側壁及びフリーボード部に付着した融点の高い溶銑である。地金Ｂは、溶銑鍋が定期修理後等で１４００℃以下の低温溶銑を受銑した場合、鍋底から側壁のほぼ全面に大量の地金が付着する。また、上吹きランス１２の複数のノズル２１から吐出される酸素ガスＧの溶銑面との衝突や、インジェクションランス１３から吐出される不活性ガスによる溶銑Ｍの撹拌によって溶銑Ｍが飛散しフリーボード部に付着することで形成される。フリーボード部の地金Ｂは、フリーボード高さＬ_１を１とした場合、溶銑面から垂直方向に０．８程度の範囲に付着する。つまり、地金Ｂは、溶銑面から垂直方向上方に１．６ｍ程度の領域にまで付着する。

＜溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法＞
続いて、溶銑予備処理装置１１を用いた当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法について説明する。当該鍋内付着地金溶解方法は、上述のように溶銑予備処理における脱珪処理等の間の適宜なタイミングで行われる。当該鍋内付着地金溶解方法を行う頻度の下限としては、２０チャージに１回が好ましく、２５チャージに１回がより好ましい。一方、当該鍋内付着地金溶解方法を行う頻度の上限としては、４０チャージに１回が好ましく、３５チャージに１回がより好ましい。当該鍋内付着地金溶解方法を行う頻度が上記下限に満たないと、溶銑予備処理１回当たりの溶銑予備処理効率が低下するおそれがある。逆に、当該鍋内付着地金溶解方法を行う頻度が上記上限を超えると、溶銑鍋１内の付着地金により鍋風袋重量が増加し、溶銑予備処理に必要な溶銑量を確保できないおそれがある。

当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、上吹きランスによる溶銑表面への酸素ガスの噴出と、撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪処理とともに溶銑表面下の溶銑鍋側壁及び鍋底に付着する地金を溶解する第一工程、上記第一工程により形成された脱珪スラグを徐さいする第二工程、及び上記第二工程後に、上記上吹きランスによる溶銑表面への酸素ガスの噴出と、上記撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪及び脱炭処理とともに上記溶銑鍋フリーボード部に付着する地金を溶解する第三工程を有する。

（第一工程）
上記第一工程では、図４で示すように上吹きランス１２から溶銑Ｍ中に酸素ガスＧを供給して脱珪反応を進行させ、ＳｉＯ_２生成の際に生じる熱量を利用して溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底に付着した地金を溶解しつつ、溶銑表面に脱珪スラグＳを形成する。

上記第一工程では、上吹きランス１２による酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の下限は１０００Ｐａであり、１２００Ｐａが好ましく、１４００Ｐａがより好ましい。また、上記溶銑面衝突圧力の上限は１６００Ｐａ以下である。上限溶銑面衝突圧力が上記下限に満たないと脱珪反応が促進されないため十分な発熱を生じさせることができず、脱珪スラグも十分に生成されない。一方、上記上限を超えると、脱珪反応とともに脱炭反応が促進される。第一工程の目的は脱珪反応による発熱を利用した地金溶解と脱珪スラグの形成であり、ＣＯガスの生成は不要である。不必要な脱炭反応は溶銑中の炭素濃度を低下させ、後述する第三工程での脱炭反応とＣＯガス燃焼が不十分となるおそれがある。

また、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーの下限としては、１００Ｗ／ｔであり、１５０Ｗ／ｔが好ましい。一方、上記撹拌投入エネルギーの上限としては、２００Ｗ／ｔである。上記撹拌投入エネルギーが上記下限に満たないと脱珪反応が促進されないため十分な発熱を生じさせることができず、脱珪スラグも十分に生成されない。一方、上記上限を超えると、脱珪反応とともに脱炭反応が促進される。第一工程の目的は脱珪反応による発熱を利用した地金溶解と脱珪スラグの形成であり、ＣＯガスの生成は不要である。不必要な脱炭反応は溶銑中の炭素濃度を低下させ、後述する第三工程の脱炭反応とＣＯガス燃焼が不十分となるおそれがある。なお、上記撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーは、インジェクションランス１３から吹き込む不活性ガスの流量、不活性ガスの吹き込み高さ位置等を制御することで調整することができる。

さらに、酸素ガス供給量の下限としては、鍋内への地金付着量をＷ［ｋｇ／ｔ］として０．０２８Ｗ＋２．８［Ｎｍ^３／ｔ］であり、０．０２８Ｗ＋３．２［Ｎｍ^３／ｔ］が好ましく、０．０２８Ｗ＋３．６［Ｎｍ^３／ｔ］がより好ましい。一方、上記酸素ガス供給量の上限としては、０．０２８Ｗ＋４．０［Ｎｍ^３／ｔ］である。上記酸素ガス供給量が上記下限に満たないと、脱珪反応が促進されないため十分な発熱を生じさせることができず、脱珪スラグも十分に生成されない。一方、上記上限を超えると、鍋内の耐火物を損傷させるおそれがある。

（第二工程）
次に、第二工程では、図５で示すように、第一工程で生成された脱珪スラグＳの一部を徐さいする。後述する第三工程では、第一工程では除去できない溶銑表面より上のフリーボード部に付着した地金Ｂを溶解するため、脱珪・脱炭反応で生成されるスラグＳ２をフォーミングさせる必要がある。しかし、第一工程で生成された脱珪スラグＳは多量であるため、第三工程に必要な量を残して不要な脱珪スラグを徐さいする必要がある。徐さいする上記脱珪スラグ量の下限としては３．５ｋｇ／ｔであり、４．７ｋｇ／ｔが好ましく、５．５ｋｇ／ｔがより好ましい。一方、徐さいする上記脱珪スラグ量の上限としては、６．４ｋｇ／ｔである。徐さいする上記脱珪スラグ量が上記下限に満たないと、次工程で必要なスラグＳ２のフォーミング（以下、「スラグフォーミング」ということがある）の高さを確保できない。一方、上記上限を超えるとスラグフォーミングの高さがフリーボード、さらには鍋側壁の上端を超えて溢れ、鉄ロスや設備損傷、及ぶ操業トラブル等を生じるおそれがある。

（第三工程）
第三工程では、第一工程では除去できない溶銑表面より上のフリーボード部に付着した地金Ｂを溶解する。第一工程とは異なり、溶銑中の珪素と炭素を同時に反応させることで、フリーボード部に付着した地金を覆うようにスラグフォーミングを形成し、そのフォーミングしたスラグＳ２の中でＣＯガスが二次燃焼され、高温になったスラグで付着地金を溶解する。

上記第三工程では、図６に示すように、脱珪・脱炭反応によりＣＯガスを含むスラグをフォーミングさせると共にＣＯガスを二次燃焼させることにより、高温となったスラグＳ２で地金Ｂを溶解する。上記第三工程では、スラグＳ２の高さを維持しつつ効率よく二次燃焼させるために、上吹きランス１２から溶銑Ｍ中に酸素ガスＧを供給することにより脱炭処理とスラグＳ２中のＣＯガスの二次燃焼とを促進させる。

第三工程における上吹きランス１２による酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力の下限は１６００Ｐａであり、１７００Ｐａが好ましく、１９００Ｐａがより好ましい。また、上記溶銑面衝突圧力の上限は２０００Ｐａ以下である。上限溶銑面衝突圧力が上記下限に満たないと脱珪反応及び脱炭反応が促進されないためスラグＳ２を十分にフォーミングさせることができない。一方、上記上限を超えると、溶銑の飛散が激しくなるため、フォーミングされたスラグ中での二次燃焼効率が悪くなるおそれがある。

また、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギーの下限としては、２００Ｗ／ｔであり、２８０Ｗ／ｔが好ましく、３５０Ｗ／ｔがより好ましい。一方、上記撹拌投入エネルギーの上限としては、４００Ｗ／ｔである。上記撹拌投入エネルギーが上記下限に満たないと脱珪反応及び脱炭反応が促進されないためスラグＳ２を十分にフォーミングさせることができない。一方、上記上限を超えると、溶銑の飛散が激しくなりるため、フォーミングされたスラグ中での二次燃焼効率が悪くなるおそれがある。

さらに、酸素ガス供給量の下限としては、２．５Ｎｍ^３／ｔであり、２．７Ｎｍ^３／ｔが好ましく、２．９Ｎｍ^３／ｔがより好ましい。一方、上記酸素ガス供給量の上限としては、３．１Ｎｍ^３／ｔである。上記酸素ガス供給量が上記下限に満たないと、脱珪反応及び脱炭反応が促進されないためスラグＳ２を十分にフォーミングさせることができない。一方、上記上限を超えると、スラグフォーミングの高さがフリーボード、さらには鍋側壁の上端を超えて溢れ、鉄ロスや設備損傷、及ぶ操業トラブル等を生じるおそれがある。

上記地金溶解工程における上吹きランス１２の中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０と溶銑鍋１の壁面１ａとの最短距離をＲ［ｍｍ］、上吹きランス１２の中心軸Ｎが溶銑面と交わる点Ｎ０から酸素ガスＧの溶銑面衝突領域Ｍ１内で最も遠い点Ｍ１０と溶銑鍋１の壁面１ａとの最短距離をＩ［ｍｍ］とした場合、Ｉ／Ｒの下限としては、０．０８であり、０．１０がより好ましい。一方、上記Ｉ／Ｒの上限としては、０．１５である。上記Ｉ／Ｒが上記下限に満たないと、火点が壁面１ａに近づき過ぎるため、耐火物の溶損が発生するおそれがある。逆に、上記Ｉ／Ｒが上記上限を超えると、スラグＳ２の温度が十分に高まらず、地金Ｂの溶解が不十分となるおそれがある。

＜利点＞
当該溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、第一工程における上吹きランス１２の酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー及び溶銑Ｍへの酸素ガスＧの供給量が上記範囲内であるので、酸素と炭素の反応を抑えつつ脱珪処理を進行させ、ＳｉＯ_２生成の際に生じる熱により溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底に付着した地金Ｂを溶解することができ、第二工程における脱珪スラグＳの徐さい量が上記範囲内であるので、第三工程に必要な量の脱珪スラグを鍋内に残すことができ、第三工程における上吹きランス１２の酸素ガスＧの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー及び溶銑Ｍへの酸素ガスＧの供給量が上記範囲内であり、かつ上記Ｉ／Ｒが上記範囲内であるので、ＣＯガスを含むスラグＳ２を地金の付着した高さに合わせてフォーミングし、かつ溶銑鍋１の壁面を超えて形成されることを防止しつつ上記溶銑鍋のフリーボード部に付着した地金Ｂを除去することができ、上記全行程によって容易かつ確実に鍋内のほぼ全面に付着した地金を溶解することができる

［その他の実施形態］
なお、本発明に係る鍋内付着地金溶解方法は、上記態様の他、種々の変更、改変を施した態様で実施することができる。例えば当該鍋内付着地金溶解方法で用いられる溶銑鍋は特に限定されるものではなく、図１〜図３の溶銑鍋以外の溶銑鍋を用いることが可能である。

また、上記撹拌機構は、インジェクションランスのみから構成される必要はなく、他の撹拌装置を用いてもよく、また上記インジェクションランス及び他の撹拌装置を併用してもよい。

以下、実施例によって本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

（実施例１〜３８、比較例１〜１３３）
図１〜図３の溶銑鍋を用い、実施例１〜３８及び比較例１〜１３３の当該溶銑予備処理による鍋内地金溶解方法を行った。以下にその処理手順を示す。なお、使用した溶銑鍋の容積はいずれも５４ｍ^３である。また、使用した溶銑鍋の形状については、図１の溶銑鍋１をＡ、図２の溶銑鍋３をＢ、図３の溶銑鍋５をＣとして表１〜表４に示す。なお、表１〜表４に示す「フリーボード高さ」とは、溶銑面から溶銑鍋の溶銑排出部を含む側壁上端の中で最も高さが低い位置までの垂直距離をいう。

実施例１〜３８及び比較例１〜１３３で使用した上吹きランスは、ノズル数ｎ＝４、ノズルスロート径ｄ＝１８ｍｍ、ノズル出口径Ｄ＝２０ｍｍ、ノズル傾斜角度θ＝９°、ノズル吐出後の噴出広がり角度α＝１０°、上吹きランスの中心軸からノズル出口最外周までの距離Ｙ＝８３ｍｍである。また、実施例１〜３８及び比較例１〜１３３で使用したインジェクションランス孔数＝１個である。さらに、実施例１〜３８及び比較例１〜１３３では、撹拌する不活性ガスとして窒素ガスを用いた。

（鍋内付着地金溶解方法実施前における手順）
まず、溶銑を溶銑鍋に準備した。使用する溶銑鍋は、内側のほぼ全面に地金が付着したもので、地金の付着量は表１〜表４に示す通りであった。また、使用した溶銑の重量、炭素濃度及び珪素濃度は、表１〜表４に示す通りであった。さらに、塩基度調整用の副原料として、ＣａＯを溶銑に投入した。ＣａＯの投入量は、表１〜表４に示す通りとした。なお、溶銑の処理前及び処理後の温度も表１〜表４に示す通りであった。

また、溶銑鍋の鍋内平均半径を測定した上、この鍋内平均半径及び溶銑量から、下記式（１４）により溶銑深さを求めた。さらに、マイクロ波レベル計を用い、静止溶銑面のレベルを測定した上、この溶銑面レベルと溶銑鍋の側壁上端までの最小距離によりフリーボード高さを求めた。溶銑鍋の鍋内平均半径、溶銑深さ及びフリーボード高さを表１〜表４に示す。

（第一工程における手順）
実施例１〜３８及び比較例１〜１３３における上吹き酸素ガス供給量及び酸素ガスの溶銑面衝突圧力Ｐｓが表５〜表８となるように調整して、第一工程を行った。酸素ガスの溶銑面衝突圧力は、上吹きランス高さＸにより調整した。なお、上吹きランス高さは、特公平４−８１７３４号公報に記載のマイクロ波レベルを用い、溶銑装入後の溶銑面レベルを測定し、その溶銑面レベルと酸素ランスの吐出口の高さとの差を上吹きランス高さとした。また、上吹き酸素ガス速度Ｆ_Ｏ２は表５〜表８に示す通りとした。

ここで酸素ガス供給量は、上述のように鍋内の地金付着量をＷ［ｋｇ／ｔ］として０．０２８Ｗ＋２．８〜４．０［Ｎｍ^３／ｔ］として求められるものであるが、実施番号１を例にとるとＷ＝６９ｋｇ／ｔのため、酸素ガス供給量５．５Ｎｍ^３／ｔ＝０．０２８×６９＋３．６となり上記式範囲であることがわかる。

また、不活性ガス流量Ｑ_Ｂは、撹拌投入エネルギーε_Ｂが所望の値となるように調整した。不活性ガス流量Ｑ_Ｂ及び撹拌投入エネルギーε_Ｂを表５〜表８に示す。

さらに、第一工程後における溶銑のサンプリング及び分析により、第一工程後の溶銑中Ｓｉを測定すると共に、表１〜４における第一工程前の溶銑中Ｓｉとの差により脱珪量を求めた。第一工程後の溶銑中Ｓｉを表５〜８に示す。

第二工程の徐さい量について表５〜表８に示す。徐さい量は徐さい前後の鍋重量の測定より求めた。

（第三工程における手順）
続いて、上吹き酸素ガス供給量及び酸素ガスの溶銑面衝突圧力Ｐｓが表９〜表１２となるように調整して、第三工程を行った。酸素ガスの溶銑面衝突圧力は、上吹きランス高さＸにより調整した。また、実施例１〜３８及び比較例１〜１３３における上吹き酸素ガス速度は、表９〜表１２の通りとした。さらに、不活性ガス流量Ｑ_Ｂ及び撹拌投入エネルギーε_Ｂを表９〜表１２の通りとした。

また、ノズル前圧力Ｐ_Ｏ及びガスジェットのハードコア長さＺ_Ｃを上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と溶銑鍋の壁面との最短距離Ｉを上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と溶銑鍋の壁面との最短距離Ｒで除した値（Ｉ／Ｒ）が所望の値となるように調整した。ガスジェットのハードコア長さ、ノズル前圧力、溶銑面の周囲が溶銑鍋の壁面に最近接する位置と溶銑鍋の壁面との最短距離及びＩ／Ｒの値を表９〜表１２に示す。なお、上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と溶銑鍋の壁面との最短距離Ｒは、表１〜表４の炉内半径と同様の値である。また、表中で上記最短距離Ｉは、「溶銑面衝突領域と壁面との最短距離」と記載している。

さらに、地金溶解工程後における溶銑のサンプリング及び分析により、地金溶解工程後の溶銑中Ｓｉを測定した。この測定結果を表９〜表１２に示す。

［評価内容］
＜溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の付着地金＞
全工程後に処理後の空鍋重量と地金付着前の空鍋重量の差を求め、以下の評価基準にて溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の地金の付着の有無を評価した。この評価結果を表１３及び表１４に示す。
Ａ：全工程後に処理後の空鍋重量と地金付着前の空鍋重量の差がない。
Ｂ：全工程後に処理後の空鍋重量と地金付着前の空鍋重量の差がある。

＜フリーボード部の付着地金＞
全工程後に溶銑面よりも高い領域における溶銑鍋の壁面の全周を目視にて確認し、以下の評価基準にて地金の付着の有無を評価した。この評価結果を表１３及び表１４に示す。
Ａ：フリーボード部に凹凸が確認されない。
Ｂ：フリーボード部に凹凸が確認される。

＜耐火物損傷＞
全工程後溶銑鍋の壁面の全周を目視にて確認し、以下の評価基準にて耐火物損傷の有無を評価した。この評価結果を表１３及び表１４に示す。
Ａ：煉瓦目地が確認されない。
Ｂ：煉瓦目地が確認される。

＜オーバーフロー＞
第三工程におけるオーバーフローの有無を目視にて確認し、以下の評価基準にて評価した。この評価結果を表１３及び表１４に示す。
Ａ：オーバーフローが確認されない。
Ｂ：オーバーフローが確認される。

＜総合＞
上記溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の地金付着、フリーボード部の地金付着、耐火物損傷及びオーバーフローの評価がいずれもＡである場合、総合評価をＡとした。一方、上記地金付着、耐火物損傷及びオーバーフローのいずれか１つ以上の評価がＢである場合、総合評価をＢとした。この評価結果を表１３及び表１４に示す。

表１３及び表１４に示すように、実施例１〜３８は総合評価がＡであり、溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の地金付着、フリーボード部の地金付着、耐火物損傷及びオーバーフローの評価がいずれもＡである。これに対し、比較例１〜１３３は総合評価がＢであり、溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の地金付着、フリーボード部の地金付着、耐火物損傷及びオーバーフローのいずれか１つ以上がＢである。つまり、実施例１〜３８から、第一工程における上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー、溶銑への酸素ガスの供給量、第二工程における脱珪スラグの徐さい量、第三工程における上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー、溶銑への酸素ガスの供給量、及び上記Ｉ／Ｒが上記範囲内とすることで、鍋内の耐火物損傷及びオーバーフローの発生を抑制しつつ、溶銑鍋の全面に付着した地金を十分に溶解し除去することができることが分かる。

さらに詳細に見ると、比較番号１、１２は第一工程における酸素ガスの溶銑面衝突圧力が小さ過ぎるため脱珪反応が促進されず、十分な発熱が生じなかったことから、溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の付着地金が残存していると考えられる。一方、比較番号１１は第一工程における酸素ガス衝突圧力が大き過ぎて脱珪反応による発熱が過剰となり、耐火物の損傷が発生したと考えられる。

比較番号３３は第一工程における撹拌投入エネルギーが大き過ぎ、耐火物の損傷が発生したと考えられる。

比較番号２４は第一工程における酸素ガス供給量が大き過ぎ、耐火物の損傷が発生したと考えられる。一方、比較番号３７は第一工程における酸素ガス供給量が小さ過ぎることから、溶銑表面下の鍋側壁及び鍋底の付着地金が残存していると考えられる。

比較番号２５は第二工程におけるスラグを徐さい量が少な過ぎるため、スラグが十分にフォーミングされず、フリーボード部の付着地金が残存していると考えられる。一方、比較番号２０は第二工程におけるスラグ徐さい量が多過ぎるため、スラグが過剰にフォーミングされてオーバーフローを生じていると考えられる。

比較番号５６は、第三工程における酸素ガスの溶銑面衝突圧力が大き過ぎるため、溶銑が壁面に飛散し、フリーボード部の付着地金が生じていると考えられる。一方、比較番号１３は第三工程における酸素ガスの溶銑面衝突圧力が小さ過ぎるため、スラグが十分にフォーミングされず、フリーボード部の付着地金が残存していると考えられる。

比較番号１５は第三工程におけるガス撹拌投入エネルギーが低過ぎるため、スラグが十分にフォーミングされず、フリーボード部の付着地金が残存していると考えられる。一方、比較番号３６は第三工程におけるガス撹拌投入エネルギーが多すぎるため、スラグが過剰にフォーミングされてオーバーフローを生じていると考えられる。

また、比較番号６４は、第三工程における酸素ガスの供給量が小さすぎるため、スラグが十分にフォーミングされず、フリーボード部の付着地金が残存していると考えられる。一方、比較番号１２０は第三工程における酸素ガス供給量が多すぎるため、スラグが過剰にフォーミングされてオーバーフローを生じ、耐火物の損傷が生じていると考えられる。

比較番号５はＩ／Ｒが小さすぎるため、スラグの温度が十分に高まらず、フリーボード部の付着地金が溶解できないと考えられる。一方、比較番号１１６はＩ／Ｒが大き過ぎるため耐火物の損傷が生じていると考えられる。

＜鍋内付着地金溶解方法実施による効果の検討＞
溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法を実施した場合と、当該鍋内付着地金溶解方法を実施しない場合とについて、地金付着による鍋重量が増加した際の生産量の低下について算出した。同時に耐火物の損傷速度を計測して鍋耐火物への負担の有無と、フォーミングしたスラグのオーバーフローによる周辺設備への被害の有無を確認し、当該鍋内付着地金溶解方法の実施による不要なコスト負担や稼働停止が生じていないかを確認した。この評価結果を表１５に示す。

表１５に示すように、当該鍋内付着地金溶解方法を実施しない場合には１５ｃｈの平均で２４％の生産量低下が生じるのに対し、実施した場合には３％しか生じていない。また、当該鍋内付着地金溶解方法を実施した場合でも、実施しない場合に比べて鍋耐火物の損傷速度が０．０１ｍｍ／ｃｈ進行するにとどまり、耐火物の交換が頻繁に生じることもない。さらに、第三工程における上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力、撹拌機構による不活性ガスの撹拌投入エネルギー、溶銑への酸素ガスの供給量、及び上記Ｉ／Ｒが上記範囲内とすることでスラグがオーバーフローすることはないため、周辺設備への被害も生じず、稼働停止となることもない。

以上説明したように、本発明の溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法は、溶銑鍋の底面、側壁面及びフリーボード部に付着した地金を容易かつ確実に除去することができるので、溶銑の精錬工程の円滑な実施を維持しつつ、鉄ロスの発生を抑制する方法として適している。

１，３，５ 溶銑鍋
１ａ 溶銑鍋壁面
２，４，６ 溶銑排出部
１１ 溶銑予備処理装置
１２ 上吹きランス
１３ インジェクションランス
２１ノズル
２１ａ ノズルスロート
２１ｂ ノズル出口
Ｂ 地金
Ｇ 酸素ガス
Ｍ 溶銑
Ｍ１ 溶銑面衝突領域
Ｍ１０ 上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点
Ｎ 上吹きランス中心軸
Ｎ０ 上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点
Ｓ，Ｓ２ スラグ

Claims (1)

1. 鉛直下方を向く上吹きランスと不活性ガスの吐出による撹拌機構とを用い、溶銑鍋の溶銑への脱珪及び脱炭処理を行う溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法であって、
   上記上吹きランスによる溶銑表面への酸素ガスの噴出と、上記撹拌機構による溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪処理とともに上記溶銑表面下の溶銑鍋側壁及び鍋底に付着する地金を溶解する第一工程、
   上記第一工程により形成された脱珪スラグを徐さいする第二工程、及び
   上記第二工程後に、上記上吹きランスによる上記溶銑表面への酸素ガスの噴出と、上記撹拌機構による上記溶銑内への不活性ガスの吐出とによる脱珪及び脱炭処理とともに溶銑鍋フリーボード部に付着する地金を溶解する第三工程を有し、
   上記第一工程における上記上吹きランスの酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１０００Ｐａ以上１６００Ｐａ以下、
   ガス撹拌による投入エネルギーが１００Ｗ／ｔ以上２００Ｗ／ｔ以下、
   鍋内への地金付着量をＷ［ｋｇ／ｔ］とするときの酸素ガスの供給量が０．０２８Ｗ＋２．８［Ｎｍ^３／ｔ］以上０．０２８Ｗ＋４．０［Ｎｍ^３／ｔ］以下であり、
   上記第二工程における徐さいされる脱珪スラグが３．５ｋｇ／ｔ以上６．４ｋｇ／ｔ以下であり、
   上記第三工程における上記上吹きランスによる酸素ガスの溶銑面衝突圧力が１６００Ｐａ以上２０００Ｐａ以下、
   ガス撹拌による投入エネルギーが２００Ｗ／ｔ以上４００Ｗ／ｔ以下、
   酸素ガスの供給量が２．５Ｎｍ^３／ｔ以上３．１Ｎｍ^３／ｔ以下であり、
   上記上吹きランスの中心軸が溶銑面と交わる点と上記溶銑鍋の壁面との最短距離をＲ［ｍｍ］、下記式（１）により算出される上記上吹きランスの中心軸が上記溶銑面と交わる点から酸素ガスの溶銑面衝突領域内で最も遠い点と上記溶銑鍋の壁面との最短距離をＩ［ｍｍ］とした場合、Ｉ／Ｒが０．０８以上０．１５以下である溶銑予備処理における鍋内付着地金溶解方法。
   

   

   但し、Ｘは、上吹きランスのノズル出口から溶銑面までの距離［ｍｍ］である。Ｙは、上吹きランスの中心軸からノズル出口最外周までの距離［ｍｍ］である。Ｚｃは、上吹きランスのノズルから吐出後のガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］である。θは、上吹きランスのノズル傾斜角度［°］である。αは、上記ガスジェットの広がり角度［°］である。

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