JP4248731B2

JP4248731B2 - Ａｏｄ炉の羽口冷却方法

Info

Publication number: JP4248731B2
Application number: JP2000176620A
Authority: JP
Inventors: 強山崎; 信也北村
Original assignee: Nippon Steel and Sumikin Stainless Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel and Sumikin Stainless Steel Corp
Priority date: 2000-06-13
Filing date: 2000-06-13
Publication date: 2009-04-02
Anticipated expiration: 2020-06-13
Also published as: JP2001355019A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明はＡＯＤ炉を用いたステンレス鋼などの精錬において羽口冷却条件を適正化することで、羽口溶損速度を低減させることを可能とする方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
二重管羽口の内管から酸素と不活性ガスを供給するＡＯＤプロセスはステンレス鋼精錬などにおいて広く用いられている（例えば、日本鉄鋼協会編「第３版鉄鋼便覧第II巻製銑・製鋼」、昭和５４年発行、第７１８ページ以降）。この方法は、脱炭の進行に応じて、次第に内管の酸素を不活性へ置換することで、クロムの酸化を抑制しつつ脱炭させるものであるが、内管のガス種や流量が精錬中に大きく変わるため、羽口の冷却バランスが不安定となり羽口寿命が短いという問題があった。他方、外管ガスとしては窒素やＡｒなどが用いられるが、内管のガス種や流量が変わっても、外管ガスについては一定で操業することが一般的であった。
【０００３】
これに対して、例えば、特開昭５８−７７５１９号公報では、二重管羽口内管から酸素のみを吹き込む時期を設けることを特徴とする方法が開示されているが、この場合でも外管ガスの制御については記載されていない。すなわち、以上のような従来技術では、吹錬の条件に応じて羽口を適正な冷却条件に制御するという思想がなかった。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
上記のように、従来の吹錬方法では、羽口寿命が極めて短いという問題点があった。本発明は、従来技術における、羽口寿命が極めて短いという問題を解決し、羽口寿命を向上させることを可能とする方法を提供するものである。
【０００５】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上記のような従来技術では、吹錬の条件に応じて羽口を適正な冷却条件に制御するという思想が無いことが、羽口寿命を極めて短くしてしまう一因となっているという見地から鋭意研究を進め、底吹き羽口の冷却能を一定に保つ事により、大きさをできるだけ変化させず安定したマッシュルームを生成させ、羽口の寿命を向上させることができることを見出し、本発明を完成させた。本発明の要旨は以下の各方法にある。
▲１▼ 内管と外管とを備えた二重管羽口を通じて溶融金属容器内の溶融金属へガスを吹き込み、前記溶融金属を攪拌して吹錬する際に、前記内管のガス流量及び／又はガス組成に応じて、前記外管のガス流量及び／又はガス組成を制御することを特徴とするＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
▲２▼ 前記溶融金属が溶鉄であり、溶鉄の組成と温度に応じて、前記外管のガス流量及び／又はガス組成を制御することを特徴とする、前記▲１▼に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
▲３▼ 前記内管の酸素ガス流量Ｑ_O2（Nm³/Hr/本）、不活性ガス流量Ｑ（Nm³/Hr/本）に対して、外管の不活性ガス流量Ｆ（Nm³/Hr/本）を（１）式のαが２０〜８０になるように制御することを特徴とする、前記▲１▼に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
【０００６】
α＝(Ｆ＋0.3×Ｑ)／(Ｑ＋2×Ｑ_O2)^0.25 ・・・（１）
▲４▼ 吹錬中のαの変化を±１０％以下に制御することを特徴とする、前記▲３▼に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
▲５▼ 前記溶鉄の炭素濃度Ｃ（％）と温度Ｔ（℃）に応じて、外管の不活性ガス流量Ｆ（Nm³/Hr/本）を調整して（２）式で計算されるβを１００〜４００に制御することを特徴とする、前記▲２▼に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
【０００７】
β＝(Ｔs−200)×(Ｆ＋0.3×Ｑ)／｛(Ｔ−Ｔs)×(Ｑ＋2×Ｑ_O2)^0.25｝・・・(２)
Ｔs＝1468.6−81.18×Ｃ＋15.1×Ｃ²・・・（３）
▲６▼ 吹錬中のβの変化を±１０％以下に制御することを特徴とする、前記▲５▼に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
【０００８】
【発明の実施の形態】
本発明はＡＯＤ炉の羽口における冷却バランスを適正に制御するためには、内管と外管とを備えた二重管羽口において、内管ガス流量や内管ガス組成に応じて外管冷却能を制御する必要があるという新しい知見に基づくものである。
【０００９】
つまり、本発明者らは、羽口寿命に対しては、羽口前面に生成するマッシュルームと呼ばれる凝固鉄のサイズ変化が重要であり、吹錬中にサイズが大きく変化した場合に、激しい溶損が引き起こされるという新しい知見を見出した。
【００１０】
請求項１に記載の発明ように、内管のガス流量及び／又はガス組成に応じて、外管のガス流量及び／又はガス組成を制御することでマッシュルーム形状を制御すれば、羽口溶損速度の低下を図ることができる。ここで、内管のガスとしては例えば、酸素、Ａｒ、窒素、ＣＯ、ＣＯ₂などが挙げられ、外管のガスとしてはＡｒ、窒素、酸素、ＬＰＧ、ＣＯ、ＣＯ₂などが挙げられる。
【００１１】
さらに、マッシュルームサイズは溶鉄の炭素濃度や温度にも影響を受けるため、請求項３に記載の発明のように、内管のガス流量及び／又はガス組成と、溶鋼の組成と温度に応じて、外管のガス流量及び／又はガス組成を制御することでマッシュルーム形状を制御し、一層の羽口溶損速度の低減効果が得られる。
【００１２】
ここで、炭素濃度は装入溶鉄の炭素濃度を基準に、送酸量と経験的に知られる脱炭酸素効率から計算する方法や、排ガス分析や溶鉄の直接サンプリングから推定する方法のいずれか、又は、それらの組み合わせで推定できる。また、温度も直接的な連続、又は、半連続の測温で知る方法や、装入溶鉄の温度を基準に、経験的に知られる昇熱効率から計算する方法のいずれか、又は、それらの組み合わせで推定できる。
【００１３】
また、請求項１では、各ガスについて制御するための具体的な制御パラメータを示している。
【００１４】
つまり、内管の酸素ガス流量（Ｑ_O2；Nm³/Hr/本）、内管の不活性ガス流量（Ｑ；Nm³/Hr/本）に対して、外管の不活性ガス流量（Ｆ；Nm³/Hr/本）を調整して（１）式で計算されるαを２０〜８０に制御するものである。
【００１５】
α＝(Ｆ＋0.3×Ｑ)／(Ｑ＋２×Ｑ_O2)^0.25 ・・・（１）
この（１）式で表されるαは、マッシュルームサイズ即ち羽口冷却能を示す指標であり、本発明者らが詳細なる実験により求めたものである。本式は内管ガスを酸素ガス、不活性ガスとし、外管を不活性ガスとした場合の計算式であるが、不活性ガスの種類に応じて、また、他のガスを単独あるいは混合させて使用する場合、以下に示すように各ガスの影響を考慮すれば（１）式を用いてマッシュルームサイズを制御できる。
【００１６】
１）（１）式の分母は、攪拌による実効ガス流量であるため、反応性のある酸素ガスの場合は２倍とし、反応性のないＡｒガス（内管Ａｒガス流量Ｑ_Ar；Nm³/Hr/本）や窒素ガス（内管窒素ガス流量Ｑ_N2；Nm³/Hr/本）の場合は１倍とする。即ち、Ｑ＝Ｑ_Ar＋Ｑ_N2であり、実効ガス流量＝Ｑ_Ar＋Ｑ_N2＋２×Ｑ_O2である。
【００１７】
２）外管、内管の不活性ガスをＡｒガスとする場合、又は、Ａｒガスを混合する場合、（１）式の分子において、Ｆ＝Ｆ_Ar、Ｑ＝Ｑ_Arとする（内管Ａｒガス流量Ｑ_Ar；Nm³/Hr/本、外管Ａｒガス流量Ｆ_Ar；Nm³/Hr/本）。
【００１８】
３）外管、内管の不活性ガスを窒素ガスとする場合、又は、窒素ガスを混合する場合、ガス顕熱量を考慮するため、ＡｒとＮ₂との比熱の比を換算係数とし、（１）式の分子において、Ｆ＝1.4×Ｆ_N2、Ｑ＝1.4×Ｑ_N2とする（外管窒素ガス流量Ｆ_N2；Nm³/Hr/本）。
【００１９】
４）外管、内管を酸素ガスとする場合、又は、酸素ガスを混合する場合、酸素ガスの顕熱量と酸化発熱量を考慮し、外管ガスの場合、Ａｒガスの−１５倍、内管ガスの場合、顕熱量と発熱量が相殺するため、ゼロとする。即ち、（１）式の分子において、Ｆ＝−１５×Ｆ_O2、Ｑ＝０×Ｑ_O2として換算する（外管酸素ガス流量Ｆ_O2；Nm³/Hr/本）。
【００２０】
５）外管をＬＰＧガスとする場合、又は、ＬＰＧガスを混合する場合、ＬＰＧガスの顕熱量と分解吸熱量を考慮し、Ａｒガスの９倍とし、（１）式の分子において、Ｆ＝９×Ｆ_LPGとして換算する（外管ＬＰＧガス流量Ｆ_LPG；Nm³/Hr/本）。
【００２１】
これらの係数は本発明者らの実験により初めて明らかとなったものである。この指標αを２０〜８０に制御した場合、図１に示すように羽口寿命は向上し、羽口冷却能の向上が図られている。αが２０よりも小さい場合にはマッシュルームが小さすぎるため羽口に対する熱負荷が大きく羽口寿命が短い。αが８０よりも大きい場合にはマッシュルームが大きすぎるため羽口閉塞が起こりやすく、設定のガス流量が出なくなるという問題が生じる。
【００２２】
請求項２に記載の発明は前記請求項１の発明において、最も良い制御方法を示したものであり、吹錬中にαの変化を±１０％以下になるように各ガスの条件を制御するというものである。つまり、αが２０〜８０にあっても、ＡＯＤの場合は吹錬中に内管ガス流量や組成が大きく変化することによりマッシュルームサイズが吹錬中に大きく変化した場合には、羽口周囲の耐火物に熱負荷や機械的損耗を与える。したがって、内管ガスの組成や流量に応じて、外管ガスの組成や流量を制御し、図２のようにαの変化を±１０％以下とすることで耐火物寿命を最も向上させることができる。αの変化が±１０％よりも大きい場合には羽口周囲の耐火物に熱負荷や機械的損耗を与えるため寿命が低下する。通常、内管ガスの流量／組成は吹錬の段階に応じて設定されているため、αを±１０％以下に制御するには、吹錬中の外管ガスの流量／組成制御して行うが、吹錬制御装置に各内管ガス条件に応じた外管ガス条件を設定しておき、自動制御することもできる。
【００２３】
また、請求項３に記載の発明では、溶鉄組成や温度に対応させるための具体的な制御パラメータを示している。
【００２４】
つまり、溶鋼の炭素濃度Ｃ（％）と温度Ｔ（℃）に応じて、外管の不活性ガス流量Ｆ（Nm³/Hr/本）を調整して（２）式で計算されるβを１００〜４００に制御することにある。
【００２５】
β＝(Ｔs−200)×(Ｆ＋0.3×Ｑ)／｛(Ｔ−Ｔs)×(Ｑ＋2×Ｑ_O2)^0.25｝・・・(２)
Ｔs＝1468.6−81.18×Ｃ＋15.1×Ｃ² ・・・（３）
この（２）式は、マッシュルームサイズ即ち羽口冷却能を示し、マッシュルームサイズを溶鉄組成、温度の変化に応じて計算する式であり、本発明者らが詳細なる実験により求めたものである。本式も（１）式と同様に内管ガスを酸素ガス、不活性ガスとし、外管ガスを不活性ガスとした場合の計算式であるが、不活性ガスの種類に応じて、また、他のガスを単独あるいは混合させて使用する場合、以下に示すように（１）の場合と同様に各ガスの影響を考慮すれば（２）式を用いてマッシュルームサイズを制御できる。
【００２６】
１）（２）式の分母は、攪拌による実効ガス流量であるため、反応性のある酸素ガスの場合は２倍とし、反応性のないＡｒガス（内管Ａｒガス流量Ｑ_Ar；Nm³/Hr/本）や窒素ガス（内管窒素ガス流量Ｑ_N2；Nm³/Hr/本）の場合は１倍とする。即ち、Ｑ＝Ｑ_Ar＋Ｑ_N2であり、実効ガス流量＝Ｑ_Ar＋Ｑ_N2＋２×Ｑ_O2である。
【００２７】
２）外管、内管の不活性ガスをＡｒガスとする場合、又は、Ａｒガスを混合する場合、（１）式の分子において、Ｆ＝Ｆ_Ar、Ｑ＝Ｑ_Arとする（内管Ａｒガス流量Ｑ_Ar；Nm³/Hr/本、外管Ａｒガス流量Ｆ_Ar；Nm³/Hr/本）。
【００２８】
３）外管、内管の不活性ガスを窒素ガスとする場合、又は、窒素ガスを混合する場合、ガス顕熱量を考慮するため、比熱の比を換算係数とし、（２）式の分子において、Ｆ＝1.4×Ｆ_N2、Ｑ＝1.4×Ｑ_N2とする（外管窒素ガス流量Ｆ_N2；Nm³/Hr/本）。
【００２９】
４）外管、内管を酸素ガスとする場合、又は、酸素ガスを混合する場合、酸素ガスの顕熱量と酸化発熱量を考慮し、外管ガスの場合、Ａｒガスの−１５倍、内管ガスの場合、顕熱量と発熱量が相殺するため、ゼロとする。即ち、（２）式の分子において、Ｆ＝−１５×Ｆ_O2、Ｑ＝０×Ｑ_O2として換算する（外管酸素ガス流量Ｆ_O2；Nm³/Hr/本）。
【００３０】
５）外管をＬＰＧガスとする場合、又は、ＬＰＧガスを混合する場合、ＬＰＧガスの顕熱量と分解吸熱量を考慮し、Ａｒガスの９倍とし、（２）式の分子において、Ｆ＝９×Ｆ_LPGとして換算する（外管ＬＰＧガス流量Ｆ_LPG；Nm³/Hr/本）。
【００３１】
これらの係数は本発明者らの実験により始めて明らかとなったものである。この指標βを１００〜４００に制御した場合に、図３に示すように羽口寿命としてはさらに良い値となる。βが１００よりも小さい場合にはマッシュルームが小さすぎるため羽口に対する熱負荷が大きく羽口寿命が短い。βが４００よりも大きい場合にはマッシュルームが大きすぎるため羽口閉塞が起こりやすくなる。
【００３２】
請求項４に記載の発明は請求項３の発明において、最も良い制御方法を示したものであり、吹錬中にβの変化が±１０％以下になるように外管の不活性ガスＦを調整するというものである。つまり、βが１００〜４００にあっても、ＡＯＤの場合は吹錬中に内管ガス流量や組成だけでなく、溶鉄中炭素濃度や温度が極めて大きく変化することによりマッシュルームサイズが吹錬中に大きく変化した場合には、羽口周囲の耐火物に熱負荷や機械的損耗を与える。したがって、溶鋼の組成や温度、内管ガスの組成や流量条件に応じて、外管ガスの組成や流量を制御し、図４のようにβの変化を±１０％以下とすることで耐火物寿命を最も向上させることができる。βの変化が±１０％よりも大きい場合には羽口周囲の耐火物に熱負荷や機械的損耗を与えるため寿命が低下する。通常、内管ガスの流量／組成は吹錬の段階に応じて設定されているため、βの変化を±１０％以下に制御するには、吹錬中の外管ガスの流量／組成制御で行うが、先に述べた計算／直接測定によって得られる炭素濃度／温度条件に応じて、外管ガス条件を吹錬制御装置で自動制御することもできる。
【００３３】
【実施例】
実施例は６０トン規模のＡＯＤを用いて実施した。羽口は内管直径が１３.５mm、内管と外管の間隙が１mmのものを５本用いた。炭素濃度が１.５〜１.７％、クロム濃度が１６〜１８％、ニッケル濃度が６〜８％の溶鉄を電気炉で溶製し、ＡＯＤに装入した。吹酸開始時の溶鉄温度は１３７０〜１４７０℃であった。ＡＯＤの吹錬は０〜IV期に分け、各期間での内管ガスパターンと上吹き酸素を表１のように変化させた。尚、IV期は真空精錬である。各期間において、適宜、生石灰、スクラップを投入し、温度を制御した。
【００３４】
【表１】

【００３５】
(実施例−１）
実施例１は表２に示す条件で、各期間でαの値が４０〜５０の範囲にあり、またαの値の変化が±１０％以下となるように外管窒素流量を制御した。その結果、羽口寿命は３００chであった。
【００３６】
【表２】

【００３７】
（比較例１）
比較例１は表３に示すように、各期間で外管窒素流量は一定とした場合であるが、αが２０以下の時期があり、変化も±１０％を超えており、その結果、羽口寿命は２００chでしかなかった。
【００３８】
【表３】

【００３９】
（実施例−２）
実施例２は表４に示す条件で、各期間内でも炭素濃度と温度に応じてβの値が２００〜３００の範囲になるように外管窒素流量を制御した。その結果、羽口寿命は３６０chであった。
【００４０】
【表４】

【００４１】
（実施例−３）
実施例３は表５に示す条件で、各期間内でも炭素濃度と温度に応じてβの値の変化が±１０％以下となるように外管ガス種類と流量を制御した。その結果、羽口寿命は４００chであった。
【００４２】
【表５】

【００４３】
【発明の効果】
本発明により、底吹き羽口の冷却能を一定に保つ事により、安定したマッシュルームが生成し、ＡＯＤの羽口寿命を向上させることが可能となった。
【図面の簡単な説明】
【図１】パラメータαと羽口寿命の関係を示す実験結果。
【図２】パラメータαの吹錬中の変動量と羽口寿命の関係を示す実験結果。
【図３】パラメータβと羽口寿命の関係を示す実験結果。
【図４】パラメータβの吹錬中の変動量と羽口寿命の関係を示す実験結果。

Claims

内管と外管とを備えた二重管羽口を通じて溶融金属容器内の溶融金属へガスを吹き込み、前記溶融金属を攪拌して吹錬する際に、前記内管のガス流量及び／又はガス組成に応じて、前記外管のガス流量及び／又はガス組成を制御するＡＯＤ炉の羽口冷却方法であって、
前記内管の酸素ガス流量Ｑ _O2 （ Nm ³ /Hr/ 本）、不活性ガス流量Ｑ（ Nm ³ /Hr/ 本）に対して、外管の不活性ガス流量Ｆ（ Nm ³ /Hr/ 本）を（１）式のαが２０〜８０になるように制御することを特徴とするＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
α＝ ( Ｆ＋ 0.3 ×Ｑ ) ／ ( Ｑ＋ 2 ×Ｑ _O2 ) ^0.25 ・・・（１）
吹錬中のαの変化を±１０％以下に制御することを特徴とする、請求項１に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
内管と外管とを備えた二重管羽口を通じて溶融金属容器内の溶融金属へガスを吹き込み、前記溶融金属を攪拌して吹錬する際に、前記内管のガス流量及び／又はガス組成に応じて、前記外管のガス流量及び／又はガス組成を制御するＡＯＤ炉の羽口冷却方法であって、
前記溶融金属が溶鉄であり、
前記溶鉄の炭素濃度Ｃ（％）と温度Ｔ（℃）に応じて、外管の不活性ガス流量Ｆ（ Nm ³ /Hr/ 本）を調整して（２）式で計算されるβを１００〜４００に制御することを特徴とするＡＯＤ炉の羽口冷却方法。
β＝ ( Ｔ s − 200) × ( Ｆ＋ 0.3 ×Ｑ ) ／｛ ( Ｔ−Ｔ s) × ( Ｑ＋ 2 ×Ｑ _O2 ) ^0.25 ｝・・・ ( ２ )
Ｔ s ＝ 1468.6 − 81.18 ×Ｃ＋ 15.1 ×Ｃ ² ・・・（３）
吹錬中のβの変化を±１０％以下に制御することを特徴とする、請求項３に記載のＡＯＤ炉の羽口冷却方法。