JP2000073118A - 簡易取鍋精錬方法 - Google Patents
簡易取鍋精錬方法Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 本発明は、スプラッシュの飛散、付着や耐火
物溶損を抑制した状態で効率的な昇温を短時間で具現化
させることを可能とする簡易取鍋精錬方法を提供するも
のである。 【解決手段】取鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼
を攪拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内
の溶鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付ける取
鍋内溶鋼の精錬法において、ノズル出口直径ｄo(mm)と
ノズルスロート直径ｄt(mm)との比（ｄo／ｄt）を１.２
α〜２.５αとする。
物溶損を抑制した状態で効率的な昇温を短時間で具現化
させることを可能とする簡易取鍋精錬方法を提供するも
のである。 【解決手段】取鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼
を攪拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内
の溶鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付ける取
鍋内溶鋼の精錬法において、ノズル出口直径ｄo(mm)と
ノズルスロート直径ｄt(mm)との比（ｄo／ｄt）を１.２
α〜２.５αとする。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は精錬炉で精錬された
溶鋼を、さらに簡易的に精錬する方法、特に、効率的に
昇温する方法に関する。
溶鋼を、さらに簡易的に精錬する方法、特に、効率的に
昇温する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】製鋼工程において、転炉や電気炉を用い
て１次精錬された溶鋼を、連続鋳造に代表される鋳造工
程へ供給するに際し、成分調整や温度調整を目的とした
簡易２次精錬装置を経由させる方法が広く知られてい
る。
て１次精錬された溶鋼を、連続鋳造に代表される鋳造工
程へ供給するに際し、成分調整や温度調整を目的とした
簡易２次精錬装置を経由させる方法が広く知られてい
る。
【０００３】特開昭５３−１４９８２６号公報には、取
鍋底部のガス吹き込み孔からガスを吹き込んで溶鋼を攪
拌しつつ保護壁を設けて（浸漬管）、該保護壁内に供給
管を介して酸化反応剤を添加しつつ、酸素吹込み管より
酸素ガスを吹き付けて溶鋼を加熱する方法が開示されて
いる。また、特開昭６１−２３５５０６号公報には、取
鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼を攪拌しつつ、
該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内の溶鋼表面にラ
ンスを介して酸化性ガスを吹き付ける取鍋内溶鋼の精錬
法において、上吹きランスによる酸化性ガスの吹酸に先
行して該浸漬管内に酸化反応剤を添加した後に、前記上
吹きランスを介して酸化性ガスの吹酸と酸化反応剤の添
加を連続して行う方法が開示されている。
鍋底部のガス吹き込み孔からガスを吹き込んで溶鋼を攪
拌しつつ保護壁を設けて（浸漬管）、該保護壁内に供給
管を介して酸化反応剤を添加しつつ、酸素吹込み管より
酸素ガスを吹き付けて溶鋼を加熱する方法が開示されて
いる。また、特開昭６１−２３５５０６号公報には、取
鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼を攪拌しつつ、
該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内の溶鋼表面にラ
ンスを介して酸化性ガスを吹き付ける取鍋内溶鋼の精錬
法において、上吹きランスによる酸化性ガスの吹酸に先
行して該浸漬管内に酸化反応剤を添加した後に、前記上
吹きランスを介して酸化性ガスの吹酸と酸化反応剤の添
加を連続して行う方法が開示されている。
【０００４】しかし、溶鋼の昇温効率に対しては上吹き
ランスの構造と吹酸条件が大きな影響を与えるにもかか
わらず、上記公報には何ら記載が無く、昇温を効率的に
行う条件は全く開示されていない。特開昭６１−１２９
２６４号公報には、取鍋の底部より不活性ガスを吹き込
み溶鋼を攪拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸
漬管内の溶鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付
ける取鍋内溶鋼の精錬法において、前記ランスとして内
管及び外管からなる２重管ランスを用い、内管に酸素及
び外管に不活性ガスを供給し、且つ内管からの酸化性ガ
スの吐出圧Ｐ1と外管からの不活性ガスの吐出圧Ｐ2をＰ
1＜Ｐ2にするとともに、吹酸条件に応じて該浸漬管内に
酸化反応剤を添加する方法が開示されている。
ランスの構造と吹酸条件が大きな影響を与えるにもかか
わらず、上記公報には何ら記載が無く、昇温を効率的に
行う条件は全く開示されていない。特開昭６１−１２９
２６４号公報には、取鍋の底部より不活性ガスを吹き込
み溶鋼を攪拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸
漬管内の溶鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付
ける取鍋内溶鋼の精錬法において、前記ランスとして内
管及び外管からなる２重管ランスを用い、内管に酸素及
び外管に不活性ガスを供給し、且つ内管からの酸化性ガ
スの吐出圧Ｐ1と外管からの不活性ガスの吐出圧Ｐ2をＰ
1＜Ｐ2にするとともに、吹酸条件に応じて該浸漬管内に
酸化反応剤を添加する方法が開示されている。
【０００５】しかし、この方法では高価な不活性ガスを
多量に用いるためにガスコストが高いという問題があ
る。一方、住友金属,vol４５−３（１９９３）,６６ペ
ージ以降には、酸素ランスとしてキャスタブル２重管を
用いた例が開示されている。しかし、キャスタブル構造
の場合には耐久性に欠けるため、ランスのコストが高く
なるという欠点を有する。
多量に用いるためにガスコストが高いという問題があ
る。一方、住友金属,vol４５−３（１９９３）,６６ペ
ージ以降には、酸素ランスとしてキャスタブル２重管を
用いた例が開示されている。しかし、キャスタブル構造
の場合には耐久性に欠けるため、ランスのコストが高く
なるという欠点を有する。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、スプラッシ
ュの飛散、付着や耐火物溶損を抑制した状態で効率的な
昇温を短時間で具現化させる簡易精錬方法を提供するこ
とを目的とする。
ュの飛散、付着や耐火物溶損を抑制した状態で効率的な
昇温を短時間で具現化させる簡易精錬方法を提供するこ
とを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨は以下の各
方法にある。 （１） 取鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼を攪
拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内の溶
鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付ける取鍋内
溶鋼の精錬法において、ノズル出口直径ｄo(mm)とノズ
ルスロート直径ｄt(mm)との比（ｄo／ｄt）を１.２α〜
２.５αとすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。こ
こでαは背圧をＰ(kgf/cm2：絶対圧)として(１)式で計
算される。 α＝[(１／Ｍ)・{(１＋0.２×Ｍ2)／1.2}3]1/2 ‥‥ (1) 但しＭ＝{５×(Ｐ2/7−１)}1/2。
方法にある。 （１） 取鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶鋼を攪
拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管内の溶
鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付ける取鍋内
溶鋼の精錬法において、ノズル出口直径ｄo(mm)とノズ
ルスロート直径ｄt(mm)との比（ｄo／ｄt）を１.２α〜
２.５αとすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。こ
こでαは背圧をＰ(kgf/cm2：絶対圧)として(１)式で計
算される。 α＝[(１／Ｍ)・{(１＋0.２×Ｍ2)／1.2}3]1/2 ‥‥ (1) 但しＭ＝{５×(Ｐ2/7−１)}1/2。
【０００８】吹酸用ランスとしては、水冷構造のものが
望ましい。また、吹酸時にＡｌ,Ｓｉを含有する合金を
酸素原単位をＳ(Nm3／ｔ)とした場合に、Ａｌ含有量が
１.６×Ｓ〜１.９×Ｓｋｇ／ｔ、又は、Ｓｉ含有量が
１.２５×Ｓ〜１.５×Ｓｋｇ／ｔ含むように添加し、そ
れらの酸化反応による発熱を利用することが望ましい。
望ましい。また、吹酸時にＡｌ,Ｓｉを含有する合金を
酸素原単位をＳ(Nm3／ｔ)とした場合に、Ａｌ含有量が
１.６×Ｓ〜１.９×Ｓｋｇ／ｔ、又は、Ｓｉ含有量が
１.２５×Ｓ〜１.５×Ｓｋｇ／ｔ含むように添加し、そ
れらの酸化反応による発熱を利用することが望ましい。
【０００９】（２） （１）において、(２)〜(８)式で
計算される溶鋼表面凹み深さＬ(mm)と、(３),(９)式で
計算される火点直径ａ(mm)の比（Ｌ／ａ）を０.５〜０.
００５とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。 ０.０１６×Ｌ1/2＝Ｈc／（ＬＨ＋Ｌ） ・・・・ (2) ここで、ＬＨはランスと溶鋼表面間の距離（ランスギャ
ップ：mm）、Ｈcはジェットコア長さ(mm)で(３)式で計
算される。 Ｈc＝ｆ×Ｍop×(４.２＋１.１×Ｍop2)×ｄt ・・・・ (3) Ｍopはランス形状により(４)式を解いて求める。 ｄo／ｄt＝[(１／Ｍop)×{(１＋０.２×Ｍop2)／１.２}3]1/2 ・・・・ (４) また、ｆはＰo／Ｐop＝Ｘとした場合、Ｘ＜０.７の場合
には(５)式、Ｘ＞０.７の場合は(６)式で計算される。 ｆ＝０.８Ｘ−０.０６ ・・・・ (５) ｆ＝−２.７Ｘ4＋１７.7Ｘ3−４１Ｘ2＋４０Ｘ−１３ ・・・・ (６) さらに、ＰopはＭopを用いて(７)式で計算され、Ｐoは
酸素供給速度（Ｆ：Nm3/Hr）とノズル数ｎにより(８)式
で計算される。 Ｐop＝{(Ｍop2／５)＋１}7/2 ・・・・ (７) Ｐo＝Ｆ／(0.４５６×ｎ×ｄt2) ・・・・ (８) 火点直径ａ(mm)は(９)式で計算される。 ａ＝０.４２５×(ＬＨ−Ｈc)＋ｄt ・・・・ (９)。
計算される溶鋼表面凹み深さＬ(mm)と、(３),(９)式で
計算される火点直径ａ(mm)の比（Ｌ／ａ）を０.５〜０.
００５とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。 ０.０１６×Ｌ1/2＝Ｈc／（ＬＨ＋Ｌ） ・・・・ (2) ここで、ＬＨはランスと溶鋼表面間の距離（ランスギャ
ップ：mm）、Ｈcはジェットコア長さ(mm)で(３)式で計
算される。 Ｈc＝ｆ×Ｍop×(４.２＋１.１×Ｍop2)×ｄt ・・・・ (3) Ｍopはランス形状により(４)式を解いて求める。 ｄo／ｄt＝[(１／Ｍop)×{(１＋０.２×Ｍop2)／１.２}3]1/2 ・・・・ (４) また、ｆはＰo／Ｐop＝Ｘとした場合、Ｘ＜０.７の場合
には(５)式、Ｘ＞０.７の場合は(６)式で計算される。 ｆ＝０.８Ｘ−０.０６ ・・・・ (５) ｆ＝−２.７Ｘ4＋１７.7Ｘ3−４１Ｘ2＋４０Ｘ−１３ ・・・・ (６) さらに、ＰopはＭopを用いて(７)式で計算され、Ｐoは
酸素供給速度（Ｆ：Nm3/Hr）とノズル数ｎにより(８)式
で計算される。 Ｐop＝{(Ｍop2／５)＋１}7/2 ・・・・ (７) Ｐo＝Ｆ／(0.４５６×ｎ×ｄt2) ・・・・ (８) 火点直径ａ(mm)は(９)式で計算される。 ａ＝０.４２５×(ＬＨ−Ｈc)＋ｄt ・・・・ (９)。
【００１０】（３） （１）又は（２）において、浸漬
管直径Ｄ(mm)と火点直径ａ(mm)の比Ｄ／ａを１.５〜８
とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。
管直径Ｄ(mm)と火点直径ａ(mm)の比Ｄ／ａを１.５〜８
とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。
【００１１】（４） （１）〜（３）の何れか１項にお
いて、ランスギャップＬＨ(mm)と火点直径ａ(mm)の比Ｌ
Ｈ／ａを２〜３.５とすることを特徴とする簡易取鍋精
錬方法。
いて、ランスギャップＬＨ(mm)と火点直径ａ(mm)の比Ｌ
Ｈ／ａを２〜３.５とすることを特徴とする簡易取鍋精
錬方法。
【００１２】
【発明の実施の形態】図１に本発明の実施態様を示す。
本発明者らは溶鋼の昇温を最も効率的にするには、以下
の要件を満たす必要があることを見出した。
本発明者らは溶鋼の昇温を最も効率的にするには、以下
の要件を満たす必要があることを見出した。
【００１３】Ｉ：上吹きガスの溶鋼面衝突エネルギーに
よる溶鋼粒子の飛散（スプラッシュ）を少なくするこ
と。つまり、飛散粒子は最も高温である溶鋼と酸素の衝
突面（火点）から発生するためバルクの溶鋼よりも高温
である。しかし、その高温の溶鋼粒子が飛散するため、
飛散中に空間に顕熱を放出し、排ガス温度を上昇させ、
さらに、粒子自体は温度が低下した状態で溶鋼に落下す
るため逆に溶鋼を冷却する作用を持つ。従って、スプラ
ッシュの発生は排ガス温度の上昇と溶鋼の昇温効率の低
下を招く。
よる溶鋼粒子の飛散（スプラッシュ）を少なくするこ
と。つまり、飛散粒子は最も高温である溶鋼と酸素の衝
突面（火点）から発生するためバルクの溶鋼よりも高温
である。しかし、その高温の溶鋼粒子が飛散するため、
飛散中に空間に顕熱を放出し、排ガス温度を上昇させ、
さらに、粒子自体は温度が低下した状態で溶鋼に落下す
るため逆に溶鋼を冷却する作用を持つ。従って、スプラ
ッシュの発生は排ガス温度の上昇と溶鋼の昇温効率の低
下を招く。
【００１４】II：ランスから吹き付けられた上吹きガス
を取鍋底部から底吹きされた不活性ガス気泡の浮上する
溶鋼表面に吹き付ける。底吹きガス気泡の溶鋼表面での
破泡域（プルーム域）は、常に新しい溶鋼表面が露出さ
れるため、ＡｌやＳｉの酸化反応が極めて効率的に進行
するため、この領域に酸素ガスを吹き付けることで昇温
効率を高くすることができる。特に、スプラッシュを発
生させないようにソフトブローで酸素を供給した場合に
は、このプルーム域に酸素を吹き付けない限り、効率的
昇温は得られない。
を取鍋底部から底吹きされた不活性ガス気泡の浮上する
溶鋼表面に吹き付ける。底吹きガス気泡の溶鋼表面での
破泡域（プルーム域）は、常に新しい溶鋼表面が露出さ
れるため、ＡｌやＳｉの酸化反応が極めて効率的に進行
するため、この領域に酸素ガスを吹き付けることで昇温
効率を高くすることができる。特に、スプラッシュを発
生させないようにソフトブローで酸素を供給した場合に
は、このプルーム域に酸素を吹き付けない限り、効率的
昇温は得られない。
【００１５】仮に、プルーム域以外に酸素が吹き付けら
れた場合には、表面にAl2O3やSiO2といった酸化膜が安
定して生成し、これらの酸化膜は熱伝導性が悪いため伝
熱を阻害することになる。また、プルーム領域でも局所
的に集中して酸素が供給された場合にも、その部分の表
面にAl2O3やSiO2といった酸化膜が安定して生成し伝熱
を阻害することになる。
れた場合には、表面にAl2O3やSiO2といった酸化膜が安
定して生成し、これらの酸化膜は熱伝導性が悪いため伝
熱を阻害することになる。また、プルーム領域でも局所
的に集中して酸素が供給された場合にも、その部分の表
面にAl2O3やSiO2といった酸化膜が安定して生成し伝熱
を阻害することになる。
【００１６】（１）に係る発明はＩの要因を実現するた
めのランスデザインを規定したものである。つまり、ノ
ズル出口直径ｄo(mm)とノズルスロート直径ｄt(mm)との
比（ｄo／ｄt）を１.２α〜２.５αとすることで、図２
に示すように高い昇温効率が得られる。ここで、昇温効
率(η；％)とは、実測された昇温量と、吹き付けた酸素
が全てＡｌと反応したと仮定して計算される理論昇温量
との比である（(１０)式）。 η＝１００×０.２１×△Ｔ×1000／(７４２０×ＷAl）・・・・ (10)。
めのランスデザインを規定したものである。つまり、ノ
ズル出口直径ｄo(mm)とノズルスロート直径ｄt(mm)との
比（ｄo／ｄt）を１.２α〜２.５αとすることで、図２
に示すように高い昇温効率が得られる。ここで、昇温効
率(η；％)とは、実測された昇温量と、吹き付けた酸素
が全てＡｌと反応したと仮定して計算される理論昇温量
との比である（(１０)式）。 η＝１００×０.２１×△Ｔ×1000／(７４２０×ＷAl）・・・・ (10)。
【００１７】(１)式で計算されるαは、背圧がＰの場合
の適正膨張条件を与えるノズルの出口径とスロート径の
比(ｄo/ｄt)opに対応するものであり、（ｄo／ｄt）／
αは、適正膨張条件に対するズレの大きさを示すパラメ
ータとなっている。（ｄo／ｄt）／αが１以上というこ
とは、適正膨張条件よりもノズル出口径が過剰に広がっ
ている、いわゆる過膨張条件であることを意味する。過
膨張にすることで、ノズル内で圧力損失が生じ噴流がソ
フトブローになるが、（ｄo／ｄt）が１.２αよりも小
さい場合には過膨張度が不十分のためソフトブロー効果
が得られず、２.５αよりも大きい場合には、ノズル吐
出時の流速が低下しすぎるため、ノズルに向かって飛散
して来た地金やスラグがノズル内に侵入し、ノズル寿命
が低下する。酸化性ガスとして、酸素１００％のほか
に、窒素、Ａｒ等を５０％以下含有しても良い。
の適正膨張条件を与えるノズルの出口径とスロート径の
比(ｄo/ｄt)opに対応するものであり、（ｄo／ｄt）／
αは、適正膨張条件に対するズレの大きさを示すパラメ
ータとなっている。（ｄo／ｄt）／αが１以上というこ
とは、適正膨張条件よりもノズル出口径が過剰に広がっ
ている、いわゆる過膨張条件であることを意味する。過
膨張にすることで、ノズル内で圧力損失が生じ噴流がソ
フトブローになるが、（ｄo／ｄt）が１.２αよりも小
さい場合には過膨張度が不十分のためソフトブロー効果
が得られず、２.５αよりも大きい場合には、ノズル吐
出時の流速が低下しすぎるため、ノズルに向かって飛散
して来た地金やスラグがノズル内に侵入し、ノズル寿命
が低下する。酸化性ガスとして、酸素１００％のほか
に、窒素、Ａｒ等を５０％以下含有しても良い。
【００１８】（２）にかかる発明は、Ｉ及びIIの要因に
関して、より適正な昇温条件を示したものである。つま
り、溶鋼表面凹み深さＬ(mm)と火点直径ａ(mm)の比（Ｌ
／ａ）を０.５〜０.００５とすることで、図３に示すよ
うに、さらに高い昇温効率が得られている。ここで、Ｌ
やａを計算するめの(２)〜(９)式は、本発明者らが実験
的に得たものである。Ｌ／ａが大きい場合には、酸素は
ソフトブローで広い領域で溶鋼表面に衝突することにな
る。
関して、より適正な昇温条件を示したものである。つま
り、溶鋼表面凹み深さＬ(mm)と火点直径ａ(mm)の比（Ｌ
／ａ）を０.５〜０.００５とすることで、図３に示すよ
うに、さらに高い昇温効率が得られている。ここで、Ｌ
やａを計算するめの(２)〜(９)式は、本発明者らが実験
的に得たものである。Ｌ／ａが大きい場合には、酸素は
ソフトブローで広い領域で溶鋼表面に衝突することにな
る。
【００１９】底吹き気泡のプルーム領域は浸漬管内溶鋼
表面を、ほぼカバーする程度に広がっているため、Ｌ／
ａが大きい場合には、スプラッシュの発生なしにプルー
ム領域の広い範囲に酸素を供給できるため、昇温効率が
極めて高くなる。Ｌ／ａが０.５よりも大きい場合に
は、スプラッシュの発生による昇温効率の低下が著し
く、０.００５よりも小さい場合にはスプラッシュの発
生は少ないものの、上吹き噴流が弱すぎるため溶鋼面に
到達しない、いわゆる無効酸素が増加するため昇温効率
が低下する。
表面を、ほぼカバーする程度に広がっているため、Ｌ／
ａが大きい場合には、スプラッシュの発生なしにプルー
ム領域の広い範囲に酸素を供給できるため、昇温効率が
極めて高くなる。Ｌ／ａが０.５よりも大きい場合に
は、スプラッシュの発生による昇温効率の低下が著し
く、０.００５よりも小さい場合にはスプラッシュの発
生は少ないものの、上吹き噴流が弱すぎるため溶鋼面に
到達しない、いわゆる無効酸素が増加するため昇温効率
が低下する。
【００２０】（３）にかかる発明はIIの要因を規定した
ものである。つまり、Ｄ／ａを小さくすることで、プル
ーム領域を広くカバーした状態で酸素ガスが供給される
ため、溶鋼への着熱が極めて高くなる。図４に示すよう
に、Ｄ／ａが８よりも大きい場合には、プルーム領域の
局所的に集中的に酸素が供給されるため、 Al2O3やS
iO2といった酸化膜が安定して生成しするため昇温効率
が低下する。浸漬管内の溶鋼表面は、ほぼ完全にプルー
ム領域となるためＤ／ａは小さい方が良いが、１.５よ
りも小さいと火点が浸漬管壁に近づきすぎるため耐火物
溶損が激しくなる。
ものである。つまり、Ｄ／ａを小さくすることで、プル
ーム領域を広くカバーした状態で酸素ガスが供給される
ため、溶鋼への着熱が極めて高くなる。図４に示すよう
に、Ｄ／ａが８よりも大きい場合には、プルーム領域の
局所的に集中的に酸素が供給されるため、 Al2O3やS
iO2といった酸化膜が安定して生成しするため昇温効率
が低下する。浸漬管内の溶鋼表面は、ほぼ完全にプルー
ム領域となるためＤ／ａは小さい方が良いが、１.５よ
りも小さいと火点が浸漬管壁に近づきすぎるため耐火物
溶損が激しくなる。
【００２１】（４）にかかる発明は、さらに昇温効率を
上げるためにランスギャップを規定したものである。Ｌ
Ｈ／ａが２よりも小さい場合には、ランスが溶鋼表面に
近すぎるため、底吹きガスによる溶鋼表面の波立ちによ
りランスが溶損され、３.５よりも大きい場合には、酸
素ガスの自由噴流域が長くなりすぎるため、輻射の影響
で浸漬管耐火物の溶損が大きくなる。
上げるためにランスギャップを規定したものである。Ｌ
Ｈ／ａが２よりも小さい場合には、ランスが溶鋼表面に
近すぎるため、底吹きガスによる溶鋼表面の波立ちによ
りランスが溶損され、３.５よりも大きい場合には、酸
素ガスの自由噴流域が長くなりすぎるため、輻射の影響
で浸漬管耐火物の溶損が大きくなる。
【００２２】
【実施例】実施例は以下の条件で実施した。溶鋼重量Ｗ
は３５０ton、浸漬管内直径は１.５mで、底吹きガスは
Ａｒとし、取鍋炉底に設置したポーラス煉瓦から約４０
０Nl/minの流量を吹き込んだ。
は３５０ton、浸漬管内直径は１.５mで、底吹きガスは
Ａｒとし、取鍋炉底に設置したポーラス煉瓦から約４０
０Nl/minの流量を吹き込んだ。
【００２３】取鍋内のＡｌ−Ｓｉキルド鋼に対し、上吹
きランスから３０００Nm3/Hrの速度で酸素ガスを吹き付
けるとともに、Ａｌを８０kg/分の速度で添加した。上
吹きランスは、スロート径(ｄt)が２０.５mm、出口径
(ｄo)が５６mmの単孔水冷ランスを用い、背圧(Ｐ)は１
５.65(kgf/cm2：絶対圧)であった。この背圧でのＭは
２.４４、αは１.５８と計算されるため、（ｄo／ｄt）
は２.１１×αであった。
きランスから３０００Nm3/Hrの速度で酸素ガスを吹き付
けるとともに、Ａｌを８０kg/分の速度で添加した。上
吹きランスは、スロート径(ｄt)が２０.５mm、出口径
(ｄo)が５６mmの単孔水冷ランスを用い、背圧(Ｐ)は１
５.65(kgf/cm2：絶対圧)であった。この背圧でのＭは
２.４４、αは１.５８と計算されるため、（ｄo／ｄt）
は２.１１×αであった。
【００２４】また、このランスの適正膨張条件でのＭop
は４、Ｐopは１５６.8、Ｐoは１５.６５(kgf/cm2)，ｆは
０.０２と計算され、Ｈcは３５.４８(mm)、ランスギャ
ツプが１０００mmの場合、ａは４３０.５２(mm)、Ｌは
４.９(mm)であった。従って、Ｌ／ａは０.０１１、Ｄ／
ａは３.４６、ＬＨ／ａは２.３２となる。７分間の吹酸
で１６１５℃から１６６７℃へと昇温でき、昇温効率は
９２％であった。スプラッシュの発生も少なく、耐火物
溶損も軽微であった。
は４、Ｐopは１５６.8、Ｐoは１５.６５(kgf/cm2)，ｆは
０.０２と計算され、Ｈcは３５.４８(mm)、ランスギャ
ツプが１０００mmの場合、ａは４３０.５２(mm)、Ｌは
４.９(mm)であった。従って、Ｌ／ａは０.０１１、Ｄ／
ａは３.４６、ＬＨ／ａは２.３２となる。７分間の吹酸
で１６１５℃から１６６７℃へと昇温でき、昇温効率は
９２％であった。スプラッシュの発生も少なく、耐火物
溶損も軽微であった。
【００２５】
【比較例】比較例も実施例と同一の装置で実施した。上
吹きランスは、スロート径(ｄt)が２０.５mm、出口径
(ｄo)も３４.２５mmの単孔水冷ランスを用い、背圧(Ｐ)
は１５.65(kgf/cm2：絶対圧)であった。この背圧でのＭ
は２.４４、αは１.５８と計算されるため、（ｄo／ｄ
t）は１.０６×αであった。また、このランスの適正膨
張条件でのＭopは２.５５、Ｐopは１９.１、Ｐoは１５.6
5(kgf/cm2)，ｆは０.７７と計算され、Ｈcは６６３.４
６(mm)、ランスギャツプが１０００mmの場合、ａは１６
３.５(mm)、Ｌは６４０(mm)であった。従って、Ｌ／ａ
は３.９１、Ｄ／ａは９.１１、ＬＨ／ａは６.１１とな
る。７分間の吹酸で１６０５℃から１６４５℃へと昇温
できたが、昇温効率は７１％であり、スプラッシュの発
生が激しく、かつ、排ガス温度が上昇したため耐火物溶
損が見られた。
吹きランスは、スロート径(ｄt)が２０.５mm、出口径
(ｄo)も３４.２５mmの単孔水冷ランスを用い、背圧(Ｐ)
は１５.65(kgf/cm2：絶対圧)であった。この背圧でのＭ
は２.４４、αは１.５８と計算されるため、（ｄo／ｄ
t）は１.０６×αであった。また、このランスの適正膨
張条件でのＭopは２.５５、Ｐopは１９.１、Ｐoは１５.6
5(kgf/cm2)，ｆは０.７７と計算され、Ｈcは６６３.４
６(mm)、ランスギャツプが１０００mmの場合、ａは１６
３.５(mm)、Ｌは６４０(mm)であった。従って、Ｌ／ａ
は３.９１、Ｄ／ａは９.１１、ＬＨ／ａは６.１１とな
る。７分間の吹酸で１６０５℃から１６４５℃へと昇温
できたが、昇温効率は７１％であり、スプラッシュの発
生が激しく、かつ、排ガス温度が上昇したため耐火物溶
損が見られた。
【００２６】
【発明の効果】本発明により、スプラッシュの飛散、付
着や耐火物溶損を抑制した状態で効率的な昇温を短時間
で具現化させることが可能となった。
着や耐火物溶損を抑制した状態で効率的な昇温を短時間
で具現化させることが可能となった。
【図１】 本発明の実施形態を示す模式図。
【図２】 ｄo／ｄtと昇温効率(η)の関係を示す実験結
果の図。
果の図。
【図３】 Ｌ／ａと昇温効率(η)の関係を示す実験結果
の図。
の図。
【図４】 Ｄ／ａと昇温効率(η)の関係を示す実験結果
の図。
の図。
１は取鍋、２は浸漬管、３は溶鋼、４は底吹きポーラス
煉瓦、５は上吹きランス、６はプルーム領域、７はジェ
ットコアを示し、Ｌは凹み深さ、ａは火点直径、Ｈはラ
ンスギャツプ、Ｄは浸漬管内径、ｄoはノズル出口径、
ｄtはノズルスロート径。
煉瓦、５は上吹きランス、６はプルーム領域、７はジェ
ットコアを示し、Ｌは凹み深さ、ａは火点直径、Ｈはラ
ンスギャツプ、Ｄは浸漬管内径、ｄoはノズル出口径、
ｄtはノズルスロート径。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 谷石 彦文 福岡県北九州市戸畑区大字中原46−59 新 日本製鐵株式会社エンジニアリング事業本 部内 Ｆターム(参考） 4K013 CA01 CA03 CA04 CA13 CA15 CA21 CB04 CC02 CD07 CE04 CE05 CE06 CE09 CF13 DA05 DA08 DA12 DA13 DA14 EA19 FA01 FA04
Claims (4)
- 【請求項１】 取鍋の底部より不活性ガスを吹き込み溶
鋼を攪拌しつつ、該取鍋内に浸漬管を挿入して、浸漬管
内の溶鋼表面にランスを介して酸化性ガスを吹き付ける
取鍋内溶鋼の精錬法において、ノズル出口直径ｄo(mm)
とノズルスロート直径ｄt(mm)との比（ｄo／ｄt）を１.
２α〜２.５αとすることを特徴とする簡易取鍋精錬方
法。ここでαは背圧をＰ(kgf/cm2：絶対圧)として(１)
式で計算される。 α＝[(１／Ｍ)・{(１＋0.２×Ｍ2)／1.2}3]1/2 ‥‥ (1) 但しＭ＝{５×(Ｐ2/7−１)}1/2 - 【請求項２】 請求項１において、(２)〜(８)式で計算
される溶鋼表面凹み深さＬ(mm)と、(３),(９)式で計算
される火点直径ａ(mm)の比（Ｌ／ａ）を０.５〜０.００
５とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。 ０.０１６×Ｌ1/2＝Ｈc／（ＬＨ＋Ｌ） ・・・・ (2) ここで、ＬＨはランスと溶鋼表面間の距離（ランスギャ
ップ：mm）、Ｈcはジェットコア長さ(mm)で(３)式で計
算される。 Ｈc＝ｆ×Ｍop×(４.２＋１.１×Ｍop2)×ｄt ・・・・ (3) Ｍopはランス形状により(４)式を解いて求める。 ｄo／ｄt＝[(１／Ｍop)×{(１＋０.２×Ｍop2)／１.２}3]1/2 ・・・・ (４) また、ｆはＰo／Ｐop＝Ｘとした場合、Ｘ＜０.７の場合
には(５)式、Ｘ＞０.７の場合は(６)式で計算される。 ｆ＝０.８Ｘ−０.０６ ・・・・ (５) ｆ＝−２.７Ｘ4＋１７.7Ｘ3−４１Ｘ2＋４０Ｘ−１３ ・・・・ (６) さらに、ＰopはＭopを用いて(７)式で計算され、Ｐoは
酸素供給速度（Ｆ： Nm3/Hr）とノズル数ｎにより
(８)式で計算される。 Ｐop＝{(Ｍop2／５)＋１}7/2 ・・・・ (７) Ｐo＝Ｆ／(0.４５６×ｎ×ｄt2) ・・・・ (８) 火点直径ａ(mm)は(９)式で計算される。 ａ＝０.４２５×(ＬＨ−Ｈc)＋ｄt ・・・・ (９) - 【請求項３】 請求項１又は２において、浸漬管直径Ｄ
(mm)と火点直径ａ(mm)の比Ｄ／ａを１.５〜８とするこ
とを特徴とする簡易取鍋精錬方法。 - 【請求項４】 請求項１〜３の何れか１項において、ラ
ンスギャップＬＨ(mm)と火点直径ａ(mm)の比ＬＨ／ａを
２〜３.５とすることを特徴とする簡易取鍋精錬方法。
Priority Applications (11)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP10239332A JP2000073118A (ja) | 1998-08-26 | 1998-08-26 | 簡易取鍋精錬方法 |
| US09/530,159 US6309443B1 (en) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Simple ladle refining method |
| PCT/JP1999/004022 WO2000012768A1 (fr) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Procede simple d'affinage en coulee continue |
| BR9906774-9A BR9906774A (pt) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Processo de refino em caçamba simplificado |
| CA002306887A CA2306887C (en) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Simple ladle refining method |
| AU48023/99A AU733778B2 (en) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Simplified ladle refining process |
| DE69937786T DE69937786T2 (de) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Verfahren zur einfachen pfannenraffination |
| CN99801467A CN1090241C (zh) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | 简易钢包精炼方法 |
| KR1020007004415A KR100334945B1 (ko) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | 간이 레들 정련방법 |
| EP99931565A EP1026266B1 (en) | 1998-08-26 | 1999-07-27 | Simplified ladle refining method |
| TW088113043A TW410235B (en) | 1998-08-26 | 1999-07-30 | Simplified ladle refining process |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP10239332A JP2000073118A (ja) | 1998-08-26 | 1998-08-26 | 簡易取鍋精錬方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2000073118A true JP2000073118A (ja) | 2000-03-07 |
Family
ID=17043163
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP10239332A Withdrawn JP2000073118A (ja) | 1998-08-26 | 1998-08-26 | 簡易取鍋精錬方法 |
Country Status (11)
| Country | Link |
|---|---|
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| EP (1) | EP1026266B1 (ja) |
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| KR (1) | KR100334945B1 (ja) |
| CN (1) | CN1090241C (ja) |
| AU (1) | AU733778B2 (ja) |
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| CA (1) | CA2306887C (ja) |
| DE (1) | DE69937786T2 (ja) |
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| WO (1) | WO2000012768A1 (ja) |
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|---|---|---|---|---|
| KR100518756B1 (ko) * | 2001-12-26 | 2005-10-06 | 주식회사 포스코 | 탈황제 분사에 사용되는 벤추리형 랜스 노즐 |
| WO2008056835A1 (en) * | 2006-11-06 | 2008-05-15 | Posco Engineering & Construction Co., Ltd. | An apparatus for moving the snorkel in chemical heating in snorkel of refining utility |
| KR102088446B1 (ko) * | 2017-12-13 | 2020-03-12 | 주식회사 포스코 | 랜스 |
| CN115090867B (zh) * | 2022-07-18 | 2023-11-24 | 江苏盐电铸业有限公司 | 一种铸件浇注系统及其浇注方法 |
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|---|---|---|---|---|
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| JP2897639B2 (ja) * | 1994-04-05 | 1999-05-31 | 住友金属工業株式会社 | 極低硫鋼の精錬方法 |
| JP3410553B2 (ja) * | 1994-07-27 | 2003-05-26 | 新日本製鐵株式会社 | 含クロム溶鋼の脱炭精錬法 |
| US5548241A (en) * | 1994-12-20 | 1996-08-20 | Sgs-Thomson Microelectronics, Inc. | Voltage reference circuit using an offset compensating current source |
| CN1059470C (zh) * | 1995-01-06 | 2000-12-13 | 新日本制铁株式会社 | 脱碳特性优良的转炉顶吹精炼方法和转炉用顶吹喷氧枪 |
| JPH08260029A (ja) * | 1995-03-23 | 1996-10-08 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 真空脱ガス槽内２次燃焼用上吹酸素ランス |
| JPH08278639A (ja) * | 1995-04-05 | 1996-10-22 | Konica Corp | カラー画像形成装置 |
| JP2985720B2 (ja) * | 1995-04-10 | 1999-12-06 | 住友金属工業株式会社 | 極低炭素鋼の真空精錬方法 |
| JPH0949013A (ja) * | 1995-08-04 | 1997-02-18 | Nippon Steel Corp | 真空脱ガス装置による溶鋼の精錬方法及び真空脱ガス装置 |
| ES2181905T3 (es) * | 1995-08-01 | 2003-03-01 | Nippon Steel Corp | Metodo para afino a vacio de acero fundido. |
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1998
- 1998-08-26 JP JP10239332A patent/JP2000073118A/ja not_active Withdrawn
-
1999
- 1999-07-27 AU AU48023/99A patent/AU733778B2/en not_active Expired
- 1999-07-27 BR BR9906774-9A patent/BR9906774A/pt not_active IP Right Cessation
- 1999-07-27 WO PCT/JP1999/004022 patent/WO2000012768A1/ja active IP Right Grant
- 1999-07-27 KR KR1020007004415A patent/KR100334945B1/ko not_active IP Right Cessation
- 1999-07-27 US US09/530,159 patent/US6309443B1/en not_active Expired - Lifetime
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