JP2014221928A - Converter blowing method - Google Patents

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宗雄 山根
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健治 安藤
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Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To reduce the amount of the dust to be generated in a converter by suppressing generation of spitting and slopping when oxygen gas is blown against the surface of a molten iron bath in the converter from a top-blown lance to decarburize/refine the molten iron.SOLUTION: When a molten iron 11 is decarburized/refined by using a top-blown lance 1 on the tip of which a plurality of Laval nozzles 7 are disposed, the volume of a concave of the ignition point, which concave is formed on the surface of the molten iron bath by an oxygen gas jet stream injected from the top-blown lance, is defined by expression (1): V=n×L×A (in which V is the volume of the concave of the ignition point; n is the number of nozzle holes; L is the depth of the ignition point; A is the area of the ignition point). The top-blown lance is designed on the basis of such a blowing condition that the volume calculated by using the expression (1) becomes 0.5-3.0 m. The amount of the oxygen gas to be supplied and the height of the top-blown lance are adjusted so that the volume calculated by using the expression (1) becomes 0.5-3.0 m. Then, the oxygen gas is blown from the designed top-blown lance.

Description

本発明は、上吹きランスから溶銑浴面に酸素ガスを吹き付けて溶銑を脱炭精錬する転炉吹錬方法に関し、詳しくは吹錬中のダスト発生量を低減することのできる転炉吹錬方法に関する。   TECHNICAL FIELD The present invention relates to a converter blowing method for decarburizing and refining molten iron by blowing oxygen gas from an upper blowing lance to a hot metal bath surface, and more specifically, a converter blowing method capable of reducing the amount of dust generated during blowing. About.
溶銑を脱炭精錬して溶銑から溶鋼を溶製する転炉では、上吹きランスから高速噴流の酸素ガス(工業用純酸素)を溶銑表面に吹き付けて脱炭精錬している。酸素ガスが吹き付けられた溶銑浴面には、衝突する酸素ガスの圧力によって凹み部(「火点」或いは「キャビティー」と呼ぶ)が形成される。この火点では、高速噴流の酸素ガスが衝突することから、溶銑表面から溶銑及び溶融スラグの液滴が飛散する現象が発生し、飛散した溶銑及びスラグの一部は、転炉炉口や炉内側壁に地金として付着する。この溶銑表面から溶銑及び溶融スラグの液滴が飛散する現象を「スピッティング」と呼んでいる。スピッティングによって飛散した溶銑及び溶融スラグの一部は排ガスとともに炉外に流出し、ダストとして回収される。   In a converter in which hot metal is decarburized and refined to produce molten steel from hot metal, high-speed jet oxygen gas (industrial pure oxygen) is blown onto the hot metal surface from an upper blowing lance and decarburized and refined. On the hot metal bath surface to which oxygen gas is sprayed, a recess (referred to as “fire point” or “cavity”) is formed by the pressure of the impinging oxygen gas. At this hot point, oxygen gas in the high-speed jet collides, so that a phenomenon occurs in which molten iron and molten slag droplets scatter from the hot metal surface. It adheres to the inner wall as a bullion. The phenomenon in which droplets of hot metal and molten slag scatter from the hot metal surface is called “spitting”. Part of the hot metal and molten slag scattered by spitting out of the furnace together with the exhaust gas is recovered as dust.
スピッティングが激しくなると、ダストの発生量が増加して鉄歩留りが悪化したり、転炉炉口での付着地金が増大して溶銑や冷鉄源の炉内への装入を阻害したりするなど操業に悪影響を及ぼすので、スピッティングを抑制する手段が多数提案されている。   When spitting becomes violent, the amount of dust generated increases and iron yield deteriorates, or the amount of deposit metal at the converter furnace entrance increases, impeding the introduction of hot metal and cold iron sources into the furnace. Many methods have been proposed to suppress spitting because it adversely affects operations.
例えば、上吹きランスの先端に配置される複数のノズルによって形成される火点の重なりを少なくする方法が提案されている(特許文献1を参照)。また、火点の重なりをより効果的に少なくさせるために、傾角(ランスの長手方向とノズルの噴射方向とでなす角度)の異なる2種類のノズルを交互に配置した上吹きランスを使用する方法も提案されている(特許文献2を参照)。   For example, a method for reducing the overlapping of fire spots formed by a plurality of nozzles arranged at the tip of the upper blowing lance has been proposed (see Patent Document 1). Further, in order to more effectively reduce the overlapping of the hot spots, a method of using an upper blowing lance in which two types of nozzles having different inclination angles (an angle formed by the longitudinal direction of the lance and the nozzle injection direction) are alternately arranged is used. Has also been proposed (see Patent Document 2).
また、ノズルを多孔化することによって酸素ガス噴流のエネルギーを低下させ、溶銑浴面でのスプラッシュの発生を制御する方法が提案されている(特許文献3、4)。また更に、脱炭精錬の初期から中期の脱炭反応最盛期には、上吹きランスのラバールノズルから噴射される酸素ガス噴流を過膨張または不足膨張させることで酸素ガス噴流のエネルギーを低下させ、これによってスピッティングを抑制し、吹錬中期から末期の脱炭反応が低下する時期には、酸素ガス供給量を減少させ、且つこの酸素ガス噴流を最適膨張させて脱炭反応を促進させる方法も提案されている(特許文献5〜8を参照)。   In addition, a method has been proposed in which the energy of the oxygen gas jet is reduced by making the nozzle porous so as to control the occurrence of splash on the hot metal bath surface (Patent Documents 3 and 4). Furthermore, during the decarburization reaction peak period from the beginning to the middle of decarburization refining, the energy of the oxygen gas jet is reduced by overexpanding or underexpanding the oxygen gas jet injected from the laval nozzle of the top blowing lance. Proposing a method to suppress spitting and reduce the oxygen gas supply amount and optimize the expansion of this oxygen gas jet to accelerate the decarburization reaction when the decarburization reaction from the middle to the end of the blowing is reduced. (See Patent Documents 5 to 8).
特開昭60−165313号公報JP-A-60-165313 特開2009−52090号公報JP 2009-52090 A 特開平10−102122号公報JP-A-10-102122 特開平9−256022号公報Japanese Patent Laid-Open No. 9-256022 特開平9−209021号公報Japanese Patent Laid-Open No. 9-209021 特開2002−212623号公報JP 2002-212623 A 特開2002−212624号公報JP 2002-212624 A 特開2003−105425号公報JP 2003-105425 A
しかしながら、上記従来技術には以下の問題点がある。   However, the above prior art has the following problems.
即ち、特許文献1に提案される火点の重なりを小さくする方法では、傾角を広げる必要があることから火点面積が大きくなり、スラグ中にCOガスが溜まることによってスラグが転炉から噴出してしまう現象(「スロッピング」と呼ぶ)が発生したり、鉄浴の裸面が広くなってヒュームダストが増加したりするという問題点がある。   That is, in the method of reducing the overlapping of the hot spots proposed in Patent Document 1, since the inclination angle needs to be widened, the hot spot area becomes large, and CO gas accumulates in the slag, so that the slag is ejected from the converter. Phenomenon (called “sloping”) occurs, or the bare surface of the iron bath widens and fume dust increases.
また、特許文献2に提案される方法では、ノズルの傾角が異なるために、それぞれの酸素ガス噴流の線速度に差が生じ、線速度の遅いノズル孔内にスプラッシュによって飛散した粒鉄が入り込み、ノズル孔詰りやランス焼損を招くといった問題点がある。   Further, in the method proposed in Patent Document 2, since the nozzle tilt angle is different, a difference occurs in the linear velocity of each oxygen gas jet, and the granular iron scattered by the splash enters the nozzle hole having a low linear velocity, There are problems such as nozzle clogging and lance burning.
また、特許文献3、4に提案される方法では、多孔化することによって火点面積が増大し、これによってヒュームダストが増加するという問題点がある。   In addition, the methods proposed in Patent Documents 3 and 4 have a problem that the hot spot area increases due to the formation of a porous material, thereby increasing fume dust.
また、特許文献5〜8に提案される噴流の膨張状態を不適正化する技術は、特に、高炭素域での酸素ガス供給量の多い時点で、適正膨張の範囲から外れてしまうので、最適な送酸パターンを決定することができないという問題点がある。   Moreover, since the technique which makes the expansion state of the jet flow proposed by patent documents 5-8 improper is especially out of the range of an appropriate expansion at the time of many oxygen gas supply amounts in a high carbon region, it is optimal. There is a problem that it is impossible to determine a simple acid delivery pattern.
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、その目的とするところは、転炉内の溶銑浴面に上吹きランスから酸素ガスを吹き付けて溶銑を脱炭精錬するにあたり、スピッティング及びスロッピングの発生を抑制することができ、その結果、ダストの発生量を大幅に低減することのできる転炉吹錬方法を提供することである。   The present invention has been made in view of the above circumstances, and its purpose is to perform spitting and slopping in decarburizing and refining the hot metal by blowing oxygen gas from the top blowing lance onto the hot metal bath surface in the converter. It is an object of the present invention to provide a converter blowing method that can suppress the generation of ash and, as a result, greatly reduce the amount of dust generated.
上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
[1]上吹きランス先端に傾角をθとして複数のラバールノズルが同心円上に等間隔で配置された上吹きランスを用い、該上吹きランスから転炉内の溶銑浴面に酸素ガスを吹き付けて溶銑を脱炭精錬する転炉吹錬方法において、上吹きランスから斜め下向きに噴射される酸素ガス噴流によって溶銑浴面に形成される火点の凹みの体積を下記の(1)式で定義したとき、(1)式で定義される火点の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように予定される吹錬条件に基づいて設計された上吹きランスを用い、且つ、(1)式で定義される火点の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように酸素ガス供給量及びランス高さを調整して酸素ガスを前記上吹きランスから吹き付けることを特徴とする転炉吹錬方法。
The gist of the present invention for solving the above problems is as follows.
[1] Using an upper blowing lance in which a plurality of Laval nozzles are arranged at equal intervals on a concentric circle with an inclination angle θ at the tip of the upper blowing lance, oxygen gas is blown from the upper blowing lance to the hot metal bath surface in the converter. When the volume of the hot spot dent formed on the hot metal bath surface by the oxygen gas jet jetted obliquely downward from the top blowing lance is defined by the following equation (1) , Using a top blowing lance designed on the basis of the blowing condition that the volume of the hot spot dent defined by the formula (1) is set to 0.5 to 3.0 m 3 , and (1 The oxygen gas supply amount and the lance height are adjusted so that the volume of the hot spot dent defined by the formula is 0.5 to 3.0 m 3 , and oxygen gas is blown from the upper blowing lance. The converter blowing method.
但し、(1)式において、Vは火点の凹みの体積(m3)、nはラバールノズルの孔数(−)、Lはラバールノズル1孔あたりの火点深さ(m)、Aはラバールノズル1孔あたりの火点面積(m2)であり、ラバールノズル1孔あたりの火点深さLは、下記の(2)式によって定義され、ラバールノズル1孔あたりの火点面積Aは、下記の(3)式〜(6)式によって定義される。 In equation (1), V is the volume of the hot spot recess (m 3 ), n is the number of holes in the Laval nozzle (−), L is the hot spot depth (m) per Laval nozzle, and A is the Laval nozzle 1 The hot spot area per hole (m 2 ), the hot spot depth L per Laval nozzle is defined by the following equation (2), and the hot spot area A per Laval nozzle is (3 ) To (6).
但し、(2)式〜(6)式において、FO2は上吹きランスからの酸素ガス供給量(Nm3/hr)、nはラバールノズルの孔数(−)、dtはラバールノズルのスロート径(mm)、Hは上吹きランスのランス高さ(m)、πは円周率、Dは火点の直径(m)、γは火点の干渉率(−)、φは酸素ガス噴流の自由広がり角度(deg)、deはラバールノズルの出口径(m)、Pは隣り合う火点の中心間距離(m)、θはラバールノズルの傾角(deg)である。
[2]前記ラバールノズルは5個以上配置され、且つ、前記傾角θは14°以下であることを特徴とする、上記[1]に記載の転炉吹錬方法。
[3]前記ラバールノズルのスロート径dtが50mm以上であることを特徴とする、上記[1]または上記[2]に記載の転炉吹錬方法。
However, in the formulas (2) to (6), F O2 is the oxygen gas supply amount (Nm 3 / hr) from the top blowing lance, n is the number of holes in the Laval nozzle (−), dt is the throat diameter (mm in the Laval nozzle) ), H is the lance height (m) of the top blowing lance, π is the circularity ratio, D is the diameter of the fire point (m), γ is the fire point interference rate (−), and φ is the free spread of the oxygen gas jet Angles (deg) and de are outlet diameters (m) of Laval nozzles, P is a distance (m) between centers of adjacent fire points, and θ is an inclination angle (deg) of Laval nozzles.
[2] The converter blowing method according to [1], wherein five or more Laval nozzles are arranged and the inclination angle θ is 14 ° or less.
[3] The converter blowing method according to [1] or [2] above, wherein the throat diameter dt of the Laval nozzle is 50 mm or more.
本発明によれば、上吹きランスからの酸素ガス噴流によって溶銑浴面に形成される火点の凹みの体積を0.5〜3.0m3の範囲に制御するので、スピッティングの発生とスロッピングの発生とを同時に抑制することが実現され、酸素ガス供給量を増加した場合であっても、スピッティングによるスプラッシュに起因するダスト及び火点面積の増大に伴うヒュームダストの発生量を削減することができ、鉄歩留りの向上や転炉炉口の付着地金の除去作業の低減化などによって、転炉の生産性を従来に比較して格段に向上させることが達成される。 According to the present invention, the volume of the hot spot dent formed on the hot metal bath surface by the oxygen gas jet from the top blowing lance is controlled in the range of 0.5 to 3.0 m 3 . Even when the amount of oxygen gas supply is increased, it is possible to reduce the amount of fume dust generated due to splashing caused by spitting and the increase in the hot spot area, even if the amount of oxygen gas supply is increased. Therefore, the productivity of the converter can be significantly improved as compared with the prior art by improving the iron yield and reducing the work of removing the adhering metal from the converter furnace port.
上吹きランスから転炉内の溶銑浴面に向けて酸素ガスを噴射し、溶銑に脱炭精錬を施している状態を示す概略図である。It is the schematic which shows the state which injects oxygen gas toward the hot metal bath surface in a converter from an upper blowing lance, and has performed decarburization refining to hot metal. 火点の凹みの体積とダスト発生速度との関係の調査結果を示す図である。It is a figure which shows the investigation result of the relationship between the volume of the dent of a hot spot, and dust generation speed.
以下、添付図面を参照して本発明を具体的に説明する。図1は、ランス高さをHとして、上吹きランス1から転炉内の溶銑浴面に向けて酸素ガスを噴射し、溶銑11に脱炭精錬を施している状態を示す概略図である。ここで、ランス高さHとは、上吹きランス1の下端から、転炉内の静止した状態の溶銑11の平均浴面位置までの距離である。   Hereinafter, the present invention will be described in detail with reference to the accompanying drawings. FIG. 1 is a schematic view showing a state where the lance height is H and oxygen gas is injected from the top blowing lance 1 toward the hot metal bath surface in the converter, and the hot metal 11 is decarburized and refined. Here, the lance height H is a distance from the lower end of the top blowing lance 1 to the average bath surface position of the hot metal 11 in a stationary state in the converter.
図1に示すように、上吹きランス1は、円筒状のランス本体2と、このランス本体2の下端に溶接によって接続されたランスチップ3とで構成されており、ランス本体2は、外管4、中管5、内管6からなる同心円形状の3種の鋼管、つまり三重管で構成され、銅製のランスチップ3には、鉛直斜め下向き方向を向いた複数個のラバールノズル7が設置されている。ラバールノズル7は、上吹きランス1の長手方向(軸心方向)とラバールノズル7の噴射方向とでなす角度をθとし(角度θを「傾角」という)、ランスチップ3の底面中心位置を中心として同心円上に等間隔で複数個配置されている。   As shown in FIG. 1, the upper blowing lance 1 is composed of a cylindrical lance body 2 and a lance tip 3 connected to the lower end of the lance body 2 by welding. 4, which is composed of three types of concentric steel pipes consisting of an intermediate pipe 5 and an inner pipe 6, that is, a triple pipe. A plurality of Laval nozzles 7 are installed on the copper lance tip 3 so as to face in a vertically oblique downward direction. Yes. The Laval nozzle 7 has an angle formed by the longitudinal direction (axial direction) of the upper blowing lance 1 and the injection direction of the Laval nozzle 7 as θ (the angle θ is referred to as “inclination angle”), and is concentric with the center position of the bottom surface of the lance tip 3 as the center. A plurality are arranged on the top at equal intervals.
外管4と中管5との間隙、及び、中管5と内管6との間隙は、上吹きランス1を冷却するための冷却水の流路となっており、上吹きランス1の上部に設けられた給水継手(図示せず)から供給された冷却水は中管5と内管6との間隙を通ってランスチップ3の部位まで至り、ランスチップ3の部位で反転して外管4と中管5との間隙を通って上吹きランス1の上部に設けられた排水継手(図示せず)から排出される。給排水の経路を逆としても構わない。また、内管6の内部はラバールノズル7への酸素ガスの供給流路となっており、上吹きランス1の上部から内管6の内部に供給された酸素ガスは、内管6を通り、ラバールノズル7から転炉(図示せず)内に噴出されるように構成されている。   The gap between the outer pipe 4 and the middle pipe 5 and the gap between the middle pipe 5 and the inner pipe 6 serve as a cooling water flow path for cooling the upper blowing lance 1. The cooling water supplied from a water supply joint (not shown) provided in the pipe passes through the gap between the inner pipe 5 and the inner pipe 6 to reach the lance tip 3 and is reversed at the lance tip 3 to be externally piped. The water is discharged from a drainage joint (not shown) provided at the upper portion of the upper blowing lance 1 through a gap between the intermediate pipe 4 and the middle pipe 5. The water supply / drainage route may be reversed. Further, the inside of the inner pipe 6 serves as a supply flow path for oxygen gas to the Laval nozzle 7, and the oxygen gas supplied from the upper part of the upper blow lance 1 to the inside of the inner pipe 6 passes through the inner pipe 6 and becomes a Laval nozzle. 7 is ejected into a converter (not shown).
ラバールノズル7は、その断面が縮小する部分と拡大する部分の2つの円錐体で構成され、縮小部分は絞り部8、拡大部分はスカート部10、絞り部8からスカート部10に遷移する部位である、最も狭くなった部位はスロート9と呼ばれており、内管6の内部を通ってきた酸素ガスは、絞り部8、スロート9、スカート部10を順に通って、超音速または亜音速のジェットとして転炉内に供給される。スロート9の内径をスロート径dtと呼び、スカート部10の先端出口内径を出口径deと呼んでいる。スカート部10の広がり角度は通常10°以下である。尚、図1に示すラバールノズル7では絞り部8及びスカート部10が円錐体であるが、ラバールノズル7としては絞り部8及びスカート部10は円錐体である必要はなく、内径が曲線的に変化する曲面で構成してもよく、また、絞り部8はスロート9と同一の内径であるストレート状の円筒形としても構わない。   The Laval nozzle 7 is composed of two cones whose cross section is reduced and enlarged. The reduced portion is the throttle portion 8, the enlarged portion is the skirt portion 10, and the transition portion from the throttle portion 8 to the skirt portion 10. The narrowest part is called a throat 9, and oxygen gas that has passed through the inner tube 6 passes through the throttle portion 8, the throat 9, and the skirt portion 10 in this order, and is a supersonic or subsonic jet. Is fed into the converter. The inner diameter of the throat 9 is called a throat diameter dt, and the inner diameter of the tip outlet of the skirt portion 10 is called an outlet diameter de. The spread angle of the skirt part 10 is usually 10 ° or less. In the Laval nozzle 7 shown in FIG. 1, the constricted portion 8 and the skirt portion 10 are conical, but for the Laval nozzle 7, the constricted portion 8 and the skirt portion 10 do not need to be conical, and the inner diameter changes in a curve. The throttling portion 8 may be a straight cylindrical shape having the same inner diameter as the throat 9.
各々のラバールノズル7から斜め下向き方向に噴射された酸素ガス噴流(「酸素ジェット」とも呼ぶ)は、自由広がり角度をφとする角度で広がり、転炉(図示せず)に収容された溶銑11に衝突して溶銑浴面に火点12が形成される。火点12は、酸素ガス噴流の衝突エネルギーにより、周囲の溶銑11の浴面よりも凹んだ形状となる。自由広がり角度φは、スカート部10の広がり角度と同等である。   Oxygen gas jets (also referred to as “oxygen jets”) jetted obliquely downward from the respective Laval nozzles 7 spread at an angle having a free spread angle φ, and enter the hot metal 11 accommodated in a converter (not shown). The hot spot 12 is formed on the hot metal bath surface by collision. The hot spot 12 has a shape recessed from the bath surface of the surrounding molten metal 11 due to the collision energy of the oxygen gas jet. The free spread angle φ is equal to the spread angle of the skirt portion 10.
尚、火点12は、傾角θを大きくする或いはラバールノズル7の設置数を制限するなどして、隣り合うラバールノズル7からの酸素ガス噴流が溶銑浴面に到達するまでに重ならないようにすれば、ほぼ円形の形状となるが、酸素ガス噴流が溶銑浴面に到達するまでに重なり合った場合には、隣り合う円が重なり合った形状の火点となる。本発明では、この火点12の重なりの程度を干渉率と定義する。干渉率は0〜1.0の範囲であり、酸素ガス噴流が重ならない場合が干渉率=0であり、全て干渉して1つの円形の火点となる場合が干渉率=1.0である。この干渉率は、ランス高さH、傾角θ、自由広がり角度φ、出口径de、ラバールノズル7の設置数に基づいて酸素ガス噴流の軌跡を幾何学的に計算で求め、求めた酸素ガス噴流の軌跡の重なりから求めることができる。   Note that the fire point 12 is not overlapped until the oxygen gas jet from the adjacent Laval nozzle 7 reaches the hot metal bath surface by increasing the inclination angle θ or limiting the number of installed Laval nozzles 7. Although it has a substantially circular shape, if the oxygen gas jets overlap before reaching the hot metal bath surface, the adjacent circles will become overlapping fire points. In the present invention, the degree of overlap of the hot spots 12 is defined as the interference rate. The interference rate is in the range of 0 to 1.0, the interference rate = 0 when the oxygen gas jets do not overlap, and the interference rate = 1.0 when all interfere to form one circular fire point. . This interference rate is obtained by geometrically calculating the locus of the oxygen gas jet based on the lance height H, the tilt angle θ, the free spread angle φ, the outlet diameter de, and the number of installed Laval nozzles 7, and It can be obtained from the overlap of the trajectories.
火点12において、溶銑中の炭素と酸素ガスとの反応(C+O→CO)が起こり、脱炭反応が進行する。溶銑中に存在する燐も酸化され、脱燐反応(5P+2O→P25)も進行する。これらは発熱反応であり、従って、火点12の温度は1800℃以上の高温となる。 At the fire point 12, a reaction (C + O → CO) between carbon in the molten iron and oxygen gas occurs, and the decarburization reaction proceeds. Phosphorus present in the hot metal is also oxidized, and a dephosphorization reaction (5P + 2O → P 2 O 5 ) also proceeds. These are exothermic reactions, and therefore the temperature of the hot spot 12 is a high temperature of 1800 ° C. or higher.
本発明者らは、このようにして行う溶銑の脱炭精錬において、ダスト発生量を低減することを検討した。この検討において、ダスト発生の主原因であるスピッティングは、酸素ガス噴流の溶銑浴面での運動エネルギーによって生じることから、同様に、酸素ガス噴流の溶銑浴面での運動エネルギーによって生じる火点12の凹みの体積は、ダスト発生量に何らかの影響を及ぼしているとの考えに至った。   The present inventors examined reducing the amount of dust generated in the decarburization refining of hot metal performed in this way. In this examination, spitting, which is the main cause of dust generation, is caused by the kinetic energy of the oxygen gas jet on the hot metal bath surface. Similarly, the fire point 12 generated by the kinetic energy of the oxygen gas jet on the hot metal bath surface. It came to the thought that the volume of the dent had some influence on the dust generation amount.
そこで、種々の上吹きランスを試作し、操業条件を変更して、火点12の凹みの体積とダスト発生速度との関係を調査する試験を行った。調査結果を図2に示す。図2に示すように、火点12の凹みの体積が小さいほど、ダスト発生が少なくなることが分った。火点12の凹みの体積が3.0m3を超えると、ダストの発生は増加し、従来と大差ないことも分った。また、火点12の凹みの体積が0.5m3未満の場合には、酸素ガス噴流の流速が小さくなり過ぎて、ラバールノズル7の内部にスプラッシュで飛散した粒鉄が入り込み、ラバールノズル7の詰りや上吹きランス1の焼損を招くことが起こる虞があることも分った。これらの結果から、ダスト発生量を少なくするためには、火点12の凹みの体積を0.5〜3.0m3の範囲内に限定する必要のあることを確認した。 Therefore, various types of top blowing lances were prototyped, the operation conditions were changed, and a test was conducted to investigate the relationship between the volume of the recess at the hot spot 12 and the dust generation rate. The survey results are shown in FIG. As shown in FIG. 2, it was found that the dust generation is reduced as the volume of the recess of the hot spot 12 is smaller. It was also found that when the volume of the recess at the hot spot 12 exceeds 3.0 m 3 , the generation of dust increases and is not much different from the conventional one. In addition, when the volume of the dent of the hot spot 12 is less than 0.5 m 3 , the flow velocity of the oxygen gas jet becomes too small, and the granular iron scattered by the splash enters the inside of the Laval nozzle 7, and the Laval nozzle 7 is clogged. It has also been found that the top blowing lance 1 may be burned out. From these results, in order to reduce the amount of dust generation, it was confirmed that it was necessary to limit the volume of the recess of the fire point 12 within the range of 0.5 to 3.0 m 3 .
尚、図2におけるダスト発生速度は、転炉で発生する排ガスを回収するための排ガス回収設備の集塵機で回収されたダストを、溶鋼トンあたり及び単位吹錬時間あたりで求めたものであり、このダストには、スピッティングによるスプラッシュによって発生したダストと、火点12の面積拡大によって発生するヒュームダストとが含まれている。ヒュームダストが減少するということは火点12の面積が大きくならないことを意味しており、従って、本発明を適用することで、スピッティングの抑制とスロッピングの抑制の双方を抑制できることが分った。   Note that the dust generation speed in FIG. 2 is obtained by obtaining the dust recovered by the dust collector of the exhaust gas recovery facility for recovering the exhaust gas generated in the converter per ton of molten steel and per unit blowing time. The dust includes dust generated by splashing due to spitting and fume dust generated by expanding the area of the fire point 12. The fact that the fume dust is reduced means that the area of the fire point 12 does not become large. Therefore, it is understood that both the suppression of spitting and the suppression of slipping can be suppressed by applying the present invention. It was.
従来、ラバールノズル7の傾角θが小さいと、酸素ガス噴流が溶銑浴面に強く衝突する状態、所謂ハードブローの状態となり、ダスト発生が多いと考えられており、従って、ダスト発生量低減のためには傾角θを大きくすることが行われていたが、本発明により、傾角θを小さくしても、火点12の凹みの体積を適正に管理すれば、ダスト発生は抑止できることが明らかになった。   Conventionally, when the inclination angle θ of the Laval nozzle 7 is small, it is considered that the oxygen gas jet strongly collides with the hot metal bath surface, that is, a so-called hard blow state, so that dust is generated a lot. However, according to the present invention, it has been clarified that even if the inclination angle θ is reduced, dust generation can be suppressed by appropriately managing the volume of the recess of the hot spot 12. .
本発明を適用するにあたり、火点12の凹みの体積は、以下に記すように幾何学的な手法に基づく計算によって求める。   In applying the present invention, the volume of the depression 12 at the hot spot 12 is obtained by calculation based on a geometric technique as described below.
各ラバールノズル7によって形成される火点12の凹みの体積は、各ラバールノズル1孔あたりの火点12の面積と各ラバールノズル1孔あたりの火点12の凹み深さLとの積で求められ、従って、全ての火点12の凹みの体積は、下記の(1)式で示すように、ラバールノズル7の孔数(=設置数)と、各ラバールノズル1孔あたりの凹みの体積との積で求められる。   The volume of the hot spot 12 depression formed by each Laval nozzle 7 is determined by the product of the area of the hot spot 12 per hole in each Laval nozzle and the depth L of the hot spot 12 per hole in each Laval nozzle. As shown in the following equation (1), the volume of the recesses of all the fire points 12 is obtained by the product of the number of holes (= the number of installations) of the Laval nozzle 7 and the volume of the recesses for each Laval nozzle. .
但し、(1)式において、Vは全ての火点の凹みの体積(m3)、nはラバールノズルの孔数(−)、Lはラバールノズル1孔あたりの火点深さ(m)、Aはラバールノズル1孔あたりの火点面積(m2)である。 However, in the formula (1), V is the volume (m 3 ) of all the hot spot dents, n is the number of holes in the Laval nozzle (−), L is the hot spot depth (m) per Laval nozzle, and A is It is the fire spot area (m 2 ) per Laval nozzle.
ここで、ラバールノズル1孔あたりの火点深さLは、下記の(2)式に示すように、酸素ガス供給量、ラバールノズル7の孔数、ラバールノズル7のスロート径dt、及びランス高さHによって決定される。   Here, as shown in the following equation (2), the hot spot depth L per hole of the Laval nozzle depends on the oxygen gas supply amount, the number of holes of the Laval nozzle 7, the throat diameter dt of the Laval nozzle 7, and the lance height H. It is determined.
但し、(2)式において、FO2は上吹きランスからの酸素ガス供給量(Nm3/hr)、nはラバールノズルの孔数(−)、dtはラバールノズルのスロート径(mm)、Hは上吹きランスのランス高さ(m)である。 In Equation (2), F O2 is the oxygen gas supply amount (Nm 3 / hr) from the top blowing lance, n is the number of holes in the Laval nozzle (−), dt is the throat diameter (mm) of the Laval nozzle, and H is the upper It is the lance height (m) of the blowing lance.
また、ラバールノズル1孔あたりの火点面積Aは、下記の(3)式に示すように、火点12の直径と火点12の干渉率との積で求められる。火点12の直径は下記の(4)式で定義され、干渉率は下記の(5)式で定義される。尚、(5)式におけるP(隣り合う火点12の中心間距離)は下記の(6)式で定義される。   Further, the hot spot area A per Laval nozzle is obtained by the product of the diameter of the hot spot 12 and the interference rate of the hot spot 12 as shown in the following equation (3). The diameter of the fire point 12 is defined by the following formula (4), and the interference rate is defined by the following formula (5). In addition, P (distance between the centers of the adjacent fire points 12) in the equation (5) is defined by the following equation (6).
但し、(3)式〜(6)式において、πは円周率、Dは火点の直径(m)、γは火点の干渉率(−)、Hは上吹きランスのランス高さ(m)、θはラバールノズルの傾角(deg)、φは酸素ガス噴流の自由広がり角度(deg)、deはラバールノズルの出口径(m)、Pは隣り合う火点の中心間距離(m)、nはラバールノズルの孔数(−)である。   However, in the formulas (3) to (6), π is the circular rate, D is the diameter of the fire point (m), γ is the fire point interference rate (−), and H is the lance height of the top blowing lance ( m), θ is the inclination angle (deg) of the Laval nozzle, φ is the free spreading angle (deg) of the oxygen gas jet, de is the outlet diameter of the Laval nozzle (m), P is the distance between the centers of adjacent fire points (m), n Is the number of holes (−) in the Laval nozzle.
本発明は上記検討結果に基づきなされたものであり、本発明に係る転炉吹錬方法は、複数のラバールノズル7が同心円上に等間隔で配置された上吹きランス1を用い、該上吹きランス1から転炉内の溶銑浴面に酸素ガスを吹き付けて溶銑11を脱炭精錬する転炉吹錬方法において、上記の(1)式で定義される火点12の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように予定される吹錬条件(酸素ガス供給量FO2、ランス高さH)に基づいて、上吹きランス1に設置するラバールノズル7の孔数n、スロート径dt、出口径de、傾角θ、自由広がり角度φを定め、このようにして設計されたラバールノズル7を有する上吹きランス1を用い、且つ、(1)式で定義される火点12の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように酸素ガス供給量及びランス高さHを調整し、酸素ガスを上吹きランス1から吹き付ける。 The present invention has been made on the basis of the above examination results, and the converter blowing method according to the present invention uses an upper blowing lance 1 in which a plurality of Laval nozzles 7 are arranged at equal intervals on a concentric circle. In the converter blowing method of decarburizing and refining the hot metal 11 by blowing oxygen gas from 1 to the hot metal bath surface in the converter, the volume of the recess of the hot spot 12 defined by the above formula (1) is 0.5. Based on the blowing conditions (oxygen gas supply amount F O2 , lance height H) scheduled to be ˜3.0 m 3 , the number n of holes of the Laval nozzle 7 installed in the upper blowing lance 1, the throat diameter dt, The outlet diameter de, the inclination angle θ, and the free spread angle φ are determined, and the upper blowing lance 1 having the Laval nozzle 7 designed in this way is used, and the volume of the recess of the hot spot 12 defined by the equation (1) is oxygen gas supply amount so as to 0.5~3.0M 3 Fine lance Adjust the height H, blown from the lance 1 blown above the oxygen gas.
この場合、上記の試験から、代表的な操業条件におけるラバールノズル7の形状として、ラバールノズル7の孔数nは5以上とし、傾角θは14°以下、スロート径dtは50mm以上であることが好ましいことが分った。これは、孔数nが4以下ではハードブローとなってダストの発生が増加する傾向であり、傾角θが大きくなるほど火点面積が増大してスロッピングが発生しやすくなり、スロート径dtが大きくなるほど浴面動圧が小さくなり、ソフトブローとなってダスト発生が減少する傾向となったことによる。   In this case, from the above test, as the shape of the Laval nozzle 7 under typical operation conditions, the number n of holes of the Laval nozzle 7 is preferably 5 or more, the inclination angle θ is 14 ° or less, and the throat diameter dt is preferably 50 mm or more. I found out. This is because when the number of holes n is 4 or less, there is a tendency for hard blow and dust generation to increase. As the tilt angle θ increases, the hot spot area increases and slopping easily occurs, and the throat diameter dt increases. This is because the bath surface dynamic pressure becomes smaller, and soft blows tend to reduce dust generation.
以上説明したように、本発明によれば、上吹きランス1からの酸素ガス噴流によって溶銑浴面に形成される全ての火点12の凹みの体積Vを0.5〜3.0m3に制御するので、スピッティングの発生とスロッピングの発生とを同時に抑制することが実現され、酸素ガス供給量を増加した場合であっても吹錬中のダストの発生量を削減することが実現される。 As described above, according to the present invention, the volume V of the recesses of all the hot spots 12 formed on the hot metal bath surface by the oxygen gas jet from the top blowing lance 1 is controlled to 0.5 to 3.0 m 3 . Therefore, it is possible to simultaneously suppress the occurrence of spitting and the occurrence of slopping, and it is possible to reduce the amount of dust generated during blowing even when the oxygen gas supply amount is increased. .
炉容量が240トンの上底吹き転炉を用い、上吹きランスから酸素ガスを供給し、底吹き羽口からArガスまたは窒素ガスを攪拌用ガスとして吹き込んで溶銑を脱炭精錬する際に、表1に示すランスA、B、Cの3種類の上吹きランスを使用する試験を行って、ダスト発生量を比較した。   When a furnace capacity of 240 tons is used, an oxygen gas is supplied from the top blowing lance, Ar gas or nitrogen gas is blown from the bottom blowing tuyere as a stirring gas, and the hot metal is decarburized and refined. A test using three types of top blowing lances of lances A, B, and C shown in Table 1 was conducted to compare dust generation amounts.
代表的な操業条件である、酸素ガス供給量が650Nm3/min、ランス高さが2.1mのときの火点の凹み体積は、ランスAでは1.77m3、ランスBでは2.53m3、ランスCでは3.34m3であった。 A typical operating conditions, depressions volume fire point when the oxygen gas supply amount 650 nm 3 / min, the lance height 2.1m is Lance A in 1.77 m 3, the lance B in 2.53M 3 In Lance C, it was 3.34 m 3 .
この3種類の上吹きランスを使用したときのダストの発生量を表2に示す。表2では、ランスA及びランスBを使用した試験を本発明例、ランスCを使用した試験を比較例と表示している。   Table 2 shows the amount of dust generated when these three types of top blowing lances are used. In Table 2, a test using the lance A and the lance B is indicated as an example of the present invention, and a test using the lance C is indicated as a comparative example.
表2に示すように、ランスA及びランスBを使用した本発明例では、酸素ガス噴流によって形成される火点の凹み深さ及び火点面積が低減することで、火点の凹み体積が減少し、ダストの発生量を10kg/t以上低減させることが確認できた。   As shown in Table 2, in the example of the present invention using the lance A and the lance B, the hot spot dent depth and the hot spot area formed by the oxygen gas jet are reduced, thereby reducing the hot spot dent volume. It was confirmed that the amount of dust generated was reduced by 10 kg / t or more.
一方、孔数は同じだがスロート径dtを45mm、傾角θを20°としたランスCでは、火点の凹み体積が3.0m3を超え、ダスト発生量は23.70kg/tと従来並みであった。 On the other hand, in the lance C having the same number of holes but a throat diameter dt of 45 mm and an inclination angle θ of 20 °, the dent volume of the fire point exceeds 3.0 m 3 and the dust generation amount is 23.70 kg / t, which is the same as the conventional one. there were.
1 上吹きランス
2 ランス本体
3 ランスチップ
4 外管
5 中管
6 内管
7 ラバールノズル
8 絞り部
9 スロート
10 スカート部
11 溶銑
12 火点
H ランス高さ
θ 傾角
φ 酸素ガス噴流の自由広がり角度
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Top blowing lance 2 Lance body 3 Lance tip 4 Outer pipe 5 Middle pipe 6 Inner pipe 7 Laval nozzle 8 Constriction part 9 Throat part 10 Skirt part 11 Hot metal 12 Fire point H Lance height θ Inclination angle φ Oxygen gas jet free spread angle

Claims (3)

  1. 上吹きランス先端に傾角をθとして複数のラバールノズルが同心円上に等間隔で配置された上吹きランスを用い、該上吹きランスから転炉内の溶銑浴面に酸素ガスを吹き付けて溶銑を脱炭精錬する転炉吹錬方法において、上吹きランスから斜め下向きに噴射される酸素ガス噴流によって溶銑浴面に形成される火点の凹みの体積を下記の(1)式で定義したとき、(1)式で定義される火点の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように予定される吹錬条件に基づいて設計された上吹きランスを用い、且つ、(1)式で定義される火点の凹みの体積が0.5〜3.0m3になるように酸素ガス供給量及びランス高さを調整して酸素ガスを前記上吹きランスから吹き付けることを特徴とする転炉吹錬方法。
    但し、(1)式において、Vは火点の凹みの体積(m3)、nはラバールノズルの孔数(−)、Lはラバールノズル1孔あたりの火点深さ(m)、Aはラバールノズル1孔あたりの火点面積(m2)であり、ラバールノズル1孔あたりの火点深さLは、下記の(2)式によって定義され、ラバールノズル1孔あたりの火点面積Aは、下記の(3)式〜(6)式によって定義される。
    但し、(2)式〜(6)式において、FO2は上吹きランスからの酸素ガス供給量(Nm3/hr)、nはラバールノズルの孔数(−)、dtはラバールノズルのスロート径(mm)、Hは上吹きランスのランス高さ(m)、πは円周率、Dは火点の直径(m)、γは火点の干渉率(−)、φは酸素ガス噴流の自由広がり角度(deg)、deはラバールノズルの出口径(m)、Pは隣り合う火点の中心間距離(m)、θはラバールノズルの傾角(deg)である。
    Using an upper blowing lance in which a plurality of Laval nozzles are arranged on a concentric circle at an inclination angle θ at the tip of the upper blowing lance, oxygen gas is blown from the upper blowing lance to the hot metal bath surface in the converter to decarburize the molten iron In the refining converter blowing method, when the volume of the hot spot dent formed on the hot metal bath surface by the oxygen gas jet injected obliquely downward from the upper blowing lance is defined by the following equation (1), (1 ) Using a top blowing lance designed based on the blowing conditions that are planned so that the volume of the hot spot dent defined by the formula is 0.5 to 3.0 m 3 , and in the formula (1) A converter characterized in that oxygen gas is blown from the upper blowing lance by adjusting an oxygen gas supply amount and a lance height so that a volume of a defined hot spot recess is 0.5 to 3.0 m 3. Blowing method.
    In equation (1), V is the volume of the hot spot recess (m 3 ), n is the number of holes in the Laval nozzle (−), L is the hot spot depth (m) per Laval nozzle, and A is the Laval nozzle 1 The hot spot area per hole (m 2 ), the hot spot depth L per Laval nozzle is defined by the following equation (2), and the hot spot area A per Laval nozzle is (3 ) To (6).
    However, in the formulas (2) to (6), F O2 is the oxygen gas supply amount (Nm 3 / hr) from the top blowing lance, n is the number of holes in the Laval nozzle (−), dt is the throat diameter (mm in the Laval nozzle) ), H is the lance height (m) of the top blowing lance, π is the circularity ratio, D is the diameter of the fire point (m), γ is the fire point interference rate (−), and φ is the free spread of the oxygen gas jet Angles (deg) and de are outlet diameters (m) of Laval nozzles, P is a distance (m) between centers of adjacent fire points, and θ is an inclination angle (deg) of Laval nozzles.
  2. 前記ラバールノズルは5個以上配置され、且つ、前記傾角θは14°以下であることを特徴とする、請求項1に記載の転炉吹錬方法。   5. The converter blowing method according to claim 1, wherein five or more Laval nozzles are arranged and the inclination angle θ is 14 ° or less.
  3. 前記ラバールノズルのスロート径dtが50mm以上であることを特徴とする、請求項1または請求項2に記載の転炉吹錬方法。   The converter blowing method according to claim 1 or 2, wherein a throat diameter dt of the Laval nozzle is 50 mm or more.
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