JP2017071852A - Method for gas blowing by bottom-blown tuyere and refining method of steel - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、転炉等の精錬容器を用いて溶融金属を精錬する際に、炉内の溶融金属にガスを吹き込む底吹き羽口によるガス吹き込み方法および当該ガス吹き込み方法を用いた鋼の精錬方法に関する。 The present invention relates to a gas blowing method using a bottom blowing tuyer that blows gas into molten metal in a furnace when a molten metal is refined using a refining vessel such as a converter, and a steel refining method using the gas blowing method. About.
転炉を用いた鉄鋼精錬では、溶融金属の攪拌を目的に炉底からガスを吹き込むことが広く行われている。精錬技術の高度化、多様化に伴い、溶融金属内へのガス吹き込み流量を大幅に変更しうる技術の必要性が高まっている。その技術の一つとして、耐火物から構成される羽口ブロック内に埋設された複数の細管から転炉内にガスを吹き込む羽口が開発され、利用されている。 In steel refining using a converter, gas is often blown from the bottom of the furnace for the purpose of stirring molten metal. With the sophistication and diversification of refining technology, there is an increasing need for technology that can significantly change the flow rate of gas blown into molten metal. As one of the techniques, tuyere that blows gas into a converter from a plurality of thin tubes embedded in tuyere blocks made of refractory has been developed and used.
転炉の稼働率を高めて生産性を向上する上で、羽口の損耗速度は遅いことが望ましい。また、精錬時間の短縮、スクラップの多量使用等のために底吹きガス流量増加の要求もあり、これに対応した羽口の損耗速度低減技術が期待されている。 In order to improve the productivity by increasing the operating rate of the converter, it is desirable that the tuyere wear rate is slow. In addition, there is a demand for increasing the flow rate of bottom blowing gas in order to shorten the refining time and use a large amount of scrap, and a tuyere wear rate reduction technology corresponding to this is expected.
従来より考えられている羽口の損耗機構の１つに、溶融金属にガスを吹き込むことによって発生する下向流による底叩き（バックアタック）がある。当該バックアタックによって溶銑と羽口が磨耗し、羽口の損耗が進行する。 One of the tuyere wear mechanisms that has been considered in the past is a bottom attack (back attack) caused by a downward flow generated by blowing a gas into a molten metal. Due to the back attack, the hot metal and the tuyere are worn, and wear of the tuyere progresses.
特許文献１には、底吹きガスを予熱することによって羽口稼動面の過冷を防ぎ、羽口のガス出口部分に生成する凝固鉄、すなわちマッシュルームを安定的に形成させて、バックアタックから羽口を保護する技術が開示されている。 In Patent Document 1, the bottom blowing gas is preheated to prevent overcooling of the tuyere working surface, and solidified iron generated at the gas outlet part of the tuyere, that is, mushroom, is stably formed. Techniques for protecting the mouth are disclosed.
また、特許文献２には、中心部に位置する芯体の外側内管に、外管を内管との間に適当な隙間を開けて嵌挿固定し、リング状のガス吐出流路を形成するガス吹込みノズルを有する精錬用底吹き羽口が開示されている。底吹きガス流量に基づいて算出される受熱指数が一定の範囲内になるように、内管および外管の内外径を選択することによって、羽口部に適正なマッシュルームを形成させる技術が開示されている。 Further, in Patent Document 2, a ring-shaped gas discharge passage is formed by inserting and fixing an outer tube with an appropriate gap between the outer tube and the inner tube on the outer tube of the core located at the center. A refining bottom blowing tuyere having a gas blowing nozzle is disclosed. A technique for forming an appropriate mushroom in the tuyere by selecting the inner and outer diameters of the inner and outer tubes so that the heat receiving index calculated based on the bottom blown gas flow rate is within a certain range is disclosed. ing.
特許文献３には、吹錬の条件に応じて底吹きガス流量およびガス組成を変化させ、羽口を適正な冷却状態に制御することが開示されている。そして、羽口を適正な冷却状態に制御することで、羽口にマッシュルームを安定的に形成させて、羽口の損耗を防ぐ技術が開示されている。これらはいずれも羽口にマッシュルームを形成させて、羽口の損耗を防ぐ技術である。 Patent Document 3 discloses that the bottom blown gas flow rate and gas composition are changed according to the blowing conditions to control the tuyere to an appropriate cooling state. And the technique which prevents the wear of a tuyere by forming a mushroom stably in a tuyere by controlling a tuyere to an appropriate cooling state is disclosed. These are all techniques for preventing muzzle wear by forming mushrooms at the tuyere.
一方、羽口にマッシュルームを形成させずに、羽口の半径方向の温度勾配を制御することによって、羽口の損耗速度を低下させる技術も開示されている。特許文献４には、羽口存在領域を内側の領域と外側の領域に区分し、内側領域のガス流路断面積と外側領域のガス流路断面積の比率が予め定められた数式を満足するように、内側領域および外側領域のそれぞれに金属細管を配置した羽口が開示されている。これにより、羽口中央側から外周側に向かう方向における羽口の温度勾配を従来よりも緩やかにして、羽口の損耗速度を低下させている。 On the other hand, there is also disclosed a technique for reducing the tuyere wear rate by controlling the temperature gradient in the radial direction of the tuyere without forming mushrooms in the tuyere. In Patent Document 4, the tuyere existence region is divided into an inner region and an outer region, and the ratio of the gas channel cross-sectional area of the inner region to the gas channel cross-sectional area of the outer region satisfies a predetermined mathematical formula. Thus, a tuyere in which a metal thin tube is arranged in each of an inner region and an outer region is disclosed. Thereby, the temperature gradient of the tuyere in the direction from the tuyere center side toward the outer peripheral side is made gentler than before, and the wear rate of the tuyere is reduced.
羽口は、溶融金属により加熱されると同時に転炉内に吹き込むガスによって冷却されるので温度勾配が生じる。この温度勾配によって発生する応力によって、羽口に亀裂が生じる。そして当該亀裂の発生方向が羽口の軸方向に対して垂直となる方向（以後、「横方向」という場合がある）である場合に、羽口にスポーリングが発生し、羽口が損耗する。このように、羽口の損耗は、温度勾配によって発生する横方向の亀裂によっても進行する。 The tuyere is heated by the molten metal and simultaneously cooled by the gas blown into the converter, so that a temperature gradient is generated. The tuyere is cracked by the stress generated by this temperature gradient. When the crack is generated in a direction perpendicular to the axial direction of the tuyere (hereinafter sometimes referred to as “lateral direction”), spalling occurs in the tuyere and the tuyere is worn out. . Thus, the wear of the tuyere proceeds also by lateral cracks generated by the temperature gradient.
上記特許文献１から特許文献３に開示されている技術は、いずれもマッシュルームの安定生成により羽口を保護するものであって、羽口の温度勾配およびこれによって生じる熱応力の方向については何ら記載されていない。そのため、これらの技術では、温度勾配によって引き起こされる横方向の亀裂を抑制できない。また、特許文献４には、羽口の横方向の温度勾配を制御することは記載されているものの、羽口の軸方向（以後、「縦方向」という場合がある）の温度勾配については何ら開示されていない。そのため、縦方向の温度勾配によっては羽口ブロックに半径方向の亀裂が発生し得る。本発明は、従来技術が抱える上記の問題点を鑑みてなされたものであり、その目的は、転炉などの精錬容器を用いて溶融金属を精錬するにあたり、温度勾配によって発生する半径方向の亀裂を抑制し、底吹き羽口の損耗を抑制するガス吹き込み方法を提供することである。 The techniques disclosed in Patent Document 1 to Patent Document 3 described above all protect the tuyere by stable generation of mushrooms, and describe nothing about the temperature gradient of the tuyere and the direction of thermal stress caused thereby. It has not been. Therefore, these techniques cannot suppress lateral cracks caused by temperature gradients. Patent Document 4 describes that the temperature gradient in the lateral direction of the tuyere is controlled, but what about the temperature gradient in the axial direction of the tuyere (hereinafter sometimes referred to as “vertical direction”)? Not disclosed. Therefore, depending on the temperature gradient in the vertical direction, radial cracks may occur in the tuyere block. The present invention has been made in view of the above-mentioned problems of the prior art, and its purpose is to crack in the radial direction caused by a temperature gradient when refining molten metal using a refining vessel such as a converter. Is to provide a gas blowing method that suppresses wear of the bottom blowing tuyere.
このような課題を解決するための本発明の特徴は、以下の通りである。
［１］精錬容器の炉底に設けた底吹き羽口からガスを吹き込んで溶融金属の攪拌を行いながら、前記溶融金属を精錬するにあたり、下記数式（１）を満たすように前記底吹き羽口から分解熱を吸収して分解する分解性ガスを含むガスを吹き込むことを特徴とする底吹き羽口によるガス吹き込み方法。
ただし、Ｔ０は、前記底吹き羽口の中心稼動面の温度（℃）を表し、Ｔｒは、前記Ｔ０を定義した位置から半径方向にｒ（ｍｍ）離れた位置における底吹き羽口の外縁稼動面温度（℃）を表し、Ａは、前記底吹き羽口の軸方向の温度勾配（℃／ｍｍ）を表す。
［２］前記底吹き羽口から、前記数式（１）を満たすように吹き込まれる前記分解性ガスの種類の選択および前記底吹き羽口に備えられる底吹きガスノズル１本当たりの前記底吹きガスの線速度の制御の少なくとも一つを実行することを特徴とする［１］に記載の底吹き羽口によるガス吹き込み方法。
［３］前記ガスとして不活性ガスと炭化水素ガスの混合ガスを選択し、下記数式（２）で表されるα（−）が１．１以上になるように、下記数式（３）で表される混合比βを決定し、決定された前記混合比βになるように前記混合ガスの混合比を調整することを特徴とする［２］に記載の底吹き羽口によるガス吹き込み方法。
ただし、ＣＰ１は、前記不活性ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、ＣＰ２は、前記炭化水素ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、Ｌは、前記炭化水素ガスの分解熱（ｋＪ／ｋｇ）を表し、Ｑ１は、前記不活性ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、Ｑ２は、前記炭化水素ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、Ｔ１は、底吹き羽口の末端部の温度（℃）を表し、Ｔ２は、底吹き羽口の稼動面の温度（℃）を表す。
［４］前記底吹き羽口として、細管集合羽口、単管羽口および中心部に位置する芯体の外側内管に外管を内管との間に隙間を開けて嵌挿固定されリング状のガス吐出流路を形成してなる底吹きガス吹込みノズルを有する羽口、のいずれかを用いることを特徴とする［１］から［３］のいずれか１つに記載の底吹き羽口によるガス吹き込み方法。
［５］［１］から［４］のいずれか１つに記載の底吹き羽口によるガス吹き込み方法を用いて、不活性ガスに前記分解性ガスを混合して転炉底吹きを行なうことを特徴とする鋼の精錬方法。
The features of the present invention for solving such problems are as follows.
[1] When refining the molten metal while stirring the molten metal by blowing gas from the bottom blowing tuyer provided at the furnace bottom of the smelting vessel, the bottom blown tuyere satisfies the following formula (1) A gas blowing method using a bottom-blown tuyere, wherein a gas containing a decomposable gas that absorbs decomposition heat and decomposes is blown.
Where T 0 represents the temperature (° C.) of the central working surface of the bottom blowing tuyere, and T r is the bottom blowing tuyere at a position r (mm) away from the position defining T 0 in the radial direction. Represents the outer edge working surface temperature (° C.), and A represents the temperature gradient (° C./mm) in the axial direction of the bottom blowing tuyere.
[2] Selection of the type of the decomposable gas blown from the bottom blowing tuyere so as to satisfy the formula (1) and the bottom blowing gas per one bottom blowing gas nozzle provided in the bottom blowing tuyere At least one of linear velocity control is performed, The gas blowing method by the bottom blowing tuyeres of [1] characterized by the above-mentioned.
[3] A gas mixture of an inert gas and a hydrocarbon gas is selected as the gas, and expressed by the following mathematical formula (3) so that α (−) represented by the following mathematical formula (2) is 1.1 or more. The gas blowing method by the bottom blowing tuyeres according to [2], wherein the mixing ratio β is determined, and the mixing ratio of the mixed gas is adjusted so as to be the determined mixing ratio β.
However, C P1 represents the specific heat (kJ / kg · K) of the inert gas, C P2 represents the specific heat (kJ / kg · K) of the hydrocarbon gas, and L represents the hydrocarbon gas. It represents the heat of decomposition (kJ / kg), Q 1 represents the flow rate of the inert gas (Nm 3 / min), Q 2 represents the flow rate of the hydrocarbon gas (Nm 3 / min), and T 1 Represents the temperature (° C.) of the bottom end of the bottom blowing tuyere, and T 2 represents the temperature (° C.) of the working surface of the bottom blowing tuyere.
[4] As the bottom blowing tuyere, a narrow tube collecting tuyere, a single tube tuyere, and an outer inner tube of the core located at the center portion are inserted and fixed with a gap between the outer tube and the inner tube. Any one of [1] to [3], wherein a tuyere having a bottom-blown gas blowing nozzle formed by forming a gas discharge channel in the form of a gas is used. Gas injection method by mouth.
[5] Using the gas blowing method by the bottom blowing tuyere described in any one of [1] to [4], mixing the decomposable gas with the inert gas and blowing the converter bottom. A refining method for steel.
本発明を実施すると、底吹き羽口における横方向の温度勾配は、縦方向よりも大きくなる。これにより、当該温度勾配によって発生する応力の方向は、縦方向でなく横方向になる。亀裂は、応力方向に対して垂直となる方向に生じるので、応力発生方向を横方向にすることで、羽口ブロックに生じる亀裂の発生方向を縦方向にできる。このように、縦方向の温度勾配よりも、横方向の温度勾配を大きくすることによって、亀裂の発生方向は縦方向になり、横方向の亀裂の発生は抑制される。縦方向の亀裂は、その後に発生する横方向の亀裂の進展を抑制する。このように、本発明に係るガス吹き込み方法を用いることで、スポーリングの原因となる横方向の亀裂の発生および進展を抑制できるので、底吹き羽口のスポーリングの発生を抑制できる。また、分解性ガスを含む底吹きガスを使用しているので、底吹き羽口から吹き込まれた底吹きガスが分解し、それに伴う底吹きガスの体積増加により溶鉄の撹拌効果が高められ、これにより冶金特性向上効果を得ることができる。 When the present invention is implemented, the temperature gradient in the horizontal direction at the bottom blowing tuyere becomes larger than that in the vertical direction. Thereby, the direction of the stress generated by the temperature gradient is not the vertical direction but the horizontal direction. Since the crack is generated in a direction perpendicular to the stress direction, the generation direction of the crack generated in the tuyere block can be set in the vertical direction by setting the stress generation direction in the horizontal direction. Thus, by increasing the temperature gradient in the horizontal direction rather than the temperature gradient in the vertical direction, the crack generation direction becomes the vertical direction, and the generation of the horizontal crack is suppressed. The longitudinal crack suppresses the development of the lateral crack that occurs thereafter. Thus, by using the gas blowing method according to the present invention, it is possible to suppress the occurrence and progress of lateral cracks that cause spalling, and therefore it is possible to suppress the occurrence of spalling at the bottom blowing tuyere. In addition, since a bottom blowing gas containing a decomposable gas is used, the bottom blowing gas blown from the bottom blowing tuyere is decomposed, and the volumetric effect of the bottom blowing gas is increased, thereby enhancing the stirring effect of the molten iron. Thus, an effect of improving metallurgical properties can be obtained.
図１は、本発明の実施形態の一例である底吹き羽口１８によるガス吹き込み方法が適用される上底吹き転炉装置１０の断面模式図である。本発明は、溶融金属一般に適用できるものであるが、ここでは、溶鉄（溶銑、溶鋼）を用いる場合を例に説明する。上底吹き転炉装置１０は、溶鉄１２が装入される転炉１４と、上吹きランス１６とを備える。また、転炉１４の底部には、複数の底吹き羽口１８が設けられている。底吹き羽口１８には、配管２０が接続されている。配管２０は、窒素ガス２２とプロパンガス２４の供給源に接続されている。窒素ガス２２とプロパンガス２４は、配管２０内で混合され、底吹きガスとして底吹き羽口１８に供給される。窒素ガス２２の流量Ｑ１は、配管２０に設けられた制御弁２６によって制御される。ここで、窒素ガス２２は、不活性ガスの一例である。不活性ガスとして窒素ガスに代えて、アルゴンガスを用いてもよい。また、上底吹き転炉装置１０は、精錬容器の一例である。 FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of an upper bottom blowing converter 10 to which a gas blowing method using a bottom blowing tuyere 18 as an example of an embodiment of the present invention is applied. The present invention is generally applicable to molten metal, but here, a case where molten iron (hot metal, molten steel) is used will be described as an example. The top bottom blowing converter 10 includes a converter 14 into which molten iron 12 is charged, and an upper blowing lance 16. In addition, a plurality of bottom blowing tuyere 18 is provided at the bottom of the converter 14. A piping 20 is connected to the bottom blowing tuyere 18. The pipe 20 is connected to a supply source of nitrogen gas 22 and propane gas 24. Nitrogen gas 22 and propane gas 24 are mixed in piping 20 and supplied to bottom blowing tuyere 18 as bottom blowing gas. The flow rate Q 1 of the nitrogen gas 22 is controlled by a control valve 26 provided in the pipe 20. Here, the nitrogen gas 22 is an example of an inert gas. Instead of nitrogen gas as an inert gas, argon gas may be used. Moreover, the top bottom blowing converter 10 is an example of a refining vessel.
プロパンガス２４の流量Ｑ２は、配管２０に設けられた制御弁２８によって制御される。ここで、プロパンガスは、分解熱を吸収して分解する分解性ガスの一例である。分解性ガスとしては、プロパンガスの他にメタンガス、ブタンガス、または天然ガスなどの炭化水素ガスを用いることができる。また、分解性ガスは、底吹き羽口１８の冷却に必要な分解熱に応じて、その種類が選択されてよい。 The flow rate Q 2 of the propane gas 24 is controlled by a control valve 28 provided in the pipe 20. Here, propane gas is an example of a decomposable gas that absorbs decomposition heat and decomposes. As the decomposable gas, hydrocarbon gas such as methane gas, butane gas, or natural gas can be used in addition to propane gas. Moreover, the kind of decomposable gas may be selected according to the decomposition heat required for cooling the bottom blowing tuyere 18.
例えば、上底吹き転炉装置１０を用いて脱炭を目的とした吹錬を行なう場合において、転炉１４内に装入された溶鉄１２には、上吹きランス１６から酸素が供給されるとともに、底吹き羽口１８から窒素ガス２２およびプロパンガス２４が混合ガスされた底吹きガスが供給される。溶鉄１２は、混合ガスの供給により撹拌される。これにより、溶鉄１２に含まれる炭素の脱炭を効率よく進行させることができ、溶鉄１２に含まれる炭素濃度を低減できる。 For example, when performing blow smelting for the purpose of decarburization using the top bottom blowing converter 10, oxygen is supplied from the top blowing lance 16 to the molten iron 12 charged in the converter 14. A bottom blowing gas in which nitrogen gas 22 and propane gas 24 are mixed is supplied from the bottom blowing tuyere 18. The molten iron 12 is agitated by supplying the mixed gas. Thereby, decarburization of carbon contained in molten iron 12 can be advanced efficiently, and the carbon concentration contained in molten iron 12 can be reduced.
図２は、底吹き羽口１８を示す断面模式図である。底吹き羽口１８は、底吹き羽口１８の中心に円筒状に設けられた中心体３０と、中心体３０の外周を囲むブロック体３２とを備える。中心体３０は、中心に設けられたノズル３４と、その外周を囲む周囲部３６とを有する。ノズル３４は、例えば、ステンレス製の管である。周囲部３６およびブロック体３２は、セラミック等の耐火材から構成され、周囲部３６は、羽口ブロックとして機能する。本実施形態において、ノズル３４の軸方向（図中の矢印３８が示す方向）の寸法は、例えば、１４００ｍｍである。また、ノズル３４の半径は、３０ｍｍであって、中心体３０の半径は、１００ｍｍである。 FIG. 2 is a schematic cross-sectional view showing the bottom blown tuyere 18. The bottom blowing tuyere 18 includes a central body 30 provided in a cylindrical shape at the center of the bottom blowing tuyere 18 and a block body 32 surrounding the outer periphery of the central body 30. The central body 30 has a nozzle 34 provided at the center and a peripheral portion 36 surrounding the outer periphery thereof. The nozzle 34 is, for example, a stainless steel tube. The surrounding part 36 and the block body 32 are comprised from refractory materials, such as a ceramic, and the surrounding part 36 functions as a tuyere block. In the present embodiment, the dimension of the nozzle 34 in the axial direction (the direction indicated by the arrow 38 in the drawing) is, for example, 1400 mm. The radius of the nozzle 34 is 30 mm, and the radius of the central body 30 is 100 mm.
底吹き羽口１８には、窒素ガス２２とプロパンガス２４の混合ガスが底吹きガスとして供給される。プロパンガス２４は、加熱により分解する。プロパンガス２４の分解反応は吸熱反応である。プロパンガス２４の分解反応は、以下に示す化学反応式（１）の通りに進行する。 A mixed gas of nitrogen gas 22 and propane gas 24 is supplied to the bottom blowing tuyere 18 as a bottom blowing gas. The propane gas 24 is decomposed by heating. The decomposition reaction of the propane gas 24 is an endothermic reaction. The decomposition reaction of the propane gas 24 proceeds according to the chemical reaction formula (1) shown below.
図３は、線速度８０Ｎｍ／ｓの窒素−プロパン混合ガス中のプロパンガスの分解率を示すグラフである。図３より、窒素ガス２２に対してプロパンガス２４を１体積％含む場合（図中の○）であっても、窒素ガス２２に対してプロパンガス２４を２体積％含む場合（図中の◇）であっても、プロパンガス２４は、ノズル温度が８００℃以上で分解することがわかる。 FIG. 3 is a graph showing the decomposition rate of propane gas in a nitrogen-propane mixed gas having a linear velocity of 80 Nm / s. FIG. 3 shows that even when 1% by volume of propane gas 24 is contained in the nitrogen gas 22 (◯ in the figure), 2% by volume of propane gas 24 is contained in the nitrogen gas 22 (◇ in the figure). ), It can be seen that the propane gas 24 decomposes at a nozzle temperature of 800 ° C. or higher.
底吹き羽口１８から吹き込まれるプロパンガス２４は、底吹き羽口１８の稼動面４０で加熱される。底吹き羽口１８の温度は、溶鉄の温度、吹錬回数等の違いによる炉体の蓄熱の違い等により異なるが、溶鉄に接する底吹き羽口１８の先端部の温度は、１２００℃以上であることが知られている。 The propane gas 24 blown from the bottom blowing tuyere 18 is heated by the working surface 40 of the bottom blowing tuyere 18. The temperature of the bottom blowing tuyere 18 varies depending on the temperature of the molten iron, the difference in the heat storage of the furnace body due to the difference in the number of times of blowing, etc. The temperature of the tip of the bottom blowing tuyere 18 in contact with the molten iron is 1200 ° C. or more. It is known that there is.
底吹き羽口１８の末端部の温度は、大気と触れ合う鉄皮に接しているので２００℃以下であることが知られている。すなわち、底吹き羽口１８の末端部の温度は、プロパンガス２４の分解温度である８００℃よりも低いので、プロパンガス２４の分解反応は進行しない。 It is known that the temperature of the end portion of the bottom blowing tuyere 18 is 200 ° C. or less because it is in contact with the iron skin that comes into contact with the atmosphere. That is, the temperature at the end of the bottom blowing tuyere 18 is lower than 800 ° C., which is the decomposition temperature of the propane gas 24, so that the decomposition reaction of the propane gas 24 does not proceed.
稼動面４０に近い領域の温度は、プロパンガス２４の分解温度である８００℃よりも高いので、プロパンガス２４の分解反応は進行する。そのため、プロパンガス２４を底吹き羽口１８の先端部に搬送して分解させることで分解熱による抜熱が生じ、底吹き羽口１８の先端部を局所冷却できる。 Since the temperature in the region near the working surface 40 is higher than 800 ° C., which is the decomposition temperature of the propane gas 24, the decomposition reaction of the propane gas 24 proceeds. Therefore, the propane gas 24 is transported to the tip end of the bottom blowing tuyere 18 and decomposed, heat removal due to decomposition heat occurs, and the tip end of the bottom blowing tuyere 18 can be locally cooled.
底吹き羽口１８からガスを吹き込むことによって溶鉄１２を撹拌できる。しかしながら、底吹き羽口１８には、溶鉄１２によって加熱されるとともに、底吹きガスによって冷却されて温度勾配が生じる。温度勾配による熱応力によって羽口ブロックに生じる亀裂の方向は、温度勾配の方向に対して垂直となる方向となる。そのため、底吹き羽口１８における温度勾配が横方向よりも縦方向の方が大きい場合に、底吹き羽口１８には、縦方向の亀裂よりも優先して横方向の亀裂が生じる。横方向の亀裂は、羽口の脱落につながりやすく、底吹き羽口１８のスポーリングの発生原因となる。 The molten iron 12 can be stirred by blowing gas from the bottom blowing tuyere 18. However, the bottom blowing tuyere 18 is heated by the molten iron 12 and is cooled by the bottom blowing gas to generate a temperature gradient. The direction of the crack generated in the tuyere block due to the thermal stress due to the temperature gradient is a direction perpendicular to the direction of the temperature gradient. For this reason, when the temperature gradient in the bottom blowing tuyere 18 is larger in the vertical direction than in the horizontal direction, the bottom blowing tuyere 18 has a crack in the lateral direction in preference to the crack in the vertical direction. Lateral cracks tend to cause the tuyere to fall off and cause spalling of the bottom blow tuyere 18.
一方、底吹き羽口１８における温度勾配が縦方向よりも横方向の方が大きい場合に、底吹き羽口１８には、横方向の亀裂よりも優先して縦方向の亀裂が生じる。縦方向の亀裂は、周囲部３６の脱落につながらず、さらに、その後に生じる横方向の亀裂の進展を抑制する。このように、縦方向よりも横方向の温度勾配が大きくなるように、例えば、吹込み羽口１８から吹き込むガスの線速度等を制御すれば、底吹き羽口１８のスポーリングの発生を抑制し、その結果、底吹き羽口１８の損耗速度を低下させることができる。 On the other hand, when the temperature gradient at the bottom blowing tuyere 18 is larger in the horizontal direction than in the vertical direction, the bottom blowing tuyere 18 is cracked in the vertical direction in preference to the lateral crack. The longitudinal crack does not lead to the falling off of the peripheral portion 36, and further suppresses the development of the lateral crack that occurs thereafter. In this way, if the linear velocity of the gas blown from the blowing tuyere 18 is controlled so that the temperature gradient in the lateral direction becomes larger than the vertical direction, the occurrence of spalling in the bottom blowing tuyere 18 is suppressed. As a result, the wear rate of the bottom blowing tuyere 18 can be reduced.
底吹き羽口１８の横方向の温度勾配をＢ（℃／ｍｍ）とし、Ｔ０を底吹き羽口１８の稼動面４０側の中心の温度とし、Ｔｒを底吹き羽口１８における稼動面の中心から半径ｒ（ｍｍ）離れた中心体３０の外周の温度とする。温度勾配Ｂは、中心稼動面温度Ｔ０と外縁稼動面温度Ｔｒと半径ｒ（ｍｍ）によって以下数式（４）で算出できる。 The lateral temperature gradient of the bottom blowing tuyere 18 is B (° C./mm), T 0 is the temperature at the center of the bottom blowing tuyere 18 on the working surface 40 side, and Tr is the working surface at the bottom blowing tuyere 18. The temperature of the outer periphery of the center body 30 that is separated from the center by a radius r (mm). The temperature gradient B can be calculated by the following formula (4) by the central working surface temperature T 0 , the outer edge working surface temperature Tr, and the radius r (mm).
また、底吹き羽口１８における稼動面４０の温度から縦方向にｒ（ｍｍ）離れた温度を引いた温度をｒ（ｍｍ）で除して算出される温度勾配をＡ（℃／ｍｍ）とすると、縦方向の温度勾配Ａよりも横方向の温度勾配Ｂを大きくするには、下記数式（５）を満足することが条件となる。 A temperature gradient calculated by dividing a temperature obtained by subtracting r (mm) from the temperature of the working surface 40 in the bottom blowing tuyere 18 in the vertical direction by r (mm) is A (° C./mm). Then, in order to make the temperature gradient B in the horizontal direction larger than the temperature gradient A in the vertical direction, it is necessary to satisfy the following formula (5).
上記数式（５）に上記数式（４）を用いてＢを消去すると、下記数式（１）が導かれる。すなわち、下記数式（１）を満足することは、ＢがＡよりも大きくなることを意味している。したがって、数式（１）を満足することによって、底吹き羽口１８のスポーリングの発生を抑制し、底吹き羽口１８の損耗速度を低下させることができる。 When B is deleted from the formula (5) using the formula (4), the following formula (1) is derived. That is, satisfying the following formula (1) means that B is larger than A. Therefore, by satisfying Equation (1), the occurrence of spalling of the bottom blowing tuyere 18 can be suppressed, and the wear rate of the bottom blowing tuyere 18 can be reduced.
底吹き羽口１８には、Ｔ０およびＴｒを測定するために、複数の熱電対（不図示）が設置されている。複数の熱電対は、ノズル３４と周囲部３６との境界に設置された第１の熱電対群と、周囲部３６と、ブロック体３２の境界に設けられた第２の熱電対群とから構成される。それぞれの熱電対は、耐火材に設置され、耐火材の温度を示すデータ（以後、単に温度データという）を出力する。 A plurality of thermocouples (not shown) are installed at the bottom blowing tuyere 18 in order to measure T 0 and T r . The plurality of thermocouples includes a first thermocouple group installed at the boundary between the nozzle 34 and the peripheral portion 36, a peripheral portion 36, and a second thermocouple group provided at the boundary between the block bodies 32. Is done. Each thermocouple is installed in a refractory material and outputs data indicating the temperature of the refractory material (hereinafter simply referred to as temperature data).
第１の熱電対群として、例えば、２２個の熱電対が、稼動面４０側から５０ｍｍの位置から軸方向（矢印３８方向に沿った方向）に、５０ｍｍピッチで設置されている。また、第２の熱電対群として、例えば、２０個の熱電対が、稼動面４０側から５０ｍｍに位置から軸方向に、５０ｍｍピッチで設置されている。第１の熱電対群の円周方向の位置は、周囲部３６の周囲であれば任意の位置であってよい。第２の熱電対群は、底吹き羽口１８のノズル３４の中心と、第１の熱電対群を結んだ線をブロック体３２の円周方向に延長した場合におけるブロック体３２の円周と交差する点に設けられる。 As the first thermocouple group, for example, 22 thermocouples are installed at a pitch of 50 mm from the position of 50 mm from the working surface 40 side in the axial direction (direction along the arrow 38 direction). In addition, as the second thermocouple group, for example, 20 thermocouples are installed at a pitch of 50 mm in the axial direction from the position 50 mm from the working surface 40 side. The circumferential position of the first thermocouple group may be any position as long as it is around the peripheral portion 36. The second thermocouple group includes the center of the nozzle 34 of the bottom blowing tuyere 18 and the circumference of the block body 32 when a line connecting the first thermocouple group is extended in the circumferential direction of the block body 32. Provided at the intersection.
それぞれの熱電対には、例えば、設置位置に対応した識別番号が割り振られている。それぞれ熱電対は、それぞれに割り振られた識別番号に対応つけて温度データを出力する。これにより、熱電対の設置位置に対応付けて温度データが取得できる。 For example, an identification number corresponding to the installation position is assigned to each thermocouple. Each thermocouple outputs temperature data in association with the identification number assigned to each thermocouple. Thereby, temperature data can be acquired in association with the installation position of the thermocouple.
まず、底吹き羽口１８の中心稼動面温度Ｔ０について説明する。Ｔ０は、底吹き羽口１８の稼動面４０側の中心の温度である。なお、稼動面４０側の中心とは、底吹き羽口１８の中心に設けられているノズル３４の外周までを含む概念であり、必ずしも底吹き羽口１８の中心のみを意味するものではない。本実施形態においてＴ０は、ノズル３４と周囲部３６との境界の温度である。Ｔ０は、ノズル３４と周囲部３６との境界に設置された第１の熱電対群における最も稼動面４０に近い熱電対によって測定される。 First, the center working surface temperature T 0 of the bottom blow tuyere 18 will be described. T 0 is the temperature at the center of the bottom blowing tuyere 18 on the working surface 40 side. The center on the operating surface 40 side is a concept including the outer periphery of the nozzle 34 provided at the center of the bottom blowing tuyere 18, and does not necessarily mean only the center of the bottom blowing tuyere 18. In the present embodiment, T 0 is the temperature at the boundary between the nozzle 34 and the peripheral portion 36. T 0 is measured by a thermocouple closest to the working surface 40 in the first thermocouple group installed at the boundary between the nozzle 34 and the peripheral portion 36.
底吹き羽口１８は、転炉のチャージ毎に稼動面４０側から損耗していく。そのため底吹き羽口１８の稼動面４０は、底吹き羽口１８の損耗とともに矢印３８の方向に移動する。
第１の熱電対群として設けられた複数の熱電対は、底吹き羽口１８の損耗とともに、稼動面４０に最も近い側から損失される。損失された熱電対からは温度データが出力されなくなる。上述したように、熱電対の位置に対応付けて温度データを取得できるので、温度データが出力された熱電対のうち、最も稼動面４０に近い位置の熱電対を特定する。そして特定された熱電対から出力される温度データに対応した温度をＴ０とした。
The bottom blowing tuyere 18 is worn out from the operating surface 40 side every time the converter is charged. Therefore, the operation surface 40 of the bottom blowing tuyere 18 moves in the direction of the arrow 38 as the bottom blowing tuyere 18 is worn.
The plurality of thermocouples provided as the first thermocouple group are lost from the side closest to the operating surface 40 along with the wear of the bottom blowing tuyere 18. Temperature data is not output from the lost thermocouple. As described above, since the temperature data can be acquired in association with the position of the thermocouple, the thermocouple closest to the working surface 40 is specified from the thermocouples that output the temperature data. And the temperature corresponding to the temperature data outputted from the identified thermocouple was T 0.
本実施形態において、熱電対は、底吹き羽口１８の中央に位置する稼動面４０側から矢印３８方向に沿って、５０ｍｍピッチで２２個設置されている。底吹き羽口１８の損耗により最も稼動面４０側の熱電対が損失したら、次に稼動面４０に近い熱電対がＴ０を測定する。そのため、上底吹き転炉装置１０は、底吹き羽口１８の軸方向の厚み１４００ｍｍに対して、底吹き羽口１８の厚みが３００ｍｍに損耗するまでＴ０を取得できる。 In the present embodiment, 22 thermocouples are installed at a pitch of 50 mm along the direction of the arrow 38 from the working surface 40 side located at the center of the bottom blowing tuyere 18. When the thermocouple closest to the working surface 40 is lost due to wear of the bottom blown tuyere 18, the thermocouple closest to the working surface 40 then measures T 0 . Therefore, the top bottom blowing converter 10 can acquire T 0 until the thickness of the bottom blowing tuyere 18 is worn down to 300 mm with respect to the axial thickness 1400 mm of the bottom blowing tuyere 18.
次に、底吹き羽口１８の外縁稼動面温度Ｔｒについて説明する。Ｔｒは、底吹き羽口１８の中心としてＴ０を定義した位置から半径方向にｒ離れた位置における底吹き羽口の外縁稼動面温度（℃）である。Ｔ０を定義した位置とは、Ｔ０を測定する場合においては、Ｔ０を測定した位置である。また、Ｔ０として過去の温度実績値を用いる場合は、過去にＴ０を測定した位置であり、Ｔ０を計算によって算出する場合には、Ｔ０であると定義された位置である。なお、本実施形態においてＴｒは、Ｔ０を測定した位置から半径ｒ（ｍｍ）離れた中心体３０の外周の温度とした。 Next, the outer edge working surface temperature Tr of the bottom blowing tuyere 18 will be described. T r is the outer edge working surface temperature (° C.) of the bottom blowing tuyere at a position r away from the position defining T 0 as the center of the bottom blowing tuyere 18 in the radial direction. The position where T 0 is defined is the position where T 0 is measured when T 0 is measured. In the case of using the past temperature actual value as T 0, the position of the measurement of the T 0 in the past, when calculating by calculating the T 0 is a defined position to be T 0. Incidentally, T r in the present embodiment, and from a position measured T 0 and the outer periphery of the temperature of the central body 30 away radius r (mm).
底吹きガスの流量を変化させ、または分解性ガスの種類を変えてＴｒの変化を確認した。底吹き羽口１８において、周囲部３６は、ノズル３４を溶鉄１２の熱から保護することを目的として、所定寸法以上の幅を有する耐火物であることが一般的である。そのため、Ｔｒは、底吹きガスの吹き込みによる冷却効果が小さくなるので、溶鉄１２と同じ温度であると近似してもよい。なお、半径ｒ（ｍｍ）は、底吹きガスの吹き込みによる冷却効果が及ばなくなるまでの長さであればよく、最近接の羽口ノズルの管内壁からの距離が１００ｍｍ以下となることが望ましい。 The change in Tr was confirmed by changing the flow rate of the bottom blowing gas or changing the type of decomposable gas. In the bottom blowing tuyere 18, the peripheral portion 36 is generally a refractory having a width of a predetermined dimension or more for the purpose of protecting the nozzle 34 from the heat of the molten iron 12. Therefore, Tr may be approximated to be the same temperature as the molten iron 12 because the cooling effect by blowing the bottom blowing gas is reduced. The radius r (mm) may be a length that does not reach the cooling effect due to the blowing of the bottom blowing gas, and the distance from the inner wall of the nearest tuyere nozzle is preferably 100 mm or less.
次に、羽口の縦方向の温度勾配Ａについて説明する。スポーリングは、専ら、耐火物で発生することから、Ａは、底吹き羽口１８のＴｒを測定した位置における軸方向の温度勾配としている。Ａは、周囲部３６とブロック体３２との界面に設けられた第２の熱電対群により測定される。温度勾配は、第２の熱電対群から選択された２つの熱電対から出力される温度データを用いて算出されてよく、例えば、稼動面４０に最も近い熱電対と、稼動面４０から最も離れた熱電対から出力される温度データを用いて算出される。 Next, the temperature gradient A in the vertical direction of the tuyere will be described. Since spalling occurs exclusively with a refractory, A is the temperature gradient in the axial direction at the position where Tr of the bottom blowing tuyere 18 is measured. A is measured by a second thermocouple group provided at the interface between the peripheral portion 36 and the block body 32. The temperature gradient may be calculated using temperature data output from two thermocouples selected from the second thermocouple group, for example, the thermocouple closest to the operating surface 40 and the most distant from the operating surface 40. It is calculated using the temperature data output from the thermocouple.
Ｔ０、ＴｒおよびＡは、予め定められた時間ごとに逐次測定してよい。また、Ａは、Ｔ０、Ｔｒが測定された後に算出されてよい。なお、予め定められた時間は、例えば、１秒である。また、溶鉄の精錬工程において測定されたＴ０、Ｔｒの測定値を、それ以降の精錬工程に活用してもよい。同様に、溶鉄の精錬工程において算出された温度勾配Ａを、それ以降の精錬工程に活用してもよい。 T 0 , T r and A may be measured sequentially at predetermined time intervals. A may be calculated after T 0 and T r are measured. Note that the predetermined time is, for example, 1 second. Further, the measured values of the measured T 0, T r in the refining process of molten iron may be utilized in the subsequent refining process. Similarly, the temperature gradient A calculated in the molten iron refining process may be utilized in the subsequent refining processes.
転炉の炉底に設けた底吹き羽口１８からガスを吹き込み溶融金属の攪拌を行って精錬するにあたり、Ｔ０が下記数式（１）を満たすように、吹き込む分解性ガスの種類の選択および底吹き羽口１８に備えられる底吹きガスノズル１本当たりの底吹きガスの線速度の制御の少なくとも一つを実行する。 Selection of the type of decomposable gas to be blown so that T 0 satisfies the following formula (1) when blowing gas from the bottom blowing tuyere 18 provided at the bottom of the converter and stirring the molten metal for refining At least one of control of the linear velocity of the bottom blowing gas per bottom blowing gas nozzle provided in the bottom blowing tuyere 18 is executed.
Ｔ０が上記数式（１）を満たすと、底吹き羽口１８の稼動面４０における横方向の温度勾配は、縦方向の温度勾配より大きくなる。このため、応力の作用方向は、底吹き羽口１８の半径方向となり、亀裂の発生方向を横方向に対して垂直となる縦方向に制御できる。これにより、横方向の亀裂の発生および進展を抑制できるので、スポーリングの発生を抑制し、底吹き羽口１８の損耗速度を低下させることができる。 When T 0 satisfies the above formula (1), the temperature gradient in the horizontal direction on the working surface 40 of the bottom blowing tuyere 18 becomes larger than the temperature gradient in the vertical direction. For this reason, the acting direction of the stress is the radial direction of the bottom blowing tuyere 18, and the crack generation direction can be controlled in the vertical direction perpendicular to the horizontal direction. Thereby, since generation | occurrence | production and progress of a horizontal crack can be suppressed, generation | occurrence | production of spalling can be suppressed and the wear rate of the bottom blowing tuyere 18 can be reduced.
Ｔｒは、周囲部３６によって隔たれているので、底吹きガスの吹き込みによる冷却効果の影響をほとんど受けない。そのため、Ｔｒを測定した位置におけるＡも、底吹きガスの冷却効果の影響をほとんど受けない。一方、Ｔ０は、底吹きガスの吹き込みによる冷却効果を受ける。そのため、例えば、底吹きガスの線速度を増加させて冷却量を増やしてＴ０を下げれば、横方向の温度勾配Ｂは大きくなる。また、底吹きガスの線速度を減少させて冷却量を減らしてＴ０を上げれば、Ｂは小さくなる。上述したように、Ａは、底吹きガスの冷却でほとんど変化しないので、底吹きガスの線速度の増減を制御して、Ｂを大きくすることによって、ＢがＡよりも大きくなるように制御できる。 Since Tr is separated by the peripheral portion 36, it is hardly affected by the cooling effect due to the blowing of the bottom blowing gas. Therefore, A at the position where Tr is measured is hardly affected by the cooling effect of the bottom blowing gas. On the other hand, T 0 receives a cooling effect due to the blowing of bottom blowing gas. Therefore, for example, when the linear velocity of the bottom blowing gas is increased to increase the cooling amount and lower T 0 , the lateral temperature gradient B increases. Further, if the linear velocity of the bottom blowing gas is decreased to reduce the cooling amount and raise T 0 , B becomes smaller. As described above, A hardly changes due to cooling of the bottom blowing gas. Therefore, by controlling increase / decrease in the linear velocity of the bottom blowing gas and increasing B, B can be controlled to be larger than A. .
底吹きガスの線速度を制御することに代えて、底吹きガスに含まれる分解性ガスの種類の選択を実行してもよい。例えば、分解熱の大きい分解性ガスを選択することによって、底吹き羽口１８からの抜熱量を増やすことができる。これにより、底吹きガスの線速度を増加させるのと同じく底吹き羽口１８の冷却量を増やすことができるので、Ｂは大きくなる。また、分解熱の小さい分解性ガスを選択することによって、同様の原理によりＢは小さくなる。このように、分解性ガスの種類を選択することによってもＢを大きくすることができ、これにより、ＢがＡよりも大きくなるように制御できる。 Instead of controlling the linear velocity of the bottom blowing gas, selection of the type of decomposable gas contained in the bottom blowing gas may be performed. For example, by selecting a degradable gas having a large decomposition heat, the amount of heat removed from the bottom blowing tuyere 18 can be increased. As a result, the amount of cooling of the bottom blown tuyere 18 can be increased in the same manner as increasing the linear velocity of the bottom blown gas, so that B increases. Further, by selecting a decomposable gas having a small heat of decomposition, B is reduced by the same principle. Thus, B can also be increased by selecting the type of decomposable gas, and thereby B can be controlled to be larger than A.
さらに、底吹きガスの線速を制御することに代えて、底吹きガスに含まれる分解性ガスの混合比を制御してもよい。底吹きガスに分解性ガスを多く含ませることによって、底吹き羽口１８からの抜熱量を増やすことができる。これにより、底吹きガスの線速度を増加させるのと同じく冷却量を増やすことができるので、Ｂは大きくなる。また、底吹きガスに分解性ガスを少なく含ませることによって、同様の原理により、Ｂは小さくなる。このように、底吹きガスに含まれる分解性ガスの混合比を制御することによってもＢを大きくすることができ、これにより、ＢがＡよりも大きくなるように制御できる。なお、底吹きガスの線速度の制御、分解性ガスの選択および分解性ガスの混合比の制御は、それぞれ単独で実行されてもよく、複数実行されてもよい。 Furthermore, instead of controlling the linear velocity of the bottom blowing gas, the mixing ratio of the decomposable gas contained in the bottom blowing gas may be controlled. By including a large amount of decomposable gas in the bottom blowing gas, the amount of heat removed from the bottom blowing tuyere 18 can be increased. As a result, the amount of cooling can be increased in the same way as increasing the linear velocity of the bottom blowing gas, so that B increases. Further, B is reduced by the same principle by including a small amount of decomposable gas in the bottom blowing gas. Thus, B can also be increased by controlling the mixing ratio of the decomposable gas contained in the bottom blowing gas, and thereby B can be controlled to be larger than A. Note that the control of the linear velocity of the bottom blowing gas, the selection of the decomposable gas, and the control of the mixing ratio of the decomposable gas may be performed individually or in a plurality.
また、底吹きガスの線速度の下限は、溶鉄１２がノズルに侵入しない流量の下限量から決定する。ノズルに溶湯が侵入しない流量の下限は、下記数式（６）を用いて算出できる。 Moreover, the lower limit of the linear velocity of the bottom blowing gas is determined from the lower limit amount of the flow rate at which the molten iron 12 does not enter the nozzle. The lower limit of the flow rate at which the molten metal does not enter the nozzle can be calculated using the following formula (6).
上記数式（６）において、Ｎは、細管ノズル本数を表し、ρｇは、底吹きガス密度（ｋｇ／Ｎｍ３）を表し、ρｌは、溶湯の密度（ｋｇ／Ｎｍ３）を表し、Ｈは、溶鋼高（ｍ）を表し、ｄは、細管ノズル径（ｍ）を表す。 In the above formula (6), N represents the number of narrow tube nozzles, ρ g represents the bottom blowing gas density (kg / Nm 3 ), ρ l represents the density of the molten metal (kg / Nm 3 ), and H Represents the molten steel height (m), and d represents the capillary nozzle diameter (m).
また、底吹きガスとして、窒素ガスとプロパンガスの混合ガスを使用し、下記数式（２）で表せるα（−）が、１．１以上になるように下記数式（３）で表される混合ガス全流量に対するプロパンガスの流量の混合比βを決定する。そして、決定された混合比βになるように混合ガスを調整する。 Further, a mixed gas represented by the following formula (3) is used so that α (−) expressed by the following formula (2) becomes 1.1 or more using a mixed gas of nitrogen gas and propane gas as the bottom blowing gas. A mixing ratio β of the flow rate of propane gas with respect to the total gas flow rate is determined. Then, the mixed gas is adjusted so that the determined mixing ratio β is obtained.
上記数式（２）において、ＣＰ１は、不活性ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、本実施形態においては、窒素ガスの比熱を表す。ＣＰ２は、炭化水素ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、本実施形態においては、プロパンガスの比熱を表す。Ｌは、炭化水素ガスの分解熱（ｋＪ／ｋｇ）を表し、本実施形態においては、プロパンガスの分解熱である。 In the above formula (2), C P1 represents the specific heat (kJ / kg · K) of the inert gas, and in this embodiment represents the specific heat of the nitrogen gas. C P2 represents the specific heat of the hydrocarbon gas (kJ / kg · K), in the present embodiment, it represents a specific heat of propane gas. L represents the decomposition heat (kJ / kg) of hydrocarbon gas, and in this embodiment, L is the decomposition heat of propane gas.
また、上記数式（３）において、Ｑ１は、不活性ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、本実施形態においては、窒素ガスの流量を表す。Ｑ２は、炭化水素ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、本実施形態においては、プロパンガスの流量を表す。Ｔ１は、底吹き羽口１８の末端部の温度を表し、本実施形態においては、例えば、３００℃である。Ｔ２は、底吹き羽口１８の稼動面の温度を表し、本実施形態においては、例えば、１５００℃である。 In the above mathematical formula (3), Q 1 represents the flow rate of the inert gas (Nm 3 / min), and in this embodiment represents the flow rate of the nitrogen gas. Q 2 represents the flow rate of hydrocarbon gas (Nm 3 / min), and in this embodiment represents the flow rate of propane gas. T 1 represents the temperature of the end portion of the bottom blowing tuyere 18 and is, for example, 300 ° C. in the present embodiment. T 2 represents the temperature of the operating surface of the bottom blowing tuyere 18 and is, for example, 1500 ° C. in the present embodiment.
上記数式（２）は、底吹きガスが窒素ガスだけであった場合に、窒素ガスが底吹き羽口１８から抜熱する抜熱量で正規化した、プロパンガスと窒素ガスの混合ガスが底吹き羽口１８から抜熱する抜熱量を示す。また、上記数式（３）は、全混合ガス流量に対するプロパンガスの流量の混合比を示す。 In the above formula (2), when the bottom blowing gas is only nitrogen gas, the mixed gas of propane gas and nitrogen gas is normalized by the amount of heat removed from the bottom blowing tuyere 18. The amount of heat removed from the tuyere 18 is shown. Moreover, the said Numerical formula (3) shows the mixing ratio of the flow volume of the propane gas with respect to the total mixed gas flow volume.
上記数式（２）で表せるα（−）が、１．１以上となることは、プロパンガスと窒素ガスの混合ガスの抜熱量が、窒素ガスが底吹き羽口１８から抜熱する抜熱量に対して１．１倍以上となることを意味する。このようなαになるように混合比βを決定し、当該混合比βに調整された底吹きガスを底吹き羽口１８から供給する。これにより、底吹き羽口１８の中心稼動面は混合ガスにより冷却されて、底吹き羽口１８の稼動面４０における横方向の温度勾配は、縦方向の温度勾配より大きくなる。これにより、亀裂の発生方向を横方向に対して垂直となる縦方向に制御できる。 Α (−) expressed by the above mathematical formula (2) is 1.1 or more because the heat removal amount of the mixed gas of propane gas and nitrogen gas is the heat removal amount by which the nitrogen gas removes heat from the bottom blowing tuyere 18. On the other hand, it means 1.1 times or more. The mixing ratio β is determined so as to be such α, and the bottom blowing gas adjusted to the mixing ratio β is supplied from the bottom blowing tuyere 18. As a result, the central working surface of the bottom blowing tuyere 18 is cooled by the mixed gas, and the lateral temperature gradient on the working surface 40 of the bottom blowing tuyere 18 becomes larger than the vertical temperature gradient. Thereby, the crack generation direction can be controlled in the vertical direction perpendicular to the horizontal direction.
また、本実施形態では、底吹き羽口１８として、単管羽口の例を示したがこれに限られない。底吹き羽口１８として、細管集合羽口および中心部に位置する芯体の外側内管に外管を内管との間に隙間を開けて嵌挿固定し、リング状のガス吐出流路を形成してなる底吹きガス吹込みノズルのいずれかを用いてよい。これらの底吹き込みノズルのいずれを用いても、本実施形態に係る転炉底吹き羽口によるガス吹き込み方法を実施できる。 In the present embodiment, an example of a single tube tuyere is shown as the bottom blowing tuyere 18. However, the present invention is not limited to this. As the bottom blowing tuyere 18, an outer tube is fitted into and fixed to the outer tube of the core located at the center of the narrow tube collecting tuyere with a gap between the inner tube and a ring-shaped gas discharge channel is formed. Any of the bottom blowing gas blowing nozzles formed may be used. Any of these bottom blowing nozzles can be used to carry out the gas blowing method using the converter bottom blowing tuyere according to this embodiment.
図４は、他の底吹き羽口５０を示す断面模式図である。底吹き羽口５０は、多数の羽口ノズル部が設けられた細管集合羽口の一例を示す。底吹き羽口５０は、底吹き羽口５０の中心に円筒状に設けられた中心体５２と、中心体５２の外周を囲むブロック体５４とを備える。中心体５２は、中心に設けられたノズル部５６と、その外周を囲む周囲部５８とを有する。ノズル部５６は、ステンレス製の細管ノズルとその外周を囲む耐火材とから構成される複数のノズル６０から構成される。複数のノズル６０において、１つのノズル６０がノズル部５６の中心に配されるとともに、他のノズル６０がその周囲に複数設けられている。ノズル部５６は、ノズル６０が多数設けられた細管集合羽口である。なお、周囲部５８およびブロック体５４は、耐火材から構成される。このように構成される細管集合羽口を底吹き羽口１８として用いてもよい。 FIG. 4 is a schematic cross-sectional view showing another bottom blowing tuyere 50. The bottom blow tuyere 50 is an example of a thin tube assembly tuyere provided with a number of tuyere nozzle portions. The bottom blowing tuyere 50 includes a center body 52 provided in a cylindrical shape at the center of the bottom blowing tuyere 50 and a block body 54 surrounding the outer periphery of the center body 52. The center body 52 has a nozzle portion 56 provided at the center and a peripheral portion 58 surrounding the outer periphery thereof. The nozzle portion 56 includes a plurality of nozzles 60 including a stainless steel tube nozzle and a refractory material surrounding the outer periphery thereof. In the plurality of nozzles 60, one nozzle 60 is arranged at the center of the nozzle portion 56, and a plurality of other nozzles 60 are provided around it. The nozzle portion 56 is a narrow tube assembly tuyere provided with a large number of nozzles 60. In addition, the surrounding part 58 and the block body 54 are comprised from a refractory material. The narrow tube assembly tuyere thus configured may be used as the bottom blowing tuyere 18.
また、図４に示した底吹き羽口５０においては、細管ノズルの外周に設けられた耐火材におけるスポーリング発生を抑制するために、中心稼動面温度Ｔ０は、ノズル部５６の中心に設けられたノズル６０の周囲の温度としてよい。また、底吹き羽口１８の外縁稼動面温度Ｔｒは、ノズル部５６における稼動面４０の中心としてＴ０を測定した位置から半径ｒ（ｍｍ）離れた中心体５２の外周の温度であってよい。そして、横方向温度勾配を縦方向の温度勾配よりも大きくすることによって、細管ノズルの外周に設けられた耐火材の亀裂の発生方向を縦方向とできる。これにより、細管ノズルの外周に設けられた耐火材のスポーリングの発生を抑制できる。 Further, in the bottom blowing tuyere 50 shown in FIG. 4, the central working surface temperature T 0 is provided at the center of the nozzle portion 56 in order to suppress the occurrence of spalling in the refractory material provided on the outer periphery of the thin tube nozzle. It may be the temperature around the nozzle 60 formed. Further, the outer edge running surface temperature T r of the bottom tuyeres 18 is a temperature of the outer periphery of the central body 52 away radius r (mm) from the position of the measurement of the T 0 as the center of working surface 40 in the nozzle portion 56 Good. Then, by making the lateral temperature gradient larger than the longitudinal temperature gradient, the cracking direction of the refractory material provided on the outer periphery of the thin tube nozzle can be made the longitudinal direction. Thereby, generation | occurrence | production of the spalling of the refractory material provided in the outer periphery of the thin tube nozzle can be suppressed.
また、本実施形態では、上底吹き転炉装置１０を用いて転炉底吹き羽口によるガス吹き込み方法を実施する例を示したが、これに限られない。上底吹き転炉装置１０に変えて、転炉の底面から酸素等の吹き込む下底吹き転炉装置にも、本実施形態に係る転炉底吹き羽口によるガス吹き込み方法を適用できる。 Moreover, in this embodiment, although the example which implements the gas blowing method by a converter bottom blowing tuyere using the top bottom blowing converter apparatus 10 was shown, it is not restricted to this. The gas blowing method using the converter bottom blowing tuyere according to the present embodiment can be applied to a lower bottom blowing converter that blows oxygen or the like from the bottom of the converter instead of the upper bottom blowing converter 10.
図４と同様の装置であって、転炉１４の規模が２２０ｔである上底吹き転炉装置１０を用いて実施した実施例を示す。溶銑装入温度は、１２５０〜１３５０℃、出鋼温度は、１６００〜１７００℃である。底吹き羽口１８におけるノズル部５６のノズル６０の内径が１．５ｍｍ、外径３．０ｍｍのものを使用した。また、数式（６）から算出された底吹きガスの下限流量をノズル内径で除した線速度の下限は、８０Ｎｍ／ｓである。 An embodiment similar to that shown in FIG. 4 and implemented using the top-bottom blown converter 10 having a converter 14 with a scale of 220 t is shown. The hot metal charging temperature is 1250 to 1350 ° C., and the steel output temperature is 1600 to 1700 ° C. The nozzle 60 in the bottom blowing tuyere 18 has an inner diameter of 1.5 mm and an outer diameter of 3.0 mm. Moreover, the minimum of the linear velocity which remove | divided the minimum flow volume of the bottom blowing gas calculated from Numerical formula (6) by the nozzle internal diameter is 80 Nm / s.
炭素濃度が３．９〜４．５質量％、りん濃度が０．１００〜０．１２５質量％、けい素濃度が０．２〜１．０質量％を含む溶鉄を転炉に装入し、適宜塊石灰および鉄鉱石を投入し吹錬を行った。吹錬中は酸素を上吹きし、表１に示す底吹きガスを流した。吹錬中は底吹きガスの線速度を一定とした。吹錬中の溶鉄温度は、１２５０〜１７００℃だった。 A molten iron containing a carbon concentration of 3.9 to 4.5 mass%, a phosphorus concentration of 0.100 to 0.125 mass%, and a silicon concentration of 0.2 to 1.0 mass% is charged into a converter, When appropriate, lump lime and iron ore were added and blown. During blowing, oxygen was blown up and the bottom blowing gas shown in Table 1 was flowed. The linear velocity of the bottom blowing gas was kept constant during blowing. The molten iron temperature during blowing was 1250 to 1700 ° C.
表１および表２に、実施例１〜５および比較例１〜４の吹錬中の各温度、実験条件および実験後観察した亀裂の様子を示す。また、損耗速度として、１００チャージ連続で吹錬を実施した場合の底吹き羽口の平均損耗速度を示す。表中のＭＲの有無とは、実験開始前に実施例１から５および比較例１〜４のいずれかの条件でマッシュルームを底吹き羽口に安定的に生成させた後に１００チャージ連続で同一の底吹き条件で吹錬を行ったことを示す。 Tables 1 and 2 show the temperatures during the blowing of Examples 1 to 5 and Comparative Examples 1 to 4, the experimental conditions, and the state of cracks observed after the experiment. In addition, as the wear rate, the average wear rate of the bottom blown tuyere when blown continuously for 100 charges is shown. The presence or absence of MR in the table is the same for 100 consecutive charges after the mushroom was stably generated in the bottom blowing tuyere under any of the conditions of Examples 1 to 5 and Comparative Examples 1 to 4 before the start of the experiment. Indicates that blowing was performed under bottom blowing conditions.
比較例１〜４は、底吹きガスとして窒素ガスを、線速度を変えて吹錬したものである。実施例１、３、４、５は、底吹きガスとして窒素ガスとプロパンガスの混合ガスを混合比または線速度を変えて吹錬したものであり、実施例２は、窒素ガスとメタンガスとの混合ガスで吹錬したものである。 In Comparative Examples 1 to 4, nitrogen gas is blown at the linear velocity as the bottom blowing gas. In Examples 1, 3, 4, and 5, the mixed gas of nitrogen gas and propane gas was blown as the bottom blowing gas while changing the mixing ratio or linear velocity. In Example 2, the mixed gas of nitrogen gas and methane gas was used. Blowing with a mixed gas.
比較例１〜３より、窒素ガスの増量では底吹き羽口１８の先端における冷却は不十分であり、Ａの値は、（Ｔｒ−Ｔ０）／ｒの値よりも大きい。これは、底吹き羽口１８の縦方向の温度勾配が、半径方向の温度勾配よりも大きいことを示しており、この場合、半径方向である横亀裂の発生を抑制することができない。また、比較例４の結果から、マッシュルームを底吹き羽口１８の稼動面４０に生成させても、Ａの値が（Ｔｒ−Ｔ０）／ｒの値よりも大きい場合は、比較例１〜３同様に半径方向である横亀裂が発生し、底吹き羽口１８の損耗抑制効果は見られなかった。 From Comparative Examples 1-3, cooling at the tip of the bottom blowing tuyere 18 is insufficient when the amount of nitrogen gas is increased, and the value of A is larger than the value of (T r −T 0 ) / r. This indicates that the temperature gradient in the vertical direction of the bottom blowing tuyere 18 is larger than the temperature gradient in the radial direction, and in this case, the occurrence of lateral cracks in the radial direction cannot be suppressed. Further, from the result of Comparative Example 4, even when the mushroom is generated on the working surface 40 of the bottom blowing tuyere 18, the value of A is larger than the value of (T r −T 0 ) / r. Similarly to -3, a transverse crack in the radial direction was generated, and the wear suppression effect of the bottom blown tuyere 18 was not observed.
一方、実施例１〜５では、比較例と同等または比較例よりも少量の底吹きガスの線速度であっても底吹き羽口１８の先端を十分に冷却できており、Ａの値は、（Ｔｒ−Ｔ０）／ｒの値よりも小さい。これは、底吹き羽口１８の横方向の温度勾配が、縦方向の温度勾配よりも大きいことを示しており、応力の作用方向を横方向にできた。これにより、当該応力によって発生する亀裂は、縦亀裂になる。このように、横方向の温度勾配を大きくすることによって、亀裂の発生方向は縦方向に制御され、横亀裂の発生を抑制できる。また、縦方向の亀裂は、その後に発生する横方向の亀裂の進展を抑制する。このように、横方向の温度勾配を縦方向の温度勾配よりも大きくすることで、スポーリングの発生原因として知られる横方向の亀裂の発生および進展を抑制できる。 On the other hand, in Examples 1 to 5, the tip of the bottom blowing tuyere 18 can be sufficiently cooled even if the linear velocity of the bottom blowing gas is equal to or smaller than that of the comparative example, and the value of A is It is smaller than the value of (T r −T 0 ) / r. This indicates that the lateral temperature gradient of the bottom blowing tuyere 18 is larger than the longitudinal temperature gradient, and the direction of the stress can be made lateral. Thereby, the crack generated by the stress becomes a vertical crack. Thus, by increasing the temperature gradient in the lateral direction, the crack generation direction is controlled in the vertical direction, and the occurrence of lateral cracks can be suppressed. Further, the vertical crack suppresses the development of the lateral crack that occurs thereafter. Thus, by making the lateral temperature gradient larger than the longitudinal temperature gradient, it is possible to suppress the occurrence and propagation of lateral cracks, which are known as causes of spalling.
表１および表２においても、実施例１〜５の底吹き羽口の損耗速度は、比較例１〜４のいずれよりも低い。すなわち、本実施形態に係るガス吹き込み方法を用いることで、底吹き羽口のスポーリングの発生を抑制でき、これにより、底吹き羽口の損耗速度を低下させることができた。 Also in Table 1 and Table 2, the wear rate of the bottom blowing tuyere of Examples 1-5 is lower than any of Comparative Examples 1-4. That is, by using the gas blowing method according to the present embodiment, it is possible to suppress the occurrence of spalling of the bottom blowing tuyere, thereby reducing the wear rate of the bottom blowing tuyere.
図５は、実施例１〜５および比較例１〜４を行なった際の、脱りん石灰効率と、底吹きガスの流量との関係を示すグラフである。図５において、横軸は、底吹きガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）であり、縦軸は、脱りん石灰効率（％）である。なお、脱りん石灰効率とは、脱りん反応により生成したＰ２Ｏ５が、３ＣａＯ・Ｐ２Ｏ５の形態で脱りん精錬用スラグに固定されているとした場合の投入されたＣａＯ単位質量当りの効率であり、本実施例においては冶金特性を示す指標として用いている。 FIG. 5 is a graph showing the relationship between the dephosphorization lime efficiency and the flow rate of the bottom blowing gas when Examples 1 to 5 and Comparative Examples 1 to 4 are performed. In FIG. 5, the horizontal axis represents the flow rate of bottom blowing gas (Nm 3 / min), and the vertical axis represents the dephosphorization lime efficiency (%). The dephosphorization lime efficiency is the unit mass of CaO charged when P 2 O 5 produced by the dephosphorization reaction is fixed to the dephosphorization slag in the form of 3CaO · P 2 O 5. In this embodiment, it is used as an index indicating metallurgical characteristics.
図５に示すように、窒素のみを吹込んだ比較例１〜４であっても、底吹きガス流量を増加させるに従い、脱りん石灰効率は向上する。しかしながら、窒素のみを吹込む比較例１〜４では、炭化水素ガスの熱分解によってガスが増加しないので、底吹きガス流量を同じにすると、実施例１〜５と比べて脱りん石灰効率は低くなる。 As shown in FIG. 5, even in Comparative Examples 1 to 4 in which only nitrogen is blown, the dephosphorization lime efficiency is improved as the bottom blowing gas flow rate is increased. However, in Comparative Examples 1 to 4 in which only nitrogen is blown, the gas does not increase due to thermal decomposition of the hydrocarbon gas. Become.
例えば、実施例３および比較例２に示すように、窒素にプロパンガスを４％含ませた実施例３は、比較例２よりも底吹きガス流量を１２．５％削減したとしても、プロパンガスの熱分解により底吹きガスを増加させることができるので、比較例２より高い脱りん石灰効率を得ることができた。このように、本実施形態に係る底吹き羽口によるガス吹き込み方法を用いて、不活性ガスに分解性ガスを含ませた底吹きガスを溶鉄に吹込むことで、不活性ガスのみを底吹きガスとして溶鉄に吹込む場合よりも脱りん石灰効率を向上、すなわち、冶金特性を向上できることが確認された。 For example, as shown in Example 3 and Comparative Example 2, Example 3 in which 4% of propane gas is contained in nitrogen, even if the bottom blowing gas flow rate is reduced by 12.5% compared to Comparative Example 2, Since the bottom blowing gas can be increased by thermal decomposition of, dephosphorization lime efficiency higher than that of Comparative Example 2 could be obtained. In this way, by using the gas blowing method with the bottom blowing tuyere according to the present embodiment, the bottom blowing gas in which the inert gas includes the decomposable gas is blown into the molten iron, so that only the inert gas is blown into the bottom. It was confirmed that the dephosphorization lime efficiency can be improved, that is, the metallurgical properties can be improved as compared with the case where the molten iron is injected as a gas.
１０ 上底吹き転炉装置
１２ 溶鉄
１４ 転炉
１６ 上吹きランス
１８ 底吹き羽口
２０ 配管
２２ 窒素ガス
２４ プロパンガス
２６ 制御弁
２８ 制御弁
３０ 中心体
３２ ブロック体
３４ ノズル
３６ 周囲部
３８ 矢印
４０ 稼動面
５０ 底吹き羽口
５２ 中心体
５４ ブロック体
５６ ノズル部
５８ 周囲部
６０ ノズル
DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 Top bottom blowing converter 12 Molten iron 14 Converter 16 Top blowing lance 18 Bottom blowing tuyere 20 Piping 22 Nitrogen gas 24 Propane gas 26 Control valve 28 Control valve 30 Central body 32 Block body 34 Nozzle 36 Surrounding part 38 Arrow 40 Operation Surface 50 Bottom blowing tuyere 52 Central body 54 Block body 56 Nozzle part 58 Peripheral part 60 Nozzle
Claims (5)
ただし、Ｔ０は、前記底吹き羽口の中心における稼動面の温度（℃）を表し、Ｔｒは、前記Ｔ０を定義した位置から半径方向にｒ（ｍｍ）離れた位置における底吹き羽口の外縁稼動面温度（℃）を表し、Ａは、前記底吹き羽口の軸方向の温度勾配（℃／ｍｍ）を表す。 When refining the molten metal while stirring the molten metal by blowing gas from the bottom blowing tuyer provided at the furnace bottom of the smelting vessel, the heat of decomposition is generated from the bottom blowing tuyer so as to satisfy the following formula (1). A gas blowing method using a bottom blowing tuyere, characterized in that a gas containing a decomposable gas that absorbs and decomposes is blown.
However, T 0 represents the temperature (° C.) of the working surface at the center of the bottom blowing tuyere, and T r is the bottom blowing feather at a position r (mm) away from the position defining T 0 in the radial direction. The outer edge working surface temperature (° C.) of the mouth is represented, and A represents the temperature gradient (° C./mm) in the axial direction of the bottom blowing tuyere.
ただし、ＣＰ１は、前記不活性ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、ＣＰ２は、前記炭化水素ガスの比熱（ｋＪ／ｋｇ・Ｋ）を表し、Ｌは、前記炭化水素ガスの分解熱（ｋＪ／ｋｇ）を表し、Ｑ１は、前記不活性ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、Ｑ２は、前記炭化水素ガスの流量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）を表し、Ｔ１は、底吹き羽口の末端部の温度（℃）を表し、Ｔ２は、底吹き羽口の稼動面の温度（℃）を表す。 A gas mixture of an inert gas and a hydrocarbon gas is selected as the gas, and the mixture represented by the following formula (3) is set so that α (−) represented by the following formula (2) is 1.1 or more. 3. The gas blowing method using a bottom blowing tuyere according to claim 2, wherein the ratio β is determined, and the mixing ratio of the mixed gas is adjusted so as to be the determined mixing ratio β.
However, C P1 represents the specific heat (kJ / kg · K) of the inert gas, C P2 represents the specific heat (kJ / kg · K) of the hydrocarbon gas, and L represents the hydrocarbon gas. It represents the heat of decomposition (kJ / kg), Q 1 represents the flow rate of the inert gas (Nm 3 / min), Q 2 represents the flow rate of the hydrocarbon gas (Nm 3 / min), and T 1 Represents the temperature (° C.) of the bottom end of the bottom blowing tuyere, and T 2 represents the temperature (° C.) of the working surface of the bottom blowing tuyere.
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