JP3784692B2 - Blowing method of molten stainless steel in converter. - Google Patents

Description

ここで、ａ：ノズル本体の軸線とノズル孔の軸線とのなす角度である噴出角度による補正項
Ｆ：送給酸素量
ｎ：ノズル孔の数
Ｄｔ：ノズルスロート径
である。式（１）は、たとえば日刊工業新聞社昭和４４年２月２７日発行「鉄冶金反応工学」第９５頁に記載されている。
【００１０】
この式（１）には、ノズルスロート径Ｄｔは含まれているけれども、ノズル出口径Ｄｅは含まれていない。その理由は、ラバールノズルでは、最大の酸素ガス流速を得るために以下に示す式（２）の関係を満足するように仕様設計が施されるので、上吹き酸素供給源から供給される酸素のノズル入口における圧力であるノズル前圧力Ｐ、ノズルスロート径Ｄｔが与えられ、酸素のノズル出口におけるノズル出口圧力Ｐｅをたとえば大気圧とすれば、ノズル出口径Ｄｅが一意的に定められるからである。すなわち式（１）による鋼浴へこみ深さＬは、ノズルスロート径Ｄｔとノズル出口径Ｄｅとの間に式（２）によって与えられる関係が成立するノズル、すなわち個々のノズルの大きさ等は異なるけれども式（２）の関係が成立する幾何学的に相似形であるノズルを吹錬に使用した場合において利用することができる指標である。
【００１１】
【数２】

【００１２】
ここで、Ａｅ：ノズル出口面積、Ａｔ：ノズルスロート面積である。式（２）は、たとえば丸善株式会社昭和５６年６月２０日発行「鉄鋼便覧Ｉ基礎」第１７９頁に記載されている。
【００１３】
ステンレス溶鋼の吹錬においては、脱炭時間を短縮することが望まれているけれども、式（２）の関係を満足するような画一的な形状のノズルを用いて脱炭時間を短縮するべく送給酸素流量Ｆを増加させると、ハードブローとなり歩留低下を来す。したがって、式（２）の関係を満足する形状のノズルに限定されることなく、ノズルスロート径Ｄｔとノズル出口径Ｄｅとを任意に選定した形状のノズルを使用して、より広範な条件の中から適正条件を選択して吹錬を効率的に行うことが望ましい。しかしながら、式（２）の関係から外れる形状のノズルを用いて吹錬するとき、式（１）によって得られる鋼浴へこみ深さと実際に形成される鋼浴へこみ深さとの間に乖離が生じるので、鋼浴へこみ深さを指標として効率的な吹錬を行うことができないという問題がある。
【００１４】
本発明の目的は、広範な吹錬条件に対して適用することができる吹錬指標値を案出し、吹錬指標値に基づいて効率的に安定した吹錬を行うことを可能とする転炉におけるステンレス溶鋼の吹錬方法を提供することである。
【００１５】
【課題を解決するための手段】
本発明は、含クロム溶銑および添加物を炉内に装入し、その後、溶湯表面の上方に間隔をあけて設けられたランスの溶湯表面を臨む端部に備えられるノズルから溶湯に向けて上吹き酸素を所定流量で噴出し、ステンレス溶鋼を溶製して出鋼する一連の処理を繰返して行う転炉におけるステンレス溶鋼の吹錬方法において、
ノズルから噴出される上吹き酸素のみかけの噴出運動量Ｉ、ランスと溶湯表面との間隔であるランス高さｈおよび操業条件定数ｋによって関係付けられる吹錬指標値Ｓ（＝Ｉ×ｋ／ｈ）と、転炉へ装入される含クロム溶銑および添加物の重量と転炉から出鋼されるステンレス溶鋼との重量差であるロス重量ΔＷとの関係を求め、その関係に基づいて前記ロス重量ΔＷが目標範囲になるように、吹錬指標値Ｓを制御することを特徴とする転炉におけるステンレス溶鋼の吹錬方法である。
【００１６】
ただし、上吹き酸素のみかけの噴出運動量Ｉおよび操業条件定数ｋは、次式によってそれぞれ与えられ、
Ｉ ＝１３．９２Ｄｔ²Ｐｏ√｛１−（１．０３３／Ｐｏ）^2/7｝
ｋ＝Ｐｏ／Ｐｐ （ここに、０＜ｋ≦１）
ここで、Ｄｔ：ノズルスロート径
Ｐｏ：実操業におけるノズル前圧力(絶対圧力)
Ｐｐ：ノズル形状によって定まるノズル前圧力(絶対圧力)
であり、ノズル形状によって定まるノズル前圧力Ｐｐは、さらに次式によって与えられ、
【数３】

【００１７】
ここで、Ａｅ：ノズル出口断面積
Ａｔ：ノズルスロート断面積
γ：酸素の比熱比
である。
【００１８】
本発明に従えば、送給酸素流量Ｆ、ランス高さｈ、ノズルスロート径Ｄｔとノズル出口径Ｄｅ（ノズル出口断面積Ａｅは、Ａｅ＝πＤｅ²／４によって与えられる）およびノズル前圧力Ｐを含み、ノズルスロート径Ｄｔとノズル出口径Ｄｅとをそれぞれ独立して任意の値に定めることができるノズルを使用した広範な吹錬条件に対して適用することが可能な吹錬指標値Ｓを案出し、その吹錬指標値Ｓと前記ロス重量ΔＷとの関係を求め、前記ロス重量ΔＷが目標範囲内になるように吹錬指標値Ｓを制御するので、効率的で安定した吹錬を行うことが可能になる。
【００１９】
また本発明は、前記吹錬指標値Ｓが、１２０以上、１８０以下になるように制御することを特徴とする。
【００２０】
本発明に従えば、吹錬指標値Ｓを１２０以上、１８０以下とすることによって、転炉炉体寿命を延長し、高い精錬歩留を実現することができる。すなわち吹錬指標値Ｓを１２０以上とすることによって、上吹き酸素によるスプラッシュの発生量を適度な量にすることができる。適度な量に発生するスプラッシュは、転炉の内壁を構成する耐火物に付着してその損耗を抑制し転炉内面の炉体形状保持に寄与するので、転炉炉体寿命を長くすることができる。
【００２１】
また吹錬指標値Ｓを１８０以下とすることによって、過度のハードブロー状態になることを抑制できるので、上吹き酸素によるスプラッシュ量の過剰発生が防止される。したがって、吹錬中のスプラッシュが転炉炉壁に付着する量にほぼ等しいロス重量ΔＷが、過大になることがなく高い精錬歩留が実現される。さらに吹錬指標値Ｓが１２０〜１８０の範囲内になるように酸素吹錬を行うことによって、転炉炉体の保護を実現しつつ送給酸素流量を増加させることができるので、上吹き酸素と溶湯との接触効率を高めることが可能であり、脱炭処理のための吹錬時間を短縮することができる。
【００２２】
また本発明は、前記吹錬指標値Ｓは、
ランス高さｈおよびノズル前圧力Ｐｏのいずれか一方または両方の設定値を変化させることによって制御されることを特徴とする。
【００２３】
本発明に従えば、ランス高さｈおよびノズル前圧力Ｐｏのいずれか一方または両方の設定値を変化させることによって、吹錬指標値Ｓひいてはロス重量ΔＷを容易に制御することが可能になる。
【００２４】
【発明の実施の形態】
図１は、本発明のステンレス溶鋼の吹錬方法を好適に適用することのできる転炉１１の構成を簡略化して示す断面図である。図１を参照して本発明のステンレス溶鋼の吹錬方法を適用する転炉１１の構成について説明する。
【００２５】
転炉１１は、転炉本体１３と、ランス１４と、ダクト１５とを含んで構成される。この転炉１１は、酸素吹錬によって含クロム溶銑を脱炭処理し、ステンレス溶鋼を溶製することができるように構成されている。転炉本体１３は、溶湯１６を貯留する耐熱容器であり、その上部には円形に開口した炉口１８が形成されており、その底部にはアルゴンガスなどの不活性ガスを吹込む羽口１９が形成されている。さらに転炉本体１３の周壁には、溶湯１６を排出するために出鋼口２０が形成されており、転炉本体１３を傾動させるための図示しない傾動装置が設けられている。
【００２６】
ランス１４は、酸素吹錬を行うための上吹き酸素を吹込む鋼管であり、溶湯表面の上方に間隔をあけて昇降変位自在に設けられている。ランス１４の先端部には、ノズル２１が備えられ、ランス１４の基端部には酸素ガス供給管２３が連結されている。酸素ガス供給管２３には、圧力計２４、流量計２５および流量調整弁２６がランス１４側からこの順序に設けられている。ランス１４およびノズル２１は、冷却水によって冷却される。ダクト１５は、転炉本体１３から排出されるダストを含む廃ガスを回収するための管路であり、炉口１８の上方に設けられる。さらに、ダクト１５の炉口１８を臨む位置には、合金投入口２７が設けられている。なお溶湯１６表面にはスラグ１７が生成される。
【００２７】
図２は図１に示すノズル２１の構成を簡略化して示す断面図であり、図３は図２の切断面線ＩＩＩ−ＩＩＩから見た断面図である。ノズル２１は、銅鋳物製の中空の円柱体であり、その内部には酸素ガス流路２９と、給水流路３０と、排水流路３１と、ノズル孔３３とが形成されている。酸素ガス流路２９は、ノズル２１の軸線３４まわりに形成される流路であり、排水流路３１は第１隔壁３５を隔てて酸素ガス流路２９を外囲するように形成される流路であり、給水流路３０は第２隔壁３６を隔てて排水流路３１を外囲するように形成される流路である。
【００２８】
第１隔壁３５および第２隔壁３６は、ノズル２１の軸線３４と同軸であり、その内外周面の軸直角断面は円形である。したがって、酸素ガス流路２９は、第１隔壁３５によって囲まれる空間であり、排水流路３１は第１隔壁３５と第２隔壁３６との間の空間であり、給水流路３０は、第２隔壁３６とノズル２１の周壁３７との間の空間である。冷却水は、給水流路３０から導入され、ノズル２１を冷却しながら排水流路３１を経て排水される。
【００２９】
ノズル孔３３は、酸素ガス流路２９と外部空間とを連通する連通孔であり、その一端部はノズル２１の溶湯１６を臨む先端面３９に開口している。ノズル孔３３は、ノズル２１の周方向に等間隔をあけて複数箇所、たとえば３箇所に形成されているので、ノズル孔３３の数ｎは３である。ノズル孔３３の直径（内径、以下同じ）は、全長にわたって一様ではなく、ノズル孔３３の軸線３８方向の途中において、スロート部４０と呼ばれる最小径に形成される部位があり、スロート部４０からノズル孔６の出口部４１へ向うのに伴って直径は大きくなるように形成される。このスロート部４０のノズル直径がノズルスロート径Ｄｔであり、出口部４１のノズル直径がノズル出口径Ｄｅである。
【００３０】
ノズル孔３３の軸線３８は、ノズル２１の軸線３４に対して傾斜しており、ノズル２１の先端面３９に向うほどノズル２１の軸線３４から離れるように構成される。ノズル孔３３の軸線３８とノズル２１の軸線３４とのなす角度は、噴出角度θと呼ばれる。本実施の形態では、これらのノズルスロート径Ｄｔ、ノズル出口径Ｄｅ、ノズル孔数ｎおよび噴出角度θがノズル仕様と呼ばれる。
【００３１】
含クロム溶銑は、転炉本体１３に注入され、羽口１９からアルゴンガスを吹き込まれて撹拌される。成分調整用合金および鋼屑などからなる添加物は、合金投入口２７から含クロム溶銑中に投入される。上吹き酸素は、流量調整弁２６によって所定流量に調整され、ランス１４を介して酸素ガス流路２９に供給される。ノズル孔３３に至る手前の空間である酸素ガス流路２９における酸素ガスの圧力がノズル前圧力Ｐである。後述する吹錬指標値Ｓの算出において、ノズル前圧力Ｐは、実操業におけるノズル前圧力Ｐｏと、ノズル形状によって定まる適正ノズル前圧力Ｐｐとの両者に区別して用いられる。酸素ガス流路２９に供給された酸素ガスは、さらにノズル孔３３を流過して溶湯１６表面に向けて噴出される。この上吹き酸素の流量および圧力は、前記流量計２５および圧力計２４によって測定される。転炉１１において吹錬された後のステンレス溶鋼は、出鋼口２０から図示しない取鍋に出鋼される。
【００３２】
前述したような転炉１１によって、ステンレス溶鋼の粗精錬である酸素吹錬を行う。本発明のステンレス溶鋼の吹錬方法においては、ノズルスロート径Ｄｔとノズル出口径Ｄｅとがそれぞれ独立して定められ相互に幾何学的に非相似な形状を有するノズル間に適用可能な吹錬指標値Ｓ（以後、単に吹錬指標値Ｓと呼ぶ）とロス重量ΔＷとの関係を求め、その関係に基づいてロス重量ΔＷが目標範囲になるように吹錬指標値Ｓを制御する。この吹錬指標値Ｓは、ノズル２１から噴出される上吹き酸素のみかけの噴出運動量Ｉ、ランス高さｈおよび操業条件定数ｋによって、吹錬指標値Ｓ＝Ｉ×ｋ／ｈとして求められる。
【００３３】
ただし、上吹き酸素のみかけの噴出運動量Ｉおよび操業条件定数ｋは、式（３）および式（４）によってそれぞれ与えられる。
Ｉ＝１３．９２Ｄｔ²Ｐｏ√｛１−（１．０３３／Ｐｏ）^2/7｝…（３）
ｋ＝Ｐｏ／Ｐｐ （ここに、０＜ｋ≦１） …（４）
ここで、Ｄｔ：ノズルスロート径[cm]
Ｐｏ：実操業におけるノズル前圧力(絶対圧力)[kgf/cm²]
Ｐｐ：ノズル形状によって定まるノズル前圧力(絶対圧力)[kgf/cm²]
である。式（３）は、たとえば丸善株式会社昭和５６年６月２０日発行「鉄鋼便覧Ｉ基礎」第１７９頁に記載されている。
【００３４】
前記ノズル形状によって定まるノズル前圧力Ｐｐは、さらに式（５）によって与えられる。
【００３５】
【数４】

【００３６】
ここで、Ａｅ：ノズル出口断面積、Ａｔ：ノズルスロート断面積、γ：酸素の比熱比である。なおノズルスロート断面積（Ａｔ）とノズル出口断面積（Ａｅ）とは、ノズルスロート径Ｄｔおよびノズル出口径Ｄｅを用いてそれぞれ表すことができ、Ａｔ＝πＤｔ²／４およびＡｅ＝πＤｅ²／４である。比熱比は、定容比熱に対する定圧比熱の比であり、２原子分子である酸素ガスでは１．４０である。
【００３７】
前述したように吹錬指標値Ｓには、ノズル前圧力Ｐｐ，Ｐｏ、ノズルスロート径Ｄｔ、ノズル出口径Ｄｅおよびランス高さｈが含まれ、ノズル出口径Ｄｅをノズル前圧力Ｐｐおよびノズルスロート径Ｄｔに従属する条件因子ではなく、独立した条件因子として用いている。したがって、ノズル前圧力Ｐｐとノズルスロート径Ｄｔとに対応して一意的にノズル出口径Ｄｅが定められる相似形のノズルを使用するという限定された吹錬条件設定のもとにおいて得られる鋼浴へこみ深さＬを指標として吹錬状況を制御することに比べて、より広範な吹錬条件の中から適正条件を選択して吹錬状況を制御することが可能になる。すなわち、ノズル前圧力Ｐｐおよびノズルスロート径Ｄｔが同一の場合においても、前記式（２）の関係に基づいて定められるノズル出口径Ｄｅに限定されることなく、ノズル出口径Ｄｅを任意に大きくしたり小さくすることによって、ノズルから噴出される酸素ガスの有するエネルギを積極的に変化させ、広い範囲の吹錬条件から吹錬指標値Ｓに基づいて適正な条件を選択し吹錬状況を制御することができる。
【００３８】
ステンレス溶鋼の吹錬の実操業は、たとえば次のように行うことができる。吹錬するべきチャージの鋼種および鋼浴温度などに対応するランス高さｈと送給酸素流量Ｆとを予め想定し、想定値に基づいて吹錬指標値Ｓを目標範囲内にすることができるようなノズル仕様、すなわちノズルスロート径Ｄｔおよびノズル出口径Ｄｅ等を定める。定められたノズル仕様に従ったノズルを準備し、吹錬の実操業時においては、ランス高さｈおよびノズル前圧力Ｐｏのいずれか一方または両方の設定値を変化させて吹錬指標値Ｓを目標範囲となるように制御する。
【００３９】
なお実操業におけるノズル前圧力Ｐｏには、前記酸素ガス供給管２３に設けられる圧力計２４によって測定される値を用いる。厳密には圧力計２４から酸素ガス供給管２３内を流過してノズル入口に至るまでに若干の圧損が生じるけれども、圧損がわずかであるので圧力計２４による測定値をノズル前圧力Ｐｏとして用いた。
【００４０】
吹錬指標値Ｓは、定性的にはステンレス溶鋼に吹付けられる酸素ジェットの単位時間当りにおける噴出運動量の大きさを表す。したがって、吹錬指標値Ｓに基づいて吹錬状況を制御することによって、現象面においては、酸素ジェットによって発生するスプラッシュの転炉炉壁付着量である前記ロス重量ΔＷの値を、目標範囲換言すれば適正範囲になるように制御することができる。ロス重量ΔＷは、転炉内壁を構成する耐火物の損耗および歩留に密接に関係する量であり、吹錬指標値Ｓを制御して吹錬状況すなわちロス重量ΔＷが適正範囲になるようにすることによって、転炉の炉壁を構成する耐火物の損耗を抑制して炉内容積がほぼ一定になるように炉体形状を保持しつつ、高い精錬歩留で効率的に吹錬を行うことが可能になる。
【００４１】
この吹錬指標値Ｓは、１２０以上、１８０以下になるように制御することが望ましい。前述したように吹錬指標値Ｓを制御することによって、ロス重量ΔＷの値を適正範囲にすることができる。すなわち吹錬指標値Ｓを１２０以上とすることによって、ロス重量ΔＷを主として構成する上吹き酸素によるスプラッシュの発生を適正な量にすることができる。適正な量に発生するスプラッシュは、転炉の内壁を構成する耐火物に付着して転炉内面の炉体形状保持に寄与するので、転炉炉体寿命を長くすることができる。
【００４２】
また吹錬指標値Ｓを１８０以下とすることによって、過度のハードブロー状態になることを抑制できるので、上吹き酸素によるスプラッシュ量の過剰発生が防止され、高い精錬歩留が実現される。
【００４３】
また吹錬指標値Ｓが目標範囲になるように酸素吹錬を行うことによって、ロス重量ΔＷの値が適正範囲になり、転炉炉体の保護を実現しつつ送給酸素流量を増加させることができるので、上吹き酸素と溶湯との接触効率を高めることが可能であり、脱炭処理のための吹錬時間を短縮することができる。
【００４４】
（実施例）
以下本発明の実施例を説明する。容量が８０トンの転炉１１を準備し、仕様がそれぞれ異なる８種類のノズル（Ｎｏ．１〜８）を用いてステンレス溶鋼の上吹き酸素吹錬を行った。各ノズル（Ｎｏ．１〜８）を使用したチャージにおいては、ランス高さｈまたはノズル前圧力Ｐｏを変化させることによって吹錬指標値Ｓが１１０〜２２０の範囲内になるようにチャージ内の操業条件を保ち、吹錬状況を制御した。各ノズル（Ｎｏ．１〜８）の仕様等を表１に合わせて示す。
【００４５】
吹錬状況をロス重量ΔＷ（ｋｇ／Ｔ）によって表した。なおＴはトンを表す。前述したようにロス重量ΔＷは、そのほとんどが上吹き酸素吹錬によって発生するスプラッシュの転炉炉壁への付着量であり、スプラッシュの発生量とハードブローまたはソフトブロー等の吹錬状況とは良く対応するので、ロス重量ΔＷによって吹錬状況を表すことが可能である。本実施例では、幾何学的に非相似形の関係にある各ノズル（Ｎｏ．１〜８）を使用したステンレス溶鋼の吹錬において、吹錬指標値Ｓを変化させて各吹錬指標値Ｓに対するロス重量ΔＷを求め、吹錬指標値Ｓに対応してロス重量ΔＷを設定することができるか否かを検討した。比較のためにロス重量ΔＷと前記式（１）の鋼浴へこみ深さＬとの関係を求め、鋼浴へこみ深さＬを指標としてロス重量ΔＷを設定することができるか否かを合わせて検討した。
【００４６】
図４は吹錬指標値Ｓとロス重量ΔＷとの関係を示す図であり、図５は鋼浴へこみ深さＬとロス重量ΔＷとの関係を示す図である。図４中に示すライン４２は、吹錬指標値Ｓとロス重量ΔＷとの相関を表すものであり、ライン４２から吹錬指標値Ｓとロス重量ΔＷとは、ほぼ一対一に対応し高い相関を有することが判る。図４に示すように吹錬指標値Ｓを制御することによって高い精度でロス重量ΔＷを目標とする値に設定することができた。
【００４７】
また吹錬指標値Ｓが１２０〜１８０の範囲になるように制御することによって、ロス重量ΔＷが２５〜５０ｋｇ／Ｔの範囲で吹錬することができた。ロス重量ΔＷが２５〜５０ｋｇ／Ｔの範囲で吹錬することによって、転炉炉体寿命を最大２５％延長するとともに高歩留での吹錬を実現でき、さらに送給酸素流量Ｆを最大３０％増加させることができたので、上吹き酸素と溶湯との接触効率が高くなり脱炭処理のための吹錬時間を最大３０％短縮することができた。
【００４８】
一方図５に示すように鋼浴へこみ深さＬとロス重量ΔＷとの間には、相関がほとんど認められず、鋼浴へこみ深さＬを指標としてロス重量ΔＷを目標とする値に設定することは困難であった。
【００４９】
【表１】

【００５０】
【発明の効果】
本発明によれば、広範な吹錬条件に対して適用することができる吹錬指標値Ｓを案出し、吹錬指標値Ｓとロス重量ΔＷとの関係を求め、その関係に基づいてロス重量ΔＷが目標範囲内になるように吹錬指標値Ｓすなわち吹錬条件を制御するので、転炉の炉内容積がほぼ一定になるように炉体形状を保持しつつ、高い歩留で効率的に吹錬を行うことが可能になる。
【００５１】
また本発明によれば、吹錬指標値Ｓを１２０以上、１８０以下とすることによって、転炉炉体寿命を延長し、高い精錬歩留を実現することができる。また目標範囲に設定された吹錬指標値Ｓに従い酸素吹錬を行うことによって、転炉炉体の保護を実現しつつ送給酸素流量を増加させることができるので、上吹き酸素と溶湯との接触効率を高めて吹錬時間を短縮することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のステンレス溶鋼の吹錬方法を好適に適用することのできる転炉１１の構成を簡略化して示す断面図である。
【図２】図１に示すノズル２１の構成を簡略化して示す断面図である。
【図３】図２の切断面線ＩＩＩ−ＩＩＩから見た断面図である。
【図４】吹錬指標値Ｓとロス重量ΔＷとの関係を示す図である。
【図５】鋼浴へこみ深さＬとロス重量ΔＷとの関係を示す図である。
【図６】従来の転炉１における吹錬の状態を示す図である。
【図７】ノズル４の一例について先端部付近の構成を示す断面図である。
【符号の説明】
１１ 転炉
１３ 転炉本体
１４ ランス
１６ 溶湯
２１ ノズル[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for blowing molten stainless steel in a converter.
[0002]
[Prior art]
Conventionally, molten stainless steel has been prepared by melting raw materials in an electric furnace to produce chromium-containing hot metal, performing coarse refining such as decarburization treatment and component adjustment in a converter, and finishing refining in a vacuum ladle degasser. It is melted by. FIG. 6 is a diagram showing a state of blowing in the conventional converter 1. As shown in FIG. 6, the rough refining in the converter is performed by charging the converter 1 with an additive such as chromium-containing hot metal and an alloy for adjusting the composition, and then melt 2 (hereinafter abbreviated as molten metal 2). This is performed by ejecting oxygen gas from the nozzle 4 provided at the end of the lance 3 facing the surface of the molten metal 2 provided above the surface of the lance 3 toward the molten metal 2. Such treatment is generally called oxygen blowing, and the oxygen gas is called top blown oxygen.
[0003]
The distance from the surface of the molten metal 2 to the nozzle 4 provided at the end of the lance 3 is called the lance height h. The oxygen blowing is a process for mainly performing a decarburization process by reacting carbon and oxygen in the chromium-containing hot metal, thereby producing a molten stainless steel having a predetermined carbon content. Stainless steel melted by rough refining is discharged from the converter 1 into a ladle. Such a series of processes from charging into the converter 1 to exiting steel is repeated. Hereinafter, the operation unit in which the series of processes is performed may be referred to as charge.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
In the oxygen blowing in the converter, blowing conditions are selected so that the decarburization treatment can be efficiently performed by bringing the top blowing oxygen into contact with the molten metal. The blowing condition of the converter is mainly determined by the specifications of the nozzle 4, the supply oxygen amount F that is the amount of oxygen supplied to the molten metal 2 for blowing, and the lance height h.
[0005]
FIG. 7 is a cross-sectional view showing a configuration near the tip of an example of the nozzle 4. FIG. 7 shows an example of a nozzle 4 called a Laval nozzle. The nozzle 4 is a hollow cylindrical body made of a copper casting, and is formed so as to surround the nozzle hole 6 and the nozzle hole 6 which is an oxygen gas flow path for supplying the upper blown oxygen to the molten metal 2 through the partition wall. A water supply / drainage channel 7 for supplying and discharging water for cooling the nozzle 4 is formed.
[0006]
The diameter (inner diameter) of the nozzle hole 6 is not uniform in the direction of the axis 8 of the nozzle hole 6, and there is a portion formed in the minimum diameter called the throat portion 9 in the middle of the direction of the axis 8. The diameter is formed so as to increase. The diameter of the throat portion 9 of the nozzle hole 6 is called a nozzle throat diameter Dt, and the diameter of the outlet of the nozzle hole 6 is called a nozzle outlet diameter De. 7 illustrates a Laval nozzle in which one nozzle hole 6 is formed, but a plurality of nozzle holes are generally formed in the nozzle, and the number of nozzle holes is represented by n. The specification of the nozzle 4 mentioned above refers to the nozzle throat diameter Dt, the nozzle outlet diameter De, the number of nozzle holes n, and the like.
[0007]
The nozzle specifications (Dt, De, n, etc.), the oxygen supply amount F and the lance height h are set to desired values, and the blowing conditions are selected. The so-called steel bath dent depth L, which is the depth, is hard blown in such a state that it is blown to increase, or the steel bath dent depth L, which is blown so that the dent depth L is reduced, appears. Let The state in which the steel bath is blown at various indentation depths represented by hard blow, soft blow, or the like in this way may be referred to as a blowing state here.
[0008]
In the case of hard blow, the decarburization efficiency is high, and spatter of molten metal containing slag called splash adheres to the refractory constituting the inner wall of the furnace body and suppresses the wear of the refractory, but the amount of splash generated is large As a result, the yield decreases. On the other hand, in the case of soft blow, although the yield is good because the occurrence of splash is suppressed, the decarburization efficiency is lowered, and the amount of adhering to the furnace wall refractory of the splash is small and the wear of the refractory is increased. Therefore, in actual blowing, it is necessary to operate between hard blow and soft blow so as to obtain target blowing conditions suitable for the type of stainless steel to be blown and the steel bath temperature. For this purpose, it is necessary to obtain a quantitative relationship between the blowing conditions and the depth L of the dent in the steel bath.
[0009]
Conventionally, the indentation depth L of the steel bath is quantitatively determined by, for example, the equation (1).

Here, a: correction term based on the ejection angle, which is an angle between the axis of the nozzle body and the axis of the nozzle hole, F: oxygen supply amount n: number of nozzle holes Dt: nozzle throat diameter. Formula (1) is described in, for example, page 95 of “Iron Metallurgical Reaction Engineering” issued on February 27, 1969, Nikkan Kogyo Shimbun.
[0010]
This equation (1) includes the nozzle throat diameter Dt but does not include the nozzle outlet diameter De. The reason is that in the Laval nozzle, the specification design is made so as to satisfy the relationship of the following formula (2) in order to obtain the maximum oxygen gas flow rate, so the nozzle of oxygen supplied from the top blowing oxygen supply source This is because if the nozzle front pressure P and the nozzle throat diameter Dt, which are the pressure at the inlet, are given and the nozzle outlet pressure Pe at the oxygen nozzle outlet is, for example, atmospheric pressure, the nozzle outlet diameter De is uniquely determined. That is, the steel bath dent depth L according to the equation (1) is different in nozzles that satisfy the relationship given by the equation (2) between the nozzle throat diameter Dt and the nozzle outlet diameter De, that is, the sizes of the individual nozzles. However, it is an index that can be used when a nozzle having a geometrically similar shape that satisfies the relationship of Expression (2) is used for blowing.
[0011]
[Expression 2]

[0012]
Here, Ae: Nozzle outlet area, At: Nozzle throat area. Formula (2) is described, for example, in Maruzen Co., Ltd., June 20, 1981, “Steel Handbook I Basics”, page 179.
[0013]
In the blown smelting of stainless steel, it is desired to reduce the decarburization time, but to reduce the decarburization time by using a uniform nozzle that satisfies the relationship of formula (2). When the supply oxygen flow rate F is increased, hard blow occurs and the yield decreases. Therefore, the present invention is not limited to nozzles having a shape satisfying the relationship of the expression (2), and a nozzle having a shape in which the nozzle throat diameter Dt and the nozzle outlet diameter De are arbitrarily selected is used. It is desirable to select the appropriate conditions from the above and perform blowing efficiently. However, when blowing with a nozzle having a shape that deviates from the relationship of equation (2), there is a discrepancy between the steel bath dent depth obtained by equation (1) and the steel bath dent depth actually formed. There is a problem that efficient blowing cannot be performed using the depth of dent in the steel bath as an index.
[0014]
An object of the present invention is to devise a blowing index value that can be applied to a wide range of blowing conditions, and to convert a furnace efficiently and stably based on the blowing index value It is to provide a method for blown stainless steel.
[0015]
[Means for Solving the Problems]
Above invention, the chrome-containing molten iron and additives to charging into the furnace, then toward a nozzle provided in an end portion facing the molten metal surface of the lance spaced above the surface of the molten metal in the molten metal In a method of blowing molten stainless steel in a converter that repeats a series of treatments in which blown oxygen is spouted at a predetermined flow rate and molten stainless steel is produced and produced.
Blowing index value S (= I × k / h) related to the apparent ejection momentum I of the upper blown oxygen ejected from the nozzle, the lance height h which is the distance between the lance and the molten metal surface, and the operation condition constant k And the weight of the chromium-containing hot metal and additives charged into the converter and the loss weight ΔW, which is the weight difference between the stainless steel discharged from the converter and the weight of the loss based on the relationship A blown method of molten stainless steel in a converter, wherein the blowing index value S is controlled so that ΔW falls within a target range.
[0016]
However, the apparent blowout momentum I and the operating condition constant k are given by the following equations, respectively,
I = 13.92Dt ² Po√ {1- (1.033 / Po) ^2/7 }
k = Po / Pp (where 0 <k ≦ 1)
Here, Dt: Nozzle throat diameter Po: Pre-nozzle pressure in actual operation (absolute pressure)
Pp: Pre-nozzle pressure (absolute pressure) determined by the nozzle shape
The pre-nozzle pressure Pp determined by the nozzle shape is further given by the following equation:
[Equation 3]

[0017]
Here, Ae: Nozzle outlet sectional area At: Nozzle throat sectional area γ: Specific heat ratio of oxygen.
[0018]
According to the present invention, delivery of oxygen flow rate F, the lance height h, a nozzle throat diameter Dt and the nozzle exit diameter De (nozzle exit cross-sectional area Ae is given by Ae = πDe ^2/4) and the nozzle before the pressure P Including a blowing index value S that can be applied to a wide range of blowing conditions using a nozzle that can independently determine an arbitrary value for the nozzle throat diameter Dt and the nozzle outlet diameter De. And determining the relationship between the blowing index value S and the loss weight ΔW, and controlling the blowing index value S so that the loss weight ΔW is within the target range, so that efficient and stable blowing is performed. It becomes possible.
[0019]
Further, the present invention is characterized in that the blowing index value S is controlled to be 120 or more and 180 or less.
[0020]
According to the present invention, by setting the blowing index value S to 120 or more and 180 or less, the converter furnace body life can be extended and a high refining yield can be realized. That is, by setting the blowing index value S to be 120 or more, the amount of splash generated by the top blown oxygen can be set to an appropriate amount. Splash generated in an appropriate amount adheres to the refractory constituting the inner wall of the converter and suppresses its wear and contributes to maintaining the shape of the furnace body on the inner surface of the converter. it can.
[0021]
Further, by setting the blowing index value S to 180 or less, it is possible to suppress an excessive hard blow state, thereby preventing an excessive generation of the splash amount due to the upper blown oxygen. Therefore, a high refining yield can be realized without the loss weight ΔW substantially equal to the amount of splashing spray adhering to the converter furnace wall without becoming excessive. Further, by performing oxygen blowing so that the blowing index value S is in the range of 120 to 180, it is possible to increase the supply oxygen flow rate while realizing protection of the converter furnace body, It is possible to increase the contact efficiency between the molten metal and the molten metal, and the blowing time for the decarburization treatment can be shortened.
[0022]
In the present invention, the blowing index value S is:
It is controlled by changing a set value of either one or both of the lance height h and the pre-nozzle pressure Po.
[0023]
According to the present invention, it is possible to easily control the blowing index value S and thus the loss weight ΔW by changing the set value of one or both of the lance height h and the pre-nozzle pressure Po.
[0024]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a simplified configuration of a converter 11 to which the method for blowing molten stainless steel according to the present invention can be suitably applied. With reference to FIG. 1, the structure of the converter 11 which applies the blowing method of the molten stainless steel of this invention is demonstrated.
[0025]
The converter 11 includes a converter main body 13, a lance 14, and a duct 15. The converter 11 is configured so that chromium-containing hot metal can be decarburized by oxygen blowing to produce molten stainless steel. The converter main body 13 is a heat-resistant container that stores the molten metal 16, and a furnace opening 18 that is opened in a circular shape is formed at the top, and a tuyere 19 that blows an inert gas such as argon gas at the bottom. Is formed. Further, a steel outlet 20 is formed on the peripheral wall of the converter main body 13 for discharging the molten metal 16, and a tilting device (not shown) for tilting the converter main body 13 is provided.
[0026]
The lance 14 is a steel pipe that blows up blown oxygen for performing oxygen blowing, and is provided above and below the surface of the molten metal so as to be freely moved up and down. A nozzle 21 is provided at the distal end of the lance 14, and an oxygen gas supply pipe 23 is connected to the proximal end of the lance 14. In the oxygen gas supply pipe 23, a pressure gauge 24, a flow meter 25, and a flow rate adjustment valve 26 are provided in this order from the lance 14 side. The lance 14 and the nozzle 21 are cooled by cooling water. The duct 15 is a pipe line for collecting waste gas containing dust discharged from the converter main body 13, and is provided above the furnace port 18. Further, an alloy charging port 27 is provided at a position facing the furnace port 18 of the duct 15. Slag 17 is generated on the surface of the molten metal 16.
[0027]
2 is a simplified cross-sectional view showing the configuration of the nozzle 21 shown in FIG. 1, and FIG. 3 is a cross-sectional view taken along the section line III-III in FIG. The nozzle 21 is a hollow cylindrical body made of copper casting, and an oxygen gas flow path 29, a water supply flow path 30, a drain flow path 31, and a nozzle hole 33 are formed therein. The oxygen gas flow path 29 is a flow path formed around the axis 34 of the nozzle 21, and the drainage flow path 31 is a flow path formed so as to surround the oxygen gas flow path 29 across the first partition wall 35. The water supply channel 30 is a channel formed so as to surround the drain channel 31 with the second partition wall 36 interposed therebetween.
[0028]
The first partition wall 35 and the second partition wall 36 are coaxial with the axis 34 of the nozzle 21, and the cross section perpendicular to the axis of the inner and outer peripheral surfaces thereof is circular. Therefore, the oxygen gas flow path 29 is a space surrounded by the first partition wall 35, the drainage flow path 31 is a space between the first partition wall 35 and the second partition wall 36, and the water supply flow path 30 is the second space. This is a space between the partition wall 36 and the peripheral wall 37 of the nozzle 21. The cooling water is introduced from the water supply channel 30 and drained through the drain channel 31 while cooling the nozzle 21.
[0029]
The nozzle hole 33 is a communication hole that allows the oxygen gas flow path 29 and the external space to communicate with each other. One end of the nozzle hole 33 is open to a tip surface 39 that faces the molten metal 16 of the nozzle 21. The number of nozzle holes 33 is three because the nozzle holes 33 are formed at a plurality of positions, for example, three positions at equal intervals in the circumferential direction of the nozzle 21. The diameter (inner diameter, the same applies hereinafter) of the nozzle hole 33 is not uniform over the entire length, and there is a portion formed at the minimum diameter called the throat portion 40 in the middle of the nozzle hole 33 in the axis 38 direction. The diameter of the nozzle hole 6 is formed so as to increase toward the outlet 41 of the nozzle hole 6. The nozzle diameter of the throat portion 40 is the nozzle throat diameter Dt, and the nozzle diameter of the outlet portion 41 is the nozzle outlet diameter De.
[0030]
The axis 38 of the nozzle hole 33 is inclined with respect to the axis 34 of the nozzle 21, and is configured to be farther from the axis 34 of the nozzle 21 toward the tip end surface 39 of the nozzle 21. The angle formed by the axis 38 of the nozzle hole 33 and the axis 34 of the nozzle 21 is called the ejection angle θ. In the present embodiment, these nozzle throat diameter Dt, nozzle outlet diameter De, number of nozzle holes n, and ejection angle θ are referred to as nozzle specifications.
[0031]
The chromium-containing hot metal is poured into the converter main body 13, and argon gas is blown from the tuyere 19 and stirred. The additive consisting of the component adjusting alloy and steel scraps is charged into the chromium-containing hot metal from the alloy charging port 27. The upper blown oxygen is adjusted to a predetermined flow rate by the flow rate adjusting valve 26 and supplied to the oxygen gas flow path 29 via the lance 14. The pressure of the oxygen gas in the oxygen gas flow path 29 which is the space before reaching the nozzle hole 33 is the nozzle pre-pressure P. In the calculation of the blowing index value S, which will be described later, the pre-nozzle pressure P is distinguished from both the pre-nozzle pressure Po in actual operation and the proper pre-nozzle pressure Pp determined by the nozzle shape. The oxygen gas supplied to the oxygen gas flow path 29 further flows through the nozzle hole 33 and is ejected toward the surface of the molten metal 16. The flow rate and pressure of the top blown oxygen are measured by the flow meter 25 and the pressure gauge 24. The molten stainless steel that has been blown in the converter 11 is discharged from a steel outlet 20 into a ladle (not shown).
[0032]
In the converter 11 as described above, oxygen blowing, which is rough refining of molten stainless steel, is performed. In the method for blowing molten stainless steel according to the present invention, the nozzle throat diameter Dt and the nozzle outlet diameter De are independently determined, and applicable to the nozzles having geometrically non-similar shapes. The relationship between the value S (hereinafter simply referred to as the blowing index value S) and the loss weight ΔW is obtained, and the blowing index value S is controlled based on the relationship so that the loss weight ΔW falls within the target range. This blowing index value S is obtained as a blowing index value S = I × k / h, based on the apparent ejection moment I of the upper blown oxygen ejected from the nozzle 21, the lance height h and the operation condition constant k.
[0033]
However, the apparent ejection momentum I and the operating condition constant k of the top blowing oxygen are given by the equations (3) and (4), respectively.
I = 13.92Dt ² Po√ {1- (1.033 / Po) ^2/7 } (3)
k = Po / Pp (where 0 <k ≦ 1) (4)
Where Dt: Nozzle throat diameter [cm]
Po: Pre-nozzle pressure in actual operation (absolute pressure) [kgf / cm ² ]
Pp: Pre-nozzle pressure (absolute pressure) determined by the nozzle shape [kgf / cm ² ]
It is. Formula (3) is described, for example, in Maruzen Co., Ltd., June 20, 1981, “Steel Handbook I Basic”, page 179.
[0034]
The pre-nozzle pressure Pp determined by the nozzle shape is further given by equation (5).
[0035]
[Expression 4]

[0036]
Here, Ae: nozzle outlet cross-sectional area, At: nozzle throat cross-sectional area, and γ: specific heat ratio of oxygen. Note that the nozzle throat cross-sectional area (At) and nozzle exit cross-sectional area (Ae), can be represented respectively by using a nozzle throat diameter Dt and the nozzle exit diameter De, At = πDt ^2/4 and Ae = πDe ^2/4 It is. The specific heat ratio is the ratio of the constant pressure specific heat to the constant volume specific heat, and is 1.40 for oxygen gas which is a diatomic molecule.
[0037]
As described above, the blowing index value S includes the nozzle pre-pressures Pp and Po, the nozzle throat diameter Dt, the nozzle outlet diameter De, and the lance height h. The nozzle outlet diameter De is determined based on the nozzle pre-pressure Pp and the nozzle throat diameter. It is used as an independent conditional factor, not a conditional factor dependent on Dt. Therefore, a steel bath dent obtained under a limited blowing condition setting in which a similar shaped nozzle whose nozzle outlet diameter De is uniquely determined corresponding to the nozzle pre-pressure Pp and the nozzle throat diameter Dt is used. Compared to controlling the blowing condition using the depth L as an index, it is possible to select the appropriate condition from a wider range of blowing conditions and control the blowing condition. That is, even when the pre-nozzle pressure Pp and the nozzle throat diameter Dt are the same, the nozzle outlet diameter De is arbitrarily increased without being limited to the nozzle outlet diameter De determined based on the relationship of the formula (2). The energy of the oxygen gas ejected from the nozzle is actively changed by selecting the appropriate condition based on the blowing index value S from a wide range of blowing conditions, and the blowing condition is controlled. be able to.
[0038]
The actual operation of blowing stainless steel can be performed, for example, as follows. The lance height h and the supply oxygen flow rate F corresponding to the steel type of the charge to be blown, the steel bath temperature and the like are assumed in advance, and the blowing index value S can be set within the target range based on the assumed value. Such nozzle specifications, that is, the nozzle throat diameter Dt and the nozzle outlet diameter De are determined. Prepare nozzles according to the specified nozzle specifications, and at the time of actual blowing operation, change the set value of either one or both of the lance height h and the pre-nozzle pressure Po to set the blowing index value S. Control the target range.
[0039]
A value measured by a pressure gauge 24 provided in the oxygen gas supply pipe 23 is used as the pre-nozzle pressure Po in actual operation. Strictly speaking, a slight pressure loss occurs from the pressure gauge 24 through the oxygen gas supply pipe 23 to the nozzle inlet. However, since the pressure loss is small, the measured value by the pressure gauge 24 is used as the pre-nozzle pressure Po. It was.
[0040]
The blowing index value S qualitatively represents the magnitude of the ejection momentum per unit time of the oxygen jet sprayed onto the molten stainless steel. Therefore, by controlling the blowing condition based on the blowing index value S, in terms of the phenomenon, the value of the loss weight ΔW, which is the amount of splashed converter wall adhering to the converter due to the oxygen jet, If so, it can be controlled to be within an appropriate range. The loss weight ΔW is an amount closely related to the wear and yield of the refractory constituting the converter inner wall so that the blowing condition, that is, the loss weight ΔW is within an appropriate range by controlling the blowing index value S. By doing so, the wear of the refractory constituting the furnace wall of the converter is suppressed, and the furnace body shape is maintained so that the furnace volume is almost constant, and the blowing is efficiently performed at a high refining yield. It becomes possible.
[0041]
It is desirable to control the blowing index value S to be 120 or more and 180 or less. By controlling the blowing index value S as described above, the value of the loss weight ΔW can be within an appropriate range. That by a blowing an index value S 120 than on, it can be an appropriate amount of generation of splash by top-blown oxygen mainly constituting the loss weight [Delta] W. The splash generated in an appropriate amount adheres to the refractory constituting the inner wall of the converter and contributes to maintaining the shape of the furnace body on the inner surface of the converter, so that the life of the converter furnace body can be extended.
[0042]
Further, by setting the blowing index value S to 180 or less, it is possible to suppress an excessive hard blow state, thereby preventing an excessive amount of splash due to top blowing oxygen and realizing a high refining yield.
[0043]
Further, by performing oxygen blowing so that the blowing index value S falls within the target range, the value of the loss weight ΔW becomes an appropriate range, and the supply oxygen flow rate is increased while protecting the converter furnace body. Therefore, it is possible to increase the contact efficiency between the top blown oxygen and the molten metal, and to shorten the blowing time for the decarburization treatment.
[0044]
(Example)
Examples of the present invention will be described below. A converter 11 having a capacity of 80 tons was prepared, and top blowing oxygen blowing was performed using 8 types of nozzles (No. 1 to 8) having different specifications. In charging using each nozzle (No. 1 to 8), operation within the charge is performed so that the blowing index value S is within the range of 110 to 220 by changing the lance height h or the nozzle pre-pressure Po. The conditions were maintained and the blowing situation was controlled. The specifications and the like of each nozzle (No. 1 to 8) are shown in Table 1.
[0045]
The blowing condition was expressed by loss weight ΔW (kg / T). T represents tons. As described above, the loss weight ΔW is the amount of splash adhering to the converter furnace wall, most of which is generated by top blowing oxygen blowing, and the amount of splash generated and the blowing status such as hard blow or soft blow Since it corresponds well, it is possible to represent the blowing condition by the loss weight ΔW. In this example, in the blowing of molten stainless steel using the nozzles (No. 1 to 8) that are geometrically non-similar, each blowing index value S is changed by changing the blowing index value S. Loss weight ΔW was obtained, and it was examined whether or not loss weight ΔW could be set in correspondence with blowing index value S. For comparison, the relationship between the loss weight ΔW and the steel bath dent depth L of the above formula (1) is obtained, and whether or not the loss weight ΔW can be set using the steel bath dent depth L as an index is determined. investigated.
[0046]
FIG. 4 is a diagram showing the relationship between the blowing index value S and the loss weight ΔW, and FIG. 5 is a diagram showing the relationship between the steel bath dent depth L and the loss weight ΔW. The line 42 shown in FIG. 4 represents the correlation between the blowing index value S and the loss weight ΔW, and the blowing index value S and the loss weight ΔW from the line 42 correspond to each other almost one-to-one and have a high correlation. It turns out that it has. By controlling the blowing index value S as shown in FIG. 4, the loss weight ΔW could be set to a target value with high accuracy.
[0047]
Moreover, by controlling the blowing index value S to be in the range of 120 to 180, the loss weight ΔW was able to be blown in the range of 25 to 50 kg / T. Blowing with a loss weight ΔW in the range of 25 to 50 kg / T extends the converter furnace life by up to 25% and realizes high yielding blowing, and further supplies oxygen flow rate F up to 30%. %, The contact efficiency between the top blown oxygen and the molten metal was increased, and the blowing time for the decarburization treatment could be shortened by up to 30%.
[0048]
On the other hand, as shown in FIG. 5, there is almost no correlation between the steel bath dent depth L and the loss weight ΔW, and the loss weight ΔW is set to a target value using the steel bath dent depth L as an index. It was difficult.
[0049]
[Table 1]

[0050]
【The invention's effect】
According to the present invention, the blowing index value S that can be applied to a wide range of blowing conditions is devised, the relationship between the blowing index value S and the loss weight ΔW is obtained, and the loss weight is based on the relationship. Since the blowing index value S, that is, the blowing conditions are controlled so that ΔW is within the target range, the furnace body shape is maintained so that the furnace volume of the converter is substantially constant, and the yield is efficient at a high yield. It becomes possible to perform blowing.
[0051]
Further, according to the present invention, by setting the blowing index value S to 120 or more and 180 or less, the converter furnace body life can be extended and a high refining yield can be realized. Further, by performing oxygen blowing according to the blowing index value S set in the target range, it is possible to increase the supply oxygen flow rate while realizing protection of the converter furnace body, so that the top blown oxygen and the molten metal The contact efficiency can be increased and the blowing time can be shortened.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a simplified configuration of a converter 11 to which a method for blowing molten stainless steel according to the present invention can be suitably applied.
2 is a cross-sectional view showing a simplified configuration of a nozzle 21 shown in FIG.
3 is a cross-sectional view taken along section line III-III in FIG.
FIG. 4 is a diagram showing a relationship between a blowing index value S and a loss weight ΔW.
FIG. 5 is a diagram showing a relationship between a steel bath dent depth L and a loss weight ΔW.
6 is a view showing a state of blowing in the conventional converter 1. FIG.
7 is a cross-sectional view showing a configuration near the tip of an example of a nozzle 4. FIG.
[Explanation of symbols]
11 Converter 13 Converter body 14 Lance 16 Molten metal 21 Nozzle

Claims (3)

The chromium-containing molten pig iron and additives and charging into the furnace, then predetermined the top-blown oxygen from a nozzle provided in an end portion facing the molten metal surface of the lance spaced above the surface of the melt towards the melt In a method of blowing molten stainless steel in a converter, which is repeated at a flow rate, and a series of processes for producing and producing a molten stainless steel is repeated,
Blowing index value S (= I × k / h) related to the apparent ejection momentum I of the upper blown oxygen ejected from the nozzle, the lance height h which is the distance between the lance and the molten metal surface, and the operation condition constant k And the weight of the chromium-containing hot metal and additives charged into the converter and the loss weight ΔW, which is the weight difference between the stainless steel discharged from the converter and the weight of the loss based on the relationship A method of blowing molten stainless steel in a converter, wherein the blowing index value S is controlled so that ΔW falls within a target range.
However, the apparent blowout momentum I and the operating condition constant k are given by the following equations, respectively,
I = 13.92Dt ² Po√ {1- (1.033 / Po) ^2/7 }
k = Po / Pp (where 0 <k ≦ 1)
Here, Dt: Nozzle throat diameter Po: Pre-nozzle pressure in actual operation (absolute pressure)
Pp: Pre-nozzle pressure (absolute pressure) determined by the nozzle shape
The pre-nozzle pressure Pp determined by the nozzle shape is further given by the following equation:

Here, Ae: Nozzle outlet sectional area At: Nozzle throat sectional area γ: Specific heat ratio of oxygen. The blowing index value S is
2. The method of blowing molten stainless steel in a converter according to claim 1, wherein the control is performed so as to be 120 or more and 180 or less. The blowing index value S is
The method for blowing stainless steel in a converter according to claim 1 or 2, wherein the method is controlled by changing a set value of one or both of the lance height h and the pre-nozzle pressure Po.

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