JP5361212B2 - Method of pouring molten steel into tundish - Google Patents
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Description
本発明は、例えば、取鍋内の溶鋼を連続鋳造装置のタンディッシュに注入するタンディッシュへの溶鋼注入方法に関する。 The present invention relates to a method for injecting molten steel into a tundish, for example, injecting molten steel in a ladle into the tundish of a continuous casting apparatus.
従来から転炉から連続鋳造装置までの操業においては、転炉から出鋼した溶鋼を取鍋によって二次精錬装置へと搬送し、この二次精錬装置で二次精錬処理を行った後、連続鋳造装置に搬送するのが一般的である。連続鋳造装置に搬送された溶鋼は、タンディッシュに注入されて、タンディッシュから鋳型へと溶鋼が注入されることにより溶鋼の連続鋳造が行われる。
溶鋼をタンディッシュに注入する際に取鍋に残存する溶鋼残存量を出来る限り少なくする技術として、特許文献１及び特許文献２に開示されているものがある。
Conventionally, in the operation from the converter to the continuous casting machine, the molten steel produced from the converter is transported to the secondary smelter by the ladle, and after the secondary smelting treatment is performed with this secondary smelter, continuous Generally, it is conveyed to a casting apparatus. The molten steel conveyed to the continuous casting apparatus is poured into the tundish, and the molten steel is poured into the mold from the tundish, thereby continuously casting the molten steel.
As techniques for reducing the remaining amount of molten steel remaining in a ladle as much as possible when pouring molten steel into a tundish, there are those disclosed in
特許文献１は、水平の状態で取鍋をタンディッシュの上方に配置した後に取鍋内の溶鋼をタンディッシュへ注入しておき、タンディッシュへの溶鋼の注入が完了する直前に取鍋を傾けることによって溶鋼残存量を少なくする技術である。
特許文献２は、取鍋をタンディッシュ上方に配置した取鍋用設置台のライナーを予め傾斜させておき、このライナーに取鍋を設置することによって取鍋が傾斜するようにし、これにより、溶鋼残存量を少なくしようとする技術である。
In
特許文献１の技術では取鍋を水平状態から傾斜させなければならないため、取鍋を水平状態から傾斜状態に動かす大型の傾動装置が必要であり、装置が非常に大型化するという問題がある。
一方、特許文献２の技術では、取鍋をライナーに設置した時点で取鍋が傾斜するため、傾動装置は必要がないが、ライナーの傾斜角度等が全く開示されていないため、実操業においては当該技術を適用することが困難であり、確実に溶鋼残存量を少なくするまでは至っていないのが実情である。
In the technique of
On the other hand, in the technique of
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、転炉から連続鋳造装置間での溶鋼の生産性を維持すると共に操業に支障をきたすことなく、タンディッシュに溶鋼を注入した際の溶鋼残存量を可及的に低減できるタンディッシュへの溶鋼注入方法を提供することを目的とする。 Therefore, in view of the above problems, the present invention maintains the molten steel productivity from the converter to the continuous casting apparatus and at the same time, the molten steel remaining amount when the molten steel is poured into the tundish without affecting the operation. An object of the present invention is to provide a method for pouring molten steel into a tundish that can be reduced as much as possible.
前記目的を達成するために、本発明は、次の手段を講じた。
即ち、本発明における課題解決のための技術的手段は、転炉で出鋼した溶鋼を取鍋で二次精錬装置を経て連続鋳造装置に搬送し、当該取鍋内の溶鋼を連続鋳造装置のタンディッシュに注入するタンディッシュへの溶鋼注入方法において、前記取鍋を式（１）〜式（３）を満たす形状とし、前記転炉から取鍋内に溶鋼を装入した際のフリーボードを２００ｍｍ〜５００ｍｍとした上で、前記二次精錬装置での精錬際には取鍋の傾動角度を１度以下としておき、取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入する際には、取鍋の傾動角度を一定として当該傾動角度を１度以上とすると共に、傾動角度の上限を式（４）を満たした上で、取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入することとし、前記取鍋の底部にタンディッシュに溶鋼を注入する注入口を設け、当該注入口から傾動方向の取鍋の内壁に至る底部に、前記注入口の縁部側から内壁に向けて上方に盛り上がる形状を有することで溶鋼の溜まりを防止する溜まり防止部を設けた上で、前記取鍋を用いて当該取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入する点にある。
In order to achieve the above object, the present invention has taken the following measures.
That is, the technical means for solving the problem in the present invention is that the molten steel produced in the converter is transferred to the continuous casting device through the secondary refining device with the ladle, and the molten steel in the ladle is transferred to the continuous casting device. In the molten steel pouring method for pouring the tundish into the tundish, the ladle is shaped so as to satisfy the formulas (1) to (3), and the free board when the molten steel is charged into the ladle from the converter is provided. When the refining apparatus is 200 mm to 500 mm, the ladle tilt angle is set to 1 degree or less during refining in the secondary refining apparatus, and when the molten steel in the ladle is poured into the tundish, the ladle tilt while with the tilting angle once more the angle is constant, the upper limit of the tilt angle on that meets equation (4), and injecting the molten steel in the ladle to the tundish, the ladle At the bottom, an inlet for injecting molten steel into the tundish is provided. On the bottom that extends from the inlet to the inner wall of the ladle in the tilting direction, with a stagnation prevention part that prevents the molten steel from accumulating by having a shape that rises upward from the edge side of the inlet toward the inner wall The molten steel in the ladle is poured into the tundish using the ladle.
本発明によれば、転炉から連続鋳造装置間での溶鋼の生産性を維持すると共に操業に支障をきたすことなく、タンディッシュに溶鋼を注入した際の溶鋼残存量を低減することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the residual amount of molten steel at the time of inject | pouring molten steel to a tundish can be reduced, without interfering with operation while maintaining productivity of molten steel between a converter and a continuous casting apparatus.
以下、本発明の実施の形態を、図面に基づき説明する。
図１は、転炉から連続鋳造装置までの工程を示したものである。
図１に示すように、転炉１にて一次精錬が完了すると、転炉１から溶鋼用取鍋２（以降、単に取鍋２ということがある）に溶鋼３が装入される。この取鍋２は、ＬＦ装置、ＲＨ装置ＣＡＳ装置などの二次精錬装置４に搬送される。
二次精錬装置４では、溶鋼３の成分の微調整や介在物の浮上分離が行われ、二次精錬装置４での精錬が完了すると、二次精錬後の溶鋼３が装入された取鍋２が二次精錬装置４から連続鋳造装置５に亘って移動自在なクレーンによって連続鋳造装置５へと搬送される。取鍋２が連続鋳造装置５に達すると、取鍋２内の溶鋼３が連続鋳造装置５のタンディッシュ６へ注入され、タンディッシュ６から鋳型７へ溶鋼３を装入することにより鋳造される。 図１、図２に示すように、連続鋳造装置５は、取鍋２を支持して所定の角度で一定に傾動する載置台８と、溶鋼３を一時的に貯留するタンディッシュ６と、このタンディッシュ６からの溶鋼３が供給される鋳型７と、この鋳型７により成型された鋳片を引き出すと共に、鋳片をサポートする複数のサポートロール９とを有している。タンディッシュ６に開閉自在な浸漬ノズル１０が設けられている。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
FIG. 1 shows a process from a converter to a continuous casting apparatus.
As shown in FIG. 1, when primary refining is completed in the
In the
図２に示すように、載置台８は、取鍋２の外壁（外周面）に設けられた支持ブロック体１１と係合する支持体１２を有している。この支持体１２の上部の外周面（支持ブロック１１と対向する面）は傾斜していて、当該傾斜した傾斜面１２ａに、下方に凹む係合凹部１３が形成されている。一方で、支持ブロック体１１の下部には、係合凹部１３に係合する係合凸部１４を備え、係合凸部１４を係合凹部１３に係合することによって、取鍋２がタンディッシュ６の内側に向けて所定の角度で傾く（傾動）ものとなっている。取鍋２の傾動角度Ａは支持体１２の傾斜面１２ａの傾斜角度によって決まるものとなっている。なお、支持ブロック体１１にはトラニオン軸が設けられている。
As shown in FIG. 2, the mounting table 8 includes a
タンディッシュ６上、即ち、載置台８上において、クレーンで吊っている取鍋２を当該クレーンによって下降させ、当該取鍋２の支持ブロック体１１を支持体１２に係止することによって、取鍋２は載置台８に載置することができる。取鍋２の支持ブロック体１１を支持体１２に係止したとき、取鍋２は所定の角度で傾斜した状態にあり、この状態で取鍋２内の溶鋼３が取鍋２の注入口に設けられた注入ノズルを介してタンディッシュ６内に注入される。
以下、本発明のタンディッシュへの溶鋼の注入方法について詳しく説明する。
On the tundish 6, that is, on the mounting table 8, the
Hereinafter, the method for injecting molten steel into the tundish of the present invention will be described in detail.
このタンディッシュ６の注入方法では、転炉１から取鍋２に溶鋼３を出鋼して、その取鍋２を二次精錬装置４に移動させ、二次精錬装置４で精錬処理を行った後に連続鋳造装置５のタンディッシュ６に溶鋼３を注入するまでの転炉１から連続鋳造装置５までの工程を総合的に考慮したものである。
したがって、転炉１から出鋼された溶鋼３が装入される取鍋２は、二次精錬装置４や連続鋳造装置５でも同じものが使用され、溶鋼３は転炉１から出鋼後には他の取鍋２に入れ替えられることはない。
In the injection method of the tundish 6, the
Accordingly, the
図３に示すように、転炉１から二次精錬装置４を経て連続鋳造装置５で用いられる取鍋２は、有底状の形状であって、円筒状又は円錐状の鉄皮１５の内側に耐火物１６が流し込みや吹きつけ等により施工することにより構成されたものである。
取鍋２の上部側には、鉄皮１５の胴体部分１７の内側に設けられた耐火物１６の厚みが、他の胴体部分１７の耐火物１６の厚みよりも太くなるスラグライン部１６ａが設けられている。
スラグライン部１６ａの上下範囲は、取鍋２の上端から下方に向けて大凡９００ｍｍとされており、溶鋼３を取鍋２に装入した状態では、溶鋼３の湯面又は溶鋼３に浮くスラグの上面がスラグライン部１６ａに位置するようになっている。取鍋２の底部１８には、耐火物１６及び鉄皮１５を貫通することで当該取鍋２内の溶鋼３を外部に注入（排出）するための注入口１９が設けられている。
As shown in FIG. 3, the
On the upper side of the
The vertical range of the
転炉１から二次精錬装置４を経て連続鋳造装置５で用いられる取鍋２は、式（１）〜式（３）を満たす形状となっている。
The
式（１）において、ＳＵは取鍋２の上端開口部２０の面積であって、言い換えれば、スラグライン部１６ａ又は鉄皮１５の上端の上端断面積である。また、ＳＬは取鍋２の底部１８の面積であって、言い換えれば、底部１８の耐火物１６ｂの表面積である。
式（２）において、Ｈは取鍋２の平均高さであって、言い換えれば、取鍋２の底部１８の耐火物１６ｂ（耐火物１６の表面）から取鍋２の上端（鉄皮１５又はスラグライン部１６ａの上端）までの高さを平均したものである。また、Ｌ１は取鍋２の直径であって、言い換えれば、鉄皮１５又はスラグライン部１６ａの上端の内側の水平長さである。取鍋２が平面視で楕円形になる場合には、本発明では短径でなく長径が直径となる。
In the formula (1), SU is the area of the upper end opening 20 of the
In the formula (2), H is the average height of the
式（３）において、Ｌ２は取鍋２の注入口１９の中心から内壁２２までの水平距離であって、言い換えれば、注入口１９の中心から胴体部分１７における耐火物１６までの水平の最短距離である。Ｒは取鍋２の半径であって、言い換えれば、鉄皮１５又はスラグライン部１６ａの上端から中心までの水平距離である。
[取鍋における上端開口部の面積と底部の面積との関係について]
式（１）は、取鍋２における上端開口部２０の面積ＳＵと底部面積（底部１８の面積）ＳＬとの比を規定したものである。
In Formula (3), L2 is the horizontal distance from the center of the
[Relationship between top opening area and bottom area in ladle]
Formula (1) prescribes | regulates ratio of the area SU of the upper-end opening
底部面積ＳＬに比べて上端開口部２０の面積ＳＵが小さく、式（１）の下限値を満たさない場合、取鍋２が下部側から上端側へかけて先細りの状態であるため、上端の開口が小さいものとなる。
このように上端開口部２０が小さい状態では、例えば、二次精錬装置４がＲＨ装置であるときその浸漬管が取鍋２内に入らなかったり、鉄皮１５に耐火物１６を施工ときに型枠が入らなかったりする虞があり、転炉１から連続鋳造装置５までの工程にて操業に支障がでる可能性がある。
When the area SU of the upper end opening 20 is smaller than the bottom area SL and does not satisfy the lower limit of the formula (1), the
Thus, in the state where the upper end opening 20 is small, for example, when the
一方で、底部面積ＳＬに比べて上端開口部２０の面積ＳＵが大きく、式（１）の上限値を満たさない場合、取鍋２が下部側から上端側へかけて広がり過ぎた状態であるため、鉄皮１５の傾斜が非常に急で耐火物１６が鉄皮１５からはがれて浮き易く、転炉１から連続鋳造装置５までの工程にて操業に支障がでる可能性がある。
上述した操業上の問題を回避するため、上端開口部２０の面積ＳＵと底部面積ＳＬとの比は式（１）を満たす必要がある。
[取鍋の直径と取鍋の高さとの関係について]
式（２）は取鍋２における取鍋２の直径Ｌ１と取鍋２の高さＨ（取鍋２の平均高さ）との比を規定したものである。
On the other hand, when the area SU of the upper end opening 20 is larger than the bottom area SL and does not satisfy the upper limit value of the expression (1), the
In order to avoid the above-mentioned operational problems, the ratio of the area SU of the upper end opening 20 and the bottom area SL needs to satisfy the formula (1).
[Relationship between ladle diameter and ladle height]
Formula (2) prescribes | regulates ratio of the diameter L1 of the
取鍋２の直径Ｌ１と取鍋２の高さＨとの比が適正でないと、取鍋２に装入された溶鋼３の単位時間当たりの抜熱量が大きくなり温度降下がが大きくなる虞があるため、溶鋼３の抜熱量に着目して式（２）を規定した。式（２）について説明する。
図５に示すように、取鍋２の形状を円筒と仮定して、溶鋼３を取鍋２に装入した状態での抜熱量と溶鋼３の温度降下とを考えたとき、抜熱量と溶鋼３の温度降下とは式（５）で表すことができる。
If the ratio between the diameter L1 of the
As shown in FIG. 5, assuming that the shape of the
ここで、上下の表面積は式（６）で表され、円筒部の表面積は式（７）で表され、溶鋼３の体積（取鍋２の内容量とする）は式（８）で示すことができる。 Here, the upper and lower surface areas are represented by the formula (6), the surface area of the cylindrical portion is represented by the formula (7), and the volume of the molten steel 3 (referred to as the internal capacity of the ladle 2) is represented by the formula (8). Can do.
式（５）〜式（８）を用いて、溶鋼３の温度降下量を取鍋２の半径Ｒ及び取鍋２の高さＨで表すと、式（９）になる。さらに、溶鋼３の温度降下量を取鍋２の半径Ｒで表すと式（１０）となる。
When the temperature drop amount of the
スラグから空気への上部の熱流束Ｑ1と耐火物１６や鉄皮１５への熱流束Ｑ2とが同じとして、式（９）により溶鋼３の温度降下量が最小となる条件（ｄΔＴ／ｄＲ＝０）を求めると式（１１）となる。
As is the same as the heat flux Q 2 to the heat flux Q 1, refractory 16 and
式（１１）に示すように、取鍋２の半径Ｒと取鍋２の高さＨと比であるＨ／２Ｒが１に近いときが最も溶鋼３の温度降下量が小さいものとなる。これをふまえ、実際に取鍋２を構成するには、Ｈ／２Ｒが１に近い値になるように、取鍋２の半径Ｒと取鍋２の高さＨとを規定する必要がある。
このように、Ｈ／２Ｒが１に近い値になるように取鍋２の半径Ｒと取鍋２の高さＨとを規定する必要があるが、実際の操業の数値を用いて温度降下量が許容できるＨ／２Ｒの範囲を式（９）を用いて求めてみる。実際の操業の数値は表１に示すものとした。
As shown in the equation (11), when the radius R of the
Thus, it is necessary to define the radius R of the
まず、温度降下量が許容できるＨ／２Ｒの範囲を求めるにあたっては、上部の熱流束Ｑ１と、耐火物１６及び鉄皮１５への熱流束Ｑ２との関係をＱ１＝αＱ２とし、式（９）を式（１２）に示すように整理した。その上で、実際の操業の数値を用いて、αについて求めた。
First, in determining the range of H / 2R in which the amount of temperature drop can be tolerated, the relationship between the upper heat flux Q1 and the heat flux Q2 to the refractory 16 and the
上部の熱流束Ｑ１を求めるにあたっては、スラグの表面温度及びスラグの厚みを測定して、これらの値と溶鋼温度及びスラグ熱伝導率を用いた。また、耐火物１６及び鉄皮１５への熱流束Ｑ２については、取鍋２内に設けられた耐火物１６の厚み、耐火物１６の平均熱伝導率、鉄皮１５の厚み及び鉄皮１５の平均熱伝導率とを用いた。その結果、α＝０．９となった。
式（１２）における取鍋２の半径Ｒを変化させ、溶鋼３の温度降下量の変化について図６に示すように整理した。なお、式（１１）におけるＱ１／ρ×Ｃは定数Ｂとした。
In obtaining the upper heat flux Q1, the surface temperature of the slag and the thickness of the slag were measured, and these values, the molten steel temperature, and the slag thermal conductivity were used. Moreover, about the heat flux Q2 to the refractory 16 and the
The radius R of the
図６に示すように、Ｈ／２Ｒが０．７〜１．５であるとき、ΔＴ／Ｂは、その最小値に対して約２％と非常に低い値となっており、Ｂは定数であるため温度降下量も非常に低い値となっている。通常、製鋼工場において溶鋼を運搬する場合、転炉〜連鋳（鋳造）までの放熱による溶鋼の温度降下量は３０〜８０度前後となる。放熱量が２％（最小値に対して約２％）であることは、温度降下量で約１度に相当し、このような範囲であれば、操業上望ましい。
このような結果により、取鍋２における取鍋２の直径Ｌ１と取鍋２の高さＨとの比は式（２）に示す範囲にすることが最もよい。
[取鍋の注入口の中心から取鍋の内壁までの距離と、取鍋の半径との関係について]
式（３）は、取鍋２の注入口１９の中心から取鍋２の内壁２２までの距離Ｌ２と、取鍋２の半径Ｒとの関係を規定したものである。
As shown in FIG. 6, when H / 2R is 0.7 to 1.5, ΔT / B is a very low value of about 2% with respect to the minimum value, and B is a constant. Therefore, the temperature drop amount is also very low. Usually, when transporting molten steel in a steelmaking factory, the temperature drop of the molten steel due to heat dissipation from the converter to continuous casting (casting) is about 30 to 80 degrees. A heat release amount of 2% (about 2% with respect to the minimum value) corresponds to a temperature drop of about 1 degree, and such a range is desirable for operation.
From such a result, the ratio of the diameter L1 of the
[Relationship between the distance from the center of the ladle inlet to the inner wall of the ladle and the radius of the ladle]
Formula (3) defines the relationship between the distance L2 from the center of the
式（３）の下限値を満たさない場合、取鍋２の半径Ｒに比べて取鍋２の中心から内壁２２までの距離Ｌ２が非常に短く、注入口１９が内壁２２に非常に近い位置にある。このように注入口１９が内壁２２に近い位置にあると、注入口１９と内壁２２との水平距離が短いため注入口１９付近に設けられる厚みの大きな耐火物１６の施工が行い難いことがある。 また、注入口１９が内壁２２に非常に近い位置にあると、取鍋２に溶鋼３を装入する際に、内壁２２側に溜まった多量のスラグが注入口１９に入って、これにより注入口１９に設けられるノズルが詰まりやすい虞がある。
When the lower limit value of the formula (3) is not satisfied, the distance L2 from the center of the
一方で、式（３）の上限値を満たさない場合、取鍋２の半径Ｒに比べて取鍋２の中心から内壁２２までの距離Ｌ２が非常に長く、注入口１９が内壁２２から離れた位置にある。 このように注入口１９が内壁２２から非常に離れた位置にあると、取鍋２を傾動して溶鋼３をタンディッシュ６に注入した際に注入口１９から内壁２２までの範囲に溶鋼３が溜まりやすくなり、残鋼量が増える虞がある。
このような操業上等の問題を回避するため、取鍋２の注入口１９の中心から取鍋２の内壁２２までの距離Ｌ２と、取鍋２の半径Ｒとの関係は式（３）を満たす必要がある。
On the other hand, when the upper limit value of the formula (3) is not satisfied, the distance L2 from the center of the
In order to avoid such operational problems, the relationship between the distance L2 from the center of the
以上、転炉１での出鋼時、二次精錬装置４での精錬時及び連続鋳造装置５のタンディッシュ６に溶鋼３を注入する際に使用される取鍋２は上述した形状を有している。
なお、図４に示すように、取鍋２において、注入口１９から傾動方向の取鍋２の内壁２２に至る底部１８に、溶鋼３の溜まりを防止する溜まり防止部２５を設けることが好ましい。
詳しくは、溜まり防止部２５は、注入口１９から最も近い内壁２２との間に設けられた厚みが大きい耐火物１６ｃであって、注入口１９の縁部側から内壁２２に向けて上方に盛り上がる形状である。この溜まり防止部２５は、その上面が平坦なものであってもよい。
As described above, the
In addition, as shown in FIG. 4, it is preferable to provide the
Specifically, the
溜まり防止部２５の最も高い部分は、注入口１９から取鍋２の中心側に向けた範囲の右底部１８と略等しい高さが好ましい。
［転炉での出鋼時でのフリーボードと、二次精錬での取鍋の傾動角度について］
転炉１から溶鋼３を取鍋２に出鋼した際のフリーボードＦは２００ｍｍ〜５００ｍｍとしている。
フリーボードＦが２００ｍｍ未満で溶鋼３の湯面から取鍋２の上端までの距離が短い場合、転炉１から二次精錬装置４へと取鍋２をクレーンにて搬送する際に、搬送時のスッロシング等により取鍋２内の溶鋼３が外に溢れる虞がある。
The highest part of the
[About the free board at the time of steelmaking in the converter and the tilt angle of the ladle in secondary refining]
The free board F when the
When the freeboard F is less than 200 mm and the distance from the
したがって、操業実績から転炉１から溶鋼３を出鋼した場合のフリーボードＦを２００ｍｍ以上としている。
フリーボードＦが５００ｍｍ以上で溶鋼３の湯面から取鍋２の上端までの距離が長い場合、転炉１から出鋼する溶鋼量が少なく、生産性が低下することは否めない。過去の実績などから、フリーボードＦを５００ｍｍ以下にすることが好ましい。
ＬＦ装置、ＲＨ装置ＣＡＳ装置などの二次精錬装置４で二次精錬を行う際は、取鍋２の傾動角度Ａを１．０度以下にしている。この二次精錬では、例えば、溶鋼３を攪拌することから処理中に溶鋼３が取鍋２から溢れないように、取鍋２の傾動角度Ａはできる限り０度、即ち、取鍋２を平坦にして二次精錬をすることが最もよい。二次精錬の際に少なくとも取鍋２の傾動角度Ａを１．０度以下としている。
[タンディッシュへの溶鋼の注入の際での取鍋の傾動角度と取鍋の半径との関係について] 図２，４に示すように、取鍋２内の溶鋼３をタンディッシュ６に注入する際での取鍋２の傾動角度Ａを一定とすると共に、その取鍋２の傾動角度Ａを１度以上としている。
Therefore, the free board F when the
When the free board F is 500 mm or more and the distance from the molten metal surface of the
When secondary refining is performed by the
[Relationship between ladle tilt angle and ladle radius when pouring molten steel into tundish] As shown in FIGS. 2 and 4,
傾動角度Ａの上限は、式（４）を満たすようにしている。式（４）において、Ａは取鍋２の傾斜角度であって、言い換えれば、取鍋２を垂直にした状態から傾斜状態にしたときの鉄皮１５の底面の傾き（底部１８の耐火物１６の傾き）である。取鍋２を傾けたときは、注入口１９が下側に位置する。
The upper limit of the tilt angle A is set to satisfy the formula (4). In the formula (4), A is the inclination angle of the
この式（４）は、タンディッシュ６に溶鋼３を注入する際の取鍋２の傾動角度Ａと取鍋２の半径Ｒとの関係を規定したものである。
まず、半径の異なるそれぞれの取鍋２を用いてタンディッシュ６に溶鋼３を注入する状況を考える。ただし、タンディッシュ６に溶鋼３を注入する前にあっては、それぞれの取鍋２のフリーボードＦ（溶鋼３から取鍋２の上端までの距離）は同じであり、タンディッシュ６に溶鋼３を注入する際には、ぞれぞれの取鍋２を同じ角度で傾動するものとする。
半径の異なる取鍋２を同じ角度でそれぞれ傾動し、溶鋼３をタンディッシュ６に注入した場合、半径が大きいものほど、取鍋２を傾動したときのフリーボードＦは短いものとなる。
This formula (4) defines the relationship between the tilt angle A of the
First, consider the situation where
When the
したがって、取鍋２を傾動してタンディッシュ６に溶鋼３を注入するにあたっては、半径が大きい取鍋２は同じ傾動角度Ａであっても取鍋２から溶鋼３が溢れる危険性が高いと言える。そのため、式（４）に示すように、取鍋２を傾動させる際は、その傾動角度Ａと取鍋２の半径Ｒとを考慮する必要がある。
実際の操業では、取鍋２からの溶鋼３の溢れを確実に防止するために、傾動状態でのフリーボードＦは少なくとも１００ｍｍは確保する必要がある。半径の大きな取鍋２にあっては、溶鋼３に装入できる溶鋼量を減らすということになる。
Therefore, when the
In actual operation, in order to reliably prevent the
取鍋２を傾動せずに（傾動角度０度）タンディッシュ６に溶鋼３を注入した際の溶鋼３の出鋼量（鋳造量）は、式（１３）で表すことができる。
The amount of cast steel (cast amount) of the
式（１３）に示すように、取鍋２を傾動しない場合は、タンディッシュ６に注入する前の溶鋼量Ｗ１’からタンディッシュ６への溶鋼３の注入を停止させた時の取鍋２内に残る残鋼量Ｗ２’を減算することで鋳造量Ｗ’を求めることができる。なお、溶鋼３の深さが注入口１９の直上で６ｃｍになった時の溶鋼３の量を残鋼量Ｗ２’とした。
一方で、取鍋２を傾動させてタンディッシュ６に溶鋼３を注入した際の溶鋼３の出鋼量（鋳造量）は式（１４）で表すことができる。
As shown in Formula (13), when the
On the other hand, the amount of steel output (casting amount) of the
式（１４）に示すように、取鍋２を傾動する場合は、タンディッシュ６に注入する前の溶鋼量Ｗ１から取鍋２を傾けて注入後の取鍋２内に残る残鋼量Ｗ２を減算することで鋳造量Ｗを求めることができる。なお、溶鋼３の深さが注入口１９の直上で６ｃｍなった時の溶鋼３の量を残鋼量Ｗ２とした。また、溶鋼３を取鍋２に装入した際のフリーボードＦは条件の悪い２００ｍｍとし、取鍋２を傾動して出鋼した際のフリーボードＦは１００ｍｍとした。
ここで、取鍋２の半径Ｒや傾動角度Ａを変更したシミュレーションを行い、取鍋２を傾動しなかった場合及び取鍋２を傾動させた場合でのそれぞれの鋳造量を、式（１３）及び式（１４）により求めた。
When tilting the
Here, the simulation which changed the radius R and the tilting angle A of the
図７は、取鍋２の半径Ｒや傾動角度Ａを変更した場合において、取鍋２を傾動しなかった場合の鋳造量Ｗ’と、取鍋２を傾動させた場合の鋳造量Ｗとの差（ΔＷ＝Ｗ−Ｗ’）が少なくとも０以上なる条件下での取鍋２の半径Ｒと傾動角度Ａとの関係をまとめたものである。
図７の第１直線Ｚは、ΔＷ＞０となる取鍋２の半径Ｒと傾動角度Ａとの関係を示したもので、これらの関係が、第１直線Ｚよりも原点側になる場合、取鍋２から溶鋼３が溢れることなく溶鋼３を出鋼することができることを示している。
FIG. 7 shows the relationship between the casting amount W ′ when the
The first straight line Z in FIG. 7 shows the relationship between the radius R of the
表２は、本発明のタンディッシュ６への溶鋼３注入方法にてタンディッシュ６に溶鋼３を注入した実施例と、それ以外の方法でタンディッシュ６に溶鋼３を注入した比較例とを示したものである。
Table 2 shows an example in which the
比較例１では、式（１）の下限値のＳＵ／ＳＬ＞０．９を満たしていないため、取鍋２は底部１８が上部に比べて大きい先細り状となり、例えば、二次精錬装置４がＲＨ装置であるときその浸漬管が取鍋２内に入らなかったり、鉄皮１５に耐火物１６を施工ときに型枠が入らなかったりすることがあった。そのため、転炉１から連続鋳造装置５までの工程にて操業に支障が出た（操業上の問題「×」）。
比較例２では、式（１）の上限値のＳＵ／ＳＬ＜１．１を満たしていないため、取鍋２の上部が底部１８に比べて非常に広がりのある形状となる。そのため、取鍋２の形状としては、鉄皮１５の傾斜が非常にきつい状態であることから耐火物１６が鉄皮１５から矧がれることがあった。そのため、転炉１から連続鋳造装置５までの工程にて操業に支障がでた（耐火物１６施工の問題「×」）。
In the comparative example 1, since the lower limit value SU / SL> 0.9 of the expression (1) is not satisfied, the
In Comparative Example 2, since the upper limit value SU / SL <1.1 of Expression (1) is not satisfied, the upper portion of the
比較例３では、式（２）の下限値のＨ／Ｌ１≧０．７を満たしていないため、取鍋２の高さＨに対する取鍋２の直径Ｌ１が大きい幅広の形状となり、上述したように、溶鋼３の単位時間当たりの抜熱量が大きくなり温度降下が大きくなった（操業上の問題「×」）。
比較例４では、式（２）の上限値のＨ／Ｌ１≦１．５を満たしていないため、取鍋２の直径Ｌ１に対する取鍋２の高さＨが高い形状となり、上述したように、溶鋼３の単位時間当たりの抜熱量が大きくなり温度降下が大きくなった（操業上の問題「×」）。
比較例５では、式（３）の下限値のＬ２／Ｒ≧０．２を満たしていないため、取鍋２の注入口１９の位置が内壁２２に非常に近い状態となり、内壁２２に近い部分の耐火物１６の施工が行い難く、取鍋２に溶鋼３を装入する際に、内壁２２側に溜まった多量のスラグが注入口１９に入って、これにより注入口１９に設けられるノズルが詰まることがあった（操業上の問題「×」）。
In Comparative Example 3, since the lower limit value H / L1 ≧ 0.7 of the formula (2) is not satisfied, the
In Comparative Example 4, since the upper limit value H / L1 ≦ 1.5 of the formula (2) is not satisfied, the height H of the
In Comparative Example 5, since the lower limit value L2 / R ≧ 0.2 of Equation (3) is not satisfied, the position of the
なお、式（３）の上限値のＬ２／Ｒ≦０．６を満たしていない場合は、上述した問題は解決するものの、取鍋２からタンディッシュ６に溶鋼３を注入する際に注入口１９から内壁２２までの範囲に溶鋼３が残りやすく残鋼量が非常に多いものとなった。
比較例６では、転炉１から取鍋２へ出鋼した際のフリーボードＦが２００ｍｍよりも小さかったので、転炉１から二次精錬装置４へと取鍋２をクレーンにて搬送する際に、搬送時のスッロシング等により取鍋２内の溶鋼３が外に溢れることがあった（操業上の問題「×」）。
When the upper limit L2 / R ≦ 0.6 of the formula (3) is not satisfied, the above-described problem is solved, but the
In Comparative Example 6, since the free board F when steel was discharged from the
なお、転炉１から取鍋２へ出鋼した際のフリーボードＦを５００ｍｍよりも大きくした場合、上述した問題は解決するものの、生産性が著しく低下するものとなった。
比較例７では、二次精錬時の傾動角度Ａが１度よりも小さくなっていないので、二次精錬時に取鍋２から溶鋼３が外に溢れることがあった（操業上の問題「×」）。
比較例８では、タンディッシュ６への溶鋼３を注入した際の取鍋２の傾動角度Ａを一定としてないので、取鍋２を傾けて注入するための傾動設備が必要であった（傾動設備「要」）。
In addition, when the free board F at the time of steel-rolling from the
In Comparative Example 7, since the tilt angle A during the secondary refining is not smaller than 1 degree, the
In Comparative Example 8, since the tilting angle A of the
比較例９では、タンディッシュ６への溶鋼３を注入した際の取鍋２の傾動角度Ａを１度以上としていないので、注入口１９から溶鋼３が出にくく、タンディッシュ６へ溶鋼３を注入した際の溶鋼３の残鋼量が多かった。
比較例１０では、タンディッシュ６への溶鋼３を注入した際の取鍋２の傾動角度Ａの上限である式（４）のＲ＜−Ａ×＋５．７を満たしていないので、傾動角度Ａが大き過ぎるために取鍋２を傾動したときのフリーボードＦを１００ｍｍ以上に保つことが難しく、取鍋２に注入する溶鋼量を減らすことになった（操業上の問題「×」）。
In Comparative Example 9, since the tilting angle A of the
In Comparative Example 10, the tilt angle A is not satisfied because R <−A × + 5.7 of Expression (4), which is the upper limit of the tilt angle A of the
一方で、実施例１〜実施例５によれば、取鍋２の形状は式（１）〜式（３）を満たしており、転炉１から取鍋２内に溶鋼３を装入した際のフリーボードＦは２００ｍｍ〜５００ｍｍとなっていて、二次精錬装置４での精錬際には取鍋２の傾動角度Ａを１度以下とされている。
さらに、取鍋２内の溶鋼３をタンディッシュ６に注入する際には、取鍋２の傾動角度Ａを一定として当該掛傾動角度Ａを１度以上とすると共に、傾動角度Ａの上限は式（４）を満たすものとなっている。
On the other hand, according to Examples 1 to 5, the shape of the
Furthermore, when pouring the
よって、実施例１〜実施例５によれば、操業上の問題もなく、転炉１から出鋼した二次精錬装置４を経て連続鋳造設備に搬送することができ、取鍋２内の溶鋼３をタンディッシュ６に注入後の残鋼量を２．０ｔｏｎ以下にすることができた。実施例１〜５によれば、２５０ｔｏｎクラスの取鍋２を用いて一連の操業（転炉１〜二次精錬〜連続鋳造）を複数チャージ行った場合、１チャージ当たりの溶鋼量（鋳造量）は２５０ｔｏｎ以上となった。一方で、比較例１〜１０の場合は、１チャージあたりの溶鋼量は２５０ｔｏｎ未満で生産性も低いもくなるか、操業上の問題が発生した。
Therefore, according to Example 1-Example 5, there is no problem in operation and it can be conveyed to the continuous casting equipment through the
また、特に、実施例４及び実施例５では、取鍋２内に溜まり防止部２５を設けているため、溶鋼３をタンディッシュ６に注入した際の残鋼量を１．０ｔｏｎの前後にすることができた。
本発明は上記の実施形態に限定されない。
Moreover, in Example 4 and Example 5, since the
The present invention is not limited to the above embodiment.
１ 転炉
２ 取鍋
３ 溶鋼
４ 二次精錬装置
５ 連続鋳造装置
６ タンディッシュ
1
Claims (1)
前記取鍋を式（１）〜式（３）を満たす形状とし、前記転炉から取鍋内に溶鋼を装入した際のフリーボードを２００ｍｍ〜５００ｍｍとした上で、前記二次精錬装置での精錬際には取鍋の傾動角度を１度以下としておき、
取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入する際には、取鍋の傾動角度を一定として当該傾動角度を１度以上とすると共に、傾動角度の上限を式（４）を満たした上で、取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入することとし、
前記取鍋の底部にタンディッシュに溶鋼を注入する注入口を設け、当該注入口から傾動方向の取鍋の内壁に至る底部に、前記注入口の縁部側から内壁に向けて上方に盛り上がる形状を有することで溶鋼の溜まりを防止する溜まり防止部を設けた上で、前記取鍋を用いて当該取鍋内の溶鋼をタンディッシュに注入することを特徴とするタンディッシュへの溶鋼注入方法。
The ladle is shaped to satisfy formulas (1) to (3), and the freeboard when the molten steel is charged into the ladle from the converter is set to 200 mm to 500 mm. When refining the ladle, the tilt angle of the ladle is set to 1 degree or less,
When injecting the molten steel in the ladle to the tundish, with the tilt angle of the ladle the tilt angle 1 degree or more as a constant, an upper limit of the tilt angle on which meets formula (4) The molten steel in the ladle will be poured into the tundish,
A shape in which an inlet for injecting molten steel into a tundish is provided at the bottom of the ladle and rises upward from the inlet side to the inner wall of the ladle from the inlet to the inner wall of the ladle in the tilting direction. A method for injecting molten steel into a tundish, characterized in that the molten steel in the ladle is poured into the tundish using the ladle after providing a pool prevention part for preventing the pool of molten steel.
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