JP6421732B2

JP6421732B2 - Converter operation method

Info

Publication number: JP6421732B2
Application number: JP2015184117A
Authority: JP
Inventors: 勝太天野; 幸雄 ▲高▼橋; 知宜窪田; 聡典田和; 菊池　直樹; 直樹菊池; 三木　祐司; 祐司三木
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2015-09-17
Filing date: 2015-09-17
Publication date: 2018-11-14
Anticipated expiration: 2035-09-17
Also published as: JP2017057469A

Description

本開示は、転炉の上吹きランス及び転炉の操業方法に関する。 The present disclosure relates to a converter top blowing lance and a converter operating method.

製鉄プロセスの一つである転炉による脱炭精錬では、生産性向上の観点から、脱炭反応に用いられる酸素ガスの単位時間当りの供給速度を高めた操業が採用されている。しかし、酸素ガスの供給速度の増加に伴い、ダストなどとして炉外に飛散する鉄分、及び転炉の炉壁や炉口付近に付着、堆積する鉄分が増加することとなる。これらの鉄分は、当該の脱炭精錬処理においては、鉄損失となり鉄歩留り低下の原因となることから、精錬コストの増大や生産性の低下を招く。また、これらの鉄分は、最終的には回収されて再度鉄源として再利用されることとなるが、発生量が多くなると、除去や回収に要するコストの増加や転炉の稼働率の低下を招くこととなる。 In decarburization and refining by a converter, which is one of the iron making processes, an operation in which the supply rate of oxygen gas used for the decarburization reaction is increased per unit time is adopted from the viewpoint of improving productivity. However, as the oxygen gas supply rate increases, the amount of iron scattered outside the furnace as dust and the like and the amount of iron deposited and deposited near the furnace wall and furnace port of the converter increase. These iron components cause iron loss in the decarburization and refining process and cause a decrease in iron yield, resulting in an increase in refining costs and a decrease in productivity. In addition, these iron components are eventually recovered and reused as iron sources again. However, if the amount generated increases, the cost required for removal and recovery increases and the operating rate of the converter decreases. Will be invited.

これに対して、転炉での脱炭精錬におけるダストの発生機構や抑制方法に関して、多くの検討及び研究が行われてきた。ダストの発生機構については、スピッティング又は気泡の湯面離脱に伴い粒鉄が飛散するなどの現象であるバブルバーストによる説と、鉄原子の蒸発によるヒューム説との２つに大別される。また、脱炭精錬では、吹錬の進行にしたがい、各々の原因によるダストの発生量及び発生割合が変化することが知られている。 On the other hand, many studies and researches have been made on the dust generation mechanism and the suppression method in decarburization refining in a converter. The generation mechanism of dust is roughly divided into two types: a bubble burst theory, which is a phenomenon such as spattering or detachment of molten iron with bubbles, and a fume theory due to evaporation of iron atoms. Moreover, in decarburization refining, it is known that the amount and generation ratio of dust due to each cause change as the blowing progresses.

また、転炉などの精錬反応容器では、上吹き及び底吹きにより供給される精錬用または攪拌用のガスと、脱炭反応に伴い発生するＣＯガスとによって溶鉄が揺動する。そして、溶鉄の搖動の振動数と容器の形状で決まる固有振動数とが一致する、いわゆる共振時には、溶鉄の搖動の振幅が最大化することが知られている。このような現象は、スロッシングと呼ばれ、上吹きランスや炉壁、炉口付近に付着・堆積する鉄分を増大させる可能性が高い。 Further, in a refining reaction vessel such as a converter, molten iron fluctuates due to a refining or stirring gas supplied by top blowing and bottom blowing and a CO gas generated by a decarburization reaction. It is known that the amplitude of molten iron oscillation is maximized at the time of so-called resonance where the vibration frequency of molten iron coincides with the natural frequency determined by the shape of the container. Such a phenomenon is called sloshing, and there is a high possibility of increasing the amount of iron adhering and depositing near the top blowing lance, the furnace wall, and the furnace port.

例えば、非特許文献１には、円筒容器における固有振動数ｆ_ｃａｌｃ［Ｈｚ］は、解析的に求められ、円筒容器の内径Ｄと浴深Ｈとから、下記（３）式で示されることが開示されている。（３）式において、ｋは定数（ｋ＝１．８４）、ｇは重力加速度、Ｈは円筒容器の浴深［ｍ］、Ｄは円筒容器の内径［ｍ］をそれぞれ示す。 For example, in Non-Patent Document 1, the natural frequency f _calc [Hz] in a cylindrical container is analytically determined and is expressed by the following equation (3) from the inner diameter D and the bath depth H of the cylindrical container. It is disclosed. In the formula (3), k is a constant (k = 1.84), g is gravitational acceleration, H is a bath depth [m] of the cylindrical container, and D is an inner diameter [m] of the cylindrical container.

また、非特許文献２には、商業規模の転炉における溶鉄の振動数が０．３Ｈｚ〜０．４Ｈｚ程度であることが開示されている。この振動数は、技術文献１の（４）式から算出される固有振動数とほぼ一致する。このため、商業規模の転炉においてもスロッシング現象が起こる可能性が高く、それによる鉄歩留りの低下が問題となる可能性が高い。 Non-Patent Document 2 discloses that the frequency of molten iron in a commercial scale converter is about 0.3 Hz to 0.4 Hz. This frequency substantially coincides with the natural frequency calculated from Equation (4) in Technical Document 1. For this reason, a sloshing phenomenon is highly likely to occur even in a commercial scale converter, and a decrease in iron yield due to this phenomenon is likely to be a problem.

さらに、上吹きランスを用いた転炉の脱炭精錬では、上吹きランスから吹き込まれる酸素の脱炭反応に用いられる比率である脱炭酸素効率も鉄歩留りに影響する。脱炭酸素効率が低下する場合、吹き込まれた酸素のうち脱炭酸素効率の低下分に相当する酸素は、溶鉄と反応して、スラグ中に酸化鉄として蓄積されることが考えられる。スラグ中への酸素の過度な蓄積は、鉄歩留りの低下を招くこととなる。脱炭酸素効率には、脱炭反応速度が影響する。上吹き酸素による脱炭反応速度は、溶鉄中の炭素濃度が臨界炭素濃度となるまでの間は酸素供給律速、それよりも低い炭素濃度では溶鉄中の炭素の移動（拡散）律速であることが知られている。さらに、非特許文献３によれば、排ガスの連続分析から、酸素供給律速の段階においても脱炭速度は、一定ではなく変動していることが指摘されている。この現象は、小型溶解炉を用いた浴面の直接観察において、浴面からの大気泡の発生を伴うことから表面反応から浴内反応の移行による反応面積の拡大に起因していると考えられている。 Furthermore, in the decarburization and refining of a converter using an upper blowing lance, the decarbonation efficiency, which is the ratio used for the decarburization reaction of oxygen blown from the upper blowing lance, also affects the iron yield. When the decarbonation efficiency decreases, it is considered that oxygen corresponding to the decrease in the decarbonation efficiency among the injected oxygen reacts with the molten iron and accumulates as iron oxide in the slag. Excessive accumulation of oxygen in the slag will lead to a decrease in iron yield. The decarbonization efficiency is affected by the decarburization reaction rate. The decarburization reaction rate by top blowing oxygen is limited to oxygen supply until the carbon concentration in the molten iron reaches the critical carbon concentration, and at lower carbon concentrations, it is limited to the movement (diffusion) of carbon in the molten iron. Are known. Furthermore, according to Non-Patent Document 3, it is pointed out from the continuous analysis of exhaust gas that the decarburization rate is not constant but fluctuates even in the oxygen supply rate-determining stage. This phenomenon is thought to be due to the expansion of the reaction area due to the transition from the surface reaction to the reaction in the bath because large bubbles are generated from the bath surface in direct observation of the bath surface using a small melting furnace. ing.

さらに、上吹き酸素による脱炭反応サイトは、主に酸素噴流と溶鉄の衝突界面、いわゆる火点で進行することが知られている。非特許文献４には、（４）式で示される火点面積の幾何学的なくぼみの表面積Ａ_ｐに加えて、（５）式で示される浴面上に発生する液滴の影響を考慮した相当界面積Ａ^＊と上吹き酸化性ガスの流量Ｆ_Ｏ２との比である酸素負荷Ｒの増加に伴い脱炭酸素効率が低下することが開示されている。（４）式において、ｄ_ｎはラバールノズルのスロート径、Ｉは上吹き酸素噴流の運動量、κは運動量Ｉの補正係数、σは溶鉄の表面張力をそれぞれ示す。 Furthermore, it is known that the decarburization reaction site by top blowing oxygen mainly proceeds at the collision interface between the oxygen jet and the molten iron, so-called fire point. Non-Patent Document 4, (4) In addition to the surface area A _p of the geometric depression of fire spot area represented by formula, taking into account the impact of droplets generated on the bath surface represented by the equation (5) It is disclosed that the decarbonation efficiency decreases as the oxygen load R, which is the ratio between the equivalent interfacial area A ^* and the flow rate F _O2 of the top blowing oxidizing gas, increases. In (4), d _n is the throat diameter of the Laval nozzle, I momentum of the top-blown oxygen jet, kappa denotes correction coefficient momentum I, sigma is the surface tension of the molten iron, respectively.

さらに、近年、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬処理において、上吹きランスから生石灰と酸素ガスとを溶銑浴面の同位置に投射して添加することで生石灰の滓化性を向上させる取組みが行われている。例えば、特許文献１には、生石灰と、酸化鉄及び酸素ガスの少なくとも一方とを同位置に添加し、生石灰が供給されている局部的な反応サイトにおいて生石灰と酸素の重量比が０．２〜０．７となるようにすることで、脱燐剤の滓化性と精錬能を高い水準に保ち、脱燐を促進する技術が開示されている。しかしながら、特許文献１では、生石灰の火点内への投射によって引き起こされる火点温度の低下とこれに伴う脱炭反応の変化についての検討は不十分といわざるを得ない。 Furthermore, in recent years, in oxidative refining processes such as decarburization refining of converters, efforts to improve quick lime hatchability by projecting and adding quick lime and oxygen gas from the top blowing lance to the same position on the hot metal bath surface Has been done. For example, in Patent Document 1, quick lime and at least one of iron oxide and oxygen gas are added at the same position, and the weight ratio of quick lime and oxygen is 0.2 to 0.2 at a local reaction site where quick lime is supplied. A technique for promoting dephosphorization while maintaining the hatchability and the refining ability of the dephosphorizing agent at a high level by making the ratio 0.7 is disclosed. However, in patent document 1, it cannot be said that examination about the fall of the hot spot temperature caused by the projection of quicklime into the hot spot and the change of the decarburization reaction accompanying this is insufficient.

特許第３６５３４０５号公報Japanese Patent No. 3653405

曽我部潔、外１名、「円筒液体貯槽の液面動揺の応答第１報」、生産研究、東京大学生産技術研究所、１９７４年、第２６巻、第３号、ｐ．１１９−１２２Kiyoshi Sogabe, 1 other, "Response of liquid level fluctuation in cylindrical liquid storage tank 1st report", Production research, Institute of Industrial Science, University of Tokyo, 1974, Vol. 26, No. 3, p. 119-122 小島信司、外３名、「上底吹き転炉における炉体振動の定量的評価」、川崎製鉄技法、川崎製鉄株式会社、１９８７年、第１９巻、第１号、ｐ．１−６Shinji Kojima, 3 others, “Quantitative evaluation of furnace vibration in top-bottom blown converter”, Kawasaki Steel Technology, Kawasaki Steel Corporation, 1987, Vol. 19, No. 1, p. 1-6 舘充、外２名、「溶鉄の脱炭反応の観察」、生産研究、東京大学生産技術研究所、１９７０年、第２２巻、第１１号、ｐ．４８８−４９０Mitsuru Tsuji, two others, “Observation of Decarburization Reaction of Molten Iron”, Production Research, Institute of Industrial Science, University of Tokyo, 1970, Vol. 22, No. 11, p. 488-490 島田道彦、「転炉火点の界面積について」、鉄と鋼、１９７１年、第５７巻、第１２号、ｐ．１７６４−１７７４Michihiko Shimada, “Interfacial Area of Converter Fire Point”, Iron and Steel, 1971, Vol. 57, No. 12, p. 1764-1774

そこで、本発明は、上記の課題に着目してなされたものであり、酸化性ガスと石灰粉とを上吹きして溶鉄を精錬処理する、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬において、鉄歩留りの低下を抑えることができる転炉の上吹きランス及び転炉の操業方法を提供することを目的としている。 Therefore, the present invention has been made paying attention to the above-mentioned problems, and in oxidizing refining such as decarburization refining of a converter, which refining treatment of molten iron by blowing up oxidizing gas and lime powder, An object of the present invention is to provide an upper blowing lance of a converter and a method of operating the converter that can suppress a decrease in yield.

本発明の一態様によれば、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有し、複数の上記ノズルは、上記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、上記ノズルの数と上記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上であることを特徴とする転炉の上吹きランスが提供される。 According to one aspect of the present invention, the lower end has a plurality of Laval-shaped nozzles capable of simultaneously ejecting oxidizing gas and lime powder, and the plurality of nozzles is based on the number of nozzles and the throat diameter. Based on the number of nozzles and the particle size of the lime powder, the oxidizing gas flow rate F _g per fire point area calculated by the equation (1) is 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) or less. Te, (2) the fire point temperature T _fs calculated by the formula on lance of the converter is provided, characterized in that at least 2323K.

ｄ_ｃ：ノズルのスロート径［ｍ］
Ｑ_ｇ：転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］
Ｌ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］
ｎ：ノズルの数［孔］
Ｐ_０：酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］
ｒ：鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］
ｖ_ｇ：鉄浴面における酸化性ガスの流速［ｍ／ｓ］
ρ_ｇ：酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］
σ_ｌ：溶鉄の表面張力［Ｎ／ｍ］
Ｔ_ｉｓｏ：断熱理論火点温度［Ｋ］
Ｒｅ：固液２相流のレイノルズ数
Ｐｒ：プラントル数
λ_Ｏ２：酸化性ガスの熱伝導度［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］
ｄ_ＣａＯ：石灰粉の粒径［ｍｍ］
Ｗ：溶銑装入量［ｔ］
Ｖ_{［％Ｓｉ］}：脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］
ΔＨ_ＦｅＯ：ＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］
ΔＨ_ＳｉＯ２：ＳｉＯ_２の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］ d _c: throat diameter of the nozzle [m]
Q _g : Flow rate of oxidizing gas most frequently used at the time rate in the refining process in the converter [Nm ³ / s]
L: Depth of depression formed by collision of oxidizing gas on iron bath surface [m]
n: Number of nozzles [hole]
P ₀ : Pressure of oxidizing gas [MPa]
r: radius of the depression [m] formed by the collision of the oxidizing gas with the iron bath surface
v _g : Flow rate of oxidizing gas on iron bath surface [m / s]
ρ _g : oxidizing gas density [kg / m ³ ]
σ _l : surface tension of molten iron [N / m]
T _iso : Adiabatic theoretical hot spot temperature [K]
Re: Reynolds number of solid-liquid two-phase flow Pr: Prandtl number λ _O2 : Thermal conductivity of oxidizing gas [W / (m · K)]
d _CaO : particle size of lime powder [mm]
W: Hot metal charge [t]
V _{[% Si]} : Removal Si rate [mass% / min]
ΔH _FeO : Heat of formation of FeO [kJ / mol]
ΔH _SiO2 : Heat of formation of SiO ₂ [kJ / mol]

本発明の一態様によれば、転炉に収容された溶鉄を酸化精錬処理する際に、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズルを下端に有する上吹きランスから、上記酸化性ガスと上記石灰粉とを同時に吹き込み、上記ノズルの数とスロート径とに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス平均流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つ上記ノズルの数と上記石灰粉の粒径とに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように、上記転炉での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ、及び上記上吹きランスのランス高さの少なくともいずれか一方を操作することを特徴とする転炉の操業方法が提供される。 According to one aspect of the present invention, when the molten iron accommodated in the converter is subjected to oxidative refining treatment, the upper blow lance having a plurality of Laval-shaped nozzles at the lower end capable of simultaneously ejecting oxidizing gas and lime powder. simultaneously blowing and the oxidizing gas and the lime powder, based on the number and the throat diameter of the nozzle, the oxidative gas average flow F _g per fire spot area is calculated by equation (1) 0.60Nm ³ / (s · m ² ) or less, and based on the number of nozzles and the particle size of the lime powder, the above-mentioned rolling point temperature T _fs calculated by the equation (2) is 2323K or more. flow rate Q _g of the oxidizing gas to be most frequently used in the time rate of refining process in the _furnace, and operation method of the converter, which comprises operating at least one of the lance height lance on the provision Is done.

本発明の一態様によれば、酸化性ガスと石灰粉とを上吹きして溶鉄を精錬処理する、転炉の脱炭精錬などの酸化精錬において、鉄歩留りの低下を抑えることができる。 According to one embodiment of the present invention, it is possible to suppress a decrease in iron yield in oxidation refining such as decarburization refining of a converter in which an oxidizing gas and lime powder are blown up to refining molten iron.

調査に用いた転炉の構成を示す模式図である。It is a schematic diagram which shows the structure of the converter used for investigation. 上吹きランスの底面図である。It is a bottom view of an upper blowing lance. 図２のＩ−Ｉ線矢視図である。It is the II arrow directional view of FIG. 火点面積当たりの酸素流量と炉下落下地金指数との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between the oxygen flow rate per hot spot area, and a furnace fall metal index. 火点温度と炉下落下地金指数との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between a hot spot temperature and a furnace fall metal index. 火点面積当たりの酸素流量と固有振動数が０．３５Ｈｚにおける最大加速度との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between the oxygen flow rate per fire spot area, and the maximum acceleration in case that natural frequency is 0.35Hz. 火点温度と固有振動数が０．３５Ｈｚにおける最大加速度との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between a hot spot temperature and the maximum acceleration in case that natural frequency is 0.35Hz. 火点面積当たりの酸素流量と脱炭酸素効率との関係を示すグラフである。It is a graph which shows the relationship between the oxygen flow rate per hot spot area, and decarbonation efficiency.

以下の詳細な説明では、本発明の実施形態の完全な理解を提供するように多くの特定の細部について記載される。しかしながら、かかる特定の細部がなくても１つ以上の実施態様が実施できることは明らかであろう。他にも、図面を簡潔にするために、周知の構造及び装置が略図で示されている。
本発明の具体的な説明に先立ち、図１〜図８を参照して、本発明に至った経緯について説明する。 In the following detailed description, numerous specific details are set forth in order to provide a thorough understanding of embodiments of the present invention. However, it will be apparent that one or more embodiments may be practiced without such specific details. In other instances, well-known structures and devices are schematically shown in order to simplify the drawing.
Prior to specific description of the present invention, the background to the present invention will be described with reference to FIGS.

本発明者らは、酸化性ガスと石灰粉との上吹きにより溶鉄の酸化精錬を行う際に、転炉の炉壁や上吹きランスなどへの鉄分の付着量（地金付着量）に対する、ランス形状や酸素ガスの噴射条件が与える影響について調査を行った。図１に、調査で用いた転炉１の構成について示す。図１に示すように、転炉１は、酸化性ガスを用いて溶鉄２を酸化精錬する装置であり、炉体３と、複数の底吹き羽口４と、上吹きランス５と、副原料添加手段６と、フード７とを備える。 When the present inventors perform oxidative refining of molten iron by top blowing of oxidizing gas and lime powder, the amount of iron attached to the furnace wall of the converter, the top blowing lance, etc. (base metal adhesion amount), The effects of the lance shape and oxygen gas injection conditions were investigated. FIG. 1 shows the configuration of the converter 1 used in the investigation. As shown in FIG. 1, the converter 1 is an apparatus for oxidizing and refining molten iron 2 using an oxidizing gas, and includes a furnace body 3, a plurality of bottom blowing tuyere 4, an upper blowing lance 5, and auxiliary materials. An adding means 6 and a hood 7 are provided.

炉体３は、上部が開口した洋梨型の形状を有する３００ｔ規模の精錬容器であり、内側壁の全面に耐火物が設けられる。
複数の底吹き羽口４は、炉体３の底部に、炉体３の外側面から内側面へと挿通して設けられる。また、複数の底吹き羽口４は、不活性ガスを供給する複数のパイプが埋め込まれた耐火物からなり、パイプを通じて炉体３の炉内へと不活性ガスであるアルゴンあるいは窒素を吹き込む。 The furnace body 3 is a 300 t scale refining vessel having a pear-shaped shape with an open top, and a refractory is provided on the entire inner wall.
The plurality of bottom blowing tuyere 4 are provided at the bottom of the furnace body 3 so as to be inserted from the outer side surface of the furnace body 3 to the inner side surface. Further, the plurality of bottom blowing tuyere 4 are made of a refractory in which a plurality of pipes for supplying an inert gas are embedded, and argon or nitrogen as an inert gas is blown into the furnace of the furnace body 3 through the pipes.

上吹きランス５は、炉体３の上方に鉛直方向に延在して配され、鉛直方向に昇降自在に設けられる。上吹きランス５は、炉体３側となる下端に同一のラバール形状の複数のノズル５１を有する。図２及び図３に図示した一例では、上吹きランス５に５孔のノズル５１ａ〜５１ｅが設けられた場合を示すが、本調査においては、４孔のノズル５１が設けられた上吹きランス５を用いても同様な調査を行った。複数のノズル５１は、上吹きランス５の延在方向の中心軸である軸心に対して同心円状に等間隔に離間して設けられる。さらに、複数のノズル５１は、各ノズル５１の中心軸と上吹きランス５の軸心とのなす角（「ノズル傾角」とも称する。）がθ［度］となるように、それぞれ配される。表１に、本調査で用いた上吹きランス５の条件を示す。表１に示すように、本調査では、ノズル５１の数、スロート径ｄ_ｓ［ｍｍ］、出口径ｄ_ｅ［ｍｍ］、及びノズル傾角θ［度］が異なる条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５を用いて調査を行った。 The upper blowing lance 5 extends in the vertical direction above the furnace body 3 and is provided so as to be movable up and down in the vertical direction. The upper blowing lance 5 has a plurality of nozzles 51 having the same Laval shape at the lower end on the furnace body 3 side. In the example shown in FIGS. 2 and 3, a case where five nozzles 51 a to 51 e are provided in the upper blowing lance 5 is shown, but in this investigation, the upper blowing lance 5 provided with four nozzles 51. A similar investigation was conducted using The plurality of nozzles 51 are provided concentrically at regular intervals with respect to the axis that is the central axis in the extending direction of the upper blowing lance 5. Further, the plurality of nozzles 51 are arranged so that an angle (also referred to as “nozzle tilt angle”) formed by the central axis of each nozzle 51 and the axis of the upper blowing lance 5 is θ [degrees]. Table 1 shows the conditions of the top blowing lance 5 used in this study. As shown in Table 1, in the present study, the number of nozzles 51, the throat diameter _d s [mm], an outlet diameter _d e [mm], and a nozzle inclination angle theta [degrees] of three different conditions 1 3 The investigation was conducted using the top blowing lance 5.

また、上吹きランス５は、上吹きランス５の軸心を中心として同心円上に配された、最外筒５２と、中管５３と、内管５４と、石灰粉配管５５とを外側から順に有する。石灰粉配管５５は、上吹きランス５の上端側にのみ形成され、最外筒５２、中管５３及び内管５４に比べ上下方向の長さが短く形成される。さらに、上吹きランス５は、最外筒５２と中管５３との間に冷却水供給経路５６、中管５３と内管５４との間に冷却水排出経路５７、内管５４の内部に酸化性ガス供給経路５８及び石灰粉配管５５の内部に石灰粉供給経路５９を有する。冷却水供給経路５６は、上吹きランス５の下端側で、冷却水排出経路５７と接続される。酸化性ガス供給経路５８は、上吹きランス５の下端側で、複数のノズル５１に接続される。石灰粉供給経路５９は、石灰粉配管５５の下端で、酸素供給経路５８に接続される。上吹きランス５の上端側は、不図示の冷却水供給管、冷却水排出管、酸化性ガス供給管及び石灰粉供給管に接続される。冷却水供給管は、冷却水供給経路５６に接続され、冷却水供給経路５６に冷却水を供給する。冷却水排出経路は、冷却水排出経路５７に接続され、冷却水排出経路５７から供給される冷却水を排出する。つまり、冷却水は、冷却水供給管、冷却水供給経路５６、冷却水排出経路５７及び冷却水排出管の順に移動することで、上吹きランス５を冷却する。酸化性ガス供給管は、酸化性ガス供給経路５８に接続され、酸化性ガス供給経路５８に酸化性ガスである酸素を供給する。石灰粉供給管は、石灰粉配管５５に接続され、石灰粉を石灰粉配管５５に供給する。石灰粉配管５５に供給された石灰粉は、石灰粉供給経路５９を通じて、酸化性ガス供給経路５８へと供給される。酸化性ガス供給管から供給された酸素は、酸化性ガス供給経路５８へと供給される。そして、酸化性ガス供給経路５８へと供給された、石灰粉及び酸素は、酸化性ガス供給経路５８で混合され、複数のノズル５１から溶鉄２へと噴射される。なお、上吹きランス５は、石灰粉を噴射させずに、酸化性ガスのみを複数のノズル５１から噴射することもできる。 Further, the upper blowing lance 5 has an outermost cylinder 52, an intermediate pipe 53, an inner pipe 54, and a lime powder pipe 55, which are arranged concentrically around the axis of the upper blowing lance 5, in order from the outside. Have. The lime powder pipe 55 is formed only on the upper end side of the upper blowing lance 5, and has a shorter vertical length than the outermost cylinder 52, the middle pipe 53 and the inner pipe 54. Further, the upper blow lance 5 is oxidized inside the cooling water supply path 56 between the outermost cylinder 52 and the middle pipe 53, between the middle pipe 53 and the inner pipe 54, and inside the inner pipe 54. The lime powder supply path 59 is provided inside the property gas supply path 58 and the lime powder pipe 55. The cooling water supply path 56 is connected to the cooling water discharge path 57 on the lower end side of the upper blowing lance 5. The oxidizing gas supply path 58 is connected to the plurality of nozzles 51 on the lower end side of the upper blowing lance 5. The lime powder supply path 59 is connected to the oxygen supply path 58 at the lower end of the lime powder pipe 55. An upper end side of the upper blowing lance 5 is connected to a cooling water supply pipe, a cooling water discharge pipe, an oxidizing gas supply pipe, and a lime powder supply pipe (not shown). The cooling water supply pipe is connected to the cooling water supply path 56 and supplies the cooling water to the cooling water supply path 56. The cooling water discharge path is connected to the cooling water discharge path 57 and discharges the cooling water supplied from the cooling water discharge path 57. That is, the cooling water moves in order of the cooling water supply pipe, the cooling water supply path 56, the cooling water discharge path 57, and the cooling water discharge pipe, thereby cooling the upper blowing lance 5. The oxidizing gas supply pipe is connected to the oxidizing gas supply path 58 and supplies oxygen, which is an oxidizing gas, to the oxidizing gas supply path 58. The lime powder supply pipe is connected to the lime powder pipe 55 and supplies the lime powder to the lime powder pipe 55. The lime powder supplied to the lime powder pipe 55 is supplied to the oxidizing gas supply path 58 through the lime powder supply path 59. Oxygen supplied from the oxidizing gas supply pipe is supplied to the oxidizing gas supply path 58. The lime powder and oxygen supplied to the oxidizing gas supply path 58 are mixed in the oxidizing gas supply path 58 and injected from the plurality of nozzles 51 to the molten iron 2. The top blowing lance 5 can also inject only the oxidizing gas from the plurality of nozzles 51 without injecting lime powder.

副原料添加手段６は、ホッパー６１と、シュート６２とを有する。ホッパー６１は、造滓剤や合金などの副原料を収容する容器であり、副原料の種類に応じて複数設けられてもよい。シュート６２は、ホッパー６１に接続され、ホッパー６１から切出された副原料を炉体３内部へと投入する。
フード７は、炉体３の内部から排出される排ガスを回収するＯＧ設備（Oxygen Converter Gas Recovery System）の一部であり、炉体３の炉口の上部を覆って形成され、集塵機等の他のＯＧ設備へと接続される。 The auxiliary material adding means 6 has a hopper 61 and a chute 62. The hopper 61 is a container for storing auxiliary materials such as a slagging agent and an alloy, and a plurality of hoppers 61 may be provided according to the types of the auxiliary materials. The chute 62 is connected to the hopper 61 and inputs the auxiliary material cut out from the hopper 61 into the furnace body 3.
The hood 7 is a part of an OG facility (Oxygen Converter Gas Recovery System) that recovers exhaust gas discharged from the inside of the furnace body 3 and is formed so as to cover the upper part of the furnace port of the furnace body 3. Connected to OG equipment.

そして、本調査では、上記構成の転炉１を用いて、炭素濃度がおよそ４．０質量％の溶鉄２を、炭素濃度が０．０５質量％となるまで酸化精錬した。酸化精錬を行う際、表１に示す上吹きランス５の種類に加え、酸化性ガスの流量を７５０Ｎｍ^３／ｍｉｎ〜１０００Ｎｍ^３／ｍｉｎの範囲、及び上吹きランス５の下端から溶鉄２の浴面までの鉛直方向の距離であるランス高さＬＨを２．５ｍ〜５．８ｍの範囲で変えた複数の条件で酸化精錬を行った。また、酸化精錬では、処理を通して上吹きランス５から溶鉄２に酸素を吹き込み、その途中で、上吹きランス５から所定量の石灰粉を酸素と同時に吹き込む処理を行った。上吹きランス５からの石灰粉の吹込みは、上吹きランス５からの酸化性ガスの流量が、当該精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ［Ｎｍ^３／ｍｉｎ］となるときに行った。また、酸化精錬を行う際、炉体３の不図示の傾動軸に加速度計を設け、傾動軸の軸方向の加速度を計測した。その後、加速度計により得られた加速度信号を不図示の解析装置に取り込み、解析装置に記録すると同時に、高速フーリエ変換処理することで炉体３の炉体振動の周波数解析を行った。さらに、酸化精錬による鉄損失を評価するため、酸化精錬中に炉体３の炉口あるいはフード７に付着した鉄分である地金のうち、炉体３の鉛直方向下方の炉下に落下したものを、酸化精錬後に回収及び秤量した。 In this investigation, using the converter 1 having the above-described configuration, the molten iron 2 having a carbon concentration of approximately 4.0% by mass was oxidized and refined until the carbon concentration reached 0.05% by mass. When performing the oxidative refining, in addition to the type of top-blown lance 5 shown in Table 1, the range of flow rate of 750Nm ^³ / min~1000Nm ³ / min of the oxidizing gas, and the bath surface of the molten iron 2 from the lower end of the top-blown lance 5 The oxidative refining was performed under a plurality of conditions in which the lance height LH, which is the distance in the vertical direction to the range, was changed in the range of 2.5 m to 5.8 m. In the oxidation refining, oxygen was blown into the molten iron 2 from the top blowing lance 5 through the treatment, and a predetermined amount of lime powder was blown simultaneously with oxygen from the top blowing lance 5 along the way. The blasting of the lime powder from the top blowing lance 5 is that the flow rate of the oxidizing gas from the top blowing lance 5 is the most frequently used oxidizing gas flow rate Q _g [Nm ³ / min] at the time rate in the refining process. I went when it became. In addition, when performing the oxidative refining, an accelerometer was provided on a tilt axis (not shown) of the furnace body 3 to measure the axial acceleration of the tilt axis. Thereafter, the acceleration signal obtained by the accelerometer was taken into an analysis device (not shown) and recorded in the analysis device, and at the same time, the frequency analysis of the furnace body vibration of the furnace body 3 was performed by performing a fast Fourier transform process. Furthermore, in order to evaluate iron loss due to oxidative refining, among the bullion that is iron attached to the furnace port 3 or the hood 7 during the oxidative refining, the metal dropped into the furnace below the furnace body 3 in the vertical direction Was recovered and weighed after oxidative refining.

図４及び図５に、酸化精錬後に回収及び秤量した地金である炉下落下地金の評価結果を示す。図４における横軸は、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］であり、縦軸は炉下落下地金指数Ｗ［−］である。また、図４では、条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５について、後述する火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以下または２３２３Ｋ超の条件別のプロットを示す。図５における横軸は、火点温度Ｔ_ｆｓ［Ｋ］であり、縦軸は炉下落下地金指数Ｗ［−］である。また、図５では、条件１〜条件３の３種類の上吹きランス５について、後述する火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以上または０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）未満の条件別のプロットを示す。 FIG.4 and FIG.5 shows the evaluation result of the furnace falling fall metal which is the metal collected and weighed after oxidation refining. The horizontal axis in FIG. 4 is the flow rate F _g [Nm ³ / (s · m ² )] of the oxidizing gas per hot spot area, and the vertical axis is the furnace fall metal index W [−]. Further, in FIG. 4, the lance 5 top-blown three conditions 1 3, the fire point temperature _{T fs} to be described later shows the Conditional plot follows or 2323K than 2323K. The horizontal axis in FIG. 5 is the hot spot temperature T _fs [K], and the vertical axis is the furnace drop metal index W [−]. Further, in FIG. 5, with respect to the three types of top blowing lances 5 of condition 1 to condition 3, the flow rate F _g of oxidizing gas per fire point area described later is 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) or more or 0 The plot according to the condition of less than .60 Nm ³ / (s · m ² ) is shown.

火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇは、下記（１）式で示される値であり、溶鉄２の浴面の上吹き酸素との衝突部位となる複数の火点において、各火点の単位面積当たりに衝突する酸素の酸化精錬を通しての平均流量を示す。なお、（１）式において、Ｑ_ｇは、転炉１での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量［Ｎｍ^３／ｓ］、ｎはノズル５１の数［孔］、ｒは鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの半径［ｍ］、Ｌは鉄浴面への酸化性ガスの衝突によって形成されるくぼみの深さ［ｍ］、Ｐ_０は酸化性ガスの圧力［ＭＰａ］、ｄ_ｃはノズル５１のスロート径［ｍ］、ρ_ｇは酸化性ガスの密度［ｋｇ／ｍ^３］、ｖ_ｇはランス高さＬＨから算出される酸化性ガスの浴面流速［ｍ／ｓ］、σ_ｌは溶鉄２の表面張力［Ｎ／ｍ］をそれぞれ示す。また、炉下落下地金指数Ｗは、下記（６）式で示される値である。（７）式において、Ｗ_Ｍは測定された炉下落下地金の重量［ｔ］、Ｗ_Ｓは火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６２Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つ火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋのときの平均炉下落下地金の重量［ｔ］をそれぞれ示す。 Flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area is a value represented by the following formula (1), a plurality of fire point as a collision site of the oxygen-blown onto the bath surface of the molten iron 2, the flash point The average flow rate through the oxidative refining of oxygen impinging per unit area is shown. In the equation (1), Q _g is the flow rate [Nm ³ / s] of the oxidizing gas most frequently used at the time rate in the refining process in the converter 1, and n is the number of nozzles 51 [hole], r Is the radius [m] of the depression formed by the collision of the oxidizing gas with the iron bath surface, L is the depth [m] of the depression formed by the collision of the oxidizing gas with the iron bath surface, and P ₀ is the oxidation. the pressure of sex gas [MPa], the throat diameter of _{d c} is the nozzle 51 [m], ρ _g density of the oxidizing gas ^{_{[kg / m 3], v}} g is the oxidizing gas is calculated from the lance height LH The bath surface flow velocity [m / s] and σ _l indicate the surface tension [N / m] of the molten iron 2, respectively. Further, the furnace falling metal index W is a value represented by the following equation (6). In the equation (7), W _M is the measured weight [t] of the ingot under the falling furnace metal, W _S is the oxidizing gas flow rate F _g per fire point area of 0.62 Nm ³ / (s · m ² ) and respectively by weight [t] of the average furnace decline underlying gold when the fire point temperature _{T fs} of 2323K.

ここで、酸化性ガスの流速ｖ_ｇ、くぼみの深さＬ及びくぼみの半径ｒの算出方法について説明する。ラバール形状のノズル５１から噴射される気体の吐出流速ｖ_ｇ０［ｍ／ｓ］は、ノズル５１内のガス流動を断熱変化と仮定すると下記（７）式で表される。なお、（７）式において、ｇは重力加速度、ｐ_ｃはスロートにおける圧力（静圧）［Ｐａ］、ｐ_ｅはノズル出口における圧力（静圧）［Ｐａ］、ｖ_ｃはスロートにおける比容積［ｍ^３／ｋｇ］、ｖ_ｅはノズル出口における比容積［ｍ^３／ｋｇ］、κは比熱比［−］をそれぞれ示す。 Here, a method of calculating the flow velocity v _g of the oxidizing gas, the depth L of the dent, and the radius r of the dent will be described. The discharge flow velocity v _g0 [m / s] of the gas injected from the Laval nozzle 51 is expressed by the following equation (7) assuming that the gas flow in the nozzle 51 is adiabatic. Note that in equation (7), g is the gravitational acceleration, _{p c} is the pressure at the throat (static pressure) [Pa], _{p e} is the pressure at the nozzle exit (static pressure) [Pa], _{v c} is the specific volume of the throat [ m ³ / kg], _{v e} is the specific volume at the nozzle exit ^[m 3 / kg], ^κ is the specific heat ratio [- indicates], respectively.

一方、ノズルから噴射された後の中心軸上の噴流の流速ｖ_ｇは、ノズル５１の出口直下に形成されるポテンシャルコアと呼ばれる領域長さｘ_ｃ［ｍ］を考慮して下記（８）式で表される。なお、（８）式において、Ｃ_１は定数、Ｃ_２は定数をそれぞれ示す。 On the other hand, the flow velocity v _g of the jet on the central axis after being ejected from the nozzle, taking into account the area called the potential core is formed immediately below the outlet of the nozzle 51 length x _{c [m]} below equation (8) It is represented by In the equation (8), C ₁ represents a constant and C ₂ represents a constant.

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの深さＬは下記（９）式で表される。なお、（９）式において、Ｃ_３は定数を示す。 The depth L of the dent formed on the iron bath collision surface of the jet is expressed by the following equation (9). In the equation (9), C ₃ represents a constant.

噴流の鉄浴衝突面に形成されるくぼみの半径ｒは、下記（１０）式で表される。なお、（１０）式において、θ_ｓは噴流の拡がり角度［度］を示す。 The radius r of the recess formed on the iron bath collision surface of the jet is expressed by the following equation (10). In the equation (10), θ _s represents the jet spread angle [degree].

また、火点温度Ｔ_fsは、下記（２）式で示される値である。なお、（２）式において、Ｔ_isoは下記（１１）式から算出される断熱理論火点温度［Ｋ］、Ｒｅは下記（１２）式で示される固液２相流のレイノルズ数、Ｐｒは下記（１４）式で示されるプラントル数、λ_O2は熱伝導度［ｋＷ／（ｍ・Ｋ）］、ｄ_CaOは石灰粉の粒径［ｍ］、Ｗは炉体３への溶鉄装入量［ｔ］、Ｖ［％Ｓｉ］は溶鉄２中からＳｉが除去される速度である脱Ｓｉ速度［質量％／ｍｉｎ］、ΔＨ_FeOはＦｅＯの生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］、ΔＨ_SiO2はＳｉＯ₂の生成熱［ｋＪ／ｍｏｌ］をそれぞれ示す。 The hot spot temperature _Tfs is a value represented by the following equation (2). In the equation (2), T _iso is the adiabatic theoretical hot spot temperature [K] calculated from the following equation (11), Re is the Reynolds number of the solid-liquid two-phase flow represented by the following equation (12), and Pr is Prandtl number expressed by the following equation (14), λ _O2 is thermal conductivity [ kW / (m · K)], _dCaO is the particle size [ m ] of lime powder, and W is the molten iron charge into the furnace body 3 Amount [t], V [% Si] are the rate of removal of Si from the molten iron 2 [mass% / min], ΔH _FeO is the heat of formation of FeO [kJ / mol], ΔH _SiO2 is SiO ₂ shows the heat of formation [kJ / mol].

断熱理論火点温度Ｔｉｓｏは、ノズル５１の数ｎを用いた下記（１１）式の関係を満たす値である。（１１）式において、Ｃ_P,FeO（Ｔ _iso −Ｔ）はＦｅＯの熱容量［ｋＪ／ｋｇ］、Ｃ_P,SiO2（Ｔ _iso −Ｔ）はＳｉＯ₂の熱容量［ｋＪ／ｋｇ］及び［％Ｓｉ］は溶鉄２のＳｉ濃度［質量％］をそれぞれ示す。 The adiabatic theoretical hot point temperature Tiso is a value that satisfies the relationship of the following equation (11) using the number n of the nozzles 51. (11) In the _{_{formula, C P, FeO (T iso}} - T) is the heat capacity of FeO [k J / kg], C P, SiO2 (T iso - T) is the heat capacity of SiO ₂ [k J / kg] and [ % Si] indicates the Si concentration [mass%] of the molten iron 2, respectively.

また、固気２相流のレイノルズ数Ｒｅ及びプラントル数Ｐｒは、下記（１２）式及び（１３）式でそれぞれ示される値である。（１３）式において、ρ_O2はＯ₂気体の密度［ｋｇ／ｍ³］、ｕ_O2はＯ₂気体の浴面流速［ｍ／ｓ］、ρ_CaOはＣａＯ粒子相の分散密度［ｋｇ／ｍ³］及びｕ_CaOはＣａＯ粒子の浴面流速［ｍ／ｓ］をそれぞれ示す。（１３）式において、μは気体の粘性係数、Ｃ_PO2は気体（酸素ガス）の定圧比熱［Ｊ／（ｋｇ・Ｋ）］及びλ_O2は熱伝導度［ｋＷ／（ｍ・Ｋ）］（圧力条件１ａｔｍ）をそれぞれ示す。
Further, the Reynolds number Re and the Prandtl number Pr of the solid-gas two-phase flow are values indicated by the following formulas (12) and (13), respectively. In the equation (13), ρ _O2 is the O ₂ gas density [kg / m ³ ], u _O2 is the O ₂ gas bath velocity [m / s], and ρ _CaO is the CaO particle phase dispersion density [kg / m]. ³ ] and u _CaO represent the bath surface flow velocity [m / s] of CaO particles, respectively. In the equation (13), μ is the viscosity coefficient of gas, C _PO2 is the constant-pressure specific heat of gas (oxygen gas) [J / (kg · K)], and λ _O2 is the thermal conductivity [ kW / (m · K)]. (Pressure condition 1 atm) is shown.

図４及び図５から明らかなように、炉下落下地金指数Ｗは、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）超、且つ火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ未満となることで急増することがわかった。
また、図６及び図７に、酸化精錬中の炉体振動のうち、（３）式から算出される、固有振動数ｆ_ｃａｌｃが０．３５Ｈｚの最大加速度ａ_ｍａｘと、平均火点面積当たりの酸素流量Ｒ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓとの関係をそれぞれ示す。図６及び図７から明らかなように、０．３５Ｈｚの最大加速度ａ_ｍａｘは、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓの上昇に従い増加し、Ｆ_ｇ＞０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つＴ_ｆｓ＜２３２３Ｋではさらに大きくなる傾向を示すことがわかった。 As is apparent from FIGS. 4 and 5, the in-furnace fall metal index W is determined by the fact that the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area exceeds 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) and the fire spot temperature T It was found that when _fs was less than 2323K, it increased rapidly.
6 and 7, among the furnace vibrations during oxidation refining, the maximum acceleration a _max calculated from the equation (3) and the natural frequency f _calc is 0.35 Hz, and the average hot spot area The relationship between the oxygen flow rate _Rg and the hot spot temperature _Tfs is shown. As is apparent from FIGS. 6 and 7, the maximum acceleration a _{max of} 0.35 Hz increases as the flow rate F _g of the oxidizing gas per hot spot area and the hot spot temperature T _fs increase, and F _g > 0. It was found that 60 Nm ³ / (s · m ² ) and T _fs <2323K tended to be larger.

ここで注目すべき事項は、条件１〜条件３の上吹きランス５のノズル５１の違いによらず、火点面積当りの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘと正相関を示し、火点温度Ｔ_ｆｓが炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘと負相関を示す点である。さらに、条件１〜条件３の上吹きランス５のノズル５１の違いによらず、Ｆ_ｇ＝０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ＝２３２３Ｋを境に、炉下落下地金指数Ｗ及び最大加速度ａ_ｍａｘが急増または急減する点である。つまり、本発明者らは、炉体３の炉口やフード７に付着する地金を低減し、鉄歩留低下を防止する上では、火点面積当りの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ及び火点温度Ｔ_ｆｓを制御することが重要であり、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）且つＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋとすることで、ダストの発生やスロッシングが抑えられることを知見した。 Here matters should be noted that regardless of the differences of the nozzle 51 of the lance 5 blown on the conditions 1 to 3, of the oxidizing gas per fire point flow area F _g is the furnace fell underlying gold index W and the maximum acceleration a This is a point that shows a positive correlation with _max, and that the hot spot temperature T _fs shows a negative correlation with the furnace drop metal index W and the maximum acceleration a _max . Furthermore, regardless of the difference in the nozzles 51 of the upper blowing lance 5 in the conditions 1 to 3, the furnace falling metal index W is obtained with F _g = 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) and T _fs = 2323K. And the maximum acceleration a _max suddenly increases or decreases. That is, the present inventors have reduced base metal to adhere to the furnace opening and hood 7 of the furnace body 3, in order to prevent deterioration TetsufuTome, the flow rate F _g and fire oxidizing gas per fire spot area It was important to control the point temperature T _fs , and it was found that dust generation and sloshing can be suppressed by setting F _g ≦ 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) and T _fs ≧ 2323 K.

さらに、本調査では、脱炭酸素効率を評価するため、酸化精錬中の溶鉄２の炭素濃度が３質量％〜１質量％までの間、当該期間の平均の脱炭酸素効率ηを、排ガス中のＣＯ濃度などから算出した。平均の脱炭酸素効率ηは、測定される排ガスの流量Ｑ_{ｏｆｆｇａｓ}［Ｎｍ^３／ｓ］、当該期間における上吹き酸素の平均流量Ｅ（Ｑ_ｇ）［Ｎｍ^３／ｓ］、排ガス中のＣＯ濃度Ｃ_ＣＯ［体積％］及び排ガス中のＣＯ_２濃度Ｃ_ＣＯ２［体積％］を用いて、下記（４）式より算出した。 Furthermore, in this investigation, in order to evaluate the decarbonation efficiency, while the carbon concentration of the molten iron 2 during the oxidative refining is 3% by mass to 1% by mass, the average decarbonation efficiency η during the period is determined in the exhaust gas. It was calculated from the CO concentration and the like. The average decarbonation efficiency η is the flow rate Q _offgas [Nm ³ / s] of the exhaust gas to be measured, the average flow rate E (Q _g ) [Nm ³ / s] of the top blown oxygen during the period, and the CO concentration in the exhaust gas Using C _CO [volume%] and CO ₂ concentration C _CO2 [volume%] in the exhaust gas, calculation was performed from the following equation (4).

図８に、本調査の酸化精錬を行った処理における、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇと脱炭酸素効率ηとの関係を示す。図８から明らかなように、脱炭酸素効率ηは、条件１〜条件３の上吹きランス５の条件の違いに関わらず、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが増加するにしたがい低下し、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇと負相関を示すことがわかった。つまり、鉄歩留りの低下を防止する上で、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを制御することが重要であることが知見された。鉄歩留りを考慮すると、脱炭酸素効率ηが９０％以上であることが好ましい。このため、図８の脱炭酸素効率ηと火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇとの関係から、鉄歩留りを低減するためには、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下とすることが好ましい。 8, in the process of performing oxidation refining in this study, showing the relationship between the flow rate F _g and decarboxylation oxygen efficiency η of the oxidizing gas per fire spot area. As is clear from FIG. 8, it is decarboxylated oxygen efficiency eta, regardless the difference in terms of on-blown lance 5 of the conditions 1 to 3, in accordance with the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area is increased reduced, it was found that a negative correlation with the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area. In other words, in order to prevent a decrease in iron yield, it has been found that it is important to control the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area. Considering the iron yield, the decarbonation efficiency η is preferably 90% or more. Therefore, from the relationship between the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area and decarboxylation oxygen efficiency η of Figure 8, in order to reduce the iron yield, the oxidizing gas per fire point flow area F _g Is preferably 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) or less.

＜上吹きランスの構成＞
上述の調査結果に基づいた、本発明の一実施形態に係る上吹きランス５を説明する。本実施形態に係る上吹きランス５は、図２及び図３に示すように、ラバール形状の複数のノズル５１を下端に有する。複数のノズル５１のスロート径ｄ_ｃ及び数ｎは、上記（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つ上記（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように決定される。 <Composition of top blowing lance>
The top blowing lance 5 based on one Embodiment of this invention based on the above-mentioned investigation result is demonstrated. As shown in FIGS. 2 and 3, the upper blowing lance 5 according to the present embodiment has a plurality of Laval nozzles 51 at the lower end. The throat diameter _{d c} and the number n of the plurality of nozzles 51, the (1) oxidizing per fire spot area calculated by the gas-flow _{F g} is ^{^{0.60Nm 3 / (s · m 2}} ) or less, and the (2) fire point temperature _{T fs} calculated by the equation is determined to be above 2323K.

＜転炉の操業方法＞
次に、本実施形態に係る転炉１の操業方法について説明する。本実施形態では、上述した調査と同様に、図１に示す転炉１を用いて、溶鉄２の酸化精錬を行う。まず、鉄スクラップ及び溶鉄２を炉体３に順に装入する。溶鉄２は、必要に応じて、予め脱硫処理及び脱燐処理の少なくともいずれか一方の予備処理が行われてもよい。次いで、上吹きランス５から酸化性ガスである酸素を溶鉄２に吹き込むことで、酸化精錬を行う。この際、精錬処理における時間率で最も多用される流量が予め設定された酸化性ガスの流量Ｑ_ｇで酸素が吹き込まれる。また、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）を満たすため、予め設定されたくぼみの半径ｒ、深さＬ及び酸化性ガスの流速ｖ_ｇとなるように、ランス高さＬＨが制御される。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５から、酸素と同時に石灰粉が溶鉄２に吹き込まれる（投射工程）。投射工程は、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量が当該精錬処理において時間率で最も多用される流量Ｑ_ｇのときに実施される。石灰粉の粒度は特に限定しないが、粒度が大きくなると滓化が遅れるため、３ｍｍ以下、好ましくは０．１５ｍｍ以下に粉砕して使用するのが好ましい。また、投射工程における、石灰粉の投射量及び投射速度などの条件は、溶鉄２の成分や酸化性ガスの流量、溶鉄２の目標成分などの各種操業条件に応じて適宜決定される。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５からの酸素の吹込みと同時に、複数の底吹き羽口４から攪拌用のＡｒやＮ_２などの不活性ガスを溶鉄２に吹き込むことで、溶鉄２が攪拌される。さらに、酸化精錬の開始前や酸化精錬の処理中には、造滓剤（例えば、生石灰など）や合金、冷材などの副原料が副原料添加手段６から溶鉄２へ投入されてもよい。その後、溶鉄２が目標とする成分及び温度となることで、酸化精錬が終了し、精錬処理をした溶鉄２を炉外の取鍋へと排出（出鋼）する。 <Converter operation method>
Next, the operation method of the converter 1 which concerns on this embodiment is demonstrated. In the present embodiment, similarly to the above-described investigation, the smelting of the molten iron 2 is performed using the converter 1 shown in FIG. First, iron scrap and molten iron 2 are charged into the furnace body 3 in order. The molten iron 2 may be subjected to preliminary treatment of at least one of desulfurization treatment and dephosphorization treatment in advance as necessary. Next, oxygen refining is performed by blowing oxygen, which is an oxidizing gas, from the top blowing lance 5 into the molten iron 2. In this case, oxygen is blown at a flow rate Q _g of the oxidizing gas flow rate which is most frequently used in the time rate of refining process is set in advance. Moreover, to meet the _{^{F g ≦ 0.60Nm 3 / (s}} · m 2), the radius r of the recess is preset, so that the flow velocity _{v g} of the depth L and the oxidizing gas, the lance height LH is Be controlled. Furthermore, in oxidation refining, lime powder is blown into the molten iron 2 simultaneously with oxygen from the top blowing lance 5 (projection step). Projection step is carried out at the flow rate Q _g where the flow rate of the oxidizing gas blown from the top lance 5 is most frequently used in the time constant in the refining process. Although the particle size of lime powder is not particularly limited, hatching is delayed when the particle size is increased, so that it is preferably used after being pulverized to 3 mm or less, preferably 0.15 mm or less. Moreover, conditions, such as the projection amount of lime powder and a projection speed in a projection process, are suitably determined according to various operation conditions, such as the component of the molten iron 2, the flow volume of oxidizing gas, and the target component of the molten iron 2. Furthermore, in the oxidation refining, simultaneously with the blowing of oxygen from the top blowing lance 5, the molten iron 2 is blown into the molten iron 2 by blowing an inert gas such as Ar or N ₂ for stirring from the plurality of bottom blowing tuyere 4. Stir. Furthermore, before starting oxidation refining or during oxidation refining processing, auxiliary raw materials such as a fossilizing agent (for example, quick lime), an alloy, and a cold material may be fed into the molten iron 2 from the auxiliary raw material adding means 6. Thereafter, when the molten iron 2 reaches the target component and temperature, the oxidative refining is completed, and the molten iron 2 subjected to the refining treatment is discharged into the ladle outside the furnace (steeling).

＜変形例＞
以上で、特定の実施形態を参照して本発明を説明したが、これら説明によって発明を限定することを意図するものではない。本発明の説明を参照することにより、当業者には、開示された実施形態の種々の変形例とともに本発明の別の実施形態も明らかである。従って、特許請求の範囲は、本発明の範囲及び要旨に含まれるこれらの変形例または実施形態も網羅すると解すべきである。 <Modification>
Although the present invention has been described above with reference to specific embodiments, it is not intended that the present invention be limited by these descriptions. From the description of the invention, other embodiments of the invention will be apparent to persons skilled in the art, along with various variations of the disclosed embodiments. Therefore, it is to be understood that the claims encompass these modifications and embodiments that fall within the scope and spirit of the present invention.

例えば、上記実施形態では、ノズル５１は４孔または５孔設けられる構成としたが、本発明はかかる例に限定されない。ノズル５１の数ｎは、複数孔であれば、上記以外の数であってもよい。
また、上記実施形態に係る転炉１の操業方法では、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋを満たす上吹きランス５を用いるとしたが、本発明はかかる例に限定されない。例えば、転炉１の操業方法として、複数のラバール形状のノズル５１を有する上吹きランス５を用いて酸化精錬をする際に、Ｆ_ｇ≦０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）及びＴ_ｆｓ≧２３２３Ｋを満たすように、酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨの少なくとも一方を制御する構成であってもよい。 For example, in the above embodiment, the nozzle 51 is configured to be provided with four or five holes, but the present invention is not limited to such an example. The number n of the nozzles 51 may be other than the above as long as it is a plurality of holes.
In the operation method of the converter 1 according to the above embodiment, the top blow lance 5 that satisfies F _g ≦ 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) and T _fs ≧ 2323 K is used, but the present invention is applied. It is not limited to examples. For example, as an operating method of the converter 1, F _g ≦ 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) and T _fs when refining by oxidation using an upper blowing lance 5 having a plurality of Laval nozzles 51. ≧ 2323K to satisfy, may be configured to control at least one of the flow rate Q _g and the lance height LH of the oxidizing gas.

さらに、本発明に係る転炉１の操業方法では、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量が、精錬処理における時間率で最も多用される酸素流量Ｑ_ｇである期間を除いた他の期間では、酸素流量Ｑ_ｇやランス高さＬＨなどの各種操業条件については、溶鉄２の成分や温度といった条件や目標とする溶鉄２の処理後の成分や温度などに応じて適宜設定される。 Furthermore, the converter 1 operating method according to the present invention, the oxidizing gas blown from the top lance 5 flow rate, the period other except the most frequently used are oxygen flow Q _g at time index in the refining process In the period, various operating conditions such as the oxygen flow rate _Qg and the lance height LH are appropriately set according to the conditions such as the composition and temperature of the molten iron 2 and the target components and temperature after the treatment of the molten iron 2.

さらに、上記実施形態に係る転炉１の操業方法では、溶鉄２の脱炭精錬を行う場合について説明したが、上記実施形態に係る上吹きランス５を有する転炉１を用いた酸化精錬であれば、本発明はかかる例に限定されない。例えば、本発明に係る転炉の操業方法では、脱燐精錬のみの精錬処理または脱燐精錬と脱炭精錬との両方の精錬処理を行う構成であってもよい。 Furthermore, in the operation method of the converter 1 according to the above-described embodiment, the case where the decarburization refining of the molten iron 2 has been described. However, the oxidation refining using the converter 1 having the top blowing lance 5 according to the above-described embodiment may be used. For example, the present invention is not limited to such an example. For example, the converter operating method according to the present invention may be configured to perform a refining process only for dephosphorization or a refining process for both dephosphorization and decarburization.

＜実施形態の効果＞
（１）本発明の一態様に係る転炉１の上吹きランス５は、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズル５１を下端に有し、複数のノズル５１は、ノズル５１の数及びスロート径ｄ_ｃに基づいて、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下であり、ノズルの数ｎに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上である。 <Effect of embodiment>
(1) The top blowing lance 5 of the converter 1 according to one aspect of the present invention has a plurality of Laval-shaped nozzles 51 capable of simultaneously ejecting oxidizing gas and lime powder at the lower end. Based on the number of nozzles 51 and the throat diameter d _c , the oxidizing gas flow rate F _g per fire point area calculated by the equation (1) is 0.60 Nm ³ / (s · m ² ) or less, and the nozzle On the basis of the number n, the hot spot temperature T _fs calculated by the equation (2) is 2323K or more.

上記（１）の構成によれば、溶鉄２の浴面搖動が適正化され、溶鉄２の搖動が抑制されることから、炉外への鉄分の逸散や炉口への地金の付着・堆積を低減させることができる。また、火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇを低減することで、脱炭酸素効率が向上する傾向となることから、スラグ中の鉄分を低減することができる。これらの効果により、上記（１）の構成では、酸化精錬における鉄歩留りの低下を抑制できるため、酸化精錬に係る精錬コストを低減、及び転炉１における生産性を向上させることができる。また、鉄歩留りの低下が抑制されることにより、地金の回収と再利用に要する費用が削減され、さらには、炉体３の炉口などに付着し、堆積した地金の除去に伴う転炉１の稼働率の低下を抑制することができる。
さらに、上記（１）の構成の上吹きランス５では、酸化性ガスと石灰粉とを同時に溶鉄に吹き込むことができるため、造滓である石灰粉が溶けやすくなり、スラグの滓化率が向上する。このため、酸化精錬における脱燐能も向上させることができる。 According to the configuration of the above (1), the bath surface peristalsis of the molten iron 2 is optimized and the perturbation of the molten iron 2 is suppressed. Deposition can be reduced. Moreover, by reducing the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area, since it tends to improve decarboxylation oxygen efficiency, it is possible to reduce the iron in the slag. Due to these effects, in the configuration of (1) above, it is possible to suppress a decrease in iron yield in oxidation refining, so that refining costs related to oxidation refining can be reduced and productivity in the converter 1 can be improved. Further, by suppressing the decrease in iron yield, the cost required for the collection and reuse of bullion is reduced, and moreover, it is attached to the furnace port of the furnace body 3 and the conversion associated with the removal of accumulated bullion. A decrease in the operating rate of the furnace 1 can be suppressed.
Furthermore, in the top blowing lance 5 having the configuration (1), the oxidizing gas and the lime powder can be simultaneously blown into the molten iron, so that the lime powder, which is the ironmaking, is easily melted and the hatching rate of the slag is improved. To do. For this reason, the dephosphorization ability in oxidation refining can also be improved.

（２）本発明の一態様に係る転炉１の操業方法は、酸化性ガスと石灰粉とを同時に噴出可能なラバール形状の複数のノズル５１を下端に有する上吹きランス５を用いて、転炉１に収容された溶鉄２を酸化精錬処理する際に、（１）式で算出される火点面積当たりの酸化性ガス流量Ｆ_ｇが０．６０Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）以下、且つノズル５１の数ｎに基づいて、（２）式で算出される火点温度Ｔ_ｆｓが２３２３Ｋ以上となるように、転炉１での精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ、及び上吹きランス５のランス高さＬＨの少なくともいずれか一方を操作する。 (2) The operating method of the converter 1 according to one aspect of the present invention is to use a top blow lance 5 having a plurality of Laval nozzles 51 at the lower end capable of simultaneously ejecting oxidizing gas and lime powder. the molten iron 2 accommodated in the furnace 1 when the oxidizing smelting process, (1) the oxidizing gas flow rate _{F g} per fire spot area calculated by the formula ^{^{0.60Nm 3 / (s · m 2}} ) or less, and based on the number n of the nozzles 51, (2) as the fire point temperature T _fs calculated by the equation is the above 2323K, the flow rate of the oxidizing gas to be most frequently used in the time rate of refining process in the converter 1 At least one of Q _g and the lance height LH of the top blowing lance 5 is operated.

上記（２）の構成によれば、上記（１）の構成と同様な効果を得ることができる。また、上記（２）の構成によれば、酸化精錬において通常用いられる、ラバール形状のノズルを有する上吹きランスにおいても、精錬処理における時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇ及びランス高さＬＨの少なくとも一方を制御するだけで、鉄歩留りの低減を抑制することができる。 According to the configuration of (2) above, the same effect as the configuration of (1) can be obtained. Further, according to the above configuration (2), conventionally used in oxidation refining, also in the upper lance having a nozzle of Laval-shaped, flow rate Q _g and lance an oxidizing gas which is most frequently used in the time rate of refining process Only by controlling at least one of the heights LH, a reduction in iron yield can be suppressed.

次に、本発明者らが行った実施例について説明する。実施例では、図１に示す容量（処理する溶鉄及びスクラップの総重量）が３００トンの上底吹きの転炉１を用いて、上記実施形態に係る転炉１の操業方法による酸化精錬を行った。実施例では、ノズル５１の数、スロート径ｄ_ｃ、出口径ｄ_ｅ及びノズル傾角の異なる、４種類の上吹きランス５を用いて、複数の水準で酸化精錬を行った。表２に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の計７水準における、上吹きランス５の条件を示す。各水準におけるノズル５１は、上記実施形態と同様に、それぞれ同一のラバール形状であり、上吹きランス５の軸心に対して同心円上に等間隔に配される。 Next, examples performed by the present inventors will be described. In the example, oxidation refining is performed by the operation method of the converter 1 according to the above-described embodiment, using the converter 1 having an upper bottom blowing capacity of 300 tons (total weight of molten iron and scrap to be processed) shown in FIG. It was. In an embodiment, the number of nozzles 51, different throat diameter d _c, the outlet diameter d _e and the nozzle inclination angle, using a lance 5 blown over four were oxidized refining in multiple levels. Table 2 shows the conditions of the top blowing lance 5 at a total of 7 levels of Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 4. The nozzles 51 at the respective levels have the same Laval shape as in the above embodiment, and are arranged at equal intervals on a concentric circle with respect to the axis of the upper blowing lance 5.

実施例では、まず、上底吹きの転炉１に鉄スクラップを装入した後、転炉１に溶鉄２を装入した。表３に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の全ての水準における、溶鉄２の条件（温度及び化学成分）を示す。なお、表３において、化学成分の「ｔｒ」は、分析装置の検出下限値未満の濃度であることを示す。 In the examples, first, iron scrap was charged into the top-bottom-blown converter 1, and then molten iron 2 was charged into the converter 1. Table 3 shows the conditions (temperature and chemical composition) of the molten iron 2 at all levels of Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 4. In Table 3, “tr” of the chemical component indicates that the concentration is less than the detection lower limit value of the analyzer.

次いで、上吹きランス５から酸化性ガスである酸素を溶鉄２の浴面に向けて吹き付けながら、複数の底吹き羽口４からアルゴンガスを攪拌用ガスとして溶鉄中に吹き込むことで酸化精錬である脱燐精錬及び脱炭精錬を行った。また、酸化精錬では、精錬途中の所定の期間に上吹きランス５から、酸素と同時に所定量の石灰粉を吹き込む投射工程を実施した。投射工程での投射の条件については、後述する。さらに、酸化精錬中には、副原料添加手段６から造滓剤として生石灰を投入した。生石灰の添加量については、投射工程で吹き込まれる石灰粉を考慮し、炉体３内のスラグの塩基度（質量％ＣａＯ／質量％ＳｉＯ_２）が３．２となるように調整を行った。実施例では、処理終了時の温度となる吹き止め温度が１６５０℃、及び溶鉄２中の炭素濃度が０．０５質量％となるまで、酸化精錬を行った。さらに、酸化精錬では、上吹きランス５から吹き込まれる酸化性ガスの流量、ランス高さＬＨ、底吹き羽口４から吹き込まれるアルゴンガスの流量（底吹きガス流量）及び投射工程における石灰粉の投射速度を、溶鉄２中の炭素濃度に応じた区間毎に変化させた。表４に、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例４の各水準における、区間別あるいは全区間を平均した、酸化性ガスの流量、ランス高さＬＨ、石灰粉の投射速度、底吹きガス流量、（２）式から算出される火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇ、及び火点温度の条件を示す。区間は、溶鉄中の炭素濃度が３．５質量％超を区間１とし、２．０質量％超３．５質量％以下を区間２とし、０．４質量％超２．０質量％以下を区間３とし、０．４質量％以下を区間４とした。なお、表４における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇは、各区間における酸化性ガスの流量を、（２）式の酸化性ガスの流量Ｑ_ｇとした場合に（２）式から算出される値とした。また、実施例１〜実施例３及び比較例１〜比較例３のすべての水準において、区間１，４における酸化性ガスの流量を８５０Ｎｍ^３／ｍｉｎとし、区間２，３における酸化性ガスの流量を８５０Ｎｍ^３／ｍｉｎか１０００Ｎｍ^３／ｍｉｎのいずれかとした。なお、区間２と区間３とに掛かる時間を足したものが、転炉１での酸化精錬処理に掛かる時間の半分以上を占めるため、区間２，３における酸化性ガスの流量が、精錬処理の時間率で最も多用される酸化性ガスの流量Ｑ_ｇとなる。また、各水準において、各区間での底吹きガス流量の条件は同じとし、区間２において３００ｋｇ／ｍｉｎの投射速度で石灰粉の吹込みを行った（投射工程）。さらに、各水準において、浴面相当位置における上吹き酸素噴流の中心流速ｖ_ｇが、１２０〜２４０ｍ／ｓの範囲となるように、ノズル５１の形状や個数の違いに応じてランス高さＬＨ及び酸化性ガスの流量の設定をそれぞれ変更した。 Next, oxygen refining is performed by blowing argon gas from a plurality of bottom blowing tuyere 4 into the molten iron as a stirring gas while blowing oxygen as an oxidizing gas from the top blowing lance 5 toward the bath surface of the molten iron 2. Dephosphorization and decarburization were performed. Further, in the oxidation refining, a projecting process was performed in which a predetermined amount of lime powder was blown simultaneously with oxygen from the top blowing lance 5 during a predetermined period during refining. The conditions for projection in the projection process will be described later. Further, during the oxidative refining, quick lime was added from the auxiliary raw material addition means 6 as a slagging agent. The amount of quicklime, considering lime powder blown by the projection step, the slag basicity in the furnace body 3 (wt% CaO / mass% SiO ₂₎ was performed so adjusted that 3.2. In the examples, oxidation refining was performed until the blow-off temperature, which is the temperature at the end of the treatment, was 1650 ° C., and the carbon concentration in the molten iron 2 was 0.05 mass%. Furthermore, in oxidation refining, the flow rate of oxidizing gas blown from the top blowing lance 5, the lance height LH, the flow rate of argon gas blown from the bottom blowing tuyere 4 (bottom blowing gas flow rate), and the projection of lime powder in the projecting step The speed was changed for each section according to the carbon concentration in the molten iron 2. In Table 4, in each level of Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 4, the flow rate of the oxidizing gas, the lance height LH, the projection speed of lime powder, averaged for each section or all sections, The bottom blowing gas flow rate, the oxidizing gas flow rate F _g per hot spot area calculated from the equation (2), and the hot spot temperature conditions are shown. In the section, the carbon concentration in the molten iron is more than 3.5% by mass as section 1, and more than 2.0% by mass and 3.5% by mass or less is in section 2, and more than 0.4% by mass and less than 2.0% by mass. It was set as the section 3, and 0.4 mass% or less was set as the section 4. It should be noted that the flow rate F _g of the oxidizing gas per hot spot area in Table 4 is obtained from the equation (2) when the flow rate of the oxidizing gas in each section is the flow rate Q _g of the oxidizing gas in the equation (2). The calculated value was used. Further, in all levels of Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 3, the flow rate of the oxidizing gas in the sections 1 and 4 is 850 Nm ³ / min, and the flow rate of the oxidizing gas in the sections 2 and 3 is set. was with any of 850Nm ³ / min or 1000Nm ³ / min. In addition, since what added the time concerning the section 2 and the section 3 occupies more than half of the time required for the oxidation refining process in the converter 1, the flow rate of the oxidizing gas in the sections 2 and 3 is the refining process. the flow rate Q _g of the oxidizing gas to be most frequently used in time rate. In each level, the conditions of the bottom blowing gas flow rate in each section were the same, and lime powder was blown in section 2 at a projection speed of 300 kg / min (projection process). Further, in each level, the central flow velocity v _g of the top-blown oxygen jet at the bath surface corresponding position, so that the range of 120~240m / s, the lance height LH and in accordance with the difference in shape and number of nozzles 51 The setting of the flow rate of oxidizing gas was changed.

上吹きランス５、酸素ガス流量及びランス高さＬＨを上記条件とすることで、実施例１〜３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］以下、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ以上となるようにした。一方、比較例１，２の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］超、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ以上となるようにした。比較例３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］以下、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ未満となるようにした。比較例３の条件では、区間２，３における火点面積当たりの酸化性ガスの流量Ｆ_ｇが０．６０［Ｎｍ^３／（ｓ・ｍ^２）］超、且つ投射工程における火点温度が２３２３Ｋ未満となるようにした。 Top lance 5, the oxygen gas flow rate and the lance height LH within the above condition, in the conditions of Examples 1 to 3, the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area in the interval 2 and 3 0. 60 [Nm ³ / (s · m ² )] or less, and the hot spot temperature in the projection process was set to 2323 K or more. On the other hand, in the conditions of Comparative Examples 1 and 2, the flow rate _{F g} 0.60 of the oxidizing gas per fire spot area in the interval ^{2,3 [Nm 3 / (s ·} m 2)] Ultra, and fire in the projection step The point temperature was set to 2323K or higher. Under the conditions of Comparative Example 3, the flow rate F _g of the oxidizing gas per fire spot area in the sections 2 and 3 is 0.60 [Nm ³ / (s · m ² )] or less, and the fire spot temperature in the projection process is 2323K. It was made to become less than. The conditions of Comparative Example 3, the flow rate _{F g} 0.60 of the oxidizing gas per fire spot area in the interval ^{2,3 [Nm 3 / (s ·} m 2)] super, and the fire point temperature in the projection step is 2323K It was made to become less than.

以上示した操業条件及び操業方法による酸化精錬の結果として、酸化精錬に係った時間となる吹錬時間、酸化精錬終了直後のスラグ中の鉄濃度である吹き止め（Ｔ．Ｆｅ）及び炉下落下地金指数を表５に示す。なお、表５に示す炉下落下地金指数は、比較例２のときの炉下落下地金の重量を１としたときの相対値である。 As a result of the oxidation refining by the operation conditions and operation methods shown above, the time required for oxidation refining, the blowing time that is the iron concentration in the slag immediately after the end of oxidation refining (T.Fe), and the furnace falling Table 5 shows the base gold index. In addition, the furnace drop metal index shown in Table 5 is a relative value when the weight of the furnace drop metal in Comparative Example 2 is 1.

表５から明らかなように、実施例１〜３と比較例１〜３とでは、吹錬時間はほぼ同等であったが、実施例１〜３の方が、炉下落下地金指数が低くなり、スラグ中の鉄濃度が低くなることが確認された。つまり、本発明によれば、溶鉄２の搖動が抑制され、溶鉄２の飛散やダストの発生、スラグ中の鉄分濃度を低減できることから、鉄歩留りの低下を抑制できることが確認された。 As is clear from Table 5, in Examples 1 to 3 and Comparative Examples 1 to 3, the blowing time was almost the same, but in Examples 1 to 3, the index of falling metal under the furnace was lower. It was confirmed that the iron concentration in the slag was lowered. That is, according to the present invention, it is confirmed that the perturbation of the molten iron 2 is suppressed, and the scattering of the molten iron 2 and the generation of dust and the iron concentration in the slag can be reduced, so that the decrease in iron yield can be suppressed.

１転炉
２溶鉄
２１スラグ
３炉体
４底吹き羽口
５上吹きランス
５１，５１ａ〜５１ｅノズル
５２最外筒
５３中管
５４内管
５５石灰粉配管
５６冷却水供給経路
５７冷却水排出経路
５８酸化性ガス供給経路
５９石灰粉供給経路
６副原料添加手段
６１ホッパー
６２シュート
７フード
ｄ_ｓノズルスロート径
ｄ_ｅノズル出口径
θ ノズル傾角 DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Converter 2 Molten iron 21 Slag 3 Furnace body 4 Bottom blowing tuyere 5 Top blowing lance 51,51a-51e Nozzle 52 Outermost cylinder 53 Middle pipe 54 Inner pipe 55 Lime powder piping 56 Cooling water supply path 57 Cooling water discharge path 58 oxidizing gas supply path 59 lime powder supply path 6 auxiliary material adding unit 61 hopper 62 chute 7 Food d _s nozzle throat diameter d _e nozzle outlet diameter θ nozzle inclination angle

Claims

When the molten iron contained in the converter is oxidized and refined,
From an upper blowing lance having a plurality of Laval nozzles at the lower end capable of simultaneously ejecting oxidizing gas and lime powder, the oxidizing gas and lime powder are simultaneously blown,
Based on the number and the throat diameter of the nozzle, (1) the oxidizing gas average flow _{F g} per fire spot area calculated by the formula ^{^{0.60Nm 3 / (s · m 2}} ) or less, and the nozzle based on the particle size of the several lime powder, (2) as the fire point temperature T _fs calculated is greater than or equal to 2323K by the formula, the most frequently used are oxidized by the time constant in the refining process in the converter By operating at least one of the flow rate Q _g of the characteristic gas and the lance height of the upper blowing lance, T _iso in the equation (2) is a value satisfying the relationship of the equation (11). Converter operation method.

d _c: throat diameter of the nozzle [m]
Q _g : Flow rate of oxidizing gas most frequently used at the time rate in the refining process in the converter [Nm ³ / s]
L: Depth of depression formed by collision of oxidizing gas on iron bath surface [m]
n: Number of nozzles [hole]
P ₀ : Pressure of oxidizing gas [MPa]
r: radius of the depression [m] formed by the collision of the oxidizing gas with the iron bath surface
v _g : Flow rate of oxidizing gas on iron bath surface [m / s]
ρ _g : oxidizing gas density [kg / m ³ ]
σ _l : surface tension of molten iron [N / m]
T _iso : Adiabatic theoretical hot spot temperature [K]
T: Starting point temperature of the iron bath [K]
Re: Reynolds number of solid-liquid two-phase flow Pr: Prandtl number λ _O2 : thermal conductivity [ kW / (m · K)]
d _CaO : particle size of lime powder [ m ]
W: Hot metal charge [t]
V _{[% Si]} : Removal Si rate [mass% / s ]
ΔH _FeO : Heat of formation of FeO [kJ / mol]
ΔH _SiO2 : Heat of formation of SiO ₂ [kJ / mol]
_{CP, FeO} ( _Tiso- T): heat capacity of FeO [kJ / kg]
_{_{C P, SiO2 (T iso -T}} ): heat capacity of SiO ₂ [kJ / kg]