JPH02115314A - 上底吹転炉における溶鋼温度制御方法 - Google Patents
上底吹転炉における溶鋼温度制御方法Info
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- JPH02115314A JPH02115314A JP26882888A JP26882888A JPH02115314A JP H02115314 A JPH02115314 A JP H02115314A JP 26882888 A JP26882888 A JP 26882888A JP 26882888 A JP26882888 A JP 26882888A JP H02115314 A JPH02115314 A JP H02115314A
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- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
本発明は、上底吹転ｆにおける溶鋼温度制御方法に係り
、特に、転炉精錬に際して、サブランス測定時の溶鋼温
度と炭素濃度から昇温モデル式に従って冷剤投入量や吹
上予測温度などを算出して、その終点制御を行なうため
の上底吹転炉における溶鋼温度制御方法に関する。
、特に、転炉精錬に際して、サブランス測定時の溶鋼温
度と炭素濃度から昇温モデル式に従って冷剤投入量や吹
上予測温度などを算出して、その終点制御を行なうため
の上底吹転炉における溶鋼温度制御方法に関する。
転炉精錬においては、溶鋼が目的とする温度、炭素濃度
に到達した時点で吹上としており、この吹上とすべき溶
鋼の終点温度を最適値に制御することは、溶鋼中の炭素
含有量の調整などと同様に極めて重要である。 従来、このような終点温度制御は、吹錬開始前に鋼浴温
度や溶鋼の成分などから熱収支・物質収支に基いて静的
な解析を行なって、予め運転モデルを決定し、このモデ
ルに従って終点まで制御するという静的制御により行な
われていた。しかし、このような静的制御では、吹錬前
に決定したモデルにより終点まで吹錬するため、吹錬中
の変動要因には全く追随できず信顆性に乏しいなどの欠
点があった。 一方、吹錬途中にサンプリングした溶鋼の凝固温度から
炭素含有量を推定すると同時に溶鋼温度を測定する所謂
サブランスによる測定法の発達により、溶鋼の炭素量と
温度が迅速に測定できるようになった。従って、前記の
ような欠点を解決することを目的とし、オペレータ技術
の向上などもあって、近年は、吹錬中の鋼浴温度や成分
などをサブランス等で測定し、該測定結果に基づき、目
的の温度、炭素濃度を得るべく、吹錬修正すると共に終
点時点を予測して終点制御を行なう動的な制御が広く行
なわれるようになってきている。 この動的吹錬制御は、大きくわけて溶鋼温度制御と炭素
濃度制御からなっている。このうち、溶鋼温度制御は、
サブランス測定時の溶鋼温度、炭素濃度から、冷剤投人
工や吹上予測温度等を算出するもので、中核は昇温モデ
ル式である。 このようなサブランスを用いた動的吹錬制御は、特に、
純酸素を水冷ランス（軟管）を通して鋼浴中央上から吹
きつけて吹錬する上吹転炉においては、既に確立した不
可欠の技術となっており、サブランス測定時の炭素濃度
や溶鋼温度などを用いて、溶鋼が目的とする炭素濃度や
温度となるように吹錬の軌道修正が行なわれている。こ
の場合、吹錬末期の段階において測定した鋼中の炭素量
、温度等の測定値に基づき、吹上時の温度を推定するこ
とが不可欠となってくる。 このような吹上温度の推定に用いるべく、上吹転炉にお
けるサブランス測定以降の溶鋼の上昇温度を表わすモデ
ルとして、出願人は既に特開昭５２−５６１２号で下式
（１）などの昇温モデル式を提案している。 ΔＴ＝［Ｈ（Ｙｉ）＋β］ΔＯ２ ＋ｒ （１／ＣＦ−１／ＣＳ ） ＋ｆ（ＷＣＬ） ・・・（１）ここに、 ΔＴはサブランス測定から吹上までの昇温量、Ｈは昇温
速度関数、 Ｙｉは操業要因、 βは昇温率補正項、 ΔＯ２はサブランス測定から吹上までの所要酸素量、 γは係数、 ｃＦは吹上目標炭素濃度、 ＣＳはサブランス測定時の炭素濃度、 ｆ（ＷＣＬ＞はサブランス測定から吹上までの冷剤によ
る冷却量である。 この（１）式は、それまで、専ら吹込酸素量を要因とし
ていた吹上温度推定式に、吹錬末期に脱炭が進行して低
炭素領域になると活発化する鉄の酸化の要因を盛込むべ
く、酸化鉄の生成量が鋼中酸素に比例し、この鋼中酸素
が鋼中炭素に逆比例していることを利用して、サブラン
スによって迅速に測定できる鋼中炭素の要因を入れて的
中率を高めなもので、右辺第二項が、吹錬末期の鉄の燃
焼による昇温量を表わしている。 即ち、この昇温モデル式は、サブランス測定から吹上ま
での所要酸素量ΔＯ２に比例しな昇温量［Ｈ（Ｙ ｉ
）＋β］ΔＯ２と、吹錬末期の鉄の燃焼による昇温ｆｆ
１ｙ（１／Ｃｐ ’１／ＣＳ）と、冷剤による降温１
ｆ（ＷＣＬ）とで表わされている。 一方、特開昭５７−７０２１５号に示されているように
、溶銑配合率により一義的に決定されるスクラップ未溶
解の発生量による補正項を基本の昇温モデル式に加えて
、溶銑配合率の変動に対して追従可能とした終点温度制
御も提案されている。 しかしながら、水冷ランスを通して純酸素を鋼浴中央上
から吹きつけて吹錬すると同時に、炉底からも酸素又は
不活性ガスを吹き込む上底吹転Ｔにおいては、溶鋼が底
吹ガスによって強く攪拌される。このなめ、前記上吹転
炉に比して脱炭酸素効率が優れ、吹錬末期に鉄が燃焼す
る割合が低くなる。従って、上記（１）式で表わされる
昇温モデル式を上成吹転炉の終点制御用モデル式として
そのまま用いると、実際の鉄の燃焼熱よりもモデル式に
よる鉄の燃焼熱の方が大きくなる。このため、実際の溶
鋼昇温量よりも昇温モデル式から算出された溶鋼昇温量
の方が大きくなり、目的とする温度の溶鋼が得られない
という問題があった。
に到達した時点で吹上としており、この吹上とすべき溶
鋼の終点温度を最適値に制御することは、溶鋼中の炭素
含有量の調整などと同様に極めて重要である。 従来、このような終点温度制御は、吹錬開始前に鋼浴温
度や溶鋼の成分などから熱収支・物質収支に基いて静的
な解析を行なって、予め運転モデルを決定し、このモデ
ルに従って終点まで制御するという静的制御により行な
われていた。しかし、このような静的制御では、吹錬前
に決定したモデルにより終点まで吹錬するため、吹錬中
の変動要因には全く追随できず信顆性に乏しいなどの欠
点があった。 一方、吹錬途中にサンプリングした溶鋼の凝固温度から
炭素含有量を推定すると同時に溶鋼温度を測定する所謂
サブランスによる測定法の発達により、溶鋼の炭素量と
温度が迅速に測定できるようになった。従って、前記の
ような欠点を解決することを目的とし、オペレータ技術
の向上などもあって、近年は、吹錬中の鋼浴温度や成分
などをサブランス等で測定し、該測定結果に基づき、目
的の温度、炭素濃度を得るべく、吹錬修正すると共に終
点時点を予測して終点制御を行なう動的な制御が広く行
なわれるようになってきている。 この動的吹錬制御は、大きくわけて溶鋼温度制御と炭素
濃度制御からなっている。このうち、溶鋼温度制御は、
サブランス測定時の溶鋼温度、炭素濃度から、冷剤投人
工や吹上予測温度等を算出するもので、中核は昇温モデ
ル式である。 このようなサブランスを用いた動的吹錬制御は、特に、
純酸素を水冷ランス（軟管）を通して鋼浴中央上から吹
きつけて吹錬する上吹転炉においては、既に確立した不
可欠の技術となっており、サブランス測定時の炭素濃度
や溶鋼温度などを用いて、溶鋼が目的とする炭素濃度や
温度となるように吹錬の軌道修正が行なわれている。こ
の場合、吹錬末期の段階において測定した鋼中の炭素量
、温度等の測定値に基づき、吹上時の温度を推定するこ
とが不可欠となってくる。 このような吹上温度の推定に用いるべく、上吹転炉にお
けるサブランス測定以降の溶鋼の上昇温度を表わすモデ
ルとして、出願人は既に特開昭５２−５６１２号で下式
（１）などの昇温モデル式を提案している。 ΔＴ＝［Ｈ（Ｙｉ）＋β］ΔＯ２ ＋ｒ （１／ＣＦ−１／ＣＳ ） ＋ｆ（ＷＣＬ） ・・・（１）ここに、 ΔＴはサブランス測定から吹上までの昇温量、Ｈは昇温
速度関数、 Ｙｉは操業要因、 βは昇温率補正項、 ΔＯ２はサブランス測定から吹上までの所要酸素量、 γは係数、 ｃＦは吹上目標炭素濃度、 ＣＳはサブランス測定時の炭素濃度、 ｆ（ＷＣＬ＞はサブランス測定から吹上までの冷剤によ
る冷却量である。 この（１）式は、それまで、専ら吹込酸素量を要因とし
ていた吹上温度推定式に、吹錬末期に脱炭が進行して低
炭素領域になると活発化する鉄の酸化の要因を盛込むべ
く、酸化鉄の生成量が鋼中酸素に比例し、この鋼中酸素
が鋼中炭素に逆比例していることを利用して、サブラン
スによって迅速に測定できる鋼中炭素の要因を入れて的
中率を高めなもので、右辺第二項が、吹錬末期の鉄の燃
焼による昇温量を表わしている。 即ち、この昇温モデル式は、サブランス測定から吹上ま
での所要酸素量ΔＯ２に比例しな昇温量［Ｈ（Ｙ ｉ
）＋β］ΔＯ２と、吹錬末期の鉄の燃焼による昇温ｆｆ
１ｙ（１／Ｃｐ ’１／ＣＳ）と、冷剤による降温１
ｆ（ＷＣＬ）とで表わされている。 一方、特開昭５７−７０２１５号に示されているように
、溶銑配合率により一義的に決定されるスクラップ未溶
解の発生量による補正項を基本の昇温モデル式に加えて
、溶銑配合率の変動に対して追従可能とした終点温度制
御も提案されている。 しかしながら、水冷ランスを通して純酸素を鋼浴中央上
から吹きつけて吹錬すると同時に、炉底からも酸素又は
不活性ガスを吹き込む上底吹転Ｔにおいては、溶鋼が底
吹ガスによって強く攪拌される。このなめ、前記上吹転
炉に比して脱炭酸素効率が優れ、吹錬末期に鉄が燃焼す
る割合が低くなる。従って、上記（１）式で表わされる
昇温モデル式を上成吹転炉の終点制御用モデル式として
そのまま用いると、実際の鉄の燃焼熱よりもモデル式に
よる鉄の燃焼熱の方が大きくなる。このため、実際の溶
鋼昇温量よりも昇温モデル式から算出された溶鋼昇温量
の方が大きくなり、目的とする温度の溶鋼が得られない
という問題があった。
【発明が達成しようとする課Ｕ１１
本発明は、かかる従来の問題に鑑みてなされたものであ
り、その課題は、上底吹転炉における吹錬末期の吹錬制
御精度が大きく向上し、安定な操業を可能ならしめる、
上底吹転炉における溶鋼温度制御方法を提供することに
ある。 【課題を達成するための手段】 本発明は、上底吹転炉における溶鋼温度制御方法におい
て、サブランス測定以降の溶鋼温度制御を下式（２）の
昇温モデル式に従って行なうことにより、前記課題を達
成したものである。 ΔＴ＝ ［Ｈ（’Ｙ ｒ ）＋β］ΔＯ２＋ｒ＋ （
１／ＣＦ−Ｌ／ＣＳ） ＋ｒｚ （ＣＦ−ＣＳ）＋ｆ （ＷＣＬ）ここに、 ΔＴはサブランス測定から吹上までの昇温量、Ｈは昇温
速度関数、 Ｙｉは操業要因、 βは昇温率補正項、 ΔＯ２はサブランス測定から吹上までの所要酸素量、 γ１、γ２は係数、 ｃＦは吹上目標炭素濃度、 ＣＳはサブランス測定時の炭素濃度、 ｆ（ＷＣＬ）はサブランス測定から吹上までの冷開によ
る冷却量である。
り、その課題は、上底吹転炉における吹錬末期の吹錬制
御精度が大きく向上し、安定な操業を可能ならしめる、
上底吹転炉における溶鋼温度制御方法を提供することに
ある。 【課題を達成するための手段】 本発明は、上底吹転炉における溶鋼温度制御方法におい
て、サブランス測定以降の溶鋼温度制御を下式（２）の
昇温モデル式に従って行なうことにより、前記課題を達
成したものである。 ΔＴ＝ ［Ｈ（’Ｙ ｒ ）＋β］ΔＯ２＋ｒ＋ （
１／ＣＦ−Ｌ／ＣＳ） ＋ｒｚ （ＣＦ−ＣＳ）＋ｆ （ＷＣＬ）ここに、 ΔＴはサブランス測定から吹上までの昇温量、Ｈは昇温
速度関数、 Ｙｉは操業要因、 βは昇温率補正項、 ΔＯ２はサブランス測定から吹上までの所要酸素量、 γ１、γ２は係数、 ｃＦは吹上目標炭素濃度、 ＣＳはサブランス測定時の炭素濃度、 ｆ（ＷＣＬ）はサブランス測定から吹上までの冷開によ
る冷却量である。
本発明は、上底吹転炉において吹錬末期に燃焼する鉄の
量が上吹転炉の場合に比して少ないことに着目してなさ
れたもので、前出（２）式に示した如く、銑の燃焼によ
る昇温量をγＩ（１／ＣＦ−１／ＣＳ ）＋γ２ （Ｃ
Ｆ−Ｃ５）の形で表わすことによって、従来の昇温モデ
ル式（１）の２項目ｒ （１／（、Ｆ １／ＣＳ ）に
ｒ２（ＣＦ−ＣＳ）による補正を加えることにより、昇
温モデル式における鉄の燃焼量を上底吹転炉の操業値に
一致させるようにしたものである。 即ち、上底吹転ｒにおける吹上時の炭素濃度とスラグ中
のＴ−Ｆｅ濃度（分析値）との関係は第１図の散布図で
示すようになっており、該Ｔ−Ｆｅ濃度の推定値平均曲
線は第１図の曲線Ａのようになる。ここで、スラグ中の
Ｔ−Ｆｅは、その大部分が、吹錬末期の脱炭酸素効率が
下がってきた状態のときに鉄が燃焼して生成したもので
ある。 又、スラグ中のＴ−Ｆｅ濃度推定式（１／ ＣＦ−１／
ＣＳ）にも、前記従来例の昇温モデル式（１）の場合と
同様に、説明変数として炭素濃度の逆数（１／ ＣＦや
１１０ｓ）が入っており、第１図から明らかなように、
吹上時の炭素濃度が低いとＴ−Ｆｅ濃度の推定値が高め
にずれる傾向がみちれ、逆に吹上時の炭素源゛度が高い
とＴ−Ｆｅ濃度の推定値が低めにずれる傾向がみられる
。 従って、炭素濃度の逆数（１／ ＣＦや１／ＣＳ）だけ
では吹錬末期の鉄の燃焼量を表わすことができず、前出
（２）式で示したように、鉄の燃焼を表わす部分に炭素
濃度の一次式（Ｃｐ Ｃ５）を付加して昇温モデル式
を作成している。 ス、サブランス測定後、その時点の炭素濃度が判明した
段階で、前記昇温モデル式（２）を用いて吹上までの昇
温量ΔＴを推定し、吹上目標温度で吹上可能となるよう
に冷開量ｗｃＬｆｅ−調整することにより、高精度な溶
鋼温度制御が可能となる。
量が上吹転炉の場合に比して少ないことに着目してなさ
れたもので、前出（２）式に示した如く、銑の燃焼によ
る昇温量をγＩ（１／ＣＦ−１／ＣＳ ）＋γ２ （Ｃ
Ｆ−Ｃ５）の形で表わすことによって、従来の昇温モデ
ル式（１）の２項目ｒ （１／（、Ｆ １／ＣＳ ）に
ｒ２（ＣＦ−ＣＳ）による補正を加えることにより、昇
温モデル式における鉄の燃焼量を上底吹転炉の操業値に
一致させるようにしたものである。 即ち、上底吹転ｒにおける吹上時の炭素濃度とスラグ中
のＴ−Ｆｅ濃度（分析値）との関係は第１図の散布図で
示すようになっており、該Ｔ−Ｆｅ濃度の推定値平均曲
線は第１図の曲線Ａのようになる。ここで、スラグ中の
Ｔ−Ｆｅは、その大部分が、吹錬末期の脱炭酸素効率が
下がってきた状態のときに鉄が燃焼して生成したもので
ある。 又、スラグ中のＴ−Ｆｅ濃度推定式（１／ ＣＦ−１／
ＣＳ）にも、前記従来例の昇温モデル式（１）の場合と
同様に、説明変数として炭素濃度の逆数（１／ ＣＦや
１１０ｓ）が入っており、第１図から明らかなように、
吹上時の炭素濃度が低いとＴ−Ｆｅ濃度の推定値が高め
にずれる傾向がみちれ、逆に吹上時の炭素源゛度が高い
とＴ−Ｆｅ濃度の推定値が低めにずれる傾向がみられる
。 従って、炭素濃度の逆数（１／ ＣＦや１／ＣＳ）だけ
では吹錬末期の鉄の燃焼量を表わすことができず、前出
（２）式で示したように、鉄の燃焼を表わす部分に炭素
濃度の一次式（Ｃｐ Ｃ５）を付加して昇温モデル式
を作成している。 ス、サブランス測定後、その時点の炭素濃度が判明した
段階で、前記昇温モデル式（２）を用いて吹上までの昇
温量ΔＴを推定し、吹上目標温度で吹上可能となるよう
に冷開量ｗｃＬｆｅ−調整することにより、高精度な溶
鋼温度制御が可能となる。
以下、本発明の実施例について図を用いて詳しく説明す
る。 本発明の実施例においては、約２００チヤージの実操業
データを用いて重回帰解析を行ない、下式（３）のよう
な昇温モデル式を得た。 ΔＴ＝［Ｈ（Ｙｉ）＋β］ΔＯ２ ＋５０．３ （１／ＣＦ−１／ＣＳ ）＋０．４ （Ｃ
Ｆ−ＣＳ）＋ｆ （ＷＣＬ）・・（３） 上記昇温モデル式（３）を実操業に適用したところ、第
２図に示すよ、うな結果が得られた。 即ち、第２図は本実施例における吹上温度推定値と吹上
温度実績値の関係を示す散布図であり、図中、横軸は上
記昇温モデル式（３）から求めた推定吹上温度（’Ｃ）
を示し、縦軸は実操業で実際に得られた吹上温度（”Ｃ
）を示している。この第２図から、吹上温度推定値と吹
上温度実績値の分布が±３℃の中に９０％以上散布して
おり、両者が良く一致していることが分る。
る。 本発明の実施例においては、約２００チヤージの実操業
データを用いて重回帰解析を行ない、下式（３）のよう
な昇温モデル式を得た。 ΔＴ＝［Ｈ（Ｙｉ）＋β］ΔＯ２ ＋５０．３ （１／ＣＦ−１／ＣＳ ）＋０．４ （Ｃ
Ｆ−ＣＳ）＋ｆ （ＷＣＬ）・・（３） 上記昇温モデル式（３）を実操業に適用したところ、第
２図に示すよ、うな結果が得られた。 即ち、第２図は本実施例における吹上温度推定値と吹上
温度実績値の関係を示す散布図であり、図中、横軸は上
記昇温モデル式（３）から求めた推定吹上温度（’Ｃ）
を示し、縦軸は実操業で実際に得られた吹上温度（”Ｃ
）を示している。この第２図から、吹上温度推定値と吹
上温度実績値の分布が±３℃の中に９０％以上散布して
おり、両者が良く一致していることが分る。
以上詳しく説明したような本発明によれば、鉄の燃焼に
よる昇温量をγ＋（１／Ｃｐ １／ＣＳ）十γ２（Ｃ
Ｆ ＣＳ）の形で表わし、昇温モデル式における鉄の
燃焼量を上底吹転炉の操業値に一致させるようにしてい
るため、上底吹転炉における吹錬末期の吹錬制御精度が
大幅に向上し、安定操業が達成できる利点がある。
よる昇温量をγ＋（１／Ｃｐ １／ＣＳ）十γ２（Ｃ
Ｆ ＣＳ）の形で表わし、昇温モデル式における鉄の
燃焼量を上底吹転炉の操業値に一致させるようにしてい
るため、上底吹転炉における吹錬末期の吹錬制御精度が
大幅に向上し、安定操業が達成できる利点がある。
第１図は、本発明に係る上底吹転炉における溶鋼温度制
御方法の原理を説明するための、上底吹転炉における吹
上時の炭素濃度とスラグ中のＴ・Ｆｅ濃度（分析値）と
の関係を示す散布図、第２図は、本発明の実施例におけ
る吹上温度推定値と吹上温度実績値との関係を示す散布
図である。
御方法の原理を説明するための、上底吹転炉における吹
上時の炭素濃度とスラグ中のＴ・Ｆｅ濃度（分析値）と
の関係を示す散布図、第２図は、本発明の実施例におけ
る吹上温度推定値と吹上温度実績値との関係を示す散布
図である。
Claims (1)
- （１）上底吹転炉において、サブランス測定以降の溶鋼
温度制御を下式の昇温モデル式 ΔＴ＝［Ｈ（Ｙｉ）＋β］ΔＯ＿２ ＋γ＿１（１／Ｃ＿Ｆ−１／Ｃ＿Ｓ） ＋γ＿２（Ｃ＿Ｆ−Ｃ＿Ｓ）＋ｆ（Ｗ＿Ｃ＿Ｌ）（ここ
に、 ΔＴはサブランス測定から吹上までの昇温量、Ｈは昇温
速度関数、 Ｙｉは操業要因、 βは昇温率補正項、 ΔＯ＿２はサブランス測定から吹上までの所要酸素量、 γ＿１、γ＿２は係数、 Ｃ＿Ｆは吹上目標炭素濃度、 Ｃ＿Ｓはサブランス測定時の炭素濃度、 ｆ（Ｗ＿Ｃ＿Ｌ）はサブランス測定から吹上までの冷剤
による冷却量） に従つて行なうことを特徴とする上底吹転炉における溶
鋼温度制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26882888A JPH02115314A (ja) | 1988-10-25 | 1988-10-25 | 上底吹転炉における溶鋼温度制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP26882888A JPH02115314A (ja) | 1988-10-25 | 1988-10-25 | 上底吹転炉における溶鋼温度制御方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH02115314A true JPH02115314A (ja) | 1990-04-27 |
Family
ID=17463822
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP26882888A Pending JPH02115314A (ja) | 1988-10-25 | 1988-10-25 | 上底吹転炉における溶鋼温度制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH02115314A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005206877A (ja) * | 2004-01-22 | 2005-08-04 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 転炉吹錬時の炭素濃度の推定方法 |
| US7819940B2 (en) * | 2004-11-12 | 2010-10-26 | Sms Siemag Aktiengesellschaft | Production of stainless steel of AISI 4xx grade ferritic steel in an AOD converter |
-
1988
- 1988-10-25 JP JP26882888A patent/JPH02115314A/ja active Pending
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2005206877A (ja) * | 2004-01-22 | 2005-08-04 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 転炉吹錬時の炭素濃度の推定方法 |
| US7819940B2 (en) * | 2004-11-12 | 2010-10-26 | Sms Siemag Aktiengesellschaft | Production of stainless steel of AISI 4xx grade ferritic steel in an AOD converter |
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