JPH0941020A - 転炉操業方法 - Google Patents
転炉操業方法Info
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- JPH0941020A JPH0941020A JP21650595A JP21650595A JPH0941020A JP H0941020 A JPH0941020 A JP H0941020A JP 21650595 A JP21650595 A JP 21650595A JP 21650595 A JP21650595 A JP 21650595A JP H0941020 A JPH0941020 A JP H0941020A
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- Japan
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- blowing
- lance
- blowing lance
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 本発明は、冶金特性および酸素噴流による炉
内壁耐火物へ悪影響を及ぼさず、ノズル寿命を低下させ
ることなく、高送酸速度吹錬実施時に吹錬中発生するス
ピッティングおよびダストを低減することができる転炉
操業方法を提供する。 【構成】 上吹きランスを有する転炉操業において、該
上吹きランス先端部中心の周囲に配設した複数のガス噴
射ノズルから斜下向きのコーン状に噴射したガス噴流に
よる鋼浴面へこみ深さＬと静止鋼浴面深さＬ0 の比Ｌ／
Ｌ0 を０．２〜０．５０に維持し、鋼浴面でのガス噴流
接触面をその中心からも遠い点から炉壁の耐火物までの
距離Ｉ〔ｍｍ〕と鋼浴面部の炉内半径Ｒ〔ｍｍ〕との関
係がＩ≧Ｒ／６となる領域に位置させ、しかも、上吹き
ランス先端から鋼浴面までの高さｈを２０００〜４５０
０ｍｍ、上吹きランス先端に設けた前記複数のガス噴射
ノズルの傾斜角θをθ≧１６°として吹錬することを特
徴とする転炉操業方法。
内壁耐火物へ悪影響を及ぼさず、ノズル寿命を低下させ
ることなく、高送酸速度吹錬実施時に吹錬中発生するス
ピッティングおよびダストを低減することができる転炉
操業方法を提供する。 【構成】 上吹きランスを有する転炉操業において、該
上吹きランス先端部中心の周囲に配設した複数のガス噴
射ノズルから斜下向きのコーン状に噴射したガス噴流に
よる鋼浴面へこみ深さＬと静止鋼浴面深さＬ0 の比Ｌ／
Ｌ0 を０．２〜０．５０に維持し、鋼浴面でのガス噴流
接触面をその中心からも遠い点から炉壁の耐火物までの
距離Ｉ〔ｍｍ〕と鋼浴面部の炉内半径Ｒ〔ｍｍ〕との関
係がＩ≧Ｒ／６となる領域に位置させ、しかも、上吹き
ランス先端から鋼浴面までの高さｈを２０００〜４５０
０ｍｍ、上吹きランス先端に設けた前記複数のガス噴射
ノズルの傾斜角θをθ≧１６°として吹錬することを特
徴とする転炉操業方法。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、上吹きランスを有
する転炉の操業方法に関するものである。
する転炉の操業方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】鋼浴面上方からの酸素吹きを行う転炉に
おいて、吹錬中に発生するダストは鉄歩留りの悪化を招
くだけではなく、排ガス煙道へのダスト堆積による設備
損傷あるいは能力低下、その堆積ダスト落下による噴煙
発生等の環境悪化を招く。さらに、転炉生産性向上のた
め高送酸速度吹錬による吹錬高速化を図るに際しては、
このダスト発生量が増加することにより、前述のトラブ
ルを招くため実現するのは困難視されていた。このた
め、転炉操業時のダスト・スピッティング発生量低減に
対しては従来から種々の手法が提案されている。
おいて、吹錬中に発生するダストは鉄歩留りの悪化を招
くだけではなく、排ガス煙道へのダスト堆積による設備
損傷あるいは能力低下、その堆積ダスト落下による噴煙
発生等の環境悪化を招く。さらに、転炉生産性向上のた
め高送酸速度吹錬による吹錬高速化を図るに際しては、
このダスト発生量が増加することにより、前述のトラブ
ルを招くため実現するのは困難視されていた。このた
め、転炉操業時のダスト・スピッティング発生量低減に
対しては従来から種々の手法が提案されている。
【０００３】例えば、特開平２−１１１８０９号公報で
は、上吹き酸素の動圧により浴面に生成するへこみ（キ
ャビティー）の深さと、キャビティー直径の比を２以上
にすることで、ダスト発生量を低下させる方法が開示さ
れている。この方法は、極端なハードブローによりキャ
ビティー形状を狭く、かつ深くするものであるが、スプ
ラッシュについての効果は見られるものの、ダストにつ
いての顕著な低減効果は明確ではない。
は、上吹き酸素の動圧により浴面に生成するへこみ（キ
ャビティー）の深さと、キャビティー直径の比を２以上
にすることで、ダスト発生量を低下させる方法が開示さ
れている。この方法は、極端なハードブローによりキャ
ビティー形状を狭く、かつ深くするものであるが、スプ
ラッシュについての効果は見られるものの、ダストにつ
いての顕著な低減効果は明確ではない。
【０００４】また、特開平２−１５６０１２号公報で
は、ダスト発生量を低下させるため、ランス高さを上昇
させ、かつ上吹きガスに不活性ガスを混合させる方法が
開示されている。この方法では、上吹きランスから噴出
されるガスの広がりが、ランスの上昇に伴い炉内壁に近
づくことおよび、ランスの上昇に伴い二次燃焼率が上が
り着熱効率が低下することにより、炉内壁耐火物の溶損
が激しくなり、また不活性ガス使用量が多いためにコス
ト的に不利となる。さらに、ノズル傾斜角を大きくとっ
たランスの設計指針として、特開昭５８−１６０１３号
公報に示されている手法があるが、これは炉体振動を防
止することを目的としたものであり、底吹きガスの鋼浴
面における浮上領域の外側に、上吹きランス各ノズルか
らの酸素ガス噴流を吹きつけるものである。従って、ス
ピッティング・ダスト低減に対する適合条件定量化に対
する知見は全くない。
は、ダスト発生量を低下させるため、ランス高さを上昇
させ、かつ上吹きガスに不活性ガスを混合させる方法が
開示されている。この方法では、上吹きランスから噴出
されるガスの広がりが、ランスの上昇に伴い炉内壁に近
づくことおよび、ランスの上昇に伴い二次燃焼率が上が
り着熱効率が低下することにより、炉内壁耐火物の溶損
が激しくなり、また不活性ガス使用量が多いためにコス
ト的に不利となる。さらに、ノズル傾斜角を大きくとっ
たランスの設計指針として、特開昭５８−１６０１３号
公報に示されている手法があるが、これは炉体振動を防
止することを目的としたものであり、底吹きガスの鋼浴
面における浮上領域の外側に、上吹きランス各ノズルか
らの酸素ガス噴流を吹きつけるものである。従って、ス
ピッティング・ダスト低減に対する適合条件定量化に対
する知見は全くない。
【０００５】同様に、特開昭６０−１６５３１３号公報
では、各ノズルからの噴流の鋼浴面でキャビティーのオ
ーバーラップ率が、０．２以下になるようにノズル傾斜
角を大きく定め、キャビティーの重なりを小さくするこ
とにより、スピッティングを低減させる方法が開示され
ている。この方法ではスピッティングは低減するもの
の、ダスト低減効果については明示されていない。ま
た、ノズル傾斜角を単に大きくすることのみのため、単
なるソフトブロー化となってしまい冶金特性に悪影響を
及ぼすこと、および発生するＣＯガスの二次燃焼が大き
くなること、さらに、上吹きランスから噴出されるガス
の広がりが、ノズル傾斜角の広角化に伴い炉内壁に近づ
くことにより、炉内壁耐火物の溶損が激しくなる等の問
題が発生する。
では、各ノズルからの噴流の鋼浴面でキャビティーのオ
ーバーラップ率が、０．２以下になるようにノズル傾斜
角を大きく定め、キャビティーの重なりを小さくするこ
とにより、スピッティングを低減させる方法が開示され
ている。この方法ではスピッティングは低減するもの
の、ダスト低減効果については明示されていない。ま
た、ノズル傾斜角を単に大きくすることのみのため、単
なるソフトブロー化となってしまい冶金特性に悪影響を
及ぼすこと、および発生するＣＯガスの二次燃焼が大き
くなること、さらに、上吹きランスから噴出されるガス
の広がりが、ノズル傾斜角の広角化に伴い炉内壁に近づ
くことにより、炉内壁耐火物の溶損が激しくなる等の問
題が発生する。
【０００６】また、特開平６−５７３２０号公報では、
各々３孔以上の傾斜角度の異なる２種類のノズルを円周
方向に交互に配置し、これらのノズルから噴出されるガ
スジェットによって形成される浴面キャビティーの重な
り面積率を３０％以下にすることにより、スピッティン
グを低減させる方法が開示されている。この方法も、特
開昭６０−１６５３１３号公報同様スピッティング低減
が目的であり、ダスト低減効果については明示されてい
ない。また、傾斜角度の異なる２種類のノズルのうち一
方を広角化するため、炉内壁耐火物の溶損が激しくなる
という問題が生じる。さらに、ノズル先端中央への粒鉄
付着によるノズル寿命低減を防止するため、中央部へ小
径の中心孔を装備しているが、キャビティーの重なり低
減効果を享受するため、６孔以上の多孔化が望ましいと
しているが、多孔化に伴うノズル先端冷却構造複雑化に
よる冷却効率の低下を招き、ノズル寿命を低減させてし
まう。
各々３孔以上の傾斜角度の異なる２種類のノズルを円周
方向に交互に配置し、これらのノズルから噴出されるガ
スジェットによって形成される浴面キャビティーの重な
り面積率を３０％以下にすることにより、スピッティン
グを低減させる方法が開示されている。この方法も、特
開昭６０−１６５３１３号公報同様スピッティング低減
が目的であり、ダスト低減効果については明示されてい
ない。また、傾斜角度の異なる２種類のノズルのうち一
方を広角化するため、炉内壁耐火物の溶損が激しくなる
という問題が生じる。さらに、ノズル先端中央への粒鉄
付着によるノズル寿命低減を防止するため、中央部へ小
径の中心孔を装備しているが、キャビティーの重なり低
減効果を享受するため、６孔以上の多孔化が望ましいと
しているが、多孔化に伴うノズル先端冷却構造複雑化に
よる冷却効率の低下を招き、ノズル寿命を低減させてし
まう。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、従来の転炉
操業における上記の諸問題を解決することを課題として
なされたものであり、その目的は、冶金特性および酸素
噴流による炉内壁耐火物へ悪影響を及ぼさず、ノズル寿
命を低下させることなく、高送酸速度吹錬実施時に吹錬
中発生するスピッティングおよびダストを低減すること
ができる転炉操業方法を提供することにある。
操業における上記の諸問題を解決することを課題として
なされたものであり、その目的は、冶金特性および酸素
噴流による炉内壁耐火物へ悪影響を及ぼさず、ノズル寿
命を低下させることなく、高送酸速度吹錬実施時に吹錬
中発生するスピッティングおよびダストを低減すること
ができる転炉操業方法を提供することにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】前述の課題を解決するた
めの本発明の要旨は下記の通りである。上吹きランスを
有する転炉操業において、該上吹ランス先端部中心の周
囲に配設した複数のガス噴射ノズルから斜下向きのコー
ン状に噴射したガス噴流による鋼浴面へこみ深さＬと静
止鋼浴面深さＬ0 の比Ｌ／Ｌ0 を０．２〜０．５０に維
持し、鋼浴面でのガス噴流接触面をその中心からも遠い
点から炉壁の耐火物までの距離Ｉ［ｍｍ］と鋼浴面部の
炉内半径Ｒ［ｍｍ］との関係がＩ≧Ｒ／６となる領域に
位置させ、しかも、上吹ランス先端から鋼浴面までの高
さｈを２０００〜４５００ｍｍ、上吹ランス先端に設け
た前記複数のガス噴射ノズルの傾斜角θをθ≧１６°と
して吹錬すること、また、ガス噴射ノズルの傾斜角上限
をθ＝２５°としたこと、また、上吹きランス先端の中
心部にガス噴射ノズルの開口面積の３０％以下の開口面
積を有する小口径ノズルを配置したこと、また、上吹き
ランス先端部中心の周囲に配設するガス噴射ノズル数を
３〜６個とした転炉操業方法にある。
めの本発明の要旨は下記の通りである。上吹きランスを
有する転炉操業において、該上吹ランス先端部中心の周
囲に配設した複数のガス噴射ノズルから斜下向きのコー
ン状に噴射したガス噴流による鋼浴面へこみ深さＬと静
止鋼浴面深さＬ0 の比Ｌ／Ｌ0 を０．２〜０．５０に維
持し、鋼浴面でのガス噴流接触面をその中心からも遠い
点から炉壁の耐火物までの距離Ｉ［ｍｍ］と鋼浴面部の
炉内半径Ｒ［ｍｍ］との関係がＩ≧Ｒ／６となる領域に
位置させ、しかも、上吹ランス先端から鋼浴面までの高
さｈを２０００〜４５００ｍｍ、上吹ランス先端に設け
た前記複数のガス噴射ノズルの傾斜角θをθ≧１６°と
して吹錬すること、また、ガス噴射ノズルの傾斜角上限
をθ＝２５°としたこと、また、上吹きランス先端の中
心部にガス噴射ノズルの開口面積の３０％以下の開口面
積を有する小口径ノズルを配置したこと、また、上吹き
ランス先端部中心の周囲に配設するガス噴射ノズル数を
３〜６個とした転炉操業方法にある。
【０００９】ここで、図１に示すように本発明に用いる
鋼浴面へこみ深さＬ［ｍｍ］、鋼浴面でのガス噴流接触
面における最もランス中心軸から遠い点から耐火までの
距離Ｉ［ｍｍ］の求め方について説明する。Ｌについて
は既知である下記（１）式を用いた。 Ｌ＝Ｌｈ・ｅｘｐ（−０．７８ｈ／Ｌｈ） ・・・（１） ただし、 Ｌｈ＝６３．０（（ｋ・ＦＯ2 ）／（ｎ・ｄ））2/3 ｄ ：ノズル径［ｍｍ］ ｈ ：ランス先端から鋼浴面までの距離［ｍｍ］ ＦＯ2 ：送酸速度［Ｎｍ3 ／ｈｒ］ ｋ ：補正項 (ｋ＝１）
鋼浴面へこみ深さＬ［ｍｍ］、鋼浴面でのガス噴流接触
面における最もランス中心軸から遠い点から耐火までの
距離Ｉ［ｍｍ］の求め方について説明する。Ｌについて
は既知である下記（１）式を用いた。 Ｌ＝Ｌｈ・ｅｘｐ（−０．７８ｈ／Ｌｈ） ・・・（１） ただし、 Ｌｈ＝６３．０（（ｋ・ＦＯ2 ）／（ｎ・ｄ））2/3 ｄ ：ノズル径［ｍｍ］ ｈ ：ランス先端から鋼浴面までの距離［ｍｍ］ ＦＯ2 ：送酸速度［Ｎｍ3 ／ｈｒ］ ｋ ：補正項 (ｋ＝１）
【００１０】次に、Ｉについてであるが、図２に模式的
に示したＩを式に表すと、 Ｉ＝−ｈ・ｔａｎ（θ＋α）＋ＸC ・ｃｏｓθ・ｔａｎ（θ＋α） −ＸC ・ｓｉｎθ−Ｄ＋Ｒ ・・・（２） ただし、 ｈ ：ランス先端から鋼浴面までの距離［ｍｍ］ θ ：ノズル傾斜角［°］ α ：ノズル吐出後の噴流の広がり角［°］ Ｄ ：ランス中心軸からノズル出口最外周までの距離
［ｍｍ］ Ｒ ：炉内半径［ｍｍ］ ＸC ：ガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］ の式で求めることができる。（２）式中、αは通常１２
°前後とされている。また、（２）式中ＸC で示したガ
スジェットのハードコア長さは、一般的に下記（３）式
で算出できる。 ＸC ＝（４．１２・Ｐ0 −１．８６）・ｄ ・・・（３） ただし、 Ｐ0 ：酸素ノズル前圧力（絶対圧力）［ｋｇｆ／ｃｍ
2 ］ ｄ ：ノズル径［ｍｍ］ （３）式におけるＰ0 はノズル径および送酸速度によっ
て支配され、
に示したＩを式に表すと、 Ｉ＝−ｈ・ｔａｎ（θ＋α）＋ＸC ・ｃｏｓθ・ｔａｎ（θ＋α） −ＸC ・ｓｉｎθ−Ｄ＋Ｒ ・・・（２） ただし、 ｈ ：ランス先端から鋼浴面までの距離［ｍｍ］ θ ：ノズル傾斜角［°］ α ：ノズル吐出後の噴流の広がり角［°］ Ｄ ：ランス中心軸からノズル出口最外周までの距離
［ｍｍ］ Ｒ ：炉内半径［ｍｍ］ ＸC ：ガスジェットのハードコア長さ［ｍｍ］ の式で求めることができる。（２）式中、αは通常１２
°前後とされている。また、（２）式中ＸC で示したガ
スジェットのハードコア長さは、一般的に下記（３）式
で算出できる。 ＸC ＝（４．１２・Ｐ0 −１．８６）・ｄ ・・・（３） ただし、 Ｐ0 ：酸素ノズル前圧力（絶対圧力）［ｋｇｆ／ｃｍ
2 ］ ｄ ：ノズル径［ｍｍ］ （３）式におけるＰ0 はノズル径および送酸速度によっ
て支配され、
【００１１】
【数１】
【００１２】ただし、 ＦＯ2 ：送酸速度［Ｎｍ3 ／ｈｒ］ ｎ ：ノズル孔数 ｄ ：ノズル径［ｍｍ］ ε ：流量係数 (通常０．８〜０．９） の式で表される。
【００１３】
【作用】本発明はノズル傾斜角を大きくとり、火点を分
散させることで火点温度を低減することにより、酸化ヒ
ュームダストの発生を低減し、およびランス−湯面間距
離ｈを小さくすることによるスピッティング低減を図る
ため、ランスノズル形状および上吹き送酸パターンの適
正化を行うものである。ノズル傾斜角を大きくとり、キ
ャビティーの重なりを小さくすることにより、上吹きの
ソフトブロー化を図りスピッティング量を低減させる技
術は既知であるが、本発明者らは、ノズル傾斜角を大き
くとり、火点を分散させることで火点内発熱量を低下さ
せ、火点の温度を低減させ、酸化ヒュームダストの発生
を低減させる手法に着目したものである。
散させることで火点温度を低減することにより、酸化ヒ
ュームダストの発生を低減し、およびランス−湯面間距
離ｈを小さくすることによるスピッティング低減を図る
ため、ランスノズル形状および上吹き送酸パターンの適
正化を行うものである。ノズル傾斜角を大きくとり、キ
ャビティーの重なりを小さくすることにより、上吹きの
ソフトブロー化を図りスピッティング量を低減させる技
術は既知であるが、本発明者らは、ノズル傾斜角を大き
くとり、火点を分散させることで火点内発熱量を低下さ
せ、火点の温度を低減させ、酸化ヒュームダストの発生
を低減させる手法に着目したものである。
【００１４】図３にＦｅにおける温度と蒸気圧の関係を
示す。この図から、温度を低減させることでＦｅの蒸気
圧を低減させることができることがわかる。従って、火
点温度を低減することによって蒸発による酸化ヒューム
ダストを大幅に低減せしめるものである。また、ランス
先端から鋼浴面までの距離ｈがスピッティングに及ぼす
影響を明らかにするため、水モデル実験を行った。水モ
デルとしては実転炉を１／１０に縮小したものを用い
た。ランスノズル形状はノズル径φ７．４ｍｍ、ノズル
傾斜角１２°とした。
示す。この図から、温度を低減させることでＦｅの蒸気
圧を低減させることができることがわかる。従って、火
点温度を低減することによって蒸発による酸化ヒューム
ダストを大幅に低減せしめるものである。また、ランス
先端から鋼浴面までの距離ｈがスピッティングに及ぼす
影響を明らかにするため、水モデル実験を行った。水モ
デルとしては実転炉を１／１０に縮小したものを用い
た。ランスノズル形状はノズル径φ７．４ｍｍ、ノズル
傾斜角１２°とした。
【００１５】図４に送酸速度とスピッティング量の関係
を示す。ｈの影響は図中△と□の比較で理解できる。同
一送酸速度で比較すると、ｈが小さい方がスピッティン
グ量が少ない。ただし、同一送酸速度でｈを小さくした
場合、ハードブローとなるため、実操業適用を考慮する
と、冶金特性を従来操業程度に維持するため、Ｌ／Ｌ0
を従来操業と同程度にする必要がある。従って、図４中
の等Ｌ／Ｌ0 点で比較すると、スピッティング低減効果
はあるものの、必然的に送酸速度を低下せざるを得ず、
生産性低下を招く。これを回避することおよび前述の火
点温度低減を目的とし、ランスノズル径φ８．７４ｍ
ｍ、ノズル傾斜角１６°のランスノズルを用い、ｈを小
さくした場合のスピッティング量を●で示す。等Ｌ／Ｌ
0 点で比較すると、スピッティング低減効果を享受しつ
つ、送酸速度を低下させる必要性がないことがわかる。
を示す。ｈの影響は図中△と□の比較で理解できる。同
一送酸速度で比較すると、ｈが小さい方がスピッティン
グ量が少ない。ただし、同一送酸速度でｈを小さくした
場合、ハードブローとなるため、実操業適用を考慮する
と、冶金特性を従来操業程度に維持するため、Ｌ／Ｌ0
を従来操業と同程度にする必要がある。従って、図４中
の等Ｌ／Ｌ0 点で比較すると、スピッティング低減効果
はあるものの、必然的に送酸速度を低下せざるを得ず、
生産性低下を招く。これを回避することおよび前述の火
点温度低減を目的とし、ランスノズル径φ８．７４ｍ
ｍ、ノズル傾斜角１６°のランスノズルを用い、ｈを小
さくした場合のスピッティング量を●で示す。等Ｌ／Ｌ
0 点で比較すると、スピッティング低減効果を享受しつ
つ、送酸速度を低下させる必要性がないことがわかる。
【００１６】ここで、ノズル形状の決定方法について述
べる。前述（２）式のＩは、ｈ，θ，ｎ，ｄ，ＦＯ2 ，
Ｌは、ｈ，ｎ，ｄ，ＦＯ2 をパラメーターとする関数で
あり、これらを操業条件、設備制約を満足し、かつダス
ト低減効果を享受可能な適正値にする必要がある。ま
ず、送酸速度ＦＯ2 については排ガス発生量による設備
制約からの上限値が定められる。ノズル孔数ｎについて
は、４孔が最適であるが、５孔以上としても良い。ただ
し、多孔化はノズル先端冷却構造複雑化による冷却効率
低下を招き、ノズル寿命低下を引き起こすため、この場
合は冷却水量増加等の冷却効率改善をしてやれば良い。
べる。前述（２）式のＩは、ｈ，θ，ｎ，ｄ，ＦＯ2 ，
Ｌは、ｈ，ｎ，ｄ，ＦＯ2 をパラメーターとする関数で
あり、これらを操業条件、設備制約を満足し、かつダス
ト低減効果を享受可能な適正値にする必要がある。ま
ず、送酸速度ＦＯ2 については排ガス発生量による設備
制約からの上限値が定められる。ノズル孔数ｎについて
は、４孔が最適であるが、５孔以上としても良い。ただ
し、多孔化はノズル先端冷却構造複雑化による冷却効率
低下を招き、ノズル寿命低下を引き起こすため、この場
合は冷却水量増加等の冷却効率改善をしてやれば良い。
【００１７】従来のノズル傾斜角では、各ノズル孔から
噴出されるガス噴流が鋼浴面に接触する前に全て合体
し、一つの円状の火点を形成してしまうため、それを避
けるためにθ≧１６°とする。ただし、耐火物損耗防止
のためのＩを確保するには、θが大きすぎると、ランス
先端〜湯面間距離を確保不可能となる。炉形状により左
右されるが上限は２５°程度である。ＦＯ2 ，ｎ，θを
決定すると、ＩおよびＬは共にｈとｄの関数となる。ノ
ズル傾斜角は広角化のままでは、炉内壁耐火物へ悪影響
を与えてしまうので、耐火物への悪影響防止のため、ガ
ス噴流の広がりを指標化するＩを従来並みのＩ≧Ｒ／６
に維持するようｈを小さくする。
噴出されるガス噴流が鋼浴面に接触する前に全て合体
し、一つの円状の火点を形成してしまうため、それを避
けるためにθ≧１６°とする。ただし、耐火物損耗防止
のためのＩを確保するには、θが大きすぎると、ランス
先端〜湯面間距離を確保不可能となる。炉形状により左
右されるが上限は２５°程度である。ＦＯ2 ，ｎ，θを
決定すると、ＩおよびＬは共にｈとｄの関数となる。ノ
ズル傾斜角は広角化のままでは、炉内壁耐火物へ悪影響
を与えてしまうので、耐火物への悪影響防止のため、ガ
ス噴流の広がりを指標化するＩを従来並みのＩ≧Ｒ／６
に維持するようｈを小さくする。
【００１８】また、これにより、ハードブローとなるこ
とから、従来並みの冶金特性を維持した操業が不可能と
なるため、冶金特性の指標にＬ／Ｌ0 を用い、吹錬中の
Ｌ／Ｌ0 を従来操業と同程度の０．２〜０．５０に維持
するようｄ、すなわちノズル開孔面積を大きくする。こ
のようにして、ｈとｄを適正化する。ただし、ｈは、小
さすぎるとノズル先端への受熱量および地金付着量が増
大し、ノズル寿命低下を招き、大きすぎると二次燃焼率
が増大し、耐火物への溶損が激しくなるため、これらの
問題を発生させない範囲に限定する。また、ｄはランス
本体の設備制約により、可能な径の上限があることを考
慮しておくとよい。
とから、従来並みの冶金特性を維持した操業が不可能と
なるため、冶金特性の指標にＬ／Ｌ0 を用い、吹錬中の
Ｌ／Ｌ0 を従来操業と同程度の０．２〜０．５０に維持
するようｄ、すなわちノズル開孔面積を大きくする。こ
のようにして、ｈとｄを適正化する。ただし、ｈは、小
さすぎるとノズル先端への受熱量および地金付着量が増
大し、ノズル寿命低下を招き、大きすぎると二次燃焼率
が増大し、耐火物への溶損が激しくなるため、これらの
問題を発生させない範囲に限定する。また、ｄはランス
本体の設備制約により、可能な径の上限があることを考
慮しておくとよい。
【００１９】以上のような要領でノズル形状および上吹
き送酸パターンを決定できる。なお、操業制約あるいは
設備制約により、ノズル角、ノズル径、ランス先端から
鋼浴面までの距離、送酸速度が前述の手順で決定できな
い場合があるが、その場合は制約のあるものから決定し
てもよい。さらに、キャビティー形成に影響を及ぼさな
い程度の小口径ノズルを設けることで、広角化によるノ
ズル先端面への受熱量増加によるノズル寿命低下および
スピッティングによる地金付着を防止できる。
き送酸パターンを決定できる。なお、操業制約あるいは
設備制約により、ノズル角、ノズル径、ランス先端から
鋼浴面までの距離、送酸速度が前述の手順で決定できな
い場合があるが、その場合は制約のあるものから決定し
てもよい。さらに、キャビティー形成に影響を及ぼさな
い程度の小口径ノズルを設けることで、広角化によるノ
ズル先端面への受熱量増加によるノズル寿命低下および
スピッティングによる地金付着を防止できる。
【００２０】
【実施例】実施例は３４０ｔ上底吹き転炉を用い、上吹
きランス１より酸素ガスを供給し、上底吹き吹錬と上吹
きのみの吹錬を実施した。上底吹き吹錬時の底吹きガス
は酸素と希釈ガスの混合ガスを用いた。吹錬に使用した
溶銑はその成分・温度・量がダスト発生量に与える影響
を防止するため、本発明例、比較例共に同様なものとし
た。具体的には〔Ｃ〕＝４．５〜４．６％，〔Ｓｉ〕＝
０．３５〜０．４０％，〔Ｐ〕＝０．０８０〜０．０９
０％，〔Ｓ〕＝０．０１５〜０．０１８％、溶銑温度＝
１３５０〜１３８０℃、裝入鉄総計に占める溶銑配合率
＝８５〜８８％である。また、ノズル２および送酸パタ
ーン以外で吹錬へ及ぼす影響を排除するため、溶製鋼種
は同一とし、従って、吹止目標〔Ｃ〕および温度はそれ
ぞれ同一とした。
きランス１より酸素ガスを供給し、上底吹き吹錬と上吹
きのみの吹錬を実施した。上底吹き吹錬時の底吹きガス
は酸素と希釈ガスの混合ガスを用いた。吹錬に使用した
溶銑はその成分・温度・量がダスト発生量に与える影響
を防止するため、本発明例、比較例共に同様なものとし
た。具体的には〔Ｃ〕＝４．５〜４．６％，〔Ｓｉ〕＝
０．３５〜０．４０％，〔Ｐ〕＝０．０８０〜０．０９
０％，〔Ｓ〕＝０．０１５〜０．０１８％、溶銑温度＝
１３５０〜１３８０℃、裝入鉄総計に占める溶銑配合率
＝８５〜８８％である。また、ノズル２および送酸パタ
ーン以外で吹錬へ及ぼす影響を排除するため、溶製鋼種
は同一とし、従って、吹止目標〔Ｃ〕および温度はそれ
ぞれ同一とした。
【００２１】上吹きランス１は４孔ノズルとし、ノズル
径ｄ、ノズル傾斜角θ、上吹き送酸パターン（送酸速
度、ランス先端から鋼浴面までの距離）を変化させた。
ノズル形状は、前述の要領に従い決定し、本発明例とし
て、ノズル傾斜角（θ＝１６°および２５°）でランス
先端中心に小径ノズルｄを有するランスを用いた。比較
例としては、ノズル傾斜角１２°のものを用いた。上吹
き送酸パターンは冶金特性維持のためＬ／Ｌ0 を従来操
業と同程度の０．２〜０．５０に維持するものとし、本
発明例ノズル２を用いた高送酸速度操業も行った。
径ｄ、ノズル傾斜角θ、上吹き送酸パターン（送酸速
度、ランス先端から鋼浴面までの距離）を変化させた。
ノズル形状は、前述の要領に従い決定し、本発明例とし
て、ノズル傾斜角（θ＝１６°および２５°）でランス
先端中心に小径ノズルｄを有するランスを用いた。比較
例としては、ノズル傾斜角１２°のものを用いた。上吹
き送酸パターンは冶金特性維持のためＬ／Ｌ0 を従来操
業と同程度の０．２〜０．５０に維持するものとし、本
発明例ノズル２を用いた高送酸速度操業も行った。
【００２２】ダスト発生量については、吹錬中連続的に
集塵水中ダスト濃度を測定し、吹錬時間当たりの平均発
生速度で評価した。また、同時に発生ダストの成分調査
を行い、ヒュームダストの識別を行った。スピッティン
グ量については、目視による炉口監視を行った。
集塵水中ダスト濃度を測定し、吹錬時間当たりの平均発
生速度で評価した。また、同時に発生ダストの成分調査
を行い、ヒュームダストの識別を行った。スピッティン
グ量については、目視による炉口監視を行った。
【００２３】
【表１】
【００２４】
【表２】
【００２５】表１に上底吹きの例を示し、表２に上吹き
のみの例を示した。まず、表１の上底吹き操業について
であるが、比較例３と本発明例１，２を比較する。本発
明例については送酸速度を上昇させている。ノズル傾斜
角広角化およびランス先端から鋼浴面までの距離ｈを、
２０００〜４５００ｍｍの範囲内で低減すると、火点温
度の低下により、ヒュームダストが低減し、かつスピッ
ティング量が若干減少している。この場合、ノズル寿命
および炉壁耐火物損耗ともに変化はなかった。次に、表
２の上吹き操業についてであるが、比較例５と本発明例
４を比較すると、上底吹き操業と同様、ノズル傾斜角広
角化およびランス先端から鋼浴面までの距離ｈ低減によ
り、火点温度は低下し、ヒュームダストが低減する。こ
の場合もスピッティング、ノズル寿命および炉壁耐火物
損耗は全て変化しなかった。
のみの例を示した。まず、表１の上底吹き操業について
であるが、比較例３と本発明例１，２を比較する。本発
明例については送酸速度を上昇させている。ノズル傾斜
角広角化およびランス先端から鋼浴面までの距離ｈを、
２０００〜４５００ｍｍの範囲内で低減すると、火点温
度の低下により、ヒュームダストが低減し、かつスピッ
ティング量が若干減少している。この場合、ノズル寿命
および炉壁耐火物損耗ともに変化はなかった。次に、表
２の上吹き操業についてであるが、比較例５と本発明例
４を比較すると、上底吹き操業と同様、ノズル傾斜角広
角化およびランス先端から鋼浴面までの距離ｈ低減によ
り、火点温度は低下し、ヒュームダストが低減する。こ
の場合もスピッティング、ノズル寿命および炉壁耐火物
損耗は全て変化しなかった。
【００２６】
【発明の効果】本発明を用いることにより、上吹きラン
スを有する転炉吹錬時に発生するダストを大幅に低減さ
せることが可能となり、排ガス煙道堆積ダスト落下によ
る噴煙発生なく操業可能となった。また、吹錬中高送酸
速度時においても発生するダスト量が低減し、高送酸速
度操業が実現可能となった。
スを有する転炉吹錬時に発生するダストを大幅に低減さ
せることが可能となり、排ガス煙道堆積ダスト落下によ
る噴煙発生なく操業可能となった。また、吹錬中高送酸
速度時においても発生するダスト量が低減し、高送酸速
度操業が実現可能となった。
【図１】本発明における転炉を記号の定義と共に模式的
に示した図
に示した図
【図２】本発明におけるランス先端〜湯面間距離ｈおよ
び鋼浴面でのガス噴流接触面における最もランス中心軸
から遠い点から耐火物までの距離Ｉを示す図
び鋼浴面でのガス噴流接触面における最もランス中心軸
から遠い点から耐火物までの距離Ｉを示す図
【図３】Ｆｅにおける温度と蒸気圧の関係を示す図
【図４】水モデル実験における送酸速度とスピッティン
グ量の関係を示したもので、ランス先端〜湯面間距離ｈ
およびノズル形状の影響を示す図
グ量の関係を示したもので、ランス先端〜湯面間距離ｈ
およびノズル形状の影響を示す図
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 熊倉 政宣 大分県大分市大字西ノ洲１番地 新日本製 鐵株式会社大分製鐵所内 (72)発明者 遠藤 公一 大分県大分市大字西ノ洲１番地 新日本製 鐵株式会社大分製鐵所内 (72)発明者 柏原 司 大分県大分市大字西ノ洲１番地 新日本製 鐵株式会社大分製鐵所内
Claims (4)
- 【請求項１】 上吹きランスを有する転炉操業におい
て、該上吹ランス先端部中心の周囲に配設した複数のガ
ス噴射ノズルから斜下向きのコーン状に噴射したガス噴
流による鋼浴面へこみ深さＬと静止鋼浴面深さＬ0 の比
Ｌ／Ｌ0 を０．２〜０．５０に維持し、鋼浴面でのガス
噴流接触面をその中心からも遠い点から炉壁の耐火物ま
での距離Ｉ［ｍｍ］と鋼浴面部の炉内半径Ｒ［ｍｍ］と
の関係がＩ≧Ｒ／６となる領域に位置させ、しかも、上
吹ランス先端から鋼浴面までの高さｈを２０００〜４５
００ｍｍ、上吹ランス先端に設けた前記複数のガス噴射
ノズルの傾斜角θをθ≧１６°として吹錬することを特
徴とする転炉操業方法。 - 【請求項２】 ガス噴射ノズルの傾斜角上限をθ＝２５
°としたことを特徴とする請求項１記載の転炉操業方
法。 - 【請求項３】 上吹きランス先端の中心部にガス噴射ノ
ズルの開口面積の３０％以下の開口面積を有する小口径
ノズルを配置したことを特徴とする請求項１または２に
記載の転炉操業方法。 - 【請求項４】 上吹きランス先端部中心の周囲に配設す
るガス噴射ノズル数を３〜６個としたことを特徴とする
請求項１ないし３記載の転炉操業方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21650595A JPH0941020A (ja) | 1995-08-03 | 1995-08-03 | 転炉操業方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP21650595A JPH0941020A (ja) | 1995-08-03 | 1995-08-03 | 転炉操業方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0941020A true JPH0941020A (ja) | 1997-02-10 |
Family
ID=16689487
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP21650595A Pending JPH0941020A (ja) | 1995-08-03 | 1995-08-03 | 転炉操業方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0941020A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2010163658A (ja) * | 2009-01-15 | 2010-07-29 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 溶融金属精錬用上吹きランス |
| JP2013049890A (ja) * | 2011-08-31 | 2013-03-14 | Jfe Steel Corp | 転炉吹錬方法 |
| JP2015108165A (ja) * | 2013-12-03 | 2015-06-11 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶融金属の精錬方法及び精錬設備 |
-
1995
- 1995-08-03 JP JP21650595A patent/JPH0941020A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2010163658A (ja) * | 2009-01-15 | 2010-07-29 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 溶融金属精錬用上吹きランス |
| JP2013049890A (ja) * | 2011-08-31 | 2013-03-14 | Jfe Steel Corp | 転炉吹錬方法 |
| JP2015108165A (ja) * | 2013-12-03 | 2015-06-11 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶融金属の精錬方法及び精錬設備 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20041008 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20050215 |
|
| A521 | Written amendment |
Effective date: 20050415 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20050517 |
|
| A02 | Decision of refusal |
Effective date: 20050927 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 |