JPS6210283B2 - - Google Patents
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- JPS6210283B2 JPS6210283B2 JP2690783A JP2690783A JPS6210283B2 JP S6210283 B2 JPS6210283 B2 JP S6210283B2 JP 2690783 A JP2690783 A JP 2690783A JP 2690783 A JP2690783 A JP 2690783A JP S6210283 B2 JPS6210283 B2 JP S6210283B2
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Classifications
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- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
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- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
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- C21C5/42—Constructional features of converters
- C21C5/46—Details or accessories
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Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
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- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
Description
本発明は転炉操業におけるサブランスプローブ
の浸漬深さの調整方法に係り、特に底吹き羽口を
備えた底吹きまたは上底吹き転炉における吹錬中
の溶鋼湯面の変動に対応して、サブランスプロー
ブの溶鋼浴内への降下量を調整する方法に関す
る。 転炉操業において、サブランスプローブで測定
する溶鋼温度波形、溶鋼Ｃ濃度推定のための凝固
温度波形の乱れによる測定不良の発生を少なくす
ることは、吹止め目標温度・Ｃ濃度の動的終点制
御を行なう上で、操業の安定化・炉体寿命・生産
性の向上の面から最も重要な条件の一つである。 サブランスプローブを用いて測定する時に問題
となるのは、サブランスプローブの溶鋼への浸漬
深さを適当な深さにすることである。浸漬深さを
充分深くすれば、溶鋼温度波形は安定化する。し
かし、必要以上に浸漬深さを深くとるとプローブ
折損、地金付、サブランスの溶損などの問題があ
る。しかも、底吹き転炉の場合には、常に底から
ガスを吹かしているため、吹錬中の溶鋼湯面は静
止湯面に対し変動しており、湯面位置を知ること
は困難であつた。従来は溶鋼温度波形を安定させ
るのに、湯面位置を正確に測定できず主として経
験によつてサブランスプローブの浸漬深さを決定
していた。しかし、サブランスプローブの浸漬深
さを適正に保持するためには、吹錬中の正確な鋼
浴面の位置を知ることが必要であり、その方法の
提案が望まれている現状である。 本発明は、このような当該技術分野の要望にこ
たえて、上記の問題点を克服したサブランスプロ
ーブの転炉溶鋼浴内への浸漬深さを適正に調整す
る方法を提供するものであつて、その骨子は底吹
き羽口を備えた転炉の操業条件から、転炉内溶鋼
湯面の静止湯面からの盛り上がり高さを定量化
し、確実に測定できるようにして、サブランスプ
ローブ降下量を調整するものである。 以下に、本発明について詳細に説明する。 底吹き羽口を備えた底吹きまたは上底吹き転炉
においては、底吹き吹錬中の鋼浴面は、脱炭反応
で生成されたCOガスのために静止湯面よりも盛
り上がつている。前にも述べたように、測定時の
サブランスプローブの浸漬深さを深くすると、溶
鋼温度波形の乱れが少なくなる利点はあるが、反
面ではプローブ折損、サブランスへの地金付着量
が増大する不利・欠点がある。従つて、良好な転
炉操業を行なうためにはサブランスプローブを適
正な深さに浸漬させて溶鋼の温度やＣ濃度の測定
を確実にして、適正な吹錬制御を行なう必要があ
り、サブランスプローブの浸漬深さを適正に保持
する上で、吹錬中の鋼溶湯面高さと種々の因子と
の関係を知ることが重要な条件である。 本発明者らは、このような観点から種々研究を
積み重ねた。すなわち、85t上底吹き転炉を用い
て吹錬の進行に伴う湯面高さの変化を測定して、
湯面高さと各種の因子との関係について検討し
た。測定結果を第１図に示した。図面によれば、
吹錬の進行に伴い湯面は上昇し、脱炭期にはほぼ
静止湯面より500〜600mmの盛り上がり高さを保つ
ている。しかし溶鋼のＣ濃度がほぼ0.4％位から
湯面の高さが下降の傾向を示している。このよう
に湯面の高さは溶鋼のＣ濃度により変化する。 湯面の盛り上がる理由は、 (a) 底吹きガスが鋼浴内に滞溜することによる湯
面の盛り上がり (b) 底吹きガスによる鋼浴の周期的な振動による
波立ち分の盛り上がり によるものと考えることが出来る。 脱炭最盛期に盛り上がり高さが大きいのは、底
吹き羽口から鋼浴内に吹き込まれる酸素が全てＣ
＋１／２O2→COの反応で、吹き込んだ酸素の２倍の 容量のCOガスが鋼浴内に存在するため、前述し
た(a)・(b)の効果が大きく、盛り上がり高さが大き
いものと思われる。 一方、脱炭末期になると底吹き羽口で、鋼浴内
に吹き込まれる酸素の一部はＣ＋1/2O2→2COの
脱炭反応の他に、Fe＋1/2O2→FeOの鉄の酸化反
応も起こるので、鋼浴内に存在するCOガスの容
量が減少する。このため、前述した(a)，(b)の効果
が小となり、盛り上がり高さが低くなる。 また、吹錬初期には脱Si反応により底吹き羽口
から鋼浴内に吹き込まれる酸素が消費されるた
め、COガスの発生量が少なく湯面の盛り上がり
が少なくなるものと思われる。 なお、底吹きガスの種類がAr，N2などの場
合、脱炭反応は考えなくてよいので、湯面の盛り
上がり高さは溶鋼のＣ濃度に依らず、一定である
と考えられる。 このような実験から、湯面の盛り上がり高さと
溶鋼のＣ濃度、底吹きガスの種類、底吹きガス量
との間には深い関係の存在が知見されるが、これ
らについては、本願発明者らは次のように考察し
た。すなわち、第２図にその概要を示している
が、湯面の盛り上がり高さΔｈは底吹きガスが溶
鋼内に滞溜することによる盛り上がり高さΔh1と
底吹きガスによる湯面の波立ちによる盛り上がり
高さΔh2とからなる。 以下に、これらの事について詳細に説明する。 (A) まず、底吹きガスが溶鋼内に滞溜することに
よる湯面の盛り上がり高さΔh1の算出法につい
て説明する。Δh1は下記の(1)式で表わされる。 Δh1＝k1（ηＱ）〓Ｈ／ｒp ２ …(1) ここに、k1：炉内形状により定まる定数 Ｑ：底吹きガス（Nm3／min） Ｈ：静止湯面の浴深（ｍ） ｒp：静止湯面の鋼浴半径（ｍ） η：溶鋼Ｃ濃度・底吹きガスの種類 によつて異なる関数 (1)式は次のようにして算出した。 底吹きガス流量Ｑによつて溶鋼内にもたらさ
れるガス流量は、ガスの種類を考えた場合、後
述するようにηＱで与えられる。この底吹きガ
スが溶鋼内に滞溜する時間をt1とすれば、溶鋼
内には常にηQt1の体積のガスが滞溜してい
る。この時間t1は近似的に静止湯面の浴深Ｈと
ガスの平均上昇速度よりt1＝Ｈ／で与られ
る。 また、底吹きガスの平均上昇速度は水モデ
ル実験よりηＱの1/2乗に比例し、＝ｋ（η
Ｑ）〓で与えられる事がわかつたので、溶鋼内
に滞溜するガス体積Ｖは Ｖ＝ηQt1＝ηQH／＝ηQH ／〔Ｋ（ηＱ）〓〕＝Ｈ／ｋ（ηＱ）〓 となる。 以上より、底吹きガスが溶鋼浴内に滞溜する
ことによる湯面の盛り上がり高さΔh1は、転炉
の断面積Ｓ＝πｒp ２とガス体積ＶからΔh1＝
Ｖ／Ｓ＝１／ｋπ・Ｈ／ｒp ２（ηＱ）〓と求
まる。１／ｋπを新たにk1とおくことによりΔ
h1＝k1（ηＱ）〓・Ｈ／ｒp ２となり、(1)式とな
る。 なお、(1)式においてηは次のようにして求め
た。まず、底吹きガスの種類がO2の場合につ
いて述べる。転炉における化学反応は、前述の
ように３期に分けられ(i)脱Si期、(ii)脱炭最盛
期、(iii)脱炭末期となる。 サブランスプローブの使用を考えた場合、脱
Si期に使用することは稀であるので除外し、脱
炭最盛期、脱炭末期について考えた。 脱炭最盛期にはＣ＋1/2O2→COの反応で、
底吹きガス量は吹き込みガス量の２倍のCOガ
スを発生するので、従来から言われているよう
に、脱炭最盛期が終了する溶鋼Ｃ濃度0.4％ま
ではη＝２となる。 これ以降、脱炭末期には脱炭反応の他にFe
＋1/2O2→FeOの反応も起こるので、溶鋼Ｃ濃
度に比例してガス発生量は減少し、その関係は
η＝Ｋ〔ｃ〕で表わされる。比例常数Ｋは
〔ｃ〕＝0.4％でη＝２、〔ｃ〕＝０％でη＝０の
条件からＫ＝５と定まり、その結果η＝５
〔ｃ〕％となつた。 また、ガスの種類がAr・N2などの不活性ガ
スの場合、吹込んだガス量は溶鋼中でも変化が
ないのでη＝１となる。 なお、底吹きガスの種類としてAr＋O2、Ar
＋N2のような混合ガスを使用する場合のη
は、Ar，N2流量、O2流量にそれぞれのηをか
け、それらの値の相加平均値をもつて混合ガス
のηとする。 また式(1)中の静止湯面の浴深Ｈは、新炉の場
合での炉内形状と装入量より導出した。炉の使
用回数が進んだ場合には超音波による炉内プロ
フイール測定機により炉内容積を求め、装入量
とから湯面高さを求めた。 また、底吹き転炉では炉底の溶損が著しいこ
とから単純に残存羽口長さと装入量から静止湯
面高さを導出することができる。 以上の事を考慮し、発明者らは底吹き水モデ
ル実験を行ないk1を求めた結果0.077となつ
た。 (B) 次に溶鋼の周期的な振動による盛り上がり高
さΔh2の算出法を述べる。 まず炉内での溶鋼振動を考えた場合、すでに
第２図で示しように、炉中心ｒ＝０で最小Δh2
＝０炉壁ｒ＝ｒpで最大Δh2となる盛り上がり
高さを示すような振動が起こつている。 炉壁での最大盛り上がり高さΔh2は水モデル
実験により溶鋼内にもたらされるガス流量ηＱ
の１／２乗に比例しΔh2＝k2（ηＱ）〓となる事が わかつた。 また、サブランス投入位置での盛り上がり高さ
Δh2は炉中心から半径ｒs偏倚しているので、炉
中心ｒ＝０での盛り上がり高さΔh2＝０と炉壁ｒ
＝ｒpでの盛り上がり高さΔh2＝k2（ηＱ）〓を
比例分配することにより下式(2)で与えられる。 Δh2＝k2（ηＱ）〓ｒｓ／ｒｐ …(2) k2；炉内形状により定まる定数 (1)，(2)式よりサブランス投入位置での湯面の盛
り上がり高さΔｈは(3)式で与えられる。 Δｈ＝Δh1±ｒｓ／ｒｐΔh2 …(3) ｒs；炉中心からのサブラン測定位置（ｍ）サ
ブランス測定位置ｒsは一定であるので Δｈ＝Δh1±Δh2 ＝（k1Ｈ／ｒｐ ２±k2）（ηＱ）〓 ＝（0.077Ｈ／ｒｐ ２±K2）（ηＱ）〓 …(4) これまで述べて来た式を用い上底吹き転炉につい
て盛り上がり高さΔｈを測定し、未知数k2を導出
した。 操業条件を以下に示す。 底吹きO2流量 80Nm3／min 上吹きO2流量 150Nm3／min 炉内半径ｒp 1800mm サブランス測定位全ｒs 700mm 静止湯面の浴深Ｈ 1500mm 次にh2の導式方法について述べる。 式(4)より盛り上がり高さと（ηＱ）〓との関係
は直線関係となりこの直線の傾きは0.077Ｈ／ｒｐ ２＋k
2 であるので、未知数k2が求まる。第３図にその結
果を示す。 本実験では溶鋼振動による湯面高さの変化の影
響を小さくするため溶鋼振動の周期２〜３秒を考
慮して、プローブを溶鋼へ５秒間浸漬した。 このようにすることにより測定された高さΔｈ
は湯面が溶鋼振動の最上部へ来た時の値と考えら
れ、85ton上底吹き転炉においてはk2＝0.008とな
つた。 なお、図中には上吹き有りと無しの場合も参わ
せて示した。今回の場合、上吹き流量が
150Nm3／minであり上吹きによる湯面振動の影
響は明らかに小さいことがわかる。 しかし、上吹き流量が多い場合には、上吹きの
影響も考慮する必要がある。 また、第３図より、溶鋼振動が最も大きいと思
われる底吹きO2流量100Nm3／minの場合でもΔ
h1＝500mm、Δh2＝110mm程度であり、溶鋼中にガ
スが滞溜することによる盛り上がり高さΔh1が支
配的であることがわかる。 第４図には盛り上がり高さΔｈの計算値と実測
値の関係を示す。 次に、この計算値を用い長さ1500mmのサブラン
スプローブを使用し浸漬深さ即ちサブランスプロ
ーブの降下量を種々変えた場合の溶鋼温度波形の
振幅と浸漬深さとの関係を第５図に示す。溶鋼Ｃ
濃度1.0〜0.6％で測定した場合である。 図面からサブランスプローブの浸漬深さはプロ
ーブ先端が500mm以上でなければ溶鋼温度波形は
安定しないことがわかる。 またプローブ上端から推定湯面までの距離が
400mm以上なければ、サブランス本体への地金の
付着が増大し、サブランス本体の溶損、湯漏れ等
の危険があることがわかる。 これらの結果から、溶鋼温度波形が安定してお
つてかつ地金付のない領域は一般的なプローブ長
さ1500mmとすれば、浸漬深さの許容範囲はプロー
ブ先端から500〜1100mm程度あり、波立ちによる
湯面高さの変動分±100mmを考慮しても、本発明
の方法によつてプロープを常に安定して溶鋼温度
波形安定領域へ投入できることがわかる。 従つて、サブランス投入時の底吹きガス流量、
ガス種類、溶鋼Ｃ濃度によつて、(1)〜(3)式を用い
て測定位置における湯面の盛り上がり高さを計算
し、プローブ浸漬深さが500〜1100mmの溶鋼温度
波形安定領域内になるようにサブランスの昇降装
置の降下量を調整設定し、サブランスを投入すれ
ば良い。 なお、サブランス投入時の目標溶鋼Ｃ濃度は吹
錬前に行なうスタテイツク計算により±0.1％Ｃ
の範囲で求めることが出来る。 次に本発明方法を85t上底吹き転炉に用いた実
施例について説明する。 操業条件は下記の通りである。 羽口 ７本内管径φ17.6mm 底吹きO2流量 80Nm3／min 上吹きO2流量 150Nm3／min 装入量 100t 炉内径ｒp 1800mm 静止鋼浴深さ 1500mm 上記の条件において、サブランス測定位置での
湯面の盛り上がり高さΔｈの、溶鋼Ｃ濃度による
変化を計算すると第６図のようになる。この内、
波立ちによる変動分Δh2について考えれば、実測
値と計算値はほぼ一致している。 サブランスプローブの浸漬深さは温度波形安
定、地金付なしの範囲の500〜1100mmに、波立ち
による変動分を考え目標を900mmとした。 この場合、サブランスプローブの停止位値の狙
いは、溶鋼のＣ濃度により(4)式を用いて計算した
結果を第１表に示したが、表のように変化する。
の浸漬深さの調整方法に係り、特に底吹き羽口を
備えた底吹きまたは上底吹き転炉における吹錬中
の溶鋼湯面の変動に対応して、サブランスプロー
ブの溶鋼浴内への降下量を調整する方法に関す
る。 転炉操業において、サブランスプローブで測定
する溶鋼温度波形、溶鋼Ｃ濃度推定のための凝固
温度波形の乱れによる測定不良の発生を少なくす
ることは、吹止め目標温度・Ｃ濃度の動的終点制
御を行なう上で、操業の安定化・炉体寿命・生産
性の向上の面から最も重要な条件の一つである。 サブランスプローブを用いて測定する時に問題
となるのは、サブランスプローブの溶鋼への浸漬
深さを適当な深さにすることである。浸漬深さを
充分深くすれば、溶鋼温度波形は安定化する。し
かし、必要以上に浸漬深さを深くとるとプローブ
折損、地金付、サブランスの溶損などの問題があ
る。しかも、底吹き転炉の場合には、常に底から
ガスを吹かしているため、吹錬中の溶鋼湯面は静
止湯面に対し変動しており、湯面位置を知ること
は困難であつた。従来は溶鋼温度波形を安定させ
るのに、湯面位置を正確に測定できず主として経
験によつてサブランスプローブの浸漬深さを決定
していた。しかし、サブランスプローブの浸漬深
さを適正に保持するためには、吹錬中の正確な鋼
浴面の位置を知ることが必要であり、その方法の
提案が望まれている現状である。 本発明は、このような当該技術分野の要望にこ
たえて、上記の問題点を克服したサブランスプロ
ーブの転炉溶鋼浴内への浸漬深さを適正に調整す
る方法を提供するものであつて、その骨子は底吹
き羽口を備えた転炉の操業条件から、転炉内溶鋼
湯面の静止湯面からの盛り上がり高さを定量化
し、確実に測定できるようにして、サブランスプ
ローブ降下量を調整するものである。 以下に、本発明について詳細に説明する。 底吹き羽口を備えた底吹きまたは上底吹き転炉
においては、底吹き吹錬中の鋼浴面は、脱炭反応
で生成されたCOガスのために静止湯面よりも盛
り上がつている。前にも述べたように、測定時の
サブランスプローブの浸漬深さを深くすると、溶
鋼温度波形の乱れが少なくなる利点はあるが、反
面ではプローブ折損、サブランスへの地金付着量
が増大する不利・欠点がある。従つて、良好な転
炉操業を行なうためにはサブランスプローブを適
正な深さに浸漬させて溶鋼の温度やＣ濃度の測定
を確実にして、適正な吹錬制御を行なう必要があ
り、サブランスプローブの浸漬深さを適正に保持
する上で、吹錬中の鋼溶湯面高さと種々の因子と
の関係を知ることが重要な条件である。 本発明者らは、このような観点から種々研究を
積み重ねた。すなわち、85t上底吹き転炉を用い
て吹錬の進行に伴う湯面高さの変化を測定して、
湯面高さと各種の因子との関係について検討し
た。測定結果を第１図に示した。図面によれば、
吹錬の進行に伴い湯面は上昇し、脱炭期にはほぼ
静止湯面より500〜600mmの盛り上がり高さを保つ
ている。しかし溶鋼のＣ濃度がほぼ0.4％位から
湯面の高さが下降の傾向を示している。このよう
に湯面の高さは溶鋼のＣ濃度により変化する。 湯面の盛り上がる理由は、 (a) 底吹きガスが鋼浴内に滞溜することによる湯
面の盛り上がり (b) 底吹きガスによる鋼浴の周期的な振動による
波立ち分の盛り上がり によるものと考えることが出来る。 脱炭最盛期に盛り上がり高さが大きいのは、底
吹き羽口から鋼浴内に吹き込まれる酸素が全てＣ
＋１／２O2→COの反応で、吹き込んだ酸素の２倍の 容量のCOガスが鋼浴内に存在するため、前述し
た(a)・(b)の効果が大きく、盛り上がり高さが大き
いものと思われる。 一方、脱炭末期になると底吹き羽口で、鋼浴内
に吹き込まれる酸素の一部はＣ＋1/2O2→2COの
脱炭反応の他に、Fe＋1/2O2→FeOの鉄の酸化反
応も起こるので、鋼浴内に存在するCOガスの容
量が減少する。このため、前述した(a)，(b)の効果
が小となり、盛り上がり高さが低くなる。 また、吹錬初期には脱Si反応により底吹き羽口
から鋼浴内に吹き込まれる酸素が消費されるた
め、COガスの発生量が少なく湯面の盛り上がり
が少なくなるものと思われる。 なお、底吹きガスの種類がAr，N2などの場
合、脱炭反応は考えなくてよいので、湯面の盛り
上がり高さは溶鋼のＣ濃度に依らず、一定である
と考えられる。 このような実験から、湯面の盛り上がり高さと
溶鋼のＣ濃度、底吹きガスの種類、底吹きガス量
との間には深い関係の存在が知見されるが、これ
らについては、本願発明者らは次のように考察し
た。すなわち、第２図にその概要を示している
が、湯面の盛り上がり高さΔｈは底吹きガスが溶
鋼内に滞溜することによる盛り上がり高さΔh1と
底吹きガスによる湯面の波立ちによる盛り上がり
高さΔh2とからなる。 以下に、これらの事について詳細に説明する。 (A) まず、底吹きガスが溶鋼内に滞溜することに
よる湯面の盛り上がり高さΔh1の算出法につい
て説明する。Δh1は下記の(1)式で表わされる。 Δh1＝k1（ηＱ）〓Ｈ／ｒp ２ …(1) ここに、k1：炉内形状により定まる定数 Ｑ：底吹きガス（Nm3／min） Ｈ：静止湯面の浴深（ｍ） ｒp：静止湯面の鋼浴半径（ｍ） η：溶鋼Ｃ濃度・底吹きガスの種類 によつて異なる関数 (1)式は次のようにして算出した。 底吹きガス流量Ｑによつて溶鋼内にもたらさ
れるガス流量は、ガスの種類を考えた場合、後
述するようにηＱで与えられる。この底吹きガ
スが溶鋼内に滞溜する時間をt1とすれば、溶鋼
内には常にηQt1の体積のガスが滞溜してい
る。この時間t1は近似的に静止湯面の浴深Ｈと
ガスの平均上昇速度よりt1＝Ｈ／で与られ
る。 また、底吹きガスの平均上昇速度は水モデ
ル実験よりηＱの1/2乗に比例し、＝ｋ（η
Ｑ）〓で与えられる事がわかつたので、溶鋼内
に滞溜するガス体積Ｖは Ｖ＝ηQt1＝ηQH／＝ηQH ／〔Ｋ（ηＱ）〓〕＝Ｈ／ｋ（ηＱ）〓 となる。 以上より、底吹きガスが溶鋼浴内に滞溜する
ことによる湯面の盛り上がり高さΔh1は、転炉
の断面積Ｓ＝πｒp ２とガス体積ＶからΔh1＝
Ｖ／Ｓ＝１／ｋπ・Ｈ／ｒp ２（ηＱ）〓と求
まる。１／ｋπを新たにk1とおくことによりΔ
h1＝k1（ηＱ）〓・Ｈ／ｒp ２となり、(1)式とな
る。 なお、(1)式においてηは次のようにして求め
た。まず、底吹きガスの種類がO2の場合につ
いて述べる。転炉における化学反応は、前述の
ように３期に分けられ(i)脱Si期、(ii)脱炭最盛
期、(iii)脱炭末期となる。 サブランスプローブの使用を考えた場合、脱
Si期に使用することは稀であるので除外し、脱
炭最盛期、脱炭末期について考えた。 脱炭最盛期にはＣ＋1/2O2→COの反応で、
底吹きガス量は吹き込みガス量の２倍のCOガ
スを発生するので、従来から言われているよう
に、脱炭最盛期が終了する溶鋼Ｃ濃度0.4％ま
ではη＝２となる。 これ以降、脱炭末期には脱炭反応の他にFe
＋1/2O2→FeOの反応も起こるので、溶鋼Ｃ濃
度に比例してガス発生量は減少し、その関係は
η＝Ｋ〔ｃ〕で表わされる。比例常数Ｋは
〔ｃ〕＝0.4％でη＝２、〔ｃ〕＝０％でη＝０の
条件からＫ＝５と定まり、その結果η＝５
〔ｃ〕％となつた。 また、ガスの種類がAr・N2などの不活性ガ
スの場合、吹込んだガス量は溶鋼中でも変化が
ないのでη＝１となる。 なお、底吹きガスの種類としてAr＋O2、Ar
＋N2のような混合ガスを使用する場合のη
は、Ar，N2流量、O2流量にそれぞれのηをか
け、それらの値の相加平均値をもつて混合ガス
のηとする。 また式(1)中の静止湯面の浴深Ｈは、新炉の場
合での炉内形状と装入量より導出した。炉の使
用回数が進んだ場合には超音波による炉内プロ
フイール測定機により炉内容積を求め、装入量
とから湯面高さを求めた。 また、底吹き転炉では炉底の溶損が著しいこ
とから単純に残存羽口長さと装入量から静止湯
面高さを導出することができる。 以上の事を考慮し、発明者らは底吹き水モデ
ル実験を行ないk1を求めた結果0.077となつ
た。 (B) 次に溶鋼の周期的な振動による盛り上がり高
さΔh2の算出法を述べる。 まず炉内での溶鋼振動を考えた場合、すでに
第２図で示しように、炉中心ｒ＝０で最小Δh2
＝０炉壁ｒ＝ｒpで最大Δh2となる盛り上がり
高さを示すような振動が起こつている。 炉壁での最大盛り上がり高さΔh2は水モデル
実験により溶鋼内にもたらされるガス流量ηＱ
の１／２乗に比例しΔh2＝k2（ηＱ）〓となる事が わかつた。 また、サブランス投入位置での盛り上がり高さ
Δh2は炉中心から半径ｒs偏倚しているので、炉
中心ｒ＝０での盛り上がり高さΔh2＝０と炉壁ｒ
＝ｒpでの盛り上がり高さΔh2＝k2（ηＱ）〓を
比例分配することにより下式(2)で与えられる。 Δh2＝k2（ηＱ）〓ｒｓ／ｒｐ …(2) k2；炉内形状により定まる定数 (1)，(2)式よりサブランス投入位置での湯面の盛
り上がり高さΔｈは(3)式で与えられる。 Δｈ＝Δh1±ｒｓ／ｒｐΔh2 …(3) ｒs；炉中心からのサブラン測定位置（ｍ）サ
ブランス測定位置ｒsは一定であるので Δｈ＝Δh1±Δh2 ＝（k1Ｈ／ｒｐ ２±k2）（ηＱ）〓 ＝（0.077Ｈ／ｒｐ ２±K2）（ηＱ）〓 …(4) これまで述べて来た式を用い上底吹き転炉につい
て盛り上がり高さΔｈを測定し、未知数k2を導出
した。 操業条件を以下に示す。 底吹きO2流量 80Nm3／min 上吹きO2流量 150Nm3／min 炉内半径ｒp 1800mm サブランス測定位全ｒs 700mm 静止湯面の浴深Ｈ 1500mm 次にh2の導式方法について述べる。 式(4)より盛り上がり高さと（ηＱ）〓との関係
は直線関係となりこの直線の傾きは0.077Ｈ／ｒｐ ２＋k
2 であるので、未知数k2が求まる。第３図にその結
果を示す。 本実験では溶鋼振動による湯面高さの変化の影
響を小さくするため溶鋼振動の周期２〜３秒を考
慮して、プローブを溶鋼へ５秒間浸漬した。 このようにすることにより測定された高さΔｈ
は湯面が溶鋼振動の最上部へ来た時の値と考えら
れ、85ton上底吹き転炉においてはk2＝0.008とな
つた。 なお、図中には上吹き有りと無しの場合も参わ
せて示した。今回の場合、上吹き流量が
150Nm3／minであり上吹きによる湯面振動の影
響は明らかに小さいことがわかる。 しかし、上吹き流量が多い場合には、上吹きの
影響も考慮する必要がある。 また、第３図より、溶鋼振動が最も大きいと思
われる底吹きO2流量100Nm3／minの場合でもΔ
h1＝500mm、Δh2＝110mm程度であり、溶鋼中にガ
スが滞溜することによる盛り上がり高さΔh1が支
配的であることがわかる。 第４図には盛り上がり高さΔｈの計算値と実測
値の関係を示す。 次に、この計算値を用い長さ1500mmのサブラン
スプローブを使用し浸漬深さ即ちサブランスプロ
ーブの降下量を種々変えた場合の溶鋼温度波形の
振幅と浸漬深さとの関係を第５図に示す。溶鋼Ｃ
濃度1.0〜0.6％で測定した場合である。 図面からサブランスプローブの浸漬深さはプロ
ーブ先端が500mm以上でなければ溶鋼温度波形は
安定しないことがわかる。 またプローブ上端から推定湯面までの距離が
400mm以上なければ、サブランス本体への地金の
付着が増大し、サブランス本体の溶損、湯漏れ等
の危険があることがわかる。 これらの結果から、溶鋼温度波形が安定してお
つてかつ地金付のない領域は一般的なプローブ長
さ1500mmとすれば、浸漬深さの許容範囲はプロー
ブ先端から500〜1100mm程度あり、波立ちによる
湯面高さの変動分±100mmを考慮しても、本発明
の方法によつてプロープを常に安定して溶鋼温度
波形安定領域へ投入できることがわかる。 従つて、サブランス投入時の底吹きガス流量、
ガス種類、溶鋼Ｃ濃度によつて、(1)〜(3)式を用い
て測定位置における湯面の盛り上がり高さを計算
し、プローブ浸漬深さが500〜1100mmの溶鋼温度
波形安定領域内になるようにサブランスの昇降装
置の降下量を調整設定し、サブランスを投入すれ
ば良い。 なお、サブランス投入時の目標溶鋼Ｃ濃度は吹
錬前に行なうスタテイツク計算により±0.1％Ｃ
の範囲で求めることが出来る。 次に本発明方法を85t上底吹き転炉に用いた実
施例について説明する。 操業条件は下記の通りである。 羽口 ７本内管径φ17.6mm 底吹きO2流量 80Nm3／min 上吹きO2流量 150Nm3／min 装入量 100t 炉内径ｒp 1800mm 静止鋼浴深さ 1500mm 上記の条件において、サブランス測定位置での
湯面の盛り上がり高さΔｈの、溶鋼Ｃ濃度による
変化を計算すると第６図のようになる。この内、
波立ちによる変動分Δh2について考えれば、実測
値と計算値はほぼ一致している。 サブランスプローブの浸漬深さは温度波形安
定、地金付なしの範囲の500〜1100mmに、波立ち
による変動分を考え目標を900mmとした。 この場合、サブランスプローブの停止位値の狙
いは、溶鋼のＣ濃度により(4)式を用いて計算した
結果を第１表に示したが、表のように変化する。
【表】
例えば、サブランスプローブによる測定時の溶
鋼のＣ濃度を0.4％とした場合、吹錬前に行なう
スタテイツク計算により、±0.1％Ｃの範囲内に制
御可能なので、第１表より装入量100tで、サブラ
ンスプローブの昇降装置の降下停止位置を静止湯
面位置より450mm深くなるよう設定して測定すれ
ば良い。 このように設定することにより、Ｃ濃度の変動
±0.1％および湯面振動±100mmを考慮しても、プ
ローブの浸漬深さは溶鋼Ｃ濃度0.5％で最大約
1000mm、Ｃ濃度0.3％で最小約740mmの範囲内に投
入することが出来る。 また、他の目標溶鋼Ｃ濃度の場合にも第１表を
用いてサブランスプローブの降下量を設定すれば
よい。 次に、本実施例の結果について説明する。第７
図にサブランスプローブで測定した溶鋼温度、凝
固温度波形の判定基準を示す。 この基準に従つて波形の乱れの程度を調査し、
その波形判定結果を第２表に示した。本発明方法
を実施する以前は溶鋼温度波形の合格率が72.5％
であつたものが、本法実施によつて96.2％まで向
上した。 また第３表には吹止における溶鋼温度・溶鋼Ｃ
濃度の同時的中率・再吹錬率を示した。
鋼のＣ濃度を0.4％とした場合、吹錬前に行なう
スタテイツク計算により、±0.1％Ｃの範囲内に制
御可能なので、第１表より装入量100tで、サブラ
ンスプローブの昇降装置の降下停止位置を静止湯
面位置より450mm深くなるよう設定して測定すれ
ば良い。 このように設定することにより、Ｃ濃度の変動
±0.1％および湯面振動±100mmを考慮しても、プ
ローブの浸漬深さは溶鋼Ｃ濃度0.5％で最大約
1000mm、Ｃ濃度0.3％で最小約740mmの範囲内に投
入することが出来る。 また、他の目標溶鋼Ｃ濃度の場合にも第１表を
用いてサブランスプローブの降下量を設定すれば
よい。 次に、本実施例の結果について説明する。第７
図にサブランスプローブで測定した溶鋼温度、凝
固温度波形の判定基準を示す。 この基準に従つて波形の乱れの程度を調査し、
その波形判定結果を第２表に示した。本発明方法
を実施する以前は溶鋼温度波形の合格率が72.5％
であつたものが、本法実施によつて96.2％まで向
上した。 また第３表には吹止における溶鋼温度・溶鋼Ｃ
濃度の同時的中率・再吹錬率を示した。
【表】
【表】
第３表に示すように、本法実施以後は、サブラ
ンスプローブで測定する溶鋼温度波形、凝固温度
波形の乱れによる不良が減少した事により、同時
的中率は70.2％から92.8％へ向上し、これに伴い
再吹錬率も30.3％から8.7％に低減した。 以上説明した実施例によつて実証された本発明
方法の効果は、転炉操業における吹止め目標温
度、Ｃ濃度の動的終点制御を行なう上で、操業の
安定化・炉体寿命・生産性の向上の面から貢献す
るところ顕著なものがある。
ンスプローブで測定する溶鋼温度波形、凝固温度
波形の乱れによる不良が減少した事により、同時
的中率は70.2％から92.8％へ向上し、これに伴い
再吹錬率も30.3％から8.7％に低減した。 以上説明した実施例によつて実証された本発明
方法の効果は、転炉操業における吹止め目標温
度、Ｃ濃度の動的終点制御を行なう上で、操業の
安定化・炉体寿命・生産性の向上の面から貢献す
るところ顕著なものがある。
第１図は吹錬の進行に伴う湯面の盛り上がり高
さの推移を示す図面、第２図ａは吹錬中の湯面の
盛り上がり高さΔｈ・ｂはガスが鋼浴中に滞溜す
ることによる盛り上がり高さΔh1・ｃは鋼浴の周
期的な振動による湯面の盛り上がり高さΔh2を示
す概念図、第３図は鋼中Ｃ＝1.0〜0.7％の場合の
k2の算出結果を示す図面、第４図はＣ＝1.0〜0.7
％の溶鋼の場合の盛り上がり高さの実測値と計算
値の比較を示す図面、第５図は浸漬深さと溶鋼温
度波形の関係を示す図面、第６図は静止湯面から
の盛り上がり高さと鋼中炭素濃度との関係を示す
図面、第７図は溶鋼温度・凝固温度波合格判定基
準を示す図面である。
さの推移を示す図面、第２図ａは吹錬中の湯面の
盛り上がり高さΔｈ・ｂはガスが鋼浴中に滞溜す
ることによる盛り上がり高さΔh1・ｃは鋼浴の周
期的な振動による湯面の盛り上がり高さΔh2を示
す概念図、第３図は鋼中Ｃ＝1.0〜0.7％の場合の
k2の算出結果を示す図面、第４図はＣ＝1.0〜0.7
％の溶鋼の場合の盛り上がり高さの実測値と計算
値の比較を示す図面、第５図は浸漬深さと溶鋼温
度波形の関係を示す図面、第６図は静止湯面から
の盛り上がり高さと鋼中炭素濃度との関係を示す
図面、第７図は溶鋼温度・凝固温度波合格判定基
準を示す図面である。
Claims (1)
- １ 底吹き羽口を備えた転炉で吹錬中の溶鋼温度
およびＣ濃度をサブランスプローブを用いて測定
するにあたり、上記サブランスプローブ投入時の
溶鋼のＣ濃度・底吹きガス量・底吹きガスの種類
から、溶鋼浴内に滞溜する底吹きガスによる浴面
の盛り上がり高さΔh1と底吹きガス量による溶鋼
浴の周期的な振動による波立分の盛り上がり高さ
Δh2とを求め、上記両者の湯面盛り上がり量を合
成して得られる静止湯面からの盛り上がり高さΔ
ｈ＝Δh1±Δh2を求めて測定位置における吹錬中
の鋼浴湯面を推定し、該推定湯面からのサブラン
スプローブの浸漬深さが前記操業条件から求まる
溶鋼温度波形の安定領域内になるようサブランス
プローブ降下量を調整設定することを特徴とする
サブランスプローブ浸漬深さ調整方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2690783A JPS59153821A (ja) | 1983-02-22 | 1983-02-22 | サブランスプロ−ブ浸漬深さ調整方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2690783A JPS59153821A (ja) | 1983-02-22 | 1983-02-22 | サブランスプロ−ブ浸漬深さ調整方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS59153821A JPS59153821A (ja) | 1984-09-01 |
| JPS6210283B2 true JPS6210283B2 (ja) | 1987-03-05 |
Family
ID=12206290
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2690783A Granted JPS59153821A (ja) | 1983-02-22 | 1983-02-22 | サブランスプロ−ブ浸漬深さ調整方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS59153821A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6368787A (ja) * | 1986-09-08 | 1988-03-28 | Jidosha Kiki Co Ltd | オイルポンプ |
-
1983
- 1983-02-22 JP JP2690783A patent/JPS59153821A/ja active Granted
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS6368787A (ja) * | 1986-09-08 | 1988-03-28 | Jidosha Kiki Co Ltd | オイルポンプ |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS59153821A (ja) | 1984-09-01 |
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