JPS628481B2 - - Google Patents
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- JPS628481B2 JPS628481B2 JP7415780A JP7415780A JPS628481B2 JP S628481 B2 JPS628481 B2 JP S628481B2 JP 7415780 A JP7415780 A JP 7415780A JP 7415780 A JP7415780 A JP 7415780A JP S628481 B2 JPS628481 B2 JP S628481B2
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
- C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
- C21C5/32—Blowing from above
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
この発明は、転炉吹錬における吹止めＰ値の高
精度推定方法に関し、転炉吹錬終了とともに溶鋼
中のＰ値を正確に把握して吹止めから出鋼までに
わたる時間の短縮を図ろうとするものである。
精度推定方法に関し、転炉吹錬終了とともに溶鋼
中のＰ値を正確に把握して吹止めから出鋼までに
わたる時間の短縮を図ろうとするものである。
製鋼炉では溶鋼の脱炭、不純物の除去を主目的
として精錬が行なわれるが、現在不純物の中でも
とくにＰの除去が重要な課題となつている。脱Ｐ
は主にスラグ−メタル間反応で行なわれ、このス
ラグ−メタル間反応により除去できるＰの値は理
論的に限界があり、この限界値に近づけることが
実際の脱Ｐ処理に必要とされる。
として精錬が行なわれるが、現在不純物の中でも
とくにＰの除去が重要な課題となつている。脱Ｐ
は主にスラグ−メタル間反応で行なわれ、このス
ラグ−メタル間反応により除去できるＰの値は理
論的に限界があり、この限界値に近づけることが
実際の脱Ｐ処理に必要とされる。
ところで精錬工程においては、精錬終了時に溶
鋼温度、Ｃ濃度ならびに不純物の濃度を正確に把
握することが要望され、この点転炉においてはサ
ブランスの使用により、最近では吹錬終了前であ
つても吹止め時のＣ濃度と溶鋼温度はかなり正確
に推定できるようになつたが、Ｐの値に関しては
予測できないのが現状である。
鋼温度、Ｃ濃度ならびに不純物の濃度を正確に把
握することが要望され、この点転炉においてはサ
ブランスの使用により、最近では吹錬終了前であ
つても吹止め時のＣ濃度と溶鋼温度はかなり正確
に推定できるようになつたが、Ｐの値に関しては
予測できないのが現状である。
というのは、前述の如くＰの除去はスラグ−メ
タル間反応を利用するのであるが、その脱Ｐ程度
を精度よく推定するためには、精錬中におけるス
ラグ−メタル間の反応状況を的確に把握すること
が肝要である。しかしながら製鋼炉中でも転炉に
あつては上記の反応速度が速いため、精錬中に反
応状況を連続して正確に把握することは難しく、
また転炉は吹錬の再現性に乏しいこともそれに加
わる。
タル間反応を利用するのであるが、その脱Ｐ程度
を精度よく推定するためには、精錬中におけるス
ラグ−メタル間の反応状況を的確に把握すること
が肝要である。しかしながら製鋼炉中でも転炉に
あつては上記の反応速度が速いため、精錬中に反
応状況を連続して正確に把握することは難しく、
また転炉は吹錬の再現性に乏しいこともそれに加
わる。
従来、精錬終了時における鋼中不純物濃度を把
握する方法として、精錬中に溶鋼よりサンプリン
グし、その分析値を回帰法によりすなわち過去の
諸要因による操業実績からの回帰式に実操業条件
を代入することにより補正して精錬終了時の不純
物濃度を推定する方法が試みられたが、この方法
では推定精度にかなりのばらつきが生じるため、
実際の不純物濃度が該推定値よりも大きかつた場
合には品質管理の上で重大な問題となる。
握する方法として、精錬中に溶鋼よりサンプリン
グし、その分析値を回帰法によりすなわち過去の
諸要因による操業実績からの回帰式に実操業条件
を代入することにより補正して精錬終了時の不純
物濃度を推定する方法が試みられたが、この方法
では推定精度にかなりのばらつきが生じるため、
実際の不純物濃度が該推定値よりも大きかつた場
合には品質管理の上で重大な問題となる。
このため従来の転炉吹錬においては、吹錬終了
時に溶鋼の測温、サンプリングを行なつて鋼中成
分を分析し、温度および分析値を確認した上出鋼
することを余儀なくされていた。
時に溶鋼の測温、サンプリングを行なつて鋼中成
分を分析し、温度および分析値を確認した上出鋼
することを余儀なくされていた。
しかしながら上記の方法では、吹錬終了から出
鋼までに数分間を要するため、この間の温度低下
を考慮するとその分だけ吹止め温度を高くする必
要があり、また耐火物の損耗を早める結果ともな
つて、生産性および経済性の面に問題を残してい
た。
鋼までに数分間を要するため、この間の温度低下
を考慮するとその分だけ吹止め温度を高くする必
要があり、また耐火物の損耗を早める結果ともな
つて、生産性および経済性の面に問題を残してい
た。
この発明は上記の問題を有利に解決するもので
吹錬終了とともに溶鋼中のＰ値を精度よく把握で
きる転炉吹錬における吹止めＰ値の高精度推定方
法を提案するものである。
吹錬終了とともに溶鋼中のＰ値を精度よく把握で
きる転炉吹錬における吹止めＰ値の高精度推定方
法を提案するものである。
すなわちこの発明は、溶鋼の転炉内吹錬中に吹
止め時のＰ値を予測するにあたり、吹止め直前に
分析結果を得ることができる時期に溶鋼の成分分
析を行ない、その分析結果から吹止め時のＰ値を
過去の操業実績に基いて一次推定し、続いて吹止
め直前にサブランスにより溶鋼温度とスラグ温度
を測定して過去の実績に従う溶鋼とスラグの温度
に対するＰ値の関係に基き予め作成した較正曲線
により前記Ｐの一次推定値を修正することから成
る転炉吹錬における吹止めＰ値の高精度推定方法
である。
止め時のＰ値を予測するにあたり、吹止め直前に
分析結果を得ることができる時期に溶鋼の成分分
析を行ない、その分析結果から吹止め時のＰ値を
過去の操業実績に基いて一次推定し、続いて吹止
め直前にサブランスにより溶鋼温度とスラグ温度
を測定して過去の実績に従う溶鋼とスラグの温度
に対するＰ値の関係に基き予め作成した較正曲線
により前記Ｐの一次推定値を修正することから成
る転炉吹錬における吹止めＰ値の高精度推定方法
である。
さて製鋼炉の脱Ｐ能を評価する場合は、通常、
平衡論的に算出された理論値に対して実際に得ら
れた値を比較することによつて判定され、一般に
転炉における脱Ｐ平衡式としては下記(1)式に示し
たHealyの式 log（Ｐ）／〔Ｐ〕＝４２３５００／Ｔ（Ｋ）−16.0＋0
.08 ×〔％CaO in Slag〕−0.08 ×〔％T.Fe in Slag〕 …………(1) ここで（Ｐ）：スラグ中のＰ濃度 〔Ｐ〕：溶鋼中のＰ濃度 Ｔ：スラグ温度 で表わされる。上記(1)式において右辺の(3)項、(4)
項は吹錬の際の条件を揃えることによつて一定の
値とすることができる。また右辺(1)項のＴについ
ては、精錬終了時に要求される溶鋼温度との対応
関係から単純に決定されるようなスラグ温度とは
異なる。しかしながら吹錬中のスラグは撹拌、流
動が激しいためその温度を正確に測定することは
難しく、従つて通常は溶鋼とスラグの温度を一定
と仮定して溶鋼温度により(1)式の計算を行なつて
いた。このため上記(1)式で示される平衡状態を正
確に把握することはできなかつたのである。
平衡論的に算出された理論値に対して実際に得ら
れた値を比較することによつて判定され、一般に
転炉における脱Ｐ平衡式としては下記(1)式に示し
たHealyの式 log（Ｐ）／〔Ｐ〕＝４２３５００／Ｔ（Ｋ）−16.0＋0
.08 ×〔％CaO in Slag〕−0.08 ×〔％T.Fe in Slag〕 …………(1) ここで（Ｐ）：スラグ中のＰ濃度 〔Ｐ〕：溶鋼中のＰ濃度 Ｔ：スラグ温度 で表わされる。上記(1)式において右辺の(3)項、(4)
項は吹錬の際の条件を揃えることによつて一定の
値とすることができる。また右辺(1)項のＴについ
ては、精錬終了時に要求される溶鋼温度との対応
関係から単純に決定されるようなスラグ温度とは
異なる。しかしながら吹錬中のスラグは撹拌、流
動が激しいためその温度を正確に測定することは
難しく、従つて通常は溶鋼とスラグの温度を一定
と仮定して溶鋼温度により(1)式の計算を行なつて
いた。このため上記(1)式で示される平衡状態を正
確に把握することはできなかつたのである。
そこでこの発明では上記の点に注目して、吹錬
終了直前に溶鋼とスラグの温度を測定して両者の
温度差を求め、この温度差により、過去の操業実
績に基いて一次推定したＰ値を修正して最終的な
吹止めＰ値を推定するのであり、かくすることに
より高精度で吹止めＰ値の把握が達成できたので
ある。
終了直前に溶鋼とスラグの温度を測定して両者の
温度差を求め、この温度差により、過去の操業実
績に基いて一次推定したＰ値を修正して最終的な
吹止めＰ値を推定するのであり、かくすることに
より高精度で吹止めＰ値の把握が達成できたので
ある。
以下この発明の実施例について説明する。
容量150tのLD転炉にサンプリングおよび測温
用のサブランスを設置して吹錬中任意に溶鋼のサ
ンプリングおよび測温をできるようにし、ついで
溶鋼量150tを得るに必要な溶銑、スクラツプ等の
原料を装入して吹錬を開始した。この吹錬中にサ
ブランスによる溶鋼のサンプリング、測温を２回
行ない、とくに２回目はスラグの測温も併せ行な
つた。
用のサブランスを設置して吹錬中任意に溶鋼のサ
ンプリングおよび測温をできるようにし、ついで
溶鋼量150tを得るに必要な溶銑、スクラツプ等の
原料を装入して吹錬を開始した。この吹錬中にサ
ブランスによる溶鋼のサンプリング、測温を２回
行ない、とくに２回目はスラグの測温も併せ行な
つた。
溶鋼およびスラグの測温にあたつては、サブラ
ンスの先端に取付けた熱電対によつてまず溶鋼の
温度を測定（約３秒）し、続いてサブランスを適
当な高さまで持ち上げてスラグ温度を測定するこ
とにより行なつた。なおサブランスに予めスラグ
温度測定用と溶鋼温度測定用の２つの熱電対を適
当な距離を隔てて配置するようにしてもよい。
ンスの先端に取付けた熱電対によつてまず溶鋼の
温度を測定（約３秒）し、続いてサブランスを適
当な高さまで持ち上げてスラグ温度を測定するこ
とにより行なつた。なおサブランスに予めスラグ
温度測定用と溶鋼温度測定用の２つの熱電対を適
当な距離を隔てて配置するようにしてもよい。
吹錬末期は同中期に較べて溶鋼およびスラグの
撹拌、流動状態は小さく落ち着いているため、測
温に際して格別の熟錬を必要とすることもない。
撹拌、流動状態は小さく落ち着いているため、測
温に際して格別の熟錬を必要とすることもない。
さて１回目は、吹止め時予定酸素量の−1000N
m3のとき（吹止め3.5分前）に行ない、採取した
サンプルで鋼中成分を分析（分析値P1）し、その
分析結果から吹止め時のＰ値を一次推定（一次推
定値P2）した。この推定方法は、次のとおりであ
る。
m3のとき（吹止め3.5分前）に行ない、採取した
サンプルで鋼中成分を分析（分析値P1）し、その
分析結果から吹止め時のＰ値を一次推定（一次推
定値P2）した。この推定方法は、次のとおりであ
る。
さてＰ値の１次推定値P2の値は、この例で吹止
め時予定酸素量の−1000Nm3のときの溶鋼Ｐ分析
値P1と、過去の操業データから求められた重回帰
式によつて推定される。ここに重回帰式は、下記
(2)式で表される。
め時予定酸素量の−1000Nm3のときの溶鋼Ｐ分析
値P1と、過去の操業データから求められた重回帰
式によつて推定される。ここに重回帰式は、下記
(2)式で表される。
P2＝ａ＋bP1＋ｃ・ΔScale＋ｄ・ΔO2 ……(2)
ここで
ΔScale：サンプリングから吹止めまでの固体酸
素源（例、Scale）投入量（トン） ΔO2：サンプリングから吹止めまでの酸素ガス
吹込み量（Ｎm3） ａ、ｂ、ｃ、ｄ：定数 上記(2)式により、P2が推定できる理由は次の通
りである。
素源（例、Scale）投入量（トン） ΔO2：サンプリングから吹止めまでの酸素ガス
吹込み量（Ｎm3） ａ、ｂ、ｃ、ｄ：定数 上記(2)式により、P2が推定できる理由は次の通
りである。
即ち前掲したHealyの脱Ｐ平衡式(1)からも判る
ように、スラグ中のCaO濃度（％CaO in Slag）
が一定であれば、脱Ｐは溶鋼・溶滓の温度および
スラグ中トータル鉄濃度（％T.Fe in Slag）に
よつて影響される。先ず(2)式のP1は実際にサブラ
ンスを用いて溶鋼をサンプリングし、これを分析
することによつて出来る。このサンプリンング時
点から吹止めまでの脱Ｐ挙動は、サンプリング以
後吹止めまでの溶鋼・溶滓の温度の変化や、スラ
ブ中のトータル鉄含有量の変化によつて影響され
るが、これ等脱Ｐ挙動に影響を及ぼす因子の間接
的な影響因子として、 溶鋼・溶滓温度の上昇に関与する酸素ガス吹
込量と、 溶鋼・溶滓温度の降下に関与し且つスラグ中
のトータル鉄含有量に影響する固体酸素源
（例、Scale、鉄鉱石）の投入量 とがあり、これ等の間接的な因子の第１回目サン
プリング以後吹止めまでの脱Ｐ挙動に及ぼす影響
を考慮することにより、第１回目の溶鋼分析値P1
から吹止め時のＰ濃度（P2）を推定できるのであ
る。
ように、スラグ中のCaO濃度（％CaO in Slag）
が一定であれば、脱Ｐは溶鋼・溶滓の温度および
スラグ中トータル鉄濃度（％T.Fe in Slag）に
よつて影響される。先ず(2)式のP1は実際にサブラ
ンスを用いて溶鋼をサンプリングし、これを分析
することによつて出来る。このサンプリンング時
点から吹止めまでの脱Ｐ挙動は、サンプリング以
後吹止めまでの溶鋼・溶滓の温度の変化や、スラ
ブ中のトータル鉄含有量の変化によつて影響され
るが、これ等脱Ｐ挙動に影響を及ぼす因子の間接
的な影響因子として、 溶鋼・溶滓温度の上昇に関与する酸素ガス吹
込量と、 溶鋼・溶滓温度の降下に関与し且つスラグ中
のトータル鉄含有量に影響する固体酸素源
（例、Scale、鉄鉱石）の投入量 とがあり、これ等の間接的な因子の第１回目サン
プリング以後吹止めまでの脱Ｐ挙動に及ぼす影響
を考慮することにより、第１回目の溶鋼分析値P1
から吹止め時のＰ濃度（P2）を推定できるのであ
る。
ちなみに、この実施例では、吹止め時における
溶鋼の成分組成とくにＣおよびＰについてはＣ：
0.05〜0.07重量％、Ｐ：0.010〜0.020重量％、ま
た吹止め温度については1600〜1620℃を目標とし
たわけであるが、この場合における炭素鋼の吹錬
データを重回帰分析した結果は、下記(2)′式で示
される１次重回帰式で表される。
溶鋼の成分組成とくにＣおよびＰについてはＣ：
0.05〜0.07重量％、Ｐ：0.010〜0.020重量％、ま
た吹止め温度については1600〜1620℃を目標とし
たわけであるが、この場合における炭素鋼の吹錬
データを重回帰分析した結果は、下記(2)′式で示
される１次重回帰式で表される。
P2（重量％）0.00826＋0.000334
×P1（重量％）−0.00233×ΔScale（トン）
−0.00104×Δ02（Ｎm3） ………(2)′
そこで上記(2)′式に、第１回目のサンプリング
分析値であるP1＝0.045重量％、および供給予定
量であるΔScale＝2.25（トン）、Δ02＝1000（Ｎ
m3）をそれぞれ代入した結果、一次推定値P2＝
0.017重量％が得られた。
分析値であるP1＝0.045重量％、および供給予定
量であるΔScale＝2.25（トン）、Δ02＝1000（Ｎ
m3）をそれぞれ代入した結果、一次推定値P2＝
0.017重量％が得られた。
なおサンプリングからＰ値の一次推定までに要
した時間は３分であつた。
した時間は３分であつた。
２回目は、吹止め時予定酸素量の−100Nm3の
とき（吹止め0.35分前）で、溶鋼のサンプリン
グ、測温およびスラグの測温を行なつた。スラグ
と溶鋼温度の測定位置は、両者の境界面からそれ
ぞれ上下に1.5ｍ、0.7ｍ隔たつた位置である。
とき（吹止め0.35分前）で、溶鋼のサンプリン
グ、測温およびスラグの測温を行なつた。スラグ
と溶鋼温度の測定位置は、両者の境界面からそれ
ぞれ上下に1.5ｍ、0.7ｍ隔たつた位置である。
両者の温度差に基き、前述の如くして吹止め
0.5分前に求めたＰの一次推定値を、第１図に示
したような過去の実績に従う溶鋼とスラグの温度
に対するＰ値の関係に基き予め作成した較正曲線
により修正して、吹止め時のＰ値を推定した。そ
の一例を述べると次のとおりである。
0.5分前に求めたＰの一次推定値を、第１図に示
したような過去の実績に従う溶鋼とスラグの温度
に対するＰ値の関係に基き予め作成した較正曲線
により修正して、吹止め時のＰ値を推定した。そ
の一例を述べると次のとおりである。
Γ吹止め前−1000Nm3のときのＰ分析値（P1）
P1＝0.045重量％
〓
Γ吹止め時のＰ値の一次推定値（P2）
P2＝0.017重量％
〓
Γ吹止め前−100Nm3のときのスラグと溶鋼の温
度差（ΔＴ） ΔＴ＝＋45℃ 〓 Γ較正曲線からの補正量（ΔP3） ΔP3＝＋0.003重量％ 〓 Γ最終的な吹止めＰ値の推定値（P4） P4＝P2＋ΔP3＝0.020重量％ 〓 Γ吹止め時の実績Ｐ分析値（P5） P5＝0.020重量％ 以上吹止めＰ値について、推定値P4と実績値P5
とは一致している。
度差（ΔＴ） ΔＴ＝＋45℃ 〓 Γ較正曲線からの補正量（ΔP3） ΔP3＝＋0.003重量％ 〓 Γ最終的な吹止めＰ値の推定値（P4） P4＝P2＋ΔP3＝0.020重量％ 〓 Γ吹止め時の実績Ｐ分析値（P5） P5＝0.020重量％ 以上吹止めＰ値について、推定値P4と実績値P5
とは一致している。
上掲の例のほかにも転炉吹錬をくり返し行ない
この発明による推定吹止めＰ値と実際の分析Ｐ値
との関係について調べそれらをまとめて第２図に
示す。
この発明による推定吹止めＰ値と実際の分析Ｐ値
との関係について調べそれらをまとめて第２図に
示す。
推定Ｐ値と分析Ｐ値とはほぼ一対一に対応し、
吹錬終了時に改めて溶鋼の成分分析を行なわずと
も、この発明により吹錬終了時には高精度で吹止
めＰ値を把握できることがわかる。
吹錬終了時に改めて溶鋼の成分分析を行なわずと
も、この発明により吹錬終了時には高精度で吹止
めＰ値を把握できることがわかる。
以上述べたようにこの発明によれば、転炉吹錬
終了とともに溶鋼中のＰ値を高精度で把握できる
ため、とくに吹錬終了後の分析結果をまつまでも
なく、推定Ｐ値が許容範囲内にあれば直ちに出鋼
でき、また該推定Ｐ値が許容範囲を超えても直ち
に再吹錬などの対応がとれる。従つて従来に較べ
て吹錬終了から出鋼までの待ち時間が短縮され、
溶鋼温度の低下や炉内耐火物の損耗を減少でき
る。
終了とともに溶鋼中のＰ値を高精度で把握できる
ため、とくに吹錬終了後の分析結果をまつまでも
なく、推定Ｐ値が許容範囲内にあれば直ちに出鋼
でき、また該推定Ｐ値が許容範囲を超えても直ち
に再吹錬などの対応がとれる。従つて従来に較べ
て吹錬終了から出鋼までの待ち時間が短縮され、
溶鋼温度の低下や炉内耐火物の損耗を減少でき
る。
第１図は、較正曲線の一例を示したグラフ、第
２図はこの発明に従う推定Ｐ値と実際の分析Ｐ値
との関係を示したグラフである。
２図はこの発明に従う推定Ｐ値と実際の分析Ｐ値
との関係を示したグラフである。
Claims (1)
- １ 溶鋼の転炉内吹錬中に吹止め時のＰ値を予測
するにあたり、吹止め直前に分析結果を得ること
ができる時期に溶鋼の成分分析を行ない、その分
析結果から吹止め時のＰ値を過去の操業実績に基
いて一次推定し、続いて吹止め直前にサブランス
により溶鋼温度とスラグ温度を測定して過去の実
績に従う溶鋼とスラグの温度に対するＰ値の関係
に基き予め作成した較正曲線により、前記Ｐの一
次推定値を修正することから成る転炉吹錬におけ
る吹止めＰ値の高精度推定方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7415780A JPS572811A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Highly accurate estimation method for blowing out p value in converter blowing |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP7415780A JPS572811A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Highly accurate estimation method for blowing out p value in converter blowing |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS572811A JPS572811A (en) | 1982-01-08 |
| JPS628481B2 true JPS628481B2 (ja) | 1987-02-23 |
Family
ID=13539033
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP7415780A Granted JPS572811A (en) | 1980-06-04 | 1980-06-04 | Highly accurate estimation method for blowing out p value in converter blowing |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS572811A (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH0495388U (ja) * | 1991-01-10 | 1992-08-18 |
-
1980
- 1980-06-04 JP JP7415780A patent/JPS572811A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS572811A (en) | 1982-01-08 |
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