KR100464279B1

KR100464279B1 - 전로취련방법 및 전로취련용 상취랜스

Info

Publication number: KR100464279B1
Application number: KR10-2002-7009009A
Authority: KR
Inventors: 스미이쿠히로; 기쿠치요시테루; 가와바타료; 와타나베아츠시; 아카이신이치; 고히라사토시
Original assignee: 제이에프이 스틸 가부시키가이샤
Priority date: 2000-11-16
Filing date: 2001-11-15
Publication date: 2005-01-03
Also published as: KR20020071939A; CA2397551A1; TW550299B; DE60132358T2; EP1340823A4; CN1661119A; DE60132358D1; EP1340823B1; US6793710B2; EP1340823A1; CN1203195C; WO2002040721A1; JP2002212624A; US20030010155A1; CN1395622A; CA2397551C; BR0107577A; CN1317399C; BR0107577B1; JP4273688B2

Abstract

본 발명은 산소를 이용하여 용선을 산화정련하는 전로의 취련방법 및 전로취련용 상취랜스에 관한 것으로서,

전로취련방법은 그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하여 취련하며, 상기 라발노즐은 탈탄최성기의 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)의 식을 만족하는 노즐배압(Po(kpa))을 갖고, 라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것을 특징으로 한다.

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

Description

전로취련방법 및 전로취련용 상취랜스{CONVERTER OXYGEN BLOWING METHOD AND UPWARD BLOWING LANCE FOR CONVERTER OXYGEN BLOWING}

용선을 이용한 전로취련에 있어서는 상취산소 또는 저취(底吹)산소에 의해 주로 탈탄을 목적으로 한 산화정련이 실시되고 있다. 근래 대량의 용선을 보다 단시간에 정련하여 높은 생산성을 얻고자 하는 요구가 종래에도 증가하여 높아지고 있다. 또한 대량의 철광석이나 Mn광석을 로내에서 직접 환원하기 위해서나, 대량의 철스크랩을 로내에서 용해하기 위해 보다 많은 산소원이 필요로 되고 있다. 그 때문에 대량의 산소를 단시간에 안정되게 불어 넣으면서 고정밀도의 성분제어를 가능하게 하는 기술이 필요하게 되고 있다. 또 용선의 탈인이나 탈황을 목적으로 하는 용선예비처리프로세스의 발달에 의해 전로취련에서 발생하는 슬래그량은 대폭적으로 감소하고, 종래 프로세스와는 다른 요소가 많이 발생하고 있다. 이들의 상황에 대처하기 위해 조급한 전로취련방법의 최적화가 급선무로 되고 있다.

상취랜스에 의한 산화정련에서는, 산소는 상취랜스선단에 설치된 라발노즐이라고 불리는 끝이 넓어지는 노즐로부터 초음속 또는 아음속의 제트로서 전로내에공급된다. 이 경우 탈탄반응 등의 반응효율을 저하시키지 않도록 하기 위해, 통상 산소의 공급량이 비교적 많은, 취련의 초기에서 중기까지의 고탄소영역에 있어서의 정련조건에 의거하여 라발노즐의 형상이 설계되어 있다. 이하에 있어서 산소의 공급량을 「송산속도」라고 한다. 환언하면 송산속도가 큰 경우에 분사되는 산소는 라발노즐에 의해 적정하게 팽창하여 초음속화되도록 되어 있으며, 반대로 취련말기의 저탄소영역에 상당하는 송산속도가 작은 경우에는 산소는 라발노즐내에서 과잉으로 팽창하여 초음속화가 저해되도록 되어 있다. 취련의 초기에서 중기까지의 고탄소영역에서는 용탕은 대략 0. 6mass％를 초과하는 C를 함유하고, 취련말기의 저탄소영역에서는 용탕은 대략 0. 6mass％ 이하의 C를 함유한다.

고생산성을 목적으로 하여 송산속도를 더욱 증대시킨 전로취련에 이와 같은 설계사상에 의거하는 라발노즐을 이용한 경우에는 상취랜스로부터 공급되는 산소제트의 분출유속은 더욱 증가하고, 전로내의 용탕표면에 도달하는 제트유속이 증대하여 용탕탕면의 흐트러짐은 한층 심해진다. 용강톤당 50㎏을 초과하는 종래의 슬래그량이 많은 취련에 있어서는 산소제트의 슬래그층의 관통을 확실히 시키기 위해서는 이 설계사상이 필수였다.

그러나 근래와 같은 슬래그량이 적은 취련에 있어서는 이와 같은 설계사상의 필요성은 낮아지고 있으며, 오히려 제트유속의 증대에 동반하는 탕면의 흐트러짐은 슬래그량이 적은 취련하에서는 스피팅(spitting)이나 스플래쉬(splash) 등의 심한 용탕비산을 초래하여 로구나 후드, 상취랜스, 또한 배기가스설비라는 부위에의 바탕쇠부착을 증가시키고 조업에 악영향을 주는 동시에 철제품비율의 저하에 의한 생산성의 악화를 초래한다. 또 비산에 동반하는 철더스트의 발생도 두드러지게 증가하여 더스트발생의 관점에서도 철제품비율의 저하를 초래한다.

이러한 조업상황의 악화를 억제하기 위해 라발노즐의 구멍직경이나 경각 등의 상취랜스형상의 하드면을 적정화하면서 상취랜스의 선단과 욕면의 거리나 송산속도 등의 조업조건을 제어한 대책이 다수 제안되고 있다. 상취랜스의 선단과 욕면의 거리를 이하 「랜스높이」라고 기록한다. 예를 들면 일본국 특허공개 1994-228624호 공보에는 상취랜스의 형상을 적정화하는 동시에 송산속도 및 랜스높이를 라발노즐의 형상에 맞추어 적정범위내로 제어한 취련방법이 개시되어 있다. 그러나 동일 공보와 같이 고유량화했을 때의 철비산이나 더스트를 억제하는 목적으로, 라발노즐의 구조나 랜스높이의 변경을 실시하는 경우에는 상취랜스로부터 분출되는 산소제트의 궤적 및 기하학적 형상은 크게 변화하므로, 불필요한 2차연소가 생기거나 반응계면적의 변동에 기인하여 반응효율이 악화한다는 2차적인 악영향이 발생한다. 또 물리적 혹은 조업적으로 랜스높이의 변경 등이 곤란한 경우에는 이 방법으로는 대처할 수 없다.

한편 취련말기의 저탄소영역에 있어서는 공급된 산소는 탈탄반응 뿐만이 아니라 철의 산화에도 소비되기 때문에 철의 산화를 억제하여 탈탄산소효율을 높이는 목적으로 송산속도를 저감시키고 있다. 이 경우 송산속도는 라발노즐의 적정유량값으로부터 크게 아래쪽으로 벗어나기 때문에 라발노즐의 최대의 효과가 얻어지지 않아서 불필요하게 산소제트가 감쇠하고, 주로 슬래그 속의 T. Fe의 증가에 보여지는 바와 같이 취련말기의 탈탄반응효율의 저하가 생긴다. 또 취련종점에서의 성분적중정밀도를 향상시키기 위해서는 취련말기의 송산속도를 극히 저위로 제어할 필요가 있는데, 지나치게 저위로 하면 산소제트의 동압이 극단으로 저하하여 급격한 철의 산화가 일어나기 때문에 송산속도의 저감화에는 한계가 있다. 또한 T. Fe란 슬래그 속의 FeO나 Fe₂O₃등의 모든 철산화물의 철분의 합계값이다.

일본국 특허공개 1998-30110호 공보는 라발노즐의 쓰로트(throat)직경과 송산속도로 결정되는 라발노즐의 적정팽창출구직경(D)에 대하여 고탄소영역에서는 0. 85D∼0. 94D의 출구직경을 갖는 상취랜스를 이용하고, 저탄소영역에서는 0. 96D∼1. 15D의 출구직경을 갖는 상취랜스를 이용한 전로취련방법을 개시하고 있다. 또 동일한 라발노즐을 사용해도 송산속도와 라발노즐의 노즐배압(P)을 변경함으로써, 적정팽창출구직경(D)에 대하여 출구직경을 상기의 범위로 변경할 수 있다고 하고 있다.

동일 공보에 의하면 라발노즐의 형상을 상기와 같이 변겸함으로써 고탄소영역에서는 소프트블로우가 얻어지고, 또 저탄소영역에서는 하드블로우가 얻어져서 더스트발생의 저감과 철산화의 저감을 동시에 달성할 수 있다고 하고 있다. 그러나 이 취련방법에서는 정련의 제어를 확실히 실시하기 위해서는 형상이 다른 2종류 이상의 상취랜스를 사용하지 않으면 안되어서 설비상 및 조업상의 번잡함을 무시할 수 없다. 또 동일한 상취랜스를 사용한 경우에는 라발노즐의 설계가 복잡해지는 동시에 로내상황에 따라서 송산속도를 자유롭게 변경할 수 없는 등의 문제점이 생긴다. 또 극소슬래그량으로의 적용에 대해서는 아직 불분명한 점이 많다.

본 발명은 산소를 이용하여 용선을 산화정련하는 전로의 취련(吹鍊)방법 및 전로취련용 상취(上吹)랜스에 관한 것이다.

도 1은 탈탄최성기에서의 더스트발생속도 및 바탕쇠부착량과 정수(K)의 관계를 나타내는 도면.

도 2는 실제의 출구직경(De)과 최적출구직경(De₀)의 비와 취련종점시의 T. Fe의 관계를 나타내는 도면.

도 3은 본 발명에서 이용한 라발노즐의 개략단면도이다.

※도면의 주요부분에 대한 부호의 설명

1: 랜스노즐 2: 라발노즐

3: 조리개부 4: 쓰로트

5: 스커트부

본 발명은 탈탄최성기인 고탄소영역에서의 고송산속도취련시의 철비산이나 더스트발생을 저감하고, 또한 취련말기에서의 저송산속도취련시의 철산화를 억제하는 동시에 낮은 송산속도로의 반응의 안정화를 향상시킬 수 있는 전로취련방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

상기 목적을 달성하기 위해, 본 발명은 그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하여 취련하는 전로취련방법을 제공한다.

상기 라발노즐은 탈탄최성기의 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Po(kPa))을 갖는다.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

라발노즐의 출구직경(De)은 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족한다.

De²≤0. 23×Dt²/{Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

상기 전로취련방법에 있어서 상기 라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것이 바람직하다.

De²≤0. 185×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

또한 상기 라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 스로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것이 보다 바람직하다.

0. 15×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}≤De²≤0. 18×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

상기 전로취련방법에 있어서 상기 상취랜스가 복수개의 라발노즐을 갖고, 그 중의 적어도 1개의 라발노즐이 하기의 2개의 식의 조건을 만족하면 된다.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

하기의 2개의 식의 조건을 만족하는 것이 보다 바람직하다.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

De²≤0. 185×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

상기 전로취련방법에 있어서 전로취련이 용강톤당 50㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 용강톤당 30㎏ 미만이다.

또 상기의 전로취련방법에 있어서 라발노즐은 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 갖는다.

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

상기 출구직경(De)은 배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 1. 10 이하의 비(De/De₀)를 갖는 것이 바람직하다.

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}

또한 본 발명의 그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하여 취련하는 전로취련방법을 제공한다.

상기 라발노즐은 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 갖는다.

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

상기 라발노즐의 출구직경(De)은 배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 0. 95 이하의 비(De/De₀)를 갖는다.

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}

상기의 전로취련방법에 있어서 전로취련이 용강톤당 50㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 용강톤당 30㎏ 미만이다.

또한 본 발명은 그 선단에 라발노즐이 설치된 전로취련용 상취랜스를 제공한다.

Po=Fh_S/(0.00465ㆍDt²)

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}

본 발명자들은 탈탄최성기의 고탄소영역에 있어서의 높은 송산속도의 조건에 의거하여 설계되는 출구직경(De)보다도 극단으로 작은 출구직경(De)을 갖는 라발노즐을 이용하는 것으로, 종래 기술의 과제를 해결할 수 있다는 지견을 얻었다. 이하 검토결과를 설명한다.

산소취련 중의 전로내 거동은 그 반응거동의 차이로부터 고탄소영역(C＞0. 6mass％)과 저탄소영역(C≤0. 6mass％)으로 크게 구별된다. 고탄소영역에서는, 공급되는 산소는 대략 전량 탈탄으로 다 소비되고, 반응은 산소의 공급율속이며, 높은 송산속도로 취련이 실시된다. 한편 저탄소영역에서는 산소의 공급율속으로부터 탄소의 이동율속으로 바뀌어서 산소의 일부가 철의 산화에도 다 소비되므로, 철의 산화를 억제하여 탈탄산소효율을 높이기 위해 송산속도를 저감시키고 있다.

이 때 고탄소영역에서의 취련에서는 철비산이나 더스트발생을 저감시키기 위해 높은 송산속도를 유지한채로 용탕탕면에서의 산소제트의 동압은 낮게 할 필요가 있다. 다만 불필요한 2차연소의 회피 및 탈탄산소효율의 고위유지를 위해 기하학적인 산소제트의 형상 및 궤적은 가능한한 동일 조건으로 홀딩할 필요가 있다. 한편 저탄소영역에서는 탈탄산소효율을 높이기 위해 송산속도를 저감시키는데, 이것에 동반하여 산소제트의 동압도 대폭적으로 저하하기 때문에, 그대로는 탈탄산소효율의 저하, 즉 철의 산화증대를 초래한다. 또 그 악화정도는 송산속도를 낮게 할수록 커진다. 그 때문에 욕면에서의 산소제트의 동압을 가능한한 높게 유지하고싶은데, 랜스높이를 저하시켜서 산소제트의 동압을 증대시키는 것은 욕면으로부터의 복사에 의한 상취랜스선단의 손모나 욕면으로부터의 철비산에 기인하는 상취랜스에의 바탕쇠부착을 두드러지게 증대시키기 때문에 한계가 있다. 이와 같이 고탄소영역과 저탄소영역에서는 상반되는 요구가 있으며, 게다가 랜스높이 등의 조업조건의 변경은 가능한한 피하여 대처할 필요가 있다.

전로취련에 있어서의 라발노즐의 설계는 송산속도에 의거하여 실시되고, 통상 취련의 초기에서 중기에 있어서의 고탄소영역에서의 송산속도에 의거하여 설계되어 있다. 즉 라발노즐의 설계는 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 구해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 (1)식에 의해 노즐배압(Po(kPa))을 정하고, 정한 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 쓰로트직경(Dt(㎜))을 이용하여 하기의 (5)식에 의해 라발노즐의 출구직경(De(㎜))을 정함으로써 이루어져 있다.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²) …(1)

De²=K×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2} …(5)

여기에서 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh)는 라발노즐의 쓰로트직경(Dt)의 총 단면적에 대한 개개의 라발노즐쓰로트직경(Dt)의 단면적의 비와 송산속도(F)를 승산함으로써 구할 수 있고, 통상 복수개의 라발노즐을 설치하는 경우에는 각 라발노즐의 쓰로트직경(Dt)을 실질적으로 동일하게 하므로, 송산속도(F)를 라발노즐의설치개수로 제산함으로써 구할 수 있다. 또 분위기압(Pe)이란 라발노즐의 외부의 분위기압, 환언하면 전로내의 가스분위기압력이다. 또한 (1)식 및 (5)식은 라발노즐에 있어서 성립하는 관계식이고, 라발노즐의 설계시에 사용되는 식으로서 주지의 식이다. (5)식에 있어서의 K는 정수이다.

이 때 (5)식의 정수(K)는 이론적으로는 0. 259가 되지만 실제의 조업에 있어서는 송산속도(F)와 노즐배압(Po)의 비(F/Po)를 정상적으로 유지하는 일은 적고, 통상은 정수(K)가 0. 24∼0. 28의 범위로 되도록 비(F/Po)를 제어하여 조업하는 일이 많다. 정수(K)를 0. 24∼0. 28로 출구직경(De)을 결정한 라발노즐에서는 산소제트는 대략 최적으로 팽창해 있고, 산소제트 그 자체의 에너지는 최대로 된다. 그 때문에 욕면에 도달하는 산소제트의 에너지도 최대로 되어 철비산이나 더스트발생도 심해진다.

한편 취련의 진행에 동반하여 저탄소영역이 되면 상기와 같이 송산속도를 저하시켜 가지만 이와 같은 종래의 라발노즐을 이용한 경우 노즐설계가 고탄소영역의 고송산속도에 의거하고 있기 때문에 너무 저송산속도로 하면 산소제트의 감쇠가 극히 심해져서 탈탄반응효율의 저하, 즉 철의 산화에 의해 취련은 극히 불안정하게 되고 취련말기에서의 용탕성분의 적중정밀도가 급격히 악화한다.

이와 같이 종래의 고송산속도에 의거한 라발노즐을 이용한 경우에는 취련말기의 반응은 불안정한 경항에 있고, 또 고탄소영역의 송산속도에 대한 취련말기의 송산속도의 저감비율에 하한이 존재하며, 그것 이하의 송산속도에서는 취련말기의 성분적중률의 대폭적인 악화를 초래하게 된다.

그래서 본 발명자들은 이와 같은 문제점을 극복하기 위해 쓰로트직경(Dt)은 종래와 동일하지만 출구직경(De)이 종래와 비교하여 다른 라발노즐을 이용하고, 탈탄최성기 및 취련말기의 전로취련거동을 조사했다. 구체적으로는 라발노즐의 출구직경(De)을 이하와 같이 하여 결정했다. 즉 고탄소영역에서의 송산속도(Fh_S)와 쓰로트직경(Dt)으로부터 (1)식에 의해 노즐배압(Po)을 구하고, 구한 노즐배압(Po)과 분위기압(Pe)과 쓰로트직경(Dt)으로부터 (5)식에 의해 출구직경(De)을 구할 때에 정수(K)를 0. 15∼0. 26까지 여러가지 변화시켜서 출구직경(De)을 결정했다. 정수(K)가 0. 26보다 작아짐에 동반하여 출구직경(De)은 작아지고, 라발노즐내에 있어서의 산소제트의 팽창은 보다 한층 부족상태로 된다. 또한 이용한 전로는 후술하는 실시예에 나타내는 전로이다.

이들의 취련에 있어서 탈탄최성기에서의 더스트발생속도 및 바탕쇠부착량과 정수(K)의 관계를 조사한 결과를 도 1에 나타낸다. 도 1에 나타내는 바와 같이 정수(K)가 대략 0. 23 이하인 경우에 더스트발생속도 및 바탕쇠부착량이 함께 저위로 된다. 즉 출구직경(De)을 하기의 (2)식의 범위로 하는 것으로 더스트발생속도 및 바탕쇠부착량이 모두 저감된다는 지견을 얻었다. 정수(K)가 0. 18 이하로 되면 더스트발생속도 및 바탕쇠부착량이 보다 저감된다. 정수(K)는 0. 15∼0. 18의 범위가 가장 바람직하다. 이것은 출구직경(De)을 이론값(K=0. 259의 경우)에 비하여 작게 함으로써, 고탄소영역에서의 고송산속도시에 있어서의 산소제트의 라발노즐내에서의 팽창이 부족하여 산소제트의 분류가 감쇠하는 동시에, 산소제트의 탕면에서의 운동에너지가 저감했기 때문이라고 생각된다. 이 때 정수(K)는 작아질수록 제트의 감쇠효과는 커지는데, 출구직경(De)과 쓰로트직경(Dt)이 일치하는 K값이 계산상의 하한으로 된다.

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2} …(2)

한편 취련말기의 저탄소영역에서는 T. Fe의 저감이나 정련반응의 촉진ㆍ안정화를 도모하기 위해, 송산속도는 억제되지만 산소제트의 에너지를 크게 할 필요가 있다. 출구직경(De)을 탈탄최성기인 고탄소영역의 송산속도로부터 구한 이론값에 비하여 작게 한 라발노즐을 이용한 경우, 즉 정수(K)를 0. 259 미만으로 출구직경(De)을 설계한 라발노즐을 이용한 경우에는 출구직경(De)이 작아짐에 동반하여 탈탄최성기에 있어서는 산소제트는 부족팽창으로 되지만, 취련말기의 저송산속도시에는 필연적으로 최적팽창분류에 가까워지게 되고, 특히 하등의 대책을 강구하지 않아도 산소제트의 에너지는 증대하며, 이 산소제트에너지의 증대에 의한 정련반응의 개선효과에 의해 T. Fe의 저감이나 정련반응의 촉진ㆍ안정화가 얻어진다.

이 개선효과를 최대로 하기 위해서는 취련말기의 송산속도에 있어서 최적팽창분류가 얻어지도록 하면 된다. 그러기 위해서는 해당 취련에 있어서의 취련말기의 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 미리 정한 라발노즐의 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 (3)식에 의해 취련말기의 노즐배압(Poo(kPa))을 구하고, 이 노즐배압(Poo(kPa))과 쓰로트직경(Dt(㎜))과 분위기압(Pe(kPa))을 이용하여 하기의 (4)식에 의해 취련말기에 있어서의 최적출구직경(De₀(㎜))을 구하고, 구한 최적출구직경(De₀)과 해당 라발노즐의 출구직경(De)을 일치시키면 된다.

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²) …(3)

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2} …(4)

다만 실제로는 상기와 같이 구해진 최적출구직경(De₀)과 실제의 출구직경(De)을 항상 일치시키는 것은 곤란한 경우가 많다. 그래서 이들의 비인 De/De₀가 어느 정도의 범위이면 슬래그 속의 T. Fe의 저감에 효과가 있는지를 조사했다. 조사는 상기한 전로를 이용하여 실시했다. 도 2에 조사결과를 나타낸다.

도 2는 사용한 노즐의 출구직경(De)과 실조업시에 있어서의 취련말기의 조건으로부터 산출되는 최적출구직경(De₀)의 비를 횡축으로 하고, 종축에 취련종점시의 T. Fe를 나타내는 도면이다. 도 2로부터 명백한 바와 같이 취련말기의 저탄소영역에 있어서 사용한 노즐의 출구직경(De)과 산출한 최적출구직경(De₀)의 비(De/De₀)가 1. 10 이하의 범위이면, 종래 레벨과 비교하여 T. Fe를 낮게 억제할 수 있다는 지견이 얻어졌다. 또한 대량시험의 결과로부터 De/De₀가 0. 90∼1. 05의 범위에 있어서 T. Fe의 저감효과가 두드러져서 바람직한 결과가 얻어졌다. 이 효과는 출구직경(De)을 상기한 (2)식의 범위내로 한 경우에 현저했다. 정수(K)가 0. 18 이하이고, 또한 슬래그량이 용강톤당 50㎏ 미만, 바람직하게는 30㎏ 미만이면 보다 효과는 크다.

이 경우 특히 De/De₀가 0. 95 이하인 경우에 있어서는 탈탄최성기의 산소제트감쇠효과가 필연적으로 확대되고, 또 말기의 정련반응효과를 유지할 수 있는 범위이며, 또한 다소 분류의 감쇠효과도 얻어지는 이유에서 T. Fe의 저감효과 뿐만이 아니라 취련 전영역에 있어서 랜스에의 바탕쇠부착도 극히 저위로 억제되었다. 이들의 효과는 출구직경(De)을 상기한 (2)식의 범위내로 하지 않아도 De/De₀를 0. 95 이하로 하는 것만으로 그 효과가 얻어졌다.

전로취련에 있어서는 로내의 슬래그량이 적은 경우에는 슬래그에 덮이는 용탕의 비율이 저하하고, 고탄소영역에 있어서의 더스트나 철비산의 발생량이 증대한다. 상기한 전로취련방법에 있어서는 더스트나 철비산의 발생량을 억제하는 것이 가능하다. 또 취련말기의 저탄소영역에 있어서도 슬래그량이 적은 경우에는 제트의 동압을 저해하는 요인이 적어지기 때문에 폭넓은 제어범위에서 효과가 얻어진다. 따라서 로내슬래그량이 용강톤당 50㎏ 미만, 바람직하게는 30㎏ 미만의 취련에 상기의 전로취련방법을 적용함으로써 그 효과를 보다 한층 발휘시킬 수 있다.

본 발명은 상기 지견에 의거하여 이루어진 것으로, 실시형태 1-1에 관련되는 전로취련방법은, 그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하고, 용탕의 탄소농도에 따라서 다른 송산속도로 취련하는 전로취련방법에 있어서, 탈탄최성기인 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 라발노즐의 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 상기의 (1)식을 만족하는 노즐배압(Po(kPa))을 정하고, 이 노즐배압(Po(kPa))과,분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 상기의 (2)식에 의해 얻어지는 출구직경(De(㎜))을 갖는 라발노즐을 구비한 상취랜스를 이용하여 취련하는 것을 특징으로 하는 것이다.

실시형태 1-2에 관련되는 전로취련방법은 실시형태 1-1에 있어서 또한 상기 출구직경(De)은 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 상기의 (3)식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 상기의 (4)식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 그 비(De/De₀)가 1. 10 이하의 범위인 것을 특징으로 한다.

실시형태 1-3에 관련되는 전로취련방법은, 그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하고, 용탕의 탄소농도에 따라서 다른 송산속도로 취련하는 전로취련방법에 있어서, 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 라발노즐의 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 상기의 (3)식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 정하고, 이 노즐배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 상기의 (4)식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 그 비(De/De₀)가 0. 95 이하로 되는 출구직경(De(㎜))를 갖는 라발노즐을 구비한 상취랜스를 이용하여 취련하는 것을 특징으로 하는 것이다.

실시형태 1-4의 발명에 관련되는 전로취련방법은 실시형태 1-1에서 실시형태 1-3의 어느 쪽인가에 있어서, 상기 상취랜스가 복수개의 라발노즐을 갖고, 그 중의 적어도 1개의 라발노즐이 상기 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 것이다.

실시형태 1-5에 관련되는 전로취련방법은, 실시형태 1-1에서 실시형태 1-4의 어느 쪽인가에 있어서, 전로내의 슬래그량이 용강톤당 50㎏ 미만인 것을 특징으로 하는 것이다.

또한 실시형태 1에 있어서의 노즐배압(P, Po, Poo) 및 분위기압(Pe)은 절대압(진공의 상태를 압력 0으로 하고, 그것을 기준으로 하여 표시되는 압력)으로 표시한 압력이다.

이하 본 발명의 실시형태를 도면을 참조하여 설명한다. 도 3은 본 발명에서 이용하는 라발노즐의 개략단면도이고, 도 3에 나타내는 바와 같이 라발노즐(2)은 그 단면이 축소하는 부분과 확대하는 부분의 2개의 원추체로 구성되며, 축소부분을 조리개부(3), 확대부분을 스커트부(5), 조리개부(3)로부터 스커트부(5)로 천이하는 부위인 가장 좁아진 부위를 쓰로트(4)라 부르고, 1개에서 복수개의 라발노즐(2)이 동제의 랜스노즐(1)에 설치되어 있다.

랜스노즐(1)은 랜스본체(도시하지 않음)의 하단에 용접 등에 의해 접속되어서 상취랜스(도시하지 않음)가 구성된다. 랜스본체의 내부를 통과하여 온 산소는 조리개부(3), 쓰로트(4), 스커트부(5)를 차례로 통과하여 초음속 또는 아음속의 제트로서 전로내에 공급된다. 도면 중의 Dt는 쓰로트직경, De는 출구직경이고, 스커트부(5)의 넓어짐각도(θ)는 통상 10도 이하이다.

또한 도 3에 나타내는 라발노즐(2)에서는 조리개부(3) 및 스커트부(5)가 원추체이지만 라발노즐로서는 조리개부(3) 및 스커트부(5)는 원추체일 필요는 없으며, 내부직경이 곡선적으로 변화하는 곡면으로 구성해도 좋고, 또 조리개(3)는 쓰로트(4)와 동일한 내부직경인 스트레이트상의 원통형으로 해도 좋다. 조리개부(3) 및 스커트부(5)를 내부직경이 곡선적으로 변화하는 곡면으로 구성하는 경우에는 라발노즐로서 이상적인 유속분포가 얻어지지만 노즐의 가공이 극히 곤란하고, 한편 조리개부(3)를 스트레이트상의 원통형으로 한 경우에는 이상적인 유속분포와는 약간 해리되지만 전로취련에서 사용하기에는 전혀 문제가 되지 않고, 또한 노즐의 가공이 극히 용이하게 된다. 본 발명에서는 이들 모든 끝이 넓어지는 노즐을 라발노즐이라고 칭한다.

본 발명에 있어서는 이와 같이 구성되는 라발노즐(2)의 형상을 취련에 앞서서 이하의 순서에 의하여 결정한다.

우선 탈탄최성기인 고탄소영역에 있어서의 상취랜스로부터의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 1개의 라발노즐(2)에 있어서의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))를 구한다. 여기에서 탈탄최성기의 고탄소영역이란 용탕 속의 탄소농도가 0. 6mass％를 넘는 범위이고, 또 송산속도(F_S)란 탄소영역이 이 범위에 있어서의 송산속도이고, 탄소농도가 0. 6mass％를 넘는 범위에 있어서 송산속도를 변화시키는 경우에는 그 속의 임의의 송산속도로 한다. 다만 용탕 속의 탄소농도가 0. 6mass％를 넘는 범위에 있어서 송산속도를 여러가지로 바꾸는 경우에는 그 속의 송산속도의 대표값이나 가중평균값 등으로 해도 좋다.

송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 라발노즐(2)의 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 상기한 (1)식에 의해 노즐배압(Po(kPa))을 정한다. 여기에서 노즐배압(Po)이란 랜스본체내, 즉 라발노즐(2)의 입구측의 산소의 압력이다. 이 경우 고탄소영역에 있어서의 노즐배압(Po(kPa))을 미리 결정해두고, 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 노즐배압(Po(kPa))으로부터 쓰로트직경(Dt(㎜))을 결정하도록 해도 좋다.

그리고 이와 같이 하여 정한 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 쓰로트직경(Dt(㎜))을 이용하여 상기한 (2)식에 의해 출구직경(De(㎜))을 구한다. 다만 (2)식에서는 출구직경(De)의 하한값을 나타내고 있지 않으나, 출구직경(De)이 쓰로트직경(Dt)보다도 작아지면 라발노즐(2)의 형상이 유지되지 않게 되므로, 출구직경(De)은 쓰로트직경(Dt)보다도 크거나 혹은 동일한 조건하에서 (2)식의 범위내의 임의의 값으로 한다. 또 분위기압(Pe)은 통상의 전로취련의 경우에는 대기압이다.

출구직경(De)을 결정하는 경우에, 또한 이하의 점을 고려하여 결정하는 것이 바람직하다. 즉 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 1개의 라발노즐당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))를 구하고, 이 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 먼저 정한 라발노즐의 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 상기한 (3)식에 의해 취련말기의 노즐배압(Poo(kPa))을 정하고, 그리고 이 노즐배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 쓰로트직경(Dt(㎜))을 이용하여 상기의 (4)식에 의해 취련말기에 있어서의 최적출구직경(De₀(㎜))을 구하고, 구한 최적출구직경(De₀)에 대한 비(De/De₀)가 1. 10 이하로 되는 범위에서 출구직경(De)을 정하는 것이 바람직하다.

이 경우 비(De/De₀)가 0. 95 이하의 범위에서 출구직경(De)을 결정한 경우에는 고탄소영역의 송산속도와 저탄소영역의 송산속도에 차를 낸 통상의 전로취련에서는 출구직경(De)은 (2)식의 범위를 만족하고 있으며, 따라서 (2)식에 의해 출구직경(De)의 범위를 굳이 정할 필요가 없다. 즉 비(De/De₀)가 0. 95 이하인 경우에는 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(FM(N㎥/hr))로부터 출구직경(De)을 결정할 수 있다.

계속해서 이와 같이 하여 형상을 결정한 라발노즐(2)을 갖는 랜스노즐(1)을 제작하고, 랜스본체의 하단에 접속하여 상취랜스를 구성한다. 랜스노즐(1)이 복수개의 라발노즐(2)을 갖고 있는 경우에는 그 중의 일부의 라발노즐(2)만을 상기와 같이 하여 결정한 형상으로 해도 좋다. 다만 이 경우에는 목적으로 하는 효과는 약간 저하한다.

그리고 이 상취랜스를 이용하여 고로 등에서 제조된 용선을 전로내에서 취련한다. 이 취련에 있어서, 탈탄최성기인 고탄소영역에서는 설정한 송산속도(F_S), 혹은 송산속도를 여러가지로 바꾸는 경우에는 송산속도(F_S)에 관계없이 정련반응에 알맞은 임의의 고송산속도로 취련한다. 한편 취련말기의 저탄소영역에서는 탈탄산소효율을 높이기 위해 송산속도를 감소시켜서 취련하는데, 이 경우에 (4)식에 의해정한 최적출구직경(De₀)과의 비(De/De₀)가 1. 10 이하로 되는 송산속도 및 노즐배압(P)으로 취련하는 것이 바람직하다. 다만 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％를 경계로 하여 고탄소영역과 저탄소영역으로 엄밀하게 구분될 뿐만 아니라, 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％보다도 높은 범위로부터 송산속도를 저감해도, 반대로 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％보다도 낮은 범위, 예를 들면 탄소농도가 0. 4mass％ 정도의 범위까지 고송산속도인채로 취련해도 좋다.

전로취련시의 로내슬래그량이 적은 경우에는 슬래그에 덮이는 용탕의 비율이 저하하고, 고탄소영역에 있어서의 더스트나 철비산의 발생량이 증대한다. 상기에 설명한 취련방법에서는 고탄소영역에서의 더스트나 철비산의 발생을 억제하는 효과가 강하다. 또 취련말기의 저탄소영역에 있어서도 슬래그량이 적은 경우에는 제트의 동압을 저해하는 요인이 적어지기 때문에 폭넓은 제어범위에서 효과가 얻어진다. 따라서 로내슬래그량이 용강톤당 50㎏ 미만, 바람직하게는 30㎏ 이하의 취련에 본 발명에 의한 정련방법을 적용함으로써, 그 효과를 보다 한층 발휘시킬 수 있다.

전로내의 용선을 이와 같이 하여 취련함으로써 고탄소영역의 고송산속도영역에서의 분출유속을 저하할 수 있고, 산소제트에너지의 저위유지가 초래되어서 철비산이나 더스트발생을 경감할 수 있는 동시에, 취련말기에 있어서의 산소제트의 분출유속을 최적화하는 것, 즉 취련말기의 산소제트의 동압을 이론값에 가까운 값까지 증대시키는 것이 가능하게 되어 철의 산화를 억제할 수 있다. 그 결과 취련전체에서의 철제품비율을 향상할 수 있어서 조업의 안정화가 달성된다.

[실시예 1]

용량이 250톤이고 산소를 상취하여 교반용 가스를 저취하는 상저취복합취련용 전로내에 약 250톤의 용선을 장입하고 주로 탈탄취련을 실시했다. 이용한 용선은 전로 전공정인 용선예비처리설비에서 탈황처리 및 탈인처리가 실시된 용선이다. 전로내에는 석회계 플럭스를 첨가하고 소량의 슬래그(용강톤당 50㎏ 미만)를 생성시키고 있다. 전로 바닥바닥에 설치한 풍구로부터 용탕교반을 목적으로 하여 아르곤 또는 질소를 매분 10N㎥ 정도 불어넣었다.

이용한 상취랜스는 라발노즐이 5개 설치된 5구멍노즐타입이며, 라발노즐의 쓰로트직경(Dt)을 55. 0㎜로 하고, 출구직경(De)은 취련초기에서 중기에 걸치는 탈탄최성기에서의 송산속도(F_S: 60000N㎥/hr)로부터 결정했다. 즉 송산속도(Fh_S)가 12000N㎥/hr, 쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜의 조건으로부터 (1)식에 의해 노즐배압(Po)을 853kPa(8. 7kgf/㎠)로 정하고, 노즐배압(Po)이 853kPa, 분위기압(Pe)이 101kPa(대기압), 쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜의 조건으로부터 정수(K)를 0. 184로 하여 (5)식에 의해 출구직경(De)을 61. 5㎜로 했다. 그리고 5구멍의 라발노즐을 모두 이 형상으로 했다.

쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜, 출구직경(De)이 61. 5㎜, 분위기압(Pe)이 101kPa의 조건으로부터 이 라발노즐에 있어서의 최적노즐배압(Po), 즉 이상적인 팽창이 얻어지는 노즐배압(Po)을 정수(K)를 0. 259로 하여 (5)식에 의해 구했다. 그 결과최적노즐배압(Po)은 428kPa(4. 4kgf/㎠)이었다.

이들에 근거하여 전로내에 삽입된 상취랜스로부터 탈탄최성기인 취련초기에서 중기에 걸쳐서는 송산속도(F_S)가 60000N㎥/hr, 노즐배압(P)이 853kPa의 조건으로 송산하고, 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％ 이하로 된 취련말기에는 노즐배압(P)을 428kPa로 하여 취련했다. 이 경우 취련말기의 노즐배압(P)을 최적노즐(Po)과 일치시키고 있으므로, 취련말기에 있어서는 출구직경(De)과 최적출구직경(De₀)의 비(De/De₀)는 1. 0이다. 노즐배압(P)을 428kPa로 한 취련말기의 송산속도(F_M)는 대략 30000N㎥/hr이었다.

취련 중에는 건식의 더스트측정장치를 이용하여 배기가스 속의 더스트량을 측정했다. 또 취련종료시에는 전로내의 슬래그를 채취하여 슬래그 속의 T. Fe를 조사했다. 100히트를 초과하는 취련결과로부터 이 랜스를 이용한 취련에 있어서의 더스트발생량은 용강톤당 8㎏이고, 또 취련을 탄소량이 0. 05mass％로 불기를 멈추었을 때의 슬래그 속의 T. Fe는 13mass％이었다.

[실시예 2]

실시예 1과 동일한 전로를 이용하여 용선예비처리를 실시한 용선을 5구멍노즐타입의 상취랜스에 의해 실시예 1과 동일 조건으로 취련했다. 다만 라발노즐의 형상은 쓰로트형상(Dt)을 실시예와 같이 55. 0㎜로 했지만, 출구직경(De)을 변경했다.

즉 출구직경(De)은 취련초기에서 중기에 걸치는 탈탄최성기에서의송산속도(Fh_S)가 12000N㎥/hr, 쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜의 조건으로부터 (1)식에 의해 노즐배압(Po)을 853kPa(8. 7kgf/㎠)로 정하고, 노즐배압(Po)이 853(kPa), 분위기압(Pe)이 101kPa(대기압), 쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜의 조건으로부터 정수(K)를 0. 165로 하여 (5)식에 의해 출구직경(De)을 58. 2㎜로 했다. 그리고 5구멍의 라발노즐을 모두 이 형상으로 했다.

취련말기의 송산속도(F_M)는 실시예 1과 똑같이 대략 30000N㎥/hr로 했다. 이 때의 최적출구직경(De₀)은 실시예 1로부터 61. 5㎜로 되기 때문에 출구직경(De)과 최적출구직경(De₀)의 비(De/De₀)는 0. 95로 된다.

이들에 근거하여 전로내에 삽입된 상취랜스로부터 탈탄최성기인 취련초기에서 중기에 걸쳐서는 송산속도(F)가 60000N㎥/hr, 노즐배압(P)이 853kPa의 조건으로 송산하고, 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％ 이하로 된 취련말기에는 노즐배압(P)을 428kPa로 하여 취련했다.

취련중에는 건식의 더스트측정장치를 이용하여 배기가스 속의 더스트량을 측정했다. 또 취련종료시에는 전로내의 슬래그를 채취하여 슬래그 속의 T. Fe를 조사했다. 100히트를 넘는 취련결과로부터 이 랜스를 이용한 취련에 있어서의 더스트발생량은 용강톤당 7㎏이고, 또 취련을 탄소량이 0. 05mass％로 불기를 멈추었을 때의 슬래그 속의 T. Fe는 14mass％로 되어 T. Fe저감효과를 거의 유지한채로 더스트저감효과가 커졌다. 또 이 때의 랜스에의 바탕쇠부착은 두드러지게 적은 것이 관찰되었다.

[실시예 3]

실시예 1과 동일한 전로를 이용하여 용선예비처리를 실시한 용선을 5구멍노즐타입의 상취랜스에 의해 실시예 1과 슬래그량을 제외하고 동일 조건으로 취련했다. 전로내에는 석회계 플럭스를 첨가하고 소량의 슬래그(용강톤당 30㎏ 미만)를 생성시키고 있다. 다만 라발노즐의 형상은 취련말기의 송산속도(F_M)에 의해 결정했다. 즉 취련말기의 송산속도를 30000N㎥/hr로 하고, 라발노즐의 쓰로트직경(Dt)을 56. 0㎜로 하며, 출구직경(De)과 최적출구직경(De₀)의 비(De/De₀)를 0. 95 이하의 조건하에서 라발노즐출구직경(De)을 설치했다.

취련말기의 송산속도(Fh_M)가 6000N㎥/hr, 쓰로트직경(Dt)이 56. 0㎜의 조건으로부터 (3)식에 의해 취련말기의 노즐배압(Poo)을 411kPa(4. 2kgf/㎠)로 정하고, 노즐배압(Poo)이 411kPa, 분위기압(Pe)이 101kPa(대기압), 쓰로트직경(Dt)이 56. 0㎜의 조건으로부터 (4)식에 의해 최적출구직경(De₀)을 구해서 최적출구직경(De₀=62. 1㎜)을 얻었다. 그래서 최적출구직경(De₀)에 대한 비(De/De₀)가 0. 94로 되도록 출구직경(De)을 설정하고, 출구직경(De)을 58. 4㎜로 했다. 5구멍의 라발노즐을 모두 이 형상으로 했다.

이 상취랜스를 이용하여 탈탄최성기인 취련초기에서 중기에 걸쳐서는 송산속도(F_S)가 60000N㎥/hr의 조건으로 송산하고, 용탕의 탄소농도가 0. 6mass％ 이하로 된 취련말기에는 송산속도(F_M)를 3000N㎥/hr, 노즐배압(P)을 411kPa로 하여 취련했다. 송산속도(F_S)를 60000N㎥/hr로 한 취련초기에서 중기의 탈탄최성기에서의 노즐배압(P)은 대략 823kPa(8. 4kgf/㎠)이었다.

취련중에는 건식의 더스트측정장치를 이용하여 배기가스 속의 더스트량을 측정했다. 또 취련종료시에는 전로내의 슬래그를 채취하여 슬래그 속의 T. Fe를 조사했다. 100히트를 넘는 취련결과로부터 이 랜스를 이용한 취련에 있어서의 더스트발생량은 용강톤당 8㎏이고, 또 취련을 탄소량이 0. 05mass％로 불기를 멈추었을 때의 슬래그 속의 T. Fe는 14mass％로 되어 T. Fe저감효과를 거의 유지한채로 더스트저감효과가 커졌다. 또 이 때의 랜스에의 바탕쇠부착은 두드러지게 적은 것이 관찰되었다.

[비교예]

실시예 1과 동일한 전로를 이용하여 용선예비처리를 실시한 용선을 5구멍노즐타입의 상취랜스에 의해 실시예 1과 동일 조건으로 취련했다. 다만 라발노즐의 형상은 쓰로트직경(Dt)을 실시예와 같이 55. 0㎜로 했지만 출구직경(De)은 탈탄최성기에 최적인 팽창이 얻어지도록 했다. 즉 노즐배압(Po)이 853kPa(8. 7kgf/㎠), 분위기압(Pe)이 101kPa(대기압), 쓰로트직경(Dt)이 55. 0㎜의 조건으로부터 정수(K)를 0. 259로 하여 (5)식에 의해 출구직경(De)을 73. 0㎜로 했다.

5구멍의 라발노즐을 모두 이 형상으로서 취련하고 취련중에는 건식의 더스트측정장치를 이용하여 배기가스 속의 더스트량을 측정했다. 또 취련종료시에는 전로내의 슬래그를 채취하여 슬래그 속의 T. Fe를 조사했다. 100히트를 넘는 취련결과로부터 이 랜스를 이용한 취련에 있어서의 더스트발생량은 용강톤당 14㎏이고, 또 취련을 탄소량이 0. 05mass％로 불기를 멈추었을 때의 슬래그 속의 T. Fe는 19mass％이며, 더스트저감 및 T. Fe저감효과 모두 실시예와 비교하여 적었다.

본 발명의 전로취련방법 및 전로취련용 상취랜스에 따르면, 산소를 이용하여 용선을 산화정련할 수 있다.

Claims

그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하여 취련하는 전로취련방법에 있어서,

상기 라발노즐이 탈탄최성기의 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Po(kPa))을 갖고,

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

De²≤0. 23×Dt²/{Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
제 1 항에 있어서,

상기 라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

De²≤0. 185×Dt²/{Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
제 2 항에 있어서,

상기 라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

0. 15×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}≤De²≤0. 18×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
제 1 항에 있어서,

상기 상취랜스가 복수개의 라발노즐을 갖고, 그 중의 적어도 1개의 라발노즐이 하기의 2개의 식의 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
제 4 항에 있어서,

상기 상취랜스가 복수개의 라발노즐을 갖고, 그 중의 적어도 1개의 라발노즐이 하기의 2개의 식의 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

De²≤0. 185×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
제 1 항에 있어서,

전로취련이 용강톤당 50㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.
제 6 항에 있어서,

전로취련이 용강톤당 30㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.
제 1 항에서 제 7 항 중 어느 한 항에 있어서,

상기 라발노즐이 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 갖고,

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

상기 출구직경(De)이 배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 1. 10 이하의 비(De/De₀)를 갖는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}
그 선단에 라발노즐이 설치된 상취랜스를 이용하여 취련하는 전로취련방법에 있어서,

상기 라발노즐이 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 갖고,

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

상기 라발노즐의 출구직경(De)이 배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 0. 95 이하의 비(De/De₀)를 갖는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}
제 9 항에 있어서,

상기 상취랜스가 복수개의 라발노즐을 갖고, 그 중의 적어도 1개의 라발노즐이 하기의 2개의 식의 조건을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}
제 9 항에 있어서,

전로취련이 용강톤당 50㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.
제 11 항에 있어서,

전로취련이 용강톤당 30㎏ 미만의 슬래그량으로 실시되는 것을 특징으로 하는 전로취련방법.
그 선단에 라발노즐이 설치된 전로취련용 상취랜스에 있어서,

상기 라발노즐이 탈탄최성기의 고탄소영역에서의 송산속도(F_S(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_S(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Po(kPa))을 갖고,

Po=Fh_S/(0. 00465ㆍDt²)

라발노즐의 출구직경(De)이 노즐배압(Po(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 것을 특징으로 하는 전로취련용 상취랜스.

De²≤0. 23×Dt²/{(Pe/Po)^5/7×[1-(Pe/Po)^2/7]^1/2}
그 선단에 라발노즐이 설치된 전로취련용 상취랜스에 있어서,

상기 라발노즐이 취련말기의 저탄소영역에서의 송산속도(F_M(N㎥/hr))로부터 정해지는 라발노즐 1구멍당의 송산속도(Fh_M(N㎥/hr))와 쓰로트직경(Dt(㎜))에 대하여 하기의 식을 만족하는 노즐배압(Poo(kPa))을 갖고,

Poo=Fh_M/(0. 00465ㆍDt²)

상기 라발노즐의 출구직경(De)이 배압(Poo(kPa))과, 분위기압(Pe(kPa))과, 상기 쓰로트직경(Dt(㎜))으로부터 하기의 식에 의해 얻어지는 최적출구직경(De₀(㎜))에 대하여 0. 95 이하의 비(De/De₀)를 갖는 것을 특징으로 하는 전로취련용 상취랜스.

De₀ ²=0. 259×Dt²/{(Pe/Poo)^5/7×[1-(Pe/Poo)^2/7]^1/2}