JPH02179810A - 上底吹転炉の操業方法 - Google Patents
上底吹転炉の操業方法Info
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- JPH02179810A JPH02179810A JP33382588A JP33382588A JPH02179810A JP H02179810 A JPH02179810 A JP H02179810A JP 33382588 A JP33382588 A JP 33382588A JP 33382588 A JP33382588 A JP 33382588A JP H02179810 A JPH02179810 A JP H02179810A
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- Japan
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- blowing
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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
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分舒〕
本発明は炉底径４ 、０００〜８，０００ ｍ、処理溶
銑量２５０〜３８０ Ｔｏｎ ／ｃｈの大型上底吹転炉
の操業方法に関するものである。
銑量２５０〜３８０ Ｔｏｎ ／ｃｈの大型上底吹転炉
の操業方法に関するものである。
従来、前記の如き大型の上底吹転炉においては底吹ガス
による溶鋼撹拌効果改善の為、ガス流量の増大、ガス種
の選択、羽口配置の最適化等の検討が行われている。一
般に大型の上底吹転炉では底吹ガス総流量を０，１Ｎボ
／１−ｍｌｎ以上にし上吹からの０２ガス量に対する底
吹からの吹込ガス量との比率を０．０５〜０．２０とし
て操業し転炉内冶金反応向上効果を得ている。又、羽口
配置については、特公昭５Ｂ−１６０１３号公報に、上
吹火点内に複数羽口を配置し、溶鋼撹拌力を向上させる
方法や、特公昭６１−３６０５０号公報に上吹火点内外
に各々２本ずつ羽口を配置し脱Ｐを促進させる方法等が
、提案されている。しかし従来は各羽口とも同一流量が
前提であり、火点内外の底吹ガス流量比については触れ
られていない。
による溶鋼撹拌効果改善の為、ガス流量の増大、ガス種
の選択、羽口配置の最適化等の検討が行われている。一
般に大型の上底吹転炉では底吹ガス総流量を０，１Ｎボ
／１−ｍｌｎ以上にし上吹からの０２ガス量に対する底
吹からの吹込ガス量との比率を０．０５〜０．２０とし
て操業し転炉内冶金反応向上効果を得ている。又、羽口
配置については、特公昭５Ｂ−１６０１３号公報に、上
吹火点内に複数羽口を配置し、溶鋼撹拌力を向上させる
方法や、特公昭６１−３６０５０号公報に上吹火点内外
に各々２本ずつ羽口を配置し脱Ｐを促進させる方法等が
、提案されている。しかし従来は各羽口とも同一流量が
前提であり、火点内外の底吹ガス流量比については触れ
られていない。
（発明が解決しようとする課題〕
前記の上底吹転炉の操業下において、吹錬末期でのマン
ガン、鉄の酸化ロスによる歩留低減を抑制する為には底
吹ガス量の増大による火点内外への旦供給促進を図るの
が有効であることは周知の事実である。しかし、羽口径
拡大のみを実施すると、第２図に羽口溶損指数との関係
で示し、第３図に炉壁溶損指数との関係で示す如く、吐
出ガスのバックアタックによる羽口周辺耐火物の溶損。
ガン、鉄の酸化ロスによる歩留低減を抑制する為には底
吹ガス量の増大による火点内外への旦供給促進を図るの
が有効であることは周知の事実である。しかし、羽口径
拡大のみを実施すると、第２図に羽口溶損指数との関係
で示し、第３図に炉壁溶損指数との関係で示す如く、吐
出ガスのバックアタックによる羽口周辺耐火物の溶損。
炉壁耐火物の溶損量が増大し耐火物コストを著しく上昇
させる。
させる。
尚、羽口溶損指数とは吹錬１チャージ当りの羽口溶損量
（ｍｍ／ｃｈ）について基準となる羽口径での溶損量を
１とした時の比率で表わし、炉壁溶損指数とは、吹錬１
チャージ当りの炉壁溶損量について基準となる羽口径で
の溶損量を１とした時の比率で定義されるパラメータで
ある。
（ｍｍ／ｃｈ）について基準となる羽口径での溶損量を
１とした時の比率で表わし、炉壁溶損指数とは、吹錬１
チャージ当りの炉壁溶損量について基準となる羽口径で
の溶損量を１とした時の比率で定義されるパラメータで
ある。
また、羽口本数を増大させることは羽口間が近接し、該
バックアタックによる羽口間耐火物溶損を助長し耐火物
寿命を低減させるため、限られた炉底面積内での羽口本
数増大には限界がある。−方では底吹ガス流量の増大に
伴い吹込ガスコストの増大、吹込ガスの抜熱による溶鋼
温度の低下（熱裕度低下）等の問題も生じ、吹込ガスの
有効活用が必要となる。
バックアタックによる羽口間耐火物溶損を助長し耐火物
寿命を低減させるため、限られた炉底面積内での羽口本
数増大には限界がある。−方では底吹ガス流量の増大に
伴い吹込ガスコストの増大、吹込ガスの抜熱による溶鋼
温度の低下（熱裕度低下）等の問題も生じ、吹込ガスの
有効活用が必要となる。
本発明は前記課題を解決するもので、その要旨とすると
ころは下記のとおりである。
ころは下記のとおりである。
（１）炉底に設けられた単管あるいは２重管の底吹羽口
から鋼浴中に０． Ｉ Ｎｒｄ／ ｔ−ｍｌｎ以上の撹
拌用ガスを吹込むとともに鋼浴面に水冷した上吹多孔ラ
ンスにより酸素ガスジェットを吹付け、この上底吹ガス
流量比率を０．０５〜０．２０にした上底吹転炉操業に
おいて、吹錬末期のランス高さ条件下における火点投影
面の内側に配置した底吹羽口からのガス流量を外側に配
置した羽口からの総ガス流量に対する比率を１．２〜２
．０にて操業することを特徴とする上底吹転炉の操業方
法。
から鋼浴中に０． Ｉ Ｎｒｄ／ ｔ−ｍｌｎ以上の撹
拌用ガスを吹込むとともに鋼浴面に水冷した上吹多孔ラ
ンスにより酸素ガスジェットを吹付け、この上底吹ガス
流量比率を０．０５〜０．２０にした上底吹転炉操業に
おいて、吹錬末期のランス高さ条件下における火点投影
面の内側に配置した底吹羽口からのガス流量を外側に配
置した羽口からの総ガス流量に対する比率を１．２〜２
．０にて操業することを特徴とする上底吹転炉の操業方
法。
（２）前記火点投影面の内側に配置した底吹羽口数と外
側に配置した底吹羽口数が同本数で且つ火点内羽口の直
径を火点外層口の直径より大きくすることを特徴とする
前項工記載の上底吹転炉の操業方法。
側に配置した底吹羽口数が同本数で且つ火点内羽口の直
径を火点外層口の直径より大きくすることを特徴とする
前項工記載の上底吹転炉の操業方法。
（３）火点的本数と火点外来数を同数とし且つ羽口径を
火点外層口より火点内羽口を大きくし、各羽口から鋼浴
中に吹込むガス流量を独立制御および独立設定値とする
こと、若しくは、異径オリフィス等を用いて制御するこ
とを特徴とする前項１または２記載の上底吹転炉の操業
方法。
火点外層口より火点内羽口を大きくし、各羽口から鋼浴
中に吹込むガス流量を独立制御および独立設定値とする
こと、若しくは、異径オリフィス等を用いて制御するこ
とを特徴とする前項１または２記載の上底吹転炉の操業
方法。
本発明において、底吹ガス流量とは二重管羽口の場合は
内管から単管羽口はその全体から噴出するガス流量をい
う。
内管から単管羽口はその全体から噴出するガス流量をい
う。
従来、前記大型の上底吹転炉において溶鋼の撹拌力は、
上吹及び底吹、各々総ガス流量により決定され、通常前
記の如く底吹ガス流量を０．ＩＮｒｒｒ／ ｔ−ｍｌｎ
以上にし上底吹ガス流量比率を０．０５〜０．２０で操
業することは周知の事実であるが、各底吹羽口からの底
吹ガスの吹込み方法による炉底における底吹ガス流量分
布のあり方については、これまで明らかにされていない
。そこで水モデル実験による底吹ガス吹込み方法の違い
による撹拌力への影響について調査したところ第４図に
示す様に同一底吹ガス総流量下において、上吹ガスによ
る火点内に相当する中央部に配置した羽口の径を火点外
に配置した羽口の径より大にしガス量を火点外より増大
させ火点内・外法量比率を所定範囲にすることにより、
撹拌力の増大が図れ、均一混合時間を短縮させることが
できる知見を得た。
上吹及び底吹、各々総ガス流量により決定され、通常前
記の如く底吹ガス流量を０．ＩＮｒｒｒ／ ｔ−ｍｌｎ
以上にし上底吹ガス流量比率を０．０５〜０．２０で操
業することは周知の事実であるが、各底吹羽口からの底
吹ガスの吹込み方法による炉底における底吹ガス流量分
布のあり方については、これまで明らかにされていない
。そこで水モデル実験による底吹ガス吹込み方法の違い
による撹拌力への影響について調査したところ第４図に
示す様に同一底吹ガス総流量下において、上吹ガスによ
る火点内に相当する中央部に配置した羽口の径を火点外
に配置した羽口の径より大にしガス量を火点外より増大
させ火点内・外法量比率を所定範囲にすることにより、
撹拌力の増大が図れ、均一混合時間を短縮させることが
できる知見を得た。
更に、実機での上底吹転炉における底吹ガス吹込につい
て検討した結果、以下の様に火点内外の羽口からの吹込
ガス流量を各々独立に設定することが有効であることを
見出した。すなわち、スラグ−メタル間の反応促進の為
には、火点外の撹拌によるスラグ−メタル混合強化が有
効であり、方で上吹酸素ジェットにより生成されるＦｅ
Ｏ，Ｍｎ０等酸化物の還元及び酸化の抑制の為には、火
点内での撹拌が有効であるとの知見を得た。これらの観
点から本発明者等は特に溶銑予備処理により脱Ｐ、脱Ｓ
ｔを施した溶銑にＭｎ鉱石を１０ｋｇ／を以上投入する
スラグレス吹錬下（炉内スラグ量≦５０ｋｇ／ｌ）にお
いては、吹錬末期には火点外におけるスラグ−メタル界
面でのスラグ中ＭｎＯの還元による鋼中Ｍｎの増加と、
火点内でのＭｎの酸化ロスが同時に生じていることに着
目し、炉内でのＭｎ歩留を向上させる為、実機転炉を用
い、火点内外の底吹ガス量の最適値について更に詳細に
検討した。
て検討した結果、以下の様に火点内外の羽口からの吹込
ガス流量を各々独立に設定することが有効であることを
見出した。すなわち、スラグ−メタル間の反応促進の為
には、火点外の撹拌によるスラグ−メタル混合強化が有
効であり、方で上吹酸素ジェットにより生成されるＦｅ
Ｏ，Ｍｎ０等酸化物の還元及び酸化の抑制の為には、火
点内での撹拌が有効であるとの知見を得た。これらの観
点から本発明者等は特に溶銑予備処理により脱Ｐ、脱Ｓ
ｔを施した溶銑にＭｎ鉱石を１０ｋｇ／を以上投入する
スラグレス吹錬下（炉内スラグ量≦５０ｋｇ／ｌ）にお
いては、吹錬末期には火点外におけるスラグ−メタル界
面でのスラグ中ＭｎＯの還元による鋼中Ｍｎの増加と、
火点内でのＭｎの酸化ロスが同時に生じていることに着
目し、炉内でのＭｎ歩留を向上させる為、実機転炉を用
い、火点内外の底吹ガス量の最適値について更に詳細に
検討した。
すなわち、第５図に示す様に３例（×、Δ、・）の同一
底吹ガス総流量下において火点内紛ガス量の比率を増加
すると溶鋼撹拌力の増大効果に加え前記Ｍｎ酸化ロス低
減効果により炉内Ｍｎ歩留が向上するとともにスラグ中
のＴ、Ｆｅは著しく低減する。
底吹ガス総流量下において火点内紛ガス量の比率を増加
すると溶鋼撹拌力の増大効果に加え前記Ｍｎ酸化ロス低
減効果により炉内Ｍｎ歩留が向上するとともにスラグ中
のＴ、Ｆｅは著しく低減する。
しかし、更に火点内ガス比率を増大していくとスラグ−
メタル撹拌効果が薄れ逆にＭｎ歩留は低下するとともに
スラグ中のＴ、Ｆ ｅは急増する。つまり前記火点内紛
ガス流量比が１．２〜２．０が最も底吹ガスの吹込み方
法として適していることが判明したのである。
メタル撹拌効果が薄れ逆にＭｎ歩留は低下するとともに
スラグ中のＴ、Ｆ ｅは急増する。つまり前記火点内紛
ガス流量比が１．２〜２．０が最も底吹ガスの吹込み方
法として適していることが判明したのである。
前記した最適吹込み方法を達成する手段として、同径羽
口とし火点内外の配置数を変更すれば可能である。又耐
火物溶損等により羽口配置数に限界がある場合には、火
点内外に位置する羽口の径を火点内〉火点外に変える（
以下異径化と称する）ことにより火点内〉火点外のガス
流量調整が可能である。
口とし火点内外の配置数を変更すれば可能である。又耐
火物溶損等により羽口配置数に限界がある場合には、火
点内外に位置する羽口の径を火点内〉火点外に変える（
以下異径化と称する）ことにより火点内〉火点外のガス
流量調整が可能である。
各羽口の流量設定が独立して可能でない流量−括制御方
弐の場合には、羽口径毎に適正なオリフィスを供給配管
途中に設置することにより、羽口異径化に応じたガス流
量の変更が可能となる。而して、該火点内・外の吹込ガ
ス流量比率は、操業中に羽口先へのマツシュルーム付着
により通常０．８以下の開孔率となり微妙に変化するの
でその変動分を加味して１．２〜２．０となるように初
期設定値を決定することが好ましいい第６図に羽口閉塞
時の羽口間流量偏差の一例を示すが、流量−括制御の場
合、第１表に示す各羽口径に応じたオリフィスを設置す
ることにより、羽口先マツシュルーム圧損変化による流
量変動によって生じる羽口間流量偏差は高々６％程度で
ある（内管背圧±１０％時）。
弐の場合には、羽口径毎に適正なオリフィスを供給配管
途中に設置することにより、羽口異径化に応じたガス流
量の変更が可能となる。而して、該火点内・外の吹込ガ
ス流量比率は、操業中に羽口先へのマツシュルーム付着
により通常０．８以下の開孔率となり微妙に変化するの
でその変動分を加味して１．２〜２．０となるように初
期設定値を決定することが好ましいい第６図に羽口閉塞
時の羽口間流量偏差の一例を示すが、流量−括制御の場
合、第１表に示す各羽口径に応じたオリフィスを設置す
ることにより、羽口先マツシュルーム圧損変化による流
量変動によって生じる羽口間流量偏差は高々６％程度で
ある（内管背圧±１０％時）。
尚、第６図は羽口開孔率が小さい方向に変動した場合（
閉塞気味と称しである）の各羽口間の流量を示したもの
であり、流量偏差は各明日毎の基準値を１００％とした
時の百分率にて表しである。
閉塞気味と称しである）の各羽口間の流量を示したもの
であり、流量偏差は各明日毎の基準値を１００％とした
時の百分率にて表しである。
第１表
吹転炉を用い、上吹酸素量は初期〜中期は３〜４Ｎｒｒ
ｆ／ ｔ −ｍｉｎ 、末期は２〜３ Ｎｎｒ／ ｔ
・ｍｉｎ 。
ｆ／ ｔ −ｍｉｎ 、末期は２〜３ Ｎｎｒ／ ｔ
・ｍｉｎ 。
吹錬末期のランスル湯面間距離は２．５〜３．０ｍとし
た。また溶銑は第２表に示す温度・成分に代表される、
事前に脱Ｓｉ、脱Ｐ、脱Ｓ処理を施した予備処理溶銑を
用い、転炉内スラグ量を５０ｋｇ／を以下とした。
た。また溶銑は第２表に示す温度・成分に代表される、
事前に脱Ｓｉ、脱Ｐ、脱Ｓ処理を施した予備処理溶銑を
用い、転炉内スラグ量を５０ｋｇ／を以下とした。
第２表
〔実施例〕
本発明の実施例を以下に示す。
炉はいずれも炉底径６．２００ ｍｍの３４０７ｏｎ上
底底吹羽口は、同時稼動羽口を最大６本とし、火点的羽
口流量、火点外羽口流量の比率を０．７〜２、１とし、
底吹ガス総流量ハ０．１６〜０．１８ Ｎｎｆ／ ｔ−
ｗｉｎの間の各水準にて試験を実施した。各水準での底
吹条件を第３表に示す。尚、吹錬は初期にＭｎ鉱石を５
〜３５ｋｇ／を投入し、Ｍｎ鉱石の脈石分に見合う塩基
度調整用として生石灰を１〜８ｋｇ／む投入した。
底底吹羽口は、同時稼動羽口を最大６本とし、火点的羽
口流量、火点外羽口流量の比率を０．７〜２、１とし、
底吹ガス総流量ハ０．１６〜０．１８ Ｎｎｆ／ ｔ−
ｗｉｎの間の各水準にて試験を実施した。各水準での底
吹条件を第３表に示す。尚、吹錬は初期にＭｎ鉱石を５
〜３５ｋｇ／を投入し、Ｍｎ鉱石の脈石分に見合う塩基
度調整用として生石灰を１〜８ｋｇ／む投入した。
第７図、第８図に冶金効果の一例として吹止スラグ中（
Ｔ、Ｆｅ）と転炉内Ｍｎ歩留の向上効果を示す。
Ｔ、Ｆｅ）と転炉内Ｍｎ歩留の向上効果を示す。
ここで第７図には横軸に吹止（Ｃ）量を、縦軸に吹止め
スラグの（Ｔ、Ｆｅ）を示す。又第８図には横軸に炉内
装入全Ｍｎ量を、縦軸に炉内Ｍｎ歩留を示す。
スラグの（Ｔ、Ｆｅ）を示す。又第８図には横軸に炉内
装入全Ｍｎ量を、縦軸に炉内Ｍｎ歩留を示す。
φ２２Ｘ４ （０，１５Ｎｒｒｆ／ ｔ −ｍｉｎ
）からφ２４Ｘ４ （０，１８Ｎｒｒｆ／ｌ −ｍｉｎ
）に底吹ガス総流量を増加させることによりＴ、Ｆｅ
の低減効果（第７図）が、又Ｍｎ歩留向上効果（第８図
）が各々認められる。
）からφ２４Ｘ４ （０，１８Ｎｒｒｆ／ｌ −ｍｉｎ
）に底吹ガス総流量を増加させることによりＴ、Ｆｅ
の低減効果（第７図）が、又Ｍｎ歩留向上効果（第８図
）が各々認められる。
底吹ガス総流量の等しい比較例７と実施例５とを比較す
ると吹止（Ｍｎ）０．６〜０．８％においてＴ、Ｆ ｅ
で０．８％の低減、Ｍｎ歩留で４％の向上効果が認めら
れた。他の条件下の実施例１〜３及び比較例１〜６の冶
金効果向上化については第５図に一括して示す。
ると吹止（Ｍｎ）０．６〜０．８％においてＴ、Ｆ ｅ
で０．８％の低減、Ｍｎ歩留で４％の向上効果が認めら
れた。他の条件下の実施例１〜３及び比較例１〜６の冶
金効果向上化については第５図に一括して示す。
また、二重管羽口を用いるに当たっては火点内洞口の大
径化による羽口溶損量増大を抑制するため、外管冷却ガ
スをｔ、ｐｃ＋ｃｏｚの混合ガスとし、外管ガスの線流
速を気泡後退消滅領域まで上昇させる方式を新たに取り
入れた。
径化による羽口溶損量増大を抑制するため、外管冷却ガ
スをｔ、ｐｃ＋ｃｏｚの混合ガスとし、外管ガスの線流
速を気泡後退消滅領域まで上昇させる方式を新たに取り
入れた。
一方、単管での不活性ガス吹込みによる撹拌の場合にも
同様の効果が得られることを確認している。
同様の効果が得られることを確認している。
前記した様に本発明により同一底吹ガス量にて炉内Ｍｎ
歩留の大幅な向上が得られ高価なＭｎ合金の削減が可能
となる。またスラグ中の鉄分濃度（Ｔ。
歩留の大幅な向上が得られ高価なＭｎ合金の削減が可能
となる。またスラグ中の鉄分濃度（Ｔ。
Ｆｅ）を大幅に低減させ鉄歩留を向上させる。
一方では火点外である外周部の吹込ガス量を低減させる
ことにより、炉壁部耐火物の溶損量低減も同時に可能と
なる。また溶損量の大きい部位の羽口径を小さくするこ
とにより複数羽口の寿命を均等化することも可能である
。
ことにより、炉壁部耐火物の溶損量低減も同時に可能と
なる。また溶損量の大きい部位の羽口径を小さくするこ
とにより複数羽口の寿命を均等化することも可能である
。
第１図は本発明を実施するための上底吹転炉の−例を示
す模式的な縦断面図、第２図、第３図は羽口径と各部位
溶損速度を示す図、第４図は１／１０の水モデル実験に
おいて火点内及び火点外を想定した位置に、両者の流量
比が１．１．４となる様に４本の羽口を配置した場合の
均一混合時間の比較を行った結果を示した図、第５図は
各底吹ガス総流量下での、火点内、火点外の流量比の冶
金効果に及ぼす影響を示したものであり、実機上底吹転
炉での結果を示す図、第６図は各羽口の羽口径を変えた
場合、ノズル先開孔率の変化が各羽口流量に及ぼす影響
を計算して示した図、第７図、第８図は実施例の一例で
底吹総ガスｉｔｏ、１８Ｎｒｒｒ／１−ｍｌｎ時に火点
内流量／火点外流量を１．１．４とした際の両者の実機
上底吹転炉での結果を比較した図である。 Ｈ１歩留 （ｏ７ｏ） 第１図 上ψシに冷うンズ 上ぐ酸座ジェット 火点 ズテグ ５″！Ａ４！４ ｃ大点力剥ロ ア火５色外用口 第２図 頃へりグズ波量（Ｎ４ｒネ９ 第３図 吹込ガズ＃、ｔ（Ｎｍ’＝浄１．本９ ψ１６ 硲 −斜 −２８ 羽口径Ｃ型υ ＃／６ φ２Ｄ ｐ−ψＪ 朋コ外ｒゆあつ 第６図 一＠利口の力゛ス咲達絵」【 第７図 吹止（Ｃ） （Ｚ） 第８図 炉内全兼入Ｍｎ量（ｘ／（７−’Ｚ）
す模式的な縦断面図、第２図、第３図は羽口径と各部位
溶損速度を示す図、第４図は１／１０の水モデル実験に
おいて火点内及び火点外を想定した位置に、両者の流量
比が１．１．４となる様に４本の羽口を配置した場合の
均一混合時間の比較を行った結果を示した図、第５図は
各底吹ガス総流量下での、火点内、火点外の流量比の冶
金効果に及ぼす影響を示したものであり、実機上底吹転
炉での結果を示す図、第６図は各羽口の羽口径を変えた
場合、ノズル先開孔率の変化が各羽口流量に及ぼす影響
を計算して示した図、第７図、第８図は実施例の一例で
底吹総ガスｉｔｏ、１８Ｎｒｒｒ／１−ｍｌｎ時に火点
内流量／火点外流量を１．１．４とした際の両者の実機
上底吹転炉での結果を比較した図である。 Ｈ１歩留 （ｏ７ｏ） 第１図 上ψシに冷うンズ 上ぐ酸座ジェット 火点 ズテグ ５″！Ａ４！４ ｃ大点力剥ロ ア火５色外用口 第２図 頃へりグズ波量（Ｎ４ｒネ９ 第３図 吹込ガズ＃、ｔ（Ｎｍ’＝浄１．本９ ψ１６ 硲 −斜 −２８ 羽口径Ｃ型υ ＃／６ φ２Ｄ ｐ−ψＪ 朋コ外ｒゆあつ 第６図 一＠利口の力゛ス咲達絵」【 第７図 吹止（Ｃ） （Ｚ） 第８図 炉内全兼入Ｍｎ量（ｘ／（７−’Ｚ）
Claims (3)
- （１）炉底に設けられた単管あるいは２重管の底吹羽口
から鋼浴中に０．１Ｎｍ＾３／ｔ・ｍｉｎ以上の撹拌用
ガスを吹込むとともに鋼浴面に水冷した上吹多孔ランス
により酸素ガスジェットを吹付け、この上底吹ガス流量
比率を０．０５〜０．２０にした上底吹転炉操業におい
て、吹錬末期のランス高さ条件下における火点投影面の
内側に配置した底吹羽口からのガス流量を外側に配置し
た羽口からの総ガス流量に対する比率を１．２〜２．０
にて操業することを特徴とする上底吹転炉の操業方法。 - （２）前記火点投影面の内側に配置した底吹羽口数と外
側に配置した底吹羽口数が同本数で且つ火点内羽口の直
径を火点外羽口の直径より大きくすることを特徴とする
請求項１記載の上底吹転炉の操業方法。 - （３）火点内本数と火点外本数を同数とし且つ羽口径を
火点外羽口より火点内羽口を大きくし、各羽口から鋼浴
中に吹込むガス流量を独立制御および独立設定値とする
こと、若しくは、異径オリフィス等を用いて制御するこ
とを特徴とする請求項１または２記載の上底吹転炉の操
業方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP33382588A JPH068450B2 (ja) | 1988-12-28 | 1988-12-28 | 上底吹転炉の操業方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP33382588A JPH068450B2 (ja) | 1988-12-28 | 1988-12-28 | 上底吹転炉の操業方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH02179810A true JPH02179810A (ja) | 1990-07-12 |
| JPH068450B2 JPH068450B2 (ja) | 1994-02-02 |
Family
ID=18270367
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP33382588A Expired - Lifetime JPH068450B2 (ja) | 1988-12-28 | 1988-12-28 | 上底吹転炉の操業方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH068450B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016223007A (ja) * | 2015-05-27 | 2016-12-28 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉の炉体 |
-
1988
- 1988-12-28 JP JP33382588A patent/JPH068450B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2016223007A (ja) * | 2015-05-27 | 2016-12-28 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉の炉体 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH068450B2 (ja) | 1994-02-02 |
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