JPH09209021A - 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 - Google Patents
溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法Info
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- JPH09209021A JPH09209021A JP1903996A JP1903996A JPH09209021A JP H09209021 A JPH09209021 A JP H09209021A JP 1903996 A JP1903996 A JP 1903996A JP 1903996 A JP1903996 A JP 1903996A JP H09209021 A JPH09209021 A JP H09209021A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 本発明は、二次燃焼率の上昇や炉内耐火物へ
の悪影響を生じることなく、ダスト発生量を低減する溶
鉄精錬用ランスおよび方法を提供する。 【解決手段】 酸素ガスを供給しながら溶鉄を精錬する
際に用いる溶鉄精錬用ランスであって、該ランスの先端
部に設けたノズルの少なくとも一つのノズルの出口径
（ｄe （cm））とスロート径（ｄt （cm））との比ｄe
／ｄt をノズルの出口部雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／c
m2 ））およびノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））との関係式(1) から決定するに際し、関係式(1)
のＰOpを該ノズルの入り側絶対圧ＰO との比で下記(2)
あるいは(3) 式の範囲に限定したことを特徴とする溶鉄
精錬用ランス。 de /dt ＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) 、 Po /2.0≦ Pop≦ Po /1.2 …(2) 、 PO /0.8≦ Pop …(3)
の悪影響を生じることなく、ダスト発生量を低減する溶
鉄精錬用ランスおよび方法を提供する。 【解決手段】 酸素ガスを供給しながら溶鉄を精錬する
際に用いる溶鉄精錬用ランスであって、該ランスの先端
部に設けたノズルの少なくとも一つのノズルの出口径
（ｄe （cm））とスロート径（ｄt （cm））との比ｄe
／ｄt をノズルの出口部雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／c
m2 ））およびノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））との関係式(1) から決定するに際し、関係式(1)
のＰOpを該ノズルの入り側絶対圧ＰO との比で下記(2)
あるいは(3) 式の範囲に限定したことを特徴とする溶鉄
精錬用ランス。 de /dt ＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) 、 Po /2.0≦ Pop≦ Po /1.2 …(2) 、 PO /0.8≦ Pop …(3)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、ランスを用いた溶
鉄精錬におけるランスの構造および溶鉄精錬方法に関す
る。
鉄精錬におけるランスの構造および溶鉄精錬方法に関す
る。
【０００２】
【従来の技術】転炉等の精錬容器で溶鉄を精錬する際に
用いられるランスには、酸素ガス噴流による鋼浴の攪拌
を促進するために、ランス下端面に設けたノズルの入り
側圧を高効率で噴流の運動エネルギーに変換する複数孔
の中細ノズルが一般的に採用され、そのノズルの適正膨
張圧の範囲で精錬が行われている（鉄鋼便覧、第３版分
冊II、日本鉄鋼協会編、１９８２発行、ｐ．４６８）。
しかし、この場合には、噴流の運動エネルギーが高い
（ハードブロー）ためダストが発生することにより、鉄
の歩留まりが低下する弊害は回避できない。そこで、こ
うしたダストの発生を抑制するために、噴流の運動エネ
ルギーの低下（ソフトブロー化）を指向して、ランス先
端−溶鉄静止湯面間距離を大きくして噴流の運動エネル
ギーの減衰を図ったり、ノズルのスロート径を大径化し
てノズルの入り側圧を低下させたり、多孔のノズルを使
用して噴流の減衰を促進するという試みがなされてい
る。しかし、いずれの方法でも炉内空間ガスの巻き込み
量が増大し、二次燃焼率が上昇するため、脱炭酸素効率
の低下や二次燃焼の燃焼熱による炉内耐火物の溶損を生
じるという難点がある。すなわち、従来の方法では「ダ
ストの発生」と「二次燃焼率の上昇」とは表裏一体の関
係にあり、両方の問題を同時に回避することは不可能で
あった。
用いられるランスには、酸素ガス噴流による鋼浴の攪拌
を促進するために、ランス下端面に設けたノズルの入り
側圧を高効率で噴流の運動エネルギーに変換する複数孔
の中細ノズルが一般的に採用され、そのノズルの適正膨
張圧の範囲で精錬が行われている（鉄鋼便覧、第３版分
冊II、日本鉄鋼協会編、１９８２発行、ｐ．４６８）。
しかし、この場合には、噴流の運動エネルギーが高い
（ハードブロー）ためダストが発生することにより、鉄
の歩留まりが低下する弊害は回避できない。そこで、こ
うしたダストの発生を抑制するために、噴流の運動エネ
ルギーの低下（ソフトブロー化）を指向して、ランス先
端−溶鉄静止湯面間距離を大きくして噴流の運動エネル
ギーの減衰を図ったり、ノズルのスロート径を大径化し
てノズルの入り側圧を低下させたり、多孔のノズルを使
用して噴流の減衰を促進するという試みがなされてい
る。しかし、いずれの方法でも炉内空間ガスの巻き込み
量が増大し、二次燃焼率が上昇するため、脱炭酸素効率
の低下や二次燃焼の燃焼熱による炉内耐火物の溶損を生
じるという難点がある。すなわち、従来の方法では「ダ
ストの発生」と「二次燃焼率の上昇」とは表裏一体の関
係にあり、両方の問題を同時に回避することは不可能で
あった。
【０００３】なお、ここで言う「ランス下端部に設ける
ノズル」とは、その上端をガス供給管に連結され、縦断
面上にくびれを有してランス下端に開口した管路（中細
ノズル）であり、ノズル下端の開口部を孔と称する構造
体を指す。また、スロート径とはこの管路の最も狭い部
分の内径を指す。また、ダスト発生量を低減することを
目的として、ノズルの配置や傾斜角を適正化して酸素噴
流により形成されるキャビティ（溶鉄湯面上の凹み）の
重なり率を低減するランスなどが提案されている（例え
ば、特公昭６２−４６６１１号公報、特開平６−５７３
２０号公報）。これらでは噴流の総運動エネルギー一定
のもとで、噴流方向を分散させることにより、ダスト発
生の一因と考えられているキャビティの重なり範囲を低
減することを技術思想としている。しかし、これらの場
合でもノズルの傾斜角を広角化するため、炉壁と噴流の
距離が接近して炉内耐火物との損耗を招くおそれがあ
る。このため、キャビティの重なりに起因するダストは
低減できても、噴流の総運動エネルギーは変わらないの
で、運動エネルギーに起因するダスト発生量を低減する
ことはできない。結局、先述の表裏一体の２つの問題点
はいずれも解決できない。
ノズル」とは、その上端をガス供給管に連結され、縦断
面上にくびれを有してランス下端に開口した管路（中細
ノズル）であり、ノズル下端の開口部を孔と称する構造
体を指す。また、スロート径とはこの管路の最も狭い部
分の内径を指す。また、ダスト発生量を低減することを
目的として、ノズルの配置や傾斜角を適正化して酸素噴
流により形成されるキャビティ（溶鉄湯面上の凹み）の
重なり率を低減するランスなどが提案されている（例え
ば、特公昭６２−４６６１１号公報、特開平６−５７３
２０号公報）。これらでは噴流の総運動エネルギー一定
のもとで、噴流方向を分散させることにより、ダスト発
生の一因と考えられているキャビティの重なり範囲を低
減することを技術思想としている。しかし、これらの場
合でもノズルの傾斜角を広角化するため、炉壁と噴流の
距離が接近して炉内耐火物との損耗を招くおそれがあ
る。このため、キャビティの重なりに起因するダストは
低減できても、噴流の総運動エネルギーは変わらないの
で、運動エネルギーに起因するダスト発生量を低減する
ことはできない。結局、先述の表裏一体の２つの問題点
はいずれも解決できない。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、前記の解決
手段が相矛盾するような表裏一体の問題、すなわち、二
次燃焼率の上昇による脱炭酸素効率の低下や、炉内耐火
物の溶損の問題、およびダストの発生の問題の２つを同
時に解決し得る画期的な溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精
錬方法を提供する。
手段が相矛盾するような表裏一体の問題、すなわち、二
次燃焼率の上昇による脱炭酸素効率の低下や、炉内耐火
物の溶損の問題、およびダストの発生の問題の２つを同
時に解決し得る画期的な溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精
錬方法を提供する。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明者は、ダスト発生
量とガス噴流の溶鉄湯面への到達速度（噴流流速＝Ｕ）
が正相関の関係があることを詳細な実験により確認し
た。その時、精錬炉内雰囲気絶対圧（＝Ｐe ）一定のも
とで、ノズルから吐出するガス噴流量（酸素ガスの場
合、送酸速度（＝ＦO2）を意味する）は、ノズル入り側
絶対圧（＝ＰO ）およびノズルのスロート径（＝ｄt ）
が、同一の条件下では一義的に決定される。一方、噴流
流速ＵはＰO およびｄt が同一の条件下でも、出口径
（＝ｄe ）により変化する現象に着目し、ｄe を変更す
ることによりスロートから出口へかけての噴流の膨張の
状態、つまり噴流の運動エネルギーの損失量（噴流流速
Ｕの減衰度合い）を、変化させ得る工業的手段として、
本発明を発明するに至ったのである。
量とガス噴流の溶鉄湯面への到達速度（噴流流速＝Ｕ）
が正相関の関係があることを詳細な実験により確認し
た。その時、精錬炉内雰囲気絶対圧（＝Ｐe ）一定のも
とで、ノズルから吐出するガス噴流量（酸素ガスの場
合、送酸速度（＝ＦO2）を意味する）は、ノズル入り側
絶対圧（＝ＰO ）およびノズルのスロート径（＝ｄt ）
が、同一の条件下では一義的に決定される。一方、噴流
流速ＵはＰO およびｄt が同一の条件下でも、出口径
（＝ｄe ）により変化する現象に着目し、ｄe を変更す
ることによりスロートから出口へかけての噴流の膨張の
状態、つまり噴流の運動エネルギーの損失量（噴流流速
Ｕの減衰度合い）を、変化させ得る工業的手段として、
本発明を発明するに至ったのである。
【０００６】すなわち、ＦO2，ｄt およびランス先端−
溶鉄静止湯面間距離（＝ＬＧ）が同一の場合にでも、従
来は達成し得なかった噴流の総運動エネルギーの減衰度
合い（ソフトブロー化）を得る画期的な条件、つまり、
最適なｄe とｄt の比（＝ｄ e ／ｄt ）があることを知
見したのである。さらに、ｄe を変更して噴流流速Ｕを
減衰しても、その他の条件（ＰO 、ノズル数（＝ｎ），
ｄt 、ノズルの配置および位置関係、ノズルの傾斜角、
ＬＧ）が同一の場合は、精錬炉内の二次燃焼率に影響が
ないこと、換言すれば、二次燃焼率に影響を与えずに噴
流流速Ｕを変えられることを知見したのである。
溶鉄静止湯面間距離（＝ＬＧ）が同一の場合にでも、従
来は達成し得なかった噴流の総運動エネルギーの減衰度
合い（ソフトブロー化）を得る画期的な条件、つまり、
最適なｄe とｄt の比（＝ｄ e ／ｄt ）があることを知
見したのである。さらに、ｄe を変更して噴流流速Ｕを
減衰しても、その他の条件（ＰO 、ノズル数（＝ｎ），
ｄt 、ノズルの配置および位置関係、ノズルの傾斜角、
ＬＧ）が同一の場合は、精錬炉内の二次燃焼率に影響が
ないこと、換言すれば、二次燃焼率に影響を与えずに噴
流流速Ｕを変えられることを知見したのである。
【０００７】以上の２つの新たな知見をもとに、噴流流
速Ｕを減衰させてダスト発生量を低減しながら、二次燃
焼率の上昇を回避できる全く新しいランスの設計条件に
基づいた構造を有する溶鉄精錬用ランスおよびそれを用
いた溶鉄精錬方法を発明するに至った。すなわち、本発
明の要旨は、下記のとおりである。
速Ｕを減衰させてダスト発生量を低減しながら、二次燃
焼率の上昇を回避できる全く新しいランスの設計条件に
基づいた構造を有する溶鉄精錬用ランスおよびそれを用
いた溶鉄精錬方法を発明するに至った。すなわち、本発
明の要旨は、下記のとおりである。
【０００８】（１）ガスを供給しながら溶鉄を精錬する
ためのランスの下端ノズルの形状に関し、少なくとも１
つのノズルの出口径ｄe に対するスロート径ｄt とし
て、適正膨張絶対圧を与える総ガス供給速度（Nm3 ／
ｈ）の増加比が溶鉄湯面における最大ガス噴流流速（ｍ
／ｈ）の増加比より小さくなる関係となるように決定さ
れた特定ｄt 値であることを特徴とする溶鉄精錬用ラン
ス。
ためのランスの下端ノズルの形状に関し、少なくとも１
つのノズルの出口径ｄe に対するスロート径ｄt とし
て、適正膨張絶対圧を与える総ガス供給速度（Nm3 ／
ｈ）の増加比が溶鉄湯面における最大ガス噴流流速（ｍ
／ｈ）の増加比より小さくなる関係となるように決定さ
れた特定ｄt 値であることを特徴とする溶鉄精錬用ラン
ス。
【０００９】（２）酸素ガスを供給しながら溶鉄を精錬
する際に用いる溶鉄精錬用ランスであって、該ランスの
先端部に設けたノズルの少なくとも一つのノズルの出口
径（ｄe （cm））とスロート径（ｄe （cm））との比ｄ
e ／ｄt をノズルの出口部雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／cm
2 ））、およびノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））との関係式(1) から決定し、かつ関係式(1) のＰ
Opを該ノズルの入り側絶対圧ＰO との比で下記(2) ある
いは(3) 式の範囲に限定したことを特徴とする溶鉄精錬
用ランス。
する際に用いる溶鉄精錬用ランスであって、該ランスの
先端部に設けたノズルの少なくとも一つのノズルの出口
径（ｄe （cm））とスロート径（ｄe （cm））との比ｄ
e ／ｄt をノズルの出口部雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／cm
2 ））、およびノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））との関係式(1) から決定し、かつ関係式(1) のＰ
Opを該ノズルの入り側絶対圧ＰO との比で下記(2) ある
いは(3) 式の範囲に限定したことを特徴とする溶鉄精錬
用ランス。
【００１０】 de /dt ＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) Po /2.0≦ Pop≦ Po /1.2 …(2) PO /0.8≦ Pop …(3) （３）（１）または（２）記載の溶鉄精錬用ランスによ
って、総ガス供給速度を最大にした場合の特定ランス下
端〜溶鉄湯面間距離に対するダスト発生率を極力低減す
ることを特徴とする溶鉄精錬方法。
って、総ガス供給速度を最大にした場合の特定ランス下
端〜溶鉄湯面間距離に対するダスト発生率を極力低減す
ることを特徴とする溶鉄精錬方法。
【００１１】（４）ランスの先端部に設けたノズルの少
なくとも一つのノズルの出口径（ｄ e （cm））とスロー
ト径（ｄt （cm））との比ｄe ／ｄt をノズルの出口部
雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／cm2 ））およびノズルの適正
膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm2））との関係式(1) から決
定した溶鉄精錬用ランスを用いて、かつ該ノズルの入り
側絶対圧ＰO とＰOpとの比を下記(4) あるいは(5) 式の
範囲で用いることを特徴とする溶鉄精錬方法。
なくとも一つのノズルの出口径（ｄ e （cm））とスロー
ト径（ｄt （cm））との比ｄe ／ｄt をノズルの出口部
雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／cm2 ））およびノズルの適正
膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm2））との関係式(1) から決
定した溶鉄精錬用ランスを用いて、かつ該ノズルの入り
側絶対圧ＰO とＰOpとの比を下記(4) あるいは(5) 式の
範囲で用いることを特徴とする溶鉄精錬方法。
【００１２】 de /dt ＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) 1.2・ Pop≦ Po ≦2.0 ・ Pop …(4) Po ≦0.8 ・ Pop …(5) なおここでいう「溶鉄精錬用ランス」は、ステンレス鋼
を含む溶鋼の精錬に用いても良く、精錬設備としも転
炉、電気炉、真空脱ガス装置などいかなるものに用いて
も良い。
を含む溶鋼の精錬に用いても良く、精錬設備としも転
炉、電気炉、真空脱ガス装置などいかなるものに用いて
も良い。
【００１３】
【発明の実施の形態】本発明の実施の形態を図１に従っ
て説明する。図１は、ノズルの入り側絶対圧ＰO が４．
５ kgf／cm2 のときの「ノズルの出口径ｄe とスロート
径ｄt の比ｄe ／ｄt 」と「入り側絶対圧ＰO と適正膨
張絶対圧ＰOpの比ＰO ／ＰOp」の関係および「ノズルの
出口径ｄe とスロート径ｄtの比ｄe ／ｄt 」と「噴流
進行方向に垂直な断面における噴流中心軸上流速Ｕma x
と当該スロート径でノズルの入り側絶対圧ＰO で適正膨
張するように出口径を定めたノズルの噴流中心軸上流速
Ｕmaxpの比Ｕmax ／Ｕmaxp」の関係を示す図である。
て説明する。図１は、ノズルの入り側絶対圧ＰO が４．
５ kgf／cm2 のときの「ノズルの出口径ｄe とスロート
径ｄt の比ｄe ／ｄt 」と「入り側絶対圧ＰO と適正膨
張絶対圧ＰOpの比ＰO ／ＰOp」の関係および「ノズルの
出口径ｄe とスロート径ｄtの比ｄe ／ｄt 」と「噴流
進行方向に垂直な断面における噴流中心軸上流速Ｕma x
と当該スロート径でノズルの入り側絶対圧ＰO で適正膨
張するように出口径を定めたノズルの噴流中心軸上流速
Ｕmaxpの比Ｕmax ／Ｕmaxp」の関係を示す図である。
【００１４】まず、図１の縦軸（２種類）および横軸に
ついて説明する。（ａ）図の縦軸Ｐ O ／ＰOpは一般的な
物理量であり、ノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））とノズルの入り側絶対圧ＰO との比である。ＰO
およびＰOpはいずれも下記(6) および(6) ′式によって
表される数値であり、ノズルのスロート径ｄt （mm）が
決まれば、送酸速度ＦO2あるいはＦO2p （適正膨張絶対
圧の時の送酸速度）により一義的に決まる。縦軸をこれ
らの比ＰO ／ＰOpとしたのは操業時の送酸速度の絶対値
（精錬炉の操業規模）に依存せず、適正膨張条件との乖
離度合いを表現するためである。
ついて説明する。（ａ）図の縦軸Ｐ O ／ＰOpは一般的な
物理量であり、ノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））とノズルの入り側絶対圧ＰO との比である。ＰO
およびＰOpはいずれも下記(6) および(6) ′式によって
表される数値であり、ノズルのスロート径ｄt （mm）が
決まれば、送酸速度ＦO2あるいはＦO2p （適正膨張絶対
圧の時の送酸速度）により一義的に決まる。縦軸をこれ
らの比ＰO ／ＰOpとしたのは操業時の送酸速度の絶対値
（精錬炉の操業規模）に依存せず、適正膨張条件との乖
離度合いを表現するためである。
【００１５】 ＰO ＝ＦO2／（０．４５６×ｄt 2 ） …(6) ＰO ＝ＦO2p ／（０．４５６×ｄt 2 ） …(6) ′ 次に（ｂ）図の縦軸のＵmax ／Ｕmaxpとは、ノズル下端
から噴出するガス噴流の溶鉄浴面への衝突時の噴流流速
Ｕ（噴流進行方向に垂直な断面における噴流中心軸上流
速であり、Ｕは流速分布を持つ）に関して、そのうちの
最大値をＵmaxと定義し、同じスロート径でノズルの入
り側絶対圧ＰO で適正膨張するように出口径を定めたノ
ズルのＵmax をＵmaxpと定義する。この時、ＦO2の絶対
値によらない値としてそれらの比で図示している。ま
た、これらのＵmax やＵmaxpは本発明者がピトー管を用
いて行った噴流流速測定結果を基に算出した値を用いて
いる。
から噴出するガス噴流の溶鉄浴面への衝突時の噴流流速
Ｕ（噴流進行方向に垂直な断面における噴流中心軸上流
速であり、Ｕは流速分布を持つ）に関して、そのうちの
最大値をＵmaxと定義し、同じスロート径でノズルの入
り側絶対圧ＰO で適正膨張するように出口径を定めたノ
ズルのＵmax をＵmaxpと定義する。この時、ＦO2の絶対
値によらない値としてそれらの比で図示している。ま
た、これらのＵmax やＵmaxpは本発明者がピトー管を用
いて行った噴流流速測定結果を基に算出した値を用いて
いる。
【００１６】ここで、或る送酸速度ＦO2に対して、ノズ
ルのスロート径が一定ｄt の条件下で、すなわちノズル
の入り側絶対圧ＰO が一定の条件下で、(1) 式および
(2) 式、あるいは(1) 式および(3) 式のいずれかの条件
を満たすような出口径ｄe のノズルを使用すると、図１
に示すようにＵmax を大幅に低減できる。またこのこと
から、或るノズルの出口径ｄe とスロート径ｄt の比ｄ
e ／ｄtで設計された既存のランスに対して、(1) 式お
よび(4) 式、あるいは(1) 式および(5) 式のいずれかの
条件を満たすようなノズルの入り側絶対圧ＰO （実操業
では、(6) あるいは(6) ′式からＦO2に置き換えられ
る）で操業することによっても、同様にＵmax を大幅に
低減することができる。
ルのスロート径が一定ｄt の条件下で、すなわちノズル
の入り側絶対圧ＰO が一定の条件下で、(1) 式および
(2) 式、あるいは(1) 式および(3) 式のいずれかの条件
を満たすような出口径ｄe のノズルを使用すると、図１
に示すようにＵmax を大幅に低減できる。またこのこと
から、或るノズルの出口径ｄe とスロート径ｄt の比ｄ
e ／ｄtで設計された既存のランスに対して、(1) 式お
よび(4) 式、あるいは(1) 式および(5) 式のいずれかの
条件を満たすようなノズルの入り側絶対圧ＰO （実操業
では、(6) あるいは(6) ′式からＦO2に置き換えられ
る）で操業することによっても、同様にＵmax を大幅に
低減することができる。
【００１７】また、図１に示すように、請求項２に対応
する本発明のより望ましい範囲として、前記(1) 式およ
び下記(7) 式、あるいは前記(1) 式および下記(8) 式の
いずれかの条件を満たすランスを使用することにより、
Ｕmax をさらに抑制できて、ダスト発生量低減効果を高
めることができる。 ＰO ／１．８≦ＰOp≦ＰO ／１．３ …(7) ＰO ／０．７≦ＰOp …(8) 同様に、請求項４に対応する本発明のより望ましい範囲
として、前記(1) 式および下記(9) 式、あるいは前記
(1) 式および下記(10)式のいずれかの条件を満たすよう
なノズルの入り側絶対圧ＰO （実操業では、(6) あるい
は(6) ′式からＦ O2に置き換えられる）で操業すること
によりＵmax をさらに抑制できて、ダスト発生量低減効
果を高めることができる。
する本発明のより望ましい範囲として、前記(1) 式およ
び下記(7) 式、あるいは前記(1) 式および下記(8) 式の
いずれかの条件を満たすランスを使用することにより、
Ｕmax をさらに抑制できて、ダスト発生量低減効果を高
めることができる。 ＰO ／１．８≦ＰOp≦ＰO ／１．３ …(7) ＰO ／０．７≦ＰOp …(8) 同様に、請求項４に対応する本発明のより望ましい範囲
として、前記(1) 式および下記(9) 式、あるいは前記
(1) 式および下記(10)式のいずれかの条件を満たすよう
なノズルの入り側絶対圧ＰO （実操業では、(6) あるい
は(6) ′式からＦ O2に置き換えられる）で操業すること
によりＵmax をさらに抑制できて、ダスト発生量低減効
果を高めることができる。
【００１８】 １．３・ＰOp≦ＰO ≦１．８・ＰOp …(9) ＰO ≦０．７・ＰOp …(10) 本発明の請求の範囲をより具体的に示すために、該ｄe
／ｄt とノズル入り側の絶対圧Ｐo の関係の一例を示し
たものが図４である。本発明の範囲は、操業時の出口部
雰囲気絶対圧Ｐe 、および送酸速度ＦO2あるいはノズル
の入り側絶対圧Ｐo の値によりｄe ／ｄt およびＰOpの
取るべき絶対値はいろいろな値になるが、それぞれが互
いに請求項中の（１）〜（５）式の関係を満足すること
により、ランス下端〜溶鉄湯面間距離および送酸速度を
同一にしたままで、溶鉄湯面における最大噴流流速を従
来の値より小さくすることができるというものである。
図４では一例として、（１）式中のＰe を通常の転炉の
場合の大気圧１．０３３kgf ／cm2 とし、（２）式（Ｐ
o ／２．０≦ＰOp≦Ｐo ／１．２）を、Ｐo ／２．０＝
ＰOp （２）′ と、ＰOp＝Ｐo ／１．２ （２）″
の２つの式に分割し、それぞれを（１）式中に代入して
（１）式をｄe ／ｄt とＰo の２つの関係式としてそれ
ぞれの曲線を図示してある。（３）式についても同様で
ある。つまり、本発明のＰe ＝１．０３３kgf ／cm2 の
場合については、図４中の斜線で示されるＰo ／ＰOp＝
０．８の曲線よりｄe ／ｄt が大なる範囲およびＰo ／
ＰOp＝１．２〜２．０の領域であって、この領域に存在
する請求の範囲のｄe ／ｄt とＰo との関係は１つでは
ない。実際には、操業で使用するＰo の範囲は約３〜２
５kgf ／cm2 であって、これらに対応するｄe ／ｄt は
約１以上の範囲である。ｄe ／ｄt 決定の手順としては
Ｐo を決定してこの図４のような関係図を求めて、例え
ばＰo を（６）式から操業時のＦO2によって５．０kgf
／cm2 と決まれば、ｄe ／ｄt の最適領域は約１．０２
〜１．１１及び１．２１以上の２つの領域となり、Ｐo
を１５．０kgf ／cm2 と決めればｄe ／ｄt の最適領域
は約１．２７〜１．４７及び１．６５以上の２つの領域
となるわけである。これらの領域の中から他の条件、例
えばランス本体形状あるいはランス冷却方式などからｄ
e ／ｄt を更に絞り込むのである。また、この図４の横
軸Ｐo ＝４．５kgf ／cm2 について、Ｐo ／ＰOpとｄe
／ｄt との関係に置換したものが図１である。
／ｄt とノズル入り側の絶対圧Ｐo の関係の一例を示し
たものが図４である。本発明の範囲は、操業時の出口部
雰囲気絶対圧Ｐe 、および送酸速度ＦO2あるいはノズル
の入り側絶対圧Ｐo の値によりｄe ／ｄt およびＰOpの
取るべき絶対値はいろいろな値になるが、それぞれが互
いに請求項中の（１）〜（５）式の関係を満足すること
により、ランス下端〜溶鉄湯面間距離および送酸速度を
同一にしたままで、溶鉄湯面における最大噴流流速を従
来の値より小さくすることができるというものである。
図４では一例として、（１）式中のＰe を通常の転炉の
場合の大気圧１．０３３kgf ／cm2 とし、（２）式（Ｐ
o ／２．０≦ＰOp≦Ｐo ／１．２）を、Ｐo ／２．０＝
ＰOp （２）′ と、ＰOp＝Ｐo ／１．２ （２）″
の２つの式に分割し、それぞれを（１）式中に代入して
（１）式をｄe ／ｄt とＰo の２つの関係式としてそれ
ぞれの曲線を図示してある。（３）式についても同様で
ある。つまり、本発明のＰe ＝１．０３３kgf ／cm2 の
場合については、図４中の斜線で示されるＰo ／ＰOp＝
０．８の曲線よりｄe ／ｄt が大なる範囲およびＰo ／
ＰOp＝１．２〜２．０の領域であって、この領域に存在
する請求の範囲のｄe ／ｄt とＰo との関係は１つでは
ない。実際には、操業で使用するＰo の範囲は約３〜２
５kgf ／cm2 であって、これらに対応するｄe ／ｄt は
約１以上の範囲である。ｄe ／ｄt 決定の手順としては
Ｐo を決定してこの図４のような関係図を求めて、例え
ばＰo を（６）式から操業時のＦO2によって５．０kgf
／cm2 と決まれば、ｄe ／ｄt の最適領域は約１．０２
〜１．１１及び１．２１以上の２つの領域となり、Ｐo
を１５．０kgf ／cm2 と決めればｄe ／ｄt の最適領域
は約１．２７〜１．４７及び１．６５以上の２つの領域
となるわけである。これらの領域の中から他の条件、例
えばランス本体形状あるいはランス冷却方式などからｄ
e ／ｄt を更に絞り込むのである。また、この図４の横
軸Ｐo ＝４．５kgf ／cm2 について、Ｐo ／ＰOpとｄe
／ｄt との関係に置換したものが図１である。
【００１９】
【実施例】内径約１．２ｍの上底吹き転炉を用いて、６
ｔの溶鉄を装入し、Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅ，Ｆの６種類の
ランスについて、それぞれランス先端−溶鉄静止湯面間
距離を２段階に変更し、酸素ガス流量１２００Nm3 ／
ｈ、ノズル入り側絶対圧４．５ kgf／cm2 一定で計１２
水準の脱炭試験を行った。いずれの水準でも底吹きガス
として窒素３００Nm3 ／ｈを用いた。また、精錬開始直
後に塩基度が約３．５となるように石灰を１３０kg投入
した。各ランスの設計値を表１に、試験条件および試験
結果を表２に示す。また、本発明例のランスのうち、
Ｅ，Ｆはより望ましい範囲に該当する。
ｔの溶鉄を装入し、Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅ，Ｆの６種類の
ランスについて、それぞれランス先端−溶鉄静止湯面間
距離を２段階に変更し、酸素ガス流量１２００Nm3 ／
ｈ、ノズル入り側絶対圧４．５ kgf／cm2 一定で計１２
水準の脱炭試験を行った。いずれの水準でも底吹きガス
として窒素３００Nm3 ／ｈを用いた。また、精錬開始直
後に塩基度が約３．５となるように石灰を１３０kg投入
した。各ランスの設計値を表１に、試験条件および試験
結果を表２に示す。また、本発明例のランスのうち、
Ｅ，Ｆはより望ましい範囲に該当する。
【００２０】
【表１】
【００２１】
【表２】
【００２２】本実施例の結果について説明する。本実施
例は実炉ベースの６ｔ転炉によって、ランス条件（表
１）における実操業水準としてランス高さを２水準（６
００，１０００mm）、としたものである。すなわち、比
較例Ａと比べて本発明のＢ〜Ｆでは、ダスト発生量およ
び二次燃焼率がどのように改善されるかを定量的に表わ
したものである。
例は実炉ベースの６ｔ転炉によって、ランス条件（表
１）における実操業水準としてランス高さを２水準（６
００，１０００mm）、としたものである。すなわち、比
較例Ａと比べて本発明のＢ〜Ｆでは、ダスト発生量およ
び二次燃焼率がどのように改善されるかを定量的に表わ
したものである。
【００２３】従来方法においては、ダストを減らすと二
次燃焼率が上昇していたが、本発明Ｂ〜Ｆでは、比較例
Ａをベースに、同一ランス高さのもとではダストが減少
し、かつ二次燃焼率（ＰＣＲ）が比較例Ａより高くなら
ない。なお、耐火物損耗程度は前記ＰＣＲに比例するの
で、本実施例では、ダスト発生量と一次的関係を有する
前記二次燃焼率で整理した。
次燃焼率が上昇していたが、本発明Ｂ〜Ｆでは、比較例
Ａをベースに、同一ランス高さのもとではダストが減少
し、かつ二次燃焼率（ＰＣＲ）が比較例Ａより高くなら
ない。なお、耐火物損耗程度は前記ＰＣＲに比例するの
で、本実施例では、ダスト発生量と一次的関係を有する
前記二次燃焼率で整理した。
【００２４】
【発明の効果】本発明により、炉内耐火物への悪影響や
二次燃焼率の上昇を生じることなく、ダスト発生量を低
減することが可能となる。
二次燃焼率の上昇を生じることなく、ダスト発生量を低
減することが可能となる。
【図１】本発明に係るノズルの入り側絶対圧ＰO が４．
５ kgf／cm2 の時の（ａ）ノズルの出口径ｄe とスロー
ト径ｄt の比ｄe ／ｄt と入り側絶対圧ＰO と適正膨張
絶対圧ＰOpの比ＰO ／ＰOpの関係、（ｂ）ノズルの出口
径ｄe とスロート径ｄtの比ｄe ／ｄt と噴流進行方向
に垂直な断面における噴流中心軸上流速Ｕmax と当該ス
ロート径でノズルの入り側絶対圧ＰO で適正膨張するよ
うに出口径を定めたノズルの噴流中心軸上流速Ｕmaxpの
比Ｕmax ／Ｕmaxpの関係を示す図である。
５ kgf／cm2 の時の（ａ）ノズルの出口径ｄe とスロー
ト径ｄt の比ｄe ／ｄt と入り側絶対圧ＰO と適正膨張
絶対圧ＰOpの比ＰO ／ＰOpの関係、（ｂ）ノズルの出口
径ｄe とスロート径ｄtの比ｄe ／ｄt と噴流進行方向
に垂直な断面における噴流中心軸上流速Ｕmax と当該ス
ロート径でノズルの入り側絶対圧ＰO で適正膨張するよ
うに出口径を定めたノズルの噴流中心軸上流速Ｕmaxpの
比Ｕmax ／Ｕmaxpの関係を示す図である。
【図２】本発明の実施の態様を示す図で、（ａ）本発明
の実施の態様を示す概略図、（ｂ）ランス先端部の態様
を示す概略図である。
の実施の態様を示す概略図、（ｂ）ランス先端部の態様
を示す概略図である。
【図３】実施例の各水準の試験結果で、二次燃焼率とダ
スト発生量の関係を示す図である。
スト発生量の関係を示す図である。
【図４】本発明の請求の範囲２および４を前記ｄe ／ｄ
t と前記ＰO の関係によってより具体的に示す図であ
る。
t と前記ＰO の関係によってより具体的に示す図であ
る。
１…精錬容器 ２…ランス ３…溶鉄 ４…ランス先端−溶鉄静止湯面間距離 ５…ランスノズル ６…スロート径 ７…出口径 ８…酸素ガス流
Claims (4)
- 【請求項１】 ガスを供給しながら溶鉄を精錬するため
のランスの下端ノズルの形状に関し、少なくとも１つの
ノズルの出口径ｄe に対するスロート径ｄtとして、適
正膨張絶対圧を与える総ガス供給速度（Nm3 ／ｈ）の増
加比が溶鉄湯面における最大ガス噴流流速（ｍ／ｈ）の
増加比より小さくなる関係となるように決定された特定
ｄt 値であることを特徴とする溶鉄精錬用ランス。 - 【請求項２】 酸素ガスを供給しながら溶鉄を精錬する
際に用いる溶鉄精錬用ランスであって、該ランスの先端
部に設けたノズルの少なくとも一つのノズルの出口径
（ｄe （cm））とスロート径（ｄt （cm））との比ｄe
／ｄt を、ノズルの出口部雰囲気絶対圧（Ｐe (kgf／cm
2 ））、およびノズルの適正膨張絶対圧（ＰOp(kgf／cm
2 ））との関係式(1) から決定し、かつ関係式(1) のＰ
Opを該ノズルの入り側絶対圧ＰO との比で下記(2) ある
いは(3) 式の範囲に限定したことを特徴とする溶鉄精錬
用ランス。 de /dt ＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) Po /2.0≦ Pop≦ Po /1.2 …(2) PO /0.8≦ Pop …(3) - 【請求項３】 請求項１または２記載の溶鉄精錬用ラン
スによって、総ガス供給速度を最大にした場合の特定ラ
ンス下端〜溶鉄湯面間距離に対するダスト発生率を極力
低減することを特徴とする溶鉄精錬方法。 - 【請求項４】 ランスの先端部に設けたノズルの少なく
とも一つのノズルの出口径（ｄe （cm））とスロート径
（ｄt （cm））との比ｄe ／ｄt をノズルの出口部雰囲
気絶対圧（Ｐe (kgf／cm2 ））およびノズルの適正膨張
絶対圧（ＰOp(kgf／cm2 ））との関係式(1) から決定し
た溶鉄精錬用ランスを用いて、かつ該ノズルの入り側絶
対圧ＰO とＰOpとの比を下記(4) あるいは(5) 式の範囲
で用いることを特徴とする溶鉄精錬方法。 de /d t＝0.509 ・(Pe /POp) -5/14 ・｛１−(Pe /POp)2/7｝-1/4 …(1) 1.2・ Pop≦ Po ≦2.0 ・ Pop …(4) Po ≦0.8 ・ Pop …(5)
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP01903996A JP3547246B2 (ja) | 1996-02-05 | 1996-02-05 | 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP01903996A JP3547246B2 (ja) | 1996-02-05 | 1996-02-05 | 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09209021A true JPH09209021A (ja) | 1997-08-12 |
| JP3547246B2 JP3547246B2 (ja) | 2004-07-28 |
Family
ID=11988299
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP01903996A Expired - Lifetime JP3547246B2 (ja) | 1996-02-05 | 1996-02-05 | 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3547246B2 (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2002040721A1 (fr) * | 2000-11-16 | 2002-05-23 | Nkk Corporation | Procede de soufflage d'oxygene de convertisseur et lance de soufflage vers le haut pour soufflage d'oxygene de convertisseur |
| JP2009052090A (ja) * | 2007-08-27 | 2009-03-12 | Nippon Steel Corp | 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 |
| JP2014224309A (ja) * | 2013-04-17 | 2014-12-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉の精錬方法 |
| JP2020139219A (ja) * | 2019-03-01 | 2020-09-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 上吹きランスおよび溶鉄の精錬方法 |
-
1996
- 1996-02-05 JP JP01903996A patent/JP3547246B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2002040721A1 (fr) * | 2000-11-16 | 2002-05-23 | Nkk Corporation | Procede de soufflage d'oxygene de convertisseur et lance de soufflage vers le haut pour soufflage d'oxygene de convertisseur |
| US6793710B2 (en) | 2000-11-16 | 2004-09-21 | Nkk Corporation | Method for blowing oxygen in converter and top-blown lance for blowing oxygen |
| JP2009052090A (ja) * | 2007-08-27 | 2009-03-12 | Nippon Steel Corp | 溶鉄精錬用ランスおよび溶鉄精錬方法 |
| JP2014224309A (ja) * | 2013-04-17 | 2014-12-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 転炉の精錬方法 |
| JP2020139219A (ja) * | 2019-03-01 | 2020-09-03 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 上吹きランスおよび溶鉄の精錬方法 |
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP3547246B2 (ja) | 2004-07-28 |
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