JP4357343B2 - Molten steel stirring method - Google Patents
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Description
本発明は、取鍋内に存する溶鋼の温度を均一化するための溶鋼攪拌方法に関するものである。 The present invention relates to a molten steel stirring method for making the temperature of molten steel existing in a ladle uniform.
非特許文献１に記載されている如く、従来から連続鋳造装置のレードルターレット（スイングタワー）に載置されている取鍋において、その中の溶鋼の温度を均一化させるために、ガスを溶鋼内に吹き込み溶鋼の攪拌を行っていた（Gas bubbling on the swing tower）。
また、特許文献１には、取鍋を真空脱ガス装置に設置し、この真空脱ガス装置により取鍋内の溶鋼を環流させて、溶鋼温度を均一化すると共にその温度に高めることで、取鍋内の地金を再溶解せしめる技術が開示されている。
Further, in
しかしながら、前記各文献には、溶鋼の温度差を解消し均一にするために、溶鋼を攪拌する技術思想は開示されているが、攪拌ガス（気体）を取鍋に対して、どれくらいの強度で且つどれくらいの時間吹き込んだらよいか等の実施可能な技術の開示はなされていない。つまり、実際の連続鋳造装置の取鍋に適用できる技術とはなっていなかった。
そこで、本発明は、上記問題点に鑑み、実際の取鍋に適用可能で取鍋内の溶鋼の温度差を確実に解消可能とする溶鋼攪拌方法を提供することを目的とする。
However, in each of the above documents, the technical idea of stirring the molten steel is disclosed in order to eliminate the temperature difference of the molten steel and make it uniform. There is no disclosure of a practicable technique such as how much time should be blown. In other words, it has not been a technique that can be applied to a ladle of an actual continuous casting apparatus.
Then, in view of the said problem, this invention aims at providing the molten steel stirring method which can be applied to an actual ladle and can eliminate the temperature difference of the molten steel in a ladle reliably.
前記目的を達成するため、本発明においては以下の技術的手段を講じた。
連続鋳造装置のレードルターレット上に載置され、待ち状態にある取鍋においては、溶鋼はその表面や取鍋との接触面において放熱が進み、温度の下がった溶鋼は取鍋の下部に沈降し、高温の溶鋼は上部に移動するようになって溶鋼に上下温度差が生じる。このような溶鋼を取鍋の底部からタンディッシュへ排出すると、出鋼直後は温度の低い溶鋼が、その後は高温の溶鋼が排出されることになり、この温度不均一が製品の品質に影響を与えることになる。
In order to achieve the above object, the present invention takes the following technical means.
In a ladle that is placed on the ladle turret of the continuous casting machine and is in a waiting state, the molten steel dissipates heat on its surface and the contact surface with the ladle, and the molten steel that has fallen in temperature sinks to the bottom of the ladle. The high temperature molten steel moves to the upper part, and a temperature difference occurs between the molten steel. When such molten steel is discharged from the bottom of the ladle to the tundish, the molten steel at a low temperature is discharged immediately after the steel is discharged, and then the molten steel at a high temperature is discharged. Will give.
そこで、本願出願人は、本発明における課題解決のための技術的手段を、取鍋内の溶鋼を連続鋳造装置のタンディッシュへ装入する前に、前記溶鋼の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋内に気体を吹き込んで溶鋼を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼の攪拌強度を攪拌動力密度で規定すると共に、この攪拌動力密度で気体の吹き込み時間を規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間以上、取鍋の底部から気体吹き込みを行うようにした。
この技術的手段によれば、取鍋の底部から気体が吹き込まれるため、そのバブリングにより溶鋼が下から上に大きく攪拌され、溶鋼温度が均一となる。また、気体による攪拌の強度を攪拌動力密度というパラメータで規定し、攪拌時間も同パラメータから導かれる値としているため、取鍋の形状や気体吹き込み形態に左右されることなく温度差解消に必要十分な時間を求めることができ、かかる攪拌時間だけ溶鋼攪拌を行うことで、確実にその温度差を解消できるようになる。
Therefore, the applicant of the present invention, as a technical means for solving the problems in the present invention, before charging the molten steel in the ladle into the tundish of the continuous casting apparatus, the temperature difference of the molten steel is within a predetermined range. In the molten steel stirring method in which gas is blown into the ladle so as to stir the molten steel, the stirring strength of the molten steel is specified by the stirring power density, the gas blowing time is specified by the stirring power density, and the specified The gas was blown from the bottom of the ladle over the blowing time specified by the stirring strength.
According to this technical means, since the gas is blown from the bottom of the ladle, the molten steel is greatly stirred from the bottom to the top by the bubbling, and the molten steel temperature becomes uniform. In addition, the strength of stirring by gas is defined by a parameter called stirring power density, and the stirring time is a value derived from the same parameter, so it is necessary and sufficient to eliminate the temperature difference regardless of the shape of the ladle or the form of gas blowing. Therefore, the temperature difference can be surely eliminated by stirring the molten steel for the stirring time.
なお、前記溶鋼の温度差としては、上下方向の温度差が重要であると考え、かかる上下温度差を解消するように取鍋内に気体の吹き込みを行うようにしている。
さらに、取鍋に対する気体の吹き込み時間を、攪拌動力密度をパラメータとして有する式（１）を満たすように決定するようにしている。
In addition, it considers that the temperature difference of an up-down direction is important as a temperature difference of the said molten steel, and it is made to blow in in a ladle so that this up-and-down temperature difference may be eliminated.
Further, the gas blowing time for the ladle is determined so as to satisfy the formula (1) having the stirring power density as a parameter.
なお、攪拌動力密度Ｗは、式（２）で定義される。 The stirring power density W is defined by the formula (2).
一方、溶鋼の温度を均一化することのみを考えた場合、前記攪拌動力密度Ｗから算出される時間、もしくはそれ以上の時間で攪拌を行えばよいが、攪拌を行いすぎると、溶鋼と取鍋内壁との熱交換が盛んになり溶鋼から熱が急激に失われることになる。また、溶鋼の攪拌が激しくなった場合、溶鋼表面の流速が大きくなり、溶鋼表面に浮かんでいるスラグが溶鋼内部に巻き込まれ、製品の品質を落とす可能性がある。
そこで、スラグ巻き込み対策として、溶鋼表面流速をスラグ巻き込みが起こらない範囲、換言すれば、溶鋼表面流速によりスラグが引っ張られる力が溶鋼張力より小さくなる状況を保つことを考え、溶鋼に対する攪拌動力密度Ｗを決定するようにしている。
On the other hand, when only considering the temperature of the molten steel to be uniform, stirring may be performed for a time calculated from the stirring power density W or longer, but if the stirring is excessive, the molten steel and the ladle Heat exchange with the inner wall becomes active, and heat is rapidly lost from the molten steel. Moreover, when stirring of molten steel becomes intense, the flow velocity on the surface of the molten steel increases, and slag floating on the surface of the molten steel is caught inside the molten steel, which may reduce the quality of the product.
Therefore, as a countermeasure for slag entrainment, the range in which the slag entrainment does not occur in the molten steel surface flow rate, in other words, the situation in which the force at which the slag is pulled by the molten steel surface flow rate is smaller than the molten steel tension is considered. To decide.
すなわち、本発明における課題解決のための技術的手段を、溶鋼攪拌時に溶鋼がその表面に存在するスラグを内部に巻き込まないようにするべく、前記攪拌動力密度Ｗを、式（３）を満たすように決定することとした。 That is, as a technical means for solving the problems in the present invention, the stirring power density W is set so as to satisfy the formula (3) so that the molten steel does not entrain slag existing on the surface when stirring the molten steel. We decided to decide.
なお、臨界流速Ｖｃは式（４）で求められる。 Note that the critical flow velocity Vc is determined by equation (4).
この技術的手段によれば、溶鋼攪拌時であってもスラグの巻き込みが発生しないようになる。
なお、本発明の最も好ましい技術的手段は、取鍋内の溶鋼を連続鋳造装置のタンディッシュへ装入する前に、前記溶鋼の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋内に気体を吹き込んで溶鋼を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼の攪拌強度を攪拌動力密度で規定すると共に、この攪拌動力密度で気体の吹き込み時間を規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間以上、取鍋の底部から気体吹き込みを行うものであり、前記温度差は上下方向の温度差であって、前記気体の吹き込み時間を攪拌動力密度をパラメータとして有する式（１）を満たすように決定するものである。なお、攪拌動力密度は、式（２）で定義される。
According to this technical means, slag is prevented from being caught even when the molten steel is stirred.
The most preferable technical means of the present invention is that before the molten steel in the ladle is charged into the tundish of the continuous casting apparatus, gas is introduced into the ladle so that the temperature difference of the molten steel is within a predetermined range. In the molten steel stirring method for blowing and stirring the molten steel, the stirring strength of the molten steel is specified by the stirring power density, the gas blowing time is specified by the stirring power density, and the blowing time specified by the specified stirring strength As described above, gas is blown from the bottom of the ladle, and the temperature difference is a temperature difference in the vertical direction, and the gas blowing time is determined so as to satisfy Equation (1) having the stirring power density as a parameter. To do. The stirring power density is defined by the formula (2).
本発明によれば、取鍋内の溶鋼の温度差を確実に解消することができるようになる。 According to the present invention, the temperature difference of the molten steel in the ladle can be reliably eliminated.
以下、本発明にかかる溶鋼攪拌方法を、連続鋳造装置に用いられている取鍋内の溶鋼攪拌に適用した場合を例示して説明する。図１には、前記取鍋３が配置された連続鋳造装置１の概略を示している。
連続鋳造装置１は、その上流側から、溶鋼２が蓄えられた取鍋３と、当該取鍋３を保持するレードルターレット４と、溶鋼２を一時的に蓄え鋳型５へ注入するタンディッシュ６と、鋳型５と、鋳型５から出たスラブ７を支えつつ移送する複数のサポートロール８とを有している。
Hereinafter, the case where the molten steel stirring method concerning this invention is applied to the molten steel stirring in the ladle used for the continuous casting apparatus is illustrated and demonstrated. In FIG. 1, the outline of the
The
転炉により成分調整された溶鋼２は、まず、前記取鍋３に移し替えられ、２次精錬を経て連続鋳造装置１へ移送される。
移送された取鍋３は、タンディッシュ６の上側且つ近傍に配置されたレードルターレット４上に載置される。レードルターレット４はスイングタワーとも呼ばれ、側面視Ｔ字型であって水平部９と垂直部１０を有し、垂直部１０の軸芯回りに回動自在となっている。前記水平部９の両端側には取鍋３が載置可能となっており、一方側に載置された取鍋３は、図２の如く、タンディッシュ６上方に位置し、取鍋３の底部に設けられた注湯ノズル１１より溶鋼２がタンディッシュ６へ注湯されるようになる。
The
The transferred
前記溶鋼２の注湯が行われている間に、レードルターレット４の水平部９の他方側には、２次精錬（溶鋼処理）工程を経た溶鋼２が入っている取鍋３が運ばれてきて載置される。
注湯作業が行われている一方側の取鍋３が空になった際には、前記レードルターレット４は半回転し、溶鋼２が満たされている他方側の取鍋３が、タンディッシュ６上に配置されるようになる。空になった取鍋３は内壁を整備され（空鍋整理）、再度、転炉からの溶鋼２を受けるようになる。
While pouring the
When the
タンディッシュ６内の溶鋼２は、タンディッシュ６の底にある浸漬ノズル１２によって流量をコントロールされつつ鋳型５に注入される。鋳型５では溶鋼２が冷却（１次冷却）され、その表面部のみが凝固した状態のスラブ７となって、鋳型下部から引き抜かれるようになる。
垂直方向に引き抜かれたスラブ７は、スラブ７の側面を支えるサポートロール８により保持されつつ徐々に水平方向に湾曲され、水平になったスラブ７は下流側に備えられたガス切断機１３により所定長さのスラブ７鋳片に分割される。
The
The
サポートロール８間には、スラブ７の次冷却を行うべく冷却水（冷却材）を噴射するスプレーノズル１４が複数配設されている。
図３に示すように、取鍋３の内側は耐火物１５で覆われており、高温の溶鋼２に耐え得るようになっている。また、底部にはタンディッシュ６へ出鋼するための注湯ノズル１１が設けられると共に、後述する気体吹き込み（ガスバブリング）のためのガス吹き込みノズル１６が備えられている。このガス吹き込みノズル１６の入口、すなわち取鍋３の底面にはバルブ等で構成されるガス供給装置１７が設けられている。このガス供給装置１７のバルブにガス供給管２１やガスボンベが接続されて、攪拌用ガスが供給されるようになっている。
A plurality of
As shown in FIG. 3, the inside of the
この取鍋３中には、温度が約１５６５℃程度の溶鋼２が蓄えられており、その表面にはスラグ１８が浮遊している。
前記取鍋３内の溶鋼温度は、２次精錬終了時には、精錬作業に伴う強い攪拌により均一となっている。しかし、連続鋳造装置１へ運搬されるにあたり、時間の経過と共に、取鍋内側壁１９からの放熱により、取鍋３の内側壁１９近傍の溶鋼温度はいち早く降下し、溶鋼２内に熱対流が発生する。そのため、冷えた溶鋼２は取鍋３の底部に移動し、熱い溶鋼２は取鍋３の上部に上昇するようになる。つまり、２次精練の攪拌終了後に均一となった溶鋼温度は搬送中に上下方向でその差が拡大し、取鍋３内で溶鋼２の上部と底部とで温度勾配が生じる。
In the
The molten steel temperature in the
加えて、取鍋３の底部は、取鍋底壁２０と内側壁１９とにより放熱が進むため、溶鋼温度が他の部分よりいち早く低下する。
図４は、２次精錬終了時からの搬送時間Ｔmoveの経過に伴う溶鋼温度の推移をコンピュータ・シミュレーションした結果である。２次精錬直後は、溶鋼２の温度は上部、上下方向中央、底部（下部）においてすべて１５８０℃で同一であるものの、搬送時間Ｔmoveが２０分（１２００秒）経過した後には、取鍋３上部は１５７５℃、中部は１５７０℃、底部は１５６５℃となり、１０℃近くも温度差が生じていることとなる。連続鋳造においては、かかる温度差を５℃以内にすることが好ましいとされている。図５は、この状況下にある取鍋３内の溶鋼２を等温線で示したものである。
In addition, since the heat radiation of the bottom portion of the
FIG. 4 shows the result of computer simulation of the transition of the molten steel temperature with the passage of the transfer time T move from the end of the secondary refining. Immediately after the secondary refining, the temperature of the
このように、上下方向で温度差を有する溶鋼２をタンディッシュ６へ出鋼すると、まず、底部にある低い温度の溶鋼２が排出され、その後、取鍋３中央〜上部にあった高温の溶鋼２が出され、最終時には、溶鋼２量が少なくなって冷却が進んだ低温の溶鋼２が排出される。
出鋼温度が不規則に時間変化すると、連続鋳造装置１の鋳型５への鋳込み温度が安定せず、鋳造欠陥や操業トラブルの原因となる。また鍋底部の低い温度の溶鋼２は凝固して溶鋼排出を困難とする。
Thus, when the
If the steel output temperature changes irregularly over time, the casting temperature of the
上述のような不都合を回避するために、本実施形態では、図３の如く、取鍋３底部のガス吹き込みノズル１６から溶鋼２に対して不活性ガス等の気体を吹き込むようにし、溶鋼２を強制対流させて、その温度差を５℃以内に解消するようにしている。
不活性ガスをどれくらいの強度で、どれくらいの時間、吹き込むようにするかは非常に重要な事柄であって、本実施形態の場合は、取鍋３内の溶鋼２を連続鋳造装置１のタンディッシュ６へ装入する前に、前記溶鋼２の温度差が所定の範囲内となるよう取鍋３内に気体を吹き込んで溶鋼２を攪拌する溶鋼攪拌方法において、前記溶鋼２の攪拌強度を攪拌動力密度Ｗで規定すると共に、この攪拌動力密度Ｗで気体の吹き込み時間Ｔを規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間Ｔ以上、取鍋３の底部から気体吹き込みを行うようにしている。
In order to avoid the inconvenience as described above, in the present embodiment, as shown in FIG. 3, a gas such as an inert gas is blown into the
How strong and how long the inert gas is blown is a very important matter. In this embodiment, the
温度差を５℃以内とするための気体吹き込み時間Ｔに関しては、攪拌動力密度Ｗをパラメータとして有する式（１）を満たすように決定している。 The gas blowing time T for setting the temperature difference within 5 ° C. is determined so as to satisfy the formula (1) having the stirring power density W as a parameter.
式（１）は、本願出願人が様々な実験を重ねることで、導き出したものであって、溶鋼温度の差の目標値Δｔを５℃以内にするために必要とされる攪拌時間Ｔは、搬送時間Ｔmoveが長時間になるほど長くなり、攪拌動力密度Ｗすなわち攪拌強度が強く、温度差の目標値Δｔが大きいほど攪拌時間Ｔは短いものとなっている。
なお、前記攪拌動力密度Ｗは、例えば、「第４版 鉄鋼便覧（ＣＤ−ＲＯＭ）、（社）日本鉄鋼協会、平成１４年７月」に示されているように、式（２）で定義される。
The formula (1) is derived by the applicant of the present invention through various experiments, and the stirring time T required for setting the target value Δt of the difference in molten steel temperature within 5 ° C. is: The longer the transport time T move is, the longer the stirring time, the higher the stirring power density W, that is, the stirring strength, and the shorter the temperature difference target value Δt, the shorter the stirring time T.
The agitation power density W is defined by the formula (2) as shown in, for example, “4th Edition Steel Handbook (CD-ROM), Japan Iron and Steel Institute, July 2002”. Is done.
すなわち、攪拌動力密度Ｗは、吹き込み気体流量Ｑ等により決定されるものであって、かかる流量Ｑは、ガス供給装置１７やそれに連結するコンプレッサの性能に依存するものとなっている。
以上の条件式をいくつかの条件の下で計算した結果を条件のものを、図６に示している。
図６は、溶鋼に加える攪拌動力密度Ｗに対する、溶鋼温度差を５℃以内にするために必要な攪拌時間Ｔを示しているものであって、実線で示される曲線は、取鍋３の搬送時間Ｔmoveが６０分のものを示しており、一点鎖線は３０分。破線は９０分を示している。
That is, the stirring power density W is determined by the blown gas flow rate Q and the like, and the flow rate Q depends on the performance of the
FIG. 6 shows the results obtained by calculating the above conditional expressions under some conditions.
FIG. 6 shows the stirring time T required to make the molten steel temperature difference within 5 ° C. with respect to the stirring power density W applied to the molten steel. The curve shown by the solid line is the conveyance of the
例えば、攪拌動力密度Ｗを４（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）とした場合、搬送時間Ｔmoveが３０分であれば、攪拌時間Ｔは約８０秒以上であればよく、搬送時間Ｔmoveが６０分であれば、Ｔは約１０５秒以上、搬送時間Ｔmoveが９０分であれば、Ｔは約１２５秒以上である。前記攪拌時間Ｔ以上、溶鋼２にガスバブリングを行うことにより、溶鋼２内の温度差が５℃以内に収まるようになる。
ところが、図６には、攪拌動力密度Ｗが０〜１２（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）の範囲における攪拌時間Ｔが示されているが、この範囲内のいかなる攪拌動力密度Ｗの値を溶鋼２に対して与えたらよいかを規定するものとはなっていない。
For example, when the stirring power density W is 4 (Watt / ton), if the transport time T move is 30 minutes, the stirring time T may be about 80 seconds or more, and the transport time T move is 60 minutes. For example, if T is about 105 seconds or longer and the transport time T move is 90 minutes, T is about 125 seconds or longer. By performing gas bubbling on the
However, FIG. 6 shows the stirring time T when the stirring power density W is in the range of 0 to 12 (Watt / ton). The value of any stirring power density W within this range is set to the
そこで、本実施形態においては、溶鋼２攪拌時に溶鋼２がその表面に存在するスラグ１８を内部に巻き込まないようにするべく、前記攪拌動力密度Ｗを、式（３）を満たすように決定している。
Therefore, in the present embodiment, the stirring power density W is determined so as to satisfy the formula (3) so that the
前記Ｖｃは式（４）で求められる。 Said Vc is calculated | required by Formula (4).
すなわち、溶鋼２の攪拌が強すぎる場合には、溶鋼温度が均一になるものの、溶鋼表面に浮遊するスラグ１８の巻き込み、スラグ１８と溶鋼２の反応による再酸化や溶鋼成分変化などが発生し、溶鋼２の品質が悪化する。逆に、スラグ巻き込みなどの汚染を防ぐために、攪拌を弱くした場合には溶鋼温度の上下差が十分に解消されない。
そこで、スラグ巻き込み対策として、溶鋼２の表面流速をスラグ巻き込みが起こらない範囲、換言すれば、溶鋼表面流速によりスラグ１８が引っ張られる力が溶鋼張力より小さくなる状況を保つことを考えた。
That is, when stirring of the
Therefore, as a countermeasure for slag entrainment, the inventors considered that the surface flow velocity of the
詳しくは、本実施形態で使用した取鍋３（直径約４ｍ、高さ約３．８ｍ）において、その中の溶鋼２に加えられる攪拌動力密度Ｗ（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）と、表面流速Ｖ（ｍ／ｓ）との関係を導き出すようにした。その関係は式（５）で表され、図７の実線のようなグラフとなる。
Specifically, in the ladle 3 (diameter: about 4 m, height: about 3.8 m) used in this embodiment, the stirring power density W (Watt / ton) applied to the
一方、スラグ１８巻き込みが起こらない臨界流速Ｖｃは、「溶鋼表面流速によりスラグ１８が引っ張られる力＝溶鋼２の表面張力」と考えることにより、式（４）となって、図７においては、一点鎖線で表されるような直線となる。
かかる臨界流速Ｖｃが、式（３）の如く、溶鋼表面流速以下となるような攪拌動力密度Ｗを溶鋼２に与えると、スラグ巻き込みが確実に防止できる。図７では、Ａ線以下すなわちＷ≦５（Ｗａｔｔ／ｔｏｎ）である。
On the other hand, the critical flow velocity Vc at which the
When the stirring power density W is applied to the
以上述べた、「温度均一化を図るために必要な攪拌時間」と、「スラグを巻き込まない攪拌動力密度」との考え方を組み合わせたものが、図８に示されており、実際の取鍋３に適用できる攪拌動力密度Ｗ及び攪拌時間Ｔは、図８の斜線で示される範囲となっている。かかる範囲内の攪拌動力密度Ｗと攪拌時間Ｔとを用いて、レードルターレット４上で溶鋼２の攪拌を行なうと、スラグ１８の巻き込みを防ぎつつ、確実な溶鋼温度の均一化を行うことが可能となる。
図９は、搬送時間Ｔmoveが２０分の溶鋼２（図４の右端側）に対して、上記条件を満たすガスバブリングを行った状況を示したものであって、コンピュータ・シミュレーションによる結果である。攪拌時間Ｔが約１００秒を越えたあたりから溶鋼２の温度差が５℃以内となり、温度均一化が図れるようになることがわかる。
A combination of the above-described concepts of “stirring time necessary for achieving uniform temperature” and “stirring power density not involving slag” is shown in FIG. The stirring power density W and the stirring time T that can be applied to are in the range indicated by the oblique lines in FIG. When the
FIG. 9 shows a state in which gas bubbling satisfying the above conditions is performed on molten steel 2 (the right end side in FIG. 4) having a transfer time T move of 20 minutes, and is a result of computer simulation. . It can be seen that when the stirring time T exceeds about 100 seconds, the temperature difference of the
図１０は、図５に対して同バブリングを行った際のコンピュータ・シミュレーション結果であって、溶鋼２の温度が全体に亘って均一となっていることが明らかである。
なお、本発明は、上記実施の形態に限定されるものではない。
すなわち、本発明では、溶鋼表面上のスラグ１８を巻き込まないような攪拌動力密度Ｗを規定する技術的思想と、溶鋼２の上下方向温度差を所定範囲内に押さえるような攪拌時間Ｔを求める技術的思想とを開示し、最良の実施形態においては、その両者を用いた溶鋼攪拌方法を例示している。しかしながら、それぞれの技術は単独に用いることも可能である。
FIG. 10 is a computer simulation result when the bubbling is performed with respect to FIG. 5, and it is clear that the temperature of the
The present invention is not limited to the above embodiment.
That is, in the present invention, a technical idea for defining the stirring power density W so as not to entrain the
本発明にかかる溶鋼攪拌方法は、製鋼過程における連続鋳造装置１の取鍋３以外、例えば、２次精錬中の取鍋や混銑車にも採用可能である。
The molten steel stirring method according to the present invention can be applied to, for example, a ladle or a kneading vehicle during secondary refining other than the
１ 連続鋳造装置
２ 溶鋼
３ 取鍋
６ タンディッシュ
１８ スラグ
1
Claims (2)
前記溶鋼（２）の攪拌強度を攪拌動力密度（Ｗ）で規定すると共に、この攪拌動力密度（Ｗ）で気体の吹き込み時間（Ｔ）を規定し、前記規定された攪拌強度で規定された吹き込み時間（Ｔ）以上、取鍋（３）の底部から気体吹き込みを行うものであり、
前記温度差は上下方向の温度差であって、
前記気体の吹き込み時間（Ｔ）を攪拌動力密度（Ｗ）をパラメータとして有する式（１）を満たすように決定することを特徴とする溶鋼攪拌方法。
The stirring strength of the molten steel (2) is defined by the stirring power density (W), the gas blowing time (T) is defined by the stirring power density (W), and the blowing specified by the specified stirring strength is performed. For a time (T) or more, gas is blown from the bottom of the ladle (3) .
The temperature difference is a temperature difference in the vertical direction,
The molten steel stirring method, wherein the gas blowing time (T) is determined so as to satisfy Formula (1) having a stirring power density (W) as a parameter .
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