JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）p. 26-30

純酸素底吹き転炉（Q-BOP）における羽口配列適正化
Optimization of Tuyere Arrangement in Bottom Blowing Converter
小笠原太

OGASAWARA Futoshi

JFE スチール

スチール研究所

奥山悟郎

OKUYAMA GoroJFE スチール

経営企画部

菊地直樹

KIKUCHI Naoki

JFE スチール

スチール研究所

製鋼研究部

海外事業統括室主任研究員（副課長）
主任部員（部長）・博士（工学）

製鋼研究部長・博士（環境）要旨
純酸素底吹き転炉（Q-BOP）では，通常の上底吹き転炉に比べて底吹きガスの流量が大きいため，羽口配列の変更などにより浴流動挙動が大きく変化する。しかしながら，その具体的な影響については不明な点が多い。本研究では，実機の 1/15 スケールの水モデル実験により浴振動の振幅及び振動数を測定し，浴振動のモデル化を行った。
その結果，実機も同様のモードで浴振動していることを確認した。水モデル実験の結果をもとに実機 Q-BOP の羽口配列の変更を行ったところ，地金噴出が抑制され，出鋼歩留りが 0.2％増加した。

Abstract:
In bottom-blowing converter (Q-BOP), tuyere arrangement has a large effect on the bath flow due to huge stirring
energy of the bottom-blown gas. But the influence of changes in the tuyere arrangement on the bath flow is not wellunderstood. From this viewpoint, effect of the tuyere arrangement on the bath flow in Q-BOP was investigated in a
1/15 scale water model experiment. The amplitude and frequency of bath oscillation were measured. These oscillation
phenomena can be modeled by natural oscillation of the 1st order mode. The measured oscillation period in an actualQ-BOP showed good agreement with the result of model calculation. The tuyere arrangement in the actual converter
was changed based on the results of the water model experiment. As a result, metal yield improved by 0.2%.

1． はじめに状（浴面深さ H/浴直径 d）及び羽口配列（羽口列間隔/1 列の長さ）に応じて振動のモードが変化することを示している。

近年，中国をはじめとする海外鉄鋼メーカーの鋼材供給

しかしながら，浴振動の振幅や振動数についての羽口配列能力が高くなっており，高品質な製品の生産力を高く維持す影響や，底吹き流量影響については，不明な点が多い。そる必要がある。特に，製鋼プロセスにおいては，転炉におけこで，本研究においては，浴振動の振幅及び浴振動の振動る吹錬時間が生産力を律速し，転炉終点条件が鋼材の品質数について，水モデル実験にて調査した。また，水モデル実験結果に基づいて，実機 Q-BOP の羽口配列適正化を行っに与える影響が大きい。
純酸素底吹き転炉（Q-BOP）の特徴として，その強い攪た。

拌力により，弱攪拌型の転炉と比較して，鋼浴の均一混合特性が向上する。そのため，低炭素濃度領域まで脱炭しても，2． 実験方法溶鋼の過酸化が抑制されるという利点があり，スラグ中の T.
Fe 濃度が低位となるため，出湯歩留まりが高く，また P 分配比などの冶金特性にも優れる

1-7）

。

図 1 に水モデル実験装置の概要を示す。実機 1/15 スケー
ルの透明アクリル製容器を用いた。吹込みガスとして圧縮その一方で，強攪拌であるがゆえに，羽口配列や浴形状空気，メタル浴として水を用いた。相似条件として，修正といった操業条件の変化により浴内流動が大きく変化し，操Froude 数及び実操業における底吹きガス流量/浴体積比を業阻害を引き起こしやすいという側面がある。生産性向上考慮した。修正 Froude 数は（1）式で与えられる 。

9）のための操業改善として装入量の増大や，底吹き酸素流量
Fr＝の増加をするためには，浴内流動への影響を評価する必要がある。しかしながら，浴流動に及ぼす底吹き条件の影響
加藤ら

rl gL

……………………………………… （1）3

ここで，rg はガス密度（kg/m ），u は代表速度（m/s），rlについては不明な点が多い。
8）

rgu2

は 2 列の羽口列での水モデル実験を行い，浴形

32は液体の密度（kg/m ），g は重力加速度（m/s ），L は代表長さ（m）である。u に羽口直上における線流速を用い，L

2016 年 3 月 4 日

は浴深の値を用いると，修正 Froude 数近似では，底吹き流－ 26 －Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

純酸素底吹き転炉（Q-BOP）における羽口配列適正化

3． 結果と考察
3.1

水モデル実験結果

本実験条件では，容器内の水が L2 方向に振動する現象が観測された。また，一部の条件においては円筒形の容器壁に沿って，盛り上がり部が旋回する現象も観測された。
図 3 に静止時の浴面高さ 110 mm での各羽口配列における底吹きガス流量と浴振動の関係を示す。底吹きガス流量が増大するほど振幅は増加する傾向となり，また羽口列間隔が小さいものほど振幅が増加する結果が得られた。
図 1 水モデル実験装置概要図
Fig. 1

図 4 に底吹き流量と底吹き羽口直上部における盛り上がSchematic diagram of apparatus for water modelexperiment

り高さの関係を示す。炉壁での振幅と同様の傾向を示しており，羽口列間隔の小さい配列ほど容器中心部の盛り上がり高さが大きくなる結果となった。

量は 144 L-norm./min となる。

図 5 に容器壁面における盛り上がり高さと，容器中心にまた，実機操業条件での底吹きガス流量/浴体積の比と合おける盛り上がり高さの関係を示す。どの L2/L1 でも盛り上わせた場合，水モデル装置での底吹きガス量は 444 L-norm./

がり高さが大きくなると炉底での振幅も大きくなる傾向にあmin とな る。 そこ で， 本 実 験 で は， 底 吹 き 流 量 を 100～る。羽口列間隔が大きいほど，同一の底吹きガス流量でも1 000 L-norm./min まで変化させた。なお，水モデル実験で中心部での盛り上がり高さが低くなり，炉壁での振幅も低下

用いた羽口の内径は 2 mm とした。

する結果となっている。

本研究においては羽口配列変更による浴流動への影響をこれらの相違を検討するため，羽口直上部での流動の様調査するため，図 2 に示した羽口配列で水モデル実験を行った。羽口配列は 2 列の羽口列を基本として，羽口列長さ L1
一定の条件で羽口列間隔 L2 を変更した 3 種類の羽口配列（それぞれ L2/L1＝0.227，0.340，0.511）にて，浴振動の振幅及び振動数を測定した。
図 1 に示すように，底吹きガスの供給によって，炉中心部に盛り上がり部が観測され，炉壁付近では周期的な振幅が生じる。浴振動の振幅は，炉壁での容器底面からの盛り上がり高さを目視にて測定した。炉中心部での盛り上がり高さについては，測定用の治具を水モデル容器中心部に挿入して測定した。
また，浴振動の振動数は，炉壁での盛り上がりについて

図 3 底吹きガス流量と水モデル容器壁面での振幅

10 回 の 振 動 時 間 の 平 均 か ら 算 出し た。また，浴 面 高 さFig. 3 Relationship between bottom gas flow rate and oscillation
amplitude along vessel wall

110 mm，200 mm の 2 水準それぞれについて，振動数の測定を行った。

図 4 底吹きガス流量と水モデル容器中心での盛り上がり高さ

図 2 本実験で調査した羽口配列
Fig. 2

Fig. 4Tuyere arrangements used in this experiment－ 27 －

Relationship between bottom gas flow rate and swellingheight at vessel center
JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

純酸素底吹き転炉（Q-BOP）における羽口配列適正化

図 7 浴振動の周期

図 5 中心部での盛り上がり高さと炉壁での振幅の関係
Fig. 5

Fig. 7

Relationship between swelling height at vessel centerand oscillation amplitude along vessel

Relationship between bottom gas flow rate and periodof oscillation2（m/s ）
，d は容器径（m），H は浴深（m）である。n 次モードにおける係数 en は一次モードの場合 1.841，二次モードの場合 5.331 となる

10）。

（2）式で算出される固有振動数と今回の水モデル実験で得られた振動数の比較を実施した。図 8 に浴深と振動数の関係を示す。水モデル実験で観測された振動数は（2）式で計算される一次モードの計算値とほぼ一致した。

図 6 異なる羽口列配列での羽口列間の流動の模式図
Fig. 6

さらに，実機 Q-BOP においても同様の振動が発生していSchematic images of bath flow pattern with different
tuyere array distances

るかどうかを検証するため，トラニオン部にサーボ加速度計を設置し，吹錬中の装入-出鋼方向の振動測定を実施した。
実機にて測定された振動の振動数及び，実機の炉体形状か子を観測した。図 6 に示すように羽口列間隔が大きい場合

ら（2）式で計算される計算値と併せて図 8 に示す。

では，羽口列間の空間が大きくなるため，底吹きガス供給にその結果，実機での測定結果も計算値とほぼ一致し，今よって生じた上昇流の一部が，羽口列間で循環流を形成し回の水モデルと同様に，一次モードの振動が起こっているとている様子が目視観測された。このため，底吹きガスによっ考えられる。て供給されたエネルギーが散逸され，中心の盛り上がり部

実機 Q-BOP においては，炉回数の進行に伴い浴形状が変の位置エネルギーが減少し，炉壁での振幅も低下すると考化する。具体的には，炉底の損耗が進行し，かつ炉壁に地えられる。一方，羽口列間隔が小さい場合，上昇流のエネ金が付着するため，（2）式において d が減少し，H が増加

ルギーがほぼ全て中心の盛り上がり部の位置エネルギーとする。すなわち炉回数の進行によって，振動数が増加するなり，振動エネルギーへの変換量も大きくなると考えられ，と考えられる。
炉回数進行影響による振動の振幅及び振動数を推測する

これにより炉壁での振幅が増加すると考えられる。
図 7 に底吹きガス流量と浴振動の振動周期の関係を示す。
各測定条件においては，羽口列間隔および底吹きガス流量による振動周期の差異は殆ど見られなかった。ただし，浴深の大きいほうが振動周期が低い結果となった。この結果から，容器形状によって決まる固有振動数が存在すると考えられ，次節にて考察を行った。

3.2

浴振動のモデル化

円筒 容 器中の液 体の固 有 振 動 数は（2）式で計 算され
る10）。

fn =

12e n g2pdHtanh  2e n  ……………… （2）d －1

ここで，f は振動数（s ），n はモード数，g は重力加速度
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－ 28 －

図 8 浴深と浴振動周期の関係
Fig. 8Relationship between bath depth and period ofoscillation純酸素底吹き転炉（Q-BOP）における羽口配列適正化ため，以下の仮定を置き計算を行った。羽口損耗と同時に炉壁地金も成長するので，浴面の高さは炉代を通じて一定高さであるとする。そのため，羽口損耗によって浴深 H は 1チャージ毎に一定の長さ増加するものとする。溶鋼の体積は一定であるものとして，浴深 H が増加した分，炉内径 dの減少分を算出する。このようにして，炉回数毎の H/d を算出し，固有振動数を算出する。
さらに浴の振動を単振動と仮定すると，振幅と振動数は（3）～（6）式の関係を満たす。m は質量（kg），k は比例定
2数（N/m），x は変位（m），a は加速度（m/s ），A は振幅（m），－1

図 10 実機でのスプラッシュ発生挙動－1

w は角速度（s ），f は振動数（s ）である。
（6）式から，Fig. 10

浴振動の振幅は振動数の 2 乗に反比例する。

Change of the index of splash in actual plant以上の仮定をもとに，炉回数進行に伴う炉形状変化を考慮して，浴振動の振動数及び振幅の変化を計算した。その計算結果を図 9 に示す。振幅については，新炉時の振幅を 1としたときの割合として示す。炉回数の進行とともに振動数は増加し，振幅が減少していくと考えられる。
ma＝－kx ……………………………………… （3）w＝ k/m ……………………………………… （4）
図 11 炉形状による浴振動変化の模式図

2
a＝A・w2＝A・（2pf） ………………………… （5）Fig. 11

Schematic diagram of changes of bath oscillation withbath

2
A＝a/（2pf） …………………………………… （6）行に伴う炉内形状の変化により吹錬中の浴振動の振幅が小L2/L1＝0.227 の配列における実機での出鋼孔からの地金噴さくなると推定される。

出頻度と炉形状の関係を図 10 に示す。前述のとおり炉回数の進行により H/d は増加する。地金噴出頻度は吹錬中目視

4． 実機 Q-BOP での羽口列間隔変更実験にて出鋼孔からの地金噴出回数を記録し，各チャージにお水モデル実験で示したように，羽口列間隔が小さい場合いて噴出回数を指数化したものである。
炉代前半においては，頻繁に出鋼孔からの噴出が見られに浴振動の振幅が増加すると考えられる。また，羽口列間るが，炉代後半では出鋼孔からの地金噴出は低減する傾向

隔を拡大することによって，炉壁での振幅すなわち盛り上がにある。図 11 に炉形状影響による浴振動の振幅と振動数変り高さが低下し，出鋼孔からの地金噴出が抑制可能である化の模式図を示す。上述のメカニズムにより，炉回数の進と考えられる。但し，羽口列間隔が大きすぎる場合，出湯等のために倒炉したときに羽口列の一部が溶鋼に浸漬する懸念がある。振幅増大の抑止と羽口列の浸漬抑止を両立するためには，適正な羽口列間隔を選択する必要がある。
そこで，水モデル実験の結果と，倒炉時の浴面と羽口位置を考慮して，実機で L2/L1＝0.227 から 0.340 に変更した試験を実施した。
図 12 に吹止炭素濃度とスラグ中 T. Fe 濃度の関係を示す。
羽口配列の変更によって特に大きな差異は認められない。ま
た，文献

11）

で報告されている値と比較しても，ほぼ同等な結果となっており，冶金特性への影響はなかった。
L2/L1＝0.227 の羽口配列においては，出鋼口からの地金噴
図 9 振動数と浴振動振幅の変化
Fig. 9Change of natural frequency and amplitude of bath

出が時折観測されていたが，L2/L1＝0.340 に変更した結果，出鋼孔からの地金噴出は炉代を通じて殆ど観測されなく－ 29 －JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）

純酸素底吹き転炉（Q-BOP）における羽口配列適正化（3）実操業での炉底損耗による浴深の増加や，地金付着による炉内径の減少を考慮し，炉回数進行に伴い，上記に従い求められる浴振動数が増加し振幅が低下すると予想された。これは炉回数進行に伴い出鋼孔からの溶鋼噴出が低減する結果と一致した。
（4）実機 Q-BOP において羽口列間隔変更実験を行った。羽
口列間隔を L2/L1＝0.227 から 0.340 に変更させた結果，出鋼歩留りが高くなった。
参考文献
1）Nagai, J.; Yamamoto, T.; Yamada, H.; Take, H. Kawasaki Steel TechnicalReport. 1982, No. 6, p. 12.
2）Kawana, M.; Okazaki, Y.; Nagai, J.; Sudo, F.; Bada, H.; Nakanishi, K.

図 12 実機転炉出鋼［C］とスラグ中（T. Fe）の関係
Fig. 12 Relationship between (T. Fe) component of slag and [C]Tetsu-to-Hagané. 1978, vol. 64, p. S166.
3）Nakanishi, K.; Kato, Y.; Suzuki, K.; Katsuki, J. Tetsu-to-Hagané. 1978, vol.
64, p. S169.
4）Nakanishi, K.; Kato, Y.; Nozaki, T.; Emi, T. Tetsu-to-Hagané. 1980, vol. 66,

なった。また，倒炉時に羽口列が溶鋼に浸かることもなく，

p. 1307.
5）K, Brotzmann.; W, T, Lankford Jr.; A, H, Brisse. Ironmaking Steelmaking.
1976, vol. 3, p. 259.

安定操業可能であった。その結果，従来の配列と比較して，出鋼歩留りが 0.2％増加した。

6）Saigusa, M.; Nagai, J.; Sudo, F.; Bada, H.; Yamada, S. Ironmaking
Steelmaking. 1980, vol. 7, p. 227.

5． おわりに7）Ota,T.; Saigusa, M.; Sudo, F.; Nozaki, T. Tetsu-to-Hagané. 1981, vol. 67, p.
1829.
8）Kato, Y.; Nakanishi, K.; Nozaki, T.; Suzuki, K.; Emi, T. Tetsu-to-Hagané.
1982, vol. 68, p. 1604.

Q-BOP の 1/15 スケールの水モデル実験にて，2 列の羽口列を基本として，羽口列間隔を変化させた 3 種類の羽口配列について底吹きガス供給による容器内の浴振動の振幅・振動数を調査し，さらに実機 Q-BOP において羽口配列を変9）江守一郎．模型実験の理論と応用．技報堂出版，1985, p. 85.
10）巽友正．流体力学．培風館，1985, p. 92.
11）野崎努．底吹き転炉法．日本鉄鋼協会．2000, p. 78.

更した試験を実施し，下記の知見を得た。
（1）中心すなわち羽口直上部の盛り上がり高さが高いほど，底吹きガス流量が多いほど，羽口列間隔が小さい配列
ほど炉壁での振幅は大きくなった。
（2）モデル実験において浴振動の振動数は円筒容器における 1 次モードの固有振動数とほぼ一致する結果が得られた。実機 Q-BOP においても同様の振動数が認められ小笠原た。

JFE 技報 No. 38（2016 年 8 月）
Copyright © 2016 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載－ 30 －太奥山悟郎

菊地直樹