JPH0517811A - 冶金反応炉の多重管羽口冷却方法 - Google Patents
冶金反応炉の多重管羽口冷却方法Info
- Publication number
- JPH0517811A JPH0517811A JP3153342A JP15334291A JPH0517811A JP H0517811 A JPH0517811 A JP H0517811A JP 3153342 A JP3153342 A JP 3153342A JP 15334291 A JP15334291 A JP 15334291A JP H0517811 A JPH0517811 A JP H0517811A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- gas
- tuyere
- cooling
- blown
- reference value
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/10—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions
- Y02P10/143—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions of methane [CH4]
Landscapes
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】炉底二重管羽口の冷却用ガスコストの低減を図
る。 【構成】冶金反応炉の溶融金属浴面下に設けた多重管羽
口の外管から炭化水素系ガスと水蒸気の混合ガスを吹き
込む。両ガスの反応モル比を基準値として、水蒸気の混
合体積比率を基準値の−50％以上、＋10％以下の範囲に
するのが望ましい。また、従来の炭化水素系ガス単味の
冷却方法と同等の冷却効果が得られるように炭化水素系
ガス、水蒸気の流量を選定し、両ガスの吸熱反応熱を利
用して羽口を冷却する。 【効果】高価な炭化水素系ガスの使用量を低減しても従
来法と同等の冷却効果が得られる。また底吹きガス流量
の安定制御と溶鋼中への水素吸収の抑制とが可能にな
る。
る。 【構成】冶金反応炉の溶融金属浴面下に設けた多重管羽
口の外管から炭化水素系ガスと水蒸気の混合ガスを吹き
込む。両ガスの反応モル比を基準値として、水蒸気の混
合体積比率を基準値の−50％以上、＋10％以下の範囲に
するのが望ましい。また、従来の炭化水素系ガス単味の
冷却方法と同等の冷却効果が得られるように炭化水素系
ガス、水蒸気の流量を選定し、両ガスの吸熱反応熱を利
用して羽口を冷却する。 【効果】高価な炭化水素系ガスの使用量を低減しても従
来法と同等の冷却効果が得られる。また底吹きガス流量
の安定制御と溶鋼中への水素吸収の抑制とが可能にな
る。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、スクラップを溶解す
るスクラップ溶解炉、鉱石を溶融還元する溶融還元炉、
上底吹転炉あるいは底吹転炉のような製鋼炉を主とする
冶金反応炉の炉底または炉壁の溶融金属表面下に設けら
れた羽口であって、溶解または精錬用のガス、あるいは
これらのガスと精錬剤等の粉体を吹き込むための二重
管、三重管等の多重管羽口の冷却方法に関する。
るスクラップ溶解炉、鉱石を溶融還元する溶融還元炉、
上底吹転炉あるいは底吹転炉のような製鋼炉を主とする
冶金反応炉の炉底または炉壁の溶融金属表面下に設けら
れた羽口であって、溶解または精錬用のガス、あるいは
これらのガスと精錬剤等の粉体を吹き込むための二重
管、三重管等の多重管羽口の冷却方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】製鋼用の炉について言えば、従来酸素上
吹き転炉が主流であったが、近年特にわが国においては
複合吹錬転炉、いわゆる上底吹転炉が普及している。こ
のように上底吹転炉が賞用されるようになったのは、上
吹転炉あるいは底吹転炉に対して、上底吹転炉が持つ優
れた精錬機能が注目されたことに加えて底吹羽口の寿命
を延長する技術の向上によるところが大きい。
吹き転炉が主流であったが、近年特にわが国においては
複合吹錬転炉、いわゆる上底吹転炉が普及している。こ
のように上底吹転炉が賞用されるようになったのは、上
吹転炉あるいは底吹転炉に対して、上底吹転炉が持つ優
れた精錬機能が注目されたことに加えて底吹羽口の寿命
を延長する技術の向上によるところが大きい。
【０００３】底吹羽口の寿命を延ばす方法として、吹込
羽口外管に冷却用ガス通路を有する二重管羽口、三重管
羽口のような多重管羽口を使用し、羽口先端部にマッシ
ュルームを形成させて羽口を保護する方法が広く用いら
れている。このマッシュルームに関しては、例えば、
「鉄と鋼」定期講演概要集、1981年,S 873、同1982年,S
889 等にその生成機構や性状が紹介されている。
羽口外管に冷却用ガス通路を有する二重管羽口、三重管
羽口のような多重管羽口を使用し、羽口先端部にマッシ
ュルームを形成させて羽口を保護する方法が広く用いら
れている。このマッシュルームに関しては、例えば、
「鉄と鋼」定期講演概要集、1981年,S 873、同1982年,S
889 等にその生成機構や性状が紹介されている。
【０００４】このような多重管羽口の冷却法としては、
ArあるいはN2のような不活性ガスを使用する方法、また
は CO2ガスのみを使用する方法がある。しかし、いずれ
の場合もマッシュルームの成長により底吹ガス流量の安
定制御が困難であること、並びにArガスは高価であるこ
と、N2ガスは溶鋼中に窒素元素として吸収されて鋼の品
質に悪影響を及ぼすこと、などの難点がある。
ArあるいはN2のような不活性ガスを使用する方法、また
は CO2ガスのみを使用する方法がある。しかし、いずれ
の場合もマッシュルームの成長により底吹ガス流量の安
定制御が困難であること、並びにArガスは高価であるこ
と、N2ガスは溶鋼中に窒素元素として吸収されて鋼の品
質に悪影響を及ぼすこと、などの難点がある。
【０００５】また、 CO2ガスの場合は転炉精錬末期の低
炭域において、 Fe ＋CO2 ＝ FeO＋ CO FeO ＋Ｃ* ＝ Fe ＋ CO ( Ｃ* はMgO-C れんがのグラ
ファイト) の反応が起こり羽口周辺のれんがが溶損する傾向にある
ことのため、上底吹転炉の優れた精錬機能を安定して充
分に発揮させるには不適当である (「鉄と鋼」定期講演
概要集、1984年,S 945参照) 。
炭域において、 Fe ＋CO2 ＝ FeO＋ CO FeO ＋Ｃ* ＝ Fe ＋ CO ( Ｃ* はMgO-C れんがのグラ
ファイト) の反応が起こり羽口周辺のれんがが溶損する傾向にある
ことのため、上底吹転炉の優れた精錬機能を安定して充
分に発揮させるには不適当である (「鉄と鋼」定期講演
概要集、1984年,S 945参照) 。
【０００６】一方、プロパンガスや灯油のような炭化水
素系ガスを羽口外管に比較的大量に吹き込んで、これら
のガスの熱分解による吸熱を利用する羽口の冷却法があ
る。
素系ガスを羽口外管に比較的大量に吹き込んで、これら
のガスの熱分解による吸熱を利用する羽口の冷却法があ
る。
【０００７】この方法は、Ar、N2および CO2ガスによる
冷却では認められないマッシュルームの形成を一定に保
持する自己冷却制御機能を持っているが、熱分解により
生成した水素原子の一部が溶鋼中に吸収されて鋼の品質
に悪影響を及ぼすことが知られている。加えて、この方
法では高価なプロパンガスあるいは灯油などを使用する
ので精錬コストの上昇が避けられない。
冷却では認められないマッシュルームの形成を一定に保
持する自己冷却制御機能を持っているが、熱分解により
生成した水素原子の一部が溶鋼中に吸収されて鋼の品質
に悪影響を及ぼすことが知られている。加えて、この方
法では高価なプロパンガスあるいは灯油などを使用する
ので精錬コストの上昇が避けられない。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】本発明の目的は、冶金
反応炉の多重管羽口の冷却に使用する高価な炭化水素ガ
スの使用量を低減して溶鋼中への水素吸収を抑制すると
ともに、羽口先端のマッシュルームの生成を一定に保持
して、底吹きガス流量を安定して制御できる羽口冷却方
法を提供することにある。
反応炉の多重管羽口の冷却に使用する高価な炭化水素ガ
スの使用量を低減して溶鋼中への水素吸収を抑制すると
ともに、羽口先端のマッシュルームの生成を一定に保持
して、底吹きガス流量を安定して制御できる羽口冷却方
法を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨は、「冶金
反応炉の溶融金属浴面下に設けられた多重管羽口の外管
から炭化水素系ガスと水蒸気の混合ガスを吹き込むこと
を特徴とする冶金反応炉の多重管羽口冷却方法」にあ
る。
反応炉の溶融金属浴面下に設けられた多重管羽口の外管
から炭化水素系ガスと水蒸気の混合ガスを吹き込むこと
を特徴とする冶金反応炉の多重管羽口冷却方法」にあ
る。
【００１０】本発明において冶金反応炉とは、高炉、転
炉、ＡＯＤ炉等の製銑、製鋼反応を行わせる各種の炉を
はじめ、溶解を主目的とする電気炉のような炉を意味す
る。
炉、ＡＯＤ炉等の製銑、製鋼反応を行わせる各種の炉を
はじめ、溶解を主目的とする電気炉のような炉を意味す
る。
【００１１】溶融金属の浴面下の羽口は一般に炉底部に
設けることが多いが、浴面より下であれば炉側壁等の位
置に設けてもよい。
設けることが多いが、浴面より下であれば炉側壁等の位
置に設けてもよい。
【００１２】多重管羽口とは、上記の冶金反応炉の溶融
金属浴面下に設けられ、ガスあるいはガスと粉体を吹き
込むのに使用されるもので、二重管羽口の場合は内管か
ら酸化性ガス、外管から冷却ガスを吹き込み、三重管羽
口の場合は中心管から不活性ガスとともに粉体を流し、
中間の管から酸化性ガス、最外管から冷却ガスを吹き込
むことが多い。酸化性ガスは酸素ガス単体あるいは酸素
ガスと不活性ガスの混合ガス（例えば空気）のいずれか
である。本発明方法では外管から炭化水素系ガスと水蒸
気の混合ガスが吹き込まれることになる。
金属浴面下に設けられ、ガスあるいはガスと粉体を吹き
込むのに使用されるもので、二重管羽口の場合は内管か
ら酸化性ガス、外管から冷却ガスを吹き込み、三重管羽
口の場合は中心管から不活性ガスとともに粉体を流し、
中間の管から酸化性ガス、最外管から冷却ガスを吹き込
むことが多い。酸化性ガスは酸素ガス単体あるいは酸素
ガスと不活性ガスの混合ガス（例えば空気）のいずれか
である。本発明方法では外管から炭化水素系ガスと水蒸
気の混合ガスが吹き込まれることになる。
【００１３】本発明方法の実施に際しては、炭化水素系
ガスと水蒸気との混合体積比率が１：２ｍである場合を
基準値とし、水蒸気の混合体積比率を基準値の−50％以
上で＋10％以下の範囲にするとともに、水蒸気の混合体
積比率が基準値以下の場合は下記 (1)式、基準値以上の
場合は (2)式に示す流量指数の混合ガスを吹き込んで羽
口を冷却するのが望ましい。
ガスと水蒸気との混合体積比率が１：２ｍである場合を
基準値とし、水蒸気の混合体積比率を基準値の−50％以
上で＋10％以下の範囲にするとともに、水蒸気の混合体
積比率が基準値以下の場合は下記 (1)式、基準値以上の
場合は (2)式に示す流量指数の混合ガスを吹き込んで羽
口を冷却するのが望ましい。
【００１４】
【数２】
【００１５】
【作用】本発明による炭化水素ガスと水蒸気との混合ガ
スによる冷却法では、混合ガスの吸熱反応熱を利用して
羽口を冷却する。炭化水素系ガスを例えばメタン（ＣＨ
４）ガスとすると、メタンガスと水蒸気（Ｈ２Ｏ） と
の吸熱反応は下記 (3)式で示される。
スによる冷却法では、混合ガスの吸熱反応熱を利用して
羽口を冷却する。炭化水素系ガスを例えばメタン（ＣＨ
４）ガスとすると、メタンガスと水蒸気（Ｈ２Ｏ） と
の吸熱反応は下記 (3)式で示される。
【００１６】
【数３】
【００１７】一方、従来の炭化水素系ガスだけを用いる
冷却法ではガスの熱分解による吸熱反応熱を利用して羽
口を冷却する。例えばメタンガスを用いた場合の熱分解
吸熱反応は下記 (4)式で示される。
冷却法ではガスの熱分解による吸熱反応熱を利用して羽
口を冷却する。例えばメタンガスを用いた場合の熱分解
吸熱反応は下記 (4)式で示される。
【００１８】
【数４】
【００１９】上記 (3)、(4) 式の吸熱反応熱を比較する
と、(3)式反応は (4)式反応に対してメタンガス１モル
当たりで199.11/92.75＝2.15倍の吸熱量を持っている。
従って本発明方法によれば、従来法と同一の冷却効果を
得るのに必要なメタンガス量は1/2.15＝0.47倍量に低減
させることができる。これにより表１に示すように羽口
冷却ガスコストは本発明方法では従来法の約1/2 に削減
できる。
と、(3)式反応は (4)式反応に対してメタンガス１モル
当たりで199.11/92.75＝2.15倍の吸熱量を持っている。
従って本発明方法によれば、従来法と同一の冷却効果を
得るのに必要なメタンガス量は1/2.15＝0.47倍量に低減
させることができる。これにより表１に示すように羽口
冷却ガスコストは本発明方法では従来法の約1/2 に削減
できる。
【００２０】
【表１】
【００２１】また (3)式の反応は (4)式の反応に対し
て、メタンガス１モル当たりで 4/2＝２倍のH2を発生す
ることになるが、上述したように2.15倍の吸熱量を持っ
ている。従って同一の冷却効果という観点でみれば、本
発明方法は従来法の2/2.15＝0.93倍のH2を発生するだけ
である。これにより本発明方法は溶鋼中への水素吸収を
抑制することができ、鋼品質に及ぼす水素の悪影響が軽
減される。
て、メタンガス１モル当たりで 4/2＝２倍のH2を発生す
ることになるが、上述したように2.15倍の吸熱量を持っ
ている。従って同一の冷却効果という観点でみれば、本
発明方法は従来法の2/2.15＝0.93倍のH2を発生するだけ
である。これにより本発明方法は溶鋼中への水素吸収を
抑制することができ、鋼品質に及ぼす水素の悪影響が軽
減される。
【００２２】
【数５】
【００２３】そしてこの温度は羽口内部あるいはマッシ
ュルーム内部で容易に起こりうる温度であるため、上記
(3)式および (4)式の反応はともにマッシュルームの形
成を一定に保持する自己冷却制御能を持っている。従っ
て、本発明方法は従来のAr、N2あるいは CO2ガスによる
冷却法より優れ、炭化水素系ガスによる冷却法と同等の
良好な底吹きガス流量の安定制御性を有している。
ュルーム内部で容易に起こりうる温度であるため、上記
(3)式および (4)式の反応はともにマッシュルームの形
成を一定に保持する自己冷却制御能を持っている。従っ
て、本発明方法は従来のAr、N2あるいは CO2ガスによる
冷却法より優れ、炭化水素系ガスによる冷却法と同等の
良好な底吹きガス流量の安定制御性を有している。
【００２４】つぎに炭化水素系ガス(CmHn)と水蒸気(H
2O) との混合体積比率の適正範囲について説明する。
2O) との混合体積比率の適正範囲について説明する。
【００２５】
【数６】
【００２６】ただし、ｍは炭化水素系ガスのＣの原子
数、ｎは炭化水素系ガスのＨの原子数である。
数、ｎは炭化水素系ガスのＨの原子数である。
【００２７】従って、本発明において好ましいCmHnとH2
O の混合体積比率は１：２ｍである。すなわちCmHnが１
／(1+2m)、 H2Oが2m／(1+2m)の混合体積比率で混合ガス
を吹き込むと、CmHnとH2O とが過不足なく前記 (3)式の
吸熱反応が進行する。そしてこのH2O の混合体積比率2m
／(1+2m)を基準値として、 H2Oがこの基準値より少ない
場合は、前記 (3)式の反応で消費されるCmHnより過剰に
CmHnが混合ガス中に存在することになる。この過剰のCm
Hnは下記(6)式の熱分解吸熱反応で従来の炭化水素によ
るのと同様の冷却が行われる。
O の混合体積比率は１：２ｍである。すなわちCmHnが１
／(1+2m)、 H2Oが2m／(1+2m)の混合体積比率で混合ガス
を吹き込むと、CmHnとH2O とが過不足なく前記 (3)式の
吸熱反応が進行する。そしてこのH2O の混合体積比率2m
／(1+2m)を基準値として、 H2Oがこの基準値より少ない
場合は、前記 (3)式の反応で消費されるCmHnより過剰に
CmHnが混合ガス中に存在することになる。この過剰のCm
Hnは下記(6)式の熱分解吸熱反応で従来の炭化水素によ
るのと同様の冷却が行われる。
【００２８】
【数７】
【００２９】一方、 H2Oがこの基準値より多い場合は、
上記(5)式の反応で消費される H2Oより過剰に H2Oが混
合ガス中に存在することになる。この過剰の H2Oは下記
(7)式の吸熱反応で羽口が冷却される。
上記(5)式の反応で消費される H2Oより過剰に H2Oが混
合ガス中に存在することになる。この過剰の H2Oは下記
(7)式の吸熱反応で羽口が冷却される。
【００３０】
【数８】
【００３１】上述の吸熱反応を用いて、CmHn単味吹き込
みの従来法と同一冷却効果を得るための H2Oの混合体積
比率とCmHnおよび H2O流量との関係を求めると、下記
(8)、(9) 式が得られる。なお、混合ガスの流量は従来
法のCmHn単味ガス冷却法 (上記(4) 式の吸熱反応) の適
正流量を１mol/Hrとする指数表示とした。また H2Oの混
合体積比率は上記(3) 式の反応の mol比から算出される
H2Oの混合比2m／(2m+1)を基準値とし、この基準値の増
減率で示す。
みの従来法と同一冷却効果を得るための H2Oの混合体積
比率とCmHnおよび H2O流量との関係を求めると、下記
(8)、(9) 式が得られる。なお、混合ガスの流量は従来
法のCmHn単味ガス冷却法 (上記(4) 式の吸熱反応) の適
正流量を１mol/Hrとする指数表示とした。また H2Oの混
合体積比率は上記(3) 式の反応の mol比から算出される
H2Oの混合比2m／(2m+1)を基準値とし、この基準値の増
減率で示す。
【００３２】(a) H2O の混合比が基準値より少ない場
合：
合：
【００３３】
【数９】
【００３４】(b) H2O の混合比が基準値より多い場合
【００３５】
【数１０】
【００３６】炭化水素系ガスとしてメタン(CH4,m=1) を
用いた場合、従来法と同一の冷却効果が得られる混合ガ
ス中の CH4流量指数および H2O流量指数と H2Oの混合体
積比率との関係を図１に示す。なお、 H2Oの混合体積比
率が基準値の−100％の場合は CH4のみによる冷却の従
来法に相当する。
用いた場合、従来法と同一の冷却効果が得られる混合ガ
ス中の CH4流量指数および H2O流量指数と H2Oの混合体
積比率との関係を図１に示す。なお、 H2Oの混合体積比
率が基準値の−100％の場合は CH4のみによる冷却の従
来法に相当する。
【００３７】図に示すように、 H2Oの混合体積比率が基
準値の−50％より少ない場合、 CH4の低減量は少なく、
大きな経済的メリットは得られない。一方、 H2Oの混合
体積比率が基準値の＋10％より過剰にしても CH4を一層
低減させる効果は殆どなく、コストメリットがなくな
る。しかも H2Oは酸化性のガスであるため、溶鋼と反応
して前記 (7)式の反応で FeOを生成し、羽口れんがの損
耗を助長することになり好ましくない。
準値の−50％より少ない場合、 CH4の低減量は少なく、
大きな経済的メリットは得られない。一方、 H2Oの混合
体積比率が基準値の＋10％より過剰にしても CH4を一層
低減させる効果は殆どなく、コストメリットがなくな
る。しかも H2Oは酸化性のガスであるため、溶鋼と反応
して前記 (7)式の反応で FeOを生成し、羽口れんがの損
耗を助長することになり好ましくない。
【００３８】従って、炭化水素系ガスと水蒸気の混合体
積比率が１：２ｍの場合を基準とし、水蒸気の混合体積
比率を基準値の−50％以上、＋10％以下の範囲にすると
ともに、水蒸気の混合体積比率が基準値以下の場合は前
記 (8)式に示す流量指数の混合ガスを、基準値以上の場
合は前記 (9)式に示す流量指数の混合ガスを吹き込んで
羽口を冷却するのが望ましい。
積比率が１：２ｍの場合を基準とし、水蒸気の混合体積
比率を基準値の−50％以上、＋10％以下の範囲にすると
ともに、水蒸気の混合体積比率が基準値以下の場合は前
記 (8)式に示す流量指数の混合ガスを、基準値以上の場
合は前記 (9)式に示す流量指数の混合ガスを吹き込んで
羽口を冷却するのが望ましい。
【００３９】以下実施例より本発明の効果を具体的に説
明する。
明する。
【００４０】
【実施例１】図２に概略断面を示す炉容積６m3の転炉に
類似した試験用小型筒型炉を使用してスクラップおよび
鉄鉱石を溶解した。この炉は、炉底に二重管一次羽口
３′を有する。
類似した試験用小型筒型炉を使用してスクラップおよび
鉄鉱石を溶解した。この炉は、炉底に二重管一次羽口
３′を有する。
【００４１】まず、筒型炉１内に一次羽口３を含むレベ
ルまでコークス充填層７を形成し、その上に二次羽口４
を含むレベルまで鉱石・スクラップ充填層８を形成し
た。一次羽口３からO2 800Nm3/Hr、炉底二重管一次羽口
３′の内管６からO2 400Nm3/Hr、外管６’からメタンガ
ス14〜25Nm3/Hrと水蒸気12〜39Nm3/Hrの羽口冷却用混合
ガスを吹き込んでコークスを燃焼させた。
ルまでコークス充填層７を形成し、その上に二次羽口４
を含むレベルまで鉱石・スクラップ充填層８を形成し
た。一次羽口３からO2 800Nm3/Hr、炉底二重管一次羽口
３′の内管６からO2 400Nm3/Hr、外管６’からメタンガ
ス14〜25Nm3/Hrと水蒸気12〜39Nm3/Hrの羽口冷却用混合
ガスを吹き込んでコークスを燃焼させた。
【００４２】羽口冷却用混合ガスの水蒸気の混合体積比
率は（Ａ）基準値の−50％、（Ｂ）基準値、（Ｃ）基準
値の＋10％とし、メタンガス流量、水蒸気流量は前記
(8)、(9) 式で算出し、表２に示すＢの２以外は従来法
と同一の冷却効果とした。Ｂの２は流量指数を1.07倍し
て冷却効果を従来法の1.07倍とした。
率は（Ａ）基準値の−50％、（Ｂ）基準値、（Ｃ）基準
値の＋10％とし、メタンガス流量、水蒸気流量は前記
(8)、(9) 式で算出し、表２に示すＢの２以外は従来法
と同一の冷却効果とした。Ｂの２は流量指数を1.07倍し
て冷却効果を従来法の1.07倍とした。
【００４３】燃焼生成COガスを二次羽口４からO2 800Nm
3/Hrを吹き込んで二次燃焼させ、その燃焼熱でスクラッ
プ、鉄鉱石を溶解し銑鉄９を製造した。スクラップが全
量溶解する２分前から内管６のO2吹き込みを停止し、N2
60Nm3/HrをキャリヤーガスとしてCaO 92重量％、CaF2８
重量％の脱硫剤1200kg/Hr を吹き込んで脱硫精錬を実施
した。
3/Hrを吹き込んで二次燃焼させ、その燃焼熱でスクラッ
プ、鉄鉱石を溶解し銑鉄９を製造した。スクラップが全
量溶解する２分前から内管６のO2吹き込みを停止し、N2
60Nm3/HrをキャリヤーガスとしてCaO 92重量％、CaF2８
重量％の脱硫剤1200kg/Hr を吹き込んで脱硫精錬を実施
した。
【００４４】この操業を50ヒート実施した後、炉底二重
管一次羽口３′の溶損長さを測定して羽口冷却効果を調
査した。
管一次羽口３′の溶損長さを測定して羽口冷却効果を調
査した。
【００４５】比較例１として、炉底二重管一次羽口３′
の外管６′からメタンガスだけを32Nm3/Hrを吹き込む従
来の羽口冷却を行った。それ以外は実施例１と同じ条件
で操業を実施した。
の外管６′からメタンガスだけを32Nm3/Hrを吹き込む従
来の羽口冷却を行った。それ以外は実施例１と同じ条件
で操業を実施した。
【００４６】炉底二重管羽口の溶損量とトータル冷却用
ガスコスト指数とを表２に示す。
ガスコスト指数とを表２に示す。
【００４７】
【表２】
【００４８】表２に示すように、実施例１の羽口平均溶
損量はいずれも 0.3mm／ヒートで、従来法の比較例１と
同等であった。一方、トータル冷却用ガスコスト指数は
実施例１が比較例１の80〜52％に低減された。
損量はいずれも 0.3mm／ヒートで、従来法の比較例１と
同等であった。一方、トータル冷却用ガスコスト指数は
実施例１が比較例１の80〜52％に低減された。
【００４９】
【実施例２】図３に概略断面を示す炉容積６m3の上底吹
転炉21を使用して溶鉄を溶鋼にする製鋼精錬を実施し
た。
転炉21を使用して溶鉄を溶鋼にする製鋼精錬を実施し
た。
【００５０】転炉21内に溶銑を受銑し、造滓材を装入し
た後、炉底に設けた２本の二重管羽口23の内管26から羽
口１本当たり40Nm3/HrのO2ガスを、外管26′からメタン
ガス２Nm3/Hrと水蒸気４Nm3/Hrとの羽口冷却用混合ガス
を溶銑中に吹き込み、上吹ランス27からO2ガス1800Nm3/
Hrを吹き込んで脱炭精錬し、溶鋼を製造した。28は溶
鋼、29はスラグである。この操業を50ヒート実施した
後、二重管羽口23の溶損長さを測定した。
た後、炉底に設けた２本の二重管羽口23の内管26から羽
口１本当たり40Nm3/HrのO2ガスを、外管26′からメタン
ガス２Nm3/Hrと水蒸気４Nm3/Hrとの羽口冷却用混合ガス
を溶銑中に吹き込み、上吹ランス27からO2ガス1800Nm3/
Hrを吹き込んで脱炭精錬し、溶鋼を製造した。28は溶
鋼、29はスラグである。この操業を50ヒート実施した
後、二重管羽口23の溶損長さを測定した。
【００５１】比較例２として、二重管羽口23の外管26′
から４Nm3/Hrのメタンガス単味を吹き込む従来の羽口冷
却を行った。それ以外の条件は実施例２と同じにして操
業を実施した。
から４Nm3/Hrのメタンガス単味を吹き込む従来の羽口冷
却を行った。それ以外の条件は実施例２と同じにして操
業を実施した。
【００５２】表３に実施例２と比較例２における炉底二
重管羽口の溶損量と吹き止め時の溶鋼中水素含有量（以
下〔Ｈ〕と記す）とを示す。
重管羽口の溶損量と吹き止め時の溶鋼中水素含有量（以
下〔Ｈ〕と記す）とを示す。
【００５３】
【表３】
【００５４】表３に示すとおり実施例２の羽口平均溶損
量は 0.2mm／ヒートで、従来法の比較例２と同等であっ
た。一方、トータル冷却用ガスコスト指数は比較例２の
１に対し、半減させることができた。また転炉吹き止め
時の平均吹止〔Ｈ〕を見ると、実施例２の〔Ｈ〕が比較
例２より低目に抑制されている。
量は 0.2mm／ヒートで、従来法の比較例２と同等であっ
た。一方、トータル冷却用ガスコスト指数は比較例２の
１に対し、半減させることができた。また転炉吹き止め
時の平均吹止〔Ｈ〕を見ると、実施例２の〔Ｈ〕が比較
例２より低目に抑制されている。
【００５５】
【発明の効果】本発明方法によれば溶融金属浴面下に設
けられた多重管羽口の外管側に炭化水素系ガスと水蒸気
の混合ガスと吹き込むことにより、従来の炭化水素系ガ
ス単味の羽口冷却法と同等の羽口溶損量と低い溶鋼中
〔Ｈ〕レベルを維持することができる。しかも底吹きガ
ス流量を安定して制御することができ、高価な炭化水素
系ガスの使用量を低減して羽口冷却用ガスコストを大幅
に削減できる。従って、低いコストで従来法と同等の良
好な羽口冷却効果を得ることができ、銑鉄や鋼の製造コ
ストを下げる効果が極めて大きい。
けられた多重管羽口の外管側に炭化水素系ガスと水蒸気
の混合ガスと吹き込むことにより、従来の炭化水素系ガ
ス単味の羽口冷却法と同等の羽口溶損量と低い溶鋼中
〔Ｈ〕レベルを維持することができる。しかも底吹きガ
ス流量を安定して制御することができ、高価な炭化水素
系ガスの使用量を低減して羽口冷却用ガスコストを大幅
に削減できる。従って、低いコストで従来法と同等の良
好な羽口冷却効果を得ることができ、銑鉄や鋼の製造コ
ストを下げる効果が極めて大きい。
【図１】従来法と同一の冷却効果が得られる混合ガス中
の CH4流量指数および H2O流量指数と H2Oの混合体積比
率との関係を示す図である。
の CH4流量指数および H2O流量指数と H2Oの混合体積比
率との関係を示す図である。
【図２】本発明方法の実施例で使用した筒型炉の概略断
面図である。
面図である。
【図３】本発明方法のもう一つの実施例で使用した上底
吹転炉の概略断面図である。
吹転炉の概略断面図である。
Claims (2)
- 【請求項１】冶金反応炉の溶融金属浴面下に設けられた
多重管羽口の外管から炭化水素系ガスと水蒸気の混合ガ
スを吹き込むことを特徴とする冶金反応炉の多重管羽口
冷却方法。 - 【請求項２】炭化水素系ガスと水蒸気との混合体積比率
が１：２ｍ（ｍは炭化水素の炭素数）である場合を基準
値とし、水蒸気の混合体積比率を基準値の−50％から＋
10％までの範囲にするとともに、水蒸気の混合体積比率
が基準値以下の場合は下記(1)式、基準値以上の場合は
(2)式にそれぞれ示す流量指数の混合ガスを吹き込むこ
とを特徴とする請求項１記載の冶金反応炉の多重管羽口
冷却方法。 【数１】
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3153342A JPH0517811A (ja) | 1991-06-25 | 1991-06-25 | 冶金反応炉の多重管羽口冷却方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3153342A JPH0517811A (ja) | 1991-06-25 | 1991-06-25 | 冶金反応炉の多重管羽口冷却方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0517811A true JPH0517811A (ja) | 1993-01-26 |
Family
ID=15560378
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3153342A Pending JPH0517811A (ja) | 1991-06-25 | 1991-06-25 | 冶金反応炉の多重管羽口冷却方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0517811A (ja) |
-
1991
- 1991-06-25 JP JP3153342A patent/JPH0517811A/ja active Pending
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US3706549A (en) | Method for refining pig-iron into steel | |
| US3323907A (en) | Production of chromium steels | |
| KR102886492B1 (ko) | 용철의 정련 방법 및 그것을 이용한 용강의 제조 방법 | |
| CA1177252A (en) | Steel conversion method | |
| JP2007254889A (ja) | 精錬用酸素ガス吹き込みランス及び溶銑の脱珪処理方法 | |
| JP2025136501A (ja) | 転炉精錬方法 | |
| GB2071831A (en) | Method for cooling tuyeres | |
| JPS58130216A (ja) | 高合金鋼、ステンレス鋼の溶製法 | |
| JPH0517811A (ja) | 冶金反応炉の多重管羽口冷却方法 | |
| JPH0471965B2 (ja) | ||
| JP2661478B2 (ja) | 筒型炉およびこれを用いる溶銑の製造方法 | |
| JPS6216243B2 (ja) | ||
| JPS6250544B2 (ja) | ||
| EP0099713B1 (en) | A method for protecting tuyères for refining a molten iron | |
| JP3286114B2 (ja) | 屑鉄から高炭素溶融鉄を製造する方法 | |
| JP7416043B2 (ja) | 溶鉄の精錬方法 | |
| KR100225249B1 (ko) | 슬로핑 발생 억제를 위한 잔류 슬래그량 조절방법 | |
| JPS61213310A (ja) | 鉄系合金溶湯の製造方法 | |
| JP2979788B2 (ja) | 溶銑の製造方法 | |
| WO2024190908A1 (ja) | 溶鋼の製造方法およびアーク炉 | |
| KR830000064B1 (ko) | 강철의 표면하 압축 공기 정련시 용융물의 온도 조절방법 | |
| JP2024141869A (ja) | 溶鋼の製造方法 | |
| JP2760155B2 (ja) | 溶銑の製造方法 | |
| JPS6335723A (ja) | 溶融還元製錬におけるフオ−ミング抑制方法 | |
| JPH02282410A (ja) | 鉱石の溶融還元方法 |