JPH062924B2 - 竪型フエロマンガン製錬炉の操業方法 - Google Patents
竪型フエロマンガン製錬炉の操業方法Info
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- JPH062924B2 JPH062924B2 JP61156094A JP15609486A JPH062924B2 JP H062924 B2 JPH062924 B2 JP H062924B2 JP 61156094 A JP61156094 A JP 61156094A JP 15609486 A JP15609486 A JP 15609486A JP H062924 B2 JPH062924 B2 JP H062924B2
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Landscapes
- Manufacture Of Iron (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、竪型フェロマンガン製錬炉の操炉方法に関
し、炉の操業状態を適切に把握するとともに、操業目標
変更にともなう最適操業条件を精度良く予測し、これに
基づき安定した効率のよい操炉を行うものである。
し、炉の操業状態を適切に把握するとともに、操業目標
変更にともなう最適操業条件を精度良く予測し、これに
基づき安定した効率のよい操炉を行うものである。
竪型製錬炉によるフェロマンガンの製造は、高炉での銑
鉄製造と同様に、熱源および還元剤としてのコーク、ス
ラグ成分調整剤としての石炭石、ドロマイトをマンガン
鉱石とともに炉の上部から装入し、一方、羽口から予熱
された空気を蒸気、富化酸素などとともに吹き込み、炉
下部の出銑口から溶融したフェロマンガン銑とスラグを
取り出す方法である。ちなみにフェロマンガン銑の組成
はＣ約７重量％、Ｍｎ７４〜７５重量％、Ｆｅ１７〜１
８重量％で不純物として、Ｓｉ、Ｓ、Ｐを含む。
鉄製造と同様に、熱源および還元剤としてのコーク、ス
ラグ成分調整剤としての石炭石、ドロマイトをマンガン
鉱石とともに炉の上部から装入し、一方、羽口から予熱
された空気を蒸気、富化酸素などとともに吹き込み、炉
下部の出銑口から溶融したフェロマンガン銑とスラグを
取り出す方法である。ちなみにフェロマンガン銑の組成
はＣ約７重量％、Ｍｎ７４〜７５重量％、Ｆｅ１７〜１
８重量％で不純物として、Ｓｉ、Ｓ、Ｐを含む。
従来、高炉では操業解析や操業設計に頻繁に用いられて
いるRist線図（A.Rist,N.Meysson:Rev.Me't.,61(1942)
2,p.1211）があり、炉の操業状態を適切に把握する手段
があったが、竪型フェロマンガン製錬炉には、このよう
な手段がなかった。
いるRist線図（A.Rist,N.Meysson:Rev.Me't.,61(1942)
2,p.1211）があり、炉の操業状態を適切に把握する手段
があったが、竪型フェロマンガン製錬炉には、このよう
な手段がなかった。
このため竪型フェロマンガン製錬炉の操業成績は操業者
の経験や熟練度に大きく依存し、安定した炉況を長期に
亘って維持することが困難であった。特に生産量やコー
クス比（フェロマンガン１トンを製造するのに必要なコ
ークス量（ｋｇ／ｔ））を変更する場合には、最適操業
条件を予測できないため操業者の経験に基づき試行錯誤
を繰り返しながら適正操業条件を見出す結果、この間に
は炉況は著しく不安定となり、溶銑温度や成分が大きく
変動し、規格外品が発生するばかりでなく、極端な場合
には、炉熱不足に陥り冷え込みに至るなどの重大な問題
があった。
の経験や熟練度に大きく依存し、安定した炉況を長期に
亘って維持することが困難であった。特に生産量やコー
クス比（フェロマンガン１トンを製造するのに必要なコ
ークス量（ｋｇ／ｔ））を変更する場合には、最適操業
条件を予測できないため操業者の経験に基づき試行錯誤
を繰り返しながら適正操業条件を見出す結果、この間に
は炉況は著しく不安定となり、溶銑温度や成分が大きく
変動し、規格外品が発生するばかりでなく、極端な場合
には、炉熱不足に陥り冷え込みに至るなどの重大な問題
があった。
本発明は、操業者の経験、熟練度への依存性を極力排除
し、操業の安定化を図るとともに、溶銑成分、特にＳ
ｉ、Ｓの変動を減少させ、かつ出銑量、コークス比など
の操業目標変更に伴う炉況の不安定化を防止する方法を
提供するものである。
し、操業の安定化を図るとともに、溶銑成分、特にＳ
ｉ、Ｓの変動を減少させ、かつ出銑量、コークス比など
の操業目標変更に伴う炉況の不安定化を防止する方法を
提供するものである。
本発明はマンガン鉱石、マンガン焼結鉱、スラグ調整
剤、コークスおよび成品のＭｎとＦｅとの比を調整する
ための鉄鉱石類を装入物とする竪型フェロマンガン製錬
炉のコークス比等の操業目標を変更する場合に、この変
更を迅速かつ安定に達成するための操業条件（例えば送
風温度、送風湿分、酸素富化率など）を求めて、安定的
な操炉を可能とする方法であって、次の手段を問題解決
の技術手段とする。
剤、コークスおよび成品のＭｎとＦｅとの比を調整する
ための鉄鉱石類を装入物とする竪型フェロマンガン製錬
炉のコークス比等の操業目標を変更する場合に、この変
更を迅速かつ安定に達成するための操業条件（例えば送
風温度、送風湿分、酸素富化率など）を求めて、安定的
な操炉を可能とする方法であって、次の手段を問題解決
の技術手段とする。
竪型フェロマンガン製錬炉を直接還元が活発に起こ
る炉下部高温領域と中低温領域に２分割する。例えば温
度が１０００℃以上の領域と１０００℃未満の領域に分
ける。
る炉下部高温領域と中低温領域に２分割する。例えば温
度が１０００℃以上の領域と１０００℃未満の領域に分
ける。
炉下部領域に降下する鉱石中のＭｎとＦｅの酸化度
の比を１付近の一定値、例えば1.0に設定し、かつＯ／
（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比を１〜1.2の範囲の値に設定し
て炉下部の熱バランスと物質バランスを求める。
の比を１付近の一定値、例えば1.0に設定し、かつＯ／
（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比を１〜1.2の範囲の値に設定し
て炉下部の熱バランスと物質バランスを求める。
このバランスからコークス比と送風条件との関係を
求める。ここで送風条件とは、送風温度（℃）、送風中
湿分（ｇ／Ｎｍ３）、酸素富化率（％）を云う。
求める。ここで送風条件とは、送風温度（℃）、送風中
湿分（ｇ／Ｎｍ３）、酸素富化率（％）を云う。
この関係に合致するコークス比と送風条件により操
炉する。
炉する。
上記方法において、好ましい実施態様としてＯ、Ｃバラ
ンスから求められる炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆ
ｅ＋Ｍｎ）のモル比をその時点のＭｎとＦｅの酸化度の
設定値として上記炉下部の熱バランスと物質バランスと
を満足するコークス比と送風条件との所要関係を求め、
この関係に基づいて操炉する。
ンスから求められる炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆ
ｅ＋Ｍｎ）のモル比をその時点のＭｎとＦｅの酸化度の
設定値として上記炉下部の熱バランスと物質バランスと
を満足するコークス比と送風条件との所要関係を求め、
この関係に基づいて操炉する。
本発明は銑鉄製造用高炉の操業設計や操業解析に広く用
いられているRist線図と同様の概念に基づき、竪型フェ
ロマンガン製錬炉の操業状態を把握できる操業モデルを
開発し、この操業モデルに基づいて操炉することにより
操業の安定化と高度化を図るものである。
いられているRist線図と同様の概念に基づき、竪型フェ
ロマンガン製錬炉の操業状態を把握できる操業モデルを
開発し、この操業モデルに基づいて操炉することにより
操業の安定化と高度化を図るものである。
Rist線図は熱保存帯より下部（以後、炉下部と称す）の
熱物質バランスを保つようにコークス比を定めるモデル
で、これを第３図に示す。縦軸ＹはＯ／Ｆｅ、すなわち
Ｆｅ１原子あたり高炉に供給される酸素の原子数であ
る。縦軸の正側はＦｅと結合して高炉に装入される酸素
の原子数（Ｙｔ）であり、負側は送風によって高炉に供
給される酸素の原子数（Ｙｖ）およびスラグ中のＳに置
換された酸素源指数（Ｙｓ）と炉下部で還元されるＰ、
Ｍｎ、Ｓｉと結合した酸素の原子数（Ｙｆ’）の和（Ｙ
ｆ＝Ｙｆ’＋Ｙｓ）である。
熱物質バランスを保つようにコークス比を定めるモデル
で、これを第３図に示す。縦軸ＹはＯ／Ｆｅ、すなわち
Ｆｅ１原子あたり高炉に供給される酸素の原子数であ
る。縦軸の正側はＦｅと結合して高炉に装入される酸素
の原子数（Ｙｔ）であり、負側は送風によって高炉に供
給される酸素の原子数（Ｙｖ）およびスラグ中のＳに置
換された酸素源指数（Ｙｓ）と炉下部で還元されるＰ、
Ｍｎ、Ｓｉと結合した酸素の原子数（Ｙｆ’）の和（Ｙ
ｆ＝Ｙｆ’＋Ｙｓ）である。
一方、横軸Ｘは炉内でガス化するＣの原子数と、これと
結合した酸素の原子数の比（Ｏ／Ｃ）を表わし、Ｘ＝０
〜１の間は鉄鉱石の直接還元およびコークスが燃焼する
炉下部の状況を示し、Ｘ＝１〜２の間は、鉄鉱石がＣＯ
によって間接還元され、ＣＯ２が生成する状況を示す。
高炉の理想操業直線ＡＥは点Ｗを通る。点Ｗは次の
（１）式 ａＣＯ＋ｂＣＯ２＋ＦｅＯ１．０５ ＝ｄＣＯ＋ｅＣＯ２＋Ｆｅ ……（１） の反応が平衡する点である。反応が平衡すると化学保存
帯となる。化学保存帯は約１０００℃の温度保存帯内に
あり、このように温度が定まれば、第３図に示すよう
に、Ｘｗの値が定まり、ＹｗはＦｅＯ１．０５のＯ／Ｆ
ｅであるから1.05と定まる。以上のように点Ｗは規定さ
れる。直線ＡＥを表わすためには点Ｗと他の一点の位置
を決める必要がある。この点がＰ点（Ｘｐ，Ｙｐ）であ
り、炉下部熱収支と物質収支から規定される。Ｐ点（Ｘ
ｐ，Ｙｐ）は次の（２）（３）式で与えられる。
結合した酸素の原子数の比（Ｏ／Ｃ）を表わし、Ｘ＝０
〜１の間は鉄鉱石の直接還元およびコークスが燃焼する
炉下部の状況を示し、Ｘ＝１〜２の間は、鉄鉱石がＣＯ
によって間接還元され、ＣＯ２が生成する状況を示す。
高炉の理想操業直線ＡＥは点Ｗを通る。点Ｗは次の
（１）式 ａＣＯ＋ｂＣＯ２＋ＦｅＯ１．０５ ＝ｄＣＯ＋ｅＣＯ２＋Ｆｅ ……（１） の反応が平衡する点である。反応が平衡すると化学保存
帯となる。化学保存帯は約１０００℃の温度保存帯内に
あり、このように温度が定まれば、第３図に示すよう
に、Ｘｗの値が定まり、ＹｗはＦｅＯ１．０５のＯ／Ｆ
ｅであるから1.05と定まる。以上のように点Ｗは規定さ
れる。直線ＡＥを表わすためには点Ｗと他の一点の位置
を決める必要がある。この点がＰ点（Ｘｐ，Ｙｐ）であ
り、炉下部熱収支と物質収支から規定される。Ｐ点（Ｘ
ｐ，Ｙｐ）は次の（２）（３）式で与えられる。
Ｘｐ＝ｑｄ／（ｑｄ＋ｑｃ＋ｑｖ）……（２） Ｙｐ＝Ｙｆ・（Ｘｐ−１）−Ｘｐ・Ｃ／ｑｄ……（３） ここで、 Ｋ＝Ｙｆ・ｑｆ＋ｑｐ＋ｑｓ＋ｑｌ−Ｙｗ・ｑｉｗ……
（４） ｑｉｗ：ＦｅＯ１．０５の間接還元反応熱 Ｙｆ＝Ｙｆ’＋Ｙｓ ｑｄ：酸化鉄の直接還元反応熱 ｑｆ：Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐの直接還元反応熱 ｑｃ：送風中のＯによってＣがＣＯに燃焼する熱 ｑｄ：Ｆｅ１原子あたりの溶銑の顕熱 ｑｓ：Ｆｅ１原子あたりのスラグの顕熱 ｑｖ：Ｏ１原子あたりの送風顕熱 ｑｌ：Ｆｅ１原子あたりの熱損失 である。
（４） ｑｉｗ：ＦｅＯ１．０５の間接還元反応熱 Ｙｆ＝Ｙｆ’＋Ｙｓ ｑｄ：酸化鉄の直接還元反応熱 ｑｆ：Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐの直接還元反応熱 ｑｃ：送風中のＯによってＣがＣＯに燃焼する熱 ｑｄ：Ｆｅ１原子あたりの溶銑の顕熱 ｑｓ：Ｆｅ１原子あたりのスラグの顕熱 ｑｖ：Ｏ１原子あたりの送風顕熱 ｑｌ：Ｆｅ１原子あたりの熱損失 である。
（２）（３）（４）式において熱損失ｑｌは操業解析か
ら得られる。また、他のパラメータはすべて既知であ
り、かつ、操業による変化は小さい。つまり、点Ｐは送
風条件（送風顕熱ｑｖ）が決まれば定まる。
ら得られる。また、他のパラメータはすべて既知であ
り、かつ、操業による変化は小さい。つまり、点Ｐは送
風条件（送風顕熱ｑｖ）が決まれば定まる。
なお、直線ＡＥの勾配はコークス比に、また点ＡのＸの
知（Ｘ＝Ｏ／Ｃ）は炉頂ガス組成（ＣＯ、ＣＯ２比）を
表わす。
知（Ｘ＝Ｏ／Ｃ）は炉頂ガス組成（ＣＯ、ＣＯ２比）を
表わす。
直線ＡＥは理想操業直線であり、実際の高炉の操業線
は、点Ｐを中心として直線ＡＥが左回りに回転した状態
で存在する。これを第４図に示す。図中、ＧＲ／ＧＷが
シャフト効率と呼ばれるもので、これが１の場合が高炉
の理想操業線であり、０の場合が間接還元が全く進行し
ない場合である。ここでＧはＸ＝１、Ｙ＝Ｙｔの点であ
る。
は、点Ｐを中心として直線ＡＥが左回りに回転した状態
で存在する。これを第４図に示す。図中、ＧＲ／ＧＷが
シャフト効率と呼ばれるもので、これが１の場合が高炉
の理想操業線であり、０の場合が間接還元が全く進行し
ない場合である。ここでＧはＸ＝１、Ｙ＝Ｙｔの点であ
る。
このRist線図を高炉の操業設計に用いる場合、シャフト
効率の操業による変化が小さいので、シャフト効率をあ
る平均的な値、例えばＧＲ／ＧＷ＝0.9に設定してＲ点
を決め、一方熱損失ｑｌは従来の操業解析により得られ
た値を用いる。このようにすれば送風条件（Ｐ点）を変
化させた時のコークス比（操業線の勾配に相当する）の
変化や風量原単位（Ｙｖに相当する）の変化を予測する
ことができ、逆に目標コークス比を得るための送風条件
を決定することが可能なる。
効率の操業による変化が小さいので、シャフト効率をあ
る平均的な値、例えばＧＲ／ＧＷ＝0.9に設定してＲ点
を決め、一方熱損失ｑｌは従来の操業解析により得られ
た値を用いる。このようにすれば送風条件（Ｐ点）を変
化させた時のコークス比（操業線の勾配に相当する）の
変化や風量原単位（Ｙｖに相当する）の変化を予測する
ことができ、逆に目標コークス比を得るための送風条件
を決定することが可能なる。
一方、フェロマンガンを製造する顕型フェロマンガン製
錬炉にRist線図の概念を適用する場合、縦軸を（Ｆｅ＋
Ｍｎ）１原子あたり高炉に供給される酸素の原子数すな
わちＹ＝Ｏ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）と表わすことにより、同様
に扱うことが可能となるが、竪型フェロマンガン製錬炉
には銑鉄高炉にあるような熱力学的平衡条件から定まる
固定点（Ｗ点）およびシャフト効率を考慮した場合の固
定点であるＲ点が存在せず、操業線を引くことができな
い。
錬炉にRist線図の概念を適用する場合、縦軸を（Ｆｅ＋
Ｍｎ）１原子あたり高炉に供給される酸素の原子数すな
わちＹ＝Ｏ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）と表わすことにより、同様
に扱うことが可能となるが、竪型フェロマンガン製錬炉
には銑鉄高炉にあるような熱力学的平衡条件から定まる
固定点（Ｗ点）およびシャフト効率を考慮した場合の固
定点であるＲ点が存在せず、操業線を引くことができな
い。
そこで熱力学的検討および操業解析を重ねた結果、第１
図に示すように竪型フェロマンガン製錬炉の操業線図に
おいては、炉下部領域に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋
Ｍｎ）のモル比（Ｂ点）が必ず１〜1.2の間に入ること
を発見した。しかしこれだけではＦｅと結合するＯの量
とＭｎと結合するＯの量を確定することができず、炉下
部での熱バランスを計算することができない。しかし幸
いなことに装入ＭｎとＦｅのモル比が約５程度と圧倒的
にＭｎが多く、かつＦｅＯ０．１５のＣによる直接還元
熱が３６×１０３Ｋｃａｌ／Ｋｍｏｌであるのに対し、
ＭｎＯのＣによる直接還元熱が６３×１０３Ｋｃａｌ／
Ｋｍｏｌと圧倒的に大きいため、炉下部に降下する鉱石
中のＭｎとＦｅの酸化度の比を適当に仮定（例えば1.
0）し、炉下部に降下するＭｎとＦｅの酸化度を決めて
炉下部熱バランスを計算しても十分に信頼性の高し送風
条件（Rist線図上のＰ点に相当する）とコークス比（Ri
st線図上ではＢ、Ｐ点を結ぶ直線の勾配に相当する）の
組合せを求めることが可能となる。もし、炉下部に降下
する鉱石下のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比が操業によっ
て大きく変化するような性質のもであれば、このモデル
に基づく操業条件の予測計算は全く意味のないものとな
るが、幸いＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比が常に1.0〜1.2
という狭い範囲に入ることから、本モデルによる操業条
件の予測計算が可能となるわけである。
図に示すように竪型フェロマンガン製錬炉の操業線図に
おいては、炉下部領域に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋
Ｍｎ）のモル比（Ｂ点）が必ず１〜1.2の間に入ること
を発見した。しかしこれだけではＦｅと結合するＯの量
とＭｎと結合するＯの量を確定することができず、炉下
部での熱バランスを計算することができない。しかし幸
いなことに装入ＭｎとＦｅのモル比が約５程度と圧倒的
にＭｎが多く、かつＦｅＯ０．１５のＣによる直接還元
熱が３６×１０３Ｋｃａｌ／Ｋｍｏｌであるのに対し、
ＭｎＯのＣによる直接還元熱が６３×１０３Ｋｃａｌ／
Ｋｍｏｌと圧倒的に大きいため、炉下部に降下する鉱石
中のＭｎとＦｅの酸化度の比を適当に仮定（例えば1.
0）し、炉下部に降下するＭｎとＦｅの酸化度を決めて
炉下部熱バランスを計算しても十分に信頼性の高し送風
条件（Rist線図上のＰ点に相当する）とコークス比（Ri
st線図上ではＢ、Ｐ点を結ぶ直線の勾配に相当する）の
組合せを求めることが可能となる。もし、炉下部に降下
する鉱石下のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比が操業によっ
て大きく変化するような性質のもであれば、このモデル
に基づく操業条件の予測計算は全く意味のないものとな
るが、幸いＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比が常に1.0〜1.2
という狭い範囲に入ることから、本モデルによる操業条
件の予測計算が可能となるわけである。
なお、炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）の
モル比は常に一定ではなく操業条件、例えば、焼結鉱の
配合比等によって1.0〜1.2の間で変動するため、実操業
でより精度高く、操業条件の予測計算を行うためには、
経時的に変動する炉下部へ降下する鉱石中のＯ／（Ｍｎ
＋Ｆｅ）のモル比をＯ、Ｃバランスから随時把握し、そ
の時のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比のもとで予測すると
いうように適宜微調整すると好適である。
モル比は常に一定ではなく操業条件、例えば、焼結鉱の
配合比等によって1.0〜1.2の間で変動するため、実操業
でより精度高く、操業条件の予測計算を行うためには、
経時的に変動する炉下部へ降下する鉱石中のＯ／（Ｍｎ
＋Ｆｅ）のモル比をＯ、Ｃバランスから随時把握し、そ
の時のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比のもとで予測すると
いうように適宜微調整すると好適である。
なお、第１図に示したように炉頂ガス分析値（炉頂ガス
のＯ／Ｃのモル比）からＡ点を、また送風酸素原単位
（Ｏ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比）と銑中に入るＳｉ、Ｐ
と結合していた酸素原単位Ｏ／（Ｍｎ＋Ｆｅ））のモル
比との和からＥ点を求めると、これ結ぶ直線を引くこ
と、換言するとＣとＯとのバランスをとることにより炉
下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）モル比（Ｂ
点）を随時操業諸元から求めることができる。
のＯ／Ｃのモル比）からＡ点を、また送風酸素原単位
（Ｏ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比）と銑中に入るＳｉ、Ｐ
と結合していた酸素原単位Ｏ／（Ｍｎ＋Ｆｅ））のモル
比との和からＥ点を求めると、これ結ぶ直線を引くこ
と、換言するとＣとＯとのバランスをとることにより炉
下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）モル比（Ｂ
点）を随時操業諸元から求めることができる。
以上を更に具体的に説明する。
（Ｉ）操業条件の解析の場合 Ａ点は次のように求めることができる。第１図中のＡ点
は炉頂ガスのＯ／Ｃ比で定まり、Ａ点のＸ座標、ＸＡは ＸＡ＝（ＣＯ％＋２ＣＯ２％） ／（ＣＯ％＋ＣＯ２％） で表わされる。Ａ点のＹ座標は装入物中Ｆｅ酸化物（Ｆ
ｅＯｘ），Ｍｎ酸化物（ＭｎＯｙ）の平均酸化度で次式
で表わされる。
は炉頂ガスのＯ／Ｃ比で定まり、Ａ点のＸ座標、ＸＡは ＸＡ＝（ＣＯ％＋２ＣＯ２％） ／（ＣＯ％＋ＣＯ２％） で表わされる。Ａ点のＹ座標は装入物中Ｆｅ酸化物（Ｆ
ｅＯｘ），Ｍｎ酸化物（ＭｎＯｙ）の平均酸化度で次式
で表わされる。
次にＥ点は、溶銑成分と送風条件から定まるポイント
で、Ｅ点のＹ座標，ＹＥは次式で与えられる。
で、Ｅ点のＹ座標，ＹＥは次式で与えられる。
ＹＥ＝−（Ｏｍ＋Ｏｂ） ここで Ｏｍ：溶銑中（Ｆｅ＋Ｍｎ）ＫｍｏｌあたりのＳｉ
Ｏ２，ＴｉＯ２，Ｐ２Ｏ５の還元で発生するＳｉ，Ｔ
ｉ，Ｐに付随するＯのＫｍｏｌである。これは溶銑分析
をもとに計算することができる。
Ｏ２，ＴｉＯ２，Ｐ２Ｏ５の還元で発生するＳｉ，Ｔ
ｉ，Ｐに付随するＯのＫｍｏｌである。これは溶銑分析
をもとに計算することができる。
Ｃｂ：溶銑中（Ｆｅ＋Ｍｎ）Ｋｍｏｌあたりの送風中Ｏ
のＫｍｏｌで、送風原単位、送風条件から計算すること
ができる。
のＫｍｏｌで、送風原単位、送風条件から計算すること
ができる。
以上のようにＡ点とＥ点が定まると、Ｂ点は、Ａ点とＥ
点を結ぶ直線とＸ＝１の軸が交差する点として求めるこ
とができる。
点を結ぶ直線とＸ＝１の軸が交差する点として求めるこ
とができる。
（II）送風条件から結果を予測する場合 次のように予測を行う。すなわち、前記（２）、（３）
式に示したように、送風条件からＰ点が求まる。さらに
本発明のポイントである「Ｂ点が1.0〜1.2の範囲に存在
する（ほぼ１．１の近傍）」ことから、Ｐ点とＢ点を結
ぶ操業線を引くことによって、その勾配（Ｃ／（Ｆｅ＋
Ｍｎ））からコークス比を求めることができ、この操業
線がＹ軸と交差する点、Ｅ点の値から送風原単位を求め
ることができ、さらにＹ＝ＹＡの線との交点、Ａ点の値
から炉頂ガス組成を推定することができる。
式に示したように、送風条件からＰ点が求まる。さらに
本発明のポイントである「Ｂ点が1.0〜1.2の範囲に存在
する（ほぼ１．１の近傍）」ことから、Ｐ点とＢ点を結
ぶ操業線を引くことによって、その勾配（Ｃ／（Ｆｅ＋
Ｍｎ））からコークス比を求めることができ、この操業
線がＹ軸と交差する点、Ｅ点の値から送風原単位を求め
ることができ、さらにＹ＝ＹＡの線との交点、Ａ点の値
から炉頂ガス組成を推定することができる。
（III）コークス比から結果を予測する場合 Ｂ点を通り、かつ、設定コークス比に相当する勾配の操
業線を引くことにより、Ｐ点から送風温度を求めること
ができ、Ｅ点から送風原単位を求めることができる。
業線を引くことにより、Ｐ点から送風温度を求めること
ができ、Ｅ点から送風原単位を求めることができる。
竪型フェロマンガン製錬炉のＯ、Ｃバランスから随時求
められる炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）
モル比およびＭｎとＦｅの酸化度の比の任意の設定値か
ら得られる炉下部熱物質バランスからその時点でのコー
クス比と送風条件との関係を随時求め、これに基づいて
操炉する場合の効果を確認する目的で、これを適用しな
い場合（比較例）と適用した場合（実施例）について出
銑量２６０ｔ／ｄ、出銑温度目標値１４５０℃のもと
に、５日単位でコークス比を１４５０、１５００、１５
５０ｋｇ／ｔ）と変化させ、これら条件を満たすように
送風条件を変化させ、得られた出銑温度、フェロマンガ
ンのＳｉ、Ｓ濃度の平均値と標準偏差を比較した。これ
を第１表に示す。Ｓｉは鉱石、コークス中のＳｉＯ２に
由来するもので、いずれもＳｉＯ２を約５％程度含有し
ており、Ｓは鉱石、コークス中のＳに由来するもので、
それぞれ鉱石中に0.002〜0.1％、コークス中に0.5％程
度含有している。
められる炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）
モル比およびＭｎとＦｅの酸化度の比の任意の設定値か
ら得られる炉下部熱物質バランスからその時点でのコー
クス比と送風条件との関係を随時求め、これに基づいて
操炉する場合の効果を確認する目的で、これを適用しな
い場合（比較例）と適用した場合（実施例）について出
銑量２６０ｔ／ｄ、出銑温度目標値１４５０℃のもと
に、５日単位でコークス比を１４５０、１５００、１５
５０ｋｇ／ｔ）と変化させ、これら条件を満たすように
送風条件を変化させ、得られた出銑温度、フェロマンガ
ンのＳｉ、Ｓ濃度の平均値と標準偏差を比較した。これ
を第１表に示す。Ｓｉは鉱石、コークス中のＳｉＯ２に
由来するもので、いずれもＳｉＯ２を約５％程度含有し
ており、Ｓは鉱石、コークス中のＳに由来するもので、
それぞれ鉱石中に0.002〜0.1％、コークス中に0.5％程
度含有している。
上記モデルの適用実験では、予めコークス比を設定して
おいて、目標の溶銑温度（１４５０℃）、出銑量（２６
０ｔ／ｄ）を達成できるように、送風条件、送風量を決
定した。実験時は送風湿分、酸素富化率を一定にして、
送風温度及び送風量のみを変化させた。この実験では前
記（III）コークス比から結果を予測する場合の予測方
法によるものであるが、実際には、Ｂ点の変動（１〜1.
2、厳密には1.08〜1.13）及びヒートロスの変動による
計算誤差をできるだけ小さくするように、Ｂ点、ヒート
ロスの値については、前日の操業結果の解析値を予測計
算に用いた。このようにすることによって計算精度も向
上した。なお、送風量は操業線のＥ点から送風原単位が
わかるので出銑速度をかけることによって得られる。
おいて、目標の溶銑温度（１４５０℃）、出銑量（２６
０ｔ／ｄ）を達成できるように、送風条件、送風量を決
定した。実験時は送風湿分、酸素富化率を一定にして、
送風温度及び送風量のみを変化させた。この実験では前
記（III）コークス比から結果を予測する場合の予測方
法によるものであるが、実際には、Ｂ点の変動（１〜1.
2、厳密には1.08〜1.13）及びヒートロスの変動による
計算誤差をできるだけ小さくするように、Ｂ点、ヒート
ロスの値については、前日の操業結果の解析値を予測計
算に用いた。このようにすることによって計算精度も向
上した。なお、送風量は操業線のＥ点から送風原単位が
わかるので出銑速度をかけることによって得られる。
比較例と実施例は第１表に示すように、Ｓｉ、Ｓの平均
値に有意差は認められていないが、標準へ差は明らか
に、本発明の適用により減少している。第２表にコーク
ス比１５００ｋｇ／ｔ時の｛（送風圧−炉頂圧）／送風
量｝の平均値と標準偏差の比較を示した。第１表同様に
本発明の適用により風圧変動が低下したことを示してい
る。
値に有意差は認められていないが、標準へ差は明らか
に、本発明の適用により減少している。第２表にコーク
ス比１５００ｋｇ／ｔ時の｛（送風圧−炉頂圧）／送風
量｝の平均値と標準偏差の比較を示した。第１表同様に
本発明の適用により風圧変動が低下したことを示してい
る。
なお、本実験操業期間の操業条件を予測計算するのに用
いた炉下部へ効果するＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）モル比の推移
を第２図に示した。本期間ではこのモル比は1.08〜1.13
とほぼ一定であった。
いた炉下部へ効果するＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）モル比の推移
を第２図に示した。本期間ではこのモル比は1.08〜1.13
とほぼ一定であった。
以上の実施例から本発明が竪型フェロマンガン製錬炉の
操業安定化に有効であることがわかる。
操業安定化に有効であることがわかる。
〔発明の効果〕 本発明方法により竪型フェロマンガン製錬炉の操業安定
化、つまり制御性を向上させて、溶銑温度、フェロマン
ガン中のＳｉ、Ｓ濃度のばらつきを減少させることが可
能となる。ばらつきが減れば高Ｓｉ例えば１％Ｓｉ以上
の規格外品を出す確率もそれだけ減少する。また本発明
の適用により竪型フェロマンガン製錬炉が熱面で定量的
に管理された状態となり炉内が熱不足になって冷え込み
に至るといったことも防止することが可能となるなどの
産業上の有用性がある。
化、つまり制御性を向上させて、溶銑温度、フェロマン
ガン中のＳｉ、Ｓ濃度のばらつきを減少させることが可
能となる。ばらつきが減れば高Ｓｉ例えば１％Ｓｉ以上
の規格外品を出す確率もそれだけ減少する。また本発明
の適用により竪型フェロマンガン製錬炉が熱面で定量的
に管理された状態となり炉内が熱不足になって冷え込み
に至るといったことも防止することが可能となるなどの
産業上の有用性がある。
第１図は竪型フェロマンガン製錬炉用操業線図、第２図
は炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）モル比
の変化を示すグラフ、第３図は銑鉄高炉で用いられるRi
st線図と理想操業線、第４図は銑鉄高炉で用いられるRi
st線図と実操業線である。
は炉下部に降下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）モル比
の変化を示すグラフ、第３図は銑鉄高炉で用いられるRi
st線図と理想操業線、第４図は銑鉄高炉で用いられるRi
st線図と実操業線である。
Claims (2)
- 【請求項１】マンガン鉱石、マンガン焼結鉱、スラグ調
整剤、コークスおよび鉄鉱石類を装入物とする竪型フェ
ロマンガン製錬炉のコークス比等の操業目標変更に当
り、竪型フェロマンガン製錬炉を直接還元が活発に起こ
る炉下部高温領域と中低温領域に２分割し、該炉下部領
域に降下する鉱石中のＭｎとＦｅの酸化度の比を１付近
の一定値に設定し、かつＯ／（Ｍｎ＋Ｆｅ）のモル比を
１〜1.2の範囲内の値に設定して得られる炉下部の熱バ
ランスと物質バランスから、コークス比と送風条件との
関係を求め、該関係値に合致するコークス比と送風条件
により操炉することを特徴とする竪型フェロマンガン製
錬炉の操業方法。 - 【請求項２】Ｏ、Ｃバランスから求められる炉下部に降
下する鉱石中のＯ／（Ｆｅ＋Ｍｎ）のモル比をその時点
のＭｎとＦｅの酸化度の設定値として、炉下部の熱バラ
ンスと物質バランスとを求め、該バランスからその時点
でのコークス比と送風条件との所要関係を求め、この関
係値に合致するコークス比と送風条件によりその時点の
操炉を行うことを特徴とする特許請求の範囲第１項に記
載の竪型フェロマンガン製錬炉の操炉方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61156094A JPH062924B2 (ja) | 1986-07-04 | 1986-07-04 | 竪型フエロマンガン製錬炉の操業方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP61156094A JPH062924B2 (ja) | 1986-07-04 | 1986-07-04 | 竪型フエロマンガン製錬炉の操業方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6314839A JPS6314839A (ja) | 1988-01-22 |
| JPH062924B2 true JPH062924B2 (ja) | 1994-01-12 |
Family
ID=15620177
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP61156094A Expired - Fee Related JPH062924B2 (ja) | 1986-07-04 | 1986-07-04 | 竪型フエロマンガン製錬炉の操業方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH062924B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6167837B2 (ja) * | 2013-10-15 | 2017-07-26 | 新日鐵住金株式会社 | 直接還元方法 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS58199842A (ja) * | 1982-05-15 | 1983-11-21 | Kawasaki Steel Corp | 粉状マンガン鉱石の溶融製錬法 |
| JPS61139608A (ja) * | 1984-12-10 | 1986-06-26 | Kawasaki Steel Corp | 高炉炉底温度差の制御方法 |
-
1986
- 1986-07-04 JP JP61156094A patent/JPH062924B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6314839A (ja) | 1988-01-22 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |