JPH068447B2 - 含鉄冷材の溶解方法 - Google Patents
含鉄冷材の溶解方法Info
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- JPH068447B2 JPH068447B2 JP30026388A JP30026388A JPH068447B2 JP H068447 B2 JPH068447 B2 JP H068447B2 JP 30026388 A JP30026388 A JP 30026388A JP 30026388 A JP30026388 A JP 30026388A JP H068447 B2 JPH068447 B2 JP H068447B2
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- iron
- melting
- molten iron
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- Refinement Of Pig-Iron, Manufacture Of Cast Iron, And Steel Manufacture Other Than In Revolving Furnaces (AREA)
- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は含鉄冷材の溶解方法に関するものである。
（従来の技術） 特開昭60-174812号公報で、種湯の存在する転炉内に含
鉄冷材、炭材、酸素を供給し、含鉄冷材を溶解し高炭素
溶融鉄を得る第１工程と、上記高炭素溶融鉄を原料とし
て別の転炉で酸素吹錬し所要の温度、成分の溶鋼を得る
第２工程よりなる転炉製鋼方法は知られている。
鉄冷材、炭材、酸素を供給し、含鉄冷材を溶解し高炭素
溶融鉄を得る第１工程と、上記高炭素溶融鉄を原料とし
て別の転炉で酸素吹錬し所要の温度、成分の溶鋼を得る
第２工程よりなる転炉製鋼方法は知られている。
上記第１工程の上記溶融鉄の温度は、溶解過程の耐火物
溶損を抑制する上で１４５０℃以下が好ましく、含鉄冷
材溶解完了時の溶融鉄の温度が１４５０℃以下の場合、
第２工程での熱源確保の点から〔Ｃ〕は３．０％以上、
好ましくは３．５％以上を必要とする。
溶損を抑制する上で１４５０℃以下が好ましく、含鉄冷
材溶解完了時の溶融鉄の温度が１４５０℃以下の場合、
第２工程での熱源確保の点から〔Ｃ〕は３．０％以上、
好ましくは３．５％以上を必要とする。
上記転炉製鋼方法における第１工程として採用できる含
鉄冷材の溶解方法が、特公昭56-8085号公報で知られて
いる。同公報に開示されている含鉄冷材の溶解方法は、
第１図に示すように上吹酸素ランス１４を有すると共に
炉底に第２図，第３図に示す如き構造の三重管ノズル１
を有する転炉１５を用い、溶銑等の溶融鉄１６の存在す
る上記転炉１５内にスクラップ，海綿鉄，ペレット，固
形銑鉄，鉄鉱石等の含鉄冷材１７を供給し、第２図，第
３図の三重管ノズル１の内管２より窒素ガス等の非酸化
性ガスで石炭粉，コークス粉等の炭材を、中管３より酸
素を、外管４よりＬＰＧ等の冷却用非酸化性ガスを吹き
込み、炭材を浴中に溶解させ浴中炭素を１次燃焼（Ｃ＋
(1/2)O2→CO)させると共に上記上吹酸素ランス１４より
酸素を供給し、上記一酸化炭素を２次燃焼(CO+(1/2)O2
→CO2)させて浴に熱を供給し含鉄冷材を溶解して溶融銑
を得るものである。
鉄冷材の溶解方法が、特公昭56-8085号公報で知られて
いる。同公報に開示されている含鉄冷材の溶解方法は、
第１図に示すように上吹酸素ランス１４を有すると共に
炉底に第２図，第３図に示す如き構造の三重管ノズル１
を有する転炉１５を用い、溶銑等の溶融鉄１６の存在す
る上記転炉１５内にスクラップ，海綿鉄，ペレット，固
形銑鉄，鉄鉱石等の含鉄冷材１７を供給し、第２図，第
３図の三重管ノズル１の内管２より窒素ガス等の非酸化
性ガスで石炭粉，コークス粉等の炭材を、中管３より酸
素を、外管４よりＬＰＧ等の冷却用非酸化性ガスを吹き
込み、炭材を浴中に溶解させ浴中炭素を１次燃焼（Ｃ＋
(1/2)O2→CO)させると共に上記上吹酸素ランス１４より
酸素を供給し、上記一酸化炭素を２次燃焼(CO+(1/2)O2
→CO2)させて浴に熱を供給し含鉄冷材を溶解して溶融銑
を得るものである。
なお、第２図，第３図において、７は内管２の外周に等
間隔で内管軸方向に延設した突起部で、その外面は中管
３内面と接触して間隙５を形成している。８は中管３の
外周に等間隔で中管軸方向に延設した突起部で、その外
面は外管４内面と接触して間隙６を形成している。９は
炉体鉄皮、10は炉体内張耐火物である。
間隔で内管軸方向に延設した突起部で、その外面は中管
３内面と接触して間隙５を形成している。８は中管３の
外周に等間隔で中管軸方向に延設した突起部で、その外
面は外管４内面と接触して間隙６を形成している。９は
炉体鉄皮、10は炉体内張耐火物である。
上記含鉄冷材の溶解方法において、２次燃焼は重要であ
り、含鉄冷材例えばスチールスクラップの溶解方法にお
ける炭材原単位，酸素原単位は、第４図に示す如く２次
燃焼率で決り、２次燃焼率が高ければ高い程少ない炭
材，炭素原単位で含鉄冷材を溶解することができる。
り、含鉄冷材例えばスチールスクラップの溶解方法にお
ける炭材原単位，酸素原単位は、第４図に示す如く２次
燃焼率で決り、２次燃焼率が高ければ高い程少ない炭
材，炭素原単位で含鉄冷材を溶解することができる。
上記特公昭56-8085号公報によると、上記酸素上吹ラン
ス１４の高さを湯面上２ｍ以上とし、上吹酸素を湯面上
２ｍ以上の高さからフリージェットで供給すると共に底
吹酸素比率を２０〜８０％（上吹酸素比率を８０〜２０
％）とすることにより、高い２次燃焼率を得るとされ、
底吹酸素比率２０％未満ではスラグがホーミングし、湯
面上のフリージェットを形成する空間が減少して高い２
次燃焼率を得ることができないとされている。
ス１４の高さを湯面上２ｍ以上とし、上吹酸素を湯面上
２ｍ以上の高さからフリージェットで供給すると共に底
吹酸素比率を２０〜８０％（上吹酸素比率を８０〜２０
％）とすることにより、高い２次燃焼率を得るとされ、
底吹酸素比率２０％未満ではスラグがホーミングし、湯
面上のフリージェットを形成する空間が減少して高い２
次燃焼率を得ることができないとされている。
上記底吹酸素比率は、設備的にも操業コスト的にも重要
であり、底吹酸素比率が低い程、底吹設備も簡単（ノズ
ル本数の減少）となり底吹設備費も安く、底吹酸素量に
応じたＬＰＧ等の冷却用非酸化性ガス、非溶解時の酸素
ノズル閉塞防止のために供給するN2やAr等の保護ガスも
底吹酸素比率が小さくなる程少なくなり操業コストも低
下する。
であり、底吹酸素比率が低い程、底吹設備も簡単（ノズ
ル本数の減少）となり底吹設備費も安く、底吹酸素量に
応じたＬＰＧ等の冷却用非酸化性ガス、非溶解時の酸素
ノズル閉塞防止のために供給するN2やAr等の保護ガスも
底吹酸素比率が小さくなる程少なくなり操業コストも低
下する。
また一般的に炉底耐火物は浴の撹拌力が大きい程、溶損
しやすくなるので炉底耐火物溶損防止のためにも底吹酸
素比率は低い方が望ましい。
しやすくなるので炉底耐火物溶損防止のためにも底吹酸
素比率は低い方が望ましい。
（発明が解決しようとする課題） 本発明は、前記従来法よりも低い底吹酸素比率で従来法
と同等の２次燃焼率を確保し、従来法と同等の炭材，酸
素原単位で含鉄冷材を溶解し、かつ従来法に比べて底吹
設備費，冷却用非酸化性ガス，保護ガス使用量，炉底耐
火物損耗速度を低減することができる含鉄冷材の溶解方
法を提供するものである。
と同等の２次燃焼率を確保し、従来法と同等の炭材，酸
素原単位で含鉄冷材を溶解し、かつ従来法に比べて底吹
設備費，冷却用非酸化性ガス，保護ガス使用量，炉底耐
火物損耗速度を低減することができる含鉄冷材の溶解方
法を提供するものである。
（課題を解決するための手段） 本発明の要旨は、次の通りである。
上吹酸素ランスを有すると共に炉底に三重管ノズルを有
する転炉を用い、溶融鉄の存在する上記転炉内に含鉄冷
材を供給し、上記三重管ノズルの内管より非酸化性ガス
と共に炭材、中管より酸素を、外管より冷却用非酸化性
ガスを吹き込むと共に上記上吹酸素ランスより酸素を供
給し含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る含鉄冷材の溶解方法
において、上記溶解過程における上記溶融鉄の温度を１
４５０℃以下、〔Ｃ〕を３％以上に維持し、上記底吹酸
素比率を上底吹全酸素量の１０％以上，２０％未満とす
ると共に上記底吹酸素が捩じれを付与されて三重管ノズ
ルを離れ、おして溶融鉄浴中に入るようにすることを特
徴とする含鉄冷材の溶解方法。
する転炉を用い、溶融鉄の存在する上記転炉内に含鉄冷
材を供給し、上記三重管ノズルの内管より非酸化性ガス
と共に炭材、中管より酸素を、外管より冷却用非酸化性
ガスを吹き込むと共に上記上吹酸素ランスより酸素を供
給し含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る含鉄冷材の溶解方法
において、上記溶解過程における上記溶融鉄の温度を１
４５０℃以下、〔Ｃ〕を３％以上に維持し、上記底吹酸
素比率を上底吹全酸素量の１０％以上，２０％未満とす
ると共に上記底吹酸素が捩じれを付与されて三重管ノズ
ルを離れ、おして溶融鉄浴中に入るようにすることを特
徴とする含鉄冷材の溶解方法。
以下、本発明について詳細に説明する。
本発明者等は、第２図，第３図に示す三重管ノズル１を
炉底に有し、第１図に示す如く上吹酸素ランス１４を有
する転炉１５内の、1380〜1400℃〔Ｃ〕３．０〜３．５
％の溶融鉄７０ｔ中に３０ｔのスクラップ、造滓材とし
て生石灰１．５ｔを装入して、〔Ｃ〕３．７％以上、温
度１４００〜１４５０℃の溶融鉄約１００ｔを製造する
に当たり、底吹酸素比率を１５〜３０％（上吹酸素比率
７０〜８５％）に変更（ノズル１本当たりの酸素供給速
度を底吹酸素比率５％に固定して、ノズルの炉底設置本
数を変更）して溶解期間の２次燃焼率を排ガス分析によ
り測定した。
炉底に有し、第１図に示す如く上吹酸素ランス１４を有
する転炉１５内の、1380〜1400℃〔Ｃ〕３．０〜３．５
％の溶融鉄７０ｔ中に３０ｔのスクラップ、造滓材とし
て生石灰１．５ｔを装入して、〔Ｃ〕３．７％以上、温
度１４００〜１４５０℃の溶融鉄約１００ｔを製造する
に当たり、底吹酸素比率を１５〜３０％（上吹酸素比率
７０〜８５％）に変更（ノズル１本当たりの酸素供給速
度を底吹酸素比率５％に固定して、ノズルの炉底設置本
数を変更）して溶解期間の２次燃焼率を排ガス分析によ
り測定した。
なお送酸速度は１３０００〜２００００Nm3/hrであり、
炭材としては微粉の無煙炭を酸素単位容積当たり１．４
Kg/Nm3の設定速度で吹き込んだ。この時の目標２次燃焼
率は３０％であり、上吹酸素ランス１４のランス高さを
調節して目標値に制御した。２次燃焼率が目標値に達し
ない場合には浴中〔Ｃ〕が低下するので、その補償のた
め設定値より炭材吹込速度を高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を
３．０〜３．５％に維持した。また溶融鉄の温度はスク
ラップ装入と同時に低下し、溶解が進むにつれて上昇
し、最終的に１４００〜１４５０℃に昇温して溶解を終
えた。２次燃焼率の変化の例を第５図に示す。酸素底吹
比率３０％のケースでは、全期間にわたって２次燃焼率
は３０％前後を安定して維持するが、２０％になるとそ
の変動が大きく、１５％では特に溶解期間の前半におい
て２次燃焼率は目標値まで上昇しなかった。酸素底吹比
率30％のような高２次燃焼率が安定して得られた場合を
○印、やや不安定な場合を△印、高２次燃焼率が得られ
なかった場合を×印として上記試験結果を図示すると、
第７図の破線のようになった。
炭材としては微粉の無煙炭を酸素単位容積当たり１．４
Kg/Nm3の設定速度で吹き込んだ。この時の目標２次燃焼
率は３０％であり、上吹酸素ランス１４のランス高さを
調節して目標値に制御した。２次燃焼率が目標値に達し
ない場合には浴中〔Ｃ〕が低下するので、その補償のた
め設定値より炭材吹込速度を高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を
３．０〜３．５％に維持した。また溶融鉄の温度はスク
ラップ装入と同時に低下し、溶解が進むにつれて上昇
し、最終的に１４００〜１４５０℃に昇温して溶解を終
えた。２次燃焼率の変化の例を第５図に示す。酸素底吹
比率３０％のケースでは、全期間にわたって２次燃焼率
は３０％前後を安定して維持するが、２０％になるとそ
の変動が大きく、１５％では特に溶解期間の前半におい
て２次燃焼率は目標値まで上昇しなかった。酸素底吹比
率30％のような高２次燃焼率が安定して得られた場合を
○印、やや不安定な場合を△印、高２次燃焼率が得られ
なかった場合を×印として上記試験結果を図示すると、
第７図の破線のようになった。
底吹酸素比率２０％未満では高２次燃焼率が得られない
原因を調査した結果、炭材が底吹きされて鉄浴中を浮上
する間に鉄浴中に溶解しきれず浴面上に浮上し、これが
排ガスと共に炉内に上昇し、例えば第(1)式の反応に従
って燃焼したCO2がCOに還元され吸熱反応を起こし、２
次燃焼率(CO2／(CO+CO2))が低下することがわかった。
原因を調査した結果、炭材が底吹きされて鉄浴中を浮上
する間に鉄浴中に溶解しきれず浴面上に浮上し、これが
排ガスと共に炉内に上昇し、例えば第(1)式の反応に従
って燃焼したCO2がCOに還元され吸熱反応を起こし、２
次燃焼率(CO2／(CO+CO2))が低下することがわかった。
CO2＋＜Ｃ＞炭材＝２CO (1) このように底吹酸素比率２０％未満では炭材を鉄浴中で
完全溶解させることができず２次燃焼率が低下すること
がわかったので、本発明者等は底吹酸素比率２０％未満
で炭材を完全に溶解させる方法について鋭意検討し、底
吹酸素が捩じれを付与されて三重管ノズルを離れ、そし
て温度1450℃以下、〔Ｃ〕３．０％以上の溶融鉄浴中に
入るようにしたものである。
完全溶解させることができず２次燃焼率が低下すること
がわかったので、本発明者等は底吹酸素比率２０％未満
で炭材を完全に溶解させる方法について鋭意検討し、底
吹酸素が捩じれを付与されて三重管ノズルを離れ、そし
て温度1450℃以下、〔Ｃ〕３．０％以上の溶融鉄浴中に
入るようにしたものである。
第９図，第１０図は、底吹酸素が捩じれを付与されて三
重管ノズルを離れ、そして溶融鉄浴中に入るようにした
三重管ノズルの一実施例を示したものであり、この三重
管ノズル13は、第２図，第３図に示した従来の三重管ノ
ズル１の内管２の外周に等間隔で内管軸方向に設けら
れ、その外面が中管３の内面に接触する突起部７を内管
軸方向に螺旋状にすることにより、ノズルの内管２と中
管３の間隙５に螺旋状案内要素１２を設けて、内管２と
中管３の隙間５から溶融鉄浴中に吹き込む酸素に捩じれ
を与えるようにしたものである。
重管ノズルを離れ、そして溶融鉄浴中に入るようにした
三重管ノズルの一実施例を示したものであり、この三重
管ノズル13は、第２図，第３図に示した従来の三重管ノ
ズル１の内管２の外周に等間隔で内管軸方向に設けら
れ、その外面が中管３の内面に接触する突起部７を内管
軸方向に螺旋状にすることにより、ノズルの内管２と中
管３の間隙５に螺旋状案内要素１２を設けて、内管２と
中管３の隙間５から溶融鉄浴中に吹き込む酸素に捩じれ
を与えるようにしたものである。
上記螺旋状案内要素１２の捩れ角度α（垂直方向の傾き
角度）は、角度αが大きくなりすぎると圧損が大きくな
り角度αが小さくなりすぎると酸素の分散領域が小さく
なるので、１０〜４０゜とするのが望ましい。
角度）は、角度αが大きくなりすぎると圧損が大きくな
り角度αが小さくなりすぎると酸素の分散領域が小さく
なるので、１０〜４０゜とするのが望ましい。
第９図，第１０図に示す三重管ノズル１３を炉底に有
し、第１図に示す如く上吹酸素ランス１４を有する転炉
１５内の、1390〜1420℃、〔Ｃ〕３．２〜３．６％の溶
融鉄７０ｔ中にスクラップ３０ｔ、造滓材として生石灰
１．５ｔを挿入し、1400〜1450℃、〔Ｃ〕３．７％以上
の溶融鉄約１００ｔを製造するに当たり、底吹酸素比率
を５〜２０％（上吹酸素比率９５〜８０％）に変更（ノ
ズル１本当たりの酸素供給速度を底吹酸素比率５％に固
定して、ノズルの炉底設置本数を変更）して、溶解期間
の２次燃焼率の挙動を調査した。なお送酸速度は13000
〜20000Nm3／hrであり、炭材としては微粉の無煙炭を酸
素単位容積当たり１．４kg／Nm3の設定速度で吹き込ん
だ。この時の目標２次燃焼率は３０％であり、上吹酸素
ランス１４のランス高さを調節して目標値に制御した。
２次燃焼率が目標値に達しない場合には浴中〔Ｃ〕が低
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。また溶融鉄の温度はスクラップ装入と同時に低下
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400〜1450℃
に昇温して溶解を終えた。２次燃焼率の変化の例を第６
図に、また第７図に実線で２次燃焼率の安定性評価と底
吹酸素比率の関係を示す。
し、第１図に示す如く上吹酸素ランス１４を有する転炉
１５内の、1390〜1420℃、〔Ｃ〕３．２〜３．６％の溶
融鉄７０ｔ中にスクラップ３０ｔ、造滓材として生石灰
１．５ｔを挿入し、1400〜1450℃、〔Ｃ〕３．７％以上
の溶融鉄約１００ｔを製造するに当たり、底吹酸素比率
を５〜２０％（上吹酸素比率９５〜８０％）に変更（ノ
ズル１本当たりの酸素供給速度を底吹酸素比率５％に固
定して、ノズルの炉底設置本数を変更）して、溶解期間
の２次燃焼率の挙動を調査した。なお送酸速度は13000
〜20000Nm3／hrであり、炭材としては微粉の無煙炭を酸
素単位容積当たり１．４kg／Nm3の設定速度で吹き込ん
だ。この時の目標２次燃焼率は３０％であり、上吹酸素
ランス１４のランス高さを調節して目標値に制御した。
２次燃焼率が目標値に達しない場合には浴中〔Ｃ〕が低
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。また溶融鉄の温度はスクラップ装入と同時に低下
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400〜1450℃
に昇温して溶解を終えた。２次燃焼率の変化の例を第６
図に、また第７図に実線で２次燃焼率の安定性評価と底
吹酸素比率の関係を示す。
第６図と第５図を比較すれば明らかなように第９図，第
１０図の三重管ノズル１３（以下、スパイラル三重管ノ
ズルという）を使用する底吹酸素比率１５％（１０％）
の２次燃焼率は第２図，第３図の三重管ノズル１（以
下、ストレート三重管ノズルという）を使用する底吹酸
素比率３０％（２０％）の２次燃焼率と略同等のパター
ンとなっている。
１０図の三重管ノズル１３（以下、スパイラル三重管ノ
ズルという）を使用する底吹酸素比率１５％（１０％）
の２次燃焼率は第２図，第３図の三重管ノズル１（以
下、ストレート三重管ノズルという）を使用する底吹酸
素比率３０％（２０％）の２次燃焼率と略同等のパター
ンとなっている。
第６図に溶解中に溶融鉄の〔Ｃ〕を３．０％未満にした
場合の２次燃焼率の推移を破線で併記したが、〔Ｃ〕が
３．０％未満になった時点（溶解時間１０分の時点）で
溶融スラグのホーミング現象が炉口より認められ２次燃
焼率が急激に低下し、数分後（５分後）スロッピングに
より操業を中止した。その時の溶融鉄の〔Ｃ〕は２．７
％に低下していた。
場合の２次燃焼率の推移を破線で併記したが、〔Ｃ〕が
３．０％未満になった時点（溶解時間１０分の時点）で
溶融スラグのホーミング現象が炉口より認められ２次燃
焼率が急激に低下し、数分後（５分後）スロッピングに
より操業を中止した。その時の溶融鉄の〔Ｃ〕は２．７
％に低下していた。
第８図は前記底吹酸素比率５〜３０％における溶融鉄の
〔Ｃ〕濃度とスロピング発生頻度との関係を示したもの
であり、溶融鉄〔Ｃ〕が３．０％未満でスロッピングが
発生し、その発生頻度が溶融鉄の〔Ｃ〕の低下に従って
増加する。溶解過程において溶融鉄の〔Ｃ〕が３．０％
を切るとスラグホーミングを起こすのは、〔Ｃ〕が３．
０％を切るとスラグ中のFeOが増加し、これがスラグ−
メタル界面での(FeO)＋〔Ｃ〕＝Fe＋COの反応によりCO
気胞を多数発生させると共にホーミングを起こし易い性
状となるためと考えられる。またスラグがホーミングす
ると２次燃焼率が低下するのは、酸素上吹きランスから
供給された酸素によってフリージェットが形成される
が、特公昭56−8085号公報でいわれているようにホーミ
ングによって溶融鉄浴面上のフリージェットを形成する
空間が減少するためと考えられる。
〔Ｃ〕濃度とスロピング発生頻度との関係を示したもの
であり、溶融鉄〔Ｃ〕が３．０％未満でスロッピングが
発生し、その発生頻度が溶融鉄の〔Ｃ〕の低下に従って
増加する。溶解過程において溶融鉄の〔Ｃ〕が３．０％
を切るとスラグホーミングを起こすのは、〔Ｃ〕が３．
０％を切るとスラグ中のFeOが増加し、これがスラグ−
メタル界面での(FeO)＋〔Ｃ〕＝Fe＋COの反応によりCO
気胞を多数発生させると共にホーミングを起こし易い性
状となるためと考えられる。またスラグがホーミングす
ると２次燃焼率が低下するのは、酸素上吹きランスから
供給された酸素によってフリージェットが形成される
が、特公昭56−8085号公報でいわれているようにホーミ
ングによって溶融鉄浴面上のフリージェットを形成する
空間が減少するためと考えられる。
第５図〜第８図から明らかなように底吹酸素比率２０％
未満、１０％以上では、底吹酸素が捩じれを付与されて
三重管ノズル１３を離れ、そして溶融鉄浴中に入るよう
にすること、溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０％以上に維持す
ることによって、スラグホーミングもなく溶解期間に亙
って従来法と同程度の高位でかつ安定した２次燃焼率が
得られる。
未満、１０％以上では、底吹酸素が捩じれを付与されて
三重管ノズル１３を離れ、そして溶融鉄浴中に入るよう
にすること、溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０％以上に維持す
ることによって、スラグホーミングもなく溶解期間に亙
って従来法と同程度の高位でかつ安定した２次燃焼率が
得られる。
このように本発明では酸素底吹比率２０％未満、１０％
以上の低底吹酸素比率であっても、溶解初期の２次燃焼
率の低下及び不安定挙動が解消され、従来法と同程度の
高位でかつ安定した２次燃焼率が得られるメカニズム
は、次のように考えられる。
以上の低底吹酸素比率であっても、溶解初期の２次燃焼
率の低下及び不安定挙動が解消され、従来法と同程度の
高位でかつ安定した２次燃焼率が得られるメカニズム
は、次のように考えられる。
底吹酸素が捩じれを付与されて三重管ノズル１３を離
れ、そして溶融鉄浴中に入るようにしたので、第１１図
の模式図に示す如く従来の底吹酸素が捩じれを付与され
ることなく離れる三重管ノズル１に比べ底吹酸素ガスの
浴中への分散領域18が広くなる。炭材が浴中に迅速溶解
する条件は、温度が高く、まわりの〔Ｃ〕が低い方が望
ましい。酸素の分散領域が広がることによって炭材の浮
上中の溶解領域が広がる上にこの領域は酸素により脱炭
され、温度が上がり、まわりの溶融鉄に比べより低炭素
高温領域を形成するので炭材が速やかに溶解する条件を
与える。更に内管２より溶融鉄浴中に入る炭材も上記捩
じれ流に同伴され、溶融鉄浴中に均一に幅広く分散され
炭材の溶解が促進され、炭材の浴面上への浮上が防止さ
れるためであると考えられる。
れ、そして溶融鉄浴中に入るようにしたので、第１１図
の模式図に示す如く従来の底吹酸素が捩じれを付与され
ることなく離れる三重管ノズル１に比べ底吹酸素ガスの
浴中への分散領域18が広くなる。炭材が浴中に迅速溶解
する条件は、温度が高く、まわりの〔Ｃ〕が低い方が望
ましい。酸素の分散領域が広がることによって炭材の浮
上中の溶解領域が広がる上にこの領域は酸素により脱炭
され、温度が上がり、まわりの溶融鉄に比べより低炭素
高温領域を形成するので炭材が速やかに溶解する条件を
与える。更に内管２より溶融鉄浴中に入る炭材も上記捩
じれ流に同伴され、溶融鉄浴中に均一に幅広く分散され
炭材の溶解が促進され、炭材の浴面上への浮上が防止さ
れるためであると考えられる。
一方従来の三重管ノズル１の場合には分散領域１９が狭
いので酸素の量を増やす必要があり底吹酸素比率２０％
以上必要となると考えられる。
いので酸素の量を増やす必要があり底吹酸素比率２０％
以上必要となると考えられる。
また溶解過程において溶融鉄の〔Ｃ〕を３．０％以上に
維持するようにしたので、溶解過程においてスラグ２０
のホーミングが防止され、特公昭56−8085号公報でいわ
れているように溶融鉄浴面上のフリージェット２１を形
成する空間が十分確保されるためであると考えられる。
維持するようにしたので、溶解過程においてスラグ２０
のホーミングが防止され、特公昭56−8085号公報でいわ
れているように溶融鉄浴面上のフリージェット２１を形
成する空間が十分確保されるためであると考えられる。
例えばスパイラル三重管ノズルを使用する底吹酸素比率
１５％（１０％）の本発明法によれば、ストレート三重
管ノズルを使用する底吹酸素比率３０％（２０％）の従
来法と同等の２次燃焼率パターンを得ることができるの
で、上記本発明法は低底吹酸素比率であっても上記従来
法と同等の酸素、炭材原単位で含鉄冷材を溶解すること
ができ、前記の如く例えば底吹酸素比率５％を確保する
三重管ノズルを使用する場合、従来法では６本（４本）
のノズルが必要とされるが、本発明法では、必要なノズ
ル本数は３本（２本）となり、底含設備費を半減でき
る。
１５％（１０％）の本発明法によれば、ストレート三重
管ノズルを使用する底吹酸素比率３０％（２０％）の従
来法と同等の２次燃焼率パターンを得ることができるの
で、上記本発明法は低底吹酸素比率であっても上記従来
法と同等の酸素、炭材原単位で含鉄冷材を溶解すること
ができ、前記の如く例えば底吹酸素比率５％を確保する
三重管ノズルを使用する場合、従来法では６本（４本）
のノズルが必要とされるが、本発明法では、必要なノズ
ル本数は３本（２本）となり、底含設備費を半減でき
る。
このように必要ノズル本数が半減するので、冷却用非酸
化性ガス、保護ガスの使用量も半減することができる。
化性ガス、保護ガスの使用量も半減することができる。
本発明法は従来法よりも底吹酸素比率が低いので、本発
明法によれば更に炉底耐火物の溶損速度も従来法よりも
低減することができる。
明法によれば更に炉底耐火物の溶損速度も従来法よりも
低減することができる。
（実施例） 前ヒートの種湯（〔Ｃ〕＝３．５％、温度1350℃）７０
ｔが存在する転炉（上吹酸素ランス及び３個のスパイラ
ル三重管ノズル〔螺旋状案内要素の捩れ角度３０゜〕を
装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤として生石灰１．
５ｔを装入して鋼スクラップ溶解を実施した。
ｔが存在する転炉（上吹酸素ランス及び３個のスパイラ
ル三重管ノズル〔螺旋状案内要素の捩れ角度３０゜〕を
装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤として生石灰１．
５ｔを装入して鋼スクラップ溶解を実施した。
その際、３個の３重管ノズルの内管より微粉の無煙炭を
N2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積当り平均
１．４kg／Nm3（設定値）で吹き込み、又内管と中管の
間より全酸素量の１５％の酸素を捩れを与えて吹込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
N2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積当り平均
１．４kg／Nm3（設定値）で吹き込み、又内管と中管の
間より全酸素量の１５％の酸素を捩れを与えて吹込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
このときの目標２次燃焼率は３０％であり、上吹酸素ラ
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
２次燃焼率が目標値に達しない場合には浴中〔Ｃ〕が低
下するのでその補償のため設定値より無煙炭吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。溶解の後半は炭材吹込速度を高めて３．８％に加炭
した。
下するのでその補償のため設定値より無煙炭吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。溶解の後半は炭材吹込速度を高めて３．８％に加炭
した。
また溶融鉄の温度は鋼スクラップ装入と同時に低下し、
溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400℃に昇温して
溶解を終えた。
溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400℃に昇温して
溶解を終えた。
第１２図に溶解過程の２次燃焼率、炭材吹込速度、ラン
ス高さの推移を示す。
ス高さの推移を示す。
（比較例） 前ヒートの種湯（〔Ｃ〕＝３．４％、温度1380℃）７０
ｔが存在する転炉（上吹酸即ランス及び３個のストレー
ト三重管ノズルを装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤
として生石灰１．５を装入して溶解を実施した。
ｔが存在する転炉（上吹酸即ランス及び３個のストレー
ト三重管ノズルを装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤
として生石灰１．５を装入して溶解を実施した。
その際、３個のストレート三重管ノズルの内管より微粉
の無煙炭をN2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積
当り平均１．４kg／Nm3で吹き込み、又内管と中管の間
より全酸素量の１５％の酸素をストレートに吹き込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹き込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
の無煙炭をN2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積
当り平均１．４kg／Nm3で吹き込み、又内管と中管の間
より全酸素量の１５％の酸素をストレートに吹き込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹き込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
このときの目標２次燃焼率は３０％であり、上吹酸素ラ
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
２次燃焼率が目標値に達しない場合には浴中〔Ｃ〕が低
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。
溶解の後半は炭材吹込速度を高めて３．８％に加炭し
た。また溶融鉄の温度は鋼スクラップ装入と同時に低下
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1410℃に昇温
して溶解を終えた。
た。また溶融鉄の温度は鋼スクラップ装入と同時に低下
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1410℃に昇温
して溶解を終えた。
第１３図に溶解過程の２次燃焼率、炭材吹込速度、ラン
ス高さの推移を示す。
ス高さの推移を示す。
（従来例） 前ヒートの種湯（〔Ｃ〕＝３．５％、温度1370℃）７０
ｔが存在する転炉（上吹酸素ランス及び６個のストレー
ト三重管ノズルを装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤
として生石灰１．５ｔを装入して鋼スクラップを溶解し
た。
ｔが存在する転炉（上吹酸素ランス及び６個のストレー
ト三重管ノズルを装備）に鋼スクラップ３０ｔ、造滓剤
として生石灰１．５ｔを装入して鋼スクラップを溶解し
た。
その際、６個のストレート３重管ノズルの内管より微粉
の無煙炭をN2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積
当り平均１．４kg／Nm3で吹き込み、又内管と中管の間
より全酸素量の３０％の酸素をストレートに吹き込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
の無煙炭をN2ガスをキャリヤーガスとして酸素単位容積
当り平均１．４kg／Nm3で吹き込み、又内管と中管の間
より全酸素量の３０％の酸素をストレートに吹き込み、
更に中管と外管との間よりLPGを底吹酸素量の約１０vol
％吹込んだ。尚、全通酸速度は16,000Nm3/hrである。
このときの目標２次燃焼率は３０％であり、上吹酸素ラ
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
ンスのランス高さを調節して目標値に制御した。
２次燃焼率が目標値に達しない場合には浴中〔Ｃ〕が低
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。溶解の後半は炭材吹込速度を高めて３．９％に加炭
した。
下するので、その補償のため設定値より炭材吹込速度を
高めて溶融鉄中の〔Ｃ〕を３．０〜３．５％に維持し
た。溶解の後半は炭材吹込速度を高めて３．９％に加炭
した。
また溶解鉄の温度は、鋼スクラップ装入と同時に低下
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400℃の昇温
して溶解を終えた。
し、溶解が進むにつれて上昇し、最終的に1400℃の昇温
して溶解を終えた。
第１４図に溶解過程の２次燃焼率、炭材吹込速度、上吹
ランス高さの推移を示す。
ランス高さの推移を示す。
前記実施例、比較例、従来例における平均２次燃焼率、
炭材原単位、酸素原単位、LPG原単位、炉底耐火物損耗
速度を下表に示す。
炭材原単位、酸素原単位、LPG原単位、炉底耐火物損耗
速度を下表に示す。
（発明の効果） 以上詳述したように、本発明法によれば従来法よりも低
い底吹酸素比率で従来法と同等の２次燃焼率を確保し、
従来法と同等の炭材、酸素原単位で含鉄冷材を溶解し、
かつ従来法に比べて底含設備費、冷却用非酸化性ガス、
保護ガス使用量、炉底耐火物損耗速度を低減することが
できる。
い底吹酸素比率で従来法と同等の２次燃焼率を確保し、
従来法と同等の炭材、酸素原単位で含鉄冷材を溶解し、
かつ従来法に比べて底含設備費、冷却用非酸化性ガス、
保護ガス使用量、炉底耐火物損耗速度を低減することが
できる。
第１図は含鉄冷材の溶解方法の説明図、第２図，第３図
は従来法で使用する三重管ノズル（ストレート三重管ノ
ズル）の構造の説明図、第４図は含鉄冷材の溶解方法に
おける２次燃焼率と炭材、酸素原単位の関係の説明図、
第５図は従来法の２次燃焼率の推移例の説明図、第６図
は本発明法の２次燃焼率の推移例の説明図、第７図は本
発明法及び従来法における底吹酸素比率と２次燃焼率の
安定性との関係の説明図、第８図は溶融鉄の〔Ｃ〕濃度
とスロッピング発生頻度との関係の説明図、第９図，第
１０図は本発明法で使用する三重管ノズルの一実施例の
説明図、第１１図は底吹酸素比率が２０％未満、１０％
以上の低底吹酸素比率であっても従来法と同程度の高位
でかつ安定した２次燃焼率が得られる推定メカニズムの
説明図である。第１２図、第１３図、第１４図は実施
例、比較例、従来例における溶解過程の２次燃焼率、炭
材吹込速度、上吹ランス高さの推移図である。１ …三重管ノズル（ストレート三重管ノズル）、２…内
管、３…中管、４…外管、５…間隙、６…間隙、７…突
起部、８…突起部、９…炉体鉄皮、１０…炉体内張耐火
物、１２…螺旋状案内要素、１３…三重管ノズル（スパ
イラル三重管ノズル）、１４…酸素上吹ランス、１５…
転炉、１６…溶融鉄、１７…含鉄冷材、１８…分散領
域、１９…分散領域、２０…スラグ、２１…フリージェ
ット。
は従来法で使用する三重管ノズル（ストレート三重管ノ
ズル）の構造の説明図、第４図は含鉄冷材の溶解方法に
おける２次燃焼率と炭材、酸素原単位の関係の説明図、
第５図は従来法の２次燃焼率の推移例の説明図、第６図
は本発明法の２次燃焼率の推移例の説明図、第７図は本
発明法及び従来法における底吹酸素比率と２次燃焼率の
安定性との関係の説明図、第８図は溶融鉄の〔Ｃ〕濃度
とスロッピング発生頻度との関係の説明図、第９図，第
１０図は本発明法で使用する三重管ノズルの一実施例の
説明図、第１１図は底吹酸素比率が２０％未満、１０％
以上の低底吹酸素比率であっても従来法と同程度の高位
でかつ安定した２次燃焼率が得られる推定メカニズムの
説明図である。第１２図、第１３図、第１４図は実施
例、比較例、従来例における溶解過程の２次燃焼率、炭
材吹込速度、上吹ランス高さの推移図である。１ …三重管ノズル（ストレート三重管ノズル）、２…内
管、３…中管、４…外管、５…間隙、６…間隙、７…突
起部、８…突起部、９…炉体鉄皮、１０…炉体内張耐火
物、１２…螺旋状案内要素、１３…三重管ノズル（スパ
イラル三重管ノズル）、１４…酸素上吹ランス、１５…
転炉、１６…溶融鉄、１７…含鉄冷材、１８…分散領
域、１９…分散領域、２０…スラグ、２１…フリージェ
ット。
Claims (1)
- 【請求項１】上吹酸素ランスを有すると共に炉底に三重
管ノズルを有する転炉を用い、溶融鉄の存在する上記転
炉内に含鉄冷材を供給し、上記三重管ノズルの内管より
非酸化性ガスと共に炭材を、中管より酸素を、外管より
冷却用非酸化性ガスを吹き込むと共に上記上吹酸素ラン
スより酸素を供給し含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る含鉄
冷材の溶解方法において、上記溶解過程における上記溶
融鉄の温度を１４５０℃以下、〔Ｃ〕を３％以上に維持
し、上記底吹酸素比率を上底吹全酸素量の１０％以上、
２０％未満とすると共に上記底吹酸素が捩じれを付与さ
れて三重管ノズルを離れ、そして溶融鉄浴中に入るよう
にすることを特徴する含鉄冷材の溶解方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP30026388A JPH068447B2 (ja) | 1988-01-29 | 1988-11-28 | 含鉄冷材の溶解方法 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63-17398 | 1988-01-29 | ||
| JP1739888 | 1988-01-29 | ||
| JP30026388A JPH068447B2 (ja) | 1988-01-29 | 1988-11-28 | 含鉄冷材の溶解方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01283312A JPH01283312A (ja) | 1989-11-14 |
| JPH068447B2 true JPH068447B2 (ja) | 1994-02-02 |
Family
ID=26353905
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP30026388A Expired - Lifetime JPH068447B2 (ja) | 1988-01-29 | 1988-11-28 | 含鉄冷材の溶解方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH068447B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US9402478B2 (en) | 2011-07-15 | 2016-08-02 | Itoki Corporation | Rocking chair and spring unit used therein |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2010032642A1 (ja) | 2008-09-16 | 2010-03-25 | 株式会社Istc | 溶鉄の製造方法 |
-
1988
- 1988-11-28 JP JP30026388A patent/JPH068447B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US9402478B2 (en) | 2011-07-15 | 2016-08-02 | Itoki Corporation | Rocking chair and spring unit used therein |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01283312A (ja) | 1989-11-14 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
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Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080202 Year of fee payment: 14 |
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| EXPY | Cancellation because of completion of term |