JP2867918B2 - 精錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法 - Google Patents
精錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法Info
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】この発明は、転炉に代表される精
錬容器の耐火物稼働面の保護のためのスラグコーティン
グの有効厚みの推定方法に関する。
錬容器の耐火物稼働面の保護のためのスラグコーティン
グの有効厚みの推定方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】精錬容器、例えば上底吹き転炉において
は、従来の上吹き転炉に比較して歩留や副原料などの冶
金特性が大きく改善されるというメリットを有する反
面、底部耐火物コストが上昇するというデメリットも有
していた。底部羽口煉瓦およびその近傍の耐火物は、火
点からの強烈な加熱と外管流入ガスの冷却による激しい
温度変動と、ガス気泡によるバックアタック現象のた
め、熱的スポーリングと機械的な衝撃により損耗すると
考えられている。この激しい温度変動を緩和しバックア
タックから羽口煉瓦および耐火物面を保護するために
は、煉瓦および耐火物表面に適正なスラグコーティング
層を形成することが必要である。
は、従来の上吹き転炉に比較して歩留や副原料などの冶
金特性が大きく改善されるというメリットを有する反
面、底部耐火物コストが上昇するというデメリットも有
していた。底部羽口煉瓦およびその近傍の耐火物は、火
点からの強烈な加熱と外管流入ガスの冷却による激しい
温度変動と、ガス気泡によるバックアタック現象のた
め、熱的スポーリングと機械的な衝撃により損耗すると
考えられている。この激しい温度変動を緩和しバックア
タックから羽口煉瓦および耐火物面を保護するために
は、煉瓦および耐火物表面に適正なスラグコーティング
層を形成することが必要である。
【０００３】耐火物の溶損状況の測定方法としては、溶
鉱炉の炉内現象を示す信号をトリガー信号として検知す
ると共に、該溶鉱炉の耐火壁に埋設された温度検知セン
サによって炉厚方向の異なる点における温度を測定し、
前記トリガー信号との間における相関性のそれぞれの時
間的遅れと、各測温点の炉心からの半径方向の距離との
関係を解析することにより耐火壁の損耗位置を把握する
方法（特公昭５７−５１４４４号公報）、ＲＨ炉の測定
対象羽口へ流体を供給する配管に設けられた流量計およ
び圧力計と、予め求めた当該羽口の流量、圧力損失およ
び流体抵抗の関係から、前記流量計および圧力計からの
現信号に基づいて現流体抵抗を求めて溶損程度を判断す
る溶損演算装置とを備えた装置（実開昭６３−１１９６
５４号公報）等が提案されている。
鉱炉の炉内現象を示す信号をトリガー信号として検知す
ると共に、該溶鉱炉の耐火壁に埋設された温度検知セン
サによって炉厚方向の異なる点における温度を測定し、
前記トリガー信号との間における相関性のそれぞれの時
間的遅れと、各測温点の炉心からの半径方向の距離との
関係を解析することにより耐火壁の損耗位置を把握する
方法（特公昭５７−５１４４４号公報）、ＲＨ炉の測定
対象羽口へ流体を供給する配管に設けられた流量計およ
び圧力計と、予め求めた当該羽口の流量、圧力損失およ
び流体抵抗の関係から、前記流量計および圧力計からの
現信号に基づいて現流体抵抗を求めて溶損程度を判断す
る溶損演算装置とを備えた装置（実開昭６３−１１９６
５４号公報）等が提案されている。
【０００４】また、精錬容器、例えば、転炉耐火物の溶
損、特に羽口部の溶損の計測方法としては、従来、レー
ザ方式（ＡＧＡ）、電気パルス反射方式（ＴＤＲ）およ
び２重シース多対構造熱電対センサ（Ｆｉｎｅ Ｍｕｌ
ｔｉ Ｔｈｅｒｍｏ）（以下ＦＭＴセンサという）法お
よびＭＦＲ法（「鉄と鋼」第７０年（１９８４）第９
号、Ｐ１６９〜１７５）などが報告されている。ＦＭＴ
センサ法は、連続測定できると共に、寸法測定以外に熱
挙動を測定できる点で優位性を有しており、この特性を
活かした測温による耐火物稼働面の侵食推定について、
いくつかの報告がなされている。また、スラグの粘性を
スラグ中のトータルＦｅ（以下Ｔ．Ｆｅという）、Ｍｎ
Ｏ、Ａｌ2Ｏ3およびＭｇＯの関係から指標で表し、この
指標を用いてスラグコーティングの付着性を評価し、ス
ラグ中のＴ．Ｆｅに応じてＡｌ2Ｏ3およびＭｇＯをコン
トロールすると共に、固化剤を増量して付着性の良好な
スラグコーティングを得ることがＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ
Ｖｏｌ．７（１９９４） Ｐ１１２３に開示されてい
る。
損、特に羽口部の溶損の計測方法としては、従来、レー
ザ方式（ＡＧＡ）、電気パルス反射方式（ＴＤＲ）およ
び２重シース多対構造熱電対センサ（Ｆｉｎｅ Ｍｕｌ
ｔｉ Ｔｈｅｒｍｏ）（以下ＦＭＴセンサという）法お
よびＭＦＲ法（「鉄と鋼」第７０年（１９８４）第９
号、Ｐ１６９〜１７５）などが報告されている。ＦＭＴ
センサ法は、連続測定できると共に、寸法測定以外に熱
挙動を測定できる点で優位性を有しており、この特性を
活かした測温による耐火物稼働面の侵食推定について、
いくつかの報告がなされている。また、スラグの粘性を
スラグ中のトータルＦｅ（以下Ｔ．Ｆｅという）、Ｍｎ
Ｏ、Ａｌ2Ｏ3およびＭｇＯの関係から指標で表し、この
指標を用いてスラグコーティングの付着性を評価し、ス
ラグ中のＴ．Ｆｅに応じてＡｌ2Ｏ3およびＭｇＯをコン
トロールすると共に、固化剤を増量して付着性の良好な
スラグコーティングを得ることがＣＡＭＰ−ＩＳＩＪ
Ｖｏｌ．７（１９９４） Ｐ１１２３に開示されてい
る。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】上記特公昭５７−５１
４４４号公報、実開昭６３−１１９６５４号公報等に開
示の従来の測定および推定方法は、耐火物残寸の推定が
主体であって、スラグコーティング層の推定報告および
推定例は、現在までのところ見られない。このため、従
来の方法では、溶損の進行に大きな影響を及ぼすスラグ
コーティング層の形成状況が把握できないため、耐火物
稼働面の溶損が進行し、あるいは、過度のスラグコーテ
ィング層の形成について底部羽口の閉塞によって引き起
こされる精錬反応効率の低下を発生する可能性がある。
また、付着性の良好なスラグコーティングを得る方法
は、常にスラグ組成を把握し、固化剤を添加してスラグ
の付着性をコントロールする必要があり、操作が煩雑で
あり、その付着厚さまでは把握できないという欠点を有
している。
４４４号公報、実開昭６３−１１９６５４号公報等に開
示の従来の測定および推定方法は、耐火物残寸の推定が
主体であって、スラグコーティング層の推定報告および
推定例は、現在までのところ見られない。このため、従
来の方法では、溶損の進行に大きな影響を及ぼすスラグ
コーティング層の形成状況が把握できないため、耐火物
稼働面の溶損が進行し、あるいは、過度のスラグコーテ
ィング層の形成について底部羽口の閉塞によって引き起
こされる精錬反応効率の低下を発生する可能性がある。
また、付着性の良好なスラグコーティングを得る方法
は、常にスラグ組成を把握し、固化剤を添加してスラグ
の付着性をコントロールする必要があり、操作が煩雑で
あり、その付着厚さまでは把握できないという欠点を有
している。
【０００６】この発明の目的は、上記従来技術の欠点を
解消し、精錬容器の耐火物稼働面の保護作用の高いスラ
グコーティング層の形状の推定を可能とすることによっ
て、適正なスラグコーティング層を形成できる精錬容器
のスラグコーティング有効厚み推定方法を提供すること
にある。
解消し、精錬容器の耐火物稼働面の保護作用の高いスラ
グコーティング層の形状の推定を可能とすることによっ
て、適正なスラグコーティング層を形成できる精錬容器
のスラグコーティング有効厚み推定方法を提供すること
にある。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、上記目的
を達成すべく適正なスラグコーティング層を形成するた
めの諸条件の因子について鋭意試験研究を行った。その
結果、耐火物稼働面での温度変化は、耐火物内を稼働面
と垂直方向の熱伝播によることが知られている。この発
明は耐火物内の熱伝播に要する時間が、耐火物の厚さに
比例する特性を生かし、稼働面へのスラグコーティング
層が形成されているときと、そうでないときにおいて、
耐火物内に埋設された熱電対までの熱伝播時間に差が生
じ、この差がスラグコーティング層の状況を示す指標で
あることを究明し、この発明に到達した。
を達成すべく適正なスラグコーティング層を形成するた
めの諸条件の因子について鋭意試験研究を行った。その
結果、耐火物稼働面での温度変化は、耐火物内を稼働面
と垂直方向の熱伝播によることが知られている。この発
明は耐火物内の熱伝播に要する時間が、耐火物の厚さに
比例する特性を生かし、稼働面へのスラグコーティング
層が形成されているときと、そうでないときにおいて、
耐火物内に埋設された熱電対までの熱伝播時間に差が生
じ、この差がスラグコーティング層の状況を示す指標で
あることを究明し、この発明に到達した。
【０００８】すなわちこの発明は、精錬容器のスラグコ
ーティング層有効厚みの推定方法において、予め精錬容
器用の耐火物内深さ方向に埋設した１個以上の熱電対に
よる測温結果に基づいて、耐火物内の深さ方向への伝熱
速度を求め、吹錬開始および出鋼開始からの熱信号が精
錬容器稼働面より予め埋設した熱電対に伝播するまでの
熱伝播時間をそれぞれ求め、吹錬開始の熱信号が熱電対
に伝播するまでの熱伝播時間から前記吹錬開始の直前出
鋼開始の熱信号が熱電対に伝播するまでの熱伝播時間を
差し引き、前記伝熱速度と熱伝播時間差とに基づき、ス
ラグコーティング層厚を推定することを特徴とする精錬
容器のスラグコーティング有効厚み推定方法である。
ーティング層有効厚みの推定方法において、予め精錬容
器用の耐火物内深さ方向に埋設した１個以上の熱電対に
よる測温結果に基づいて、耐火物内の深さ方向への伝熱
速度を求め、吹錬開始および出鋼開始からの熱信号が精
錬容器稼働面より予め埋設した熱電対に伝播するまでの
熱伝播時間をそれぞれ求め、吹錬開始の熱信号が熱電対
に伝播するまでの熱伝播時間から前記吹錬開始の直前出
鋼開始の熱信号が熱電対に伝播するまでの熱伝播時間を
差し引き、前記伝熱速度と熱伝播時間差とに基づき、ス
ラグコーティング層厚を推定することを特徴とする精錬
容器のスラグコーティング有効厚み推定方法である。
【０００９】また、精錬容器のスラグコーティング層厚
みの推定方法において、予め精錬容器用の耐火物内深さ
方向に埋設した１個以上の熱電対による測温結果に基づ
いて、耐火物内の深さ方向への伝熱速度を求め、吹錬開
始および出鋼開始からの熱信号が精錬容器稼働面より予
め埋設した熱電対に伝播するまでの熱伝播時間をそれぞ
れ求め、吹錬開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づい
て吹錬開始時の耐火物残厚を求め、前記吹錬開始直前の
出鋼開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づいて出鋼開
始時の耐火物残厚を求め、それぞれの耐火物残厚の差を
スラグコーティング層厚と推定することを特徴とする精
錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法である。
みの推定方法において、予め精錬容器用の耐火物内深さ
方向に埋設した１個以上の熱電対による測温結果に基づ
いて、耐火物内の深さ方向への伝熱速度を求め、吹錬開
始および出鋼開始からの熱信号が精錬容器稼働面より予
め埋設した熱電対に伝播するまでの熱伝播時間をそれぞ
れ求め、吹錬開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づい
て吹錬開始時の耐火物残厚を求め、前記吹錬開始直前の
出鋼開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づいて出鋼開
始時の耐火物残厚を求め、それぞれの耐火物残厚の差を
スラグコーティング層厚と推定することを特徴とする精
錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法である。
【００１０】
【作用】耐火物稼働面での温度変化は、耐火物内を稼働
面と垂直方向の熱伝播によることが知られている。した
がって、耐火物内の深さ方向への伝熱速度は、耐火物内
深さ方向に埋設した１個または複数個の熱電対からなる
温度センサの測温結果から、単位時間当たりの伝熱距離
で求めることができる。この発明における耐火物内熱伝
播による耐火物稼働面の状況推定を、操業区分、溶鋼温
度の推移、熱電対の温度推移、稼働面での推定模式図と
の関係を示す図６に基づいて説明する。図６に示すとお
り、吹錬が開始されると溶銑温度が順次上昇し、これに
伴って熱電対は、吹錬開始からＴ1、Ｔ3の遅れ時間で温
度の上昇を関知し、また、出鋼からＴ2の遅れ時間で温
度の降下を感知する。
面と垂直方向の熱伝播によることが知られている。した
がって、耐火物内の深さ方向への伝熱速度は、耐火物内
深さ方向に埋設した１個または複数個の熱電対からなる
温度センサの測温結果から、単位時間当たりの伝熱距離
で求めることができる。この発明における耐火物内熱伝
播による耐火物稼働面の状況推定を、操業区分、溶鋼温
度の推移、熱電対の温度推移、稼働面での推定模式図と
の関係を示す図６に基づいて説明する。図６に示すとお
り、吹錬が開始されると溶銑温度が順次上昇し、これに
伴って熱電対は、吹錬開始からＴ1、Ｔ3の遅れ時間で温
度の上昇を関知し、また、出鋼からＴ2の遅れ時間で温
度の降下を感知する。
【００１１】したがって、吹錬開始および出鋼開始から
それらの熱信号が熱電対に伝播するまでの熱伝播時間Ｔ
1、Ｔ2、Ｔ3を求め、出鋼開始の熱信号が熱電対に伝播
するまでの熱伝播時間Ｔ2に前記伝熱速度を乗じること
によって、耐火物残厚Ｂを推定することができる。ま
た、出鋼後の再度の吹錬開始の熱信号が熱電対に伝播す
るまでの熱伝播時間Ｔ3から前記出鋼開始の熱的信号が
熱電対に伝播するまでの熱伝播時間Ｔ2を除した時間
（Ｔ3−Ｔ2）に前記伝熱速度を乗じることによって、コ
ーティング層厚を推定することができる。
それらの熱信号が熱電対に伝播するまでの熱伝播時間Ｔ
1、Ｔ2、Ｔ3を求め、出鋼開始の熱信号が熱電対に伝播
するまでの熱伝播時間Ｔ2に前記伝熱速度を乗じること
によって、耐火物残厚Ｂを推定することができる。ま
た、出鋼後の再度の吹錬開始の熱信号が熱電対に伝播す
るまでの熱伝播時間Ｔ3から前記出鋼開始の熱的信号が
熱電対に伝播するまでの熱伝播時間Ｔ2を除した時間
（Ｔ3−Ｔ2）に前記伝熱速度を乗じることによって、コ
ーティング層厚を推定することができる。
【００１２】さらに、吹錬開始および出鋼開始からの熱
信号が吹錬容器稼働面より予め埋設した熱電対に伝播す
るまでの熱伝播時間Ｔ3、Ｔ2を求め、吹錬開始時の熱伝
播時間Ｔ3と前記伝熱速度に基づいて吹錬開始時の耐火
物残厚Ｃを求め、出鋼開始時の熱伝播時間Ｔ2と伝熱速
度とに基づいて出鋼開始時の耐火物残厚Ｂを求め、それ
ぞれの耐火物残厚の差（Ｃ−Ｂ）をスラグコーティング
層厚と推定することができる。さらにまた、前記伝熱速
度算出用の熱電対を精錬容器の耐火物内深さ方向に埋設
し、吹錬開始時および出鋼開始時の熱信号測定用の熱電
対と兼用することもできる。また、耐火物内の深さ方向
への伝熱速度算出用の熱電対と、吹錬開始時および出鋼
開始時の熱信号測定用の熱電対は、耐火物内深さ方向に
所定間隔で埋設した複数個の熱電対からなり、前記熱信
号測定用に稼働面から最も近い熱電対の熱信号を採用す
ることもできる。
信号が吹錬容器稼働面より予め埋設した熱電対に伝播す
るまでの熱伝播時間Ｔ3、Ｔ2を求め、吹錬開始時の熱伝
播時間Ｔ3と前記伝熱速度に基づいて吹錬開始時の耐火
物残厚Ｃを求め、出鋼開始時の熱伝播時間Ｔ2と伝熱速
度とに基づいて出鋼開始時の耐火物残厚Ｂを求め、それ
ぞれの耐火物残厚の差（Ｃ−Ｂ）をスラグコーティング
層厚と推定することができる。さらにまた、前記伝熱速
度算出用の熱電対を精錬容器の耐火物内深さ方向に埋設
し、吹錬開始時および出鋼開始時の熱信号測定用の熱電
対と兼用することもできる。また、耐火物内の深さ方向
への伝熱速度算出用の熱電対と、吹錬開始時および出鋼
開始時の熱信号測定用の熱電対は、耐火物内深さ方向に
所定間隔で埋設した複数個の熱電対からなり、前記熱信
号測定用に稼働面から最も近い熱電対の熱信号を採用す
ることもできる。
【００１３】このため、この発明においては、連続して
スラグコーティング状況を推定することが可能となり、
適正なスラグコーティング層の形成による稼働面の溶損
の進行を抑制できると共に、過度のスラグコーティング
層の形成による底吹き羽口の閉塞によって引き起こされ
る精錬反応率の低下を防止することができ、精錬容器の
耐火物の長寿命化を図ることができる。なお、この発明
における伝熱速度の算出は、必ずしも精錬容器そのもの
を必要とせず、精錬容器に内張りされている耐火物と同
一耐火物を用い、実験炉において算出することも可能で
ある。また、測温用熱電対は、所定間隔をおいて多数設
けてもよいが、１個でも十分測定可能である。さらに、
精錬容器に埋設する熱電対は、１個あれば十分であり、
ＦＭＴセンサ等複数の熱電対を埋設使用する場合は、稼
働面に最も近い熱電対で測定すると稼働面に近いために
温度変化が顕著に表れ、正確な熱伝播時間が測定でき
る。
スラグコーティング状況を推定することが可能となり、
適正なスラグコーティング層の形成による稼働面の溶損
の進行を抑制できると共に、過度のスラグコーティング
層の形成による底吹き羽口の閉塞によって引き起こされ
る精錬反応率の低下を防止することができ、精錬容器の
耐火物の長寿命化を図ることができる。なお、この発明
における伝熱速度の算出は、必ずしも精錬容器そのもの
を必要とせず、精錬容器に内張りされている耐火物と同
一耐火物を用い、実験炉において算出することも可能で
ある。また、測温用熱電対は、所定間隔をおいて多数設
けてもよいが、１個でも十分測定可能である。さらに、
精錬容器に埋設する熱電対は、１個あれば十分であり、
ＦＭＴセンサ等複数の熱電対を埋設使用する場合は、稼
働面に最も近い熱電対で測定すると稼働面に近いために
温度変化が顕著に表れ、正確な熱伝播時間が測定でき
る。
【００１４】
実施例１ １６０Ｔｏｎ／チャージの上底吹き転炉の底部羽口から
１３０ｍｍ離れた位置の底部耐火物内に、３対の熱電対
からなるＦＭＴセンサを各熱電対が稼働面から１５０ｍ
ｍ、２００ｍｍ、２５０ｍｍの位置に位置するよう配設
し、耐火物内熱挙動を連続測定し、耐火物稼働面からの
距離（ｍｍ）と熱伝播に要する時間との関係を求めた。
その結果を図１に示す。図１に示すとおり、耐火物内の
伝熱速度は、約１０ｍｍ／ｍｉｎであった。次に前記図
６に示す推定原理に基づき、上記上底吹き転炉の４０チ
ャージから７６チャージまでの出鋼温度１６４５〜１７
１０℃の条件において、稼働面から一番近いＦＭＴセン
サの熱電対までの耐火物厚みを、吹錬開始および出鋼開
始からそれらの熱信号が稼働面に最も近い熱電対に伝播
するまでの熱伝播時間を求め、出鋼開始の熱信号が稼働
面に最も近い熱電対に伝播するまでの熱伝播時間に前記
伝熱速度を乗じることによって、耐火物残厚を推定し
た。その結果を図２に示す。また、出鋼後の再度の吹錬
開始の熱信号が稼働面に最も近い熱電対に伝播するまで
の熱伝播時間から前記出鋼開始の熱信号が稼働面に最も
近い熱電対に伝播するまでの熱伝播時間を減じた時間に
伝熱速度を乗じることによって、コーティング層厚を推
定した。その結果を図３に示す。
１３０ｍｍ離れた位置の底部耐火物内に、３対の熱電対
からなるＦＭＴセンサを各熱電対が稼働面から１５０ｍ
ｍ、２００ｍｍ、２５０ｍｍの位置に位置するよう配設
し、耐火物内熱挙動を連続測定し、耐火物稼働面からの
距離（ｍｍ）と熱伝播に要する時間との関係を求めた。
その結果を図１に示す。図１に示すとおり、耐火物内の
伝熱速度は、約１０ｍｍ／ｍｉｎであった。次に前記図
６に示す推定原理に基づき、上記上底吹き転炉の４０チ
ャージから７６チャージまでの出鋼温度１６４５〜１７
１０℃の条件において、稼働面から一番近いＦＭＴセン
サの熱電対までの耐火物厚みを、吹錬開始および出鋼開
始からそれらの熱信号が稼働面に最も近い熱電対に伝播
するまでの熱伝播時間を求め、出鋼開始の熱信号が稼働
面に最も近い熱電対に伝播するまでの熱伝播時間に前記
伝熱速度を乗じることによって、耐火物残厚を推定し
た。その結果を図２に示す。また、出鋼後の再度の吹錬
開始の熱信号が稼働面に最も近い熱電対に伝播するまで
の熱伝播時間から前記出鋼開始の熱信号が稼働面に最も
近い熱電対に伝播するまでの熱伝播時間を減じた時間に
伝熱速度を乗じることによって、コーティング層厚を推
定した。その結果を図３に示す。
【００１５】図２に示すとおり、稼働面から一番近いＦ
ＭＴセンサの熱電対の温度挙動から、耐火物残厚を推定
することができた。また、図３に示すとおり、稼働面か
ら一番近いＦＭＴセンサの熱電対の温度挙動から、スラ
グコーティング層厚の推定することができた。なお、稼
働面から一番近いＦＭＴセンサの熱電対の埋設位置は、
既知であるので、耐火物残厚より溶損量を演算により求
めることができる。
ＭＴセンサの熱電対の温度挙動から、耐火物残厚を推定
することができた。また、図３に示すとおり、稼働面か
ら一番近いＦＭＴセンサの熱電対の温度挙動から、スラ
グコーティング層厚の推定することができた。なお、稼
働面から一番近いＦＭＴセンサの熱電対の埋設位置は、
既知であるので、耐火物残厚より溶損量を演算により求
めることができる。
【００１６】実施例２ 前記実施例１において、上記上底吹き転炉のチャージ回
数の進行に伴う炉底耐火物稼働面の変化量に及ぼす出鋼
温度、スラグコーティング厚みの影響を整理した。その
結果を図４に示す。また、炉底耐火物稼働面の溶損抑制
のためにスラグコーティング層を形成する条件につい
て、前チャージの出鋼温度および次チャージまでの非吹
錬時間の影響を調査した。その結果を図５に示す。
数の進行に伴う炉底耐火物稼働面の変化量に及ぼす出鋼
温度、スラグコーティング厚みの影響を整理した。その
結果を図４に示す。また、炉底耐火物稼働面の溶損抑制
のためにスラグコーティング層を形成する条件につい
て、前チャージの出鋼温度および次チャージまでの非吹
錬時間の影響を調査した。その結果を図５に示す。
【００１７】図４に示すとおり、出鋼温度１６８０℃以
下の通常操業において、スラグコーティング厚みを１０
０ｍｍ以上とすれば、炉底耐火物残厚に変化がなく、稼
働面の溶損を抑制することができる。また、図５に示す
とおり、出鋼温度１６８０℃以下の通常操業において、
前チャージの非吹錬時間を１０分以上とすれば、スラグ
コーティング厚みを常に１００ｍｍ以上に維持すること
ができる。
下の通常操業において、スラグコーティング厚みを１０
０ｍｍ以上とすれば、炉底耐火物残厚に変化がなく、稼
働面の溶損を抑制することができる。また、図５に示す
とおり、出鋼温度１６８０℃以下の通常操業において、
前チャージの非吹錬時間を１０分以上とすれば、スラグ
コーティング厚みを常に１００ｍｍ以上に維持すること
ができる。
【００１８】
【発明の効果】以上述べたとおり、この発明方法によれ
ば、精錬容器の底部耐火物内に埋設した熱電対に伝播す
る温度変化と、底部耐火物稼働面での操業区分との時間
差から、底部耐火物稼働面の溶損およびスラグコーティ
ング層の形成状況を連続して推定でき、底部耐火物の溶
損の抑制、スラグコーティング過多による羽口閉塞を防
止することができる。
ば、精錬容器の底部耐火物内に埋設した熱電対に伝播す
る温度変化と、底部耐火物稼働面での操業区分との時間
差から、底部耐火物稼働面の溶損およびスラグコーティ
ング層の形成状況を連続して推定でき、底部耐火物の溶
損の抑制、スラグコーティング過多による羽口閉塞を防
止することができる。
【図１】実施例１における耐火物稼働面からの距離（ｍ
ｍ）と熱伝播に要する時間との関係を示すグラフであ
る。
ｍ）と熱伝播に要する時間との関係を示すグラフであ
る。
【図２】実施例１における炉チャージ回数と稼働面から
一番近い熱電対までの耐火物厚みとの関係を示すグラフ
である。
一番近い熱電対までの耐火物厚みとの関係を示すグラフ
である。
【図３】実施例１における炉チャージ回数とスラグコー
ティング厚みとの関係を示すグラフである。
ティング厚みとの関係を示すグラフである。
【図４】実施例２における耐火物残厚変化と出鋼温度と
スラグコーティング厚みとの関係を示すグラフである。
スラグコーティング厚みとの関係を示すグラフである。
【図５】実施例２におけるスラグコーティング厚みと前
チャージの出鋼温度と前チャージの非吹錬時間との関係
を示すグラフである。
チャージの出鋼温度と前チャージの非吹錬時間との関係
を示すグラフである。
【図６】操業区分、溶鋼温度の推移、稼働面から一番近
い熱電対の温度推移、稼働面での推定模式図との関係を
示す稼働面状況推定説明図である。
い熱電対の温度推移、稼働面での推定模式図との関係を
示す稼働面状況推定説明図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｇ０１Ｂ 7/06 Ｇ０１Ｂ 7/06 Ｚ (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) C21C 5/46 C21C 5/44 F27B 3/16 F27D 1/00 F27D 21/00 G01B 7/06
Claims (4)
- 【請求項１】 精錬容器のスラグコーティング層有効厚
みの推定方法において、予め精錬容器用の耐火物内深さ
方向に埋設した１個以上の熱電対による測温結果に基づ
いて、耐火物内の深さ方向への伝熱速度を求め、吹錬開
始および出鋼開始からの熱信号が精錬容器稼働面より予
め埋設した熱電対に伝播するまでの熱伝播時間をそれぞ
れ求め、吹錬開始の熱信号が熱電対に伝播するまでの熱
伝播時間から前記吹錬開始の直前出鋼開始の熱信号が熱
電対に伝播するまでの熱伝播時間を差し引き、前記伝熱
速度と熱伝播時間差とに基づき、スラグコーティング層
厚を推定することを特徴とする精錬容器のスラグコーテ
ィング有効厚み推定方法。 - 【請求項２】 精錬容器のスラグコーティング層厚みの
推定方法において、予め精錬容器用の耐火物内深さ方向
に埋設した１個以上の熱電対による測温結果に基づい
て、耐火物内の深さ方向への伝熱速度を求め、吹錬開始
および出鋼開始からの熱信号が精錬容器稼働面より予め
埋設した熱電対に伝播するまでの熱伝播時間をそれぞれ
求め、吹錬開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づいて
吹錬開始時の耐火物残厚を求め、前記吹錬開始直前の出
鋼開始時の熱伝播時間と伝熱速度とに基づいて出鋼開始
時の耐火物残厚を求め、それぞれの耐火物残厚の差をス
ラグコーティング層厚と推定することを特徴とする精錬
容器のスラグコーティング有効厚み推定方法。 - 【請求項３】 伝熱速度算出用の熱電対を精錬容器の耐
火物内深さ方向に埋設し、吹錬開始時および出鋼開始時
の熱信号測定用の熱電対と兼用することを特徴とする請
求項１および２記載の精錬容器のスラグコーティング有
効厚み推定方法。 - 【請求項４】 耐火物内の深さ方向への伝熱速度算出用
の熱電対と、吹錬開始時および出鋼開始時の熱信号測定
用の熱電対は、耐火物内深さ方向に所定間隔で埋設した
複数個の熱電対からなり、前記熱信号測定用に稼働面か
ら最も近い熱電対の熱信号を採用することを特徴とする
請求項１および２記載の精錬容器のスラグコーティング
有効厚み推定方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11916695A JP2867918B2 (ja) | 1995-04-19 | 1995-04-19 | 精錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11916695A JP2867918B2 (ja) | 1995-04-19 | 1995-04-19 | 精錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08291313A JPH08291313A (ja) | 1996-11-05 |
| JP2867918B2 true JP2867918B2 (ja) | 1999-03-10 |
Family
ID=14754551
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11916695A Expired - Lifetime JP2867918B2 (ja) | 1995-04-19 | 1995-04-19 | 精錬容器のスラグコーティング有効厚み推定方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2867918B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102235855A (zh) * | 2010-04-21 | 2011-11-09 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种连铸结晶器渣层厚度的测量方法及装置 |
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5007945B2 (ja) * | 2007-10-02 | 2012-08-22 | 住友金属鉱山株式会社 | 非定常伝熱解析による電気炉スラグコーチング厚みの推定方法 |
| WO2011089621A2 (en) * | 2010-01-19 | 2011-07-28 | Aditya Birla Science & Technology Co. Ltd. | A soft sensor based on-line decision system for metallurgical processes |
| JP5559641B2 (ja) * | 2010-08-27 | 2014-07-23 | 太平洋セメント株式会社 | 炉内監視装置および炉内監視方法 |
-
1995
- 1995-04-19 JP JP11916695A patent/JP2867918B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102235855A (zh) * | 2010-04-21 | 2011-11-09 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种连铸结晶器渣层厚度的测量方法及装置 |
| CN102235855B (zh) * | 2010-04-21 | 2014-03-19 | 宝山钢铁股份有限公司 | 一种连铸结晶器渣层厚度的测量方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08291313A (ja) | 1996-11-05 |
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