JP2875413B2 - 溶融金属容器 - Google Patents
溶融金属容器Info
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- JP2875413B2 JP2875413B2 JP15907391A JP15907391A JP2875413B2 JP 2875413 B2 JP2875413 B2 JP 2875413B2 JP 15907391 A JP15907391 A JP 15907391A JP 15907391 A JP15907391 A JP 15907391A JP 2875413 B2 JP2875413 B2 JP 2875413B2
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- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、転炉や電気炉の如き精
錬炉に用いる内張りされた耐火物を有する溶融金属容器
に関するものである。
錬炉に用いる内張りされた耐火物を有する溶融金属容器
に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】溶融金属容器の内張り耐火物を冷却する
ための従来技術は、例えば特開昭57-67110号公報に開示
されているように、鉄皮外面を水、ガス、ミスト等によ
り冷却する方法がある。しかしながら、通常の溶融金属
容器では鉄皮と耐火物の間に生ずるエアギャップおよ
び、耐火物自体が熱抵抗となるため、鉄皮を冷却しても
内張り耐火物稼働面の温度の低下は小さいという問題が
あった。
ための従来技術は、例えば特開昭57-67110号公報に開示
されているように、鉄皮外面を水、ガス、ミスト等によ
り冷却する方法がある。しかしながら、通常の溶融金属
容器では鉄皮と耐火物の間に生ずるエアギャップおよ
び、耐火物自体が熱抵抗となるため、鉄皮を冷却しても
内張り耐火物稼働面の温度の低下は小さいという問題が
あった。
【０００３】エアギャップ防止に関しては、ギャップに
不定形耐火物を圧入する技術が特開昭52-36121号公報に
開示されているが、ギャップが溶融金属容器全面で連続
しているとは限らず、そのため、ギャップ全体に不定形
耐火物を圧入することは難しいという問題があった。ま
た、耐火物自体による熱抵抗は、耐火物厚みを薄くする
ことにより小さくできるが、その場合、耐火物の損耗速
度から決まる溶融金属容器の寿命が短くなり、操業に支
障を来すことになる。
不定形耐火物を圧入する技術が特開昭52-36121号公報に
開示されているが、ギャップが溶融金属容器全面で連続
しているとは限らず、そのため、ギャップ全体に不定形
耐火物を圧入することは難しいという問題があった。ま
た、耐火物自体による熱抵抗は、耐火物厚みを薄くする
ことにより小さくできるが、その場合、耐火物の損耗速
度から決まる溶融金属容器の寿命が短くなり、操業に支
障を来すことになる。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】鉄皮外面を冷却するこ
とにより耐火物の温度を低下させる際に鉄皮・耐火物間
に生ずるエアギャップ及び耐火物自体が大きな熱抵抗と
なって炉内からの抜熱を妨げることに対する従来の対策
技術にも問題があったので、本発明は、鉄皮・耐火物間
にエアギャップが生じても内張り耐火物温度を低下させ
ることのできる構造を有する溶融金属容器を提案するこ
とを目的とするものである。また、本発明は、特には、
鉄皮・耐火物間にエアギャップが生じても内張り耐火物
温度を低下させ、内張り耐火物の寿命を延長することが
可能な、上吹き酸素による二次燃焼を伴う溶融金属容器
を提案することを目的とする。
とにより耐火物の温度を低下させる際に鉄皮・耐火物間
に生ずるエアギャップ及び耐火物自体が大きな熱抵抗と
なって炉内からの抜熱を妨げることに対する従来の対策
技術にも問題があったので、本発明は、鉄皮・耐火物間
にエアギャップが生じても内張り耐火物温度を低下させ
ることのできる構造を有する溶融金属容器を提案するこ
とを目的とするものである。また、本発明は、特には、
鉄皮・耐火物間にエアギャップが生じても内張り耐火物
温度を低下させ、内張り耐火物の寿命を延長することが
可能な、上吹き酸素による二次燃焼を伴う溶融金属容器
を提案することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】すなわち、本発明は、水
冷、空冷あるいはミスト冷却される鉄皮外面を有し、上
吹き酸素による二次燃焼を伴う溶融金属容器において、
金属製フィンを前記鉄皮内面の内張り耐火物の内部に埋
め込み、固着し、内張り耐火物層を線膨張係数が２×10
-6（１／℃）以上のレンガで構成するか、あるいは内張
り耐火物層を〔線膨張係数＋｛ 500℃での線変化率
（％）｝／｛ 500×100 ｝〕が２×10-6（１／℃）以上
の不定形耐火物で構成したことを特徴とする溶融金属容
器であり、望ましくは、該フィンの間隔を内張り耐火物
層の厚みの 0.5倍以下で、かつ該フィンの長さを内張り
耐火物層の厚みの 0.5倍以上とするか、内張り耐火物層
を 800℃での熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃以上のレ
ンガあるいは不定形耐火物で構成するか、あるいは内張
り耐火物層を熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃未満の耐
火物で 200mm以下の厚みに構成する溶融金属容器であ
る。
冷、空冷あるいはミスト冷却される鉄皮外面を有し、上
吹き酸素による二次燃焼を伴う溶融金属容器において、
金属製フィンを前記鉄皮内面の内張り耐火物の内部に埋
め込み、固着し、内張り耐火物層を線膨張係数が２×10
-6（１／℃）以上のレンガで構成するか、あるいは内張
り耐火物層を〔線膨張係数＋｛ 500℃での線変化率
（％）｝／｛ 500×100 ｝〕が２×10-6（１／℃）以上
の不定形耐火物で構成したことを特徴とする溶融金属容
器であり、望ましくは、該フィンの間隔を内張り耐火物
層の厚みの 0.5倍以下で、かつ該フィンの長さを内張り
耐火物層の厚みの 0.5倍以上とするか、内張り耐火物層
を 800℃での熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃以上のレ
ンガあるいは不定形耐火物で構成するか、あるいは内張
り耐火物層を熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃未満の耐
火物で 200mm以下の厚みに構成する溶融金属容器であ
る。
【０００６】
【作 用】本発明方法の実施例を図１、図２に示す。鉄
皮１の外面には冷却管２が溶接され、その中を水、ガス
などの冷却媒体が流れることによって鉄皮及び内張り耐
火物を冷却する。冷却方法としては、これ以外に鉄皮に
冷却媒体を吹付ける方法等の鉄皮を介して内張り耐火物
を冷却する方法であれば、その方式にこだわらない。
皮１の外面には冷却管２が溶接され、その中を水、ガス
などの冷却媒体が流れることによって鉄皮及び内張り耐
火物を冷却する。冷却方法としては、これ以外に鉄皮に
冷却媒体を吹付ける方法等の鉄皮を介して内張り耐火物
を冷却する方法であれば、その方式にこだわらない。
【０００７】鉄皮の内面にはフィン４が溶接などで固着
されており、このフィン４の間にレンガ５が積まれるか
（図１参照）、あるいは不定形耐火物６が流し込まれる
（図２参照）。フィンの材質は熱伝導率の高い金属であ
ればよく、最も一般的には、鉄や銅が考えられる。通
常、鉄皮１とレンガ５、不定形耐火物６などの内張り耐
火物との間にはエアギャップが生じ、これが熱抵抗とな
って容器内部からの抜熱が妨げられる。本発明では、内
張り耐火物の内部に熱伝導率の高いフィン４が埋込まれ
ており、フィンを通して容器内部の熱を容器外へ効果的
に逃がすことができる。
されており、このフィン４の間にレンガ５が積まれるか
（図１参照）、あるいは不定形耐火物６が流し込まれる
（図２参照）。フィンの材質は熱伝導率の高い金属であ
ればよく、最も一般的には、鉄や銅が考えられる。通
常、鉄皮１とレンガ５、不定形耐火物６などの内張り耐
火物との間にはエアギャップが生じ、これが熱抵抗とな
って容器内部からの抜熱が妨げられる。本発明では、内
張り耐火物の内部に熱伝導率の高いフィン４が埋込まれ
ており、フィンを通して容器内部の熱を容器外へ効果的
に逃がすことができる。
【０００８】耐火物の温度低下量を増すためには、フィ
ンと内張り耐火物との間の接着を良くすることが必要で
あり、そのためには、内張り耐火物の線膨張係数が重要
な指標となる。レンガを内張りした溶融金属容器におい
て、レンガの線膨張係数とレンガ稼働面近傍の温度との
関係を図９に示す。稼働面近傍とは稼働面から10mm内部
の位置を示す。フィンなしの場合に比べて線膨張係数が
２×10-6（１／℃）以上の場合、稼働面近傍の温度が20
0 ℃低下する。これは、温度が上昇するにつれてレンガ
が膨張し、フィンとレンガとの間が接触するが、線膨張
係数が２×10-6（１／℃）以上のレンガを用いることに
より、フィンとレンガの間の密着がほぼ完全になること
に起因すると考えられる。
ンと内張り耐火物との間の接着を良くすることが必要で
あり、そのためには、内張り耐火物の線膨張係数が重要
な指標となる。レンガを内張りした溶融金属容器におい
て、レンガの線膨張係数とレンガ稼働面近傍の温度との
関係を図９に示す。稼働面近傍とは稼働面から10mm内部
の位置を示す。フィンなしの場合に比べて線膨張係数が
２×10-6（１／℃）以上の場合、稼働面近傍の温度が20
0 ℃低下する。これは、温度が上昇するにつれてレンガ
が膨張し、フィンとレンガとの間が接触するが、線膨張
係数が２×10-6（１／℃）以上のレンガを用いることに
より、フィンとレンガの間の密着がほぼ完全になること
に起因すると考えられる。
【０００９】不定形耐火物を内張りした場合には、流込
み後の乾燥により水分が抜けて収縮するため、レンガよ
り大きな線膨張係数でないとフィンとの接触が完全にな
らない。不定形耐火物を内張りした溶融金属容器におい
て、不定形耐火物の線膨張係数＋ 500℃での線変化率
（％）／ 500×100と稼働面近傍の温度との関係を図10
に示す。フィンなしの場合に比べて、 線膨張係数＋ 500℃での線変化率（％）／ 500×100 が２×10-6（１／℃）以上の場合、稼働面近傍の温度が
200℃低下する。不定形耐火物の場合、乾燥時の収縮分
を補うだけの線膨張係数の大きさが必要であるといえ
る。また、不定形耐火物の材質によっては、残存膨張性
を有するものがあり、この場合には線変化率が正の値と
なる。この場合も収縮する場合と同様に、 線膨張係数＋｛ 500℃での線変化率（％）｝／｛ 500×100 ｝ が２×10-6（１／℃）以上とすることによって、稼働面
近傍の温度を低下させることができる。なお 500℃での
線変化率で収縮分を代表させたのは、使用中の耐火物の
うち、フィンと接触する部分の温度が 100〜900 ℃とな
るためである。
み後の乾燥により水分が抜けて収縮するため、レンガよ
り大きな線膨張係数でないとフィンとの接触が完全にな
らない。不定形耐火物を内張りした溶融金属容器におい
て、不定形耐火物の線膨張係数＋ 500℃での線変化率
（％）／ 500×100と稼働面近傍の温度との関係を図10
に示す。フィンなしの場合に比べて、 線膨張係数＋ 500℃での線変化率（％）／ 500×100 が２×10-6（１／℃）以上の場合、稼働面近傍の温度が
200℃低下する。不定形耐火物の場合、乾燥時の収縮分
を補うだけの線膨張係数の大きさが必要であるといえ
る。また、不定形耐火物の材質によっては、残存膨張性
を有するものがあり、この場合には線変化率が正の値と
なる。この場合も収縮する場合と同様に、 線膨張係数＋｛ 500℃での線変化率（％）｝／｛ 500×100 ｝ が２×10-6（１／℃）以上とすることによって、稼働面
近傍の温度を低下させることができる。なお 500℃での
線変化率で収縮分を代表させたのは、使用中の耐火物の
うち、フィンと接触する部分の温度が 100〜900 ℃とな
るためである。
【００１０】上述のことから、線膨張係数が２×10
-6（１／℃）以上のレンガ、または線膨張係数＋｛ 500
℃での線変化率（％）／（ 500×100 ）｝が２×10
-6（１／℃）以上の不定形耐火物を内張りすることが、
容器内部からの効果的な抜熱のために極めて有効である
ことが明らかになった。ここで本発明者らは耐火物の温
度低下量を増すためには、フィンの間隔ｄとフィンの長
さｌが重要であることを見出した。フィンの間隔が大き
い場合、あるいはフィンの長さが短い場合には、フィン
を通しての抜熱の効果に比べて鉄皮と耐火物の間のギャ
ップの影響の方が大きくなり、フィンの効果は小さくな
る。フィンの間隔ｄと耐火物層の厚みＬとの比ｄ／Ｌと
耐火物稼働面近傍の温度との関係を図３に示す。フィン
の間隔を耐火物層厚みの 0.5倍以下とすると耐火物温度
がフィンの無い場合に比べて100℃以上低くなる。
-6（１／℃）以上のレンガ、または線膨張係数＋｛ 500
℃での線変化率（％）／（ 500×100 ）｝が２×10
-6（１／℃）以上の不定形耐火物を内張りすることが、
容器内部からの効果的な抜熱のために極めて有効である
ことが明らかになった。ここで本発明者らは耐火物の温
度低下量を増すためには、フィンの間隔ｄとフィンの長
さｌが重要であることを見出した。フィンの間隔が大き
い場合、あるいはフィンの長さが短い場合には、フィン
を通しての抜熱の効果に比べて鉄皮と耐火物の間のギャ
ップの影響の方が大きくなり、フィンの効果は小さくな
る。フィンの間隔ｄと耐火物層の厚みＬとの比ｄ／Ｌと
耐火物稼働面近傍の温度との関係を図３に示す。フィン
の間隔を耐火物層厚みの 0.5倍以下とすると耐火物温度
がフィンの無い場合に比べて100℃以上低くなる。
【００１１】またフィンの長さｌと耐火物層の厚みＬと
の比ｌ／Ｌと耐火物稼働面近傍の温度との関係を図４に
示す。フィンの長さを耐火物層厚みの 0.5倍以上とする
と、耐火物温度がフィンの無い場合に比べて 100℃以上
低くなる。因みに図５に耐火物、鉄皮および冷却水の測
温結果から数１により求めたフィンが有る場合と無い場
合のエアギャップでの熱抵抗Ｒ1 を示す。
の比ｌ／Ｌと耐火物稼働面近傍の温度との関係を図４に
示す。フィンの長さを耐火物層厚みの 0.5倍以上とする
と、耐火物温度がフィンの無い場合に比べて 100℃以上
低くなる。因みに図５に耐火物、鉄皮および冷却水の測
温結果から数１により求めたフィンが有る場合と無い場
合のエアギャップでの熱抵抗Ｒ1 を示す。
【００１２】 Ｒ1 ＝（Ｔ1 −Ｔ2 ）／ｑ …（数１） 但し、Ｔ1 ：耐火物の鉄皮側温度、Ｔ2 ：鉄皮の耐火物
側温度、ｑ：冷却水の入出側温度差から求めた抜熱量で
ある。フィンが無い場合に比べて、フィンを取付けるこ
とによりエアギャップでの熱抵抗が１〜２桁小さくなる
ことが明らかとなった。
側温度、ｑ：冷却水の入出側温度差から求めた抜熱量で
ある。フィンが無い場合に比べて、フィンを取付けるこ
とによりエアギャップでの熱抵抗が１〜２桁小さくなる
ことが明らかとなった。
【００１３】次に図６に数２から求めた耐火物層の見掛
けの熱伝導率λを示す。 λ＝ｑ・Δｘ／（Ｔ3 −Ｔ4 ） …（数２） 但し、Ｔ3 、Ｔ4 ：耐火物層の厚み方向の２点の温度、
Δｘ：２点の測温点間の距離である。フィンを取付ける
ことにより、耐火物層の見掛けの熱伝導率は２〜３倍に
向上し、耐火物自体の熱抵抗を小さくしていることが明
らかとなった。
けの熱伝導率λを示す。 λ＝ｑ・Δｘ／（Ｔ3 −Ｔ4 ） …（数２） 但し、Ｔ3 、Ｔ4 ：耐火物層の厚み方向の２点の温度、
Δｘ：２点の測温点間の距離である。フィンを取付ける
ことにより、耐火物層の見掛けの熱伝導率は２〜３倍に
向上し、耐火物自体の熱抵抗を小さくしていることが明
らかとなった。
【００１４】このようにフィンを取付けた場合、エアギ
ャップと耐火物自体の熱抵抗はいずれも小さくなるが、
その絶対値は通常耐火物の方が大きいため、耐火物稼動
面近傍の温度は耐火物層の熱抵抗によって決まると考え
られる。次に図７に、耐火物の熱伝導率と稼動面近傍の
温度との関係を示す。前述したように稼動面近傍とは稼
動面から10mm内部の位置を示す。
ャップと耐火物自体の熱抵抗はいずれも小さくなるが、
その絶対値は通常耐火物の方が大きいため、耐火物稼動
面近傍の温度は耐火物層の熱抵抗によって決まると考え
られる。次に図７に、耐火物の熱伝導率と稼動面近傍の
温度との関係を示す。前述したように稼動面近傍とは稼
動面から10mm内部の位置を示す。
【００１５】耐火物の熱伝導率を 800℃で 5.0kcal／ｍ
・hr・℃以上とすることにより、稼動面近傍の温度が15
00℃以下となることが明らかとなった。また、図８に示
すように、熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃より低い耐
火物を使用した場合には、耐火物層の厚みを 200mm以下
とすることにより稼動面近傍の温度が1500℃以下となる
ことが明らかとなった。
・hr・℃以上とすることにより、稼動面近傍の温度が15
00℃以下となることが明らかとなった。また、図８に示
すように、熱伝導率が 5.0kcal／ｍ・hr・℃より低い耐
火物を使用した場合には、耐火物層の厚みを 200mm以下
とすることにより稼動面近傍の温度が1500℃以下となる
ことが明らかとなった。
【００１６】
【実施例】本発明を５ｔ転炉の炉口絞り部に適用した例
を表１に示す。実施例１では、内張り耐火物として厚み
300mm、 800℃での熱伝導率が15kcal／ｍ・hr・℃、線
膨張係数10×10-6（１／℃）の MgO−Ｃレンガを用い、
フィンの間にレンガを一層ずつ積む方法とした。フィン
の向きはレンガを積む方向と一致させ、円周方向に半周
ずつ段違いにフィンを取付けた。
を表１に示す。実施例１では、内張り耐火物として厚み
300mm、 800℃での熱伝導率が15kcal／ｍ・hr・℃、線
膨張係数10×10-6（１／℃）の MgO−Ｃレンガを用い、
フィンの間にレンガを一層ずつ積む方法とした。フィン
の向きはレンガを積む方向と一致させ、円周方向に半周
ずつ段違いにフィンを取付けた。
【００１７】実施例２では、内張り耐火物として、 800
℃での熱伝導率が 5.5kcal／ｍ・hr・℃、線膨張率２×
10-6（１／℃）、 500℃での線変化率＋ 0.2％の不定形
耐火物を 300mmの厚みで流し込んだ。実施例３では、内
張り耐火物として 800℃での熱伝導率が 3.5kcal／ｍ・
hr・℃、線膨張係数８×10-6（１／℃）、 500℃での線
変化率− 0.2％の不定形耐火物を 150mmの厚みで流し込
んだ。フィンの材質は実施例１〜３とも鉄とした。
℃での熱伝導率が 5.5kcal／ｍ・hr・℃、線膨張率２×
10-6（１／℃）、 500℃での線変化率＋ 0.2％の不定形
耐火物を 300mmの厚みで流し込んだ。実施例３では、内
張り耐火物として 800℃での熱伝導率が 3.5kcal／ｍ・
hr・℃、線膨張係数８×10-6（１／℃）、 500℃での線
変化率− 0.2％の不定形耐火物を 150mmの厚みで流し込
んだ。フィンの材質は実施例１〜３とも鉄とした。
【００１８】比較例１では、実施例１と同じレンガを用
い、フィンは使わない。比較例２では、実施例２と同じ
不定形耐火物を用い、フィンは使わない。比較例３で
は、 800℃での熱伝導率が 3.5kcal／ｍ・hr・℃のマグ
ネシア・ドロマイトレンガを用い、実施例１と同様にフ
ィンを取付けた。比較例４では、 800℃での熱伝導率が
3.5kcal／ｍ・hr・℃の不定形耐火物を用い、実施例２
と同様にフィンを取付けた。
い、フィンは使わない。比較例２では、実施例２と同じ
不定形耐火物を用い、フィンは使わない。比較例３で
は、 800℃での熱伝導率が 3.5kcal／ｍ・hr・℃のマグ
ネシア・ドロマイトレンガを用い、実施例１と同様にフ
ィンを取付けた。比較例４では、 800℃での熱伝導率が
3.5kcal／ｍ・hr・℃の不定形耐火物を用い、実施例２
と同様にフィンを取付けた。
【００１９】実施例１〜３、比較例１〜４とも鉄皮外面
に溶接付けした冷却管内に冷却水を250ｌ／min 流すこ
とによって冷却し、上吹き酸素による二次燃焼が起こる
条件で上底酸素吹き吹錬を行った。吹錬実施２時間後の
耐火物稼働面近傍の温度は、表１から明らかなように、
比較例１〜４に比べて実施例１〜３では内張り耐火物稼
働面近傍の温度が約 200℃低下しており、本発明に係る
実施例の方が冷却効果が大きいことが明らかである。
に溶接付けした冷却管内に冷却水を250ｌ／min 流すこ
とによって冷却し、上吹き酸素による二次燃焼が起こる
条件で上底酸素吹き吹錬を行った。吹錬実施２時間後の
耐火物稼働面近傍の温度は、表１から明らかなように、
比較例１〜４に比べて実施例１〜３では内張り耐火物稼
働面近傍の温度が約 200℃低下しており、本発明に係る
実施例の方が冷却効果が大きいことが明らかである。
【００２０】
【表１】
【００２１】さらに本発明を５ｔ転炉の炉口絞り部に適
用した例を表２に示す。実施例４では内張り耐火物とし
て厚み 200mm、線膨張係数10×10-6（１／℃）の MgO−
Ｃレンガを用い、フィンの間隔を80mm、フィンの長さを
150mmとして、フィンの間にレンガを一層ずつ積む方法
とした。フィンの向きはレンガを積む方向と一致させ、
円周方向に全周フィンを取付けた。
用した例を表２に示す。実施例４では内張り耐火物とし
て厚み 200mm、線膨張係数10×10-6（１／℃）の MgO−
Ｃレンガを用い、フィンの間隔を80mm、フィンの長さを
150mmとして、フィンの間にレンガを一層ずつ積む方法
とした。フィンの向きはレンガを積む方向と一致させ、
円周方向に全周フィンを取付けた。
【００２２】実施例５では内張り耐火物として線変化率
＋0.2 （500℃）、線膨張係数２×10-6（１／℃）の不
定形耐火物を 200mmの厚みで流込み、フィンの間隔50m
m、フィンの長さを 140mmとした。フィンの向きは鉄皮
に垂直な方向とし、フィンの材質は実施例４、５とも鉄
とした。比較例５では実施例４と同じレンガを用い、フ
ィンは使わない。
＋0.2 （500℃）、線膨張係数２×10-6（１／℃）の不
定形耐火物を 200mmの厚みで流込み、フィンの間隔50m
m、フィンの長さを 140mmとした。フィンの向きは鉄皮
に垂直な方向とし、フィンの材質は実施例４、５とも鉄
とした。比較例５では実施例４と同じレンガを用い、フ
ィンは使わない。
【００２３】比較例６では実施例５と同じ不定形耐火物
を用い、フィンは使わない。実施例４、５、比較例５、
６とも鉄皮外面に溶接付けした冷却管に冷却水を 250ｌ
／min 流すことによって冷却し、上吹き酸素による二次
燃焼が起こる条件で上底酸素吹き吹錬を行った。吹錬実
施２時間後の耐火物稼働面近傍の温度を、表２に示す。
を用い、フィンは使わない。実施例４、５、比較例５、
６とも鉄皮外面に溶接付けした冷却管に冷却水を 250ｌ
／min 流すことによって冷却し、上吹き酸素による二次
燃焼が起こる条件で上底酸素吹き吹錬を行った。吹錬実
施２時間後の耐火物稼働面近傍の温度を、表２に示す。
【００２４】表２から明らかなように、比較例５、６に
比べて実施例４、５では内張り耐火物稼働面近傍の温度
が約 200℃低下しており、本発明に係る実施例の方が冷
却効果が大きいことが明らかである。
比べて実施例４、５では内張り耐火物稼働面近傍の温度
が約 200℃低下しており、本発明に係る実施例の方が冷
却効果が大きいことが明らかである。
【００２５】
【表２】
【００２６】
【発明の効果】溶融金属容器の内張り耐火物を鉄皮を介
して冷却するにあたり、鉄皮にフィンを固着した本発明
によると、鉄皮・耐火物間のギャップによる熱抵抗が小
さくなり容器内部からの熱を効果的に抜熱することがで
きた。これによって内張り耐火物温度が下がり、内張り
耐火物の寿命が著しく向上した。
して冷却するにあたり、鉄皮にフィンを固着した本発明
によると、鉄皮・耐火物間のギャップによる熱抵抗が小
さくなり容器内部からの熱を効果的に抜熱することがで
きた。これによって内張り耐火物温度が下がり、内張り
耐火物の寿命が著しく向上した。
【図１】本発明のレンガにおける実施例を示す断面図で
ある。
ある。
【図２】本発明の不定形耐火物における実施例を示す断
面図である。
面図である。
【図３】フィンの間隔／耐火物層厚みと耐火物稼働面近
傍の温度との関係を示す特性図である。
傍の温度との関係を示す特性図である。
【図４】フィンの長さ／耐火物層厚みと耐火物稼働面近
傍の温度との関係を示す特性図である。
傍の温度との関係を示す特性図である。
【図５】フィンの有無によるエアギャップの熱抵抗の比
較図である。
較図である。
【図６】フィンの有無による見掛けの熱伝導率の比較図
である。
である。
【図７】耐火物の熱伝導率と稼動面近傍の温度との関係
図である。
図である。
【図８】耐火物層厚みと稼動面近傍の温度との関係図で
ある。
ある。
【図９】レンガにおける耐火物稼働面近傍の温度と線膨
張係数との関係を示す特性図である。
張係数との関係を示す特性図である。
【図10】不定形耐火物における耐火物稼働面近傍の温度
と線膨張係数との関係を示す特性図である。
と線膨張係数との関係を示す特性図である。
１ 鉄皮 ２ 冷却管 ３ 冷却媒体 ４ 金属製フィン ５ レンガ ６ 不定形耐火物 ７ ギャップ Ｌ 内張り耐火物層の厚み ｄ フィンの間隔 ｌ フィンの長さ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｆ２７Ｄ 1/00 Ｆ２７Ｄ 1/00 Ｄ 1/12 1/12 Ｚ (72)発明者 斉藤 三男 千葉県千葉市川崎町１番地 川崎製鉄株 式会社 技術研究本部内 (56)参考文献 特開 昭57−158315（ＪＰ，Ａ) 特開 平３−28309（ＪＰ，Ａ) 実開 昭60−39897（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭50−96606（ＪＰ，Ｕ) 特公 昭60−47513（ＪＰ，Ｂ２) (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) C21C 5/46 B22D 41/00 C21C 7/00 F27B 3/24 F27D 1/00 F27D 1/12
Claims (4)
- 【請求項１】 水冷、空冷あるいはミスト冷却される鉄
皮外面を有し、上吹き酸素による二次燃焼を伴う溶融金
属容器において、金属製フィンを前記鉄皮内面の内張り
耐火物の内部に埋め込み、固着し、内張り耐火物層を線
膨張係数が２×10-6（１／℃）以上のレンガあるいは、
〔線膨張係数＋｛ 500℃での線変化率（％）｝／｛ 500
×100 ｝〕が２×10-6（１／℃）以上の不定形耐火物で
構成したことを特徴とする溶融金属容器。 - 【請求項２】 金属製フィンの間隔を内張り耐火物層の
厚みの 0.5倍以下で、かつ該フィンの長さを内張り耐火
物層の厚みの 0.5倍以上としたことを特徴とする請求項
１記載の溶融金属容器。 - 【請求項３】 内張り耐火物層を 800℃での熱伝導率が
5.0kcal／ｍ・hr・℃以上のレンガあるいは不定形耐火
物で構成したことを特徴とする請求項１記載の溶融金属
容器。 - 【請求項４】 内張り耐火物層を熱伝導率が 5.0kcal／
ｍ・hr・℃未満の耐火物で 200mm以下の厚みに構成した
ことを特徴とする請求項１記載の溶融金属容器。
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|---|---|---|---|
| JP15907391A JP2875413B2 (ja) | 1990-07-09 | 1991-06-28 | 溶融金属容器 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2-179569 | 1990-07-09 | ||
| JP17956990 | 1990-07-09 | ||
| JP15907391A JP2875413B2 (ja) | 1990-07-09 | 1991-06-28 | 溶融金属容器 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH059542A JPH059542A (ja) | 1993-01-19 |
| JP2875413B2 true JP2875413B2 (ja) | 1999-03-31 |
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ID=26485985
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15907391A Expired - Fee Related JP2875413B2 (ja) | 1990-07-09 | 1991-06-28 | 溶融金属容器 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2875413B2 (ja) |
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| JP5441593B2 (ja) * | 2009-09-30 | 2014-03-12 | パンパシフィック・カッパー株式会社 | 水冷ジャケット並びにそれを利用した炉体冷却構造及び炉体冷却方法 |
| JP6099469B2 (ja) * | 2013-04-22 | 2017-03-22 | 新日鉄住金エンジニアリング株式会社 | 炉構造体、並びに、その構築方法及び解体方法 |
| RU2555697C2 (ru) * | 2013-10-15 | 2015-07-10 | Общество С Ограниченной Ответственностью "Медногорский Медно-Серный Комбинат" | Футеровка стенки металлургической печи |
-
1991
- 1991-06-28 JP JP15907391A patent/JP2875413B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH059542A (ja) | 1993-01-19 |
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Legal Events
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