JPH04313A - 含鉄冷材溶解法における溶鉄ｃ濃度推定方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は、上吹酸素ランスを有すると共に炉底にノズル
を有する転炉を用い、種場となる溶鉄の存在する上記転
炉内に冷銑、スクラップ等の含鉄冷材を供給し、炉底ノ
ズルから酸素、ＬＰＧ、Ｎ２と共に微粉炭を吹き込み溶
鉄を加炭すると共に上吹酸素ランスから酸素を供給し浴
発生ガスを二次燃焼させて効率的に含鉄冷材を溶解し高
炭素溶鉄を得る含鉄冷材溶解法における、含鉄冷材の溶
解完了時の溶鉄Ｃ濃度推定方法および含鉄冷材の溶解開
始から溶解完了までの任意現在の溶鉄Ｃ濃度推定方法に
関するものである。

（従来の技術） 特開平１−１８４２１５号公報に、含鉄冷材溶解法では
得られた高炭素溶鉄を別の転炉または同一転炉で酸素精
錬して所要成分の溶鋼とするための熱源を確保するため
、含鉄合材の溶解完了時の溶鉄Ｃ濃度を理論的には３．
０％以上、実際は３．７％以上、例えば４．０％の高炭
素にする必要があること、含鉄合材の溶解開始から溶解
終了までの溶解過程において溶鉄Ｃ濃度を３．０％以上
とすることによりスロッピング等の操業トラブル発生を
防止できること、溶鉄Ｃ濃度が３．０〜４．５％の範囲
ではＣ濃度が低い程、排ガスダストロスが小さいこと等
が示され、排ガスダストロスを低減しかつスロッピング
等の操業トラブルを起こすことなく含鉄合材を溶解する
ための、含鉄合材の溶解開始から溶解完了までの溶鉄Ｃ
濃度制御法が示されている。また含鉄合材の溶解開始か
ら溶解完了を限度とする任意時刻までのＣ収支を演算す
ると共に、上記任意時刻の溶鉄量を推定し、溶鉄Ｃ濃度
を推定する方法が開示されている。また上記Ｃ収支の演
算に必要な脱炭速度は転炉排ガス中Ｃ濃度×排ガス流量
で求め、排ガス流量は排ガス流量計で計測することによ
り求めている。

二のような溶鉄Ｃ濃度推定方法を、非燃焼型排ガス回収
系が配備された前記構成の転炉に適用し、含鉄合材の溶
解完了時点の溶鉄Ｃ濃度推定結果と溶解完了時点のサン
プリング溶鉄の化学分析結果を対比したところ、推定溶
鉄Ｃ濃度は大幅なバイアス誤差が生じると共に、バラツ
キが大きく、溶鉄Ｃ濃度推定精度が不充分なことが判明
した。

（発明が解決しようとする課題） 本発明は、非燃焼型排ガス回収系が配備された前記構成
の転炉を用いる前記含鉄合材溶解法における含鉄合材の
溶解完了時の溶鉄Ｃ濃度を高精度に推定する方法および
含鉄合材の溶解開始から溶解完了までの任意現在の溶鉄
Ｃ濃度を高精度に推定する方法を提供するものである。

（課題を解決するための手段） 本発明者等は、特開平１−１８４２１５号公報に示され
る方法で終点Ｃを推定する際に発生する誤差原因を詳細
に調査した結果、脱炭速度を排ガス中Ｃ濃度×排ガス流
量で求める際の、排ガス流量の測定精度が主要な原因で
あるとの、結論に至った。

排ガス流量の測定に誤差が生じるのは、この排ガス流量
の測定は煙道に設けられたベンチュリー管より動圧、静
圧、排ガス温度を測定し、水蒸気飽和として、温度、圧
力、ガス成分による密度補正を行い、ドライ標準状態の
風量に換算し求めるが、排ガス回収を行う非燃焼型排ガ
ス回収系では、炉孔燃焼の変化、炉内圧力制御の影響を
受け、排ガスの温度、圧力の変動が大きく、完全燃焼型
排ガス処理系で使われる一定風量制御系のようには高精
度で排ガス風量を測定することが出来ないためである。

そこで、本発明者等は特開平１−１８４２１５号公報に
示される方法と異なり、排ガス風量測定誤差の影響を受
は難い脱炭速度の求め方を種々検討した結果、計トレー
サーガス等の余分なコスト上昇を伴うことなく高精度で
脱炭速度を求めることができ、含鉄合材を効率的に溶解
するに必要な溶解中及び溶解終点の溶融鉄Ｃ濃度を高精
度で求めることができる、以下の本発明を完成するに至
った。

即ち、本発明の要旨とするところは下記のとおりである
。

（１）上吹酸素ランスを有すると共に炉底にノズルを有
する転炉を用い、種湯となる溶鉄の存在する上記転炉内
に含鉄合材を供給し、炉底ノズルから酸素、ＬＰＧ、Ｎ
ｚと共に微粉炭を吹き込み溶鉄を加炭すると共に上吹酸
素ランスから酸素を供給し浴発生ガスを二次燃焼させて
効率的に含鉄合材を溶解し高炭素溶鉄を得る含鉄合材溶
解法において、 含鉄合材の溶解開始から溶解完了まで設定周期毎に、非
燃焼型排ガス回収系の煙道排ガスの成分、風量、炉底よ
り炉内に吹き込まれた窒素の総流量、炉底より炉内に吹
き込まれた水素の総流量、煙道内に流入したランス孔、
合金シュート孔等のシール用窒素の流量、炉内に吹き込
まれた酸素の総流量を測定し、 設定周期毎に上記測定値を用いて第（１）式に基づき二
次燃焼率を求め、該二次燃焼率、上記酸素の総流量、上
記水素の総流量を用いて第（２）弐に基づき脱炭速度を
求め、 含鉄冷材の溶解完了時、設定周期毎に求めた脱炭速度を
溶解開始より終了まで時間積分して脱炭量を求め、種湯
溶鉄中Ｃ量、含鉄冷材中Ｃ量、溶解開始より溶解終了ま
で炉内に吹き込まれたＬＰＧ中Ｃ量、微粉炭中Ｃ量の総
和より上記脱炭量を差し引き、種湯溶鉄重量と含鉄冷材
重量の和で除算することにより、溶解完了時の溶鉄Ｃ濃
度を求めることを特徴とする含鉄冷材溶解法における溶
鉄Ｃ濃度推定方法。

但しχＣＯ：煙道排ガスのＣＯ濃度 ＩＨ２：炉底より炉内に吹き込まれた水素の総流量 ＺＣＯ□　：煙道排ガスのＣＯ２濃度 ＩＮ、　　：炉底より炉内に吹き込まれた窒素の総流量 χＨ２：煙道排ガスのＮ２濃度 ＳＮ２：煙道内に流入したシール用窒素の流量 χＮ２：煙道排ガスのＮｚ４度 Ｔ０２：炉内に吹き込まれた酸素の総流量ＺＯｚ　　：
煙道排ガスのＣ２濃度 ＰＣＲ：二次燃焼率 Ｑ　　：煙道排ガスの風量 Ｃ０ＬＩＴ　　：脱炭速度 （２）上吹酸素ランスを有すると共に炉底にノズルを有
する転炉を用い、種湯となる溶鉄の存在する上記転炉内
に含鉄冷材を供給し、炉低ノズルから酸素、ＬＰＧ、Ｎ
２と共に微粉炭を吹き込み溶鉄を加炭すると共に上吹酸
素ランスから酸素を供給し浴発生ガスを二次燃焼させて
効率的に含鉄冷材を溶解し高炭素溶鉄を得る含鉄冷材溶
解法において、 含鉄冷材の溶解開始から溶解完了まで設定周期毎に、非
燃焼型排ガス回収系の煙道排ガスの成分、風量、炉底よ
り炉内に吹き込まれた窒素の総流量、炉底より炉内に吹
き込まれた水素の総流量、煙道内に流入したランス孔、
合金シュート孔等のシール用窒素の流量、炉内に吹き込
まれた酸素の総流量を測定し、 設定周期毎に上記測定値を用いて第（１）式に基づき二
次燃焼率を求め、該二次燃焼率、上記酸素の総流量、上
記水素の総流量を用いて第（２）式に基づき脱炭速度を
求め、 含鉄冷材の溶解開始から溶解完了までの任意現在に、設
定周期毎に求めた脱炭速度を溶解開始より現在まで時間
積分して溶解開始より現在までの脱炭量を求め、種湯溶
鉄中Ｃ量、溶解開始より現在まで溶解した含鉄冷材中Ｃ
量、溶解開始より現在まで炉内に吹き込まれたＬＰＧ中
Ｃ量、微粉炭中Ｃ量の総和より上記脱炭量を差し引き、
種湯溶鉄重量と溶解開始より現在まで溶解した含鉄冷材
重量の和で除算することにより、含鉄冷材の溶解開始か
ら溶解完了までの任意現在の溶鉄Ｃ濃度を求めることを
特徴とする含鉄冷材溶解法における溶鉄Ｃ８１度推定方
法。

但しχＣＯ：煙道排ガスのｃｏ′ａ度 ＩＨ２：炉底より炉内に吹き込まれた水素の総流量 χＣＯ２：煙道排ガスのＣＯ２濃度 ＩＮ２：炉底より炉内に吹き込まれた窒素の総流量 χＨ２：煙道排ガスのＮ２濃度 ＳＮ２：煙道内に流入したシール用窒素の流量 ：煙道排ガスのＮ２濃度 ：炉内に吹き込まれた酸素の総ｊｌｆ ：煙道排ガスの０２濃度 二二次燃焼率 ：煙道排ガスの風量 Ｃｏｕｔ　　：脱炭速度 以下に本発明について詳細に説明する。

第２図は冷鉄源溶解転炉における二次燃焼率測定法の説
明図であり、図面において、別、並２ｈ、ｈＬは炉内Ｃ
Ｏ、ＣＯｚ　、　Ｈｚ　、Ｈ２０力゛ス発生量、ＣＯ’
　、　ＣＯｚ’　、　Ｈｚ’　、ｔ（ｚＯ’　、　Ｎｚ
’　、　Ｏｚ’　＆よ煙道ｃｏ。

ｃｏ□、　Ｈｚ　、　ＨｚＯ、ｌｂ　、　Ｏｚガス流量
、％ｃｏ、％ｃｏｚ。

％Ｈ２＋　％Ｎｌ＋　％Ａｒ、％０□は煙道Ｃｏ、　Ｃ
Ｏｚ、Ｈｚ、　Ｎｚ。

Ａｒ、　０□濃度、Ｑは煙道ガス流量、ＩＮｚ　Ｌよ炉
底より炉内に吹き込まれる窒素の総流量、ＩＨｚ　４ま
炉底より炉内に吹き込まれる水素の総流量、ＳＮ−よ煙
道内に流入するランス孔、合金シュート孔等のシール用
窒素流量、ＵＯ□およびＢＯ□は上吹酸素流量および底
吹酸素流量、Ｑ１□１は炉孔巻き込み空気流量を示す。

なお煙道ｃｏ濃度（％ｃｏ）　、　ｃｏ□濃度（％ＣＯ
□）。

Ｈ２濃度（％Ｈｚ）　、ＮＺ濃度（％Ｎｚ）、　Ｏ□濃
度（％０□）と煙道ガス流量（Ｑ）とで計算される（％
Ｃｏ）Ｑ／１００、　（％ＣＯ□）Ｑ／１００．　（％
Ｈ，）Ｑ／１００．　（％Ｎｚ）Ｑ／１００（％０□）
Ｑ／１００は煙道ｃｏ、　ｃｏ□、　Ｈｚ、’Ｎｚ、　
Ｏ□ガス流量ｃｏ’　、ｃｏ□　＋　ＮＺ’　＋　ＮＺ
’　＋　０□′と等価である。

冷鉄源溶解転炉における二次燃焼率（ＰＣＲ）は第０２
）式で定義される。

並＋卑ｉ＋ｊｈ＋Ｈ辺− しかしながら、炉内排ガスを連続的に安定的に採取分析
することは困難なので、排ガス回収系煙より、煙道排ガ
スを分析し、炉孔で巻き込む空気による燃焼を補正し二
次燃焼率を求める。

この二次燃焼率測定方法について、第２図に基づき説明
する。

炉孔より巻き込む空気流量（Ｑ、ｉ、　）は空気中窒素
濃度％ＮＺｍを７８％とし、Ｎ２バランスをとるとＱ、
ｉ、　＝　（％ＮＺ　ＸＱ／１００−ＩＮＫ　−３ＮＺ
）１０．７８炉孔より巻き込む空気中酸素流量（０□″
）は空気中酸素濃度Ｏ０を２１％とすると ０□’　＝０．２１Ｘ　Ｑ□。

＝　（％Ｎ、ｘＱ／１００−ＩＮ、−５Ｎｚ）　ｘ　Ｏ
，２１／（）、７８　　Ｇ３１炉孔燃焼前後の物質バラ
ンス、即ちＯ／＼゛ランス、Ｃバランス、Ｈバランスは ０バランス： 五十１７２別＋１７２現印− ＝ＣＯｚ’　　＋１／２　Ｃｏ’　　＋１／２　Ｈ２Ｏ
’　　＋０２’　　　０□＃０４）Ｃバランス： 朝−士別＝Ｃ０ｔ’　＋ＣＯ’　　　　　　　　　Ｑω
Ｈバランス： ！ＬＬ　＋　ｈＬ＝　Ｈｚ　’　＋　ＨｚＯ’　　　　
　　　　　Ｇθ第第０武 が求められる。

五十り虹＝ｃｏ□’　＋Ｈ２Ｏ’　＋２　（０□′−〇
□”　＞　（１７］また第０５）弐十第０６）式より第
１ｌ（Ｄ式として第＜１２１式分母が求められる。

別り士別＋ｈ＋ｈ虹＝ｃｏア’　＋ＣＯ’　＋Ｈｚ’　
＋ＨｚＯ’θ■さらに炉底より炉内に吹き込まれる水素
の総流量（ＩＨｚ）を考え、水素バランスより ＩＨｚ　＝Ｈｚ’　＋ＨｘＯ’　　　　　　　　　　　
　ｆ１９１第側式上り、 ＨｚＯ’＝ＩＨｚ　　Ｈｚ’　　　　　　　　　　　　
（至）第０刀式に第（至）式、第（１Ｂ）式に第０９）
式を代入すれば第０９式と等価の第（２１）式が導ける
。

ＣＯ□’　　＋ＣＯ’　　−＋−ｔＨ２第（２１）式中
のＣ（ｈ’　、　Ｃｏ’　、　Ｈｚ’　、　Ｏｚ　”は
煙道ＣＯ□濃度（％Ｃ（ｈ　）、ＣＯ濃度（％Ｃｏ）　
、　Ｈｚ濃度（％Ｈ２）、０□濃度（％０□）と煙道ガ
ス流量（Ｉｌｌ）とで計算される％ＣＯ□ＸＱ／１００
，％Ｃ０ＸＱ／１００，％Ｈ２ＸＱ／１００，％０□Ｘ
　Ｑ／１００と等価であり、また第（２１）式中の炉孔
より巻き込む空気中酸素流量（０□°゛）は第０式にて
求められるから、第（２１）式は第（２２）式に変換さ
れる。

この第（２２）式は第（１）式に相当する。

なお炉底より炉内に吹き込まれる窒素の総流量ＩＮ２は
、第（２３）式に示すように底吹窒素ガス流量（ＢＮ．
）および底吹微粉炭重量（Ｗｅ　）と底吹微粉炭中窒素
重量％（％Ｎ２．）より演算される底吹微粉炭中窒素の
標準状態換算ガス流量（ＣＮ２＝　Ｗｅ　Ｘχｌ’ｌｚ
ｃ／１００　ｘ　２２．４／２Ｂ）で求められる。

ＩＮｚ　　＝ＢＮｚ　　＋ＣＮ２ ＣＮｚ　＝−８×χＮｚｃ　／１００Ｘ２２．４／２８
ＩＮｚ　＝ＢＮＺ　＋　Ｗ（ＸχＮ、ｃ／１００ｘ２２
．４／２８　　（２３）煙道内に流入するランス孔、合
金シュート孔等のシール用窒素ガス流量ＳＮ２は、Ａｒ
、　Ｎｚバランスを用いて求めることができる。

即ち、底吹微粉炭中窒素の標準状態換算ガス流量（−３
×χＮ、ｃ／１００Ｘ２２．４／２８）をＣＮＺとし空
気中の窒素濃度をχＮＺｍとすると窒素ノλランス式、
第（２４）式が成立する。

ＱＸＸＮｚ／１００　＝ＩＮｚ＋ＳＮｚ＋Ｑ、ｉｒＸχ
Ｎｚ−／１００ＱＸｚＮ２／１００　””ＢＮｚ＋ＣＮ
ｔ＋ＳＮｚ＋Ｑｍ＝ｒ×χＮｇ、／１００　　（２４）
また空気中のＡｒ濃度をχＡｒａ、上吹及び底吹酸素中
のＡｒ濃度をχＡｒｏとすればＡｒバランス式、第（２
５）式が成立する。

ＱＸχ＾ｆ　＝　Ｑ、、、ＸχＡｒａ＋ＴＯ２ＸχＡｒ
ｏ　　　（２５）イ旦し、ＴＯ□＝Ｂ（ｈ　＋ＵＯ□ 第（２４）　、　（２５）式よりＱａｉｒを消去し、移
項整理すると、ＳＮＺに関する第（２６）式が求まる。

ＳＮｚ　　＝　　ＱｘχＮｚ／１００−　（ＢＮｚ＋Ｃ
Ｎｚ）−（Ｑ　ｘ　ＸＡｒ−Ｔｏ。

×χＡｒｏ）／χＡｒａ　ＸχＮｚ、／１００　　　　
　（２６）第（２６）式により常時ＳＮ２を求めること
も可能であるが、ＳＮ、の変動は少ないので、例えば微
粉炭を底吹きしない時、即ち（ＣＮ２＝Ｏ）の時にχＡ
ｒ、χＮ２Ｑ、Ｔｏ□、ＢＮ、を測定し、第（２６）式
によりＳＮ２を求めてＳＮ２を固定値として求めておく
ことも可能である。

また炉底より炉内に吹き込まれる水素の総流量Ｉｔ（２
に関しては、第（２７）式に示すように炉底より炉内に
吹き込まれるＬＰＧ流量（ＱＬＰＧ）および底吹微粉炭
重量（Ｗｃ　）と底吹微粉炭中水分重量％（χＨｚＯｃ
　）と底吹微粉炭中水素重量％（χＨｚｃ）より演算さ
れる底吹微粉炭中水分および水素の標準状態換算ガス流
量（Ｗ、ｘχＨｚＯｃ／１００ｘ２２．４／１８＋　Ｈ
ｃ×χＨ，ｃ／１００　ｘ　２２．４／２）で求められ
る。

ＩＨ２＝　４Ｘ　ＱＬＰＧ　＋ＷｃＸχＨ，Ｏｃ／１０
０Ｘ２２．４／１８＋ＷｃＸ＄Ｈｚｃ　／１００　ｘ２
２．４／２　　　　　（２７）なおＬＰＧはＣ３ＨＩで
あるからＨ２に換算すれば４倍の体積となる。

また炉内に吹き込まれる水素の総流量ＩＨ２は、第（２
７）式のかわりにシフト反応の平衡式より定数Ｋを用い
てＣＯ’　、Ｃ（ｈ’　、Ｈｚ’よりＨ２０′を第（２
８）式で求め、このＨｇｏ’を第（１９）式に代入して
求めχＣＯ 一方炉内に吹き込む総酸素流量（ＴＯ□）は通常上吹酸
素流量（００□）と底吹酸素流量（ＳＯＺ）の和でよい
が、含鉄冷材供給責源、炉内脱燐等の必要に応じて溶解
途中に鉄鉱石、リサイクルダストペレット等酸素源を多
量に含有する含鉄冷材を投入する場合には、鉄鉱石等含
鉄冷材のＦｅｚＯ５＋ＦｅＯ中の酸素より発生する酸素
流量（ＰＯｚ）も第（３０）式の様に加える必要がある
。当然のことながら鉄鉱石、リサイクルダストペレット
等のＦｅ２Ｏ３，ＦｅＯの比率が高く多量に酸素を含む
含鉄冷材を投入しない場合にはｐｏｔは無視できる。

ＴＯ□＝ＵＯ□＋Ｂｏ２＋ＦＯＺ　　　　　　　　　（
３０）またこの酸素は第（３１）〜（３４）式の反応に
分配される。

Ｃ＋ｙ２０□　→　　ＣＯ（３１） ｃｏ−Ｂ４ｏ□　→　　ＣＯ□　　　　　　　（３２）
Ｈ２＋％０□　→　　Ｈ２Ｏ（３３） Ｆｅ＋′／２０□−＋　　　ＦｅＯ（３４）第（３１）
式の反応が脱炭反応であり、第（３２）　、　（３３）
式の反応が二次燃焼反応であり、第（３４）式の反応が
スラグ中ＦｅＯ生成反応である。

第（３１）式〇脱炭反応量（Ｃｏ“）はＣバランスより Ｃｏ’　＝　（四−＋Ｃ１Ｌ（３５） したがってこの反応に使われる酸素０□１はＣＯ“の１
／２であり、第（３６）式が成立する。

（ｈ＋　＝（１／２）　　・　（Ｃｏ　＋ＣＡＬ）　　
　　　　（３６）第（３２）　、　（３３）式の反応に
使われる酸素０２２は、炉内ＣＯ□、Ｈ２０ガス発生量
の１７２であるから０゜＝　（１／２）　　・　（別、
＋ｈ虹　　　　　　（３７）同様に第（３４）式の反応
に使われる酸素を０□３とすれば、 ＴＯ□＝０□１＋０□２＋０゜＝　（１／２）　　・　
（」虹十五）＋　（１／２）　　・　（靭ｐ　＋　Ｈ）
Ｊｑ＋　０□３　　　　（３８）第（３８）式を移項整
理すると、 １　＋Ｈ−一＝２　・ＴＯ□−μ」Ｌ干犯ｈニー２・０
□Ｃ１（３９）第（３９）式に第（１５）式を代入し、
ｃｏ’とＣＯ□′を（χＣ０）Ｑ／１００．　（χＣＯ
□）Ｑ／１００に置換すると、辺ｊ−＋ｊｈＬ＋＝２・
ＴＯ□−〇（χＣＯ＋χＣＯ□）／１００−２・０□。

第（４０）式右辺最終項（２・０．３）が無い場合、す
なわちスラグ中への酸素消費がない場合には第（４１）
式が成立し、第０２）式分子と等価となる。

１十りし＝２・ＴＯ，−Ｑ（χＣＯ＋χＣ０２）／１０
０　　（４１）したがって第（２２）式分子は第（４１
）式で置換でき第（４２）式を移行整理すると 第（４３）弐より脱炭速度（Ｃｏｕア）は第（４４）式
として重量に換算され第（２）式に相当する 第（４４）式中のＰＣＨに第（２２）式右辺を代入する
ことにより脱炭速度（Ｃｏａｔ　）を求めることができ
る。

なお第（３０）式中ＦＯ，は鉄塗材のＦ　ｅ　ｚ　０３
　＋　Ｆ　ｅＯ中の酸素より発生する酸素流量であるか
ら投入する鉄塗材のＦｅ２Ｏ：＋＋　ＦｅＯの分析値（
χＦｅｚＯ＊）　ｌ　（χＦｅｄ）　＋鉄塗材の投入速
度（−６゜）より第（４５）式を用いて求める必要があ
る。

（１６Ｘ２）　ｘ２２．４ｘ　Ｗｃｏ／１００　　　　
（４５）本発明による脱炭速度の測定が風量の測定誤差
の影響を受は難く、高精度な測定ができるのは第（２２
）弐が特徴として風量（Ｑ）の誤差を受は難いことによ
る。

即ち、第（２２）式の分子と分母をＱ／１００で割ると
第（２２）式は第（４７）式となる。

第（４６）式の分子でＱに関わる項はＩＯ２，（ＩＮｚ
＋５Ｎｚ）、分母でＱに関わる項は１８ｇのみである。

ＩＯ２の項は分子と分母で誤差がキャンセルされる傾向
となる。（ＩＮｚ＋５Ｎｚ）は炉及び煙道中に吹き込ま
れる窒素ガスの総流量であるが、総送酸量に比べると著
しく少なく、従って他の項に比べ相対的に著しく小さく
、ＰＣＲ測定の誤差としても著しく小さな値に留まるの
である。

このように、ＰＣＲ測定値が風量（Ｑ）の誤差を受は難
いため、第（４７）式で脱炭速度を求める従来法が風量
（Ｑ）の誤差に比例して脱炭速度の誤差となるのに対し
、第（４４）式にＰＣＲを代入し脱炭速度を求める本発
明法は、風量（Ｑ）の誤差を受は難く、高精度で安定し
た脱炭速度を求めることができるのである。

なお第（４４）式とＰＣＨ第（２２）弐で脱炭速度を求
めるのは、特開平１−１８４２１５号公報に示される第
（４７）式に比べて演算は複雑であり、スラグ中に吸収
される酸素を無視しているのが欠点の様に考えられる。

Ｃｏｕｔ　””（χＣＯｔ＋χＣ０）ＸＱ／１００Ｘ１
２／２２．４　　　（４７）しかしながら、ＰＣＲは冷
鉄源溶解法における、熱収支計算、溶解推定計算に欠く
ことのできない重要データであり、操業中宮に演算され
ている。従って、本発明で脱炭速度（Ｃｏｕア）を求め
るのに実際に必要となるのは第（４４）式とかかわる第
（３ｏ）式のみである。

スラグ中に吸収される酸素を無視している問題も、スラ
グ量は溶融鉄量に比べて著しく少なく、従って吸収され
る酸素量は総送酸量に比べると著しく少なくなり、また
−時的に吸収されても、昇温するとともに、還元され放
出されるので、−時的に脱炭速度の誤差となっても、溶
融鉄Ｃを推定する際には脱炭速度の時間積分を行い、加
炭置時間積分との差よりＣ濃度を求めるので、最終的に
は（特に終点Ｃ推定には）殆ど誤差がキャンセルされて
しまう。

（実施例） 第３図は本発明法を実施する装置例を示したものであり
、１は溶解転炉、２は溶解転炉の炉底に設けた三重管ノ
ズル、３は上吹酸素ランス、４は溶解転炉の非燃焼型排
ガス回収系の煙道、２４は上吹酸素ランス３に酸素を供
給する上吹酸素配管、２５は三重管ノズル２の内管と中
間管との間のリング状間隙に酸素を供給する底吹酸素配
管、２６は三重管ノズル２の中間管と外管との間のリン
グ状間隙にＬＰＧを供給する底吹ＬＰＧ配管、２７は微
粉炭のキャリヤーガスとなる底吹Ｎ２ガス配管、２８は
微粉炭インジェクションタンクエ６からＮ２ガス配管に
供給される微粉炭をＮ２ガスをキャリヤーガスとして三
重管ノズル２の内管に供給する底吹微粉炭供給配管であ
る。１１は上吹酸素配管２４に設けたオリフィス６の差
圧発信器、１２は底吹Ｎ２ガス配管２７に設けたオリフ
ィス７の差圧発信器、１３は底吹酸素配管２５に設けた
オリフィス８の差圧発信器、１４は底吹ＬＰＧ配管２６
に設けたオリフィス９の差圧発信器、１Ｂは微粉炭イン
ジェクションタンク１６に設けたロードセル１７の秤量
値発信器、５は煙道４に設けたベンチュリーで、１０は
ベンチュリー５の圧力発信器、１５は煙道４に設けた排
ガス温度計である。２３はベンチュリー５及び排ガス温
度計１５の上流の煙道に設けたベンチュリースクラバー
である。１９は上吹酸素ランス３の昇降位置下流、ベン
チュリースクラバー２３上流の煙道排ガスのＣＯ濃度（
ＸＣＯ）、Ｃｏ、濃度（χＣ０ｚ）、Ｎｚ濃度（ＸＨｚ
）　、　ＮｚｆＡ度（ＸＨｚ）、（ｈ濃度（χＯＸ）　
、　Ａｒ濃度（％Ａｒ）を同時に分析できる単収束型質
量分析計である。２ｏは、差圧発信器１１，１２，１３
．圧カ発信器１０．排ガス温度計１５．秤量値発信器１
８．質量分析計１９の出力信号を所定周期で読み取り、
煙道ガスＣＯ濃度（χｃｏ）、ｃｏ□濃度（Ｚｃｏｚ）
、　Ｈ２濃度（ＸＨ２）　、　Ｎ２濃度（ＸＮｇ）　、
　Ｎｚ濃度（χｏ２）、煙道排ガス流量（ｉｌｌ）、炉
内に吹き込まれる上吹酸素流量（ＵＯｚ）、底吹酸素流
量（ＢＯ□）、及び鉄ダストを主成分とするコールドペ
レットを溶解中連続または半連続的に炉内に投入するホ
ッパー２９の切出し速度を測定するためのロードセル３
０とその坪量発信器３１より演算される鉄塗材よりの酸
素流量（ＦＯ□）よりの炉内に吹き込まれる総酸素流量
（ＴＯ□）、炉底より炉内に吹き込む総水素の流量（Ｉ
ｌ、）、炉底より炉内に吹き込む総窒素の流量（ＩＮ、
）を測定し、第（ＩＬ　（２）式に基づき、ＰＣＲ，Ｃ
ｏｕアを演算する電子計算機である。

上記計算機２０の煙道ガスＣＯ濃度（ＸＣＯ）　、　Ｃ
Ｏ□濃度（χＣ（ｈ）、Ｎｚ濃度（ＸＨｚ）　、　Ｎｚ
濃度（ＸＨｚ）　、　ｏｚ濃度（χ０□）。

炉内に吹き込まれる総酸素流量（ＴＯ□）、炉底より炉
内に吹き込む総水素の流量（ｒｕｚ）　、炉底より炉内
に吹き込む総窒素の流量（ＩＮ、）の測定方法、二次燃
焼率の測定方法は次の通りである。

■煙道ガスＣＯ濃度（ＸＣＯ）、ＣＯＺ濃度（χＣＯ□
）、Ｈ２濃度（ｍＨｚ）　、Ｎｚ濃度（ＸＮｇ）、ｏｘ
濃度（Ｘｏｚ）測定単集束型賞量分析計１９の分析値、
ＸＣＯ、χＣＯ□。

χＨ，、ＸＮ、　、χ０□を２秒毎に読み取り、１０秒
毎平均値をＸＣＯ、χＣＯｚ、ＸＨｚ　、ＸＨｚ　、　
ＸＯ□測定値とする。

■煙道ガス流量（Ｕ）測定 圧力発信器１０の動圧、静圧および排ガス温度計１５の
排ガス温度及び上記質量分析計１９の分析値χＣＯ□を
２秒毎に読み取り、排ガス温度、圧力、成分を補正した
煙道ガス流量Ｑを次の第（５１）〜（５６）式に基づき
演算し、１０秒毎の平均値を煙道ガス流量Ｑ測定値とす
る。

軽量で比率も少ない水素は無視し、ドライ標準状態の排
ガス密度（ρ。）は ｐ　ｏ　＝４４／２２．４　ＸχＣＯ□／１００＋２８
／２２．４　（１−χＣＯ２／１００）ヘンチュリース
クラハー２３後の実ガスは水蒸気飽和であるから、標準
状態で水蒸気分圧骨だけガス成分は少なく、水分計が付
は加わるがら、但しＰｗ（ｍｍＨｇ）　：飽和蒸気圧（
排ガス温度で決まる定数） 実ガスと温度、圧力に標準状態密度より換算すると 但しｔ（Ｃ）：排ガス温度 （排ガス温度計１５で測定） Ｐ　（ｍｍａｑ）　　：静圧 （圧力発信器１０で測定） ベンチュリ−５の定数（Ｃ）、ベンチュリー５の断面積
（Ａ）であれば、実ガス流量（Ｑ２）は、Ｑ２＝Ｃ−Ａ
　　・（２ｇΔＰ）０°’　　　　　　　（５４）但し
　ｇ　：重力加速度（定数） ΔＰ　：動圧（圧力発信器１０で測定）標準状態流量（
Ｑ２）はマスバランスよりＱ＋　＝　Ｑｚ　Ｘ　９ｚ　
／　９＋　　　　　　　　　（５５）更にドライ換算す
ると ■炉底より炉内に吹き込まれる窒素の総流量ＩＮ。

の測定 底吹窒素ガス流量ＢＮＺを底吹窒素ガス配管２７のオリ
フィス７の差圧発信器１２の差圧を２秒毎に読み取り、
１０秒毎の平均値として測定し、また底吹微粉炭中窒素
の標準状態換算ガス流量ＣＮ。

については底吹微粉炭重量Ｈ６をインジェクションタン
ク１６に設けたロードセル１７の坪量値発信器１８の坪
量信号を１０秒毎に読み取り前回読み取り値との差を底
吹微粉炭重量−６とじて測定し、予め微粉炭を元素分析
して得、設定された微粉炭中窒素重量％（χＮ、ｃ）を
第（２３）式に代入して１０秒毎に演算、測定する。

■炉底より炉内に吹き込まれる水素の総流量（ＩＨ２）
の測定 ■で測定されたχＣＯ５χＮＣＯ□、χＨ２及び■で測
定されたＱと予め設定されたシフト反応定数Ｋを第（２
９）式に代入して１０秒毎に演算、測定する。

■炉内に吹き込まれる総酸素流量（ＴＯｚ）の測定上吹
酸素配管２４のオリフィス６の差圧発信器１１の差圧を
２秒毎に読み取り１０秒毎の平均値（００□）を測定し
、また底吹酸素配管２５のオリフィス８の差圧発信器１
３の差圧を２秒毎に読み取り１０秒毎の平均値（ＢＯ，
）を測定し、これに溶解中連続または半連続的に炉内に
投入するホンパー２９より投入される鉄ダストを主成分
とするコールドペレントの化学分析値（χＦｅｄ）、　
（χＦｅｚＯ３）、ロードセル３０とその坪量発信器３
１よりの１０秒毎の差より演算される切出し量（−６゜
）より（４５）式を用いて演算される鉄塗材よりの酸素
流量（ＦＯ□）を加え、１０秒毎の平均総酸素流量（Ｔ
Ｏ２）を演算する。

■二次燃焼率ＰＣＲの演算 ■で求めたχｃｏ、χＣＯ□、　！Ｈｚ、χＮＺ＋χ０
□、■で求めたＱ、■で求めたＩＮｚ　、■で求めたＩ
Ｏ，、予め第（２６）式に基づき求めて設定した煙道内
に流入するランス孔等のシール用窒素流量ＳＮ２を第（
１）式に代入してＰＣＲを１０秒毎に演算する。

なお炉底より炉内に吹き込まれた水素の総流量（ＩＨ２
）については、第３図に示すように底吹ＬＰＧ配管２６
にオリフィス９とオリフィス９の差圧発信器１４を設け
、差圧発信器１４の差圧を２秒毎に読み取り１０秒毎の
平均値をＱＬＰＧとして測定し、インジェクションタン
ク１６に設けたロードセル１７の坪量値発信器１８の坪
量信号を１０秒毎に読み取り前回読み取り値との差を底
吹微粉炭重量−Ｃとして測定し、予め微粉炭を元素分析
して得、設定された微粉炭中水分重量％（χＨ２０ｃ）
と水素重量％（χＨ２ｃ）とを第（２７）式に代入して
測定することもできる。

■脱炭速度（Ｃｏ　ｕア）の計算 ■で求めたＩＨ，、■で求めたＴＯ□、■で求めたＰＣ
ＲよりＣ６ｕ７を１０秒毎に計算する。

■終点Ｃ濃度の計算 ■で求めた脱炭速度を用いて、終点の溶融鉄Ｃ濃度を演
算する方法について述べる。

インジェクションタンク１６に設けたロードセル１７の
初期秤量値ＷＣｏａｌＯと終点秤量値ＷＣｏａｌＥとの
差Ｗｃｏａｔ＝ＷＣＯａｌＯＷＣｏａｌＢ、石炭のサン
プリング分析Ｃ濃度χＣＣ０ＡＬ及び、底吹きＬＰＧ配
管２６のオリフィス９と該オリフィス９の差圧発信器１
４より２秒毎に測定されるＬＰＧ流量の１０秒毎平均流
流量　ＬＰＧより溶解中に吹き込まれた全ＬＰＧＩＷＬ
ＰＧ　　（重量）は終点の時間Ｔ１より分析Ｃ濃度　　
　　　：χＣＦＯ 溶解スクラップ重量：　ＷＳＣ，溶解するスクラップの
サンプリング分析Ｃ 濃度：χＣＳＣ 投入コールドペレット総重量： ＷＣＯＬＤ、投入コールドペレッ トのサンプリング分析Ｆｅ濃度：χＦｅＣ０ＬＤ炉にイ
ンプットされるＣ分総重量（ＴＣ＋ｓ）はＴ　Ｃｔ　ｓ
　＝　（ＷＦＯＸ％ＣＦＯ＋ＷＳＣＸ％ｃｓｃ＋ｗｃ０
．。

×％ＣＣ０ＡＬ）　／１００＋ＷＬＰＧ　Ｘ３６／４４
　　（５８）炉からアウトプットされるＣ分総重量（Ｔ
ＣＯ［ＩＴ）は終点溶融鉄Ｃ濃度（％ＣＥ）とするとＴ
ＣＯＵＴ　＝　（ＷＦＯ＋ＷＳＣ＋ＷＣＯＬＤＸ％Ｆｅ
Ｃ０ＬＤ／　１００　）第（５８）式、第（５９）弐よ
り終点溶融鉄Ｃ濃度（％ＣＥ）　は第（６０）式として
求められる。

■融解中Ｃ濃度の計算 終点Ｃ濃度の推定は終点において全含鉄合材が溶解した
ものとして終点溶融鉄ＣｆＡ度をもとめればよい。しか
るに溶解過程ｃ１度（％ＣＮ）の推定は次に述べる方法
等により含鉄冷材中溶解量の推定計算を行い、溶解率（
Ｙ）を第（６０）式中ＷＳＣに乗じたｗｓｃ’を用い、
Ｗ　Ｃ０ＬＤに換えて初期〜現在時間までに投入したコ
ールドペレット重量ＷＣＯＬＤ’を用い、第（６０）式
中脱炭速度積分区間（０〜Ｔｙ）に換えて、初期〜現在
時間（０〜Ｔ、）を用い、インジェクションタンクＩ６
に設けたロードセル１７の初期秤量値ＷＣｏａｌＯと終
点秤量値ＷＣｏａｌＥとの差Ｗｅｏａｔ＝ＷＣＯａｌＯ
−ＷＣｏａｌＨに換えて、初期秤量値ＷＣｏａｌＯと現
在秤量値ＷＣｏａｌＮとの差Ｗｃｏｍｔ　　＝ＷＣｏａ
ｌＯＷＣｏａｌＮを用い、第（５７）式中積分区間（０
〜Ｔｔ　）に換えて、初期〜現在時間（０〜Ｔ、）を用
いたＷＬＰＧ’を用いた第（６１）式により推定する。

（２）物質移動 次に含鉄冷材中溶解率（Ｙ）の推定計算方法について説
明する。

溶解に関する熱移動モデル基礎式第（６２）　、　（６
３）式、物質移動に関するモデル基礎式第（６４）　、
　（６５）弐に関し、実験的に求めたｈ’、ｕ’を導入
し、界面温度・スクラップ内温度分布及び、スクラップ
内のＣ濃度分布を計算する。

モデルの基礎式 ％式％ Ｔ：温度、ｒニスクラップ中心からの距離。

ｋ：熱転導度、ｃ：比熱、ρ：密度 し：溶解潜熱。

ｈ′：移動界面に対する熱伝達率。

ｕ′：静止界面および移動界面に対する物質移動係数 Ｌ：溶銑、ｓ二表面、ｂ：バルク Ｃ，、Ｃｓ、ｃＬ　ニスクラップの初期、表面、溶銑の
Ｃ濃度 更に、スクラップ内のＣ濃度分布により液相線温度の計
算を行い、先に求めたスクラップ内温度が、液相線温度
以上となる界面部分が溶解する範囲となる。この溶解計
算と、熱収支、Ｃ収支計算を設定周期毎に解くことによ
り溶解率の計算を行フ。

（実施例１） 第３図に示すように上吹酸素ランス３、排ガス回収系を
有し、炉底に三重管ノズル２を６本配置した１００Ｔ溶
解転炉ｌを用いて、下記の条件で鉄塗材を溶解した。

種湯　　　　　　　　　：６０Ｔ 初装入スクラップ　　　＝５０Ｔ 追装入ダストペレット　：１０Ｔ 底吹き酸素　　　　　　：　４４０ＯＮｍ３１Ｈｒ上吹
き酸素　　　　　　：　１９６００　Ｎｍ３／　Ｈｒ底
吹き微粉炭　　　　　：　　４００〜６００　ｋｇ／ｍ
ｉｎ底吹きＬＰＧ　　　　　　　　：　４４Ｎｍ３／Ｈ
ｒＸ　６本ランス高さ　　　　　　　：３．５〜４ｍ上
記溶解において、スクランプ装入前種湯と溶解終了出湯
時溶融鉄をサンプリングし、化学分析を行うと共に、第
３図の測定演算装置により、上記■〜■の測定演算ステ
ップを下記条件で演算し終点溶融鉄Ｃ推定濃度（％ＣＥ
）と、出湯時溶融鉄のサンプリング化学分析値の比較を
行った。その対比結果を第４図に示す。

％Ｎ２ｃ　　　　　　　　：０．２１％Ｋ　　　　　　
　　　　　：　１．２４２７３Ｓ　Ｎ　ｚ　　　　　　
　　　　：　１０００　Ｎ　ｍ’　／　Ｈｒ追装入ダス
トペレット中ＦｅＯ濃度　：　４４．２％追装入ダスト
ペレット中ＦｅｚＯ：＋濃度：　２０．５％初装入スク
ラップＣ濃度　　　　　：　０．０２％尚、第１図は上
記実施例と同様な操業条件において従来法により終点溶
融鉄Ｃ濃度を推定した結果を出湯時溶融鉄のサンプリン
グ化学分析値と対比した結果を示す。

第４図より、本発明による脱炭速度演算方法を用いるＣ
濃度推定方法は、第１図の従来法に比べ、バイアス誤差
も無（、バラツキも著しく改善され優れた終点ＣｆＡ度
推定方法を提供できる発明であることが確かめられた。

（実施例２） 実施例１と同一の溶解転炉で、実施例１と同一の溶解条
件で含鉄捨材を溶解し、溶解過程の熔融鉄Ｃ濃度を推定
した。

本実施例２における演算フローを第５図に示す。

第５図において溶融鉄温度演算／溶解率演算部は、熱伝
達係数、物質移動係数等を用い、スクラップの形状、サ
イズを簡易な円筒状均一サイズの集合体として、初期条
件より、差分計算により境界のＣ濃度、温度を計算し融
点に達した要素が溶解するとの理論計算が必要であるが
、オンラインでこのような大容量の計算を行うのは計算
機の専有時間上好ましくない。従って本実施例では、予
めオフラインの計算機により、初期温度、二次燃焼率、
Ｃ濃度をパラメータとし種々の条件で、前述の溶解モデ
ルを基礎式とする溶解率計算を行い、溶解パターンを線
型パターンとする、パラメータテーブルを作成し溶解率
を演算する方法を採用した。

本方法により溶解中Ｃ推定値が３．０％に下がる時には
底吹きの微粉炭吹き込み速度をあげ、それ以上Ｃ濃度が
低下しないように溶融鉄Ｃ濃度を制御した結果の、Ｃ推
定値及び石炭吹き込み速度の例を第６図に示す。本発明
による高精度Ｃ濃度推定の結果、溶融鉄ＣｆＡ度が高精
度に制御でき、溶解中のスロッピングによる操業中断も
無（、連続して操業を行うことができ、１６ヒートの平
均鉄歩留りは９５．２％を達成することができた。

比較として第７図に従来の脱炭速度推定方法に基づくＣ
推定方法により溶融鉄Ｃ１１ｉ度を制御した結果の、Ｃ
推定値及び石炭吹き込み速度の例を示す。従来方法では
溶融鉄Ｃ濃度の制御精度が十分でなく、溶解中Ｃ濃度３
．０％を目標とすると、しばしばスロッピングによる操
業中断が発生し、１０ヒートの平均鉄歩留りは９３．４
％に低下した。

（発明の効果） 上記実施例により明らかにされたように、本発明を非燃
焼排ガス回収系が配備された前記構成の転炉を用いる前
記含鉄冷材溶解法に適用することにより、含鉄冷材溶解
開始から溶解終了までの任意時刻のＣ濃度を高精度に推
定することが可能になり、高効率の含鉄冷材溶解法が可
能になった。

【図面の簡単な説明】

第１図は実施例１と同一の操業条件において、従来法脱
炭速度計算法に基づき推定した終点溶融鉄Ｃ濃度と出湯
時溶融鉄のサンプリング化学分析値の対比結果を示す図
、第２図は煙道排ガス成分分析により二次燃焼率を測定
する原理を説明する図、第３図は実施例におけるＣ濃度
推定を行った溶解炉と測定機構を示す図、第４図は実施
例１において得られた推定終点Ｃ濃度と出湯時溶融鉄の
サンプリング化学分析値の対比結果を示す図、第５図は
実施例２において使用した、溶解中Ｃ濃度を演算する処
理方法を説明する図、第６図は実施例２において溶解中
Ｃ濃度推定を行い、石炭の吹き込み速度制御を行った例
を示す図、第７図は従来法脱炭速度計算法に基づき溶解
中Ｃ濃度推定を行い、石炭の吹き込み速度制御を行った
が、スロッピングを生じ操業を中断した例を示す図であ
る。 推定〔Ｃ〕 推定 （％） 溶解時間 （分）

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）上吹酸素ランスを有すると共に炉底にノズルを有
   する転炉を用い、種湯となる溶鉄の存在する上記転炉内
   に含鉄冷材を供給し、炉底ノズルから酸素、ＬＰＧ、Ｎ
   ＿２と共に微粉炭を吹き込み溶鉄を加炭すると共に上吹
   酸素ランスから酸素を供給し浴発生ガスを二次燃焼させ
   て効率的に含鉄冷材を溶解し高炭素溶鉄を得る含鉄冷材
   溶解法において、 含鉄冷材の溶解開始から溶解完了まで設定周期毎に、非
   燃焼型排ガス回収系の煙道排ガスの成分、風量、炉底よ
   り炉内に吹き込まれた窒素の総流量、炉底より炉内に吹
   き込まれた水素の総重量、煙道内に流入したランス孔、
   合金シュート孔等のシール用窒素の流量、炉内に吹き込
   まれた酸素の総流量を測定し、 設定周期毎に上記測定値を用いて第（１）式に基づき二
   次燃焼率を求め、該二次燃焼率、上記酸素の総流量、上
   記水素の総流量を用いて第（２）式に基づき脱炭速度を
   求め、 含鉄冷材の溶解完了時、設定周期毎に求めた脱炭速度を
   溶解開始より終了まで時間積分して脱炭量を求め、種湯
   溶鉄中Ｃ量、含鉄冷材中Ｃ量、溶解開始より溶解終了ま
   で炉内に吹き込まれたＬＰＧ中Ｃ量、微粉炭中Ｃ量の総
   和より上記脱炭量を差し引き、種湯溶鉄重量と含鉄冷材
   重量の和で除算することにより、溶解完了時の溶銑Ｃ濃
   度を求めることを特徴とする含鉄冷材溶解法における溶
   銑Ｃ濃度推定方法。 ＰＣＲ＝（％ＣＯ＿２×Ｑ／１００＋（ＩＨ＿２−％Ｈ
   ＿２×Ｑ／１００）−２（％Ｎ＿２×Ｑ／１００−ＩＮ
   ＿２−ＳＮ＿２）×０．２１／０．７８＋２×％Ｏ＿２
   ×Ｑ／１００）／（（％ＣＯ＋％ＣＯ＿２）×Ｑ／１０
   ０＋ＩＨ＿２）（１）Ｃ＿Ｏ＿Ｕ＿Ｔ＝（１−ＰＣＲ×
   ＩＨ＿２／（２×ＴＯ＿２））／（１＋ＰＣＲ）×１２
   ／２２．４×（２×ＴＯ＿２）（２）但し％ＣＯ：煙道
   排ガスのＣＯ濃度 ＩＨ＿２：炉底より炉内に吹き込まれた水素の総流量 ％ＣＯ＿２：煙道排ガスのＣＯ＿２濃度 ＩＮ＿２：炉底より炉内に吹き込まれた窒素の総流量 ％Ｈ＿２：煙道排ガスのＨ＿２濃度 ＳＮ＿２：煙道内に流入したシール用窒素の流量 ％Ｎ＿２：煙道排ガスのＮ＿２濃度 ＴＯ＿２：炉内に吹き込まれた酸素の総流量％Ｏ＿２：
   煙道排ガスのＯ＿２濃度 ＰＣＲ：二次燃焼率 Ｑ：煙道排ガスの風量 Ｃ＿Ｏ＿Ｕ＿Ｔ：脱炭速度
2. （２）上吹酸素ランスを有すると共に炉底にノズルを有
   する転炉を用い、種場となる溶鉄の存在する上記転炉内
   に含鉄冷材を供給し、炉低ノズルから酸素、ＬＰＧ、Ｎ
   ＿２と共に微粉炭を吹き込み溶鉄を加炭すると共に上吹
   酸素ランスから酸素を供給し浴発生ガスを二次燃焼させ
   て効率的に含鉄冷材を溶解し高炭素溶鉄を得る含鉄冷材
   溶解法において、 含鉄冷材の溶解開始から溶解完了まで設定周期毎に、非
   燃焼型排ガス回収系の煙道排ガスの成分、風量、炉底よ
   り炉内に吹き込まれた窒素の総流量、炉底より炉内に吹
   き込まれた水素の総流量、煙道内に流入したランス孔、
   合金シュート孔等のシール用窒素の流量、炉内に吹き込
   まれた酸素の総流量を測定し、 設定周期毎に上記測定値を用いて第（１）式に基づき二
   次燃焼率を求め、該二次燃焼率、上記酸素の総流量、上
   記水素の総流量を用いて第（２）式に基づき脱炭速度を
   求め、 含鉄冷材の溶解開始から溶解完了までの任意現在に、設
   定周期毎に求めた脱炭速度を溶解開始より現在まで時間
   積分して溶解開始より現在までの脱炭量を求め、種場溶
   鉄中Ｃ量、溶解開始より現在まで溶解した含鉄冷材中Ｃ
   量、溶解開始より現在まで炉内に吹き込まれたＬＰＧ中
   Ｃ量、微粉炭中Ｃ量の総和より上記脱炭量を差し引き、
   種場溶鉄重量と溶解開始より現在まで溶解した含鉄冷材
   重量の和で除算することにより、含鉄冷材の溶解開始か
   ら溶解完了までの任意現在の溶鉄Ｃ濃度を求めることを
   特徴とする含鉄冷材溶解法における溶鉄Ｃ濃度推定方法
   。 ＰＣＲ＝（％ＣＯ＿２×Ｑ／１００＋（ＩＨ＿２−％Ｈ
   ＿２×Ｑ／１００）−２（％Ｎ＿２×Ｑ／１００−ＩＮ
   ＿２−ＳＮ＿２）×０．２１／０．７８＋２×％Ｏ＿２
   ×Ｑ／１００）／（（％ＣＯ＋％ＣＯ＿２）×Ｑ／１０
   ０＋ＩＨ＿２）（２）Ｃ＿Ｏ＿Ｕ＿Ｔ＝（１−ＰＣＲ×
   ＩＨ＿２／（２×ＴＯ＿２））／（１＋ＰＣＲ）×１２
   ／２２．４×（２×ＴＯ＿２）（２）１＋ＰＣＲ但し％
   ＣＯ：煙道排ガスのＣＯ濃度ＩＨ＿２：炉底より炉内に
   吹き込まれた水素の総流量 ％ＣＯ＿２：煙道排ガスのＣＯ＿２濃度 ＩＮ＿２：炉底より炉内に吹き込まれた窒素の総流量 ％Ｈ＿２：煙道排ガスのＨ＿２濃度 ＳＮ＿２：煙道内に流入したシール用窒素の流量 ％Ｎ＿２：煙道排ガスのＮ＿２濃度 ＴＯ＿２：炉内に吹き込まれた酸素の総流量％Ｏ＿２：
   煙道排ガスのＯ＿２濃度 ＰＣＲ：二次燃焼率 Ｑ：煙道排ガスの風量 Ｃ＿Ｏ＿Ｕ＿Ｔ：脱炭速度