JPH0543926A - ２次燃焼吹錬方法 - Google Patents
２次燃焼吹錬方法Info
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- JPH0543926A JPH0543926A JP22953091A JP22953091A JPH0543926A JP H0543926 A JPH0543926 A JP H0543926A JP 22953091 A JP22953091 A JP 22953091A JP 22953091 A JP22953091 A JP 22953091A JP H0543926 A JPH0543926 A JP H0543926A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 脱炭反応により生成するＣＯガスの２次燃焼
反応の促進を図ると共に、２次燃焼反応によって生じた
熱を鉄浴に効率良く伝えることのできる２次燃焼吹錬方
法を提供する。 【構成】 溶融鉄処理炉内の溶鉄を吹錬すると共に排ガ
ス２次燃焼を行って溶鉄の温度を高める２次燃焼吹錬方
法において、吹錬用酸素ガスを供給する上吹き酸素ラン
スの主孔ノズルからの酸素供給を、吹錬時期に応じて適
切に調整しつつ行なう。
反応の促進を図ると共に、２次燃焼反応によって生じた
熱を鉄浴に効率良く伝えることのできる２次燃焼吹錬方
法を提供する。 【構成】 溶融鉄処理炉内の溶鉄を吹錬すると共に排ガ
ス２次燃焼を行って溶鉄の温度を高める２次燃焼吹錬方
法において、吹錬用酸素ガスを供給する上吹き酸素ラン
スの主孔ノズルからの酸素供給を、吹錬時期に応じて適
切に調整しつつ行なう。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、転炉や溶銑予備処理炉
等の溶融鉄処理炉の操業において、特に脱Ｃ反応により
生成するＣＯガスの２次燃焼によって生じる熱を溶鉄に
効率よく伝えて熱補償を増進する方法の改良に関するも
のである。尚以下の説明では、転炉操業を主体にして説
明を進める。
等の溶融鉄処理炉の操業において、特に脱Ｃ反応により
生成するＣＯガスの２次燃焼によって生じる熱を溶鉄に
効率よく伝えて熱補償を増進する方法の改良に関するも
のである。尚以下の説明では、転炉操業を主体にして説
明を進める。
【０００２】
【従来の技術】転炉操業においては、溶銑表面に酸素ガ
スを噴射することによって脱Ｃおよび浴温の上昇を遂行
すると共に、炉内にＣａＯ等の精錬剤を投入して脱Ｐ・
脱Ｓ処理を行っている。尚最近の転炉では脱Ｐや脱Ｓを
主目的の１つから外し、溶銑予備処理炉において脱Ｐや
脱Ｓを行なうものであるが、本発明はこれらの実施変更
は問わないものとする。いずれにしても転炉操業では鉄
浴中のＣの９０〜９５％程度は、下記(6) 式に基づく反
応によって脱Ｃされる。 Ｃ＋１／２Ｏ2 ＝ＣＯ＋３３．０kcal/mol …(6) 近年上記反応によって発生したＣＯガスを、炉内で２次
燃焼反応［下記(7)式］を進行させ、炉内に形成される
高温フレームの熱を鉄浴に伝達して熱補償を行なう技術
が開発されている。 ＣＯ＋１／２Ｏ2 ＝ＣＯ2 ＋６６．５kcal/mol …(7)
スを噴射することによって脱Ｃおよび浴温の上昇を遂行
すると共に、炉内にＣａＯ等の精錬剤を投入して脱Ｐ・
脱Ｓ処理を行っている。尚最近の転炉では脱Ｐや脱Ｓを
主目的の１つから外し、溶銑予備処理炉において脱Ｐや
脱Ｓを行なうものであるが、本発明はこれらの実施変更
は問わないものとする。いずれにしても転炉操業では鉄
浴中のＣの９０〜９５％程度は、下記(6) 式に基づく反
応によって脱Ｃされる。 Ｃ＋１／２Ｏ2 ＝ＣＯ＋３３．０kcal/mol …(6) 近年上記反応によって発生したＣＯガスを、炉内で２次
燃焼反応［下記(7)式］を進行させ、炉内に形成される
高温フレームの熱を鉄浴に伝達して熱補償を行なう技術
が開発されている。 ＣＯ＋１／２Ｏ2 ＝ＣＯ2 ＋６６．５kcal/mol …(7)
【０００３】尚転炉内における上記(2) 式の進行の度合
は、一般に炉内２次燃焼率（以下単に２次燃焼率とい
う）と呼ばれ、下記(8) 式で定義される。 ２次燃焼率（％）＝炉内（ＣＯ2 ％／［炉内ＣＯ（％）＋炉内ＣＯ2(％）］ ×１００ …(8) 上記２次燃焼反応を進行させる為の方法としては、(1)
吹練用の酸素ガスの送酸条件を調整する方法（具体的に
は、送酸速度の低下、鉄浴面からランス最下端までの距
離を大きくしたりして、ソフトブロー化する）、(2) 吹
錬用酸素ガスを供給する主孔以外に副孔を設置け、この
副孔（図３参照）から２次燃焼反応を進行させる為の酸
素ガスを供給する方法が知られている。なお(2) の方法
には、副孔からの酸素ガスの供給を主孔からの酸素ガス
の供給と別個に独立して流量制御する場合と、制御しな
い場合がある。
は、一般に炉内２次燃焼率（以下単に２次燃焼率とい
う）と呼ばれ、下記(8) 式で定義される。 ２次燃焼率（％）＝炉内（ＣＯ2 ％／［炉内ＣＯ（％）＋炉内ＣＯ2(％）］ ×１００ …(8) 上記２次燃焼反応を進行させる為の方法としては、(1)
吹練用の酸素ガスの送酸条件を調整する方法（具体的に
は、送酸速度の低下、鉄浴面からランス最下端までの距
離を大きくしたりして、ソフトブロー化する）、(2) 吹
錬用酸素ガスを供給する主孔以外に副孔を設置け、この
副孔（図３参照）から２次燃焼反応を進行させる為の酸
素ガスを供給する方法が知られている。なお(2) の方法
には、副孔からの酸素ガスの供給を主孔からの酸素ガス
の供給と別個に独立して流量制御する場合と、制御しな
い場合がある。
【０００４】図２は転炉操業例の概要を示す断面説明図
であり、図中１は転炉，２は鉄浴層，３は吹錬用酸素ラ
ンス（上吹きランス），４は脱Ｃ用酸素ジェット領域，
５は２次燃焼用酸素領域，６は２次燃焼フレーム，７は
スラグ層を夫々示しており、これらは夫々の一部を模式
的に示したものである。また図３は２重管形式の酸素ラ
ンス３の先端部を示す部分拡大図であり、図中８は主
孔，９は副孔を夫々示している。尚図３中θ，φは、夫
々主孔および副孔がランス本体先端方向となす角度（ノ
ズル角度）を示している。また図２，３では副孔９を備
えた酸素ランス３について示したけれども、本発明で対
象とする酸素ランスは、副孔の有無を問わず、あらゆる
種類の酸素ランスを含む趣旨である。
であり、図中１は転炉，２は鉄浴層，３は吹錬用酸素ラ
ンス（上吹きランス），４は脱Ｃ用酸素ジェット領域，
５は２次燃焼用酸素領域，６は２次燃焼フレーム，７は
スラグ層を夫々示しており、これらは夫々の一部を模式
的に示したものである。また図３は２重管形式の酸素ラ
ンス３の先端部を示す部分拡大図であり、図中８は主
孔，９は副孔を夫々示している。尚図３中θ，φは、夫
々主孔および副孔がランス本体先端方向となす角度（ノ
ズル角度）を示している。また図２，３では副孔９を備
えた酸素ランス３について示したけれども、本発明で対
象とする酸素ランスは、副孔の有無を問わず、あらゆる
種類の酸素ランスを含む趣旨である。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】ところで転炉内で上記
２次燃焼を進行させて熱補償を行う場合は、(a) 前記
(3) 式で示される２次燃焼率の向上、および(b) ２次燃
焼反応によって発生した熱の鉄浴への着熱効率の向上、
の２つの要件を同時に満足する必要がある。
２次燃焼を進行させて熱補償を行う場合は、(a) 前記
(3) 式で示される２次燃焼率の向上、および(b) ２次燃
焼反応によって発生した熱の鉄浴への着熱効率の向上、
の２つの要件を同時に満足する必要がある。
【０００６】一般の場合（副孔を備えていない酸素ラン
スを用いた場合）、転炉内における平均的な２次燃焼反
応は、全脱Ｃ反応のうちの５〜１０％程度に過ぎず、残
りは前記(1) 式に示したＣＯガス生成反応が優先して進
行する。従ってこの様な状況のもとで、鉄浴面から酸素
ランスの最下端までの距離（以下、ランス高さと言うこ
とがある）を大きくしてソフトブロー状態で大量の酸素
を供給しても、必ずしも炉内での２次燃焼率の上昇を招
くとは限らず、却って炉口周辺でのＣＯガスの燃焼反応
が進行することによって炉口付近の温度が上昇し、炉口
部耐火物が溶損するという問題が生じる。また炉口周辺
でＣＯガスの燃焼反応が進行しても、その反応熱は鉄浴
には有効に伝達されず、着熱効率も悪いという問題があ
る。尚着熱率向上を図るという観点からすれば、ランス
高さを小さくして酸素ランスを鉄浴に接近することも考
えられるが、そうすると２次燃焼反応によって発生した
ＣＯ2 ガスが、主孔からの酸素ジェット流に巻き込まれ
易くなる。即ち主孔からの酸素ジェット流は非常に高速
（通常マッハ２〜３）で吹き込まれているので該ジェッ
ト流周辺のガスを非常に巻き込み易く、酸素ランス３を
鉄浴層２上に接近させればさせるほどＣＯ2 ガスが巻き
込まれ易くなる。その結果、鉄浴層２の表面において、
下記(9) 式で示される還元反応が進行し、却って(1) ２
次燃焼率の低下や、(2) 冷却反応進行による鉄浴温度の
低下、等の好ましくない事態を招く。 Ｃ＋ＣＯ2 ＝２ＣＯ−３３．５kcal/mol …(9)
スを用いた場合）、転炉内における平均的な２次燃焼反
応は、全脱Ｃ反応のうちの５〜１０％程度に過ぎず、残
りは前記(1) 式に示したＣＯガス生成反応が優先して進
行する。従ってこの様な状況のもとで、鉄浴面から酸素
ランスの最下端までの距離（以下、ランス高さと言うこ
とがある）を大きくしてソフトブロー状態で大量の酸素
を供給しても、必ずしも炉内での２次燃焼率の上昇を招
くとは限らず、却って炉口周辺でのＣＯガスの燃焼反応
が進行することによって炉口付近の温度が上昇し、炉口
部耐火物が溶損するという問題が生じる。また炉口周辺
でＣＯガスの燃焼反応が進行しても、その反応熱は鉄浴
には有効に伝達されず、着熱効率も悪いという問題があ
る。尚着熱率向上を図るという観点からすれば、ランス
高さを小さくして酸素ランスを鉄浴に接近することも考
えられるが、そうすると２次燃焼反応によって発生した
ＣＯ2 ガスが、主孔からの酸素ジェット流に巻き込まれ
易くなる。即ち主孔からの酸素ジェット流は非常に高速
（通常マッハ２〜３）で吹き込まれているので該ジェッ
ト流周辺のガスを非常に巻き込み易く、酸素ランス３を
鉄浴層２上に接近させればさせるほどＣＯ2 ガスが巻き
込まれ易くなる。その結果、鉄浴層２の表面において、
下記(9) 式で示される還元反応が進行し、却って(1) ２
次燃焼率の低下や、(2) 冷却反応進行による鉄浴温度の
低下、等の好ましくない事態を招く。 Ｃ＋ＣＯ2 ＝２ＣＯ−３３．５kcal/mol …(9)
【０００７】本発明は上記の様な事情に着目してなされ
たものであって、その目的は、脱Ｃ反応により生成する
ＣＯガスの２次燃焼反応の促進を図ると共に、２次燃焼
反応によって生じた熱を鉄浴に効率良く伝えることので
きる２次燃焼吹錬方法を提供することにある。
たものであって、その目的は、脱Ｃ反応により生成する
ＣＯガスの２次燃焼反応の促進を図ると共に、２次燃焼
反応によって生じた熱を鉄浴に効率良く伝えることので
きる２次燃焼吹錬方法を提供することにある。
【０００８】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決すること
のできた本発明に係る２次燃焼吹錬方法の構成は、溶融
鉄処理炉内の溶鉄を吹錬すると共に生成ガスの２次燃焼
を行なって溶融鉄の温度を高める２次燃焼吹錬方法にお
いて、吹錬用の酸素ガスを供給する上吹き酸素ランスの
主孔ノズルからの酸素ガス供給を、下記(1) 〜(5) 式に
基づく下記条件(A) 〜(C) を同時に満足しつつ行なう点
に要旨を有するものである。 (A) 下記(1) 式に基づいて、吹錬全般をＮ期（Ｎは２以
上の整数）に分割すること ＴＬ＋ΔＴ・（ｉ−ｌ）／Ｎ＜Ｔ(i) ≦ＴＬ＋Ｔ・ｉ／Ｎ …(1) 但し ＴＬ：吹錬中の鉄浴最低温度 ΔＴ：ＴＨ−ＴＬ（ＴＨ：吹錬中の鉄浴最高温度） Ｔ(i) ：ｉ期における鉄浴温度 ｉ：１からＮまで変化する整数 (B) 下記(2) 式が、全てのｉの６０％以上で成立するこ
と ＤＯ(i) ＜ＤＯ（i ＋１） …(2) 但し、 ＤＯ(i) ：ｉ期におけるＤＯ値（ＤＯ値は下記
(8) 式で与えられる） ＤＯ＝ＦＯ2 ／［π（ＬＨ・tan θ）2 ］ …(3) 但し、ＦＯ2 ：上吹き酸素ランスの主孔ノズルからの
送酸速度 ＬＨ：鉄浴面から酸素ランス最下端までの距離 θ：主孔ノズルが酸素ランス本体方向とのなす角度 (C) 下記式(4) または(5) 式が成立すること
のできた本発明に係る２次燃焼吹錬方法の構成は、溶融
鉄処理炉内の溶鉄を吹錬すると共に生成ガスの２次燃焼
を行なって溶融鉄の温度を高める２次燃焼吹錬方法にお
いて、吹錬用の酸素ガスを供給する上吹き酸素ランスの
主孔ノズルからの酸素ガス供給を、下記(1) 〜(5) 式に
基づく下記条件(A) 〜(C) を同時に満足しつつ行なう点
に要旨を有するものである。 (A) 下記(1) 式に基づいて、吹錬全般をＮ期（Ｎは２以
上の整数）に分割すること ＴＬ＋ΔＴ・（ｉ−ｌ）／Ｎ＜Ｔ(i) ≦ＴＬ＋Ｔ・ｉ／Ｎ …(1) 但し ＴＬ：吹錬中の鉄浴最低温度 ΔＴ：ＴＨ−ＴＬ（ＴＨ：吹錬中の鉄浴最高温度） Ｔ(i) ：ｉ期における鉄浴温度 ｉ：１からＮまで変化する整数 (B) 下記(2) 式が、全てのｉの６０％以上で成立するこ
と ＤＯ(i) ＜ＤＯ（i ＋１） …(2) 但し、 ＤＯ(i) ：ｉ期におけるＤＯ値（ＤＯ値は下記
(8) 式で与えられる） ＤＯ＝ＦＯ2 ／［π（ＬＨ・tan θ）2 ］ …(3) 但し、ＦＯ2 ：上吹き酸素ランスの主孔ノズルからの
送酸速度 ＬＨ：鉄浴面から酸素ランス最下端までの距離 θ：主孔ノズルが酸素ランス本体方向とのなす角度 (C) 下記式(4) または(5) 式が成立すること
【０００９】
【数３】
【００１０】
【数４】
【００１１】
【作用】本発明者らは、上記の様な問題を生じることな
く、(a) ２次燃焼反応の促進、および(b) 着熱効率の向
上、という２つの要件を満足させることができ、安定し
て効率の良い熱補償を実施することのできる条件につい
て様々な角度から検討した。
く、(a) ２次燃焼反応の促進、および(b) 着熱効率の向
上、という２つの要件を満足させることができ、安定し
て効率の良い熱補償を実施することのできる条件につい
て様々な角度から検討した。
【００１２】まず本発明者らは排ガス組成の解析によっ
て、転炉吹錬中における炉内での２次燃焼率は、吹錬の
経過と共に図１の様に変化するという知見を得た。これ
は吹錬の進行と共に鉄浴温度が上昇し、(a) 発熱反応で
ある２次燃焼反応が熱平衡的に進行し難くなる、(b) 同
一送酸速度において酸素ガスジェットがよりハードブロ
ー化する、等が原因で生じているものと考えられる。即
ち、鉄浴温度と２次燃焼率の関係の一例を示すと図４の
様になり、鉄浴温度が低いほど２次燃焼反応の進行には
有利に作用する。また２次燃焼によって生成した反応熱
の鉄浴への着熱効率は、同一送酸条件の場合、図５に示
す様に鉄浴温度が低いときほど高いこともわかった。
て、転炉吹錬中における炉内での２次燃焼率は、吹錬の
経過と共に図１の様に変化するという知見を得た。これ
は吹錬の進行と共に鉄浴温度が上昇し、(a) 発熱反応で
ある２次燃焼反応が熱平衡的に進行し難くなる、(b) 同
一送酸速度において酸素ガスジェットがよりハードブロ
ー化する、等が原因で生じているものと考えられる。即
ち、鉄浴温度と２次燃焼率の関係の一例を示すと図４の
様になり、鉄浴温度が低いほど２次燃焼反応の進行には
有利に作用する。また２次燃焼によって生成した反応熱
の鉄浴への着熱効率は、同一送酸条件の場合、図５に示
す様に鉄浴温度が低いときほど高いこともわかった。
【００１３】本発明者らはこれらの知見に基づき、主孔
からの酸素供給が２次燃焼に関与する度合いを示す指標
として後に詳述するＤＯ値を設定し、(A) 鉄浴温度の低
い期間においてはＤＯ値を積極的に低減させ、２次燃焼
反応の促進とその反応生成熱の着熱効率の向上を図ると
共に、(B) 鉄浴温度の高い期間においては、逆にＤＯ値
を増大し、炉口周辺でＣＯガスが燃焼することによる炉
口耐火物の溶損や、着熱効率の低下の問題が発生するの
を防止すればよいと考えた。そしてその具体的な構成に
ついて更に検討したところ、上記の様な構成を採用すれ
ば、本発明の目的が見事に達成されることを見出し、本
発明を完成した。
からの酸素供給が２次燃焼に関与する度合いを示す指標
として後に詳述するＤＯ値を設定し、(A) 鉄浴温度の低
い期間においてはＤＯ値を積極的に低減させ、２次燃焼
反応の促進とその反応生成熱の着熱効率の向上を図ると
共に、(B) 鉄浴温度の高い期間においては、逆にＤＯ値
を増大し、炉口周辺でＣＯガスが燃焼することによる炉
口耐火物の溶損や、着熱効率の低下の問題が発生するの
を防止すればよいと考えた。そしてその具体的な構成に
ついて更に検討したところ、上記の様な構成を採用すれ
ば、本発明の目的が見事に達成されることを見出し、本
発明を完成した。
【００１４】次に、本発明で規定する(1) 〜(5) 式の意
味について説明する。本発明においては、鉄浴温度に応
じて酸素ランスの主孔からの送酸速度を調整するもので
あるが、まず前記(1) 式は、その吹錬中の最高温度と最
低温度との間をＮ等分し、転炉吹錬を鉄浴温度によっ
て、Ｎ期に分けるものである。鉄浴温度は、サブランス
や光ファイバースコープ等のセンサーを用いて実測する
ことも可能であるが、脱Ｃ反応の進行状況を排ガス組成
の連続分析によって間接的に知ることも可能である。ま
た溶銑予備脱Ｐ，脱Ｓ処理銑を用いた転炉吹錬において
は、脱Ｃとそれに伴う昇温を主体とした単純な吹錬パタ
ーンが実施されるので、鉄浴温度はほぼ直線的に増加し
ていく。そのため鉄浴温度を主孔からの酸素積算量で推
定することも可能である。この様に鉄浴温度は吹錬の進
行とともにほぼ直線的に上昇するのが一般的であるが、
吹錬中に鉄鉱石等の冷却剤を添加した場合には必ずしも
直線的には上昇しない場合がある（図６参照）。しかし
ながらこの様な場合にも、冷却剤の投入量から冷却熱量
を算出し、投入後も引き続いて鉄浴温度を推定していく
ことは可能である。
味について説明する。本発明においては、鉄浴温度に応
じて酸素ランスの主孔からの送酸速度を調整するもので
あるが、まず前記(1) 式は、その吹錬中の最高温度と最
低温度との間をＮ等分し、転炉吹錬を鉄浴温度によっ
て、Ｎ期に分けるものである。鉄浴温度は、サブランス
や光ファイバースコープ等のセンサーを用いて実測する
ことも可能であるが、脱Ｃ反応の進行状況を排ガス組成
の連続分析によって間接的に知ることも可能である。ま
た溶銑予備脱Ｐ，脱Ｓ処理銑を用いた転炉吹錬において
は、脱Ｃとそれに伴う昇温を主体とした単純な吹錬パタ
ーンが実施されるので、鉄浴温度はほぼ直線的に増加し
ていく。そのため鉄浴温度を主孔からの酸素積算量で推
定することも可能である。この様に鉄浴温度は吹錬の進
行とともにほぼ直線的に上昇するのが一般的であるが、
吹錬中に鉄鉱石等の冷却剤を添加した場合には必ずしも
直線的には上昇しない場合がある（図６参照）。しかし
ながらこの様な場合にも、冷却剤の投入量から冷却熱量
を算出し、投入後も引き続いて鉄浴温度を推定していく
ことは可能である。
【００１５】本発明では、前記(2) 式に基づき、鉄浴温
度が高くなる期間ほど、ＤＯ値を連続的に増大させる様
にする。但し、吹錬中に冷却剤の投入等により鉄浴温度
が急激に低下する場合を考慮すると、必ずしも全てのｉ
について(2) 式を成立させる必要はないが、本発明の目
的を達成する為には、少なくとも６０％以上（好ましく
は８０％以上）のｉについて成立させる必要がある。
度が高くなる期間ほど、ＤＯ値を連続的に増大させる様
にする。但し、吹錬中に冷却剤の投入等により鉄浴温度
が急激に低下する場合を考慮すると、必ずしも全てのｉ
について(2) 式を成立させる必要はないが、本発明の目
的を達成する為には、少なくとも６０％以上（好ましく
は８０％以上）のｉについて成立させる必要がある。
【００１６】ところで(3) 式で規定されるＤＯ値は、酸
素ランスの主孔からの酸素供給が、２次燃焼に関与する
度合を示す指標として機能するが、次のこのＤＯ値につ
いて説明する。主孔ノズルが酸素ランス本体方向とのな
す角度θ（以下ノズル角度θという）が１５°未満の場
合、主孔ノズルからの酸素ジェット流は相互干渉によっ
て合体し、図７（主孔を６つ設けた場合）に示す様に鉄
浴面上に一つの火点１０が形成される。この火点１０の
面積Ｓは、下記(10)式で代表される。 Ｓ＝π（ＬＨ・tan θ）2 …(10) 但し、ＬＨはランス高さ
素ランスの主孔からの酸素供給が、２次燃焼に関与する
度合を示す指標として機能するが、次のこのＤＯ値につ
いて説明する。主孔ノズルが酸素ランス本体方向とのな
す角度θ（以下ノズル角度θという）が１５°未満の場
合、主孔ノズルからの酸素ジェット流は相互干渉によっ
て合体し、図７（主孔を６つ設けた場合）に示す様に鉄
浴面上に一つの火点１０が形成される。この火点１０の
面積Ｓは、下記(10)式で代表される。 Ｓ＝π（ＬＨ・tan θ）2 …(10) 但し、ＬＨはランス高さ
【００１７】尚厳密には、(10)式で規定される面積Ｓは
各酸素ジェット流の鉄浴面上における中心点を結んだ円
（図７中破線で示す）の面積を示しており、実際の火点
１０の面積よりも若干小さくなるが、同一のランスチッ
プを使用した場合、両者は比例関係にあるので、面積Ｓ
を火点面積の代表値として使用することができる。
各酸素ジェット流の鉄浴面上における中心点を結んだ円
（図７中破線で示す）の面積を示しており、実際の火点
１０の面積よりも若干小さくなるが、同一のランスチッ
プを使用した場合、両者は比例関係にあるので、面積Ｓ
を火点面積の代表値として使用することができる。
【００１８】ＤＯ値は、主孔ノズルからの送酸速度ＦＯ
2 を面積Ｓで割ったものであり、火点単位面積当たりの
送酸速度を示す指標となる。本発明者らは、このＤＯ値
によって主孔ノズルからの送酸が２次燃焼に寄与する度
合が整理されるという知見を得ている。即ち本発明者ら
の研究によると、図８に示す様に、ＤＯ値が増大すれば
するほど炉内２次燃焼率が低下するのがわかった。
2 を面積Ｓで割ったものであり、火点単位面積当たりの
送酸速度を示す指標となる。本発明者らは、このＤＯ値
によって主孔ノズルからの送酸が２次燃焼に寄与する度
合が整理されるという知見を得ている。即ち本発明者ら
の研究によると、図８に示す様に、ＤＯ値が増大すれば
するほど炉内２次燃焼率が低下するのがわかった。
【００１９】上記ＤＯ値は、ＦＯ2,ＬＨ，θ等の変数に
よって決定されるが、これらの変数の特徴は下記の通り
である。まずＦＯ2 は吹錬中に変更することは容易であ
るが、ＤＯ値を低めるためにＦＯ2 を低下させ過ぎる
と、脱Ｃ速度の低下を招き、吹錬時間が延長され、転炉
生産低下の問題が生じるので注意する必要がある。また
ＬＨは吹錬中に変更することは容易である。ＬＨを変更
してもＦＯ2 の場合のように脱Ｃ反応を大きく低下させ
ることはなく、従って転炉生産性低下の問題も発生する
ことはない。θは酸素ランスチップの仕様によって決定
される。従って一種類の酸素ランスチップで吹錬を実施
する場合には、吹錬中にθを変更することはできない。
但し、吹錬前半と後半とで、酸素ランスを迅速に変換す
る場合には、吹錬中にθを変更することは可能である。
しかしながら、この場合においては、吹錬を中断するこ
とによる転炉生産性低下の問題が発生する。以下のこと
から、実操業においてＤＯ値を制御するためには、操業
人の弊害の少ないＬＨの操作をまず実施し、次いで生産
性への影響を勘案してＦＯ2 の操作も併用していくのが
一般的な方法であるといえる。
よって決定されるが、これらの変数の特徴は下記の通り
である。まずＦＯ2 は吹錬中に変更することは容易であ
るが、ＤＯ値を低めるためにＦＯ2 を低下させ過ぎる
と、脱Ｃ速度の低下を招き、吹錬時間が延長され、転炉
生産低下の問題が生じるので注意する必要がある。また
ＬＨは吹錬中に変更することは容易である。ＬＨを変更
してもＦＯ2 の場合のように脱Ｃ反応を大きく低下させ
ることはなく、従って転炉生産性低下の問題も発生する
ことはない。θは酸素ランスチップの仕様によって決定
される。従って一種類の酸素ランスチップで吹錬を実施
する場合には、吹錬中にθを変更することはできない。
但し、吹錬前半と後半とで、酸素ランスを迅速に変換す
る場合には、吹錬中にθを変更することは可能である。
しかしながら、この場合においては、吹錬を中断するこ
とによる転炉生産性低下の問題が発生する。以下のこと
から、実操業においてＤＯ値を制御するためには、操業
人の弊害の少ないＬＨの操作をまず実施し、次いで生産
性への影響を勘案してＦＯ2 の操作も併用していくのが
一般的な方法であるといえる。
【００２０】更に本発明では、前記(4) 式または(5) 式
に基づき、吹錬全般として、鉄浴温度が平均鉄浴温度よ
りも高い期間の送酸速度ＤＯ(i) が、平均鉄浴温度より
も低い期間の送酸速度ＤＯ(i) よりも大きくなる様に
（少なくとも１．１５倍以上、好ましくは１．３倍以
上）制御する。
に基づき、吹錬全般として、鉄浴温度が平均鉄浴温度よ
りも高い期間の送酸速度ＤＯ(i) が、平均鉄浴温度より
も低い期間の送酸速度ＤＯ(i) よりも大きくなる様に
（少なくとも１．１５倍以上、好ましくは１．３倍以
上）制御する。
【００２１】尚吹錬全般を通じての、ＤＯ値の全平均値
Ｆ（ＡＶＥ）は、各吹錬条件，設備条件，目的とする熱
補償等の操業条件に応じて決められるが、本発明では主
孔からの２次燃焼用酸素の送酸速度を吹錬全般を通じて
全平均値Ｆ（ＡＶＥ）と同じ一定の送酸速度に保つので
はなく、(1) 〜(5) 式で決められるように吹錬中に変化
させて供給していくものである。また本発明では、２次
燃焼率と着熱効率をともに最適に無理なく向上できるの
で、２次燃焼率の低下や鉄浴温度の低下等の問題が発生
することもない。
Ｆ（ＡＶＥ）は、各吹錬条件，設備条件，目的とする熱
補償等の操業条件に応じて決められるが、本発明では主
孔からの２次燃焼用酸素の送酸速度を吹錬全般を通じて
全平均値Ｆ（ＡＶＥ）と同じ一定の送酸速度に保つので
はなく、(1) 〜(5) 式で決められるように吹錬中に変化
させて供給していくものである。また本発明では、２次
燃焼率と着熱効率をともに最適に無理なく向上できるの
で、２次燃焼率の低下や鉄浴温度の低下等の問題が発生
することもない。
【００２２】以下本発明を実施例によって更に詳細に説
明するが、下記実施例は本発明を限定する性質のもので
はなく前・後記の趣旨に徴して設計変更することはいず
れも本発明の技術的範囲に含まれるものである。
明するが、下記実施例は本発明を限定する性質のもので
はなく前・後記の趣旨に徴して設計変更することはいず
れも本発明の技術的範囲に含まれるものである。
【００２３】
【実施例】ＤＯ値の制御を行う場合（本発明）と、主孔
送酸条件は吹錬中一定に維持する場合（従来法）の夫々
について、転炉で２次燃焼操業を実施し、２次燃焼率，
着熱効率および着熱量の比較を行った。尚操業条件は下
記の通りである。
送酸条件は吹錬中一定に維持する場合（従来法）の夫々
について、転炉で２次燃焼操業を実施し、２次燃焼率，
着熱効率および着熱量の比較を行った。尚操業条件は下
記の通りである。
【００２４】（共通条件） (A) 酸素ランス 下記の様な酸素ランスを用いた。 主孔ノズル・・・・・ノズル数：６孔 ノズル角度θ：１２度 副孔ノズル・・・・・なし (B) 吹錬条件 (a) 下記表１に示す溶銑条件及び吹止条件にて連続して
吹錬を実施した。尚吹錬中は底吹きガス（Ａｒ）を６５
０Nm3/時（一定）で流した。
吹錬を実施した。尚吹錬中は底吹きガス（Ａｒ）を６５
０Nm3/時（一定）で流した。
【００２５】
【表１】
【００２６】(b) 主原料装入量 処理溶銑量：９５トン スクラップ量：５トン (C) 溶滓条件 ＣａＯ：７．８kg／トン 軽焼ドロマイト：５．６kg／トン ケイ石：２．４kg／トン を前装入にて添加した。
【００２７】（非共通条件） (A) 送酸条件 主孔ノズルからの送酸速度（ＦＯ2 ）・・従来法１〜
３：１８０００Nm3/時の一定とした。 本発明：１６５００〜１９５００Nm3/時（後述の要領）
で調整した。但し、吹錬全般を通じての平均送酸温度は
１８０００Nm3/時である。 酸素ランス高さ（ＬＨ）・・・・・・従来法１：１５０
cmの一定とした。 従来法２：１９５cmの一定とした。 従来法３：２４０cmの一定とした。 本発明：１５０〜２４０cm（後述の要領）で調整した。
但し、吹錬全般を通じての平均酸素ランス高さは１９
５cmである。 (B) 主孔からの２次燃焼用酸素の送酸方法 本発明では、主孔からの２次燃焼用酸素は以下の要領で
供給した。 ＴＬ：転炉吹錬中の最低温度＝溶銑温度 ＝１３１０〜１３３０℃ ＴＨ：転炉吹錬中の最高温度＝吹止温度 ＝１６５０〜１６７０℃ ΔＴ：ＴＨ−Ｔ＝吹止温度−銑浴温度 Ｎ＝１６（１６期に吹錬を分割した。）
３：１８０００Nm3/時の一定とした。 本発明：１６５００〜１９５００Nm3/時（後述の要領）
で調整した。但し、吹錬全般を通じての平均送酸温度は
１８０００Nm3/時である。 酸素ランス高さ（ＬＨ）・・・・・・従来法１：１５０
cmの一定とした。 従来法２：１９５cmの一定とした。 従来法３：２４０cmの一定とした。 本発明：１５０〜２４０cm（後述の要領）で調整した。
但し、吹錬全般を通じての平均酸素ランス高さは１９
５cmである。 (B) 主孔からの２次燃焼用酸素の送酸方法 本発明では、主孔からの２次燃焼用酸素は以下の要領で
供給した。 ＴＬ：転炉吹錬中の最低温度＝溶銑温度 ＝１３１０〜１３３０℃ ＴＨ：転炉吹錬中の最高温度＝吹止温度 ＝１６５０〜１６７０℃ ΔＴ：ＴＨ−Ｔ＝吹止温度−銑浴温度 Ｎ＝１６（１６期に吹錬を分割した。）
【００２８】鉄浴温度の推定は、主孔からの酸素積算
量、および炉内での脱Ｃ反応の進行状況（排ガス組成の
連続測定を実施）により行った。尚排ガス分析値は、転
炉炉口部での空気巻き込みによる影響を、補正計算によ
りなくした。前記(2) 式については、ｉ：１→Ｎのすべ
てのｉについて、１００％成立させた。ランス高さＬＨ
および送酸速度の、調整日具体的には、下記の通りとし
た。 ＬＨ(i) ＝２４０−６×（ｉ−１）cm ＦＯ2(i)＝１６５００＋２００×（ｉ−１）Nm3/時 尚このとき、(4) 式の値は１．７９となった。
量、および炉内での脱Ｃ反応の進行状況（排ガス組成の
連続測定を実施）により行った。尚排ガス分析値は、転
炉炉口部での空気巻き込みによる影響を、補正計算によ
りなくした。前記(2) 式については、ｉ：１→Ｎのすべ
てのｉについて、１００％成立させた。ランス高さＬＨ
および送酸速度の、調整日具体的には、下記の通りとし
た。 ＬＨ(i) ＝２４０−６×（ｉ−１）cm ＦＯ2(i)＝１６５００＋２００×（ｉ−１）Nm3/時 尚このとき、(4) 式の値は１．７９となった。
【００２９】（実験結果）その結果を表２に示す。尚表
２中２次燃焼率は、排ガス煙道にて（転炉はＯＧ方
式）、排ガス組成（ＣＯ，ＣＯ2 ，Ｎ2 ，Ｏ2 ，Ａｒ
等）の吹錬中の連続サンプリング，分析を実施すること
により求めた（転炉炉口部分からの空気の巻き込みによ
る影響は換算，補正した）。また着熱効率は、炉内反応
の熱収支計算を、実績値を用いて実施することによって
算出した。更に着熱量は、２次燃焼に寄与した酸素によ
る鉄浴の昇温量を評価した。尚実験は本発明，従来法１
〜３ともに連続して５０チャージずつ実施し、実験前後
での炉口部耐火物の平均溶損速度（レーザー光線を利用
する方法による）についても測定した。
２中２次燃焼率は、排ガス煙道にて（転炉はＯＧ方
式）、排ガス組成（ＣＯ，ＣＯ2 ，Ｎ2 ，Ｏ2 ，Ａｒ
等）の吹錬中の連続サンプリング，分析を実施すること
により求めた（転炉炉口部分からの空気の巻き込みによ
る影響は換算，補正した）。また着熱効率は、炉内反応
の熱収支計算を、実績値を用いて実施することによって
算出した。更に着熱量は、２次燃焼に寄与した酸素によ
る鉄浴の昇温量を評価した。尚実験は本発明，従来法１
〜３ともに連続して５０チャージずつ実施し、実験前後
での炉口部耐火物の平均溶損速度（レーザー光線を利用
する方法による）についても測定した。
【００３０】
【表２】
【００３１】表２の結果から次の様に考察できる。まず
従来法１では、平均ＦＯ2 としては本発明と同じである
が、ランス高さが低くＤＯ値が高いため、前記(1) 式の
反応への寄与が大きくなり、２次燃焼率が低くなってい
る。その結果、着熱量も少なくなっている。また従来法
２では、ＦＯ2およびＬＨを本発明での平均値と等しく
しており、平均ＤＯ値が同じとなるが、ＤＯ値の最適な
パターン制御を実施していないので、２次燃焼率，着熱
効果および着熱量と共に本発明の場合よりも劣ってい
る。更に従来法３では、平均ＦＯ2 は本発明と同じであ
るが、ランス高さが高くＤＯ値も低いので、本発明より
も２次燃焼率は高くなっている。しかしながらランス高
さが高いために着熱効果が悪くなっており、着熱量は本
発明より少なくなっている。また炉口周辺でのＣＯガス
の燃焼反応が進行し、温度も上昇するため、炉口部耐火
物の溶損量も大きくなっている。
従来法１では、平均ＦＯ2 としては本発明と同じである
が、ランス高さが低くＤＯ値が高いため、前記(1) 式の
反応への寄与が大きくなり、２次燃焼率が低くなってい
る。その結果、着熱量も少なくなっている。また従来法
２では、ＦＯ2およびＬＨを本発明での平均値と等しく
しており、平均ＤＯ値が同じとなるが、ＤＯ値の最適な
パターン制御を実施していないので、２次燃焼率，着熱
効果および着熱量と共に本発明の場合よりも劣ってい
る。更に従来法３では、平均ＦＯ2 は本発明と同じであ
るが、ランス高さが高くＤＯ値も低いので、本発明より
も２次燃焼率は高くなっている。しかしながらランス高
さが高いために着熱効果が悪くなっており、着熱量は本
発明より少なくなっている。また炉口周辺でのＣＯガス
の燃焼反応が進行し、温度も上昇するため、炉口部耐火
物の溶損量も大きくなっている。
【００３２】
【発明の効果】以上述べた如く本発明によれば、次に列
挙する様な効果が得られる。 (1) ２次燃焼反応に有利な領域（鉄浴温度が低い領域）
で、ＤＯ値を積極的に低減させて２次燃焼を促進させる
様にしたので、従来より安定して高い２次燃焼率を得る
ことができる。 (2) 着熱効率および２次燃焼率の高い領域（鉄浴温度の
低い領域）で、２次燃焼反応を促進させる様にしたの
で、平均ＤＯ値が同一であっても、吹錬全体として従来
法よりも高い着熱効率が得られる。 (3) 吹錬全体として、２次燃焼率と着熱効率が向上する
結果、鉄浴への着熱量（熱補償量）も従来法よりも増大
する。 (4) ２次燃焼用酸素ガスが、炉口周辺で燃焼するのを防
止できるので、従来では発生していた炉口部耐火物の溶
損の問題も防止できる。
挙する様な効果が得られる。 (1) ２次燃焼反応に有利な領域（鉄浴温度が低い領域）
で、ＤＯ値を積極的に低減させて２次燃焼を促進させる
様にしたので、従来より安定して高い２次燃焼率を得る
ことができる。 (2) 着熱効率および２次燃焼率の高い領域（鉄浴温度の
低い領域）で、２次燃焼反応を促進させる様にしたの
で、平均ＤＯ値が同一であっても、吹錬全体として従来
法よりも高い着熱効率が得られる。 (3) 吹錬全体として、２次燃焼率と着熱効率が向上する
結果、鉄浴への着熱量（熱補償量）も従来法よりも増大
する。 (4) ２次燃焼用酸素ガスが、炉口周辺で燃焼するのを防
止できるので、従来では発生していた炉口部耐火物の溶
損の問題も防止できる。
【図１】２次燃焼率と吹錬時間との関係の一例を示すグ
ラフである。
ラフである。
【図２】転炉操業例の概要を示す断面図である。
【図３】酸素ランス３の先端部の部分拡大図である。
【図４】鉄浴温度との２次燃焼率の関係の一例を示すグ
ラフである。
ラフである。
【図５】鉄浴温度と着熱効率の関係の一例を示すグラフ
である。
である。
【図６】鉄浴温度の経時的変化例を示すグラフである。
【図７】酸素ランスによる火点状態を説明する為の図で
ある。
ある。
【図８】ＤＯ値と２次燃焼率の関係の一例を示すグラフ
である。
である。
１ 転炉 ２ 鉄浴層 ３ 酸素ランス ４ 脱Ｃ用酸素ジェット領域 ５ ２次燃焼用酸素領域 ６ ２次燃焼フレーム ８ 主孔 ９ 副孔 10 火点
Claims (1)
- 【請求項１】 溶融鉄処理炉内の溶鉄を吹錬すると共に
生成ガスの２次燃焼を行なって溶鉄の温度を高める２次
燃焼吹錬方法において、吹錬用の酸素ガスを供給する上
吹き酸素ランスの主孔ノズルからの酸素ガスの供給を、
下記(1) 〜(5) 式に基づく下記条件(A) 〜(C) を同時に
満足しつつ行なうことを特徴とする２次燃焼吹錬方法。 (A) 下記(1) 式に基づいて、吹錬全般をＮ期（Ｎは２以
上の整数）に分割すること ＴＬ＋ΔＴ・（ｉ−ｌ）／Ｎ＜Ｔ(i) ≦ＴＬ＋ΔＴ・ｉ／Ｎ …(1) 但し ＴＬ：吹錬中の鉄浴最低温度 ΔＴ：ＴＨ−ＴＬ（ＴＨ：吹錬中の鉄浴最高温度） Ｔ(i) ：ｉ期における鉄浴温度 ｉ：１からＮまで変化する整数 (B) 下記(2) 式が、全てのｉの６０％以上で成立するこ
と ＤＯ(i) ＜ＤＯ（i ＋１） …(2) 但し、 ＤＯ(i):ｉ期におけるＤＯ値（ＤＯ値は、下記
(3) 式で与えられる） ＤＯ＝ＦＯ2 ／［π・（ＬＨ・tan θ）2 ］ …(3) 但し、ＦＯ2 ：上吹き酸素ランスの主孔ノズルからの送
酸速度 ＬＨ：鉄浴面から酸素ランス最下端までの距離 θ：主孔ノズルが酸素ランス本体方向とのなす角度 (C) 下記(4) 式または(5) 式が成立すること 【数１】 【数２】
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22953091A JPH0543926A (ja) | 1991-08-15 | 1991-08-15 | ２次燃焼吹錬方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP22953091A JPH0543926A (ja) | 1991-08-15 | 1991-08-15 | ２次燃焼吹錬方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0543926A true JPH0543926A (ja) | 1993-02-23 |
Family
ID=16893614
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP22953091A Withdrawn JPH0543926A (ja) | 1991-08-15 | 1991-08-15 | ２次燃焼吹錬方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0543926A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH06248323A (ja) * | 1993-02-26 | 1994-09-06 | Kobe Steel Ltd | 転炉における炉口付着地金の除去方法 |
| CN115558737A (zh) * | 2022-10-09 | 2023-01-03 | 南京钢铁股份有限公司 | 一种有效降低转炉终渣TFe含量的二次燃烧氧枪吹炼工艺 |
-
1991
- 1991-08-15 JP JP22953091A patent/JPH0543926A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH06248323A (ja) * | 1993-02-26 | 1994-09-06 | Kobe Steel Ltd | 転炉における炉口付着地金の除去方法 |
| CN115558737A (zh) * | 2022-10-09 | 2023-01-03 | 南京钢铁股份有限公司 | 一种有效降低转炉终渣TFe含量的二次燃烧氧枪吹炼工艺 |
| CN115558737B (zh) * | 2022-10-09 | 2024-03-19 | 南京钢铁股份有限公司 | 一种有效降低转炉终渣TFe含量的二次燃烧氧枪吹炼工艺 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 19981112 |