JPH0645815B2 - 冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方法 - Google Patents
冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方法Info
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- JPH0645815B2 JPH0645815B2 JP1320877A JP32087789A JPH0645815B2 JP H0645815 B2 JPH0645815 B2 JP H0645815B2 JP 1320877 A JP1320877 A JP 1320877A JP 32087789 A JP32087789 A JP 32087789A JP H0645815 B2 JPH0645815 B2 JP H0645815B2
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Description
【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は、冷鉄源溶解法において操業の制御に重要な指
標となる二次燃焼率の検出方法に関するものである。
標となる二次燃焼率の検出方法に関するものである。
（従来の技術） 従来、特開昭57−164908号公報、特公昭56−8085号公報
に、上吹酸素ランスを有すると共に炉底に三重管ノズル
を有し、溶融鉄の存在する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Ｎ２ガスと共に微粉炭を、
内管と中間管の間より酸素を、中間管と外管との間より
冷却用ＬＰＧガスを吹き込むと共に上吹酸素ランスより
酸素を供給して含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る冷鉄源溶
解法が提供されている。
に、上吹酸素ランスを有すると共に炉底に三重管ノズル
を有し、溶融鉄の存在する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Ｎ２ガスと共に微粉炭を、
内管と中間管の間より酸素を、中間管と外管との間より
冷却用ＬＰＧガスを吹き込むと共に上吹酸素ランスより
酸素を供給して含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る冷鉄源溶
解法が提供されている。
上記冷鉄源溶解法においては、高二次燃焼率で操業する
のが、生産性、原単位の点で効果的である。
のが、生産性、原単位の点で効果的である。
この二次燃焼率を検出するには、従来、上記冷鉄源溶解
転炉の転炉排ガス回収系の煙道において、煙道排ガスの
湿度、CO、CO2、H2、N2濃度を測定する必要があった。それ
ら濃度を測定するため質量分析計、ガスクロマトグラフ
ィー装置等の高価な機器を用いる必要があった。
転炉の転炉排ガス回収系の煙道において、煙道排ガスの
湿度、CO、CO2、H2、N2濃度を測定する必要があった。それ
ら濃度を測定するため質量分析計、ガスクロマトグラフ
ィー装置等の高価な機器を用いる必要があった。
（発明が解決しようとする課題） 本発明は、上記煙道排ガスの湿度、Ｈ２、Ｎ２濃度の測
定を省略して、例えば赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型
CO2濃度計等の安価な機器を用い、二次燃焼率を検出す
ることができる冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方
法を提供するものである。
定を省略して、例えば赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型
CO2濃度計等の安価な機器を用い、二次燃焼率を検出す
ることができる冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方
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
し、溶融鉄の存在する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Ｎ２ガスと共に微粉炭を、内管
と中間管の間より酸素を、中間管と外管との間より冷却
用ＬＰＧガスを吹き込むと共に上吹酸素ランスより酸素
を供給して含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る冷鉄源溶解法
において、 上記転炉排ガス回収系の煙道排ガスのCO濃度（%CO）、C
O2濃度（%CO2）、ドライ標準状態換算風量(Q)を測定す
ると共に底吹Ｎ２ガス量（QN2）、ＬＰＧガス量
（QLPG）、微粉炭重量（ＱＣ）を測定し、第(1)式に基
づき炉内に底吹きされる水素分の総流量（IH2）を演算
し、第(2)式に基づき煙道排ガスのＨ２濃度（%H2）を演
算し、第(3)式に基づき煙道排ガスのＮ２濃度（%N2）を
演算し、第(4)式に基づき炉内に底吹きされる窒素分の
総流量（IN2）を演算し、第(5)式に基づき二次燃焼率
（ＰＣＲ）を演算することを特徴とする冷鉄源溶解法に
おける二次燃焼率検出方法。
し、溶融鉄の存在する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Ｎ２ガスと共に微粉炭を、内管
と中間管の間より酸素を、中間管と外管との間より冷却
用ＬＰＧガスを吹き込むと共に上吹酸素ランスより酸素
を供給して含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る冷鉄源溶解法
において、 上記転炉排ガス回収系の煙道排ガスのCO濃度（%CO）、C
O2濃度（%CO2）、ドライ標準状態換算風量(Q)を測定す
ると共に底吹Ｎ２ガス量（QN2）、ＬＰＧガス量
（QLPG）、微粉炭重量（ＱＣ）を測定し、第(1)式に基
づき炉内に底吹きされる水素分の総流量（IH2）を演算
し、第(2)式に基づき煙道排ガスのＨ２濃度（%H2）を演
算し、第(3)式に基づき煙道排ガスのＮ２濃度（%N2）を
演算し、第(4)式に基づき炉内に底吹きされる窒素分の
総流量（IN2）を演算し、第(5)式に基づき二次燃焼率
（ＰＣＲ）を演算することを特徴とする冷鉄源溶解法に
おける二次燃焼率検出方法。
但し%H2C：底吹微粉炭中の水素重量％ %H2OC：底吹微粉炭中の水分重量％ %N2C：底吹微粉炭中の窒素重量％ Ｋ：シフト反応平衡定数 以下、本発明について詳細に説明する。
上記溶解転炉における二次燃焼率（ＰＣＲ）は、第(6)
式で定義される。
式で定義される。
但しCO：炉内COガス発生量 CO2：炉内CO2ガス発生量 Ｈ２：炉内Ｈ２ガス発生量 H2O：炉内H2Oガス発生量 しかしながら炉内ガスを連続的に安定して採取、分析す
ることは困難である。そこで転炉排ガス回収系の煙道で
転炉排ガス（以下、煙道排ガスという）を連続的に採
取、分析してその分析値を用いて二次燃焼率を演算し検
出する方法が従来採用されている。
ることは困難である。そこで転炉排ガス回収系の煙道で
転炉排ガス（以下、煙道排ガスという）を連続的に採
取、分析してその分析値を用いて二次燃焼率を演算し検
出する方法が従来採用されている。
以下、その演算式について述べる。
炉内発生ガスは炉孔で、多少空気を巻き込み一部燃焼し
て煙道を流れるが、この炉孔燃焼前後の物質バランス、
即ちＯバランス、Ｃバランス、Ｈバランスは第(7)、(8)、
(9)式で示される。
て煙道を流れるが、この炉孔燃焼前後の物質バランス、
即ちＯバランス、Ｃバランス、Ｈバランスは第(7)、(8)、
(9)式で示される。
2CO2+CO+H2O＝2CO2+CO+H2O-202 (7) CO+CO2＝CO+CO2 (8) 2H2O+2H2＝2H2O+2H2 (9) 但しCO2：炉孔燃焼後煙道排ガスのCO2ガス流量 CO：炉孔燃焼後煙道排ガスのCOガス流量 Ｈ２：炉孔燃焼後煙道排ガスのＨ２ガス流量 H2O：炉孔燃焼後煙道排ガスのH2Oガス流量 Ｏ２：炉孔で巻き込まれる空気中酸素の流量 またＮ２バランスについては、空気中Ｎ２は７８％とす
れば、第（10）式で示される。
れば、第（10）式で示される。
IN2+Qair・0.78＝Ｎ２ （10） IN2＝QN2+QC(%N2C/28)×22.4/100 (4) 但しIN2：炉内に底吹きされる窒素分の総流量＝（底吹
Ｎ２ガス流量＋底吹微粉炭中のＮ２分の標準状態換算ガ
ス流量） ＱＮ２：底吹Ｎ２ガス流量 ＱＣ：底吹微粉炭重量 %N2C：底吹微粉炭中Ｎ２重量％ Ｑａｉｒ：炉孔に巻き込まれる空気流量 Ｎ２：炉孔燃焼後煙道Ｎ２ガス流量 第（10）式を変形すると、 Ｑａｉｒ＝(N2-IN2)/0.78 （11） 炉孔より巻き込まれる酸素量は、第（11）式より、空気
中酸素は２１％とすれば Ｏ２＝0.21×Ｑａｉｒ＝（Ｎ２−IN2）×0.21/0.78
（12） 第(6)、(7)、(8)、(9)、(12)式より 第（12）式は煙道排ガスのドライ標準状態換算風量をＱ
とすれば 但し%CO2：炉孔燃焼後煙道排ガスのCO2濃度 %CO：炉孔燃焼後煙道排ガスのCO濃度 %H2：炉孔燃焼後煙道排ガスのＨ２濃度 %N2：炉孔燃焼後煙道排ガスのＮ２濃度 なお第（14）式中のH2Oは従来水分計を用いて絶対湿度H
2O（g/Nm3）を測定し、第（15）式で求める。
Ｎ２ガス流量＋底吹微粉炭中のＮ２分の標準状態換算ガ
ス流量） ＱＮ２：底吹Ｎ２ガス流量 ＱＣ：底吹微粉炭重量 %N2C：底吹微粉炭中Ｎ２重量％ Ｑａｉｒ：炉孔に巻き込まれる空気流量 Ｎ２：炉孔燃焼後煙道Ｎ２ガス流量 第（10）式を変形すると、 Ｑａｉｒ＝(N2-IN2)/0.78 （11） 炉孔より巻き込まれる酸素量は、第（11）式より、空気
中酸素は２１％とすれば Ｏ２＝0.21×Ｑａｉｒ＝（Ｎ２−IN2）×0.21/0.78
（12） 第(6)、(7)、(8)、(9)、(12)式より 第（12）式は煙道排ガスのドライ標準状態換算風量をＱ
とすれば 但し%CO2：炉孔燃焼後煙道排ガスのCO2濃度 %CO：炉孔燃焼後煙道排ガスのCO濃度 %H2：炉孔燃焼後煙道排ガスのＨ２濃度 %N2：炉孔燃焼後煙道排ガスのＮ２濃度 なお第（14）式中のH2Oは従来水分計を用いて絶対湿度H
2O（g/Nm3）を測定し、第（15）式で求める。
H2O＝Ｑ×H2O×22.4/18 （15） 従来、二次燃焼率は、第（14）式を演算して検出されて
いる。即ち、水分計を用いて絶対湿度H2O（g/Nm3）を測
定し、第（15）式を用いてH2Oガス流量を演算し、煙道
排ガスのドライ標準状態換算流量Ｑ、測定値ＱＮ２、Ｑ
Ｃ、分析値%N2Cを第(4)式に代入して炉内に底吹きされ
る窒素分の総流量IN2を演算すると共に質量分析計、ガ
スクロマトグラフィー装置等を用いて%CO2、%CO、%H2、
%N2を測定し、第（14）式に代入することにより行なわ
れている。
いる。即ち、水分計を用いて絶対湿度H2O（g/Nm3）を測
定し、第（15）式を用いてH2Oガス流量を演算し、煙道
排ガスのドライ標準状態換算流量Ｑ、測定値ＱＮ２、Ｑ
Ｃ、分析値%N2Cを第(4)式に代入して炉内に底吹きされ
る窒素分の総流量IN2を演算すると共に質量分析計、ガ
スクロマトグラフィー装置等を用いて%CO2、%CO、%H2、
%N2を測定し、第（14）式に代入することにより行なわ
れている。
本発明は上記湿度、Ｈ２、Ｎ２濃度測定を行なうことな
く二次燃焼率を検出するものであり、その方法は以下の
通りである。
く二次燃焼率を検出するものであり、その方法は以下の
通りである。
炉内に吹き込まれる水素分の総流量IH2は第(1)式で示す
ことができる。
ことができる。
IH2＝４・ＱＬＰＧ＋ＱＣ（%H2C/2+%H2OC/18）×22.4/1
00 (1) ＱＬＰＧ：底吹ＬＰＧ流量 ＱＣ：底吹微粉炭重量 %H2C：底吹微粉炭中水素重量％ %H2OC：底吹微粉炭中水分重量％ ＱＣ（%H2C/2+%H2OC/18）×22.4/100：底吹微粉炭中の
Ｈ２分の標準状態換算ガス流量 なおＬＰＧはC3H8であるからＨ２に換算すれば４倍の体
積になる。
00 (1) ＱＬＰＧ：底吹ＬＰＧ流量 ＱＣ：底吹微粉炭重量 %H2C：底吹微粉炭中水素重量％ %H2OC：底吹微粉炭中水分重量％ ＱＣ（%H2C/2+%H2OC/18）×22.4/100：底吹微粉炭中の
Ｈ２分の標準状態換算ガス流量 なおＬＰＧはC3H8であるからＨ２に換算すれば４倍の体
積になる。
また煙道中水素分の総流量OH2は第（16）式で示すこと
ができる。
ができる。
OH2＝Ｑ・%H2/100+H2O （16） 上記OH2と上記IH2とはバランスしているので第（17）式
が成り立つ。
が成り立つ。
IH2＝OH2 （17） 第（16）、（17）式より、H2Oは第（18）式で表せる。
H2O＝IH2-Ｑ・%H2/100 （18） 第（18）式を第（14）式に代入すると、第(5)式が得ら
れる。
れる。
冷鉄源溶解転炉の転炉排ガス回収系では、ガス回収初
期、末期を除き、酸素は無視できる濃度であり、炉孔等
より侵入する空気中のArも僅かであるので、第(3)式の
Ｎ２濃度計算式が成立する。
期、末期を除き、酸素は無視できる濃度であり、炉孔等
より侵入する空気中のArも僅かであるので、第(3)式の
Ｎ２濃度計算式が成立する。
%N2＝（100-%CO-%CO2-%H2） (3) 即ち、二次燃焼率を求めるに最低必要な煙道排ガス成分
は、CO、CO2、H2濃度である。このようなガス濃度を測定
するために、赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型CO2濃度
計、熱伝導型Ｈ２濃度計を用いることが考えられるが、
ガス成分が４元素であるので、熱伝導型Ｈ２濃度計では
極めて複雑な換算を必要とし、実用的でない。
は、CO、CO2、H2濃度である。このようなガス濃度を測定
するために、赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型CO2濃度
計、熱伝導型Ｈ２濃度計を用いることが考えられるが、
ガス成分が４元素であるので、熱伝導型Ｈ２濃度計では
極めて複雑な換算を必要とし、実用的でない。
しかるに煙道排ガス中では第（19）式で示されるシフト
反応が、ほぼ平衡に達するまで進んでおり、第（20）式
に示される平衡式が成立する。
反応が、ほぼ平衡に達するまで進んでおり、第（20）式
に示される平衡式が成立する。
CO+H2O＝CO2+H2 （19） Ｋ＝（%CO・%H2O）／（%CO2・%H2） （20） 但し%CO：煙道排ガス中のCO濃度 %H2O：煙道排ガス中のH2O濃度 CO2：煙道排ガス中のCO2濃度 %H2：煙道排ガス中のＨ２濃度 Ｋ：シフト反応平衡定数 上記シフト反応平衡定数Ｋは定数として求めておくこと
ができる。
ができる。
例えば定数Ｋは、公知の第（21）式を用いて排ガス温度
Ｔ（℃）を与えることにより求めることができる。
Ｔ（℃）を与えることにより求めることができる。
logK＝-2226/(T+273)-0.0003909(T+2739)+2.4506 （2
1） 第（20）式より%H2Oは、第（22）式となる。
1） 第（20）式より%H2Oは、第（22）式となる。
インプットとアウトプットの水素分はバランスしている
ので第（23）式が成立する。
ので第（23）式が成立する。
IH2＝Ｑ（%H2O+%H2）／100 （23） 第（23）式に第（22）式を代入し、変形すると第(2)式
が得られる。
が得られる。
第(2)式に演算値IH2、煙道排ガスのドライ標準状態換算
風量Ｑ、測定値%CO、%CO2を代入すれば、%H2が求まる。
%H2が求まれば、第(3)式により%N2が求まる。第(1)、
(2)、(3)、(4)式で求めたIH2、%H2、%N2、IN2及び煙道排
ガスのドライ標準状態換算風量Ｑ、測定値%CO、%CO2を
第(5)式に代入すればＰＣＲが求まる。IH2は測定値Ｑ
ＬＰＧ、ＱＣと分析値%H2C、%H2OCを第(1)式に代入する
ことで求まる。IN2は測定値ＱＮ２、ＱＣと分析値%N2C
を第(4)式に代入することで求まる。
風量Ｑ、測定値%CO、%CO2を代入すれば、%H2が求まる。
%H2が求まれば、第(3)式により%N2が求まる。第(1)、
(2)、(3)、(4)式で求めたIH2、%H2、%N2、IN2及び煙道排
ガスのドライ標準状態換算風量Ｑ、測定値%CO、%CO2を
第(5)式に代入すればＰＣＲが求まる。IH2は測定値Ｑ
ＬＰＧ、ＱＣと分析値%H2C、%H2OCを第(1)式に代入する
ことで求まる。IN2は測定値ＱＮ２、ＱＣと分析値%N2C
を第(4)式に代入することで求まる。
（実施例） 第１図は本発明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１６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。
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１６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、１８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、１０は煙道４に設けたベンチュリー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。２９は
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。
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、１８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、１０は煙道４に設けたベンチュリー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。２９は
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。
２２はランス３、スクラバー２９間の煙道排ガスのCO濃
度（%CO）を測定する赤外吸収型C0濃度計、２３はラン
ス３、スクラバー２９間の煙道排ガスのCO2濃度（%C
O2）を測定する赤外吸収型CO2濃度計である。
度（%CO）を測定する赤外吸収型C0濃度計、２３はラン
ス３、スクラバー２９間の煙道排ガスのCO2濃度（%C
O2）を測定する赤外吸収型CO2濃度計である。
２０は濃度計２２の%COを２秒毎に読み取り１０秒毎の
平均値を%COとし、濃度計２３の%CO2を２秒毎に読み取
り１０秒毎の平均値を%CO2とし、圧力発信器１０の動
圧、静圧および排ガス温度計の排ガス温度及び赤外吸収
型CO2濃度計２３の%CO2を２秒毎に読み取り、排ガス温
度、圧力、成分を補正したドライ標準状態換算風量の１
０秒毎の平均値を演算に用いるＱとし、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Ｑ
ＬＰＧとし、秤量値発信器１８の秤量値を１０秒毎に読
み取り、前回読み取り値との差をＱＣとし、予め設定し
た%H2C、%H2OC、%N2C、Ｋに基づき第(1),(2),(3),(4)式
により底吹きされる水素分の総流量（IH2）、Ｈ２濃度
（%H2）、Ｎ２濃度（%N2）、底吹きされる窒素分の総流
量（IN2）を１０秒毎に演算し、ついで第(5)式に基づき
二次燃焼率（PCR）を１０秒毎に演算し、これらの演算
結果を表示装置２１に出力する計算機である。
平均値を%COとし、濃度計２３の%CO2を２秒毎に読み取
り１０秒毎の平均値を%CO2とし、圧力発信器１０の動
圧、静圧および排ガス温度計の排ガス温度及び赤外吸収
型CO2濃度計２３の%CO2を２秒毎に読み取り、排ガス温
度、圧力、成分を補正したドライ標準状態換算風量の１
０秒毎の平均値を演算に用いるＱとし、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Ｑ
ＬＰＧとし、秤量値発信器１８の秤量値を１０秒毎に読
み取り、前回読み取り値との差をＱＣとし、予め設定し
た%H2C、%H2OC、%N2C、Ｋに基づき第(1),(2),(3),(4)式
により底吹きされる水素分の総流量（IH2）、Ｈ２濃度
（%H2）、Ｎ２濃度（%N2）、底吹きされる窒素分の総流
量（IN2）を１０秒毎に演算し、ついで第(5)式に基づき
二次燃焼率（PCR）を１０秒毎に演算し、これらの演算
結果を表示装置２１に出力する計算機である。
上記２秒毎に測定する煙道排ガスのドライ標準状態換算
風量Ｑは、下記の第（24）〜（29）式で演算測定した。
風量Ｑは、下記の第（24）〜（29）式で演算測定した。
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（ρ０）は ρ０＝44/22.4×%CO2/100+28/22.4(1-%CO2/100) （2
4） ベンチュリスクラバー２９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分だけガス成分は少な
く、水分分が付け加わるから、 但しPw(mmHg)：飽和蒸気圧（排ガス温度で決まる定数） 実ガス温度、圧力に標準状態密度より換算すると 但しｔ（℃）：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） ベンチュリー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）０．５ （27） 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（Ｑ１）はマスバランスより Ｑ１＝Ｑ２×ρ２／ρ１ （28） 更にドライ換算すると 第１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１を用いて、下記の条件で含鉄冷材を溶解した。
ガス密度（ρ０）は ρ０＝44/22.4×%CO2/100+28/22.4(1-%CO2/100) （2
4） ベンチュリスクラバー２９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分だけガス成分は少な
く、水分分が付け加わるから、 但しPw(mmHg)：飽和蒸気圧（排ガス温度で決まる定数） 実ガス温度、圧力に標準状態密度より換算すると 但しｔ（℃）：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） ベンチュリー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）０．５ （27） 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（Ｑ１）はマスバランスより Ｑ１＝Ｑ２×ρ２／ρ１ （28） 更にドライ換算すると 第１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１を用いて、下記の条件で含鉄冷材を溶解した。
種湯 ：６０Ｔ 初装入冷鉄 ：２８Ｔ 追装入粒状銑鉄 ：２８Ｔ 底吹酸素 ：４４００Nm3/Hr 底吹微粉炭 ：４００〜６００kg/min 底吹ＬＰＧ ：４４Nm3/Hr×６本 上底吹合計送酸 ：２４０００Nm3/Hr ランス高さ ：3.5〜４ｍ この溶解過程のＨ２濃度（%H2）、Ｎ２濃度（%N2）、二
次燃焼率（ＰＣＲ）を第１図の検出装置によって検出し
た。なお%H2C、%H2OC、%N2C、Ｋは1.07、2.04、0.21、1.24
273に設定した。上記Ｋは第（２１）式の排ガス温度Ｔ
＝９００℃を与えることで得たものであり、Ｔとして９
００℃としたのはシフト反応が９００℃未満では遅くな
るため煙道排ガスは９００℃の平衡関係で分析されると
仮定した。また%H2C、%H2OC、%N2Cは底吹微粉炭の分析
を行なって設定した。
次燃焼率（ＰＣＲ）を第１図の検出装置によって検出し
た。なお%H2C、%H2OC、%N2C、Ｋは1.07、2.04、0.21、1.24
273に設定した。上記Ｋは第（２１）式の排ガス温度Ｔ
＝９００℃を与えることで得たものであり、Ｔとして９
００℃としたのはシフト反応が９００℃未満では遅くな
るため煙道排ガスは９００℃の平衡関係で分析されると
仮定した。また%H2C、%H2OC、%N2Cは底吹微粉炭の分析
を行なって設定した。
同時に、検出精度の比較のために第１図に破線で示すよ
うに煙道排ガスＨ２、Ｎ２濃度を測定する単収束型質量
分析計１９を設けてＨ２、Ｎ２濃度測定値を２秒毎に読
み取り１０秒毎の平均値を%H2、%N2とし、この測定値%H
2、%N2を用い、第(1)、(4)、(5)式を使用して二次燃焼率
を求めた。
うに煙道排ガスＨ２、Ｎ２濃度を測定する単収束型質量
分析計１９を設けてＨ２、Ｎ２濃度測定値を２秒毎に読
み取り１０秒毎の平均値を%H2、%N2とし、この測定値%H
2、%N2を用い、第(1)、(4)、(5)式を使用して二次燃焼率
を求めた。
第２図及び第３図は本発明法による推定水素濃度及び推
定窒素濃度と質量分析計による測定水素濃度及び測定窒
素濃度の対比結果を示し、第４図は本発明法の推定水素
濃度及び推定窒素濃度による二次燃焼率と質量分析計の
測定水素濃度及び測定窒素濃度による二次燃焼率の対比
結果を示す。
定窒素濃度と質量分析計による測定水素濃度及び測定窒
素濃度の対比結果を示し、第４図は本発明法の推定水素
濃度及び推定窒素濃度による二次燃焼率と質量分析計の
測定水素濃度及び測定窒素濃度による二次燃焼率の対比
結果を示す。
第２〜４図より本発明法によれば、%H2、%N2を測定する
ことなく、これらを測定したと同等の精度で二次燃焼率
を検出できることが明らかである。
ことなく、これらを測定したと同等の精度で二次燃焼率
を検出できることが明らかである。
（発明の効果） 以上詳述したように本発明によれば、冷鉄源溶解法にお
いて、煙道排ガスの湿度、Ｈ２、Ｎ２濃度の測定を省略
して、例えば赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型CO2濃度
計等の安価な機器を用い、二次燃焼率を検出することが
できる。
いて、煙道排ガスの湿度、Ｈ２、Ｎ２濃度の測定を省略
して、例えば赤外吸収型CO濃度計、赤外吸収型CO2濃度
計等の安価な機器を用い、二次燃焼率を検出することが
できる。
第１図は本発明を実施する二次燃焼率検出装置例の説明
図、第２図は本発明法による推定水素濃度と質量分析計
による測定水素濃度の対比図、第３図は本発明法による
推定窒素濃度と質量分析計による測定窒素濃度の対比
図、第４図は本発明法の推定水素濃度及び推定窒素濃度
による二次燃焼率と質量分析計の測定水素濃度及び測定
窒素濃度による二次燃焼率の対比図である。 １は溶解転炉 ２は三重管ノズル ３は上吹酸素ランス ４は煙道 ５はベンチュリー ６はオリフィス ７はオリフィス ８はオリフィス ９はオリフィス １０は圧力発信器 １１は差圧発信器 １２は差圧発信器 １３は差圧発信器 １４は差圧発信器 １５は排ガス温度計 １６は微粉炭インジェクションタンク １７はロードセル １８は秤量値発信器 １９は単収束型質量分析計 ２０は計算機 ２１は表示装置 ２２は赤外吸収型CO濃度計 ２３は赤外吸収型CO2濃度計 ２４は上吹酸素配管 ２５は底吹酸素配管 ２６は底吹LPG配管 ２７は底吹Ｎ２ガス配管 ２８は底吹微粉炭供給配管 ２９はベンチュリースクラバー
図、第２図は本発明法による推定水素濃度と質量分析計
による測定水素濃度の対比図、第３図は本発明法による
推定窒素濃度と質量分析計による測定窒素濃度の対比
図、第４図は本発明法の推定水素濃度及び推定窒素濃度
による二次燃焼率と質量分析計の測定水素濃度及び測定
窒素濃度による二次燃焼率の対比図である。 １は溶解転炉 ２は三重管ノズル ３は上吹酸素ランス ４は煙道 ５はベンチュリー ６はオリフィス ７はオリフィス ８はオリフィス ９はオリフィス １０は圧力発信器 １１は差圧発信器 １２は差圧発信器 １３は差圧発信器 １４は差圧発信器 １５は排ガス温度計 １６は微粉炭インジェクションタンク １７はロードセル １８は秤量値発信器 １９は単収束型質量分析計 ２０は計算機 ２１は表示装置 ２２は赤外吸収型CO濃度計 ２３は赤外吸収型CO2濃度計 ２４は上吹酸素配管 ２５は底吹酸素配管 ２６は底吹LPG配管 ２７は底吹Ｎ２ガス配管 ２８は底吹微粉炭供給配管 ２９はベンチュリースクラバー
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
管ノズルを有し、溶融鉄の存在する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Ｎ２ガスと共に微
粉炭を、内管と中間管の間より酸素を、中間管と外管と
の間より冷却用ＬＰＧガスを吹き込むと共に上吹酸素ラ
ンスより酸素を供給して含鉄冷材を溶解し溶融鉄を得る
冷鉄源溶解法において、 上記転炉排ガス回収系の煙道排ガスのCO濃度（%CO）、C
O2濃度（%CO2）、ドライ標準状態換算風量(Q)を測定す
ると共に底吹Ｎ２ガス量（QN2）、ＬＰＧガス量
（QLPG）、微粉炭重量（ＱＣ）を測定し、第(1)式に基
づき炉内に底吹きされる水素分の総流量（IH2）を演算
し、第(2)式に基づき煙道排ガスのＨ２濃度（%H2）を演
算し、第(3)式に基づき煙道排ガスのＮ２濃度（%N2）を
演算し、第(4)式に基づき炉内に底吹きされる窒素分の
総流量（IN2）を演算し、第(5)式に基づき二次燃焼率
（ＰＣＲ）を演算することを特徴とする冷鉄源溶解法に
おける二次燃焼率検出方法。 但し%H2C：底吹微粉炭中の水素重量％ %H2OC：底吹微粉炭中の水分重量％ %N2C：底吹微粉炭中の窒素重量％ Ｋ：シフト反応平衡定数
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1320877A JPH0645815B2 (ja) | 1989-12-11 | 1989-12-11 | 冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP1320877A JPH0645815B2 (ja) | 1989-12-11 | 1989-12-11 | 冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03183720A JPH03183720A (ja) | 1991-08-09 |
| JPH0645815B2 true JPH0645815B2 (ja) | 1994-06-15 |
Family
ID=18126262
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP1320877A Expired - Lifetime JPH0645815B2 (ja) | 1989-12-11 | 1989-12-11 | 冷鉄源溶解法における二次燃焼率検出方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0645815B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR100428582B1 (ko) * | 1999-12-29 | 2004-04-30 | 주식회사 포스코 | 복합취련용 전로에서의 탄소의 이차연소비 예측방법 및용강중 탄소농도의 예측방법 |
| JP5609747B2 (ja) * | 2011-04-05 | 2014-10-22 | 新日鐵住金株式会社 | 転炉ガス回収方法 |
| CN108265152B (zh) * | 2016-12-30 | 2020-01-07 | 北京凯德恒源科技发展有限公司 | 基于氮气补偿的转炉炼钢煤气全回收工艺及其控制方法 |
-
1989
- 1989-12-11 JP JP1320877A patent/JPH0645815B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH03183720A (ja) | 1991-08-09 |
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