JPH1096007A - 耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法 - Google Patents
耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法Info
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- JPH1096007A JPH1096007A JP27182596A JP27182596A JPH1096007A JP H1096007 A JPH1096007 A JP H1096007A JP 27182596 A JP27182596 A JP 27182596A JP 27182596 A JP27182596 A JP 27182596A JP H1096007 A JPH1096007 A JP H1096007A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 大規模な設備変更を行うことなく、簡単な設
備変更で精錬炉炉体の伝熱抵抗を削減して効率的に冷却
を行うことのできる耐火物で内張りされた精錬炉の冷却
方法を提供する。 【解決手段】 耐火物で内張りされた精錬炉１０ａにお
いて、精錬炉１０ａで発生するガスよりも熱伝導率の高
いガスを精錬炉１０ａの炉殻を形成する鉄皮１１の炉内
側に注入する。
備変更で精錬炉炉体の伝熱抵抗を削減して効率的に冷却
を行うことのできる耐火物で内張りされた精錬炉の冷却
方法を提供する。 【解決手段】 耐火物で内張りされた精錬炉１０ａにお
いて、精錬炉１０ａで発生するガスよりも熱伝導率の高
いガスを精錬炉１０ａの炉殻を形成する鉄皮１１の炉内
側に注入する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、高炉、転炉、真空
精錬炉等の精錬炉炉体の伝熱抵抗を減少させて効率的に
精錬炉炉体の冷却を行うことのできる耐火物で内張りさ
れた精錬炉の冷却方法に関する。
精錬炉等の精錬炉炉体の伝熱抵抗を減少させて効率的に
精錬炉炉体の冷却を行うことのできる耐火物で内張りさ
れた精錬炉の冷却方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、高炉、転炉、及び真空精錬炉等の
精錬炉では、高温雰囲気による耐火物の損耗を防止する
ために鉄皮を冷却して、耐火物にかかる熱負荷を軽減す
ることが行われている。そして、前記精錬炉の長期間の
稼働により耐火物部分が部分的に損耗すると、これに対
応する鉄皮部分の熱負荷が大きくなり鉄皮が損傷すると
共に、炉の稼働状況を悪化させ、ついには炉寿命に達す
る。このように精錬炉炉体の冷却は精錬炉操業における
重要なメンテナンスの要素である。以下、精錬炉の一例
である高炉の冷却方法について述べる。高炉側壁部分の
耐火物の寿命を延長し、高炉鉄皮を保護するための冷却
方法には、冷却盤冷却方式、ステーブ冷却方式、
散水冷却方式、ジャケット冷却方式がある。 冷却盤冷却方式は、高炉炉体内の多数箇所に銅鋳物等
の冷却盤を挿入して、該冷却盤に冷却水を供給する方式
である。 ステーブ冷却方式は、鉄皮表面部にステーブクーラを
配置し、炉下部の該ステーブクーラに冷却水を供給し、
炉上部から該冷却水を排水する方式である。 散水冷却方式は、鉄皮に対向して配置された散水ノズ
ルから冷却水を鉄皮に向けて吹き付ける冷却方式であ
る。 ジャケット冷却方式は、鉄皮表面部に配置されたジャ
ケットに冷却水を供給して鉄皮を冷却する。 実際の冷却においては、これらの〜の方式を単一、
又は組合わせることにより高炉炉体の冷却が行われてい
る。
精錬炉では、高温雰囲気による耐火物の損耗を防止する
ために鉄皮を冷却して、耐火物にかかる熱負荷を軽減す
ることが行われている。そして、前記精錬炉の長期間の
稼働により耐火物部分が部分的に損耗すると、これに対
応する鉄皮部分の熱負荷が大きくなり鉄皮が損傷すると
共に、炉の稼働状況を悪化させ、ついには炉寿命に達す
る。このように精錬炉炉体の冷却は精錬炉操業における
重要なメンテナンスの要素である。以下、精錬炉の一例
である高炉の冷却方法について述べる。高炉側壁部分の
耐火物の寿命を延長し、高炉鉄皮を保護するための冷却
方法には、冷却盤冷却方式、ステーブ冷却方式、
散水冷却方式、ジャケット冷却方式がある。 冷却盤冷却方式は、高炉炉体内の多数箇所に銅鋳物等
の冷却盤を挿入して、該冷却盤に冷却水を供給する方式
である。 ステーブ冷却方式は、鉄皮表面部にステーブクーラを
配置し、炉下部の該ステーブクーラに冷却水を供給し、
炉上部から該冷却水を排水する方式である。 散水冷却方式は、鉄皮に対向して配置された散水ノズ
ルから冷却水を鉄皮に向けて吹き付ける冷却方式であ
る。 ジャケット冷却方式は、鉄皮表面部に配置されたジャ
ケットに冷却水を供給して鉄皮を冷却する。 実際の冷却においては、これらの〜の方式を単一、
又は組合わせることにより高炉炉体の冷却が行われてい
る。
【０００３】そして、冷却効率の向上を図る方法とし
て、特開昭５９−１６６６０８号公報には、鉄皮内面
に、非酸化性でかつ熱伝導性の良好な金属の被膜層を形
成させた冷却能の良好な高炉鉄皮の例が開示されてい
る。また、散水冷却方式における冷却の効率化を図る例
として、特公平３−６６３６３号公報には、鉄皮１ｍ2
当たり０．１〜１リットル／分の水を粒径１０〜１５０
μｍに微細化すると共に、圧力０．５〜５ｋｇｆ／ｃｍ
2 の圧縮空気１〜１０Ｎｍ3 ／分と混合し、鉄皮に吹付
ける高炉炉体鉄皮の冷却方法が知られている。さらに、
実開昭５５−８６５５号公報には、ステーブや冷却函な
ど高炉炉体冷却装置の温排水を冷却水として利用して、
高炉鉄皮への熱衝撃を防止する散水冷却装置が記載され
ている。
て、特開昭５９−１６６６０８号公報には、鉄皮内面
に、非酸化性でかつ熱伝導性の良好な金属の被膜層を形
成させた冷却能の良好な高炉鉄皮の例が開示されてい
る。また、散水冷却方式における冷却の効率化を図る例
として、特公平３−６６３６３号公報には、鉄皮１ｍ2
当たり０．１〜１リットル／分の水を粒径１０〜１５０
μｍに微細化すると共に、圧力０．５〜５ｋｇｆ／ｃｍ
2 の圧縮空気１〜１０Ｎｍ3 ／分と混合し、鉄皮に吹付
ける高炉炉体鉄皮の冷却方法が知られている。さらに、
実開昭５５−８６５５号公報には、ステーブや冷却函な
ど高炉炉体冷却装置の温排水を冷却水として利用して、
高炉鉄皮への熱衝撃を防止する散水冷却装置が記載され
ている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、前記従
来の冷却方法あるいは冷却装置を用いる方法では、高炉
等の精錬炉の炉体を大規模に変更しなければならず、特
に稼働中の高炉への適用が困難であると共に、設備費用
が大きくなるという問題点があった。また、高炉の稼働
中には、図７に示すように熱膨張差等の要因によりパー
マ耐火物５３と鉄皮５１との間に空隙５２を生じ、この
ような空隙５２の生成により高炉炉体５０の伝熱抵抗が
大幅に増大して、高炉炉体５０の冷却効率を低下させ鉄
皮５１側からの抜熱を良好にできず、内張り耐火物５４
が損耗するという問題があった。
来の冷却方法あるいは冷却装置を用いる方法では、高炉
等の精錬炉の炉体を大規模に変更しなければならず、特
に稼働中の高炉への適用が困難であると共に、設備費用
が大きくなるという問題点があった。また、高炉の稼働
中には、図７に示すように熱膨張差等の要因によりパー
マ耐火物５３と鉄皮５１との間に空隙５２を生じ、この
ような空隙５２の生成により高炉炉体５０の伝熱抵抗が
大幅に増大して、高炉炉体５０の冷却効率を低下させ鉄
皮５１側からの抜熱を良好にできず、内張り耐火物５４
が損耗するという問題があった。
【０００５】本発明はこのような事情に鑑みてなされた
もので、大規模な設備変更を行うことなく、簡単な設備
変更で精錬炉炉体の伝熱抵抗を削減して効率的に冷却を
行うことのできる耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方
法を提供することを目的とする。
もので、大規模な設備変更を行うことなく、簡単な設備
変更で精錬炉炉体の伝熱抵抗を削減して効率的に冷却を
行うことのできる耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方
法を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】前記目的に沿う請求項１
記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法は、耐火
物で内張りされた精錬炉において、該精錬炉で発生する
ガスよりも熱伝導率の高いガスを該精錬炉の炉殻を形成
する鉄皮の炉内側に注入する。請求項２記載の耐火物で
内張りされた精錬炉の冷却方法は、精錬炉炉殻を形成す
る鉄皮と、該鉄皮の内側に配置されるパーマ耐火物と、
該パーマ耐火物に積層される内張り耐火物とを有する耐
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記鉄
皮の複数箇所に気体導入孔を形成し、前記精錬炉炉体内
に滞留する精錬炉ガスよりも熱伝導率の高い高熱伝導性
ガスを前記気体導入孔から該精錬炉炉体内に供給して、
該精錬炉炉体の伝熱抵抗を減少させる。請求項３記載の
耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法は、請求項２記
載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法において、
前記パーマ耐火物と前記鉄皮との間の空隙に前記高熱伝
導性ガスを充填する。請求項４記載の耐火物で内張りさ
れた精錬炉の冷却方法は、請求項２又は３記載の耐火物
で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記高熱伝
導性ガスとして水素ガス含有量が５０％以上のガスを用
いる。請求項５記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷
却方法は、請求項２〜４のいずれか１項に記載の耐火物
で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記精錬炉
の炉殻を形成する鉄皮の外側には、該鉄皮の熱放散を助
長する放熱体が設けられている。
記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法は、耐火
物で内張りされた精錬炉において、該精錬炉で発生する
ガスよりも熱伝導率の高いガスを該精錬炉の炉殻を形成
する鉄皮の炉内側に注入する。請求項２記載の耐火物で
内張りされた精錬炉の冷却方法は、精錬炉炉殻を形成す
る鉄皮と、該鉄皮の内側に配置されるパーマ耐火物と、
該パーマ耐火物に積層される内張り耐火物とを有する耐
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記鉄
皮の複数箇所に気体導入孔を形成し、前記精錬炉炉体内
に滞留する精錬炉ガスよりも熱伝導率の高い高熱伝導性
ガスを前記気体導入孔から該精錬炉炉体内に供給して、
該精錬炉炉体の伝熱抵抗を減少させる。請求項３記載の
耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法は、請求項２記
載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法において、
前記パーマ耐火物と前記鉄皮との間の空隙に前記高熱伝
導性ガスを充填する。請求項４記載の耐火物で内張りさ
れた精錬炉の冷却方法は、請求項２又は３記載の耐火物
で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記高熱伝
導性ガスとして水素ガス含有量が５０％以上のガスを用
いる。請求項５記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷
却方法は、請求項２〜４のいずれか１項に記載の耐火物
で内張りされた精錬炉の冷却方法において、前記精錬炉
の炉殻を形成する鉄皮の外側には、該鉄皮の熱放散を助
長する放熱体が設けられている。
【０００７】精錬炉とは、高炉、転炉、真空精錬炉等の
溶融金属の抽出あるいはその処理を行う装置をいう。パ
ーマ耐火物とは、アルミナシリカ質、アルミナカーボン
質スタンプ材、圧入材等の耐火物であって、鉄皮に対し
てスタンプ施工あるいは圧入施工され、その内側に配置
される内張り耐火物を固定保持する働きを有する。内張
り耐火物には、高炉に装入される鉄鉱石、副原料等の溶
融物と接するカーボンを主成分とする定形耐火物、及び
その他の精錬用耐火物が含まれる。高熱伝導性ガスと
は、室温から３００℃における熱伝導率が０．０２〜
０．０４ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）である高炉ガスよ
りも熱伝導率の高いガスをいい、例えば熱伝導率が０．
０５〜０．１５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）であるコー
クス炉ガスあるいは、水素ガスを添加して熱伝導率を
０．０５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）以上にしたガスや
ヘリウム（Ｈｅ）ガス等をいう。ここで、前記ガスの熱
伝導率が０．０５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）より低い
と、伝熱抵抗の削減効果がなくなるので好ましくない。
溶融金属の抽出あるいはその処理を行う装置をいう。パ
ーマ耐火物とは、アルミナシリカ質、アルミナカーボン
質スタンプ材、圧入材等の耐火物であって、鉄皮に対し
てスタンプ施工あるいは圧入施工され、その内側に配置
される内張り耐火物を固定保持する働きを有する。内張
り耐火物には、高炉に装入される鉄鉱石、副原料等の溶
融物と接するカーボンを主成分とする定形耐火物、及び
その他の精錬用耐火物が含まれる。高熱伝導性ガスと
は、室温から３００℃における熱伝導率が０．０２〜
０．０４ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）である高炉ガスよ
りも熱伝導率の高いガスをいい、例えば熱伝導率が０．
０５〜０．１５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）であるコー
クス炉ガスあるいは、水素ガスを添加して熱伝導率を
０．０５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）以上にしたガスや
ヘリウム（Ｈｅ）ガス等をいう。ここで、前記ガスの熱
伝導率が０．０５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）より低い
と、伝熱抵抗の削減効果がなくなるので好ましくない。
【０００８】伝熱抵抗Ｒとは、着目する対象物体の両端
の温度差Δｔにおいて生じる熱流速をＱとして、１／Ｒ
＝Ｑ／Δｔで定義される物理量である。対象物体におけ
る熱の移動距離がΔＬであり、その熱伝導率がλの場合
には、その伝熱抵抗Ｒは、Ｒ＝ΔＬ／λで与えられる。
また、複数の対象物を積層させて配置したときの全体の
伝熱抵抗Ｒaは各対象物における伝熱抵抗の和となる。
例えば、伝熱抵抗がそれぞれＲ1 、Ｒ2 である２種の対
象物を重ねて配置したときの両者の伝熱抵抗Ｒa はＲa
＝Ｒ1 ＋Ｒ2 であり、両者を貫通する熱流速Ｑは、Ｑ＝
Δｔ／Ｒa となる（但し、Δｔは両者における両端の温
度差）。
の温度差Δｔにおいて生じる熱流速をＱとして、１／Ｒ
＝Ｑ／Δｔで定義される物理量である。対象物体におけ
る熱の移動距離がΔＬであり、その熱伝導率がλの場合
には、その伝熱抵抗Ｒは、Ｒ＝ΔＬ／λで与えられる。
また、複数の対象物を積層させて配置したときの全体の
伝熱抵抗Ｒaは各対象物における伝熱抵抗の和となる。
例えば、伝熱抵抗がそれぞれＲ1 、Ｒ2 である２種の対
象物を重ねて配置したときの両者の伝熱抵抗Ｒa はＲa
＝Ｒ1 ＋Ｒ2 であり、両者を貫通する熱流速Ｑは、Ｑ＝
Δｔ／Ｒa となる（但し、Δｔは両者における両端の温
度差）。
【０００９】高熱伝導性ガスとして水素ガス含有量が５
０％未満になると、気体導入孔から供給される高熱伝導
性ガスの、精錬炉炉体内の耐火物また空隙部分へのガス
の拡散速度が低下して、精錬炉炉体内に残留する精錬炉
ガスを高熱伝導性ガスによって置換することが困難にな
ると共に、ガス自体の熱伝導率も低下することになるの
で好ましくない。放熱体とは、鉄皮の実質的な放熱面積
を増加させるために設けられる金属性の突起であり、該
放熱体に吹き付けられる冷却空気、冷却水、あるいはミ
スト等により、鉄皮から放出される放熱量を増加させる
ことができる装置である。
０％未満になると、気体導入孔から供給される高熱伝導
性ガスの、精錬炉炉体内の耐火物また空隙部分へのガス
の拡散速度が低下して、精錬炉炉体内に残留する精錬炉
ガスを高熱伝導性ガスによって置換することが困難にな
ると共に、ガス自体の熱伝導率も低下することになるの
で好ましくない。放熱体とは、鉄皮の実質的な放熱面積
を増加させるために設けられる金属性の突起であり、該
放熱体に吹き付けられる冷却空気、冷却水、あるいはミ
スト等により、鉄皮から放出される放熱量を増加させる
ことができる装置である。
【００１０】
【発明の実施の形態】続いて、添付した図面を参照しつ
つ、本発明を具体化した実施の形態につき説明する。図
１は本発明の一実施の形態に係る耐火物で内張りされた
精錬炉の冷却方法を適用する精錬炉の一例である高炉の
断面図であり、図２（ａ）、（ｂ）はそれぞれ図１の矢
視Ａにおける拡大側断面図及びその温度分布の概念図で
ある。図１、図２に示すように略円筒状をなす高炉１０
ａは、高熱伝導性ガスを供給するための気体導入孔１５
が設けられた鉄皮１１と、該鉄皮１１に空隙１２を有し
て配置されるパーマ耐火物の一例であるスタンプ材１３
と、及び該スタンプ材１３に配置される内張り耐火物の
一例であるカーボン（炭素）れんが１４とを備える高炉
炉体１０により構成されている。
つ、本発明を具体化した実施の形態につき説明する。図
１は本発明の一実施の形態に係る耐火物で内張りされた
精錬炉の冷却方法を適用する精錬炉の一例である高炉の
断面図であり、図２（ａ）、（ｂ）はそれぞれ図１の矢
視Ａにおける拡大側断面図及びその温度分布の概念図で
ある。図１、図２に示すように略円筒状をなす高炉１０
ａは、高熱伝導性ガスを供給するための気体導入孔１５
が設けられた鉄皮１１と、該鉄皮１１に空隙１２を有し
て配置されるパーマ耐火物の一例であるスタンプ材１３
と、及び該スタンプ材１３に配置される内張り耐火物の
一例であるカーボン（炭素）れんが１４とを備える高炉
炉体１０により構成されている。
【００１１】高炉１０ａの外殻を構成する鉄皮１１には
溶接構造用圧延鋼材が一般に使用される。ここでは、鉄
皮１１の厚みが約０．０６ｍであり、その熱伝導率は４
５〜４７ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）の範囲である。前
記鉄皮１１の複数箇所には孔径が約５ｍｍとなる気体導
入孔１５が設けられており、図示しないガス供給装置か
ら必要に応じて高熱伝導性のガスを吹き込むことができ
るようになっている。そして、鉄皮１１の内側には熱伝
導率が約２５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）であるアルミ
ナシリカ質のスタンプ材１３が約０．１ｍの厚みでスタ
ンプ施工されている。さらに、前記スタンプ材１３には
熱伝導率の高いカーボンれんが１４が配置されていて、
この高炉炉体１０の冷却の時点においては、平均０．５
ｍの高炉炉体１０の残存厚みを有している。なお、図３
は前記カーボンれんが１４の熱伝導率の温度依存性を示
すものであり、例えば、８００℃におけるカーボンれん
が１４の熱伝導率は約１３．３ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）となる。鉄皮１１とスタンプ材１３間の空隙１２
は、高炉１０ａの稼働中の加熱による耐火物、及び鉄皮
１１の熱膨張差等により不可避的に生成されるが、高炉
１０ａの施工時に予め所定間隔となる空隙１２を配置し
ておくことも可能であり、ここでは空隙１２の大きさを
約０．００１ｍにしている。
溶接構造用圧延鋼材が一般に使用される。ここでは、鉄
皮１１の厚みが約０．０６ｍであり、その熱伝導率は４
５〜４７ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）の範囲である。前
記鉄皮１１の複数箇所には孔径が約５ｍｍとなる気体導
入孔１５が設けられており、図示しないガス供給装置か
ら必要に応じて高熱伝導性のガスを吹き込むことができ
るようになっている。そして、鉄皮１１の内側には熱伝
導率が約２５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）であるアルミ
ナシリカ質のスタンプ材１３が約０．１ｍの厚みでスタ
ンプ施工されている。さらに、前記スタンプ材１３には
熱伝導率の高いカーボンれんが１４が配置されていて、
この高炉炉体１０の冷却の時点においては、平均０．５
ｍの高炉炉体１０の残存厚みを有している。なお、図３
は前記カーボンれんが１４の熱伝導率の温度依存性を示
すものであり、例えば、８００℃におけるカーボンれん
が１４の熱伝導率は約１３．３ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）となる。鉄皮１１とスタンプ材１３間の空隙１２
は、高炉１０ａの稼働中の加熱による耐火物、及び鉄皮
１１の熱膨張差等により不可避的に生成されるが、高炉
１０ａの施工時に予め所定間隔となる空隙１２を配置し
ておくことも可能であり、ここでは空隙１２の大きさを
約０．００１ｍにしている。
【００１２】まず、本発明の理解を容易にするために、
図７に示す従来例における伝熱抵抗の計算例について詳
細に説明する。従来例の高炉炉体５０においては、図７
（ａ）に示すように内張り耐火物であるカーボンれんが
５４、パーマ耐火物であるスタンプ材５３、空隙５２、
及び鉄皮５１が順に積層、配置されている。なお、ここ
では各層の厚み、及びスタンプ材５３、鉄皮５１におけ
る熱伝導率の値は表１に示すものと同じであり、この高
炉炉体５０内の温度分布は図７（ｂ）に示されるように
なる。以下では内張り耐火物５４、パーマ耐火物５３、
空隙５２、及び鉄皮５１の厚みをそれぞれＬc 、Ｌp 、
Ｌg 、Ｌs 、熱伝導率をそれぞれλc 、λp 、λg 、λ
s と表記する。内張り耐火物、パーマ耐火物、空隙、及
び鉄皮の伝熱抵抗はそれぞれＲc ＝Ｌc ／λc 、Ｒp ＝
Ｌp ／λp 、Ｒg ＝Ｌg ／λg 、Ｒs ＝Ｌs ／λs と計
算され、図７に示す高炉炉体５０における全伝熱抵抗Ｒ
a はＲa ＝Ｒc ＋Ｒp ＋Ｒg ＋Ｒs となる。なお、全伝
熱抵抗Ｒa は鉄皮表面における熱伝達率の逆数である伝
熱抵抗を含めて定義することもできる。ここに表１は比
較例における全伝熱抵抗Ｒa の内訳を示す表である。
図７に示す従来例における伝熱抵抗の計算例について詳
細に説明する。従来例の高炉炉体５０においては、図７
（ａ）に示すように内張り耐火物であるカーボンれんが
５４、パーマ耐火物であるスタンプ材５３、空隙５２、
及び鉄皮５１が順に積層、配置されている。なお、ここ
では各層の厚み、及びスタンプ材５３、鉄皮５１におけ
る熱伝導率の値は表１に示すものと同じであり、この高
炉炉体５０内の温度分布は図７（ｂ）に示されるように
なる。以下では内張り耐火物５４、パーマ耐火物５３、
空隙５２、及び鉄皮５１の厚みをそれぞれＬc 、Ｌp 、
Ｌg 、Ｌs 、熱伝導率をそれぞれλc 、λp 、λg 、λ
s と表記する。内張り耐火物、パーマ耐火物、空隙、及
び鉄皮の伝熱抵抗はそれぞれＲc ＝Ｌc ／λc 、Ｒp ＝
Ｌp ／λp 、Ｒg ＝Ｌg ／λg 、Ｒs ＝Ｌs ／λs と計
算され、図７に示す高炉炉体５０における全伝熱抵抗Ｒ
a はＲa ＝Ｒc ＋Ｒp ＋Ｒg ＋Ｒs となる。なお、全伝
熱抵抗Ｒa は鉄皮表面における熱伝達率の逆数である伝
熱抵抗を含めて定義することもできる。ここに表１は比
較例における全伝熱抵抗Ｒa の内訳を示す表である。
【００１３】
【表１】
【００１４】表１に示されるように、厚み０．００１ｍ
の空隙５２の伝熱抵抗Ｒg は、３８．５×１０-3ｍ2 ・
ｈｒ・℃／ｋｃａｌであり、これは全伝熱抵抗Ｒa （８
１．４×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）の４７％に
相当する量である。従って、高炉炉体５０内の温度分布
は、図７（ｂ）に示されるように空隙５２の部分におけ
る温度低下が非常に大きい分布状態となる。なお、空隙
５２の熱伝導率λg は、空隙５２に充填されるガスの熱
伝導率に等しいものとして計算し、ここでは高炉１０ａ
内で発生する平均ガス組成が水素（Ｈ2 ）：３．５％、
二酸化炭素（ＣＯ2 ）：２２．４％、窒素（Ｎ2 ）：５
２．２％、一酸化炭素（ＣＯ）：２１．９％である高炉
ガス（ＢＦＧ）によって空隙５２が充填されるものとす
る。そして、例えば１００℃における空隙５２の熱伝導
率λg は、各成分ガスの熱伝導率の温度変化特性を示す
図４に示されるように、０．０２６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈ
ｒ・℃）となり、この熱伝導率λg と厚みＬg の値を用
いて空隙５２の伝熱抵抗Ｒg （＝Ｌg ／λg ＝３８．５
×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）が求められる。
の空隙５２の伝熱抵抗Ｒg は、３８．５×１０-3ｍ2 ・
ｈｒ・℃／ｋｃａｌであり、これは全伝熱抵抗Ｒa （８
１．４×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）の４７％に
相当する量である。従って、高炉炉体５０内の温度分布
は、図７（ｂ）に示されるように空隙５２の部分におけ
る温度低下が非常に大きい分布状態となる。なお、空隙
５２の熱伝導率λg は、空隙５２に充填されるガスの熱
伝導率に等しいものとして計算し、ここでは高炉１０ａ
内で発生する平均ガス組成が水素（Ｈ2 ）：３．５％、
二酸化炭素（ＣＯ2 ）：２２．４％、窒素（Ｎ2 ）：５
２．２％、一酸化炭素（ＣＯ）：２１．９％である高炉
ガス（ＢＦＧ）によって空隙５２が充填されるものとす
る。そして、例えば１００℃における空隙５２の熱伝導
率λg は、各成分ガスの熱伝導率の温度変化特性を示す
図４に示されるように、０．０２６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈ
ｒ・℃）となり、この熱伝導率λg と厚みＬg の値を用
いて空隙５２の伝熱抵抗Ｒg （＝Ｌg ／λg ＝３８．５
×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）が求められる。
【００１５】以下、実際の高炉において空隙の伝熱抵抗
Ｒg を評価した計算例を示す。図７に示す高炉炉体５０
において、（Ｔa ）、（Ｔb ）、（Ｔw ）はそれぞれ、
カーボンれんが５４内に配置された熱電対の位置及び鉄
皮５１の表面を流下する冷却水の温度測定位置を示して
おり、Ｔa 、Ｔb 、Ｔw はそれぞれの測定点の温度を表
している。ここで、貫流熱バランスから（Ｔb ）−（Ｔ
a ）間の熱流量Ｑ1 と、（Ｔb ）−（Ｔw ）間の熱流量
Ｑ2 は等しく、Ｑ1 及びＱ2 はそれぞれ以下の（１）、
（２）、（３）式で表される。 Ｑ1 ＝（Ｔb −Ｔa ）／Ｒ1 ----------------- （１）式 Ｑ2 ＝（Ｔb −Ｔw ）／Ｒ2 ----------------- （２）式 Ｑ1 ＝Ｑ2 --------------------------------- （３）式 但し、Ｒ1 、Ｒ2 はそれぞれ（Ｔb ）−（Ｔa ）間の伝
熱抵抗（Ｒ1 ＝ΔＬ／λc ）、（Ｔb ）−（Ｔw ）間の
伝熱抵抗（Ｒ2 ＝Ｌb ／λc ＋Ｌp ／λp ＋Ｌg ／λg
＋Ｌs ／λs ＋１／ｈw ）であり、ΔＬは（Ｔb ）−
（Ｔa ）間の距離、Ｌb は（Ｔb ）とスタンプ材５３の
面までの距離、ｈw は散水冷却面（鉄皮表面）における
熱伝達率である。従って、前記（１）〜（３）式を用い
て整理することにより、空隙５２の伝熱抵抗Ｒg （＝Ｌ
g ／λg ）は下式（４）で与えられる。 Ｒg ＝（ΔＬ／λc ）・（Ｔb −Ｔw ）／（Ｔb −Ｔa ） −（Ｌb ／λc ＋Ｌp ／λp ＋Ｌs ／λs ＋１／ｈw ）----（４）式 ここでは、以下に前記ΔＬ、λc 、Ｌb 、Ｌp 、λp 、
Ｌs 、λs 、ｈw 、Ｔw の設定例を示す。 ΔＬ＝０．１ｍ λc ＝１０．５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） （但し平均値は１３．３ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）） Ｌb ＝０．１５ｍ Ｌp ＝０．１ｍ λp ＝２５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） Ｌs ＝０．０６ｍ λs ＝４５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） ｈw ＝１３００ｋｃａｌ／（ｍ2 ・ｈｒ・℃） Ｔw ＝３０℃
Ｒg を評価した計算例を示す。図７に示す高炉炉体５０
において、（Ｔa ）、（Ｔb ）、（Ｔw ）はそれぞれ、
カーボンれんが５４内に配置された熱電対の位置及び鉄
皮５１の表面を流下する冷却水の温度測定位置を示して
おり、Ｔa 、Ｔb 、Ｔw はそれぞれの測定点の温度を表
している。ここで、貫流熱バランスから（Ｔb ）−（Ｔ
a ）間の熱流量Ｑ1 と、（Ｔb ）−（Ｔw ）間の熱流量
Ｑ2 は等しく、Ｑ1 及びＱ2 はそれぞれ以下の（１）、
（２）、（３）式で表される。 Ｑ1 ＝（Ｔb −Ｔa ）／Ｒ1 ----------------- （１）式 Ｑ2 ＝（Ｔb −Ｔw ）／Ｒ2 ----------------- （２）式 Ｑ1 ＝Ｑ2 --------------------------------- （３）式 但し、Ｒ1 、Ｒ2 はそれぞれ（Ｔb ）−（Ｔa ）間の伝
熱抵抗（Ｒ1 ＝ΔＬ／λc ）、（Ｔb ）−（Ｔw ）間の
伝熱抵抗（Ｒ2 ＝Ｌb ／λc ＋Ｌp ／λp ＋Ｌg ／λg
＋Ｌs ／λs ＋１／ｈw ）であり、ΔＬは（Ｔb ）−
（Ｔa ）間の距離、Ｌb は（Ｔb ）とスタンプ材５３の
面までの距離、ｈw は散水冷却面（鉄皮表面）における
熱伝達率である。従って、前記（１）〜（３）式を用い
て整理することにより、空隙５２の伝熱抵抗Ｒg （＝Ｌ
g ／λg ）は下式（４）で与えられる。 Ｒg ＝（ΔＬ／λc ）・（Ｔb −Ｔw ）／（Ｔb −Ｔa ） −（Ｌb ／λc ＋Ｌp ／λp ＋Ｌs ／λs ＋１／ｈw ）----（４）式 ここでは、以下に前記ΔＬ、λc 、Ｌb 、Ｌp 、λp 、
Ｌs 、λs 、ｈw 、Ｔw の設定例を示す。 ΔＬ＝０．１ｍ λc ＝１０．５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） （但し平均値は１３．３ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）） Ｌb ＝０．１５ｍ Ｌp ＝０．１ｍ λp ＝２５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） Ｌs ＝０．０６ｍ λs ＝４５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃） ｈw ＝１３００ｋｃａｌ／（ｍ2 ・ｈｒ・℃） Ｔw ＝３０℃
【００１６】そして、表２は実際に測定される温度
Ｔa 、Ｔb を（４）式に適用して、空隙５２の伝熱抵抗
Ｒg を求めたものであり、伝熱抵抗Ｒg が２５．０１〜
６．３２×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌの範囲にあ
ることが分かる。また、表２には空隙５２の伝熱抵抗Ｒ
g を、熱伝導率λc が１０．５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）であるカーボンれんがの厚みＬd に換算した値と、
空隙５２に高炉ガスが充填されているものとして、即ち
λg を０．０２６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）として推
定される空隙５２の厚みＬg の値とをそれぞれ併記して
いる。以上のように、スタンプ材５３と鉄皮５１間に
は、厚みＬd が約７０〜２６０ｍｍのカーボンれんがに
相当する大きな伝熱抵抗Ｒg が存在して、その空隙５２
の大きさＬg は０．１６４〜０．６５０ｍｍの範囲であ
ることがわかる。
Ｔa 、Ｔb を（４）式に適用して、空隙５２の伝熱抵抗
Ｒg を求めたものであり、伝熱抵抗Ｒg が２５．０１〜
６．３２×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌの範囲にあ
ることが分かる。また、表２には空隙５２の伝熱抵抗Ｒ
g を、熱伝導率λc が１０．５ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）であるカーボンれんがの厚みＬd に換算した値と、
空隙５２に高炉ガスが充填されているものとして、即ち
λg を０．０２６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）として推
定される空隙５２の厚みＬg の値とをそれぞれ併記して
いる。以上のように、スタンプ材５３と鉄皮５１間に
は、厚みＬd が約７０〜２６０ｍｍのカーボンれんがに
相当する大きな伝熱抵抗Ｒg が存在して、その空隙５２
の大きさＬg は０．１６４〜０．６５０ｍｍの範囲であ
ることがわかる。
【００１７】
【表２】
【００１８】第１の実施の形態においては、図２（ａ）
に示すように、空隙１２に停滞する低熱伝導性ガス（高
炉ガス）を高熱伝導性ガスの一例であるコークス炉ガス
（ＣＯＧ）で置換することにより、高炉炉体１０の全伝
熱抵抗Ｒa を削減して、高炉炉体冷却効果の向上を図る
ものである。即ち、気体導入孔１５を介してコークス炉
ガスを高炉内圧力より０．０１〜５ｋｇｆ／ｃｍ2 高い
圧力に設定して、流量１〜２０Ｎｍ3 ／Ｈｒで高炉炉体
１０内に導入することにより、空隙１２内の高炉ガスが
吐き出されて、空隙１２内に充満させた高熱伝導性であ
るコークス炉ガスの効果により高炉炉体１０の全伝熱抵
抗Ｒa を減少させることができる。なお、前記コークス
炉ガスの流量は、空隙１２内にコークス炉ガスを満たし
て、これを維持するのに必要な量であればよいが、コー
クス炉ガスを空隙１２内に連続的に供給することによ
り、コークス炉ガス自体による高炉炉体冷却の効果も得
られる。また、気体導入孔１５は、高炉炉体温度の分布
状態に応じて、その温度の過剰となる位置に必要に応じ
て配置し、効率的な冷却を行うことが可能である。コー
クス炉ガスの平均ガス組成は、水素：５７．３％、メタ
ン（ＣＨ4 ）：２６．２％、窒素：４．７％、一酸化炭
素：５．８％、二酸化炭素：２．６％であり、このよう
なコークス炉ガスを空隙１２に充填した場合、図４に示
すように１００℃における空隙１２の熱伝導率λg は
０．０９６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）、即ち、前記高
炉ガスの場合の約３．７倍となる。そして、表３に示す
ように全伝熱抵抗Ｒa は、５３．３×１０-3ｍ2 ・ｈｒ
・℃／ｋｃａｌとなり、表１に示す比較例の場合の全伝
熱抵抗（８１．４×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）
の６５％に減少させることができる。この結果、図２
（ｂ）の実線に示されるように、空隙１２の温度低下量
が減少して、破線で示される高熱伝導性ガス導入前の温
度分布状態に較べて鉄皮１１への伝熱が促進されて、こ
の鉄皮１１を抜熱することで冷却効率を向上させること
ができる。
に示すように、空隙１２に停滞する低熱伝導性ガス（高
炉ガス）を高熱伝導性ガスの一例であるコークス炉ガス
（ＣＯＧ）で置換することにより、高炉炉体１０の全伝
熱抵抗Ｒa を削減して、高炉炉体冷却効果の向上を図る
ものである。即ち、気体導入孔１５を介してコークス炉
ガスを高炉内圧力より０．０１〜５ｋｇｆ／ｃｍ2 高い
圧力に設定して、流量１〜２０Ｎｍ3 ／Ｈｒで高炉炉体
１０内に導入することにより、空隙１２内の高炉ガスが
吐き出されて、空隙１２内に充満させた高熱伝導性であ
るコークス炉ガスの効果により高炉炉体１０の全伝熱抵
抗Ｒa を減少させることができる。なお、前記コークス
炉ガスの流量は、空隙１２内にコークス炉ガスを満たし
て、これを維持するのに必要な量であればよいが、コー
クス炉ガスを空隙１２内に連続的に供給することによ
り、コークス炉ガス自体による高炉炉体冷却の効果も得
られる。また、気体導入孔１５は、高炉炉体温度の分布
状態に応じて、その温度の過剰となる位置に必要に応じ
て配置し、効率的な冷却を行うことが可能である。コー
クス炉ガスの平均ガス組成は、水素：５７．３％、メタ
ン（ＣＨ4 ）：２６．２％、窒素：４．７％、一酸化炭
素：５．８％、二酸化炭素：２．６％であり、このよう
なコークス炉ガスを空隙１２に充填した場合、図４に示
すように１００℃における空隙１２の熱伝導率λg は
０．０９６ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・℃）、即ち、前記高
炉ガスの場合の約３．７倍となる。そして、表３に示す
ように全伝熱抵抗Ｒa は、５３．３×１０-3ｍ2 ・ｈｒ
・℃／ｋｃａｌとなり、表１に示す比較例の場合の全伝
熱抵抗（８１．４×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）
の６５％に減少させることができる。この結果、図２
（ｂ）の実線に示されるように、空隙１２の温度低下量
が減少して、破線で示される高熱伝導性ガス導入前の温
度分布状態に較べて鉄皮１１への伝熱が促進されて、こ
の鉄皮１１を抜熱することで冷却効率を向上させること
ができる。
【００１９】
【表３】
【００２０】続いて本発明の第２の実施の形態に係る耐
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法について説明す
る。本実施の形態は、図２（ａ）に示すように空隙１２
に停滞する精錬炉ガス（高炉ガス）を高熱伝導性ガスの
一例である水素ガスで置換することにより、高炉炉体１
０の全伝熱抵抗Ｒa を削減して、さらに高炉炉体１０の
冷却効果の向上を図るものである。鉄皮１１に穿孔され
た気体導入孔１５を介して水素ガスを高炉内圧力より
０．０１〜５ｋｇｆ／ｃｍ2 高い圧力に設定して、流量
１〜２０Ｎｍ3 ／Ｈｒで高炉炉体１０に導入すると、空
隙１２内の高炉ガスが排出され、空隙１２に充満させた
水素ガスにより高炉炉体１０の全伝熱抵抗を大幅に減少
させることができる。ここで、水素ガスの熱伝導率の温
度依存性は、図４に示される。このような水素ガスを空
隙１２に充填した場合、例えば１００℃における空隙１
２の熱伝導率λg は０．１８４ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）、即ち、前記高炉ガスの場合の約７．１倍となる。
そして、表４に示すように全伝熱抵抗Ｒa は、４８．２
×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌとなり、表１に示す
比較例における全伝熱抵抗の値の（８１．４×１０-3ｍ
2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）の５９％相当量に減少させる
ことができる。
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法について説明す
る。本実施の形態は、図２（ａ）に示すように空隙１２
に停滞する精錬炉ガス（高炉ガス）を高熱伝導性ガスの
一例である水素ガスで置換することにより、高炉炉体１
０の全伝熱抵抗Ｒa を削減して、さらに高炉炉体１０の
冷却効果の向上を図るものである。鉄皮１１に穿孔され
た気体導入孔１５を介して水素ガスを高炉内圧力より
０．０１〜５ｋｇｆ／ｃｍ2 高い圧力に設定して、流量
１〜２０Ｎｍ3 ／Ｈｒで高炉炉体１０に導入すると、空
隙１２内の高炉ガスが排出され、空隙１２に充満させた
水素ガスにより高炉炉体１０の全伝熱抵抗を大幅に減少
させることができる。ここで、水素ガスの熱伝導率の温
度依存性は、図４に示される。このような水素ガスを空
隙１２に充填した場合、例えば１００℃における空隙１
２の熱伝導率λg は０．１８４ｋｃａｌ／（ｍ・ｈｒ・
℃）、即ち、前記高炉ガスの場合の約７．１倍となる。
そして、表４に示すように全伝熱抵抗Ｒa は、４８．２
×１０-3ｍ2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌとなり、表１に示す
比較例における全伝熱抵抗の値の（８１．４×１０-3ｍ
2 ・ｈｒ・℃／ｋｃａｌ）の５９％相当量に減少させる
ことができる。
【００２１】
【表４】
【００２２】続いて、本発明の第３の実施の形態に係る
耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法について説明す
る。本実施の形態においては、図５に示すように鉄皮２
１、及びスタンプ材（パーマ耐火物）２３間に特に空隙
を設けることなく形成される高炉炉体２０に、気体導入
孔２５を介して水素含有量が５０％であるコークス炉ガ
スと水素ガスとの混合ガスを供給することにより高炉炉
体２０の全伝熱抵抗を低下させるものである。これを、
図５（ｂ）に示す高炉炉体２０の温度分布図を用いて説
明する。コークス炉ガスと水素ガスとの混合ガス供給前
における温度分布は、低熱伝導性の高炉ガスが耐火物内
の気孔内に充満して全伝熱抵抗の値が高く、図５（ｂ）
の実線に示されるようになる。しかし、気体導入孔２５
から高熱伝導性ガスの一例である前記混合ガスを供給す
ると、気孔率が１０〜２０％であるスタンプ材２３、及
びカーボンれんが（内張り耐火物）２４内の気孔あるい
は高炉炉体２０内の空隙部に高熱伝導性ガスである混合
ガスが侵入して、高炉炉体２０内に保持されるために、
該高炉炉体２０の伝熱抵抗が小さくなって、図５（ｂ）
の破線に示すように冷却効果を増大させることができ
る。また、図６に示すように高炉炉体３０を冷却する際
に、鉄皮３１にスチール製あるいは銅製等からなる突起
状の放熱体３６を複数設けて、鉄皮３１の放熱面積を増
やすと共に、高熱伝導性ガスを気体導入孔３５から供給
することにより、冷却の効率化を図ることもできる。こ
のような場合には、鉄皮３１の表面に散布される冷却水
が鉄皮面を流下して、カーボンれんが（内張り耐火物）
３４、スタンプ材（パーマ耐火物）３３及び鉄皮３１で
構成される高炉炉体３０の冷却がなされる。
耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法について説明す
る。本実施の形態においては、図５に示すように鉄皮２
１、及びスタンプ材（パーマ耐火物）２３間に特に空隙
を設けることなく形成される高炉炉体２０に、気体導入
孔２５を介して水素含有量が５０％であるコークス炉ガ
スと水素ガスとの混合ガスを供給することにより高炉炉
体２０の全伝熱抵抗を低下させるものである。これを、
図５（ｂ）に示す高炉炉体２０の温度分布図を用いて説
明する。コークス炉ガスと水素ガスとの混合ガス供給前
における温度分布は、低熱伝導性の高炉ガスが耐火物内
の気孔内に充満して全伝熱抵抗の値が高く、図５（ｂ）
の実線に示されるようになる。しかし、気体導入孔２５
から高熱伝導性ガスの一例である前記混合ガスを供給す
ると、気孔率が１０〜２０％であるスタンプ材２３、及
びカーボンれんが（内張り耐火物）２４内の気孔あるい
は高炉炉体２０内の空隙部に高熱伝導性ガスである混合
ガスが侵入して、高炉炉体２０内に保持されるために、
該高炉炉体２０の伝熱抵抗が小さくなって、図５（ｂ）
の破線に示すように冷却効果を増大させることができ
る。また、図６に示すように高炉炉体３０を冷却する際
に、鉄皮３１にスチール製あるいは銅製等からなる突起
状の放熱体３６を複数設けて、鉄皮３１の放熱面積を増
やすと共に、高熱伝導性ガスを気体導入孔３５から供給
することにより、冷却の効率化を図ることもできる。こ
のような場合には、鉄皮３１の表面に散布される冷却水
が鉄皮面を流下して、カーボンれんが（内張り耐火物）
３４、スタンプ材（パーマ耐火物）３３及び鉄皮３１で
構成される高炉炉体３０の冷却がなされる。
【００２３】以上、本発明の実施の形態を説明したが、
本発明はこれらの実施の形態に限定されるものではな
く、要旨を逸脱しない条件の変更等は全て本発明の適用
範囲である。例えば、本実施の形態においては、散水冷
却式の高炉に本発明を適用する場合について述べたが、
冷却盤冷却式、ステーブ冷却式、ジャケット冷却式等の
高炉への適用も可能であり、これらの冷却方式を組み合
わせることにより、高炉冷却の効率化が可能である。ま
た、間隙に圧入されるガスも、例えばヘリウム（Ｈｅ）
ガス等の熱伝導率の高いガスを用いることができる。
本発明はこれらの実施の形態に限定されるものではな
く、要旨を逸脱しない条件の変更等は全て本発明の適用
範囲である。例えば、本実施の形態においては、散水冷
却式の高炉に本発明を適用する場合について述べたが、
冷却盤冷却式、ステーブ冷却式、ジャケット冷却式等の
高炉への適用も可能であり、これらの冷却方式を組み合
わせることにより、高炉冷却の効率化が可能である。ま
た、間隙に圧入されるガスも、例えばヘリウム（Ｈｅ）
ガス等の熱伝導率の高いガスを用いることができる。
【００２４】
【発明の効果】請求項１記載の耐火物で内張りされた精
錬炉の冷却方法においては、精錬炉で発生するガスより
も熱伝導率の高いガスを該精錬炉の鉄皮の炉内側に注入
するので、精錬炉炉体の伝熱抵抗を低下させて、冷却効
率を向上させることができる。請求項２〜５記載の耐火
物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、鉄皮の
複数箇所に気体導入孔を形成し、精錬炉炉体内に滞留す
る高炉ガスよりも熱伝導率の高い高熱伝導性ガスを前記
気体導入孔から該精錬炉炉体内に供給して、該精錬炉炉
体の伝熱抵抗を減少させるので、簡単な設備変更で高炉
炉体の伝熱抵抗を削減して、効率的に精錬炉炉体の冷却
を行うことができる。特に、請求項３記載の耐火物で内
張りされた精錬炉の冷却方法においては、パーマ耐火物
と鉄皮との間の空隙に高熱伝導性ガスを充填するので、
さらに効果的な冷却ができる。また、請求項４記載の耐
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、高熱
伝導性ガスとして水素ガス含有量を特定値以上とするガ
スを用いるので、精錬炉炉体内に滞留する高炉ガス等の
精錬炉ガスとの置換効率が高くなり、伝熱抵抗をさらに
効果的に低下させることができる。請求項５記載の耐火
物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、精錬炉
の炉殻を形成する鉄皮の外側には、該鉄皮の熱放散を助
長する放熱体が設けられているので、冷却効果をさらに
向上させることができる。
錬炉の冷却方法においては、精錬炉で発生するガスより
も熱伝導率の高いガスを該精錬炉の鉄皮の炉内側に注入
するので、精錬炉炉体の伝熱抵抗を低下させて、冷却効
率を向上させることができる。請求項２〜５記載の耐火
物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、鉄皮の
複数箇所に気体導入孔を形成し、精錬炉炉体内に滞留す
る高炉ガスよりも熱伝導率の高い高熱伝導性ガスを前記
気体導入孔から該精錬炉炉体内に供給して、該精錬炉炉
体の伝熱抵抗を減少させるので、簡単な設備変更で高炉
炉体の伝熱抵抗を削減して、効率的に精錬炉炉体の冷却
を行うことができる。特に、請求項３記載の耐火物で内
張りされた精錬炉の冷却方法においては、パーマ耐火物
と鉄皮との間の空隙に高熱伝導性ガスを充填するので、
さらに効果的な冷却ができる。また、請求項４記載の耐
火物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、高熱
伝導性ガスとして水素ガス含有量を特定値以上とするガ
スを用いるので、精錬炉炉体内に滞留する高炉ガス等の
精錬炉ガスとの置換効率が高くなり、伝熱抵抗をさらに
効果的に低下させることができる。請求項５記載の耐火
物で内張りされた精錬炉の冷却方法においては、精錬炉
の炉殻を形成する鉄皮の外側には、該鉄皮の熱放散を助
長する放熱体が設けられているので、冷却効果をさらに
向上させることができる。
【図１】本発明の一実施の形態に係る耐火物で内張りさ
れた精錬炉の冷却方法を適用する高炉の断面図である。
れた精錬炉の冷却方法を適用する高炉の断面図である。
【図２】（ａ）、（ｂ）はそれぞれ本発明の第１及び第
２の実施の形態に係る耐火物で内張りされた精錬炉の冷
却方法を適用する高炉炉体の一部拡大側断面図及びその
温度分布概念図である。
２の実施の形態に係る耐火物で内張りされた精錬炉の冷
却方法を適用する高炉炉体の一部拡大側断面図及びその
温度分布概念図である。
【図３】カーボンれんがの熱伝導率と温度との関係を示
すグラフである。
すグラフである。
【図４】各種ガスの熱伝導率と温度との関係を示すグラ
フである。
フである。
【図５】（ａ）、（ｂ）はそれぞれ本発明の第３の実施
の形態に係る耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法を
適用する高炉炉体の一部拡大側断面図及びその温度分布
概念図である。
の形態に係る耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法を
適用する高炉炉体の一部拡大側断面図及びその温度分布
概念図である。
【図６】放熱体を設けた高炉炉体の一部拡大側断面図で
ある。
ある。
【図７】（ａ）、（ｂ）はそれぞれ従来例における高炉
炉体の一部拡大側断面図及びその温度分布概念図であ
る。
炉体の一部拡大側断面図及びその温度分布概念図であ
る。
１０ 高炉炉体 １０ａ 高炉
（精錬炉） １１ 鉄皮 １２ 空隙 １３ スタンプ材（パーマ耐火物） １４ カーボンれんが（内張り耐火物） １５ 気体導入孔 ２０ 高炉炉体 ２１ 鉄皮 ２３ スタンプ
材（パーマ耐火物） ２４ カーボンれんが（内張り耐火物） ２５ 気体導入孔 ３０ 高炉炉体 ３１ 鉄皮 ３３ スタンプ
材（パーマ耐火物） ３４ カーボンれんが（内張り耐火物） ３５ 気体導入孔 ３６ 放熱体
（精錬炉） １１ 鉄皮 １２ 空隙 １３ スタンプ材（パーマ耐火物） １４ カーボンれんが（内張り耐火物） １５ 気体導入孔 ２０ 高炉炉体 ２１ 鉄皮 ２３ スタンプ
材（パーマ耐火物） ２４ カーボンれんが（内張り耐火物） ２５ 気体導入孔 ３０ 高炉炉体 ３１ 鉄皮 ３３ スタンプ
材（パーマ耐火物） ３４ カーボンれんが（内張り耐火物） ３５ 気体導入孔 ３６ 放熱体
Claims (5)
- 【請求項１】 耐火物で内張りされた精錬炉において、
該精錬炉で発生するガスよりも熱伝導率の高いガスを該
精錬炉の炉殻を形成する鉄皮の炉内側に注入することを
特徴とする耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法。 - 【請求項２】 精錬炉の炉殻を形成する鉄皮と、該鉄皮
の内側に配置されるパーマ耐火物と、該パーマ耐火物に
積層される内張り耐火物とを有する耐火物で内張りされ
た精錬炉の冷却方法において、 前記鉄皮の複数箇所に気体導入孔を形成し、前記精錬炉
内に滞留する精錬炉ガスよりも熱伝導率の高い高熱伝導
性ガスを前記気体導入孔から該精錬炉炉体内に供給し
て、該精錬炉炉体の伝熱抵抗を減少させることを特徴と
する耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法。 - 【請求項３】 前記パーマ耐火物と前記鉄皮との間の空
隙に前記高熱伝導性ガスを充填することを特徴とする請
求項２記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法。 - 【請求項４】 前記高熱伝導性ガスとして水素ガス含有
量が５０％以上のガスを用いることを特徴とする請求項
２又は３記載の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方
法。 - 【請求項５】 前記精錬炉の炉殻を形成する鉄皮の外側
には、該鉄皮の熱放散を助長する放熱体が設けられてい
ることを特徴とする請求項２〜４のいずれか１項に記載
の耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27182596A JPH1096007A (ja) | 1996-09-20 | 1996-09-20 | 耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27182596A JPH1096007A (ja) | 1996-09-20 | 1996-09-20 | 耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1096007A true JPH1096007A (ja) | 1998-04-14 |
Family
ID=17505385
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP27182596A Withdrawn JPH1096007A (ja) | 1996-09-20 | 1996-09-20 | 耐火物で内張りされた精錬炉の冷却方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH1096007A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007511024A (ja) * | 2003-11-03 | 2007-04-26 | コーニンクレッカ フィリップス エレクトロニクス エヌ ヴィ | 再書き込み可能な光学データ記憶媒体及びそのような媒体の使用 |
| JP2012225568A (ja) * | 2011-04-20 | 2012-11-15 | Pan Pacific Copper Co Ltd | 転炉の耐火レンガの冷却構造及びその方法 |
-
1996
- 1996-09-20 JP JP27182596A patent/JPH1096007A/ja not_active Withdrawn
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007511024A (ja) * | 2003-11-03 | 2007-04-26 | コーニンクレッカ フィリップス エレクトロニクス エヌ ヴィ | 再書き込み可能な光学データ記憶媒体及びそのような媒体の使用 |
| JP2012225568A (ja) * | 2011-04-20 | 2012-11-15 | Pan Pacific Copper Co Ltd | 転炉の耐火レンガの冷却構造及びその方法 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
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| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
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