JPH0224874B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、コークス炉の燃焼管理方法に関する
ものであり、詳しくは、コークス炉に対する入熱
量が可及的均一となるように、また、併せて、高
い燃焼効率が得られるように改良された、コーク
ス炉の燃焼管理方法に関するものである。

コークス炉は、周知のように、多数の燃焼室と
炭化室とが交互に配設されてなり、各燃焼室には
燃料ガス本管からの分岐支管を通して燃料ガスが
供給されると共に空気弁および蓄熱室を通して燃
焼用空気が供給され、そして各燃焼室からの燃焼
廃ガスは廃熱弁および蓄熱室を通して共通煙道に
導出されるようになされている。

しかして、コークス炉の操業においては、品質
の安定したコークスを得るために、更には、省エ
ネルギー化を図るためにも、コークス炉に対する
入熱量が常に均一となるように、また併せて、燃
焼用空気の供給量が必要以上とならないように燃
焼管理を行うことが重要である。

従来、コークス炉の燃焼管理方法として、就
中、燃料ガス及び燃焼用空気の制御方法として、
圧力制御方式と呼ばれるものが知られている。こ
の方式は、燃料ガスの供給量を燃料本管圧力と共
通煙道圧力との差圧によつて制御し、燃焼用空気
の供給量を空気弁付近大気圧力と共通煙道圧力と
の差圧によつて制御する方式であり、所謂流量制
御方式に比し、ある燃焼室の流路抵抗が変化して
も他の燃焼室への供給量は変動しない点で優れた
方式である。

しかしながら、本発明者等が圧力制御方式によ
る燃焼管理方法を採用したコークス炉において燃
焼室内の温度を繰り返し測定したところ、燃焼室
内の温度は、日間においても相当幅で変動してお
り、従つて、圧力制御方式による燃焼管理方法も
均入熱制御に関しては未だ改善の余地があるとの
結論を得た。更にまた、燃焼廃ガス中の酸素濃度
についても同様に変動しており、燃焼効率の点で
も今一歩の改善が望まれる。

本発明は、上記実情に鑑みなされたものであ
り、コークス炉に対する入熱量が可及的均一とな
るように、また、併せて高い燃焼効率が得られる
ように改善された、コークス炉の燃焼管理方法を
提供するものである。

以下、本発明を添付図面に従つて説明する。

先ず、コークス炉の概要につき説明する。

第１図は、従来の２分割燃焼方式のカールスチ
ール式コークス炉を例にとつて示したもので、そ
の断面略図である。

コークス炉は、多数の燃焼室と炭化室とが交互
に配設されて一炉団を形成し、該炉団は押出側Ｒ
とコークス側Ｃとに区分される。

燃料ガスは、押出側燃料本管１Ｒからの分岐支
管２Ｒを通つてガスダクト３Ｒに入り、各燃焼室
４Ｒに分配される。このとき、コークス側Ｃへの
燃料ガスの供給は三方コツク（図示せず）により
止められている。

一方、燃焼用空気は、空気弁５Ｒから入り、ソ
ールフリユー６Ｒ、蓄熱室７Ｒを通過しながら予
熱される。その後、空気ダクト８Ｒより上下方向
に数段（第１図では４段）に分かれて燃焼室４Ｒ
に供給される。ここで、燃料ガスと燃焼用空気と
が接触して燃料ガスが燃焼する。

燃焼室４Ｒからの燃焼廃ガスは、水平煙道９を
通過して、空気ダクト８Ｃ、蓄熱室７Ｃ、ソール
フリユー６Ｃ、廃熱弁１０Ｃを通過後、小煙道１
１Ｃに入り共通煙道を通過して煙突より排出され
る（第１図には、共通煙道と煙突は図示されてい
ない）。これらのガスの流れは、廃熱弁１０Ｒ，
１０Ｃの切替えにより、20分毎に逆方向の流れと
なる。

コークス炉は、以上のように構成されてなる
が、ガスの流れを取り出して示せば第２図の通り
である。すなわち、燃料ガスｂは、燃料本管１を
通して燃焼室４内に供給され、供給された燃焼用
空気ａによつて燃焼せられ、燃焼廃ガスｃとなつ
て共通煙道１２を通過して煙突１３より排出され
る。

本発明方法は、このようなコークス炉におい
て、コークス炉に対する入熱量を可及的に一定に
するために、燃料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂
との差圧ΔP_Gが次の(1)式で表わされる値となるよ
うに燃料本管圧P₁を制御するのである。

ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G）² …(1) 上記式中、ΔP_SGは燃料本管圧力と共通煙道圧
力との設定差圧であり、任意の値を採用すること
ができるが、一般的には、燃料ガスバーナの設計
圧力や過去の操業実績等を考慮して適宜決定され
る。T_0Gは、燃料ガスの基準絶対温度であり、任
意に定めることもできるが、通常は、過去の実績
温度の平均値が採用される。T_1Gは、燃料ガスの
実測絶対温度であり、適宜の手段により連続的に
測定される値である。

燃料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂との差圧ΔP_G
が上記(1)の制御式で表わされる値となるように燃
料本管圧力P₁を制御することは、燃料ガスの質
量流量（あるいは標準状態換算の体積流量）を常
に一定にすることを意味する。更に好ましくは、
燃料ガスの温度による密度変化の修正を加えると
よい。密度変化の修正を加えた場合、上記(1)の制
御式は次の式で表わされる。

ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G）²×（T_0G／T_1G） 本発明においては、このようにしてコークス炉
に対する入熱量を可及的均一となるようにするの
であるが、燃料ガスとして、コークス炉ガスを用
いる場合には、前記(1)の制御式に代えて次の
（1′）を用いると一層精度の高い均入熱化が図ら
れるので好ましい。

ΔP_G＝ΔP_GS×（T_1G／T_0G×C₀／C₁）² …（1′） 上記式中、C₀は燃料コークス炉ガスの基準カ
ロリーであり、コークス炉ガスの平均的カロリー
を意味する。C₁は同ガスの実測カロリーであり、
カロリー計によつて連続測定される値である。

上記（1′）の制御式を用いる意義は、燃料コー
クス炉ガスの組成変化（換言すればカロリー変
化）までをも考慮して均入熱化を図ることを意味
するものである。更に好ましくは、燃料コークス
炉ガスの温度による密度変化の修正を加えるとよ
い。密度変化の修正を加えた場合、上記（1′）の
制御式は次の式で表わされる。

ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G×C₀／C₁）² ×（T_0G／T_1G） 従つて、燃料ガスとして、コークス炉ガスと高
炉ガスとをカロリーが一定となるように混合調整
された混合ガスを用いる場合には無用である。

第６図は、本発明の均入熱制御による効果を示
すデータであり、燃焼室下部における、基準焼成
温度からの温度偏差の経時変化を示すグラフであ
る。縦軸は温度（℃）を、横軸は日時を示す。図
中、プロツトなしの実線は従来法の結果であり、
点線は前記制御式(1)に従つて燃料ガスの制御を行
つた本発明方法の結果であり、また、プロツトを
結んだ実線は前記制御式（1′）に従つて燃料ガス
の制御を行つた本発明方法の結果である。第６図
から明らかなように、従来法による場合は、燃焼
室内の温度は基準焼成温度（第５図中では０℃と
してある）に対して±のいずれかの側にも相当幅
変動しているが、本発明方法による場合は基準焼
成温度に極めて近い経時変化を示し、コークス炉
に対する入熱量が常にほぼ一定であることが分か
る。そして、基準焼成温度を越える部分（第６図
中の斜線部分）は、燃料ガスの損失を意味する
が、本発明方法による場合は、第６図から明らか
なように当該部分が少なく従つて、省エネルギー
の点からも有利である。

なお、因みに、本発明方法と従来法とにおける
温度偏差の程度をδ値によつて具体的に示すと次
の通りである。

従来法 δ＝6.6％ 本発明方法（制御式(1)の場合） δ＝2.8％ 同 上 （制御式（1′）の場合）δ＝1.3％ 本発明によるコークス炉の燃焼管理方法は、叙
上のように、燃料ガスの供給量を制御し、これに
よつて、コークス炉への入熱量を可及的均一にせ
んとするものである。しかして、入熱量に対する
燃焼用空気の寄与率は著しく小さく、従つて、上
記均入熱制御においては、燃焼用空気の温度変化
に対する質量流量の変動を無視することができる
が、燃焼効率を高めて一層有効な省エネルギー化
を図るためには、燃料ガスの制御と併せて燃焼用
空気についても同様の制御を行う必要がある。

しかして、燃焼用空気の制御は、空気弁付近大
気圧力P₀と共通煙道圧力P₂との差圧ΔP_Aが次の(2)
式で表わされる値となるように共通煙道圧力P₂
制御することによつて容易に実施することができ
る。

ΔP_A＝ΔP_SA×（T_1A／T_0A）² …(2) 上記式中、ΔP_SAは空気弁付近大気圧力と共通
煙道圧力との設定差圧であり、任意の値を採用す
ることができるが、一般的には、燃焼用空気バー
ナの設計圧力や過去の操業実績等を考慮して適宜
決定される。T_0Aは燃焼用空気の基準絶対温度で
あり、通常は過去の実績の平均温度が採用され
る。T_1Aは燃焼用空気の測定絶対温度であり、適
宜の手段により連続的に測定される値である。

本発明においては、このようにして燃焼用空気
の質量流量を一定にするものであり、更に好まし
くは、燃料用空気の温度による密度変化の修正を
加えるとよい。密度変化の修正を加えた場合、上
記(2)の制御式は次の式で表わされる。

ΔP_A＝ΔP_SA×（T_1A／T_0A）²×（T_0A／T_1A） 前記(2)の制御式におけるΔP_SAを燃焼廃ガス中
の酸素濃度によつて補正変更すると、燃焼用空気
の湿度変化等の温度以外の要因の変化による質量
流量の変動をも解消することができ、一層高い燃
焼効率を得ることができる。

しかして、上記ΔP_SAの酸素濃度による補正は、
予め両者の関係データを求めておき、遂次廃ガス
中の酸素濃度を測定し、該測定値と前記関係デー
タとからΔP_SAを補正変更することによつて行わ
れるが、任意の等間隔で区分された操作時間内の
測定結果から移動平均値における最低値を算出
し、得られた最低酸素濃度と前記の関係データか
らΔP_SAを決定し、次の操作時間における燃焼用
空気の制御を当該ΔP_SAを用いて行うようにする
のが好ましい。

第３図は、移動平均値の概念を説明するため
に、燃焼廃ガス中の酸素濃度の経時変化を拡大し
て示すグラフである。図中、縦軸は酸素濃度
（vo1.％）を、横軸は時間（sec.）を示し、階段
状ステツプは、移動平均値におけるサンプリング
周期（ｘ）、サンプリング時間（ｙ）を表わすた
めのものである。

サンプリング周期（ｘ）、サンプリング時間
（ｙ）及び該サンプリング時間内におけるサンプ
リング数は、コークス炉の構造や基本的操業条件
等によつて影響を受ける廃ガス中の酸素濃度の分
析特性を考慮して任意に決定されるが、例えば、
サンプリング周期は５〜60秒の範囲から、サンプ
リング時間は１〜10分の範囲から、又、サンプリ
ング数は10〜100の範囲から選らぶことができる。

第４図は、任意の操作時間内A₁，A₂……毎の
酸素濃度の移動平均値をプロツトしたグラフであ
り（第３図の１の階段状ステツプにおける移動平
均値が第４図の(1)プロツトに相当する）、図中、
縦軸は酸素濃度（vol.％）を、横軸は操作時間帯
域（HR）を示す。操作時間は、適切な移動平均
値を採るためにも所定時間必要であり、更にま
た、途り短い時間ではΔP_SAの酸素濃度による補
正の効果が現われないことにもなるので、これら
を考慮して適宜決定されるが、通常は、30分〜２
時間の範囲とされる。しかして、本発明では、任
意の操作時間帯域（例えば第４図中のA₁）にお
ける移動平均値の最低値（同図中の横線を付した
値）を求め、この値によるΔP_SAの補正を行い、
当該補正値を次の操作時間帯域（例えば、A₂）
における燃焼用空気の制御に採用するのである。

ΔP_SAの酸素濃度による補正は、予め求められ
た両者の関係データに基いて行われるが、例え
ば、第５図に示すような関係データを採用するこ
とができる。第５図は、縦軸にΔP_SAの補正値Pα
を±の値として採り、横軸に酸素濃度の値を採つ
て両者の関係を示したものであり、酸素濃度の値
によつて所定の±値又は０値をPαとしてΔP_SAに
加算するようにしたものである。

第７図は、本発明における燃焼効率に関する効
果を示すデータであり、燃焼廃ガス中の酸素濃度
の経時変化を示すグラフである。縦軸は酸素濃度
（vol.％）を、横軸は日時を示す。図中、プロツ
トなしの実線は従来法の結果であり、点線は前記
制御式(2)に従つて燃焼用空気の制御を行つた本発
明方法の結果であり、また、プロツトを結んだ実
線は、制御式(2)におけるΔP_SAを廃ガス中の酸素
濃度によつて補正した場合の本発明方法の結果で
ある。

第７図から明らかなように、従来法による場合
は、廃ガス中の酸素濃度は、適正酸素濃度として
規定された値（第７図では５（vol.％）よりも過
剰側で相当幅変動している。

すなわち、燃料ガスの燃焼は、理論量に一定の
過剰量を加えた適正量の燃焼用空気を供給して行
われるのであるが、燃焼用空気の質量流量が変動
する従来法では、供給空気量が適正量より低下し
た際に生じる黒煙発生を防止するために常に適正
量より過剰の空気が供給されるのである。

これに対し、本発明方法による場合は、適正酸
素濃度に近い値を推移し、特に、ΔP_SAを補正し
た本発明方法では殆んど適正酸素濃度に一致する
ことが分かる。そして、適正酸素濃度を超える部
分は、不必要な空気量に相当するものであるが、
本発明方法による場合は、当該部分は著しく少な
く、従つて、燃焼効率が極めて高い。

本発明方法は、このようにして、燃料ガス及び
燃焼用空気の供給量を制御するものであるが、か
かる制御は、例えば、前述の第２図に示す次のシ
ステムによつて自動的に行うことができる。第２
図は、便宜上、押出側の自動制御システムを図示
したものであり、従つて、実際的には、コークス
側についても全く同一のシステムが採用される。

先ず、燃料ガスの制御システムについて説明す
る。

燃料本管１の適宜の位置に圧力調節弁１４、温
度検出器１５、カロリー検出器１６及び圧力検出
器１７を設置する。一方、共通煙道１２の適宜の
位置に圧力検出器２１を設置する。なお、カロリ
ー検出器１６としては、例えば、燃料ガスの一定
量を燃焼させて水を加熱しその温度上昇率で燃料
ガスのカロリー値を求めるようにした自動ユンカ
ース方式などが使用される。

計算機１８を用い、これに設定差圧ΔP_SG、燃
料ガスの基準絶体温度T_0G及び基準カロリーC₀を
予め記憶させておき、温度検出器１５からの測定
結果を実測絶対温度信号T_1Gとして入力すると共
に、カロリー検出器１６からの測定結果を測定カ
ロリー信号C₁として入力する。計算機１８内に
おいて前述の制御式（1′）による演算処理を行わ
せしめて、燃料本管圧力と共通煙道との差圧ΔP_G
を算出する。圧力調節計１９に圧力検出器１７及
び２１からの測定信号を入力すると共に両信号の
偏差ΔP_Gを求めさせ、該偏差信号と計算機からの
差圧ΔP_G信号の大きさが一致するように、圧力調
節弁１４を制御する。

次に、燃焼用空気の制御システムについて説明
する。

共通煙道１２の適宜の位置に圧力調節弁２０及
び酸素濃度計２２を設置する。一方、空気弁付近
に圧力検出器２１′を設置する。計算機１８に設
定差圧ΔP_SA、基準温度T_0A及び設定差圧と酸素濃
度との関係データを予め記憶させておき、空気弁
付近に設置された温度計２３からの測定結果を燃
焼用空気の測定絶対温度信号T_1Aとして入力す
る。計算機内において前述の制御式(2)による演算
処理を行わせしめて、空気弁付近大気圧と共通煙
道圧力との差圧ΔP_Aを算出する。圧力調節計２４
に圧力検出器２１及び２１′からの測定信号を入
力すると共に両信号の偏差ΔP_Aを求めさせ、該偏
差信号と計算機からの差圧ΔP_A信号の大きさが一
致するように、圧力調節弁２０を制御する。

一方、酸素濃度計２２からの測定信号を計算機
１８に入力し、演算処理を行つて所定の操作時間
内の移動平均値の最低値を算出し、得られた最低
酸素濃度と予め記憶された設定差圧と酸素濃度の
関係データから制御式(2)における設定差圧ΔP_SA
を決定して記憶させ、次の操作時間においては、
当該設定差圧を用いて前述の演算処理を行わせし
めて空気弁付近大気圧と共通煙道圧力との差圧
ΔP_Aを算出し、これによつて圧力調節弁２０を制
御する。

本発明方法は、以上のようにして燃料ガス及
び／又は燃焼用空気を制御するものであるが、こ
のような本発明によれば、コークス炉の入熱量を
一定にして安定した品質のコークスを得ると共に
省エネルギー化を図ることができ、更に、燃焼用
空気の供給量を常に所定の適正値に制御して高い
燃焼効率を達成することができ、本発明は、コー
クス製造分野に寄与するところ大である。

【図面の簡単な説明】

第１図は、カールスチール式コークス炉の断面
略図であり、図中、Ｒ及びＣは各々コークス炉団
の押出側およびコークス側を示し、１は燃料本
管、２は分配支管、４は燃焼室、１０は廃熱弁を
示す。第２図は、ガスの流れを示す概念図であ
り、図中、ａは燃焼用空気、ｂは燃料ガス、ｃは
燃焼廃ガスの流れを示し、１２は共通煙道を示
す。なお、第１図と同一符号のものは同一意義を
有する。第３図は、燃焼廃ガス中の酸素濃度の経
時変化を拡大して示すグラフであり、図中、縦軸
は酸素濃度（vol.％）を、横軸は時間（sec.）を
示す。なお、同図中、隔段状のステツプは移動平
均値におけるサンプリング周期（ｘ）、サンプリ
ング時間（ｙ）を表わす。第４図は、酸素濃度の
移動平均値を示すグラフであり、図中、縦軸は酸
素濃度（vol.％）を、横軸は操作時間（HR）を
示す。第５図は、酸素濃度とΔP_SAの補正値P_SAを
示すグラフである。第６図は、燃焼室下部におけ
る、基準焼成温度からの温度偏差の経時変化を示
すグラフであり、縦軸は温度（℃）を、横軸は日
時を示す。第７図は、燃焼廃ガス中の酸素濃度の
経時変化を示すグラフであり、縦軸は酸素濃度
を、横軸は日時を示す。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 多数の燃焼室と炭化室とが交互に配設され、
   各燃焼室には燃料本管からの分岐支管を通して燃
   料ガスが供給されると共に空気弁および蓄熱室を
   介して燃焼用空気が供給され、そして、各燃焼室
   からの燃焼廃ガスは廃熱弁および蓄熱室を通して
   共通煙道に導入されるようになされたコークス炉
   において、燃料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂と
   の差圧ΔP_Gが次の(1)式で表わされる値となるよう
   に、燃料本管圧力P₁を制御することを特徴とす
   る、コークス炉の燃焼管理方法。 ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G）² …(1) （式中、ΔP_SGは燃料本管圧力と共通煙道圧力
   との設定差圧、T_0Gは燃料ガスの基準絶対温度、
   T_1Gは燃料ガスの実測絶対温度である） ２ 多数の燃焼室と炭化室とが交互に配設され、
   各燃焼室には燃料本管からの分岐支管を通して燃
   料ガスが供給されると共に空気弁および蓄熱室を
   介して燃焼用空気が供給され、そして、各燃焼室
   からの燃焼廃ガスは廃熱弁および蓄熱室を通して
   共通煙道に導出されるようになされたコークス炉
   において、燃料ガスがコークス炉ガスであり、燃
   料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂との差圧ΔP_Gが次
   の（1′）式で表わされる値となるように、燃料本
   管圧力P₁を制御することを特徴とする、コーク
   ス炉の燃焼管理方法。 ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G×C₀／C₁）² …（1′） （式中、ΔP_SGは燃料本管圧力と共通煙道圧力
   との設定差圧、T_0Gは燃料ガスの基準絶対温度、
   T_1Gは燃料ガスの実測絶対温度であり、C₀は燃料
   コークス炉ガスの基準カロリー、C₁は同ガスの
   実測カロリーである。） ３ 多数の燃焼室と炭化室とが交互に配設され、
   各燃焼室には燃料本管からの分岐支管を通して燃
   料ガスが供給されると共に空気弁および蓄熱室を
   介して燃焼用空気が供給され、そして、各燃焼室
   からの燃焼廃ガスは廃熱弁および蓄熱室を通して
   共通煙道に導出されるようになされたコークス炉
   において、燃料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂と
   の差圧ΔP_Gが次の(1)式で表わされる値となるよう
   に燃料本管圧力P₁を制御し、且つ、空気弁付近
   大気圧力P₀と共通煙道圧力P₂との差圧ΔP_Aが次の
   (2)式で表わされる値となるように共通煙道圧力
   P₂を制御することを特徴とする、コークス炉の
   燃焼管理方法。 ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G）² …(1) （上記式中、ΔP_SGは燃料本管圧力と共通煙道
   圧力との設定差圧、T_0Gは燃料ガスの基準絶対温
   度、T_1Gは燃料ガスの実測絶対温度である） ΔP_A＝ΔP_SA×（T_1A／T_0A）² …(2) （式中、ΔP_SAは空気弁付近大気圧力と共通煙
   道圧力との設定差圧、T_0Aは燃焼用空気の基準絶
   対温度、T_1Aは燃焼用空気の実測絶対温度であ
   る） ４ 多数の燃焼室と炭化室とが交互に配設され、
   各燃焼室には燃料本管からの分岐支管を通して燃
   料ガスが供給されると共に空気弁および蓄熱室を
   介して燃焼用空気が供給され、そして、各燃焼室
   からの燃焼廃ガスは廃熱弁および蓄熱室を通して
   共通煙道に導出されるようになされたコークス炉
   において、燃料本管圧力P₁と共通煙道圧力P₂と
   の差圧ΔP_Gが次の(1)式で表わされる値となるよう
   に燃料本管圧力P₁を制御し、空気弁付近大気圧
   力P₀と共通煙道圧力P₂との差圧ΔP_Aが次の(2)式で
   表わされる値となるように共通煙道圧力P₂を制
   御し、かつ燃焼廃ガス中の酸素濃度を連続的に測
   定し、任意の等間隔で区分された操作時間内の測
   定結果を移動平均してその最低値を算出し、得ら
   れた最低酸素濃度と、予め求められた酸素濃度に
   対する空気弁付近大気圧と共通煙道圧との設定差
   圧ΔP_SAとの関係から、次の操作時間内における
   制御式(2)の設定差圧ΔP_SAを補正変更することを
   特徴とする、コークス炉の燃焼管理方法。 ΔP_G＝ΔP_SG×（T_1G／T_0G）² …(1) （上記式中、ΔP_SGは燃料本管圧力と共通煙道
   圧力との設定差圧、T_0Gは燃料ガスの基準絶対温
   度、T_1Gは燃料ガスの実測絶対温度である） ΔP_A＝ΔP_SA×（T_1A／T_0A）² …(2) （式中、ΔP_SAは空気弁付近大気圧力と共通煙
   道圧力との設定差圧、T_0Aは燃焼用空気の基準絶
   対温度、T_1Aは燃焼用空気の実測絶対温度であ
   る）