JPH0723501B2 - 溶銑製造方法 - Google Patents
溶銑製造方法Info
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- JPH0723501B2 JPH0723501B2 JP27838686A JP27838686A JPH0723501B2 JP H0723501 B2 JPH0723501 B2 JP H0723501B2 JP 27838686 A JP27838686 A JP 27838686A JP 27838686 A JP27838686 A JP 27838686A JP H0723501 B2 JPH0723501 B2 JP H0723501B2
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Description
【発明の詳細な説明】 産業上の利用分野 この発明は銑屑、鋼屑の鉄原料を溶解して溶銑を製造す
る方法に係り、より詳しくはキューポラ用以外の高炉用
を含む一般冶金用コークスを使用し、内部にコークス充
填層を有する筒型炉により溶解して効率的に溶銑を製造
する方法に関する。
る方法に係り、より詳しくはキューポラ用以外の高炉用
を含む一般冶金用コークスを使用し、内部にコークス充
填層を有する筒型炉により溶解して効率的に溶銑を製造
する方法に関する。
従来技術 銑屑、鋼屑を溶解して溶銑を製造する方法としては、
キューポラ法、高炉法がある。キューポラ法は大塊
コークスを使用し、送風羽口から吹込まれる空気により
コークスを燃焼して、高炉ボッシュガス組成より高濃度
のCO2を含有する高温ガスを生成し、この生成ガスを内
部のコークス充填層を通して上法に流し、炉上部より装
入された銑屑、鋼屑を溶解する方法である。この方法で
は、炉内のCO2/(CO2+CO)が高く、加炭、加珪作用が低い
ため、鋳物銑を製造するには溶銑中Ｃ源として型銑の原
料配合を必要とするとともに、炉内脱硫作用が低いため
用途によっては炉外脱硫を実施する必要があった。かか
る対策としては、２段羽口、O2富化、熱風送風、脱湿送
風等により加炭を促進させ、銑屑使用量の削減、コーク
ス比の低下をはかる試みがなされている。
キューポラ法、高炉法がある。キューポラ法は大塊
コークスを使用し、送風羽口から吹込まれる空気により
コークスを燃焼して、高炉ボッシュガス組成より高濃度
のCO2を含有する高温ガスを生成し、この生成ガスを内
部のコークス充填層を通して上法に流し、炉上部より装
入された銑屑、鋼屑を溶解する方法である。この方法で
は、炉内のCO2/(CO2+CO)が高く、加炭、加珪作用が低い
ため、鋳物銑を製造するには溶銑中Ｃ源として型銑の原
料配合を必要とするとともに、炉内脱硫作用が低いため
用途によっては炉外脱硫を実施する必要があった。かか
る対策としては、２段羽口、O2富化、熱風送風、脱湿送
風等により加炭を促進させ、銑屑使用量の削減、コーク
ス比の低下をはかる試みがなされている。
高炉法は高炉用鉄原料として一般に使用されている鉄
鉱石、燃結鉱、ペレット等酸化鉄に替えて銑屑、鋼屑を
100％使用する方法である。高炉法の場合は送風羽口か
ら吹込まれた空気がコークスと反応して生成するガスの
CO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)はほぼゼロであり、炉内は
強還元性雰囲気となるので加炭、加珪作用が強く、鋼屑
を100％使用可能であり、また脱硫作用も強いので炉外
脱硫を必要としない。ただし、コークス比は1200℃送風
で約220kg/p-tとキューポラ法（約150kg/p-t）に比べ高
くなる。
鉱石、燃結鉱、ペレット等酸化鉄に替えて銑屑、鋼屑を
100％使用する方法である。高炉法の場合は送風羽口か
ら吹込まれた空気がコークスと反応して生成するガスの
CO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)はほぼゼロであり、炉内は
強還元性雰囲気となるので加炭、加珪作用が強く、鋼屑
を100％使用可能であり、また脱硫作用も強いので炉外
脱硫を必要としない。ただし、コークス比は1200℃送風
で約220kg/p-tとキューポラ法（約150kg/p-t）に比べ高
くなる。
発明が解決しようとする問題点 キューポラ法は前記した通り炉内のCO2/(CO2+CO)が高
く加炭、加珪作用および脱硫作用が低いという欠点があ
り、また高炉法はコークス比が高いという欠点があ
る。この発明はこれらの欠点を改善する効率的な溶銑製
造方法を提案せんとするものである。
く加炭、加珪作用および脱硫作用が低いという欠点があ
り、また高炉法はコークス比が高いという欠点があ
る。この発明はこれらの欠点を改善する効率的な溶銑製
造方法を提案せんとするものである。
問題点を解決するための手段 この発明は筒型炉の炉上部から鉄原料とコークス、造滓
剤等を装入し、羽口から吹込む空気によりコークスを燃
焼させて高温ガスを発生させ、そのガスの顕熱で鉄原料
を溶解し、溶銑および溶滓を炉下部出銑滓口より抽出す
る一方、炉上部から生成ガスを回収する製銑法におい
て、羽口から吹込まれた送風中の酸素によりコークスを
燃焼ガス化してCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)を高炉ボッ
シュガス並み（約ゼロ）とすることにより、炉内を強還
元性雰囲気に維持し加炭、加珪、脱硫作用を改善すると
ともに、層内２次燃焼法の導入によりコークス比の増加
を抑制する方法を提案するものである。
剤等を装入し、羽口から吹込む空気によりコークスを燃
焼させて高温ガスを発生させ、そのガスの顕熱で鉄原料
を溶解し、溶銑および溶滓を炉下部出銑滓口より抽出す
る一方、炉上部から生成ガスを回収する製銑法におい
て、羽口から吹込まれた送風中の酸素によりコークスを
燃焼ガス化してCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)を高炉ボッ
シュガス並み（約ゼロ）とすることにより、炉内を強還
元性雰囲気に維持し加炭、加珪、脱硫作用を改善すると
ともに、層内２次燃焼法の導入によりコークス比の増加
を抑制する方法を提案するものである。
すなわち、この発明の要旨は、コークスの燃焼により生
成するガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がいずれもゼ
ロ（高炉ボッシュガス並み）になると仮定した場合の生
成ガス温度が2000℃以上となるように送風温度、酸素濃
度を調整して送風し、かつ羽口の上方炉側壁部から空
気、酸素等の支燃性ガスを吹込み炉内ガス中のCO、H2を
燃焼させ、その際生成する顕熱にて鉄原料、コークス、
造滓剤等を加熱することを特徴とするものである。
成するガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がいずれもゼ
ロ（高炉ボッシュガス並み）になると仮定した場合の生
成ガス温度が2000℃以上となるように送風温度、酸素濃
度を調整して送風し、かつ羽口の上方炉側壁部から空
気、酸素等の支燃性ガスを吹込み炉内ガス中のCO、H2を
燃焼させ、その際生成する顕熱にて鉄原料、コークス、
造滓剤等を加熱することを特徴とするものである。
一般に、羽口前燃焼部におけるO2とコークス中Ｃとの反
応は、まず下記（１）式の反応が進行し、生成したCO2
が下記（２）式で示されるごとく、コークス中のＣと反
応してCOとなると考えられている。
応は、まず下記（１）式の反応が進行し、生成したCO2
が下記（２）式で示されるごとく、コークス中のＣと反
応してCOとなると考えられている。
Ｃ＋O2→CO2ΔＨ＝−97000Kcal/Kmol …（１）式 Ｃ＋CO2→2CO ΔＨ＝38180Kcal/Kmol …（２）式 一方、反応に関与するコークス充填層単位体積当りのコ
ークス表面積Ｓは下記（３）式で示され、粒子径と表面
積は反比例することがわかる。
ークス表面積Ｓは下記（３）式で示され、粒子径と表面
積は反比例することがわかる。
S :コークス充填層単位体積当りのコークス表面積（m2/
m3） ε：空隙率（−） dp:コークス径（mm） 従って、キューポラのごとく大粒子径のコークスを使用
する場合、コークス表面積Ｓが小さいことに加え、キュ
ーポラ用コークスは高炉用またはキューポラ以外の一般
冶金用コークスと比較して反応性が低く、高炉に比較し
て高（送風量／炉床面積）、低送風温度であることか
ら、前記（２）式の反応が抑制されCO2/(CO2+CO)が高く
なるものと考えられる。一方、CO2の生成を防止して高
炉並みのボッシュガス組成とし、炉内を強還元性雰囲気
とするには、該燃焼生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+
H2)がゼロになると仮定して求めた燃焼生成ガス温度が2
000℃以上となるように送風温度および送風中O2濃度を
調整すればよい。さらに、使用コークスをキューポラ用
コークスからキューポラ以外の高炉用を含む一般冶金用
コークスに変更することにより、燃焼生成ガス組成を容
易に高炉ボッシュガス組成並にすることができる。。ま
た、上記方法により、空気中湿分も同様の理由により下
記（４）式にしたがってH2となり炉内を強還元性雰囲気
に維持できることになる。
m3） ε：空隙率（−） dp:コークス径（mm） 従って、キューポラのごとく大粒子径のコークスを使用
する場合、コークス表面積Ｓが小さいことに加え、キュ
ーポラ用コークスは高炉用またはキューポラ以外の一般
冶金用コークスと比較して反応性が低く、高炉に比較し
て高（送風量／炉床面積）、低送風温度であることか
ら、前記（２）式の反応が抑制されCO2/(CO2+CO)が高く
なるものと考えられる。一方、CO2の生成を防止して高
炉並みのボッシュガス組成とし、炉内を強還元性雰囲気
とするには、該燃焼生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+
H2)がゼロになると仮定して求めた燃焼生成ガス温度が2
000℃以上となるように送風温度および送風中O2濃度を
調整すればよい。さらに、使用コークスをキューポラ用
コークスからキューポラ以外の高炉用を含む一般冶金用
コークスに変更することにより、燃焼生成ガス組成を容
易に高炉ボッシュガス組成並にすることができる。。ま
た、上記方法により、空気中湿分も同様の理由により下
記（４）式にしたがってH2となり炉内を強還元性雰囲気
に維持できることになる。
Ｃ＋H2O→CO＋H2 ΔＨ＝28391Kcal/Kmol …（４）式 前記（２）式で示されるＣとCO、CO2との平衡および
（４）式で示されるＣとH2O、H2、COとの平衡は熱力学的
に求めることができ、全圧1atmの場合の平衡CO2分圧、H
2O分圧を第２図に示す。この図から明らかなごとく、CO
2、H2Oは温度の上昇に伴って低下し、1100℃以上の高温
下では平衡論的には極めて低い濃度となることがわか
る。
（４）式で示されるＣとH2O、H2、COとの平衡は熱力学的
に求めることができ、全圧1atmの場合の平衡CO2分圧、H
2O分圧を第２図に示す。この図から明らかなごとく、CO
2、H2Oは温度の上昇に伴って低下し、1100℃以上の高温
下では平衡論的には極めて低い濃度となることがわか
る。
一方、燃焼生成ガス温度の計算において、生成ガスのCO
2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がゼロになると仮定して計算
することは前記（２）式、（４）式の吸熱反応によりCO
2、H2O量が全量CO、H2に変換することを意味することか
ら、前記仮定に基づいて得られた燃焼生成ガス温度はCO
2が残留する場合の燃焼温度より低くなる。従って、前
記仮定に基づき計算して得られた燃焼生成ガス温度を使
用すれば、CO2、H2O生成防止に対し安全サイドで燃焼条
件を設定することができ、かつ該燃焼生成ガス温度が20
00℃以上あれば第２図よりCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)
は平衡論的にはゼロに近くなることがわかる。
2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がゼロになると仮定して計算
することは前記（２）式、（４）式の吸熱反応によりCO
2、H2O量が全量CO、H2に変換することを意味することか
ら、前記仮定に基づいて得られた燃焼生成ガス温度はCO
2が残留する場合の燃焼温度より低くなる。従って、前
記仮定に基づき計算して得られた燃焼生成ガス温度を使
用すれば、CO2、H2O生成防止に対し安全サイドで燃焼条
件を設定することができ、かつ該燃焼生成ガス温度が20
00℃以上あれば第２図よりCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)
は平衡論的にはゼロに近くなることがわかる。
ただし、実際の操業においては反応速度が関与するた
め、必ずしもこの平衡ガス組成とはならないのが実状で
ある。このため、内径100mmφの炉を使用し、コークス
粒子径20〜100mm、送風温度常温〜1200℃、送風中O2濃
度21〜60％で燃焼試験を実施し、燃焼生成ガス温度にお
よぼす影響を調査した結果、上記いずれの条件でも燃焼
生成ガス中CO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がほぼゼロとな
る条件は、燃焼生成ガス中のCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+
H2)がいずれもゼロになると仮定して計算して得られる
燃焼生成ガス温度を2000℃以上にすればよいことが判明
した。
め、必ずしもこの平衡ガス組成とはならないのが実状で
ある。このため、内径100mmφの炉を使用し、コークス
粒子径20〜100mm、送風温度常温〜1200℃、送風中O2濃
度21〜60％で燃焼試験を実施し、燃焼生成ガス温度にお
よぼす影響を調査した結果、上記いずれの条件でも燃焼
生成ガス中CO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)がほぼゼロとな
る条件は、燃焼生成ガス中のCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+
H2)がいずれもゼロになると仮定して計算して得られる
燃焼生成ガス温度を2000℃以上にすればよいことが判明
した。
なお、燃焼生成ガス温度の計算式を下記（５）式に示
す。
す。
VB＝FB・（１−1.244×10-3・FM） AA＝（0.21・VB＋O2）/VB＋O2） AM＝10-3・FM・FB/（VB＋O2） H1＝0.34・TB＋0.416AM・TB＋2625・AA Ａ＝0.3・（1.0714・AA＋0.6667・AM） H3＝1600・AM Ｂ＝１＋AA＋2.4889・AM Tf＝燃焼生成ガス温度（℃） FB＝送風量（Nm3/min） FM＝送風中湿分（g/Nm3） O2＝酸素富化量（Nm3/min） TB＝送風温度（℃） ところで、前記（２）式および（４）式の反応は吸熱反
応でかつコークス中Ｃを消費するため、そのままではコ
ークス比は必然的に高くなる。
応でかつコークス中Ｃを消費するため、そのままではコ
ークス比は必然的に高くなる。
この発明のもう１つの特徴は、このコークス比の上昇を
抑制するため、層内２次燃焼法を導入したことにある。
すなわち、送風羽口の上方炉側壁部から吹込まれる支燃
性ガスにより、送風羽口から炉上部のガス回収口へ流れ
るガス中のCO、H2を燃焼させ、その際生成する顕熱を鉄
原料、コークス、造滓剤等の加熱に利用する方法であ
る。この方法によれば、支燃性ガス吹込み口より下方の
強還元性雰囲気を損うことなく、前記燃焼熱のうち原料
の予熱に利用された分コークス比を低下させることがで
きる。特に、この発明では支燃性ガス吹込み口より吹込
まれる支燃性ガスが燃焼して生成するガスの温度が1000
℃を上回らないようにするのが望ましい。1000℃を上回
ると（２）式および（４）式の反応が急速に進行し、コ
ークス消費量が上昇するからである。また、操業の形態
としては、送風羽口前燃焼生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O
/(H2O+H2)がゼロになると仮定して計算した燃焼ガス温
度を高目の値とし、燃焼生成ガス量を低下させ、強度の
頭寒足熱型の炉内温度分布を得るようにして、２次燃焼
熱の原料予熱効率を高めるとともにガス流速の低下、比
較的小塊のコークスの使用等を併用してガス顕熱の有効
利用率を高めることが望ましい。
抑制するため、層内２次燃焼法を導入したことにある。
すなわち、送風羽口の上方炉側壁部から吹込まれる支燃
性ガスにより、送風羽口から炉上部のガス回収口へ流れ
るガス中のCO、H2を燃焼させ、その際生成する顕熱を鉄
原料、コークス、造滓剤等の加熱に利用する方法であ
る。この方法によれば、支燃性ガス吹込み口より下方の
強還元性雰囲気を損うことなく、前記燃焼熱のうち原料
の予熱に利用された分コークス比を低下させることがで
きる。特に、この発明では支燃性ガス吹込み口より吹込
まれる支燃性ガスが燃焼して生成するガスの温度が1000
℃を上回らないようにするのが望ましい。1000℃を上回
ると（２）式および（４）式の反応が急速に進行し、コ
ークス消費量が上昇するからである。また、操業の形態
としては、送風羽口前燃焼生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O
/(H2O+H2)がゼロになると仮定して計算した燃焼ガス温
度を高目の値とし、燃焼生成ガス量を低下させ、強度の
頭寒足熱型の炉内温度分布を得るようにして、２次燃焼
熱の原料予熱効率を高めるとともにガス流速の低下、比
較的小塊のコークスの使用等を併用してガス顕熱の有効
利用率を高めることが望ましい。
発明の図面に基づく開示 第１図はこの発明方法を実施するための筒型炉の構造を
示す概略図であり、炉頂部に原料の装入口（１）および
ガス回収口（２）を、炉側壁部（３）に送風用羽口
（４）と空気、酸素等の支燃性ガス吹込み口（７）を、
炉下部に出銑口（５）および出滓口（６）をそれぞれ有
している。
示す概略図であり、炉頂部に原料の装入口（１）および
ガス回収口（２）を、炉側壁部（３）に送風用羽口
（４）と空気、酸素等の支燃性ガス吹込み口（７）を、
炉下部に出銑口（５）および出滓口（６）をそれぞれ有
している。
すなわち、炉頂部の装入口（１）から銑屑、鋼屑等の鉄
原料（８）とコークス（９）および必要により石灰石，
珪石等の造滓剤（10）を装入し、送風用羽口（４）から
空気（11）を送風してコークスを燃焼させて高温ガスを
発生させ、そのガスの顕熱で鉄原料を溶解して溶銑（1
2）となして出銑口（５）から抽出するとともに、造滓
剤およびコークス灰分が溶解して生成する溶滓（13）を
出滓口（６）より抽出し、顕熱を利用した後の前記生成
ガスを炉上部のガス回収口（２）より回収する製銑法に
おいて、前記送風用羽口（４）から吹込まれる空気がコ
ークスと反応して生成するガスの成分中のCO2/(CO2+C
O)、H2O/(H2O+H2)のいずれもがゼロになると仮定して計
算して得られる生成ガス温度が2000℃以上になるように
送風温度または酸素濃度を調整して送風し、かつ該送風
用羽口（４）上方からガス回収口（２）までの間の炉側
壁部に設けた空気吹込み口（７）より空気または酸素等
の支燃性ガス（14）を吹込み、前記送風用羽口（４）か
らガス回収口（２）へ流れるガス中のCO、H2を燃焼さ
せ、生成する顕熱を鉄原料、コークス、造滓剤等の加熱
に利用する。
原料（８）とコークス（９）および必要により石灰石，
珪石等の造滓剤（10）を装入し、送風用羽口（４）から
空気（11）を送風してコークスを燃焼させて高温ガスを
発生させ、そのガスの顕熱で鉄原料を溶解して溶銑（1
2）となして出銑口（５）から抽出するとともに、造滓
剤およびコークス灰分が溶解して生成する溶滓（13）を
出滓口（６）より抽出し、顕熱を利用した後の前記生成
ガスを炉上部のガス回収口（２）より回収する製銑法に
おいて、前記送風用羽口（４）から吹込まれる空気がコ
ークスと反応して生成するガスの成分中のCO2/(CO2+C
O)、H2O/(H2O+H2)のいずれもがゼロになると仮定して計
算して得られる生成ガス温度が2000℃以上になるように
送風温度または酸素濃度を調整して送風し、かつ該送風
用羽口（４）上方からガス回収口（２）までの間の炉側
壁部に設けた空気吹込み口（７）より空気または酸素等
の支燃性ガス（14）を吹込み、前記送風用羽口（４）か
らガス回収口（２）へ流れるガス中のCO、H2を燃焼さ
せ、生成する顕熱を鉄原料、コークス、造滓剤等の加熱
に利用する。
実施例 第１図に示す炉と同じ型式で、炉口径750mm,炉床径900m
m,主羽口上層高5000mm,主羽口から1500mm上方に支燃性
ガス吹込み口が設置された実験炉を使用し、第１表に示
す条件下で操業を実施した。
m,主羽口上層高5000mm,主羽口から1500mm上方に支燃性
ガス吹込み口が設置された実験炉を使用し、第１表に示
す条件下で操業を実施した。
第１表中、ケース１はキューポラ用大塊コークスを使用
し、従来のキューポラの操業条件で操業した場合、ケー
ス２は高炉用コークスを使用し、かつ鉄原料として鋼屑
を100％配合とするが、層内２次燃焼は実施せずケース
１と同一生産速度となる条件で操業した場合、ケース３
は本発明例であり、ケース２と同じ原料を使用し、かつ
ケース２と同一羽口前燃焼温度、ケース１と同一生産速
度となるように操業するとともに、支燃性ガス吹込み口
より空気を炉内に吹込んだ場合である。
し、従来のキューポラの操業条件で操業した場合、ケー
ス２は高炉用コークスを使用し、かつ鉄原料として鋼屑
を100％配合とするが、層内２次燃焼は実施せずケース
１と同一生産速度となる条件で操業した場合、ケース３
は本発明例であり、ケース２と同じ原料を使用し、かつ
ケース２と同一羽口前燃焼温度、ケース１と同一生産速
度となるように操業するとともに、支燃性ガス吹込み口
より空気を炉内に吹込んだ場合である。
第１表より、ケース１は炉頂ガス中にCOガスが11.7％も
含まれていることから、炉内の燃焼ガス中にも同程度以
上のCO2が含まれているものと考えられる。また、炉内
が弱還元性雰囲気であるため、溶銑中のＣ濃度は2.8％
と低く、Ｓ濃度は0.11％と高い。
含まれていることから、炉内の燃焼ガス中にも同程度以
上のCO2が含まれているものと考えられる。また、炉内
が弱還元性雰囲気であるため、溶銑中のＣ濃度は2.8％
と低く、Ｓ濃度は0.11％と高い。
一方、ケース２では炉頂ガス中にCO2はほとんど含まれ
ず、送風羽口レベル炉心部にてガスサンプリングしたガ
ス中のCO2は0.1％以下であった。また、コークス径が小
さくなっていることから、ガス・固体間の熱交換効率が
向上し、炉頂ガス温度が低下している。溶銑成分につい
ては、炉内が強還元性雰囲気であることから、鋼屑配合
率を100％にしたにもかかわらず溶銑中［Ｃ］、［Si］
の上昇、［Ｓ］の低下が見られ、加炭、加珪・脱硫作用
の向上が認められる。ただし、コークス比はケース１に
比べて大幅に上昇している。
ず、送風羽口レベル炉心部にてガスサンプリングしたガ
ス中のCO2は0.1％以下であった。また、コークス径が小
さくなっていることから、ガス・固体間の熱交換効率が
向上し、炉頂ガス温度が低下している。溶銑成分につい
ては、炉内が強還元性雰囲気であることから、鋼屑配合
率を100％にしたにもかかわらず溶銑中［Ｃ］、［Si］
の上昇、［Ｓ］の低下が見られ、加炭、加珪・脱硫作用
の向上が認められる。ただし、コークス比はケース１に
比べて大幅に上昇している。
本発明例のケース３は層内２次燃焼を実施する結果、炉
頂ガス中CO2濃度の増加が見られ、炉内のCOガスが燃焼
していることがわかる。炉頂ガス分析値、送風条件、装
入コークス量等からみて、空気吹込み口から吹込まれた
空気中のO2の大部分がCOガスの燃焼に消費され、コーク
ス中Ｃとの反応量は極めて少量であることが判明した。
また、炉頂ガス温度は２次燃焼なしのケース２と比較し
て若干の上昇にとどまっていることから、層内２次燃焼
熱は大部分が原料に着熱し、有効に活用されていること
がわかる。コークス比はこの層内２次燃焼の効果により
ケース２と比較して大幅に低下し、ケース１と同程度と
なっている。さらに、層内２次燃焼を実施しても主羽口
前燃焼生成ガスはケース２と同様CO,N2,H2であるため、
支燃性ガス吹込み口から下方はケース２と同様強還元性
雰囲気に保持される結果、溶銑成分についてもケース２
と同様の良質の溶銑が得られた。
頂ガス中CO2濃度の増加が見られ、炉内のCOガスが燃焼
していることがわかる。炉頂ガス分析値、送風条件、装
入コークス量等からみて、空気吹込み口から吹込まれた
空気中のO2の大部分がCOガスの燃焼に消費され、コーク
ス中Ｃとの反応量は極めて少量であることが判明した。
また、炉頂ガス温度は２次燃焼なしのケース２と比較し
て若干の上昇にとどまっていることから、層内２次燃焼
熱は大部分が原料に着熱し、有効に活用されていること
がわかる。コークス比はこの層内２次燃焼の効果により
ケース２と比較して大幅に低下し、ケース１と同程度と
なっている。さらに、層内２次燃焼を実施しても主羽口
前燃焼生成ガスはケース２と同様CO,N2,H2であるため、
支燃性ガス吹込み口から下方はケース２と同様強還元性
雰囲気に保持される結果、溶銑成分についてもケース２
と同様の良質の溶銑が得られた。
発明の効果 以上説明したごとく、この発明方法によれば、送風羽口
から吹込まれる酸素によりコークスを燃焼ガス化して、
生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)を高炉ボッシュ
ガス並とすることにより、炉内を強還元性雰囲気とし加
炭、加珪、脱硫作用を改善することができるので、鋼屑
の100％使用が可能となり、かつ炉外脱硫を必要としな
い。また、層内２次燃焼法の導入によりコークス比の増
大を抑制することができ、経済的に良質の溶銑を製造す
ることができるという、優れた効果を奏するものであ
る。
から吹込まれる酸素によりコークスを燃焼ガス化して、
生成ガスのCO2/(CO2+CO)、H2O/(H2O+H2)を高炉ボッシュ
ガス並とすることにより、炉内を強還元性雰囲気とし加
炭、加珪、脱硫作用を改善することができるので、鋼屑
の100％使用が可能となり、かつ炉外脱硫を必要としな
い。また、層内２次燃焼法の導入によりコークス比の増
大を抑制することができ、経済的に良質の溶銑を製造す
ることができるという、優れた効果を奏するものであ
る。
第１図はこの発明方法を実施するための筒型炉の構造の
一例を示す概略図、第２図はこの発明における平衡CO2
分圧と平衡H2O分圧を示す図である。 １…原料装入口、２…ガス回収口 ３…炉側壁部、４…送風用羽口 ５…出銑口、６…出滓口 ７…支燃性ガス吹込み口、８…鉄原料 ９…コークス、10…造滓剤 11…空気、12…溶銑 13…溶滓、14……支燃性ガス
一例を示す概略図、第２図はこの発明における平衡CO2
分圧と平衡H2O分圧を示す図である。 １…原料装入口、２…ガス回収口 ３…炉側壁部、４…送風用羽口 ５…出銑口、６…出滓口 ７…支燃性ガス吹込み口、８…鉄原料 ９…コークス、10…造滓剤 11…空気、12…溶銑 13…溶滓、14……支燃性ガス
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 立花 雅久 兵庫県尼崎市西長洲本通１丁目３番地 住 友金属工業株式会社総合技術研究所内 (56)参考文献 特開 昭62−56537（ＪＰ，Ａ)
Claims (1)
- 【請求項１】筒型炉の炉上部から鉄原料とコークス、造
滓剤等を装入し、羽口から吹込む空気によりコークスを
燃焼させて高温ガスを発生させ、そのガスの顕熱で鉄原
料を溶解し、溶銑および溶滓を炉下部出銑滓口より抽出
する一方、炉上部から生成ガスを回収する製銑法におい
て、 コークスの燃焼により生成するガスのCO2/(CO2+CO)、H2O
/(H2O+H2)がいずれもゼロになると仮定した場合の温度
が2000℃以上となるように送風温度、酸素濃度を調整し
て送風し、かつ羽口の上方炉側壁部から空気、酸素等の
支燃性ガスを吹込み炉内ガス中のCO,H2を燃焼させ、そ
の際生成する顕熱にて鉄原料、コークス、造滓剤等を加
熱することを特徴とする溶銑の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27838686A JPH0723501B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 溶銑製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP27838686A JPH0723501B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 溶銑製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63130707A JPS63130707A (ja) | 1988-06-02 |
| JPH0723501B2 true JPH0723501B2 (ja) | 1995-03-15 |
Family
ID=17596616
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP27838686A Expired - Lifetime JPH0723501B2 (ja) | 1986-11-20 | 1986-11-20 | 溶銑製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0723501B2 (ja) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5277652B2 (ja) * | 2008-02-08 | 2013-08-28 | 新日鐵住金株式会社 | 銅鉄スクラップからの金属回収法 |
-
1986
- 1986-11-20 JP JP27838686A patent/JPH0723501B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63130707A (ja) | 1988-06-02 |
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Legal Events
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|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term |