JPH10204512A - 竪型スクラップ溶解炉の操業方法 - Google Patents
竪型スクラップ溶解炉の操業方法Info
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- JPH10204512A JPH10204512A JP893697A JP893697A JPH10204512A JP H10204512 A JPH10204512 A JP H10204512A JP 893697 A JP893697 A JP 893697A JP 893697 A JP893697 A JP 893697A JP H10204512 A JPH10204512 A JP H10204512A
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- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
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Abstract
(57)【要約】
【課題】竪型スクラップ溶解炉の操業において、炭材の
エネルギーを最大限有効に使い切り、スクラップ溶解に
必要な炭材原単位を大幅に低減し、棚吊り等のトラブル
が生じないようにする。 【解決手段】送風羽口１本当りの送風量を６０〜４００
Ｎｍ3 ／ｈの範囲とし、上部送風羽口からの送風量Ｖ2
を下記（１）式に示す量に規定し、かつ送風羽口各段の
炉体高さ方向距離を０．３〜０．９ｍの範囲にする。 Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５〜０．２１
…（１） Ｖ1 ：最下部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ） Ｖ2 ：上部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ）
エネルギーを最大限有効に使い切り、スクラップ溶解に
必要な炭材原単位を大幅に低減し、棚吊り等のトラブル
が生じないようにする。 【解決手段】送風羽口１本当りの送風量を６０〜４００
Ｎｍ3 ／ｈの範囲とし、上部送風羽口からの送風量Ｖ2
を下記（１）式に示す量に規定し、かつ送風羽口各段の
炉体高さ方向距離を０．３〜０．９ｍの範囲にする。 Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５〜０．２１
…（１） Ｖ1 ：最下部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ） Ｖ2 ：上部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ）
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、竪型スクラップ溶
解炉の操業方法に関し、スクラップと炭材を原材料とし
て溶銑を製造するに際し、スクラップ充填層内で効率よ
く２次燃焼を行い、スクラップを効果的に予熱する操業
方法に関する。
解炉の操業方法に関し、スクラップと炭材を原材料とし
て溶銑を製造するに際し、スクラップ充填層内で効率よ
く２次燃焼を行い、スクラップを効果的に予熱する操業
方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、製鋼用の鉄源として、高炉で鉄鉱
石を溶融還元して得た溶銑、あるいはこれを冷却、凝固
させた冷銑、あるいは鉄鋼材料の加工や建築物や機械製
品等の老廃化により発生するスクラップ等がある。これ
らの鉄源を使用する際に、溶銑や冷銑の場合は、鉄鉱石
を溶融還元するのに多くのエネルギーが必要であり、か
つ原料である鉄鉱石等の事前処理と高炉や転炉のような
大規模な設備が必要である。これに対して、スクラップ
の使用は、鉄鉱石と比較して還元に要する熱分だけエネ
ルギー使用量を削減することができ、また原料の事前処
理を簡略化することができるので、大規模な設備を必要
としないといった利点がある。
石を溶融還元して得た溶銑、あるいはこれを冷却、凝固
させた冷銑、あるいは鉄鋼材料の加工や建築物や機械製
品等の老廃化により発生するスクラップ等がある。これ
らの鉄源を使用する際に、溶銑や冷銑の場合は、鉄鉱石
を溶融還元するのに多くのエネルギーが必要であり、か
つ原料である鉄鉱石等の事前処理と高炉や転炉のような
大規模な設備が必要である。これに対して、スクラップ
の使用は、鉄鉱石と比較して還元に要する熱分だけエネ
ルギー使用量を削減することができ、また原料の事前処
理を簡略化することができるので、大規模な設備を必要
としないといった利点がある。
【０００３】竪型スクラップ溶解炉は、熱源としてコー
クス等の安価な炭材を使用することができることと、竪
型炉の特性上排ガス温度を低くすることが可能であるた
め、熱効率を向上させることができ、エネルギー使用
量、コストの両方の利点が得られる。例えば、従来のキ
ュポラ操業では、エネルギー効率を上げコークス原単位
を減少させる方法として熱風操業、分割送風操業が行わ
れている。
クス等の安価な炭材を使用することができることと、竪
型炉の特性上排ガス温度を低くすることが可能であるた
め、熱効率を向上させることができ、エネルギー使用
量、コストの両方の利点が得られる。例えば、従来のキ
ュポラ操業では、エネルギー効率を上げコークス原単位
を減少させる方法として熱風操業、分割送風操業が行わ
れている。
【０００４】熱風操業とは送風温度を上げるために、外
部に熱交換器を設置する操業方法であり、分割送風操業
とは、下部送風羽口で生じたＣＯガスをシャフト部上部
に設けたもう一つの送風羽口から送り込む空気によって
ＣＯ2 まで燃焼させ、その熱を利用してスクラップを予
熱し、エネルギー効率を上げる操業方法である。しかし
ながら、熱風送風によるスクラップ溶解炉の操業方法で
は、送風を加熱する熱源としてキュポラ排ガスの持ち去
る熱量を利用するために種々の熱交換器あるいは別の燃
料で送風を予熱するための外熱式予熱装置を設置しなけ
ればならず、設備が多大になるという問題があった。ま
た、熱交換器自体の熱伝達効率の制約により、排ガス顕
熱の形で系外に捨てられる熱エネルギーも多く、また低
カロリー潜熱の有効利用も困難であった。
部に熱交換器を設置する操業方法であり、分割送風操業
とは、下部送風羽口で生じたＣＯガスをシャフト部上部
に設けたもう一つの送風羽口から送り込む空気によって
ＣＯ2 まで燃焼させ、その熱を利用してスクラップを予
熱し、エネルギー効率を上げる操業方法である。しかし
ながら、熱風送風によるスクラップ溶解炉の操業方法で
は、送風を加熱する熱源としてキュポラ排ガスの持ち去
る熱量を利用するために種々の熱交換器あるいは別の燃
料で送風を予熱するための外熱式予熱装置を設置しなけ
ればならず、設備が多大になるという問題があった。ま
た、熱交換器自体の熱伝達効率の制約により、排ガス顕
熱の形で系外に捨てられる熱エネルギーも多く、また低
カロリー潜熱の有効利用も困難であった。
【０００５】分割送風によるスクラップ溶解炉の操業方
法では、上部送風羽口からの送風によりＣＯ＋（１／
２）Ｏ2 →ＣＯ2 の発熱反応が起こり、局所的な加熱に
より部分溶融する可能性があり、排ガスの通気性が阻害
され、かつスクラップの融着による棚吊り現象が生じ易
くなり、操業が不安定となる危険性がある。
法では、上部送風羽口からの送風によりＣＯ＋（１／
２）Ｏ2 →ＣＯ2 の発熱反応が起こり、局所的な加熱に
より部分溶融する可能性があり、排ガスの通気性が阻害
され、かつスクラップの融着による棚吊り現象が生じ易
くなり、操業が不安定となる危険性がある。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、前述の問題
点を解決し、竪型スクラップ溶解炉の操業において、多
大の設備を用いることなく、炭材のエネルギーを最大限
有効に使い切り、スクラップ溶解に必要な炭材原単位を
大幅に低減し、かつ棚吊り等のトラブルが生じない竪型
スクラップ溶解炉の操業方法を提供することを目的とす
る。
点を解決し、竪型スクラップ溶解炉の操業において、多
大の設備を用いることなく、炭材のエネルギーを最大限
有効に使い切り、スクラップ溶解に必要な炭材原単位を
大幅に低減し、かつ棚吊り等のトラブルが生じない竪型
スクラップ溶解炉の操業方法を提供することを目的とす
る。
【０００７】
【課題を解決するための手段】竪型スクラップ溶解炉の
操業方法について、熱源（炭材）の使用量削減の検討を
した結果、下部送風羽口で生成したＣＯガスを発熱反応
であるＣＯ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯ2 によりＣＯ2 に燃
焼させ、炉内で炭材のエネルギーを十分に使い切る技術
を開発することが重要である。すなわち、図１に示すよ
うに、炉壁高さ方向に設けた上部送風羽口を活用して２
次燃焼が行なわれるようにすることとしたものである。
操業方法について、熱源（炭材）の使用量削減の検討を
した結果、下部送風羽口で生成したＣＯガスを発熱反応
であるＣＯ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯ2 によりＣＯ2 に燃
焼させ、炉内で炭材のエネルギーを十分に使い切る技術
を開発することが重要である。すなわち、図１に示すよ
うに、炉壁高さ方向に設けた上部送風羽口を活用して２
次燃焼が行なわれるようにすることとしたものである。
【０００８】すなわち、本発明は、炉体高さ方向に２段
以上の送風羽口を具備した竪型炉を用いて、炭材の燃焼
熱により主にスクラップを溶解して溶銑を製造するに当
り、送風羽口１本当りの送風量を６０〜４００Ｎｍ3 ／
ｈの範囲とし、上部送風羽口からの送風量を下記（１）
式に示す量に規定し、かつ送風羽口各段の炉体高さ方向
距離を０．３〜０．９ｍの範囲とすることを特徴とする
竪型スクラップ溶解炉の操業方法である。
以上の送風羽口を具備した竪型炉を用いて、炭材の燃焼
熱により主にスクラップを溶解して溶銑を製造するに当
り、送風羽口１本当りの送風量を６０〜４００Ｎｍ3 ／
ｈの範囲とし、上部送風羽口からの送風量を下記（１）
式に示す量に規定し、かつ送風羽口各段の炉体高さ方向
距離を０．３〜０．９ｍの範囲とすることを特徴とする
竪型スクラップ溶解炉の操業方法である。
【０００９】 Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５〜０．２１ …（１） Ｖ1 ：最下部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ） Ｖ2 ：上部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ） 送風羽口１本当りの送風量は６０Ｎｍ3 ／ｈを下廻ると
２次燃焼率が低下するから下限を６０Ｎｍ3 ／ｈとし
た。また、送風羽口１本当りの送風量が４００Ｎｍ3 ／
ｈを超えるとスクラップの局部加熱による棚吊り発生と
なるので４００Ｎｍ3 ／ｈ以下とする。
２次燃焼率が低下するから下限を６０Ｎｍ3 ／ｈとし
た。また、送風羽口１本当りの送風量が４００Ｎｍ3 ／
ｈを超えるとスクラップの局部加熱による棚吊り発生と
なるので４００Ｎｍ3 ／ｈ以下とする。
【００１０】送風羽口各段の炉体高さ方向距離は０．３
ｍ未満では最下段の羽口前で生成したＣＯを効果的にＣ
Ｏ2 に燃焼させる２次燃焼が向上せず、一方０．９ｍを
超えると２次燃焼率が低下するので０．３〜０．９の範
囲とする。Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）の値は実炉における試
験の結果、０．１５未満でも０．２１超でも２次燃焼率
が低下することが判明したのでこの範囲に限定した。
ｍ未満では最下段の羽口前で生成したＣＯを効果的にＣ
Ｏ2 に燃焼させる２次燃焼が向上せず、一方０．９ｍを
超えると２次燃焼率が低下するので０．３〜０．９の範
囲とする。Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）の値は実炉における試
験の結果、０．１５未満でも０．２１超でも２次燃焼率
が低下することが判明したのでこの範囲に限定した。
【００１１】
【発明の実施の形態】竪型スクラップ溶解炉では、一般
的に、竪型炉下部に設置された送風羽口から送られる空
気で、Ｃ＋Ｏ2 →ＣＯ2 、Ｃ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯの
反応が起こり、未燃のＣＯガスが炉内を上昇し炉外に排
出される。すなわち、炉外に排出されるガス中のＣＯ分
だけは潜熱分として捨てられることになる。そこで上部
に設置した送風羽口からの空気によりＣＯ＋（１／２）
Ｏ2 →ＣＯ2 の発熱反応で２次燃焼率を向上させ、炭材
のもつエネルギーを炉内で十分に使い切ることが溶解エ
ネルギーの低減のためには重要である。
的に、竪型炉下部に設置された送風羽口から送られる空
気で、Ｃ＋Ｏ2 →ＣＯ2 、Ｃ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯの
反応が起こり、未燃のＣＯガスが炉内を上昇し炉外に排
出される。すなわち、炉外に排出されるガス中のＣＯ分
だけは潜熱分として捨てられることになる。そこで上部
に設置した送風羽口からの空気によりＣＯ＋（１／２）
Ｏ2 →ＣＯ2 の発熱反応で２次燃焼率を向上させ、炭材
のもつエネルギーを炉内で十分に使い切ることが溶解エ
ネルギーの低減のためには重要である。
【００１２】図１は、本発明を好適に実施できる竪型ス
クラップ溶解炉の概略説明図である。装入原料であるス
クラップ２、炭材３としてのコークスを炉頂弁から溶解
炉シャフト部１内に装入する。溶解炉シャフト部１の下
部に設置した送風羽口４から空気を送風し、上部に設置
した送風羽口５により２次燃焼を精度よく行なわせる。
この２次燃焼によりスクラップの予熱を行い、装入原料
を連続的に装入し、溶解して溶銑８を取鍋９に得る。
クラップ溶解炉の概略説明図である。装入原料であるス
クラップ２、炭材３としてのコークスを炉頂弁から溶解
炉シャフト部１内に装入する。溶解炉シャフト部１の下
部に設置した送風羽口４から空気を送風し、上部に設置
した送風羽口５により２次燃焼を精度よく行なわせる。
この２次燃焼によりスクラップの予熱を行い、装入原料
を連続的に装入し、溶解して溶銑８を取鍋９に得る。
【００１３】そこで、炭材のもつエネルギーを炉内で十
分に使い切るために、図１に示すように、スクラップ予
熱層部に２次燃焼用の送風羽口５を設置することによ
り、ＣＯ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯ2 の２次燃焼反応が生
じ２次燃焼率を向上させることができる。また、２次燃
焼率向上には、下部送風羽口と上部送風羽口間距離に大
きく影響される。この理由としては、２次燃焼によりＣ
Ｏ2 になったガスはガス温度が高いとさらに、充填層部
のコークスとＣＯ2 ＋Ｃ→２ＣＯなる反応（ソリューシ
ョンロス反応）が起こり２次燃焼率が向上しない。従っ
て、高さ方向での２次燃焼領域すなわち、羽口間距離が
非常に重要である。
分に使い切るために、図１に示すように、スクラップ予
熱層部に２次燃焼用の送風羽口５を設置することによ
り、ＣＯ＋（１／２）Ｏ2 →ＣＯ2 の２次燃焼反応が生
じ２次燃焼率を向上させることができる。また、２次燃
焼率向上には、下部送風羽口と上部送風羽口間距離に大
きく影響される。この理由としては、２次燃焼によりＣ
Ｏ2 になったガスはガス温度が高いとさらに、充填層部
のコークスとＣＯ2 ＋Ｃ→２ＣＯなる反応（ソリューシ
ョンロス反応）が起こり２次燃焼率が向上しない。従っ
て、高さ方向での２次燃焼領域すなわち、羽口間距離が
非常に重要である。
【００１４】本発明はこの点に着目し、下部送風羽口と
上部送風羽口の間の距離を種々変更して実験を行った。
竪型溶解炉として図１に概略を示す形式の３ｔ／ｈの能
力を有するキュポラを用いて、１００ｔのスクラップを
溶解した。使用したスクラップはサイズが２５〜１５０
ｍｍのシュレッダースクラップであり、炭材としてサイ
ズが３０〜７５ｍｍの高炉用コークスを使用した。な
お、溶解炉シャフト部１の内径は６００ｍｍである。
上部送風羽口の間の距離を種々変更して実験を行った。
竪型溶解炉として図１に概略を示す形式の３ｔ／ｈの能
力を有するキュポラを用いて、１００ｔのスクラップを
溶解した。使用したスクラップはサイズが２５〜１５０
ｍｍのシュレッダースクラップであり、炭材としてサイ
ズが３０〜７５ｍｍの高炉用コークスを使用した。な
お、溶解炉シャフト部１の内径は６００ｍｍである。
【００１５】操業条件としては、キュポラへのスクラッ
プとコークスの装入を層状に炉頂弁より投入し、得られ
る溶銑温度が１５４０±１０℃、溶銑中炭素濃度が３．
５±０．５％となるように炉頂からのコークス装入量を
調節した。一方送風量は、最下部送風羽口から１本当り
３８２Ｎｍ3 ／ｈｒでＶ1 ＝１５２８Ｎｍ3 ／ｈｒ、上
部装入羽口から１本あたり６８Ｎｍ3 ／ｈｒでＶ2 ＝２
７２Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。このとき、（Ｖ2
／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５である。
プとコークスの装入を層状に炉頂弁より投入し、得られ
る溶銑温度が１５４０±１０℃、溶銑中炭素濃度が３．
５±０．５％となるように炉頂からのコークス装入量を
調節した。一方送風量は、最下部送風羽口から１本当り
３８２Ｎｍ3 ／ｈｒでＶ1 ＝１５２８Ｎｍ3 ／ｈｒ、上
部装入羽口から１本あたり６８Ｎｍ3 ／ｈｒでＶ2 ＝２
７２Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。このとき、（Ｖ2
／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５である。
【００１６】このようにして実験を行い、２次燃焼率を
調査したところ図２に示す結果が得られた。この図か
ら、下部送風羽口と２次燃焼用の上部装入羽口の間の距
離が０．３〜０．９ｍの範囲で、５０％以上の好ましい
２次燃焼率が達成できることが明らかとなった。したが
って、本発明では、下部送風羽口と２次燃焼用の上部装
入羽口の間の距離を０．３〜０．９ｍの範囲に規定する
ものである。
調査したところ図２に示す結果が得られた。この図か
ら、下部送風羽口と２次燃焼用の上部装入羽口の間の距
離が０．３〜０．９ｍの範囲で、５０％以上の好ましい
２次燃焼率が達成できることが明らかとなった。したが
って、本発明では、下部送風羽口と２次燃焼用の上部装
入羽口の間の距離を０．３〜０．９ｍの範囲に規定する
ものである。
【００１７】また、上部送風羽口５により、（１）式で
示した流量比及び送風羽口１本当りの送風量を６０〜４
００Ｎｍ3 ／ｈの範囲であれば、局所的な加熱によりス
クラップの融着が起こらず、装入物充填層部の高さ方向
で温度分布を制御することができ、最適な予熱を行うこ
とができ、炭材のもつエネルギーを有効にスクラップの
予熱、溶解に利用することができる。
示した流量比及び送風羽口１本当りの送風量を６０〜４
００Ｎｍ3 ／ｈの範囲であれば、局所的な加熱によりス
クラップの融着が起こらず、装入物充填層部の高さ方向
で温度分布を制御することができ、最適な予熱を行うこ
とができ、炭材のもつエネルギーを有効にスクラップの
予熱、溶解に利用することができる。
【００１８】前述したように、２次燃焼を生じさせるた
めには上部送風羽口からの送風が不可欠であり、上部送
風羽口から吹き込む空気の量を増すことで２次燃焼率が
向上する。しかしながら、上部羽口からの送風量を増大
していくと、スクラップが浸炭・溶解する以前に過度に
予熱されることになり、スクラップの融着により棚吊り
や通気抵抗の増大をきたし、逆に２次燃焼率を悪化させ
ることが経験された。そこで、本発明者等は上部羽口か
らの吹込み空気量の全吹込み空気量に対する割合Ｖ2 ／
（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）を種々変化させて、２次燃焼率に及ぼす
影響を調査した。なお、実験条件は、前述と同じキュポ
ラを用い、キュポラへスクラップとコークスの装入を層
状に炉頂弁より投入し、得られる溶銑温度が１５４０±
１０℃、溶銑中炭素濃度が３．５±０．５％となるよう
に炉頂からのコークス装入量を調節した。一方、下部送
風羽口と２次燃焼用の上部装入羽口の間の距離を０．９
ｍとした。
めには上部送風羽口からの送風が不可欠であり、上部送
風羽口から吹き込む空気の量を増すことで２次燃焼率が
向上する。しかしながら、上部羽口からの送風量を増大
していくと、スクラップが浸炭・溶解する以前に過度に
予熱されることになり、スクラップの融着により棚吊り
や通気抵抗の増大をきたし、逆に２次燃焼率を悪化させ
ることが経験された。そこで、本発明者等は上部羽口か
らの吹込み空気量の全吹込み空気量に対する割合Ｖ2 ／
（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）を種々変化させて、２次燃焼率に及ぼす
影響を調査した。なお、実験条件は、前述と同じキュポ
ラを用い、キュポラへスクラップとコークスの装入を層
状に炉頂弁より投入し、得られる溶銑温度が１５４０±
１０℃、溶銑中炭素濃度が３．５±０．５％となるよう
に炉頂からのコークス装入量を調節した。一方、下部送
風羽口と２次燃焼用の上部装入羽口の間の距離を０．９
ｍとした。
【００１９】このようにして実験を行い、２次燃焼率を
調査したところ図３に示す結果が得られた。図３から、
Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）が０．１５〜０．２１の範囲で６
０％以上の好ましい２次燃焼率が得られた。従って本発
明ではＶ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）を０．１５〜０．２１の範
囲に規定するものである。
調査したところ図３に示す結果が得られた。図３から、
Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）が０．１５〜０．２１の範囲で６
０％以上の好ましい２次燃焼率が得られた。従って本発
明ではＶ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）を０．１５〜０．２１の範
囲に規定するものである。
【００２０】
（実施例１）本発明の１実施例として、竪型溶解炉とし
て３ｔ／ｈの能力を有するキュポラを用いて、１００ｔ
のスクラップを溶解した。この実施例において、使用し
たスクラップはサイズが２５〜１５０ｍｍのシュレッダ
ースクラップであり、炭材としてサイズが３０〜７５ｍ
ｍの高炉用コークスを使用した。なお、溶解炉シャフト
部１の内径は６００ｍｍである。
て３ｔ／ｈの能力を有するキュポラを用いて、１００ｔ
のスクラップを溶解した。この実施例において、使用し
たスクラップはサイズが２５〜１５０ｍｍのシュレッダ
ースクラップであり、炭材としてサイズが３０〜７５ｍ
ｍの高炉用コークスを使用した。なお、溶解炉シャフト
部１の内径は６００ｍｍである。
【００２１】操業条件としては、キュポラへのスクラッ
プとコークスの装入を層状に炉頂弁より投入し、得られ
る溶銑温度が１５４０±１０℃、溶銑中炭素濃度が３．
５±０．５％となるように炉頂からのコークス装入量を
調節した。一方、送風量は、最下部送風羽口から、１本
当り３８２Ｎｍ3 ／ｈｒで計１５２８Ｎｍ3 ／ｈｒ、上
部送風羽口から１本当り６８Ｎｍ3 ／ｈｒで計２７２Ｎ
ｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。このときＶ2 ／（Ｖ1 ＋
Ｖ2 ）＝０．１５である。なお、送風羽口各段の炉体高
さ方向距離を０．３ｍとした。以上の実施例−１におけ
る操業の結果、下記に示す２次燃焼率は５６％となり、
コークス原単位は１００ｋｇ／ｔとなった。
プとコークスの装入を層状に炉頂弁より投入し、得られ
る溶銑温度が１５４０±１０℃、溶銑中炭素濃度が３．
５±０．５％となるように炉頂からのコークス装入量を
調節した。一方、送風量は、最下部送風羽口から、１本
当り３８２Ｎｍ3 ／ｈｒで計１５２８Ｎｍ3 ／ｈｒ、上
部送風羽口から１本当り６８Ｎｍ3 ／ｈｒで計２７２Ｎ
ｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。このときＶ2 ／（Ｖ1 ＋
Ｖ2 ）＝０．１５である。なお、送風羽口各段の炉体高
さ方向距離を０．３ｍとした。以上の実施例−１におけ
る操業の結果、下記に示す２次燃焼率は５６％となり、
コークス原単位は１００ｋｇ／ｔとなった。
【００２２】 ２次燃焼率：１００×ＣＯ2 ／（ＣＯ＋ＣＯ2 ）（％） …（２） （実施例２）実施例２として、上記の実施例と同様のや
り方で操業を行い、送風羽口各段の炉体高さ方向距離を
０．９ｍとした。その結果、２次燃焼率は６２％、コー
クス原単位は９６ｋｇ／ｔとなった。
り方で操業を行い、送風羽口各段の炉体高さ方向距離を
０．９ｍとした。その結果、２次燃焼率は６２％、コー
クス原単位は９６ｋｇ／ｔとなった。
【００２３】（比較例１）実施例１、２の比較例とし
て、送風条件を実施例１、２と同一条件で行い、送風羽
口各段の炉体高さ方向距離を１．０ｍとした。その結
果、２次燃焼率は４７％と低下し、コークス原単位は１
０６ｋｇ／ｔとなった。 （比較例２）実施例１、２の比較例として、送風条件を
実施例１、２と同一条件で行い、送風羽口各段の炉体高
さ方向距離を０．２５ｍとした。その結果、２次燃焼率
は実施例３と同様に４８％と低下し、コークス原単位は
１０５ｋｇ／ｔとなった。
て、送風条件を実施例１、２と同一条件で行い、送風羽
口各段の炉体高さ方向距離を１．０ｍとした。その結
果、２次燃焼率は４７％と低下し、コークス原単位は１
０６ｋｇ／ｔとなった。 （比較例２）実施例１、２の比較例として、送風条件を
実施例１、２と同一条件で行い、送風羽口各段の炉体高
さ方向距離を０．２５ｍとした。その結果、２次燃焼率
は実施例３と同様に４８％と低下し、コークス原単位は
１０５ｋｇ／ｔとなった。
【００２４】（実施例３）実施例３として、上記の実施
例と同様の条件で操業を行い、送風羽口各段の炉体高さ
方向距離を０．９ｍとした。送風量は、最下部送風羽口
から１本当り３５５Ｎｍ3 ／ｈｒで計１４２０Ｎｍ3 ／
ｈｒ、上部送風羽口から１本当り９５ＮＮｍ3 ／ｈｒの
割合で供給した。このときＶ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．
２１となる。その結果、２次燃焼率は７２％となり、コ
ークス原単位は９０ｋｇ／ｔとなった。
例と同様の条件で操業を行い、送風羽口各段の炉体高さ
方向距離を０．９ｍとした。送風量は、最下部送風羽口
から１本当り３５５Ｎｍ3 ／ｈｒで計１４２０Ｎｍ3 ／
ｈｒ、上部送風羽口から１本当り９５ＮＮｍ3 ／ｈｒの
割合で供給した。このときＶ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．
２１となる。その結果、２次燃焼率は７２％となり、コ
ークス原単位は９０ｋｇ／ｔとなった。
【００２５】（比較例３）実施例３の比較例として、送
風羽口各段の炉体高さ方向距離を０．９ｍとし、送風条
件を最下部送風羽口から、１本当り３８７Ｎｍ3 ／ｈｒ
で計１５４８Ｎｍ 3 ／ｈｒ、上部送風羽口から１本当り
６３Ｎｍ3 ／ｈｒで計２５２Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給
した。このとき、Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１４であ
る。その結果、２次燃焼率は４８％と低下し、コークス
原単位は１０５ｋｇ／ｔと高くなった。 （比較例４） 実施例３の比較例として、送風羽口各段の炉体高さ方向
距離を０．９ｍとし、送風条件を最下部送風羽口から、
１本当り３５１Ｎｍ3 ／ｈｒで計１４０４Ｎｍ 3 ／ｈ
ｒ、上部送風羽口から１本当り９９Ｎｍ3 ／ｈｒで計３
９６Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ
2 ）＝０．２２となる。その結果、２次燃焼率は実施例
３と同様に５０％と低下し、コークス原単位は１０４ｋ
ｇ／ｔとなった。次に操業上では、スクラップの融着が
起こり、１日あたりの操業で３〜４回の棚吊りが生じ
た。また、送風羽口各段の炉体高さ方向距離が０．３〜
０．９ｍの範囲でも、この条件の送風量では棚吊りが発
生した。各実施例・比較例の実験条件を結果を表１にま
とめて示す。
風羽口各段の炉体高さ方向距離を０．９ｍとし、送風条
件を最下部送風羽口から、１本当り３８７Ｎｍ3 ／ｈｒ
で計１５４８Ｎｍ 3 ／ｈｒ、上部送風羽口から１本当り
６３Ｎｍ3 ／ｈｒで計２５２Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給
した。このとき、Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１４であ
る。その結果、２次燃焼率は４８％と低下し、コークス
原単位は１０５ｋｇ／ｔと高くなった。 （比較例４） 実施例３の比較例として、送風羽口各段の炉体高さ方向
距離を０．９ｍとし、送風条件を最下部送風羽口から、
１本当り３５１Ｎｍ3 ／ｈｒで計１４０４Ｎｍ 3 ／ｈ
ｒ、上部送風羽口から１本当り９９Ｎｍ3 ／ｈｒで計３
９６Ｎｍ3 ／ｈｒの割合で供給した。Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ
2 ）＝０．２２となる。その結果、２次燃焼率は実施例
３と同様に５０％と低下し、コークス原単位は１０４ｋ
ｇ／ｔとなった。次に操業上では、スクラップの融着が
起こり、１日あたりの操業で３〜４回の棚吊りが生じ
た。また、送風羽口各段の炉体高さ方向距離が０．３〜
０．９ｍの範囲でも、この条件の送風量では棚吊りが発
生した。各実施例・比較例の実験条件を結果を表１にま
とめて示す。
【００２６】以上の実施例において上部送風羽口流量比
率を前述の（１）式に示した割合でかつ送風羽口１本当
りの送風量を６０〜４００Ｎｍ3 ／ｈの範囲の送風量で
はスクラップの融着は起こらず順調な操業を行うことが
できた。しかし、上部送風羽口流量比率が０．２１を上
廻る比率、あるいは送風羽口１本当りの送風量が４００
Ｎｍ3 ／ｈ以上を越える条件で操業を行うと、スクラッ
プの局所的な加熱により、スクラップの融着が起こり、
棚吊りの原因になり不安定な操業になってしまった。ま
た、上部送風羽口流量比率を０．１５未満の比率あるい
は送風羽口１本当りの送風量が６０Ｎｍ3 ／ｈｒ未満で
操業を行うと２次燃焼率が向上しなかった。従って、上
部送風羽口流量比率は０．１５〜０．２１の範囲でか
つ、送風羽口１本当りの送風量は６０〜４００Ｎｍ3 ／
ｈの範囲が好ましい。また、送風羽口各段の炉体高さ方
向距離が０．３〜０．９ｍの範囲では、２次燃焼率は向
上したが、０．３ｍ未満又は０．９ｍを越える範囲では
逆に２次燃焼率が低下した。
率を前述の（１）式に示した割合でかつ送風羽口１本当
りの送風量を６０〜４００Ｎｍ3 ／ｈの範囲の送風量で
はスクラップの融着は起こらず順調な操業を行うことが
できた。しかし、上部送風羽口流量比率が０．２１を上
廻る比率、あるいは送風羽口１本当りの送風量が４００
Ｎｍ3 ／ｈ以上を越える条件で操業を行うと、スクラッ
プの局所的な加熱により、スクラップの融着が起こり、
棚吊りの原因になり不安定な操業になってしまった。ま
た、上部送風羽口流量比率を０．１５未満の比率あるい
は送風羽口１本当りの送風量が６０Ｎｍ3 ／ｈｒ未満で
操業を行うと２次燃焼率が向上しなかった。従って、上
部送風羽口流量比率は０．１５〜０．２１の範囲でか
つ、送風羽口１本当りの送風量は６０〜４００Ｎｍ3 ／
ｈの範囲が好ましい。また、送風羽口各段の炉体高さ方
向距離が０．３〜０．９ｍの範囲では、２次燃焼率は向
上したが、０．３ｍ未満又は０．９ｍを越える範囲では
逆に２次燃焼率が低下した。
【００２７】以上の実施例から明らかなように、本発明
は、２次燃焼率向上による低炭材原単位でかつ棚吊り等
のトラブルがないスクラップの溶解が可能となる。
は、２次燃焼率向上による低炭材原単位でかつ棚吊り等
のトラブルがないスクラップの溶解が可能となる。
【００２８】
【表１】
【００２９】
【発明の効果】本発明によれば、シャフト部上部に設け
た送風羽口により、２次燃焼を向上させ、棚吊り等のト
ラブルが発生せずに高さ方向でスクラップの温度分布が
制御でき、炉内で炭材のエネルギーを十分に使い切り、
エネルギー効率向上すなわち、炭材原単位減少が可能と
なった。
た送風羽口により、２次燃焼を向上させ、棚吊り等のト
ラブルが発生せずに高さ方向でスクラップの温度分布が
制御でき、炉内で炭材のエネルギーを十分に使い切り、
エネルギー効率向上すなわち、炭材原単位減少が可能と
なった。
【図１】使用した竪型スクラップ溶解炉の縦断面図であ
る。
る。
【図２】送風羽口各段の炉体高さ方向距離と２次燃焼率
との関係を示すグラフである。
との関係を示すグラフである。
【図３】Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）の値と２次燃焼率との関
係を示すグラフである。
係を示すグラフである。
１ 溶解炉シャフト部 ２ スクラップ ３ コークス ４ 下部送風羽口 ５ 上部送風羽口 ６ 羽口から吹き込まれる空気 ７ 排ガス ８ 溶銑 ９ 取鍋
Claims (1)
- 【請求項１】 炉体高さ方向に２段以上の送風羽口を具
備した竪型炉を用いて、炭材の燃焼熱により主にスクラ
ップを溶解して溶銑を製造するに当り、送風羽口１本当
りの送風量を６０〜４００Ｎｍ3 ／ｈの範囲とし、上部
送風羽口からの送風量を下記（１）式に示す量に規定
し、かつ送風羽口各段の炉体高さ方向距離を０．３〜
０．９ｍの範囲とすることを特徴とする竪型スクラップ
溶解炉の操業方法。 Ｖ2 ／（Ｖ1 ＋Ｖ2 ）＝０．１５〜０．２１ …（１） Ｖ1 ：最下部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ） Ｖ2 ：上部送風羽口流量（Ｎｍ3 ／ｈ）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP893697A JPH10204512A (ja) | 1997-01-21 | 1997-01-21 | 竪型スクラップ溶解炉の操業方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP893697A JPH10204512A (ja) | 1997-01-21 | 1997-01-21 | 竪型スクラップ溶解炉の操業方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10204512A true JPH10204512A (ja) | 1998-08-04 |
Family
ID=11706563
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP893697A Withdrawn JPH10204512A (ja) | 1997-01-21 | 1997-01-21 | 竪型スクラップ溶解炉の操業方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH10204512A (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP2202325A4 (en) * | 2007-09-06 | 2010-09-22 | Nippon Steel Corp | METHOD FOR OPERATING A VERTICAL STOVE |
| JP2013185191A (ja) * | 2012-03-07 | 2013-09-19 | Jfe Steel Corp | 竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑の製造方法 |
-
1997
- 1997-01-21 JP JP893697A patent/JPH10204512A/ja not_active Withdrawn
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP2202325A4 (en) * | 2007-09-06 | 2010-09-22 | Nippon Steel Corp | METHOD FOR OPERATING A VERTICAL STOVE |
| JP2013185191A (ja) * | 2012-03-07 | 2013-09-19 | Jfe Steel Corp | 竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑の製造方法 |
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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: 20040406 |