JPH10265820A - スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランス - Google Patents
スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランスInfo
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- JPH10265820A JPH10265820A JP9003697A JP9003697A JPH10265820A JP H10265820 A JPH10265820 A JP H10265820A JP 9003697 A JP9003697 A JP 9003697A JP 9003697 A JP9003697 A JP 9003697A JP H10265820 A JPH10265820 A JP H10265820A
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- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
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- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 本発明は、炭材の燃焼エネルギーを熱源とし
て鉄スクラップを溶解するに際して、低い酸素原単位、
炭材原単位で高い着熱効率で効率的な吹錬により高炭素
溶融鉄を得る方法及びランスの提供。 【解決手段】 上底吹き転炉型の容器を用いたスクラッ
プ溶解方法において、種湯が存在する容器に屑鉄を装入
し、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１００〜
４００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の１０
〜３０％に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み
深さＬｓと、スラグ厚さＬｓｏとの比にＬｓ／Ｌｓｏが
０．３〜０．７の範囲内になるように、上吹きランス高
さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種
以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させると
ともに、スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となるよう
に、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の１種
又は２種以上を調整する。
て鉄スクラップを溶解するに際して、低い酸素原単位、
炭材原単位で高い着熱効率で効率的な吹錬により高炭素
溶融鉄を得る方法及びランスの提供。 【解決手段】 上底吹き転炉型の容器を用いたスクラッ
プ溶解方法において、種湯が存在する容器に屑鉄を装入
し、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１００〜
４００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の１０
〜３０％に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み
深さＬｓと、スラグ厚さＬｓｏとの比にＬｓ／Ｌｓｏが
０．３〜０．７の範囲内になるように、上吹きランス高
さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種
以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させると
ともに、スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となるよう
に、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の１種
又は２種以上を調整する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、炭材の燃焼エネル
ギーを熱源として効率的にスクラップを溶解する方法及
びランスに関するものである。
ギーを熱源として効率的にスクラップを溶解する方法及
びランスに関するものである。
【０００２】
【従来の技術】スクラップは通常電気炉で溶解される
が、多量の電力を必要とし電力コストが大きいため、わ
が国のように電力価格が著しく高い国ではコストが高い
という問題があった。
が、多量の電力を必要とし電力コストが大きいため、わ
が国のように電力価格が著しく高い国ではコストが高い
という問題があった。
【０００３】近年、わが国においてもスクラップの発生
量が著しく増加し、鉄鋼生産のうちスクラップを原料と
するものの比率が増加してきており、電気エネルギーに
よらずより経済的で生産性の高いスクラップの溶解方法
の開発が望まれていた。
量が著しく増加し、鉄鋼生産のうちスクラップを原料と
するものの比率が増加してきており、電気エネルギーに
よらずより経済的で生産性の高いスクラップの溶解方法
の開発が望まれていた。
【０００４】電気エネルギーによらないでスクラップを
溶解する方法として、例えば、「鉄と鋼」、第７８年
（１９９２）、ｐ．５２０以降に開示されているよう
に、転炉型の反応容器を用いて、炭材を鉄浴の内部に吹
き込みつつ鉄浴上部から酸素ガスを吹き付けて、酸素ガ
スによる鉄浴中の炭素の燃焼熱でスクラップを溶解する
方法が試みられている。この溶解方法においては、反応
容器内の少量の鉄浴に上方からスクラップを逐次供給し
て溶解し、鉄浴が所定の量になってから出湯するが、出
湯の際に一部の溶鉄を炉内に残留させる、いわゆる残し
湯方式がとられることが多い。
溶解する方法として、例えば、「鉄と鋼」、第７８年
（１９９２）、ｐ．５２０以降に開示されているよう
に、転炉型の反応容器を用いて、炭材を鉄浴の内部に吹
き込みつつ鉄浴上部から酸素ガスを吹き付けて、酸素ガ
スによる鉄浴中の炭素の燃焼熱でスクラップを溶解する
方法が試みられている。この溶解方法においては、反応
容器内の少量の鉄浴に上方からスクラップを逐次供給し
て溶解し、鉄浴が所定の量になってから出湯するが、出
湯の際に一部の溶鉄を炉内に残留させる、いわゆる残し
湯方式がとられることが多い。
【０００５】ここで、炭材の燃焼エネルギーを有効に利
用するためには、溶解炉内での二次燃焼率（排ガス中の
｛（％ＣＯ2）／（％ＣＯ2）＋（％ＣＯ）｝×１００
（％））を高める必要があることは、すでによく知られ
ているところである。
用するためには、溶解炉内での二次燃焼率（排ガス中の
｛（％ＣＯ2）／（％ＣＯ2）＋（％ＣＯ）｝×１００
（％））を高める必要があることは、すでによく知られ
ているところである。
【０００６】特開昭６２−２２８４２４号公報には、
「１．冶金炉内で生成するＣＯガスを２次燃焼させるた
めのＯ2導入用噴射孔を有する上吹ランスであって、前
記噴射孔の開口形状が下記式で表す変形度で１．４以上
のものからなる冶金炉に供する２次燃焼用ランス。
「１．冶金炉内で生成するＣＯガスを２次燃焼させるた
めのＯ2導入用噴射孔を有する上吹ランスであって、前
記噴射孔の開口形状が下記式で表す変形度で１．４以上
のものからなる冶金炉に供する２次燃焼用ランス。
【０００７】
【数１】 式中のＩは、噴射孔の開口外周長（ｍｍ）、Ｓは、噴射
孔の開口断面積（ｍｍ2）、ＤOは、Ｓに等しい面積を有
する円の直径（ｍｍ）」が開示されている。
孔の開口断面積（ｍｍ2）、ＤOは、Ｓに等しい面積を有
する円の直径（ｍｍ）」が開示されている。
【０００８】しかし、ここに示されているような、ＣＯ
ガスのＯ2ジェットへの巻き込みを増大させることで２
次燃焼率を向上させる手段では炉内排ガス温度が高くな
ることが避けられず、激しい耐火物溶損を引き起こすと
いう問題がある。ここで、このような炉内空間でのＣＯ
ガスのＯ2ジェットへの巻き込みによる２次燃焼を空間
燃焼と呼ぶ。
ガスのＯ2ジェットへの巻き込みを増大させることで２
次燃焼率を向上させる手段では炉内排ガス温度が高くな
ることが避けられず、激しい耐火物溶損を引き起こすと
いう問題がある。ここで、このような炉内空間でのＣＯ
ガスのＯ2ジェットへの巻き込みによる２次燃焼を空間
燃焼と呼ぶ。
【０００９】これに対して、スクラップ溶解炉で二次燃
焼率を高める方法としては、例えば特開平８−２６００
２２号公報には、「転炉型の容器を用いて、上吹き吹酸
をしながら炉内の炭材を燃焼させつつ屑鉄を溶解するに
際し、種湯が存在する容器に屑鉄を装入し、炉内のスラ
グ量を炉内の溶融鉄１ｔ当り１００ｋｇ以上１０００ｋ
ｇ以下として、酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ↓
Ｓと酸素ジェットが当っていない部分のスラグ厚みＬ↓
Ｓ↓Ｏの比Ｌ↓Ｓ／Ｌ↓Ｓ↓Ｏが０．５〜１となるよう
に、上吹きランス高さ、ランスのノズル形状及び吹酸速
度の１種または２種以上を調整することを特徴とする屑
鉄の溶解方法。」が開示されている。
焼率を高める方法としては、例えば特開平８−２６００
２２号公報には、「転炉型の容器を用いて、上吹き吹酸
をしながら炉内の炭材を燃焼させつつ屑鉄を溶解するに
際し、種湯が存在する容器に屑鉄を装入し、炉内のスラ
グ量を炉内の溶融鉄１ｔ当り１００ｋｇ以上１０００ｋ
ｇ以下として、酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ↓
Ｓと酸素ジェットが当っていない部分のスラグ厚みＬ↓
Ｓ↓Ｏの比Ｌ↓Ｓ／Ｌ↓Ｓ↓Ｏが０．５〜１となるよう
に、上吹きランス高さ、ランスのノズル形状及び吹酸速
度の１種または２種以上を調整することを特徴とする屑
鉄の溶解方法。」が開示されている。
【００１０】この方法は、鉄浴の上部に所定量（例えば
溶鉄トン当たり３００ｋｇ以上）の溶融スラグを置き、
溶融スラグ層内に多量の炭材を懸濁させて、当該炭材を
上吹き酸素ガスで完全燃焼させる方法がある。ここで、
このような溶融スラグ層内に懸濁させた炭材を上吹き酸
素ガスで燃焼させる方法を炭材燃焼と呼ぶ。この方法
は、上吹き酸素により炭材が完全燃焼することでＣＯ2
を発生させるため、空間燃焼に比べて排ガスの温度が上
昇しにくい。しかし、この場合は、上吹き酸素が溶鉄層
と接触すると、通常の転炉脱炭と同様にＣＯガスが発生
し空間燃焼が起こるため、多量のスラグで上吹き酸素と
溶鉄層を遮断（スラグ遮断と呼ぶ）する必要がある。従
って、溶融スラグ層内で発生した炭材の燃焼熱を、多量
のスラグを介して下方の鉄浴に伝達してスクラップの溶
解に有利に利用するため、鉄浴または溶融スラグ層にガ
スを吹き込んで攪拌することが必要不可欠である。しか
し、攪拌条件に関する記載が無いため本願のみで効率的
なスクラップの溶解を成し遂げることはできない。
溶鉄トン当たり３００ｋｇ以上）の溶融スラグを置き、
溶融スラグ層内に多量の炭材を懸濁させて、当該炭材を
上吹き酸素ガスで完全燃焼させる方法がある。ここで、
このような溶融スラグ層内に懸濁させた炭材を上吹き酸
素ガスで燃焼させる方法を炭材燃焼と呼ぶ。この方法
は、上吹き酸素により炭材が完全燃焼することでＣＯ2
を発生させるため、空間燃焼に比べて排ガスの温度が上
昇しにくい。しかし、この場合は、上吹き酸素が溶鉄層
と接触すると、通常の転炉脱炭と同様にＣＯガスが発生
し空間燃焼が起こるため、多量のスラグで上吹き酸素と
溶鉄層を遮断（スラグ遮断と呼ぶ）する必要がある。従
って、溶融スラグ層内で発生した炭材の燃焼熱を、多量
のスラグを介して下方の鉄浴に伝達してスクラップの溶
解に有利に利用するため、鉄浴または溶融スラグ層にガ
スを吹き込んで攪拌することが必要不可欠である。しか
し、攪拌条件に関する記載が無いため本願のみで効率的
なスクラップの溶解を成し遂げることはできない。
【００１１】一方、前記のような溶融スラグ層内に懸濁
させた炭材を上吹き酸素ガスで燃焼させる方法におけ
る、上吹きランスとしては、特開平８−１５７９２４号
公報に、「ガスを上吹きできる転炉型反応容器で、酸素
含有ガスを用い、炭材が燃焼した時に発生する熱により
スクラップを溶解する方法において、スラグ量をメタル
ｔ当たり１００ｋｇ以上４００ｋｇ以下とし、炭材中固
定炭素分をスラグｔ当たり１００ｋｇ以上５００ｋｇ以
下存在させ、同心の３〜１６角形の多角形または同心円
の断面を有する１条のスリット状の酸素供給管を有し、
前記酸素供給管の先端開口面の一部に２〜１０個の遮蔽
板を配し、前記遮蔽板で分離された個々の前記先端開口
面の長辺長さＢ（ｍｍ）と短辺長さｈ（ｍｍ）の比Ｂ／
ｈが１０〜２２５、ランス直径をＲ（ｍｍ）とした場合
に（Ｂ×ｈ）／Ｒが０．４〜４である上吹きランスを用
い、ランス中心点を含むランス先端部をランス本体に対
し上下方向に移動させずに、ランス先端とスラグ面間の
距離Ｇ（ｍｍ）を前記反応容器の直径Ａ（ｍｍ）に対し
て、Ｇ／Ａで０．１〜０．８に制御しながら、溶解する
スクラップｔ当たり酸素を２００〜５００Ｎｍ↑３↑／
（Ｈｒ・ｔｏｎ）の速度で供給してスクラップを溶解す
ることを特徴とする転炉型反応容器による熱効率の高い
スクラップ溶解方法。」が開示されている。
させた炭材を上吹き酸素ガスで燃焼させる方法におけ
る、上吹きランスとしては、特開平８−１５７９２４号
公報に、「ガスを上吹きできる転炉型反応容器で、酸素
含有ガスを用い、炭材が燃焼した時に発生する熱により
スクラップを溶解する方法において、スラグ量をメタル
ｔ当たり１００ｋｇ以上４００ｋｇ以下とし、炭材中固
定炭素分をスラグｔ当たり１００ｋｇ以上５００ｋｇ以
下存在させ、同心の３〜１６角形の多角形または同心円
の断面を有する１条のスリット状の酸素供給管を有し、
前記酸素供給管の先端開口面の一部に２〜１０個の遮蔽
板を配し、前記遮蔽板で分離された個々の前記先端開口
面の長辺長さＢ（ｍｍ）と短辺長さｈ（ｍｍ）の比Ｂ／
ｈが１０〜２２５、ランス直径をＲ（ｍｍ）とした場合
に（Ｂ×ｈ）／Ｒが０．４〜４である上吹きランスを用
い、ランス中心点を含むランス先端部をランス本体に対
し上下方向に移動させずに、ランス先端とスラグ面間の
距離Ｇ（ｍｍ）を前記反応容器の直径Ａ（ｍｍ）に対し
て、Ｇ／Ａで０．１〜０．８に制御しながら、溶解する
スクラップｔ当たり酸素を２００〜５００Ｎｍ↑３↑／
（Ｈｒ・ｔｏｎ）の速度で供給してスクラップを溶解す
ることを特徴とする転炉型反応容器による熱効率の高い
スクラップ溶解方法。」が開示されている。
【００１２】この場合には、スリット状開口部のＢ／ｈ
が大きいため、噴流が、ランスから噴出した時点でのス
リット型噴流から、炉内空間で、より安定な円形噴流へ
と変化する。この噴流の変化に伴いＣＯガスのＯ2ジェ
ットへの巻き込みが起こるため空間燃焼が生じ排ガス温
度の上昇を招く。特に、底吹きガスとして酸素を用いた
場合、（溶鉄と底吹き酸素が直接接触してＣＯが発生す
る）や、スクラップと同時にダストや鉄鉱石のような酸
化鉄源を使用する場合（酸化鉄がスラグ中で炭材により
還元されたＣＯガスを発生する）には、ＣＯガスが炉内
空間に十分に存在するため空間燃焼が起こり易くなる。
が大きいため、噴流が、ランスから噴出した時点でのス
リット型噴流から、炉内空間で、より安定な円形噴流へ
と変化する。この噴流の変化に伴いＣＯガスのＯ2ジェ
ットへの巻き込みが起こるため空間燃焼が生じ排ガス温
度の上昇を招く。特に、底吹きガスとして酸素を用いた
場合、（溶鉄と底吹き酸素が直接接触してＣＯが発生す
る）や、スクラップと同時にダストや鉄鉱石のような酸
化鉄源を使用する場合（酸化鉄がスラグ中で炭材により
還元されたＣＯガスを発生する）には、ＣＯガスが炉内
空間に十分に存在するため空間燃焼が起こり易くなる。
【００１３】ところで、前述のように、伝熱を効率的に
進めるためには、鉄浴又は溶融スラグ層にガスを吹き込
んで攪拌することが必要不可欠である。従来は、底吹き
による攪拌エネルギーとして［２］式で定義されるεM
が用いられる（「鉄と鋼」、第６７巻、１９８１年、６
７２頁以降）。
進めるためには、鉄浴又は溶融スラグ層にガスを吹き込
んで攪拌することが必要不可欠である。従来は、底吹き
による攪拌エネルギーとして［２］式で定義されるεM
が用いられる（「鉄と鋼」、第６７巻、１９８１年、６
７２頁以降）。
【００１４】 εM＝（３７１／６０）・（Ｑ／Ｗ）・Ｔ・｛ｌｎ（１＋９．８・ρM・ Ｈ・１０-4）＋０．０６・（１−２９８／Ｔ）｝ ・・・［２］ ここで、Ｑは底吹きガス流量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、Ｗは
溶鋼重量（ｔｏｎ）、Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、ρMは溶鋼
密度（ｇ／ｃｍ3）、Ｈは鋼浴浴深（ｃｍ）を示す。
溶鋼重量（ｔｏｎ）、Ｔは溶鋼温度（Ｋ）、ρMは溶鋼
密度（ｇ／ｃｍ3）、Ｈは鋼浴浴深（ｃｍ）を示す。
【００１５】また、「鉄と鋼」、第６７巻、１９８１
年、３９２頁以降には、溶鋼や水浴の均一混合時間が
（ε・Ｖ-2/3）と相関を持つことが、「鉄と鋼」、第６
９巻、１９８３年、Ｓ１９１頁には、製鋼精練プロセス
におけるスラグとメタルの反応に対して、メタル側物質
移動係数が（ε・Ｖ-2/3）と相関を持つことが開示され
ている。ここで、Ｖは、溶鋼体積（ｍ3）である。
年、３９２頁以降には、溶鋼や水浴の均一混合時間が
（ε・Ｖ-2/3）と相関を持つことが、「鉄と鋼」、第６
９巻、１９８３年、Ｓ１９１頁には、製鋼精練プロセス
におけるスラグとメタルの反応に対して、メタル側物質
移動係数が（ε・Ｖ-2/3）と相関を持つことが開示され
ている。ここで、Ｖは、溶鋼体積（ｍ3）である。
【００１６】しかし、スラグへの炭材の巻き込みやスラ
グ内の炭材の混合循環特性を記述した例はなく、攪拌条
件を規定して効率的なスクラップの溶解を成し遂げるこ
とはできない。
グ内の炭材の混合循環特性を記述した例はなく、攪拌条
件を規定して効率的なスクラップの溶解を成し遂げるこ
とはできない。
【００１７】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、上記のよう
な従来技術の問題点を解決するためになされたものであ
って、その目的とするところは、炭材の燃焼エネルギー
を主な熱源としてスクラップを溶解するに際して炭材燃
焼を最大限に利用し発生した熱を有効に浴に着熱させる
ことが可能となるスクラップ溶解用上吹きランス、およ
び、効率的なスクラップの溶解方法を提供することにあ
る。
な従来技術の問題点を解決するためになされたものであ
って、その目的とするところは、炭材の燃焼エネルギー
を主な熱源としてスクラップを溶解するに際して炭材燃
焼を最大限に利用し発生した熱を有効に浴に着熱させる
ことが可能となるスクラップ溶解用上吹きランス、およ
び、効率的なスクラップの溶解方法を提供することにあ
る。
【００１８】
【課題を解決するための手段】本発明の発明者らは、ス
クラップ溶解炉において炭材燃焼を最大限に利用し空間
燃焼を抑制するための上吹きランスとしては、スリット
形状の酸素供給管の持つ、超音速ジェットコアがスリッ
ト幅ｈにより決まるため、短くなるという特性を活かし
つつ、噴流の転換によるＣＯガスの巻き込みを防止する
ため、開口面形状のＢ／ｈを小さくした形状が最適であ
ることを見いだした。
クラップ溶解炉において炭材燃焼を最大限に利用し空間
燃焼を抑制するための上吹きランスとしては、スリット
形状の酸素供給管の持つ、超音速ジェットコアがスリッ
ト幅ｈにより決まるため、短くなるという特性を活かし
つつ、噴流の転換によるＣＯガスの巻き込みを防止する
ため、開口面形状のＢ／ｈを小さくした形状が最適であ
ることを見いだした。
【００１９】さらに、スラグ浴を有効に攪拌し、伝熱を
促進する条件として、底吹きガス、上吹きガスの攪拌エ
ネルギーに加えて、酸化鉄の還元によりスラグ内から発
生するＣＯガスによる攪拌エネルギーも考慮した、新し
いスラグ攪拌指数Ｉを導出した。
促進する条件として、底吹きガス、上吹きガスの攪拌エ
ネルギーに加えて、酸化鉄の還元によりスラグ内から発
生するＣＯガスによる攪拌エネルギーも考慮した、新し
いスラグ攪拌指数Ｉを導出した。
【００２０】本発明は、これらの知見に基づくものであ
る。
る。
【００２１】本発明の要旨は、以下の各方法にある。
【００２２】（１）上底吹き転炉型の容器を用いたスク
ラップ溶解方法において、種湯が存在する容器に屑鉄を
装入し、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１０
０〜４００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の
１０〜３０％に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ
凹み深さＬｓと、スラグ厚さＬｓｏとの比にＬｓ／Ｌｓ
ｏが０．３〜０．７の範囲内になるように、上吹きラン
ス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は
２種以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させ
るとともに、スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となる
ように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の
１種又は２種以上を調整することを特徴とするスクラッ
プ溶解方法。
ラップ溶解方法において、種湯が存在する容器に屑鉄を
装入し、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１０
０〜４００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の
１０〜３０％に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ
凹み深さＬｓと、スラグ厚さＬｓｏとの比にＬｓ／Ｌｓ
ｏが０．３〜０．７の範囲内になるように、上吹きラン
ス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は
２種以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させ
るとともに、スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となる
ように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の
１種又は２種以上を調整することを特徴とするスクラッ
プ溶解方法。
【００２３】（２）（１）において、酸化鉄を酸化鉄中
の酸素量Ｏ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）が１５〜１００の
範囲で使用することを特徴とするスクラップ溶解方法。
の酸素量Ｏ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）が１５〜１００の
範囲で使用することを特徴とするスクラップ溶解方法。
【００２４】（３）（１）又は（２）において、上吹き
酸素量Ｆ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、底吹きガス中の酸
素量Ｂ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、酸化鉄中の酸素量Ｏ
（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、２次燃焼率を次式のＰＣ以
下で３０％以上になるように、上吹きランス高さ、、ラ
ンスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種以上を
調整して吹酸することを特徴とするスクラップ溶解方
法。
酸素量Ｆ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、底吹きガス中の酸
素量Ｂ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、酸化鉄中の酸素量Ｏ
（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、２次燃焼率を次式のＰＣ以
下で３０％以上になるように、上吹きランス高さ、、ラ
ンスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種以上を
調整して吹酸することを特徴とするスクラップ溶解方
法。
【００２５】 ＰＣ＝｛Ｆ／（Ｆ＋Ｂ＋Ｏ）｝×１００ ・・・［１］ （４）（１）〜（３）において、ランス先端とスラグ面
間の距離Ｇ（ｍｍ）を、炉内直径Ｄ（ｍｍ）に対してＧ
／Ｄを０．６５〜０．２とすることを特徴とするスクラ
ップ溶解方法。
間の距離Ｇ（ｍｍ）を、炉内直径Ｄ（ｍｍ）に対してＧ
／Ｄを０．６５〜０．２とすることを特徴とするスクラ
ップ溶解方法。
【００２６】（５）（１）〜（４）において、炉内に５
ｍｍ以下の微粉炭を５〜２５ｋｇ／ｔ吹き込むことを特
徴とするスクラップ溶解方法。
ｍｍ以下の微粉炭を５〜２５ｋｇ／ｔ吹き込むことを特
徴とするスクラップ溶解方法。
【００２７】（６）（１）〜（５）のいずれかに記載の
スクラップ溶解方法に用いるための上吹きランスであっ
て、２つの同心円周をその長辺に有し、垂直長さＬ（ｍ
ｍ）なる１条のスリット状断面の酸素供給管を有し、前
記酸素供給管の先端開口面に０．１５Ｌ〜０．３５Ｌの
垂直長さの遮蔽板を２〜８個配し、前記先端開口面の長
辺長さＢと短辺長さｈの比（Ｂ／ｈ）を１．５〜３．５
とし、ランス下端面の中心点を含む該ランス先端部を該
ランス本体に対し上下左右方向に移動させないことを特
徴とするスクラップ溶解用ランス。
スクラップ溶解方法に用いるための上吹きランスであっ
て、２つの同心円周をその長辺に有し、垂直長さＬ（ｍ
ｍ）なる１条のスリット状断面の酸素供給管を有し、前
記酸素供給管の先端開口面に０．１５Ｌ〜０．３５Ｌの
垂直長さの遮蔽板を２〜８個配し、前記先端開口面の長
辺長さＢと短辺長さｈの比（Ｂ／ｈ）を１．５〜３．５
とし、ランス下端面の中心点を含む該ランス先端部を該
ランス本体に対し上下左右方向に移動させないことを特
徴とするスクラップ溶解用ランス。
【００２８】ここで、スラグ厚さＬSOは、炉形状とすら
グ量よりすらグ密度ρSを１３００ｋｇ／ｍ3として計算
される値である。上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み
深さＬSは以下の式で計算される。
グ量よりすらグ密度ρSを１３００ｋｇ／ｍ3として計算
される値である。上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み
深さＬSは以下の式で計算される。
【００２９】 ２．５ρg［（ｃ・ＨC）・（Ｘ＋ＬS）］2＝ρS・ｇ・ＬS ・・・［３］ ρg：常温、常圧での酸素ガスの密度（＝１．４３ｋｇ
／ｍ3） ρS：スラグ密度（＝１３００ｋｇ／ｍ3） ｃ：常温、常圧での酸素ガス中の音速（＝３２６ｍ3／
ｓ） ＨC：超音速ジェットコアの長さ（ｍ） Ｘ：ランス先端からＬSOの計算と同一方法で求めたスラ
グ面までの鉛直距離（ｍ） ｇ：重力加速度（＝９．８ｍ／ｓ2） また、ＨCは以下の式で計算される。
／ｍ3） ρS：スラグ密度（＝１３００ｋｇ／ｍ3） ｃ：常温、常圧での酸素ガス中の音速（＝３２６ｍ3／
ｓ） ＨC：超音速ジェットコアの長さ（ｍ） Ｘ：ランス先端からＬSOの計算と同一方法で求めたスラ
グ面までの鉛直距離（ｍ） ｇ：重力加速度（＝９．８ｍ／ｓ2） また、ＨCは以下の式で計算される。
【００３０】
【数２】
【００３１】
【数３】 （Ｘ＝ＰO／ＰOP） ＰO：ノズル絶対二次圧（ｋｇｆ／ｃｍ2） ＰOP：ノズル適正膨張絶対二次圧（ｋｇｆ／ｃｍ2） ＭOP：適正膨張時吐出マッハ数（−） ｈt：スリット状の酸素供給管のスロート部スリット幅
（ｍｍ） αは、噴流の転換点に対応するパラメータであり［５］
式で計算される。
（ｍｍ） αは、噴流の転換点に対応するパラメータであり［５］
式で計算される。
【００３２】 α＝９．６５５・（Ｂ／ｈ）0.8701 ・・・［５］ Ｂ：スリット状の酸素供給管の先端開口面の長辺長さ
（ｍｍ） ｈ：スリット状の酸素供給管の先端開口面の短辺長さ
（ｍｍ） ランスノズルの絶対二次圧ＰOとはスロート前の淀み部
の絶対圧である。一般に、ランスノズルの適正膨張絶対
二次圧ＰOPは、以下の［６］式で計算される。
（ｍｍ） ｈ：スリット状の酸素供給管の先端開口面の短辺長さ
（ｍｍ） ランスノズルの絶対二次圧ＰOとはスロート前の淀み部
の絶対圧である。一般に、ランスノズルの適正膨張絶対
二次圧ＰOPは、以下の［６］式で計算される。
【００３３】 Ｓe／Ｓt＝０．２５９（Ｐe／ＰOP）-5/7｛１−（Ｐe／ＰOP）2/7｝-1/2 ・・・［６］ Ｓe：スリット状の酸素供給管の遮蔽板下端位置の面積
（ｍｍ2） Ｓt：スリット状の酸素供給管スロート部の面積（ｍ
ｍ2） Ｐe：ノズル出口における圧力（＝１．０３３ｋｆｇ／
ｃｍ2） また、［５］式中の適正膨張時吐出マッハ数ＭOPは、以
下の［７］式で計算される。
（ｍｍ2） Ｓt：スリット状の酸素供給管スロート部の面積（ｍ
ｍ2） Ｐe：ノズル出口における圧力（＝１．０３３ｋｆｇ／
ｃｍ2） また、［５］式中の適正膨張時吐出マッハ数ＭOPは、以
下の［７］式で計算される。
【００３４】 ＭOP＝［５・｛（ＰOP／Ｐe）2/7−１｝］1/2 ・・・［７］ なお、酸素ガス流量は以下の［８］式より算出される。
【００３５】 ＦO2＝０．５８１・Ｓt・ＰO ・・・［８］ また、スラグ攪拌指数Ｉは以下の式で求められる。
【００３６】 Ｉ＝（εS・ＳＶ-2/3） ・・・［９］ ＳＶは、スラグ重量（ｔ）で、εSは［１０］式以降で
与えられる。
与えられる。
【００３７】 εS＝（３７６１／６０）・（（Ｑ＋ｑ）／ＳＶ）・ＴS・ ｛ｌｎ（１＋９．８・ρS・ＨS・１０-4）＋０．０６・（１−２９８／ ＴS）｝ ・・・［１０］ ここで、Ｑは底吹きガス流量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、ｑは
酸化鉄還元によるＣＯガス発生量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、
ＳＶはスラグ重量（ｔｏｎ）、ＴSはスラグ温度
（Ｋ）、ρSは見掛けスラグ密度（ｇ／ｃｍ3）、ＨSは
スラグ浴の浴深（ｃｍ）でρSと炉の幾何学的形状から
計算される値を示す。
酸化鉄還元によるＣＯガス発生量（Ｎｍ3／ｍｉｎ）、
ＳＶはスラグ重量（ｔｏｎ）、ＴSはスラグ温度
（Ｋ）、ρSは見掛けスラグ密度（ｇ／ｃｍ3）、ＨSは
スラグ浴の浴深（ｃｍ）でρSと炉の幾何学的形状から
計算される値を示す。
【００３８】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を詳細
に説明する。
に説明する。
【００３９】請求項６は、ランス構造に関するものであ
る。
る。
【００４０】本発明の上吹きランス形状の模式図を図
１、図２に示す。
１、図２に示す。
【００４１】両図の（Ａ）は（Ｂ）におけるイ−ロ−ハ
の垂直断面を示した図で、ランス中心軸１に対して同心
円周をその長辺に有する垂直長さＬなる１条のスリット
状の酸素供給管２を有し、前記酸素供給管の先端開口面
３に垂直長さＬ′の遮蔽板４を配し、ランス中心点を含
むランス先端部５は、ランス本体６に対し上下方向に移
動させない構造を示している。
の垂直断面を示した図で、ランス中心軸１に対して同心
円周をその長辺に有する垂直長さＬなる１条のスリット
状の酸素供給管２を有し、前記酸素供給管の先端開口面
３に垂直長さＬ′の遮蔽板４を配し、ランス中心点を含
むランス先端部５は、ランス本体６に対し上下方向に移
動させない構造を示している。
【００４２】７は、スリット状の酸素供給管の遮蔽板下
端位置を示し、Ｓeは、当該位置の開口断面積であり、
８は、スリット状の酸素供給管スロート部（最も断面積
の狭い部分）を示し、Ｓtは当該位置の開口断面積、ｈt
は当該位置のスリット幅である。
端位置を示し、Ｓeは、当該位置の開口断面積であり、
８は、スリット状の酸素供給管スロート部（最も断面積
の狭い部分）を示し、Ｓtは当該位置の開口断面積、ｈt
は当該位置のスリット幅である。
【００４３】９は水冷配管を示す。両図の（Ｂ）はラン
ス先端を示したものであり、１条のスリット状の酸素供
給管に遮蔽板４を配し、先端開口面３を形成する。５は
ランス中心点を含むランス先端部、６はランス本体であ
り、Ｂは先端開口面の長辺長、ｈは短辺長さである。図
１は、遮蔽板が４個の場合、図２は８個の場合を示す。
ス先端を示したものであり、１条のスリット状の酸素供
給管に遮蔽板４を配し、先端開口面３を形成する。５は
ランス中心点を含むランス先端部、６はランス本体であ
り、Ｂは先端開口面の長辺長、ｈは短辺長さである。図
１は、遮蔽板が４個の場合、図２は８個の場合を示す。
【００４４】図３は、本発明の上吹き転炉型容器を用い
たスクラップ溶解方法の実施態様を示した模式図であ
り、１１は転炉型容器、１２は上吹きランス、１３は底
吹き羽口、１４は溶銑、１５はスクラップ、１６はスラ
グ、１７は炭材、ＬSは上吹き酸素ジェットによるスラ
グ凹み深さを示す。
たスクラップ溶解方法の実施態様を示した模式図であ
り、１１は転炉型容器、１２は上吹きランス、１３は底
吹き羽口、１４は溶銑、１５はスクラップ、１６はスラ
グ、１７は炭材、ＬSは上吹き酸素ジェットによるスラ
グ凹み深さを示す。
【００４５】図４、図５は、上底吹き転炉型の容器を用
いたスクラップ溶解方法で、炉内のスラグ量を炉内の溶
融鉄１ｔ当たり約２００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量
をスラグ量の１５〜２０％に保ち、［３］〜［７］式で
計算される上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ
Sと、スラグ厚さＬSOとの比にＬS／ＬSOが０．５になる
よう設定して吹酸した場合の、２次燃焼率が４０〜６０
％での排ガススーパーヒートを、Ｂ／ｈや、遮蔽板の長
さとＬの比を種々に変化させたランスを用いて測定した
結果を示している。２次燃焼率は［１１］式で、図中に
示した着熱効率は［１２］式で定義する。
いたスクラップ溶解方法で、炉内のスラグ量を炉内の溶
融鉄１ｔ当たり約２００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量
をスラグ量の１５〜２０％に保ち、［３］〜［７］式で
計算される上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さＬ
Sと、スラグ厚さＬSOとの比にＬS／ＬSOが０．５になる
よう設定して吹酸した場合の、２次燃焼率が４０〜６０
％での排ガススーパーヒートを、Ｂ／ｈや、遮蔽板の長
さとＬの比を種々に変化させたランスを用いて測定した
結果を示している。２次燃焼率は［１１］式で、図中に
示した着熱効率は［１２］式で定義する。
【００４６】
【数４】 ここで、排ガス中の各成分濃度は炉口燃焼率を補正した
炉内での排ガス組成であり、排ガススーパーヒートと
は、排ガス温度とスラグ温度の差を示す。
炉内での排ガス組成であり、排ガススーパーヒートと
は、排ガス温度とスラグ温度の差を示す。
【００４７】図４に示すように、Ｂ／ｈが１．５〜３．
５とした場合には、排ガススーパーヒートが低下するこ
とがわかる。Ｂ／ｈが３．５よりも大きい場合に変換に
よりＣＯガスが酸素噴流に巻き込まれ易くなるため空間
燃焼が生じ、排ガススーパーヒートが上がる。１．５よ
りも小さい場合には断面形状が円形に近くなるため、
［３］〜［７］式が適用できない。つまり、この場合に
は［４］式のように超音速ジェットコアの長さがスリッ
ト状の酸素供給管のスロート部スリット幅ｈtで決まる
のではなく、開口面の円相当直径で支配されることにな
り、［３］〜［７］式であえて計算すればＬS／ＬSOが
０．５になる条件であっても、実際には、超音速コアが
長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断が不十
分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するためＣＯガ
スが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒートが
上がる。
５とした場合には、排ガススーパーヒートが低下するこ
とがわかる。Ｂ／ｈが３．５よりも大きい場合に変換に
よりＣＯガスが酸素噴流に巻き込まれ易くなるため空間
燃焼が生じ、排ガススーパーヒートが上がる。１．５よ
りも小さい場合には断面形状が円形に近くなるため、
［３］〜［７］式が適用できない。つまり、この場合に
は［４］式のように超音速ジェットコアの長さがスリッ
ト状の酸素供給管のスロート部スリット幅ｈtで決まる
のではなく、開口面の円相当直径で支配されることにな
り、［３］〜［７］式であえて計算すればＬS／ＬSOが
０．５になる条件であっても、実際には、超音速コアが
長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断が不十
分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するためＣＯガ
スが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒートが
上がる。
【００４８】一方、図５に示すように遮蔽板の長さＬ′
とＬの比（Ｌ′／Ｌ）が０．１５〜０．３５の場合に排
ガススーパーヒートが低下している。Ｌ′／Ｌが０．３
５よりも大きい場合には、遮蔽板が長過ぎるため、
［３］〜［７］の式が適用できない。つまり、この場合
にも［４］式のように超音速ジェットコアの長さがスリ
ット状の酸素供給管のスロート部スリット幅ｈtで決ま
るのではなく、開口面のスリット幅でｈで支配されるこ
とになり、［３］〜［７］式であえて計算すればＬS／
ＬSOが０．５になる条件であっても、実際には、超音速
コアが長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断
が不十分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するため
ＣＯガスが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒ
ートが上がる。逆に、Ｌ′／Ｌが０．１５よりも大きい
場合には、遮蔽板が薄過ぎるため耐用性が低く、ランス
寿命が短くなる。
とＬの比（Ｌ′／Ｌ）が０．１５〜０．３５の場合に排
ガススーパーヒートが低下している。Ｌ′／Ｌが０．３
５よりも大きい場合には、遮蔽板が長過ぎるため、
［３］〜［７］の式が適用できない。つまり、この場合
にも［４］式のように超音速ジェットコアの長さがスリ
ット状の酸素供給管のスロート部スリット幅ｈtで決ま
るのではなく、開口面のスリット幅でｈで支配されるこ
とになり、［３］〜［７］式であえて計算すればＬS／
ＬSOが０．５になる条件であっても、実際には、超音速
コアが長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断
が不十分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するため
ＣＯガスが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒ
ートが上がる。逆に、Ｌ′／Ｌが０．１５よりも大きい
場合には、遮蔽板が薄過ぎるため耐用性が低く、ランス
寿命が短くなる。
【００４９】遮蔽板の数が１個の場合には、Ｂ／ｈが大
きくなり過ぎるため、変換によりＣＯガスが酸素噴流に
巻き込まれ易くなるため空間燃焼が生じ排ガススーパー
ヒートが上がり、９個以上の場合には断面形状が円形に
近くなるため、スラグ遮断が不十分となり、上吹き酸素
と鉄浴が直接接触するためＣＯガスが発生し、空間燃焼
が生じて排ガススーパーヒートが上がる。
きくなり過ぎるため、変換によりＣＯガスが酸素噴流に
巻き込まれ易くなるため空間燃焼が生じ排ガススーパー
ヒートが上がり、９個以上の場合には断面形状が円形に
近くなるため、スラグ遮断が不十分となり、上吹き酸素
と鉄浴が直接接触するためＣＯガスが発生し、空間燃焼
が生じて排ガススーパーヒートが上がる。
【００５０】請求項１〜５は、上底吹き転炉型の容器を
用いたスクラップ溶解であり、本発明の構成要件におけ
る数値その他の限定理由は以下の通りである。
用いたスクラップ溶解であり、本発明の構成要件におけ
る数値その他の限定理由は以下の通りである。
【００５１】請求項１において、炉内のスラグ量を炉内
の溶融鉄１ｔ当たり１００〜４００ｋｇとしたのは、１
００ｋｇよりも少ない場合にはスラグ厚が薄くなるため
スラグ内での炭材の自由な運動が妨げられ、４００ｋｇ
よりも多い場合には、スラグ厚が厚すぎるため、相対的
にスラグよりも比重の軽い炭材がスラグ下部まで十分に
循環できず、いずれの場合にも着熱効率が低下するため
である。該スラグ内の炭材量をスラグ量の１０〜３０％
にしたのは、１０％よりも少ないとスラグのフォーミン
グを抑制できずに安定操業できないためで、３０％より
も多いと炭材同士の接触によりスラグ内での炭材の自由
な運動が妨げられ、さらに、炭材燃焼で発生したＣＯ2
が近傍に存在する他の炭材と接触してＣＯに還元され
る、ソルーションロス反応が起こり易くなるためであ
る。
の溶融鉄１ｔ当たり１００〜４００ｋｇとしたのは、１
００ｋｇよりも少ない場合にはスラグ厚が薄くなるため
スラグ内での炭材の自由な運動が妨げられ、４００ｋｇ
よりも多い場合には、スラグ厚が厚すぎるため、相対的
にスラグよりも比重の軽い炭材がスラグ下部まで十分に
循環できず、いずれの場合にも着熱効率が低下するため
である。該スラグ内の炭材量をスラグ量の１０〜３０％
にしたのは、１０％よりも少ないとスラグのフォーミン
グを抑制できずに安定操業できないためで、３０％より
も多いと炭材同士の接触によりスラグ内での炭材の自由
な運動が妨げられ、さらに、炭材燃焼で発生したＣＯ2
が近傍に存在する他の炭材と接触してＣＯに還元され
る、ソルーションロス反応が起こり易くなるためであ
る。
【００５２】上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さ
ＬSと、スラグ厚さＬSOとの比ＬS／ＬSOが０．３〜０．
７の範囲内になるように、上吹きランス高さ、ランスノ
ズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種以上を調整す
るのは、ＬS／ＬSOが０．３よりも小さい場合には、上
吹きガスによるスラグの攪拌が小さくなって炭材がスラ
グに懸濁しにくくなるためで、ＬS／ＬSOが０．７より
も大きい場合には、スラグ層下部にある粒鉄と上吹き酸
素が直接接触し易くなりＣＯの発生が起こるためであ
る。
ＬSと、スラグ厚さＬSOとの比ＬS／ＬSOが０．３〜０．
７の範囲内になるように、上吹きランス高さ、ランスノ
ズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種以上を調整す
るのは、ＬS／ＬSOが０．３よりも小さい場合には、上
吹きガスによるスラグの攪拌が小さくなって炭材がスラ
グに懸濁しにくくなるためで、ＬS／ＬSOが０．７より
も大きい場合には、スラグ層下部にある粒鉄と上吹き酸
素が直接接触し易くなりＣＯの発生が起こるためであ
る。
【００５３】スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となる
ように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の
１種又は２種以上を調整するのは、スラグ攪拌指数Ｉが
０．６よりも小さい場合はスラグの攪拌が小さくなって
炭材がスラグ内を十分に循環できなくなるためで、図６
に示すように排ガススーパーヒートが上昇する。スラグ
攪拌指数Ｉが１．５よりも大きい場合には、スラグ中の
ガス量が多くなりスラグのフォーミングが抑制できずに
安定操業できなくなる。
ように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の
１種又は２種以上を調整するのは、スラグ攪拌指数Ｉが
０．６よりも小さい場合はスラグの攪拌が小さくなって
炭材がスラグ内を十分に循環できなくなるためで、図６
に示すように排ガススーパーヒートが上昇する。スラグ
攪拌指数Ｉが１．５よりも大きい場合には、スラグ中の
ガス量が多くなりスラグのフォーミングが抑制できずに
安定操業できなくなる。
【００５４】スラグ攪拌示標は、［９］、［１０］式に
示すように、底吹きガス量に酸化鉄の還元により発生す
るＣＯガスの量を加えたものである。つまり、上吹きガ
スに対するスラグ遮断が不十分で鉄浴と接触して発生し
たＣＯガスは、上吹き酸素噴流の近くを上昇するため、
酸素ガスに巻き込まれ易く、且つ、スラグの攪拌にはほ
とんど寄与しないのに対して、酸化鉄の還元により生成
したＣＯガスは、スラグ全体から発生するため、底吹き
ガスと同等の寄与でスラグの攪拌を行い、さらに、酸素
ガスに巻き込まれにくいという新しい知見に基づいてい
る。従って、酸化鉄を適正量使用することで、底吹きガ
スを増大させずともスラグ攪拌指標Ｉを大きくすること
が可能となる。
示すように、底吹きガス量に酸化鉄の還元により発生す
るＣＯガスの量を加えたものである。つまり、上吹きガ
スに対するスラグ遮断が不十分で鉄浴と接触して発生し
たＣＯガスは、上吹き酸素噴流の近くを上昇するため、
酸素ガスに巻き込まれ易く、且つ、スラグの攪拌にはほ
とんど寄与しないのに対して、酸化鉄の還元により生成
したＣＯガスは、スラグ全体から発生するため、底吹き
ガスと同等の寄与でスラグの攪拌を行い、さらに、酸素
ガスに巻き込まれにくいという新しい知見に基づいてい
る。従って、酸化鉄を適正量使用することで、底吹きガ
スを増大させずともスラグ攪拌指標Ｉを大きくすること
が可能となる。
【００５５】請求項２は、これを示したものであり、酸
化鉄を酸化鉄中の酸素量Ｏ（Ｎｍ3 ／Ｈｒ／ｔｏｎ）が
１５〜１００の範囲で使用するとしている。Ｏが１５よ
りも少ない場合には、スラグ攪拌指標Ｉを大きくするに
は多量の底吹きガスが必要となり、羽口溶損を引き起こ
し、１００よりも多い場合には、スラグ中のガス量が多
くなり、スラグのフォーミングが抑制できずに安定操業
できなくなる。
化鉄を酸化鉄中の酸素量Ｏ（Ｎｍ3 ／Ｈｒ／ｔｏｎ）が
１５〜１００の範囲で使用するとしている。Ｏが１５よ
りも少ない場合には、スラグ攪拌指標Ｉを大きくするに
は多量の底吹きガスが必要となり、羽口溶損を引き起こ
し、１００よりも多い場合には、スラグ中のガス量が多
くなり、スラグのフォーミングが抑制できずに安定操業
できなくなる。
【００５６】請求項３は適正な２次燃焼率について示し
たものである。前記のように、酸化鉄の還元により生成
したＣＯガスは、スラグ全体から発生するため、上吹き
酸素ガスに巻き込まれにくいという特徴を持つ。また、
底吹きされた酸素により生成するＣＯガスも、比較的ス
ラグ全体から浮上するため、酸化鉄の還元により生成し
たＣＯガスと同様に上吹き酸素ガスに巻き込まれにく
い。従って、これらのＣＯガスは空間燃焼させることな
く炉外へ除去することができる。
たものである。前記のように、酸化鉄の還元により生成
したＣＯガスは、スラグ全体から発生するため、上吹き
酸素ガスに巻き込まれにくいという特徴を持つ。また、
底吹きされた酸素により生成するＣＯガスも、比較的ス
ラグ全体から浮上するため、酸化鉄の還元により生成し
たＣＯガスと同様に上吹き酸素ガスに巻き込まれにく
い。従って、これらのＣＯガスは空間燃焼させることな
く炉外へ除去することができる。
【００５７】つまり、上吹き酸素による炭材燃焼で生成
したＣＯと、酸化鉄還元で生成したＣＯ、底吹き酸素で
生成したＣＯの３つで決まる２次燃焼率が最大（限界２
次燃焼率）であり、それ以上に２次燃焼率を上げること
は空間燃焼を引き起こしていることを意味するため排ガ
ススーパーヒートが上昇する。［１］式で示したＰＣは
限界２次燃焼率の計算式であり、Ｆは上吹き酸素による
炭材燃焼で生成したＣＯ2 、Ｏは酸化鉄還元で生成し
たＣＯ、Ｂは底吹き酸素で生成したＣＯに対応する。図
７は、これを示したものであり、実測された２次燃焼率
ＰＣOBと［１］式で計算されるＰＣとの比（ＰＣOB／Ｐ
Ｃ）が１よりも高い場合には排ガススーパーヒートが激
しく増大することがわかる。また、２次燃焼率が３０％
よりも小さい場合には、スクラップ溶解のための炭材原
単位や酸素原単位が高くなり経済的メリットを失う。
したＣＯと、酸化鉄還元で生成したＣＯ、底吹き酸素で
生成したＣＯの３つで決まる２次燃焼率が最大（限界２
次燃焼率）であり、それ以上に２次燃焼率を上げること
は空間燃焼を引き起こしていることを意味するため排ガ
ススーパーヒートが上昇する。［１］式で示したＰＣは
限界２次燃焼率の計算式であり、Ｆは上吹き酸素による
炭材燃焼で生成したＣＯ2 、Ｏは酸化鉄還元で生成し
たＣＯ、Ｂは底吹き酸素で生成したＣＯに対応する。図
７は、これを示したものであり、実測された２次燃焼率
ＰＣOBと［１］式で計算されるＰＣとの比（ＰＣOB／Ｐ
Ｃ）が１よりも高い場合には排ガススーパーヒートが激
しく増大することがわかる。また、２次燃焼率が３０％
よりも小さい場合には、スクラップ溶解のための炭材原
単位や酸素原単位が高くなり経済的メリットを失う。
【００５８】請求項４は酸化鉄還元や底吹き酸素で生成
したＣＯを、上吹き酸素に巻き込ませない条件を示した
ものである。つまり、ランス先端とスラグ面間の距離Ｇ
と炉内直径Ｄの比（Ｇ／Ｄ）が０．６５よりも大きい場
合には、酸素噴流と雰囲気ガスとの接触面積が大きくな
るために、本来、巻き込まれにくい酸化鉄還元や底吹き
酸素で生成したＣＯであっても、―部が巻き込まれるた
め排ガススーパーヒートが大きくなる。（Ｇ／Ｄ）が
０．２よりも小さい場合には、ランス先端がスラグ面に
近すぎるためランス寿命が低下する。
したＣＯを、上吹き酸素に巻き込ませない条件を示した
ものである。つまり、ランス先端とスラグ面間の距離Ｇ
と炉内直径Ｄの比（Ｇ／Ｄ）が０．６５よりも大きい場
合には、酸素噴流と雰囲気ガスとの接触面積が大きくな
るために、本来、巻き込まれにくい酸化鉄還元や底吹き
酸素で生成したＣＯであっても、―部が巻き込まれるた
め排ガススーパーヒートが大きくなる。（Ｇ／Ｄ）が
０．２よりも小さい場合には、ランス先端がスラグ面に
近すぎるためランス寿命が低下する。
【００５９】請求項５は、排ガススーパーヒートをさら
に低下させる方法であり、微粉炭粒径が５ｍｍよりも大
きい場合には、炉内空間で排ガス中のＣｏ2と微粉炭が
反応してＣＯとなることによる吸熱反応が有効に起こら
ない。微粉炭の量が５ｋｇ／ｔよりも少ない場合には排
ガス冷却の効果が小さく、２５ｋｇ／ｔよりも多い場合
には排ガス冷却だけに留まらずスラグ温度まで低下する
という問題が生じる。
に低下させる方法であり、微粉炭粒径が５ｍｍよりも大
きい場合には、炉内空間で排ガス中のＣｏ2と微粉炭が
反応してＣＯとなることによる吸熱反応が有効に起こら
ない。微粉炭の量が５ｋｇ／ｔよりも少ない場合には排
ガス冷却の効果が小さく、２５ｋｇ／ｔよりも多い場合
には排ガス冷却だけに留まらずスラグ温度まで低下する
という問題が生じる。
【００６０】
【実施例】試験は１００トン規模の転炉（炉内径：４．
５ｍ）で実施した。上吹きランスは第１図に示す構造の
ランスでＢ／ｈが２、Ｌ’／Ｌが０．２５、遮蔽板が４
個のものを用いた。前チャージで溶解した溶銑約５０ト
ンを種湯として残した状態で小片スクラップと酸化鉄と
を、半連続的に上方より添加し、１００トンの溶銑を製
造した。炉内のスラグ量は炉内の溶融鉄１ｔ当たり約２
００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量がスラグ量の１５〜
２５％に保つように、上方より小塊コークスを半連続的
に投入した。Ｌｓ／Ｌｓｏは０．５になるように、上吹
きランス高さを調整して吹酸した。底吹きガスとしては
酸素＋窒素／ＬＰＧの２重管羽口を用い、スラグ撹持指
数Ｉが１．０〜１．５となるように、底吹きガス流量と
酸化鉄供給速度を調整した。主な操業条件は以下の通り
である。 スクラップの供給速度 ２．５〜３．５ｔｏｎ／分 酸素ガス供給速度 ２３０００Ｎｍ3／Ｈｒ 炭材供給速度 ３００〜８００Ｋｇ／分 酸化鉄供給速度 ５００〜１０００Ｋｇ／分 撹拝用ガス供給速度 ５０００〜６０００Ｎｍ3
／Ｈｒ ランス先端とスラグ面間の距離 ２〜２．５ｍ ２次燃焼率 ４０〜６０％ 上吹き酸素量Ｆが２３０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、底
吹きガス中の酸素量Ｂが３０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏ
ｎ）、酸化鉄中の酸素量Ｏが９０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏ
ｎ）の場合、２次燃焼率Ｐは５０％以上になるように、
上吹きランス高さを調整した。その結果、着熱効率は９
５％、排ガススーパーヒートは１００℃以下を達成し、
スクラップ溶解のための酸素原単位は１３０Ｎｍ3／ｔ
ｏｎ、炭材原単位は１５６ｋｇ／ｔｏｎを得た。
５ｍ）で実施した。上吹きランスは第１図に示す構造の
ランスでＢ／ｈが２、Ｌ’／Ｌが０．２５、遮蔽板が４
個のものを用いた。前チャージで溶解した溶銑約５０ト
ンを種湯として残した状態で小片スクラップと酸化鉄と
を、半連続的に上方より添加し、１００トンの溶銑を製
造した。炉内のスラグ量は炉内の溶融鉄１ｔ当たり約２
００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量がスラグ量の１５〜
２５％に保つように、上方より小塊コークスを半連続的
に投入した。Ｌｓ／Ｌｓｏは０．５になるように、上吹
きランス高さを調整して吹酸した。底吹きガスとしては
酸素＋窒素／ＬＰＧの２重管羽口を用い、スラグ撹持指
数Ｉが１．０〜１．５となるように、底吹きガス流量と
酸化鉄供給速度を調整した。主な操業条件は以下の通り
である。 スクラップの供給速度 ２．５〜３．５ｔｏｎ／分 酸素ガス供給速度 ２３０００Ｎｍ3／Ｈｒ 炭材供給速度 ３００〜８００Ｋｇ／分 酸化鉄供給速度 ５００〜１０００Ｋｇ／分 撹拝用ガス供給速度 ５０００〜６０００Ｎｍ3
／Ｈｒ ランス先端とスラグ面間の距離 ２〜２．５ｍ ２次燃焼率 ４０〜６０％ 上吹き酸素量Ｆが２３０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、底
吹きガス中の酸素量Ｂが３０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏ
ｎ）、酸化鉄中の酸素量Ｏが９０（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏ
ｎ）の場合、２次燃焼率Ｐは５０％以上になるように、
上吹きランス高さを調整した。その結果、着熱効率は９
５％、排ガススーパーヒートは１００℃以下を達成し、
スクラップ溶解のための酸素原単位は１３０Ｎｍ3／ｔ
ｏｎ、炭材原単位は１５６ｋｇ／ｔｏｎを得た。
【００６１】
【発明の効果】本発明により、炭材の燃焼エネルギーを
熱源としてスクラップを溶解するに際して、高い生産性
で効率的な吹錬が可能となった。
熱源としてスクラップを溶解するに際して、高い生産性
で効率的な吹錬が可能となった。
【図１】遮蔽板が４個の場合の本発明の上吹きランス形
状の模式図を示す。（Ａ）は（Ｂ）におけるイーロ−ハ
の垂直断面図である。
状の模式図を示す。（Ａ）は（Ｂ）におけるイーロ−ハ
の垂直断面図である。
【図２】遮蔽板が８個の場合の本発明の上吹きランス形
状の模式図を示す。（Ａ）は（Ｂ）におけるイ−ロ−ハ
の垂直断面図である。
状の模式図を示す。（Ａ）は（Ｂ）におけるイ−ロ−ハ
の垂直断面図である。
【図３】本発明の上底吹き転炉型容器を用いたスクラッ
プ溶解方法の実施態様を示した模式図である。
プ溶解方法の実施態様を示した模式図である。
【図４】排ガススーパーヒートとＢ／ｈとの関係を示す
実験結果のグラフである。
実験結果のグラフである。
【図５】排ガススーパーヒートとＬ’／Ｌとの関係を示
す実験結果のグラフである。
す実験結果のグラフである。
【図６】排ガススーパーヒートとスラグ攪拌指数Ｉとの
関係を示す実験結果のグラフである。。
関係を示す実験結果のグラフである。。
【図７】排ガススーパーヒートと実測された２次燃焼率
ＰＣOBと［１］式で計算されるＰＣとの比（ＰＣOB／Ｐ
Ｃ）との関係を示す実験結果のグラフである。
ＰＣOBと［１］式で計算されるＰＣとの比（ＰＣOB／Ｐ
Ｃ）との関係を示す実験結果のグラフである。
１ ランス中心軸 ２ 同心円の断面を有する長さＬなる１条のスリット状
の酸素供給管 ３ 前記酸素供給管の先端開口面 ４ 長さＬ’なる遮蔽板 ５ ランス中心点を含むランス先端部 ６ ランス本体 ７ Ｓeなる開口断面積を有するスリット状の酸素供給
管の遮蔽板下端位置 ８ Ｓtなる開口断面積、ｈtなるスリット幅を有するス
リット状の酸素供給管スロート部（最も断面積の狭い部
分） ９ 水冷配管 Ｂ 先端開口面の長辺長 ｈ 短辺長 １１ 転炉型容器 １２ 上吹ランス １３ 底吹き羽口 １４ 溶銑 １５ スクラップ １６ スラグ １７ 炭材 Ｌｓ 上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さ
の酸素供給管 ３ 前記酸素供給管の先端開口面 ４ 長さＬ’なる遮蔽板 ５ ランス中心点を含むランス先端部 ６ ランス本体 ７ Ｓeなる開口断面積を有するスリット状の酸素供給
管の遮蔽板下端位置 ８ Ｓtなる開口断面積、ｈtなるスリット幅を有するス
リット状の酸素供給管スロート部（最も断面積の狭い部
分） ９ 水冷配管 Ｂ 先端開口面の長辺長 ｈ 短辺長 １１ 転炉型容器 １２ 上吹ランス １３ 底吹き羽口 １４ 溶銑 １５ スクラップ １６ スラグ １７ 炭材 Ｌｓ 上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さ
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 大貫 一雄 姫路市広畑区富士町１番地 新日本製鐵株 式会社広畑製鐵所内 (72)発明者 井出 和夫 姫路市広畑区富士町１番地 新日本製鐵株 式会社広畑製鐵所内 (72)発明者 熊沢 宏之 姫路市広畑区富士町１番地 新日本製鐵株 式会社広畑製鐵所内 (72)発明者 福田 和久 姫路市広畑区富士町１番地 新日本製鐵株 式会社広畑製鐵所内 (72)発明者 仲 広徳 姫路市広畑区富士町１番地 新日本製鐵株 式会社広畑製鐵所内
Claims (6)
- 【請求項１】 上底吹き転炉型の容器を用いたスクラッ
プ溶解方法において、種湯が存在する容器に屑鉄を装入
し、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１００〜
４００ｋｇとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の１０
〜３０％に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み
深さＬｓと、スラグ厚さＬｓｏとの比にＬｓ／Ｌｓｏが
０．３〜０．７の範囲内になるように、上吹きランス高
さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種
以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させると
ともに、スラグ攪拌指数Ｉが０．６〜１．５となるよう
に、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の１種
又は２種以上を調整することを特徴とするスクラップ溶
解方法。 - 【請求項２】 請求項１において、酸化鉄を酸化鉄中の
酸素量Ｏ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）が１５〜１００の範
囲で使用することを特徴とするスクラップ溶解方法。 - 【請求項３】 請求項１又は請求項２において、上吹き
酸素量Ｆ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、底吹きガス中の酸
素量Ｂ（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、酸化鉄中の酸素量Ｏ
（Ｎｍ3／Ｈｒ／ｔｏｎ）、２次燃焼率を次式のＰＣ以
下で３０％以上になるように、上吹きランス高さ、ラン
スノズル構造、上吹き送酸速度の１種又は２種以上を調
整して吹酸することを特徴とするスクラップ溶解方法。 ＰＣ＝｛Ｆ／（Ｆ＋Ｂ＋Ｏ）｝×１００ ・・・［１］ - 【請求項４】 請求項１〜請求項３のいずれかにおい
て、ランス先端とスラグ面間の距離Ｇ（ｍｍ）を、炉内
直径Ｄ（ｍｍ）に対してＧ／Ｄを０．６５〜０．２とす
ることを特徴とするスクラップ溶解方法。 - 【請求項５】 請求項１〜請求項４のいずれかにおい
て、炉内に５ｍｍ以下の微粉炭を５〜２５ｋｇ／ｔ吹き
込むことを特徴とするスクラップ溶解方法。 - 【請求項６】 請求項１〜請求項５のいずれかに記載の
スクラップ溶解方法に用いるための上吹きランスであっ
て、２つの同心円周をその長辺に有し、垂直長さＬ（ｍ
ｍ）なる１条のスリット状断面の酸素供給管を有し、前
記酸素供給管の先端開口面に０．１５Ｌ〜０．３５Ｌの
垂直長さの遮蔽板を２〜８個配し、前記先端開口面の長
辺長さＢと短辺長さｈの比（Ｂ／ｈ）を１．５〜３．５
とし、ランス下端面の中心点を含む該ランス先端部を該
ランス本体に対し上下左右方向に移動させないことを特
徴とするスクラップ溶解用ランス。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9003697A JP3752051B2 (ja) | 1997-03-26 | 1997-03-26 | スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランス |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9003697A JP3752051B2 (ja) | 1997-03-26 | 1997-03-26 | スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランス |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH10265820A true JPH10265820A (ja) | 1998-10-06 |
| JP3752051B2 JP3752051B2 (ja) | 2006-03-08 |
Family
ID=13987438
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9003697A Expired - Fee Related JP3752051B2 (ja) | 1997-03-26 | 1997-03-26 | スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランス |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3752051B2 (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102042768A (zh) * | 2010-12-27 | 2011-05-04 | 中国恩菲工程技术有限公司 | 喷枪定位控制装置 |
| JP2013136799A (ja) * | 2011-12-28 | 2013-07-11 | Jfe Steel Corp | 鉄スクラップを用いた高炭素溶鉄の製造方法 |
| US9315875B2 (en) | 2011-07-19 | 2016-04-19 | Jfe Steel Corporation | Method of refining molten iron |
| US9920390B2 (en) | 2012-01-19 | 2018-03-20 | Jfe Steel Corporation | Method for preliminary treatment of molten iron |
-
1997
- 1997-03-26 JP JP9003697A patent/JP3752051B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102042768A (zh) * | 2010-12-27 | 2011-05-04 | 中国恩菲工程技术有限公司 | 喷枪定位控制装置 |
| US9315875B2 (en) | 2011-07-19 | 2016-04-19 | Jfe Steel Corporation | Method of refining molten iron |
| JP2013136799A (ja) * | 2011-12-28 | 2013-07-11 | Jfe Steel Corp | 鉄スクラップを用いた高炭素溶鉄の製造方法 |
| US9920390B2 (en) | 2012-01-19 | 2018-03-20 | Jfe Steel Corporation | Method for preliminary treatment of molten iron |
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|---|---|
| JP3752051B2 (ja) | 2006-03-08 |
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