JP5910182B2

JP5910182B2 - 竪型溶解炉を用いた溶銑の製造方法

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Publication number: JP5910182B2
Application number: JP2012050287A
Authority: JP
Inventors: 祐樹岩井; 夏生石渡; 村井　亮太; 亮太村井; 義孝澤
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2012-03-07
Filing date: 2012-03-07
Publication date: 2016-04-27
Anticipated expiration: 2032-03-07
Also published as: JP2013185192A

Description

本発明は、主羽口の上方に上部羽口を備えた竪型溶解炉を用い、炉内で発生したＣＯを上部羽口からの送風で２次燃焼させ、その熱で鉄源である鉄系スクラップと鉄含有ダストなどの塊成化物を予熱しつつ、溶銑の製造を行う溶銑製造方法に関する。

竪型炉によるスクラップ溶解プロセスとして、キュポラ法がある。このキュポラ法は、炉上部からスクラップとコークスを層状または混合して装入し、溶銑を製造する手法である。また、鉄源として、鉄含有ダストなどの塊成化物を単独で又はスクラップとともに用い、この鉄源とコークスを竪型炉に装入し、溶銑を製造する方法も知られている。これらのプロセスにおいて、羽口前では、まず下記（1）式に示す燃焼反応が進行し、生成したＣＯ_２は下記（2）式に示すソリューションロス反応によってＣＯに変化する。
Ｃ＋Ｏ_２→ＣＯ_２ …（1）
Ｃ＋ＣＯ_２→２ＣＯ …（2）

竪型スクラップ溶解炉では、吸熱反応であるソリューションロス反応の反応速度が速いほど、コークス比が高くなる。従来、コークス比削減技術として、主羽口の上方に上部羽口を設けて送風を行うことで、ソリューションロス反応で発生したＣＯを２次燃焼させ、その燃焼熱によってスクラップを予熱する操業方法が知られている（例えば、特許文献１）。また、このような２次燃焼操業において、上部羽口からの送風量や、羽口各段の炉高方向距離の範囲を規定した操業方法も知られている（例えば、特許文献２）。

特公平７−２３５０１号公報特開平１０−２０４５１２号公報

特許文献１，２には、それぞれ炉内径０．９ｍ、０．６ｍという小型炉での実施例が示されているが、本発明者らによる検討の結果、炉内径が１．５ｍ以上の大型炉では、従来の小型炉に対する技術を適用しても、コークス比が十分に削減できないという問題があることが判った。すなわち、大型炉では、羽口からの送風が炉中心部まで届きにくいため、炉中心部側で十分に発熱反応が起こらず、ガスの酸化度が低いままとなるため、同領域でのスクラップへの熱供給が不十分となる。そのため、炉中心部でスクラップを十分に溶解できなくなり、コークス比が増加するという問題があることが判った。主羽口からの送風について、炉壁から炉半径方向における各位置でのガス流速を調べた結果を図８に示す。ここで、ガス流速は、空塔中に内径５０ｍｍの羽口１本から１４０Ｎｍ^３／ｈで送風した際の測定値である。図８によれば、炉壁からの半径方向距離が０．７５ｍ以上になると、ガス流速が非常に遅くなっていることが判る。

したがって本発明の目的は、以上のような従来技術の解課題を解決し、主羽口と上部羽口を備えた炉内径が１．５ｍ以上の竪型溶解炉において、鉄系スクラップと鉄含有ダストなどの塊成化物を鉄源とし、低コークス比で溶銑を製造することができる溶銑製造方法を提供することにある。

本発明者らは、上記課題を解決するために検討を重ねた結果、上部羽口の炉高方向での設置位置と上部羽口からの送風率及び上部羽口送風の炉中心位置流速を所定の範囲に規制することにより、低コークス比での溶銑製造が実現できることを見出した。
本発明はこのような知見に基づきなされたもので、以下を要旨とするものである。

［1］炉内径が１．５ｍ以上の竪型溶解炉において、炉頂から鉄系スクラップ、鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジの塊成化物、及びコークスを装入し、炉下部に設けられた主羽口と、該主羽口の上方位置に１段又は上下２段に設けられた上部羽口から空気又は酸素富化空気の送風を行うことで溶銑を製造する方法（但し、羽口から燃料を吹き込む溶銑の製造方法を除く）であって、
上部羽口の位置Ｌ_ｕ／Ｈ（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の各上部羽口の位置）、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の上部羽口からの合計の送風率）、各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが、下記（1）〜（3）のいずれかを満たすように、主羽口と上部羽口から送風を行うことを特徴とする竪型溶解炉を用いた溶銑の製造方法。
（1）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．２５〜０．８０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（2）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．１５〜０．４３
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（3）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝８〜２５
但しＬ_ｕ：主羽口から上部羽口までの炉高方向距離（ｍ）
Ｈ：主羽口からストックラインまでの炉高方向距離（ｍ）
Ｖ_ｍ：主羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｕ：上部羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｃ：各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速（Ｎｍ／ｓ）

［2］上記［1］の製造方法において、上部羽口の位置Ｌ_ｕ／Ｈ（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の各上部羽口の位置）、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の上部羽口からの合計の送風率）、各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが、下記条件を満足するように、主羽口と上部羽口から送風を行うことを特徴とする竪型溶解炉を用いた溶銑の製造方法。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５

本発明法によれば、主羽口と上部羽口を備え、炉内径が１．５ｍ以上という従来よりも大型の竪型溶解炉において、鉄系スクラップと鉄含有ダストなどの塊成化物を鉄源とし、低コークス比で溶銑を製造することができる。

本発明法で用いる竪型溶解炉の一実施形態とその基本的な操業形態を模式的に示す図面各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを８Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させた操業において、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示すグラフ各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを８Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させた操業において、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示すグラフ各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを１０Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させた操業において、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示すグラフ各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを１０Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させた操業において、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示すグラフ上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃとコークス比との関係を示すグラフ上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃと炉内での棚釣り発生回数との関係を示すグラフ竪型溶解炉における主羽口からの送風について、炉壁から炉半径方向における各位置でのガス流速を示すグラフ

本発明の溶銑製造方法は、炉内径が１．５ｍ以上の竪型溶解炉において、炉頂から鉄系スクラップ、鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジの塊成化物、及びコークスを装入し、炉下部に設けられた主羽口と、この主羽口の上方に１段又は上下２段に設けられた上部羽口から送風を行う（すなわち、主羽口と上部羽口による分割送風操業を行う）ことで溶銑を製造する方法である。
本発明では、鉄鋼製造プロセスなどで発生する鉄含有ダストや鉄含有スラッジを製鉄用原料としてリサイクルするために、鉄含有ダストや鉄含有スラッジを塊成化し、この塊成化物を鉄系スクラップとともに鉄源として溶銑を製造するものである。

図１は、本発明で用いる竪型溶解炉の一実施形態とその基本的な操業形態を模式的に示している。
図において、１は炉下部に設けられた主羽口、２はこの主羽口１の上方位置に設けられた上部羽口２である。主羽口１、上部羽口２ともに、炉体周方向において適当な間隔で複数本（通常、４〜１０本程度）設けられている。また、本実施形態では、上部羽口２は１段のみ設けられているが、上下２段に設けてもよい。また、３は炉頂に設けられる原料装入部、４は排ガス出口、５は出銑口である。この竪型溶解炉は、炉内径が１．５ｍ以上であれば、大きさ等に本質的な制限はないが、実質的に操業可能若しくは操業上有利なサイズとして、通常は、主羽口位置での炉内径が２〜４ｍ程度、炉高が６〜１０ｍ程度である。なお、上部羽口２の炉高方向位置に特別な上限はないが、位置が高くなると炉頂温度も高くなるので、設備の耐熱温度の上限（通常３００℃程度）を考慮して配置することが好ましい。

このような竪型溶解炉では、炉頂の原料装入部３から鉄源である鉄系スクラップａ、鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジの塊成化物ｂ（以下、説明の便宜上「鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物」という。）とコークスｃを装入するとともに、主羽口１と上部羽口２から空気又は酸素富化空気をそれぞれ吹き込み、コークスｃの燃焼ガスの熱で鉄系スクラップａと鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂを溶解し、溶銑とする。その際、主羽口１からの送風により生じたＣＯを上部羽口２からの送風により２次燃焼させ、この２次燃焼熱で鉄系スクラップａと鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂの予熱を行い、エネルギー効率を高める。生成した溶銑ｄは炉底部の出銑口５から炉外に取り出される。なお、主羽口１と上部羽口２からの送風温度は特に限定しないが、通常は、主羽口１から吹き込まれる空気又は酸素富化空気は熱風であり、上部羽口２から吹き込まれる空気又は酸素富化空気は常温である。

主羽口１からの送風空気に酸素富化する場合、酸素富化率に特別な制限はないが、酸素富化率が１５vol％未満では酸素富化による効果が小さく、一方、３５vol％を超えると、羽口前の温度上昇によるソリューションロスの増加によってコークス比が上昇するので、酸素富化率は１５〜３５vol％が好ましい。
また、上部羽口２からの送風空気に酸素富化する場合も、酸素富化率に特別な制限はないが、酸素富化率が３０vol％を超えると、羽口前の温度上昇によるソリューションロスの増加によってコークス比が上昇し、鉄系スクラップの局所過熱による棚吊りも発生しやすくなるので、酸素富化率は３０vol％以下が好ましい。
鉄系スクラップａと鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂの炉内への装入方法は任意であるが、なるべく均一に装入する方が操業の安定性には良い。また、鉄系スクラップａ・鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂとコークスｃは、炉内に同時に装入してもよいし、交互に装入してもよい。また、主たる炉装入原料は鉄系スクラップａと鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂとコークスｃであるが、それ以外に、例えば、銑鉄、還元鉄、鉄鉱石等の鉄源、木炭や無煙炭等の炭材などを装入してもよい。

鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂは、鉄含有ダスト、鉄含有スラッジの１種以上又はこれを主体とする原料を塊状に固めたものであればよく、したがって塊成化物の種類や製法を問わないが、一般には、鉄含有ダスト、鉄含有スラッジの１種以上に水硬性バインダーを配合し、さらに必要に応じて還元用の炭材粉などを配合した原料に水を加えて混合した後、成形し、この成形物を水和硬化させて塊成化物としたものが用いられる。なお、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の構成成分や製法については、後に詳述する。
一般に、竪型スクラップ溶解炉から排出されるダスト量はおよそ２０ｋｇ／ｔ程度であり、リサイクルの観点から、自身で出したダストは自身で処理するのが望ましい。そのため、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物ｂの装入量（使用量）は２０ｋｇ／ｔ（ｔ：溶銑ton、以下同様）以上であることが好ましい。

本発明の溶銑製造方法では、上部羽口２の位置Ｌ_ｕ／Ｈ、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）、各上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが、下記（1）〜（3）のいずれかを満たすように、主羽口１と上部羽口２から送風を行う。
（1）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．２５〜０．８０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（2）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．１５〜０．４３
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（3）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝８〜２５
但しＬ_ｕ：主羽口から上部羽口までの炉高方向距離（ｍ）
Ｈ：主羽口からストックラインまでの炉高方向距離（ｍ）
Ｖ_ｍ：主羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｕ：上部羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｃ：各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速（Ｎｍ／ｓ）

また、より好ましくは、下記条件を満足するように、主羽口１と上部羽口２から送風を行う。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５

ここで、上部羽口２が上下２段に設けられる場合には、上記「上部羽口の位置Ｌ_ｕ／Ｈ」とは当該上下２段の各上部羽口の位置であり、また、上記「上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）」とは当該上下２段の上部羽口からの合計の送風率である。また、上記Ｈの定義中のストックラインとは、炉の設計上の炉内充填物上面位置のことである。
また、各上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃ（羽口１本当たりの流速）は、羽口前のコークスが充填されていない自由工程での計算値であり、下記（3）式（参考文献：Φ．Ａ．アブラモフ著、「−資源開発技術者のための−流体力学入門」、（株）内田老鶴圃、1983年7月、p.197〜p.203）により求めたものである。下記（3）式は、ａ＝０．０８とし、ｄ_０は使用した羽口の内径を用いて計算した。

Ｖ_Ｃ：送風の炉中心位置での流速（ｍ／ｓ）
Ｖ_０：送風の羽口先での流速（ｍ／ｓ）
ａ：噴流の構造係数（−）
ｄ_０：羽口内径（ｍ）
Ｒ：羽口先から炉中心までの距離（ｍ）

図１に示すような構造を有する炉内径３．４ｍの竪型溶解炉を用い、炉頂から鉄系スクラップ、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物及びコークスを装入し、主羽口１と上部羽口２から送風を行う溶銑製造プロセスにおいて、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを８Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させて操業を行い、コークス比を調査した。その結果を図２及び図３に示す。図２は、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示しており、図３は、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示している。

図２及び図３によれば、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを８Ｎｍ／ｓとした場合には、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが０．３５〜０．７０、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が０．２１〜０．３７の範囲（上記（3）の範囲）において、上部羽口送風を行わない場合と較べてコークス比を１０ｋｇ／ｔ以上削減できることが判る。
この場合、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが上記下限値未満では、上部送風位置での炉内ガスの温度が高いため、２次燃焼反応だけでなくコークスの燃焼反応やソリューションロス反応も起こり、そのためコークス比が低減しないものと考えられる。一方、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが上記上限値を超えると、２次燃焼で発生した熱が鉄系スクラップや鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物に十分に着熱することなく炉頂から排出されるため、この場合もコークス比が低減しないものと考えられる。なお、上部羽口２が上下２段に設けられる場合も同様の結果が得られた。

また、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が上記下限値未満では、２次燃焼反応量が小さく、発生熱量も小さいため、コークス比が低減しないものと考えられる。また、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が上記上限値を超えると、２次燃焼による反応量が大きいため炉内温度が上昇し、コークスの燃焼反応やソリューションロス反応も起こり、そのためコークス比が低減しないものと考えられる。なお、上部羽口２が上下２段に設けられる場合も同様の結果が得られた。

さらに、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを１０Ｎｍ／ｓとし、上部羽口位置（高さ）Ｌ_ｕ／Ｈと上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を変化させて操業を行い、コークス比を調査した。その結果を図４及び図５に示す。図４は、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示しており、図５は、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を横軸にとり、上部羽口送風を行わない場合と較べたコークス比削減量との関係を示している。

図４及び図５によれば、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを１０Ｎｍ／ｓとした場合には、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが０．２５〜０．８０、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が０．２１〜０．３７の範囲（上記（1）の範囲）と、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが０．３５〜０．７０、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が０．１５〜０．４３の範囲（上記（2）の範囲）において、上部羽口送風を行わない場合と較べてコークス比を１０ｋｇ／ｔ以上削減できることが判る。

この場合も、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが上記下限値未満では、上部送風位置での炉内ガスの温度が高いため、２次燃焼反応だけでなくコークスの燃焼反応やソリューションロス反応も起こり、そのためコークス比が低減しないものと考えられる。一方、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが上記上限値を超えると、２次燃焼で発生した熱が鉄系スクラップや鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物に十分に着熱することなく炉頂から排出されるため、この場合もコークス比が低減しないものと考えられる。なお、上部羽口２が上下２段に設けられる場合も同様の結果が得られた。

また、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が上記下限値未満では、２次燃焼反応量が小さく、発生熱量も小さいため、コークス比が低減しないものと考えられる。また、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が上記上限値を超えると、２次燃焼による反応量が大きいため炉内温度が上昇し、コークスの燃焼反応やソリューションロス反応も起こり、そのためコークス比が低減しないものと考えられる。なお、上部羽口２が上下２段に設けられる場合も同様の結果が得られた。
また、図４及び図５によれば、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを１０Ｎｍ／ｓとした場合において、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈが０．３５〜０．７０、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）が０．２１〜０．３７の範囲（上記好適範囲）において、上部羽口送風を行わない場合と較べてコークス比を１５ｋｇ／ｔ以上削減できることが判る。

図１に示すような構造を有し、炉内径がそれぞれ１．５ｍ、２．５ｍ、３．４ｍの竪型溶解炉を用い、炉頂から鉄スクラップ、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物及びコークスを装入し、主羽口１と上部羽口２から送風を行う溶銑製造プロセスにおいて、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを０．５０、上部羽口２からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を０．３０として、上部羽口２からの送風の流速を変えた操業試験を行い、コークス比を調査した。上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃとコークス比との関係を図６に示す。また、炉内径が３．４ｍの竪型溶解炉を用いて同様の操業試験（上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈ：０．５０、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）：０．３０）を行い、棚吊り発生頻度を調べた。上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃと炉内での棚吊り発生回数との関係を図７に示す。なお、各操業試験では、上部羽口の本数を５〜１０本、内径を６０〜１８０ｍｍの範囲で変えることにより、上部羽口２からのトータル送風量一定の条件で流速Ｖ_ｃを変化させた。

図６によれば、いずれの炉内径の竪型溶解炉を用いた場合でも、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが８Ｎｍ／ｓ未満では、コークス比が著しく高くなる。これは、送風流速が遅いため、送風が炉中心部まで届かず、炉中心部側で十分に発熱反応が起こらないため、同領域で鉄系スクラップや鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物を十分に溶解できなくなったことが原因であると考えられる。一方、流速Ｖ_ｃが１０Ｎｍ／ｓ以上となると、コークス比の低減効果が特に顕著になる。

また、図７によれば、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが２５Ｎｍ／ｓを超えると、鉄系スクラップや鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の局部過熱による棚吊りが多発している。棚吊りが起こると装入物が降下しにくくなり、出銑量も低下するため、操業の継続が困難となる。よって、その送風条件で操業を行うことはできない。炉内径が１．５ｍ、２．５ｍの竪型溶解炉を用いた試験でも同様の傾向が認められた。
以上の理由から、各上部羽口２からの送風は、炉中心位置での流速Ｖ_ｃがさきに挙げたような下限値を満足し、且つ２５Ｎｍ／ｓ以下となるように行うことが好ましい。

以下、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の構成成分や製法などについて、それらの好ましい実施形態を説明する。
前記鉄含有ダストは、酸化鉄及び／又は金属鉄を含むダストであり、その種類に特に制限はないが、代表的なものとしては、鉄鋼製造プロセスで生じる製鋼ダストを挙げることができる。この製鋼ダストには、溶銑予備処理工程で生じる溶銑予備処理ダスト、転炉脱炭工程で生じる転炉ダスト、電気炉で生じる電気炉ダストなどが含まれる。これらの製鋼ダストは、製鋼工程で発生した排ガスから集塵することにより回収されたものである。また、これらの中でも、転炉脱炭工程で生じる転炉ダスト、いわゆるＯＧダストが、不純物の含有量が少なく、したがって鉄含有量が高いため特に好ましい。また、製鋼ダスト以外の鉄含有ダストとしては、例えば、高炉ダスト、圧延ダストなどがある。
また、前記鉄含有スラッジは、酸化鉄及び／又は金属鉄を含むスラッジであり、その種類に特に制限はないが、上述したような各種ダストが湿式集塵機で捕集されることでスラッジ化したものが、代表例として挙げられる。

さきに述べたように、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物は、一般には、鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジに水硬性バインダーを配合し、さらに必要に応じて還元用の炭材粉などを配合した原料に水を加えて混合した後、成形し、この成形物を水和硬化させることにより得られる。
前記水硬性バインダーとしては、例えば、ポルトランドセメント、高炉セメント、アルミナセメント、フライアッシュセメントなどの各種セメント、高炉水砕スラグ微粉末、生石灰などの１種以上を用いることができる。原料中の水硬性バインダーの配合量は、強度の発現及びスラグ生成量の抑制の観点から、一般に２〜２５mass％程度とすることが好ましい。

前記炭材粉とは炭素を主成分とする粉体のことであり、竪型溶解炉中で酸化鉄の還元材となる。一般に、製鉄用の竪型溶解炉では還元材として塊コークスが用いられるが、塊コークスよりもコークス粉などの炭材粉の方が価格が安く、コスト的に有利なことに加え、酸化鉄と炭素の接触面積が増大するため、酸化鉄の還元反応も速やかに進行する利点がある。炭材粉としては、コークス粉、石炭粉（好ましくは無煙炭粉）、プラスチック粉などの１種以上を用いることができるが、特に、コークス粉などのように揮発分が少ないものが好ましい。また、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物中に大きな炭材が存在すると、その部分から亀裂が生じ、強度を低下させる原因となるため、炭材粉は粒径３ｍｍ以下が好ましい。原料中の炭材粉の配合量は、一般に２〜２５mass％程度が好ましい。

また、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の原料中には、上述した鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジ、水硬性バインダーおよび炭材粉以外の材料を必要に応じて適宜配合してもよい。例えば、硬化速度調整剤、界面活性剤、ベントナイト、さらには、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の圧縮強度を高めるための塩化物、原料に適度な粒度分布を与えて成型性を高めるための材料として焼結篩下粉、ミルスケールなどの鉄含有粉粒物、スラグの塩基度を調整するための石灰石、硅石などの粉粒物などの１種以上を配合してもよい。
また、生成するスラグ量をなるべく少なくするという観点から、原料中でのＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３、ＣａＯ、ＭｇＯの合計量を２５mass％以下とすることが好ましい。当然、これら成分は水硬性バインダーなどに含有されるものも含まれる。

水硬性バインダーを用いて鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物を得るには、上述した原料に水を加えて混合した後、成形し、この成形物を水和硬化させる。
水の量は原料の配合によっても異なるが、成形時に圧縮しても水がしみ出てこない最大水量が望ましい。定量的には、ＪＩＳ−Ａ−１１０１（コンクリートのスランプ測定方法）に準じた測定においてスランプが０である最大水量となるように調整することが好ましい。水の量が少なすぎると適切に成形できず、また水硬性バインダーの硬化も進行しない。一方、水の量が多すぎて成形時に水がしみ出てくると、その水の処理などに特別な対応が必要になるからである。

成形工程は、型枠を用いた成形、押し出し成形、ロールプレス成形など任意の方式で行うことができるが、成形物を高密度にすると鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物は高強度化する傾向があるため、できるだけ高密度化に成形することが好ましい。このため原料と水の混合物を圧縮成形し、または加振しつつ圧縮成形することが好ましい。具体的には、ブリケット成形機、プレス成形機、押出成形機などのような圧縮成形機や、これに加振機能を持たせたものなどを用いて成形することが好ましい。
成形物の形状は任意であるが、炉に装入した際の粉化をなるべく抑えるために角部が少ない方が好ましい。また、成形物の大きさも任意であるが、あまり小さいと竪型溶解炉に装入した際に炉の圧力損失を増大させ、一方、あまり大きいと竪型溶解炉に装入した際に塊成化物の中心部の昇温遅れによる還元・溶解遅れを生じるので、一般には容積で２０〜２０００ｃｃ程度のサイズが好ましい。

原料と水の混合物を成形して得られた成形物は、水硬性バインダーにより水和硬化させるため、一定期間養生させる。この養生の方法や期間は任意であり、例えば、蒸気による一次養生を行った後、大気下での二次養生を行ってもよい。養生期間は、養生スペースや生産性などの面からはなるべく短い方が好ましいが、養生後の必要強度に応じて適宜選択すればよい。一般には１〜７日間程度が好ましい。
また、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物としては、上述したような水硬性バインダーを用いて成形体を水和硬化させる製法以外の方法で製造されたものでもよい。例えば、水硬性バインダー以外のバインダー（例えば、糖蜜や有機バインダー）を用いて成形体を固化させることにより得られたものでもよい。

図１に示すような構造を有する竪型溶解炉を用い、炉頂から鉄スクラップ、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物及びコークスを装入し、主羽口１と上部羽口２から送風を行って溶銑を製造した。なお、従来例は、上部羽口２からの送風を行わずに実施した。使用した竪型溶解炉は、炉内径：３．４ｍ、主羽口１からストックラインまでの炉高方向距離Ｈ：８ｍ、主羽口数：１０本、主羽口内径：１５０ｍｍである。

本実施例では、鉄系スクラップとしてＨ２を使用したが、Ｈ２以外のスクラップ（ＨＳ、Ｈ１、Ｈ３、Ｈ４）を用いた場合でも、同様の結果が得られた。なお、Ｈ１〜Ｈ４，ＨＳとは、社団法人日本鉄源協会・鉄スクラップ検収統一規格で規格化されたスクラップ種（ヘビー屑）である。また、燃料であるコークスとしては、篩分けにより４０〜８０ｍｍの粒径に調整された高炉用コークス（質量換算の平均粒径：４８ｍｍ）を用いた。

また、使用した鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物の原料配合条件を表１に示す。これらの原料を配合した粉体に水を加えてミキサーでよく混練した後、圧縮成形して直径１００ｍｍ、高さ１１０ｍｍの円柱状の成形体とし、この成形体を放置（養生）して鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物とした。なお、この鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物は、バインダーとしてセメントを用いたが、さきに述べたように、水硬性のあるものであれば、他の材料を用いてもよい。また、配合はダスト発生比率に対応させているが、配合が変化した場合でも同様の結果が得られた。また、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物（成形体）のサイズについては、２０〜２０００ｃｃ程度の範囲で変化させた場合でも同様の結果が得られた。

各実施例（従来例、本発明例及び比較例）の操業条件と、コークス比等の操業結果を表２に示す。上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃは、さきに説明した（3）式を用いａ＝０．０８、ｄ_０は各羽口内径として計算した。
従来例は、上部羽口送風を行わない操業例である。発明例１は内径６０ｍｍの上部羽口を１０本、発明例２は内径１１０ｍｍの上部羽口を１０本、発明例３は内径９０ｍｍの上部羽口を４本、いずれもＬ_ｕ／Ｈ＝０．５０の位置に設置し、Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．３０で送風を行った操業例である。従来例のコークス比が２３３ｋｇ／ｔであるのに対して、発明例のコークス比は２１１〜２２０ｋｇ／ｔであり、従来例に対してコークス比が１３ｋｇ／ｔ以上削減されている。

また、発明例４は、上部羽口送風の炉中心位置流速Ｖ_ｃ＝１０Ｎｍ／ｓ、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．８０で送風を行った操業例、発明例５は、上部羽口送風の炉中心位置流速Ｖ_ｃ＝１０Ｎｍ／ｓ、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．４３で送風を行った操業例であり、これら発明例のコークス比は２２１〜２２２ｋｇ／ｔであり、従来例に対してコークス比が１１ｋｇ／ｔ以上削減されている。
比較例１，２は、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが８Ｎｍ／ｓにおいて、それぞれ送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を０．１５、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを０．２５とした操業例である。比較例１のコークス比は２２５ｋｇ／ｔ、比較例２のコークス比は２２６ｋｇ／ｔであり、いずれもコークス比削減量は小さい。

また、比較例３，４は、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃは十分に高いが、それぞれ送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）を０．５０、上部羽口位置Ｌ_ｕ／Ｈを０．２０とした操業例である。比較例３，４のコークス比は２２８ｋｇ／ｔであり、いずれもコークス比削減量は小さい。
比較例５は、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを６．２Ｎｍ／ｓとした操業例である。この操業例のコークス比は２３０ｋｇ／ｔであり、コークス比削減量は小さい。
比較例６は、上部羽口２からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃを２８．２Ｎｍ／ｓとした操業例である。この操業例では、鉄系スクラップの局部過熱による棚吊りが発生して操業の継続が困難となった。

表３に鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物原単位を変更した際のコークス比削減量（上部羽口送風を行わない従来例に対する削減量）の変化を示す。表３によれば、鉄含有ダスト／スラッジ塊成化物原単位が増加するとコークス比は増加するが、コークス比削減量にはほとんど変化はない。

１主羽口
２上部羽口
３原料装入部
４排ガス出口
５出銑口
ａ鉄系スクラップ
ｂ鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジの塊成化物
ｃコークス
ｄ溶銑

Claims

炉内径が１．５ｍ以上の竪型溶解炉において、炉頂から鉄系スクラップ、鉄含有ダスト及び／又は鉄含有スラッジの塊成化物、及びコークスを装入し、炉下部に設けられた主羽口と、該主羽口の上方位置に１段又は上下２段に設けられた上部羽口から空気又は酸素富化空気の送風を行うことで溶銑を製造する方法（但し、羽口から燃料を吹き込む溶銑の製造方法を除く）であって、
上部羽口の位置Ｌ_ｕ／Ｈ（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の各上部羽口の位置）、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の上部羽口からの合計の送風率）、各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが、下記（1）〜（3）のいずれかを満たすように、主羽口と上部羽口から送風を行うことを特徴とする竪型溶解炉を用いた溶銑の製造方法。
（1）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．２５〜０．８０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（2）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．１５〜０．４３
Ｖ_ｃ＝１０〜２５
（3）下記条件を満足する。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝８〜２５
但しＬ_ｕ：主羽口から上部羽口までの炉高方向距離（ｍ）
Ｈ：主羽口からストックラインまでの炉高方向距離（ｍ）
Ｖ_ｍ：主羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｕ：上部羽口送風量（Ｎｍ^３／ｈ）
Ｖ_ｃ：各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速（Ｎｍ／ｓ）
上部羽口の位置Ｌ_ｕ／Ｈ（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の各上部羽口の位置）、上部羽口からの送風率Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）（但し、上部羽口が上下２段に設けられる場合には、該上下２段の上部羽口からの合計の送風率）、各上部羽口からの送風の炉中心位置での流速Ｖ_ｃが、下記条件を満足するように、主羽口と上部羽口から送風を行うことを特徴とする請求項１に記載の竪型溶解炉を用いた溶銑の製造方法。
Ｌ_ｕ／Ｈ＝０．３５〜０．７０
Ｖ_ｕ／（Ｖ_ｍ＋Ｖ_ｕ）＝０．２１〜０．３７
Ｖ_ｃ＝１０〜２５