JP2933809B2 - 移動層型スクラップ溶融炉の操業方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、移動層型スクラップ溶
融炉を用いた溶銑製造操業におけるレースウェイの形成
方法および補助燃料の吹込み方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】鋼材屑や銑鉄屑などのスクラップおよび
型銑やフェロシリコンなどの鉄源を主原料として溶銑を
製造する移動層型溶融炉としては図２に示すようなキュ
ポラが古くから利用されてきた。キュポラ法は、鉄鉱石
を主原料として溶銑を製造する高炉法に比べて、鉄鉱石
の還元に必要なエネルギーが不要なため、燃料としての
コークスの使用量すなわちコークス比が約１／３と少な
い。例えば、高炉でのコークス比が４５０〜５００ｋｇ
／ｔ（溶銑）であるのに対して、鋼材配合率が４０〜６
０％のスクラップを使用するキュポラ法でのコークス比
は１４０〜１６０ｋｇ／ｔ（溶銑）であることが報告さ
れている（石野亨：「キュポラ」、（１９８５）、Ｐ．
８３、（新日本鋳鍛造協会））。したがって、キュポラ
法は省エネルギーの溶銑製造法であり、スクラップの発
生量が今後増加することを勘案すると、キュポラ法をは
じめとするスクラップ溶融再生処理プロセスの重要性は
今後さらに高まることが予想される。以下、従来技術と
してのキュポラ法の特徴と問題点を図２によって簡単に
説明する。

【０００３】第１の特徴は、キュポラでは羽口６ａの上
方約１ｍの水準までコークスベッド１６を形成している
ことである。 Ｃ＋Ｏ₂ ＝ＣＯ₂ ＋８０８０ｋｃａｌ／ｋｇ（Ｃ） ……（３） Ｃ＋ＣＯ₂ ＝２ＣＯ−３１８０ｋｃａｌ／ｋｇ（Ｃ） ……（４） Ｃ＋１／２Ｏ₂ ＝ＣＯ＋２４５０ｋｃａｌ／ｋｇ（Ｃ） ……（５） ＣＯ＋１／２Ｏ₂ ＝ＣＯ₂ ＋３０２０ｋｃａｌ／Ｎｍ³ （ＣＯ）……（６）

【０００４】第２の特徴と問題点は、コークス単位質量
あたりの表面積を極力減少することにより、コークスベ
ッド内における（３）式の発熱反応をできるだけ遅ら
せ、（４）式の吸熱反応を抑制して、前記コークスベッ
ド内の温度上昇と高温領域の拡大を図る目的で、低反応
性の大塊の鋳物用コークスを使用していることであり、
コークスの適正な平均粒子径はキュポラの炉床径の１／
６〜１／１２であることが報告されている（日本鋳物協
会：「鋳物便覧」、（１９９２）、Ｐ．２４２、（丸
善））。例えば、炉床径が１．５ｍのキュポラにおける
コークスの適正な平均粒子径は、上記の数値に従えば１
２５ｍｍ〜２５０ｍｍとなり、平均粒子径が２５０ｍｍ
の鋳物用コークスが実際に製造され、使用されている。
ちなみに、高炉用コークスの平均粒子径は４５〜６０ｍ
ｍである。しかしながら、（４）式の反応は、１０００
℃以上の高温領域では活発に進行するため、（３）式の
反応により発生したＣＯ₂ の大半は（４）式の反応によ
りＣＯに変換されるので、結局、コークスベッド内で
は、（５）式の発熱反応が主体的に行われていると推定
されている。キュポラでは、高炉のように鉄鉱石を還元
する必要はないので、ＣＯガスはできるかぎりＣＯ₂ ガ
スに変換しておくことが望ましい。そこで、キュポラで
は、コークスベッド上端面近傍に２次羽口６ｂを設置し
て分割送風することにより、（６）式の反応を促進さ
せ、その発熱量を炉上部の充填物の加熱に利用する方法
が一部採用されている。

【０００５】（３）式と（５）式を比較すると明らかな
ように、炭素（Ｃ）１ｋｇあたり、（５）式の反応によ
り発生する熱量は、（３）式の反応により発生する熱量
の１／３以下であり、さらに、羽口より送風される酸素
（Ｏ₂ ）の量が同じであれば、（５）式の反応により消
費されるＣ量が（３）式の反応により消費されるＣ量の
２倍である。したがって、キュポラの問題点は、コーク
スの消費量が多いこと、および、コークスベッド内での
発熱量が少ないために、熱風送風もしくは大量の酸素富
化操業を行わない限り燃焼ガス温度（以下、理論燃焼温
度という）が低いことである。ちなみに、高炉法では、
羽口前面のコークス中のＣは全量（５）式の反応で消費
されているが、むしろ還元ガス（ＣＯ）の生成という重
要な機能を果しており、また、１０００℃以上の高温送
風により燃焼ガス温度（理論燃焼温度）も２２００℃以
上であり鉄鉱石を溶融するという機能も十分果してい
る。

【０００６】第３の特徴は、キュポラでは大塊コークス
を使用するために、羽口前面にレースウェイ、つまり、
コークスが周囲を旋回して中心部が空間となる燃焼空間
が形成しないことである。本発明者らは、高炉の羽口前
面に形成されるレースウェイ深度Ｄ_R の推定式として
（７）式を報告している（特公平１−３６５２３号公
報）。

【０００７】 Ｄ_R ＝５Ｄ_t ・ｕ_t ・［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_p ・ （Ｔ_b ＋２７３）｝］^1/2 ……（７） ここで、Ｄ_R ：レースウェイ深度（ｍ）、Ｄ_t ：羽口径
（ｍ）、ｕ_t ：羽口風速（ｍ／ｓ）、Ｐ_b ：送風圧力
（ｋｇｆ／ｃｍ² ；ゲージ）、ρ_C ：装入コークスの見
掛け密度（ｋｇ／Ｎｍ³ ）、ｄ_p ：装入コークスの平均
粒子径（ｍ）、Ｔ_b：送風温度（℃）である。

【０００８】（７）式で算定される一般的な高炉のレー
スウェイ深度Ｄ_R は、０．８ｍ＜Ｄ_R ＜１．５ｍなの
で、ｄ_p ＝０．０６ｍとおいても（Ｄ_R ／ｄ_p ）＞１３
となり、コークスが自由に旋回できるレースウェイ空間
が形成される。しかし、従来のキュポラでは、（７）式
によれば、Ｄ_R ＜０．３ｍと推定され、しかも、通常、
ｄ_p ＞０．１０ｍなので（Ｄ_R ／ｄ_p ）＜３となり、コ
ークスが自由に旋回できるレースウェイ空間は形成され
ないと推定される。実際に、キュポラでレースウェイが
形成されたとの報告も見当たらない。

【０００９】第４の特徴と問題点は、キュポラでもコー
クス比の低減と溶銑への浸炭を促進する目的で、無煙炭
や粉コークスなどの補助燃料吹込みが試みられている
が、補助燃料の吹込み量は少なく、高々１５ｋｇ／ｔ程
度に止まっていることである（石野亨：「キュポラ」、
（１９８５）、Ｐ．１３８、（新日本鋳鍛造協会））。
このように、従来型のキュポラにおいて補助燃料の吹込
み量が少ない原因は、前述のように、レースウェイが形
成されないため十分な燃焼空間がないこと、および、
（５）式の反応が主体的に行われるため羽口前の発熱量
が少なく、理論燃焼温度が低いことにあると推定され
る。

【００１０】亀井らは、前記のキュポラの第２の特徴と
問題点の項で述べた、大塊の鋳物用コークスの代わりに
高炉用コークスを使用し、むしろ、炉頂ガスのカロリー
増加を狙って、コークス中のＣの全量を（５）式の反応
で消費させ、これによるコークス比の増加を、酸素同時
吹込みの微粉炭バーナーを用いた微粉炭の大量吹込み
（ＰＣＲ／Ｖ_Ox＝０．８ｋｇ／Ｎｍ³ ；ただし、ＰＣ
Ｒ：微粉炭比（ｋｇ／ｔ）、Ｖ_Ox：羽口からの酸素吹込
み量（Ｎｍ³ ／ｔ））により軽減し、さらに微粉炭の大
量吹込みに伴う理論燃焼温度の低下を大量の酸素富化
（酸素富化率＞４０％）により補償して、理論燃焼温度
を２０００℃〜３０００℃に維持する方法を提案してい
る（亀井康夫ら：「鉄と鋼」、７９（１９９３）、Ｎ
ｏ．２、Ｐ．１３９）。しかし、亀井らの方法では、微
粉炭を大量に吹込んでも（ＰＣＲ≧１１５ｋｇ／ｔ）、
コークス比は１２５ｋｇ／ｔ必要と報告されており、従
来型のキュポラよりむしろ燃料比は増加している。さら
に、亀井らの方法における前記のＰＣＲ／Ｖ_Ox＝０．８
ｋｇ／Ｎｍ³ の条件は、後述（８）式により、空気比μ
に換算すると０．７６であり、高酸素富化の条件であっ
ても、大量の未燃焼微粉炭、いわゆる未燃チャーが発生
していたことが推定される。

【００１１】伊東らは、微粉炭をキュポラへ直接吹込む
方法ではなく、図３に示すように、予燃焼炉へ吹込ん
で、低空気比（０．５）の条件で酸素、空気、および水
蒸気により微粉炭をガス化し、６０％〜７０％の（ＣＯ
とＨ₂ ）を含有する予燃焼還元ガスをスクラップ溶融炉
に吹込み完全燃焼する方法を提案している（特開平１−
１９５２２５号公報）。しかし、伊東らの方法では、予
燃焼炉を設置することによる炉体損失熱の増加の問題に
加えて、低空気比（０．５）条件でのガス化に伴う大量
の未燃チャーの発生の問題および未燃チャーの発生を抑
制するために大量の酸素富化が必要と予想される問題が
生じる。伊東らも予燃焼炉において１０数パーセントの
未燃チャーが発生したと報告している。

【００１２】本発明者らは、実際の高炉の羽口部および
レースウェイ部を１／２の縮尺で模擬した燃焼炉を用い
て微粉炭の燃焼実験を行い、レースウェイ深度が０．５
ｍ以下、理論燃焼温度が２０００℃以下の条件で、粒子
径が０．１ｍｍ以下の微粉炭を羽口内に吹込む場合に、
レースウェイ内で微粉炭を全量燃焼できる空気比μの下
限値は１．０（理論値は０．８４）であることを明らか
にしている（田村健二ら：「鉄と鋼」、７７（１９９
１）、Ｎｏ．６、Ｐ．７７５）。したがって、キュポラ
においても、羽口から吹込まれる微粉炭を完全に燃焼
し、未燃チャーの発生を防止するためには、空気比は
１．０以上に設定し、さらに、燃焼空間としてのレース
ウェイを形成することが必要と判断される。ここで、空
気比μは（８）式で表される。

【００１３】 μ＝｛１＋（０．２２４／３２）・（Ｏ）_PC・（ＰＣＲ／Ｖ_Ox）｝／［０．２ ２４（ＰＣＲ／Ｖ_Ox）・｛（Ｃ）_PC／１２＋（Ｈ）_PC／４｝＋０．０１（ＮＧＲ ／Ｖ_Ox）・Ｇ］ ……（８） ただし、 Ｇ＝２（ＣＨ₄ ）_NG＋３．５（Ｃ₂ Ｈ₆ ）_NG＋５（Ｃ₃ Ｈ₈ ）_NG ＋６．５（Ｃ₄ Ｈ₁₀）_NG＋０．５（ＣＯ）_NG＋０．５（Ｈ₂ ）_NG……（９） ここで、ＰＣＲ：微粉固体燃料比もしくは液体燃料比
（ｋｇ／ｔ）、Ｖ_Ox：羽口からの酸素吹込み量（Ｎｍ³
／ｔ）、ＮＧＲ：ガス燃料比（Ｎｍ³ ／ｔ）、
（Ｏ）_PC、（Ｃ）_PC、（Ｈ）_PC：微粉固体燃料もしくは
液体燃料中の酸素、炭素、水素の質量百分率（％）、
（Ｃ_i Ｈ_j ）_NG：ガス燃料中のガス成分Ｃ_i Ｈ_j の体積
百分率（％）。

【００１４】

【発明が解決しようとする課題】本発明が解決しようと
する第１の課題は、コークスベッドの形成をできる限り
少なくして、（３）式の反応によりコークスおよび／も
しくは補助燃料中のＣを完全燃焼させ、該燃焼ガスを原
料とする（４）式の反応を抑制し、コークス比を低減す
ることである。本発明が解決しようとする第２の課題
は、低酸素富化率の条件のもとで、コークス比をさらに
低減することである。本発明が解決しようとする第３の
課題は、高価で低反応性の大塊の鋳物用のコークスの代
わりに、安価で細粒の高炉用コークスを使用することで
ある。

【００１５】

【課題を解決するための手段】本発明は、かかる課題を
解決するため、スクラップを炉の中心部と中間部に装入
し、細粒コークスを炉壁周辺部に装入し、燃料としてコ
ークスのみを使用し、もしくは、補助燃料として微粉固
体燃料、ガス燃料、液体燃料の１種以上を羽口内に直接
吹込む、移動層型スクラップ溶融炉の操業方法におい
て、（１）式を満足するように、羽口数Ｎ_t 、羽口径Ｄ
_t 、装入コークスの平均粒子径ｄ_p および送風量、送風
湿度、酸素富化率、装入コークスの見掛け密度、送風温
度、送風圧力で定まる操業変数Ｅの内の１個以上の因子
を調整することを特徴とする移動層型スクラップ溶融炉
の操業方法である。 Ｎ_t ・Ｄ_t ・ｄ_p ^1/2 ≦Ｅ ……（１） ただし Ｅ＝（Ｖ_b ／７７２）・｛８０４／（８０４−Ｍ_b ）＋Ｘ_O2／（７９− Ｘ_O2 ）｝・［（Ｔ_b ＋２７３）／｛ρ_C ・（Ｐ_b ＋１）｝］^1/2 ……（２） ここで、Ｎ_t ：羽口数（−）、Ｄ_t ：羽口径（ｍ）、ｄ
_p ：装入コークスの平均粒子径（ｍ）、Ｖ_b ：送風量
（Ｎｍ³ （ｄｒｙ）／ｍｉｎ）、Ｍ_b ：送風湿度（ｇ／
Ｎｍ³ （ｗｅｔ））、Ｘ_O2：酸素富化率（％）、ρ_C ：
装入コークスの見掛け密度（ｋｇ／Ｎｍ³ ）、Ｔ_b ：送
風温度（℃）、Ｐ_b ：送風圧力（ｋｇｆ／ｃｍ² ；ゲー
ジ）また、ここにおいて、微粉固体燃料吹込み位置より
上流側に補助燃料としてガス燃料、液体燃料の１種以上
を吹込むことを特徴とする。

【００１６】

【発明の作用】以下、本発明を詳細に説明する。図１
は、実験に用いた本発明の方法による移動層型スクラッ
プ溶融炉の概略図の一例である。ここで、１は溶融炉の
炉体であり、耐火物２で内張されている。炉の概略緒元
は、炉口径１．２ｍ、炉床径１．３２ｍ、羽口から装入
線までの有効高さ３．５ｍ、羽口から炉底までの炉床高
さ１．０ｍ、シャフト角８９°である。３はベル式装入
装置、４はムーバブルアーマーであり、該ムーバブルア
ーマーの内振り操作によりスクラップ１３を炉の中心部
から中間部に装入して堆積させ、外振り操作によりコー
クス１４を炉壁近傍に装入して堆積させる。６ａは送風
用の一次羽口であり羽口径は０．０５ｍ、７はブローパ
イプ、８は環状管、９は送風管、１０は微粉炭吹込み用
バーナーでありブローパイプ７を貫通して挿入し、バー
ナー先端は一次羽口６ａの内部に設置されている。１１
はガス燃料吹込み用バーナーであり前記の微粉炭吹込み
用バーナー１０の上流側に設置されている。１２は出銑
口、１５はレースウェイ、１６はコークスベッドであ
る。いうまでもなく、実験開始初期には炉体の昇温を兼
ねて、炉の下部にはコークスを全面的に装入してコーク
スベッドを形成させ、ほぼ定常状態になった後、コーク
スベッドの上端面を羽口水準面まで降下させる。

【００１７】本発明の方法では、炉壁周辺部に高炉用の
細粒コークスを装入することにより、羽口前面における
装入物の荷重が大幅に低減することと、細粒であること
の相乗作用により前記（７）式の原理に基づいて後述の
ように深度が０．３ｍ以上のレースウェイ１５を形成す
ることができ、該レースウェイを燃焼空間として利用す
ることにより、コークスおよび微粉炭を前記（３）式の
反応により完全燃焼することができる。そして、レース
ウェイ１５で発生して炉内を上昇するＣＯ₂ を含む燃焼
ガスの主流は、細粒のため通気抵抗の大きい炉壁周辺部
のコークス層１４を避け、粗粒のため通気抵抗の小さい
スクラップ層１３を上昇するので、（４）式の反応によ
りＣＯに変換されることも少ない。また、レースウェイ
１５へのコークスの供給は羽口先端直上部から行われる
ので、単に燃焼空間として必要な大きなレースウェイを
形成するだけでなく、安定なレースウェイを形成するた
めにも、細粒コークスを炉壁周辺部に装入することが必
要であり、本発明の重要な構成要件となっている。

【００１８】さらに、細粒コークスを炉壁周辺部に装入
することにより、炭素および炭化硅素系レンガで構成さ
れている炉床部の側壁レンガの損傷防止に役立ってい
る。なぜならば、レースウェイ近傍で集中的に生成する
炭素不飽和の溶銑が炉床部側壁に沿って滴下して炉床部
に貯溜する際に、炉床側壁レンガ中の炭素が溶銑中に溶
出するため側壁レンガが損傷されやすいからである。し
かし、本発明の方法によれば、レースウェイへ降下して
未燃焼のまま炉床部へ降下したコークス、および、隣り
合うレースウェイの中間部に降下したコークスが浸炭材
として作用するため、側壁レンガの損傷防止に役立つか
らである。そして、このようにして炉床部に降下したコ
ークスが、コークスベッドを構成するための補給コーク
スとして利用されることはいうまでもない。

【００１９】ここで、中心部とは炉の半径の１／３以内
の領域と定義し、炉壁周辺部とは後述（１１）式で算定
されるコークス層１４の炉壁からの水平距離Ｒ_C 以内の
領域と定義し、中間部とは中心部と炉壁周辺部に挟まれ
た領域と定義する。また、細粒コークスとは、平均粒子
径が０．０６０ｍ以下のコークスと定義する。

【００２０】つぎに、炉壁周辺部に装入するコークス層
１４の水平距離Ｒ_C （ｍ）と炉口半径Ｒ_T （ｍ）および
コークス比Ｃ_R （ｋｇ／ｔ）の関係を説明する。炉内に
装入されるスクラップ層１３の半径は（Ｒ_T −Ｒ_C ）
（ｍ）となるので、スクラップ層１３とコークス層１４
の断面積の比をＢ（−）とおくと（１０）式が成り立
ち、整理すると（１１）式が得られる。

【００２１】 Ｂ＝π（Ｒ_T −Ｒ_C ）² ／π｛Ｒ_T ² −（Ｒ_T −Ｒ_C ）² ｝……（１０） Ｒ_C ／Ｒ_T ＝１−｛Ｂ／（Ｂ＋１）｝^1/2 ……（１１） ここで、スクラップ比をＳ_R （ｋｇ／ｔ）、スクラップ
とコークスのかさ密度をそれぞれρ_S 、ρ_K （ｋｇ／ｍ
³ ）とおき、装入毎のスクラップとコークスの層高が等
しいと仮定すると、スクラップとコークスの体積比は前
記の断面積比Ｂに等しくなるので（１２）式が成り立
つ。 Ｂ＝（Ｓ_R ／ρ_S ）／（Ｃ_R ／ρ_K ） ……（１２） （１１）式と（１２）式を用いて、Ｓ_R ＝１０００ｋｇ
／ｔ、ρ_S ＝３０００ｋｇ／ｍ³ 、ρ_K ＝５００ｋｇ／
ｍ³ とおいたときの、Ｒ_C （ｍ）とＲ_T （ｍ）およびＣ
_R の関係を計算した結果を表１に示す。

【００２２】

【表１】

【００２３】表１より明らかなように、コークス比Ｃ_R
の低下および炉口半径Ｒ_T の減少に伴い炉壁周辺部のコ
ークス層の水平距離Ｒ_C が減少するので、スクラップ溶
融炉の炉口半径Ｒ_T およびコークス比Ｃ_R の条件に応じ
て、（１１）式と（１２）式に基づいてコークス層の水
平距離Ｒ_C を算定し、該算定結果を目安にして、炉壁周
辺部に細粒コークスを装入することが肝要である。ここ
で、Ｒ_C ≧０．３ｍの場合には、該Ｒ_C をレースウェイ
深度Ｄ_R の目標値とすることが望ましい。一方、Ｒ_C ＜
０．３ｍの場合には、コークスがレースウェイに流入す
る位置は羽口先端直上なので、羽口先端と炉壁間の距
離、すなわち、羽口先端の炉内突出長さを上記のコーク
ス層の水平距離Ｒ_C 以下に設定することが重要である。
ところが、分割送風によりシャフト下部に二次羽口６ｂ
を設置する場合には、前記の炉床部の羽口の場合とは逆
に、二次羽口の先端と炉壁間の距離をコークス層の水平
距離Ｒ_C 以上に設定して、二次羽口６ｂから送風する空
気あるいは酸素ガスが炉壁近傍の細粒コークスと反応し
ないようにすることが肝要である。

【００２４】つぎに、レースウェイ深度Ｄ_R が０．３ｍ
以上となるように、羽口数Ｎ_t 、羽口径Ｄ_t 、装入コー
クスの平均粒子径ｄ_p および送風条件で定まる操業条件
の調整方法を説明する。ここで、レースウェイ深度Ｄ_R
の下限値を０．３ｍと設定した根拠は、装入コークスと
して平均粒子径ｄ_p が０．０６０ｍの高炉用コークスを
使用する条件と、レースウェイ内でコークスが架橋現象
を起こさないで移動できる条件（Ｄ_R ／ｄ_p ≧５）から
算出したものであり、さらに、本発明者らが行った低レ
ースウェイ深度（≦０．５ｍ）における空気比≧１．０
以上の微粉炭の大量燃焼実験結果を参考にしたことはい
うまでもない。なお、レースウェイ深度Ｄ_R の上限値は
後述の表３および表４の試算結果から、約０．５４ｍと
推定される。

【００２５】さて、送風湿度をＭ_b （ｇ／Ｎｍ³ （ｗｅ
ｔ））、送風量をＶ_b （Ｎｍ³ （ｄｒｙ）／ｍｉｎ）、
送風湿度に相当する水蒸気の吹込み量をＶ_H2O （Ｎｍ³
／ｍｉｎ）とおくと（１３）式が成立し、Ｖ_H2O につい
て整理すると（１４）式が得られる。 Ｖ_H2O ＝（２２．４／１８０００）・Ｍ_b ・（Ｖ_b ＋Ｖ_H2O ）……（１３） Ｖ_H2O ＝Ｍ_b ・Ｖ_b ／（８０４−Ｍ_b ） ……（１４）

【００２６】また、酸素富化率をＸ_O2（％）、酸素富化
量をＶ_O2（Ｎｍ³ （ｄｒｙ）／ｍｉｎ）とおくと、Ｖ_O2
は（１５）式で表される。 Ｖ_O2＝Ｘ_O2・Ｖ_b ／（７９−Ｘ_O2） ……（１５） さらに、羽口風速をｕ_t （ｍ／ｓ）とおくと、ｕ_t は
（１６）式で表される。 ｕ_t ＝（Ｖ_b ＋Ｖ_O2＋Ｖ_H2O ）・（Ｔ_b ＋２７３）／ ｛（６０×２７３／４）・π・Ｎ_t ・Ｄ_t ² ・（Ｐ_b ＋１）｝……（１６） ただし、Ｔ_b ：送風温度（℃）、Ｐ_b ：送風圧力（ｋｇ
ｆ／ｃｍ² ；ゲージ）、π＝円周率（−）、Ｎ_t ：羽口
数（−）、Ｄ_t ：羽口径（ｍ）である。

【００２７】したがって、（１４）式と（１５）式を
（１６）式へ代入し整理すると（１７）式が得られる。 ｕ_t ＝Ｃ／（Ｎ_t ・Ｄ_t ² ） ……（１７） ただし、Ｃ＝（Ｖ_b ／１２８６５）・（Ｔ_b ＋２７３）・ ｛８０４／（８０４−Ｍ_b ）＋Ｘ_O2／（７９−Ｘ_O2）｝／（Ｐ_b ＋１） ……（１８）

【００２８】（１７）式より（１９）式が得られる。 Ｄ_t ・ｕ_t ＝Ｃ／（Ｎ_t ・Ｄ_t ） ……（１９） 一方、レースウェイ深度Ｄ_R の推定式（７）式を変形す
ると（２０）式が得られる。 Ｄ_t ・ｕ_t ＝Ｄ・Ｄ_R ・ｄ_p ^1/2 ……（２０） ただし、Ｄ＝０．２｛ρ_C ・（Ｔ_b ＋２７３）／（Ｐ_b ＋１）｝^1/2 ……（２１） ここで、ｄ_p ：装入コークスの平均粒子径（ｍ）、ρ
_C ：装入コークスの見掛け密度（ｋｇ／Ｎｍ³ ）であ
る。したがって、（１９）式と（２０）式を等置して整
理すると（２２）式が得られる。 Ｄ_R ＝（Ｃ／Ｄ）／（Ｎ_t ・Ｄ_t ・ｄ_p ^1/2 ） ……（２２）

【００２９】（２２）式において、Ｄ_R ≧０．３とお
き、（１８）式と（２１）式を（２２）式に代入して整
理すると（１）式および（２）式が得られる。 Ｎ_t ・Ｄ_t ・ｄ_p ^1/2 ≦Ｅ ……（１） ただし Ｅ＝（Ｖ_b ／７７２）・｛８０４／（８０４−Ｍ_b ）＋Ｘ_O2／ （７９−Ｘ_O2 ）｝・［（Ｔ_b ＋２７３）／｛ρ_C ・（Ｐ_b ＋１）｝］^1/2 ……（２） ちなみに、Ｃ／Ｄ＝０．３Ｅの関係が成立するので、
（２２）式は（２３）式で表される。 Ｄ_R ＝０．３Ｅ／（Ｎ_t ・Ｄ_t ・ｄ_p ^1/2 ） ……（２３）

【００３０】以下、具体的事例に基づいて、Ｄ_R ≧０．
３ｍとするための羽口数Ｎ_t 、羽口径Ｄ_t 、装入コーク
スの平均粒子径ｄ_p 、および、送風条件で定まる操業変
数Ｅの調整方法を説明する。ここで、出銑能力４１ｔ／
ｈの移動層型スクラップ溶融炉の操業条件として、送風
量Ｖ_b ＝３５０（Ｎｍ³ （ｄｒｙ）／ｍｉｎ）、送風湿
度Ｍ_b ＝２０（ｇ／Ｎｍ³ （ｗｅｔ））、酸素富化率Ｘ
_O2＝６（％）、送風温度Ｔ_b ＝２５（℃）、装入コーク
スの見掛け密度ρ_C ＝１０００（ｋｇ／Ｎｍ³ ）、送風
圧力Ｐ_b ＝０．２（ｋｇｆ／ｃｍ² ；ゲージ）を想定
し、羽口数Ｎ_t および装入コークスの平均粒子径ｄ_p を
変化させたときに、レースウェイ深度Ｄ_R を０．３ｍ以
上にするための羽口径Ｄ_t の上限値を（１）式に基づい
て算定した結果を表２に示す。羽口径Ｄ_t の上限値は、
羽口数Ｎ_t と装入コークスの平均粒子径ｄ_p に応じて調
整すればよく、従来型のキュポラにおける、羽口径Ｄ_t
≦０．２００ｍを基準にとると、例えば、ｄ_p ＝０．０
４５ｍの場合には、（Ｎ_t ＝６個、Ｄ_t ≦０．１９７
ｍ）もしくは（Ｎ_t ＝７個、Ｄ_t ≦０．１６９ｍ）の組
合わせが望ましいことがわかる。そこで、ｄ_p ＝０．０
４５ｍ、Ｎ_t ＝６個、Ｄ_t ≦０．１９７ｍの条件で、Ｄ
_t を０．１１０ｍから０．１９０ｍまで変化させた場合
の、レースウェイ深度Ｄ_R （ｍ）および羽口風速ｕ_t
（ｍ／ｓ）を、それぞれ、（２３）式、（１７）式に基
づいて算定した結果を表３に示す。

【００３１】

【表２】

【００３２】

【表３】

【００３３】

【表４】

【００３４】羽口径Ｄ_t を減少することによりレースウ
ェイ深度Ｄ_R を増加することができる。レースウェイ深
度の増加は燃焼空間の拡大を意味するので微粉炭の多量
吹込みのためには望ましい方向であるが、表３に示すよ
うに、羽口径Ｄ_t の減少とともに羽口風速ｕ_t が増大
し、送風圧力が増大することが推定されるので、ｕ_t が
従来型のキュポラのｕ_t の上限値である約１００ｍ／ｓ
以下になるように羽口径Ｄ_t を決定することが望まし
い。したがって、表３のケースでは、Ｄ_t の下限値は
０．１１０ｍ、レースウェイ深度Ｄ_R の上限値は０．５
４ｍと推定される。ちなみに、（１７）式と（２）式を
比較すると明らかなように、羽口風速ｕ_t と操業変数Ｅ
の変化の方向は同じであり、主として、送風量Ｖ_b によ
って羽口風速ｕ_t もしくは操業変数Ｅを調整する。

【００３５】つぎに、Ｎ_t ＝６個、Ｄ_t ＝０．１７０
ｍ、ｕ_t ＝４３．２ｍ／ｓの条件で、ｄ_p を実操業で想
定される０．０２０ｍから０．０６０ｍまで変化させた
場合のレースウェイ深度Ｄ_R （ｍ）を、（２３）式に基
づいて算定した結果を表４に示す。装入コークス平均粒
子径ｄ_p を０．０２０ｍまで減少することによりレース
ウェイ深度Ｄ_R を０．５２ｍまで増加することができ
る。ここで、装入コークス平均粒子径ｄ_p の減少はコー
クス層の通気抵抗を増加させるので、炉壁周辺部のコー
クス層内を上昇するガス量を減少させ、逆に、スクラッ
プ層内を上昇するガス量を増加させるので、スクラップ
の予熱効果を高めるとともに、炉壁周辺部のガス流減少
による炉体損失熱の減少効果も期待できるので望ましい
方向であり、従来型キュポラの常識とは逆に、本発明の
方法によるスクラップ溶融炉では細粒コークスの方が有
利に作用することは明らかである。

【００３６】以上、移動層型スクラップ溶融炉における
レースウェイの形成方法について説明してきたが、つぎ
に、微粉炭吹込みを主体とした補助燃料の吹込み方法に
ついて簡単に説明する。図４は、羽口内に補助燃料を吹
込む本発明の方法の例を示したものであり、微粉固体燃
料のみを吹込む場合は、高炉法で本発明者らが提案した
方法（特公平４−２６４２号公報）と同じでよい。すな
わち、ブローパイプ７を貫通して、微粉固体燃料吹込み
バーナー１０の先端を羽口内６ａに挿入する。微粉固体
燃料のみを吹込む場合の微粉固体燃料吹込みバーナー１
０の先端位置は、ブローパイプ７内あるいは羽口の前面
に形成されるレースウェイ１５内に設置してもよいが、
上流側のブローパイプ７内に挿入した場合には、羽口と
ブローパイプの境界付近あるいはブローパイプの内壁面
への微粉固体燃料の付着の問題が発生し、一方、レース
ウェイ１５内に挿入した場合にはバーナーの耐熱性が問
題になるので、羽口内６ａに挿入する方法が最適であ
る。

【００３７】微粉固体燃料の燃焼性をさらに向上するた
めには、従来型のキュポラで採用されている熱風送風を
行ってもよいが、常温送風で、数パーセント程度の低酸
素富化率の送風条件下において、ガス燃料もしくは液体
燃料を微粉固体燃料の吹込み位置より上流側に吹込むこ
とにより、微粉固体燃料の吹込み位置の送風温度を６０
０℃以上に予熱する方法が簡便でありかつ実用的であ
る。なぜならば、本発明の方法では、後述の実施例で示
すように、炉頂ガスのＣＯ燃焼率η_COが大きいため炉頂
ガスの発熱量が低くなり高温の熱風送風が行えない可能
性が大きいからである。ガス燃料もしくは液体燃料の吹
込み方法は、図４（ａ）に示したように、微粉固体燃焼
の吹込み方法と同様に、ガス燃料もしくは液体燃料の直
管の吹込みバーナーをブローパイプ７を貫通して挿入す
るか、あるいは、図４（ｂ）に示したように、曲管の吹
込みバーナーを羽口内を貫通して挿入する方法でよい。

【００３８】ここで、微粉固体燃料の吹込み位置の送風
温度を６００℃以上と設定した根拠は、微粉固体燃料と
して微粉炭を想定し、微粉炭の揮発分の燃焼を促進する
ことを想定した場合、微粉炭の温度を微粉炭の揮発成分
である石炭ガスあるいはタールの発火点である６００℃
以上に予熱しておく必要があるからである。なお、ここ
で図４（ａ）の場合のガス燃料もしくは液体燃料の吹込
み位置は、該燃料の燃焼性が高く、吹込み量が少なく、
しかも燃焼温度が約６００℃と低いことを勘案すると、
羽口内でも、あるいは、ブローパイプ内でもどちらでも
よい。また、微粉固体燃料の吹込み位置の送風温度が６
００℃以上であるかどうかの判断は、微粉固体燃料吹込
みバーナー先端部に熱電対温度計を設置して直接測定す
るか、あるいは、ガス燃料もしくは液体燃料の吹込み量
と送風量の物質収支と熱収支に基づいて理論燃焼温度を
推定する方法で行えばよく、微粉固体燃料の吹込み位置
の送風温度が６００℃未満の場合には、該温度が６００
℃以上になるようにガス燃料もしくは液体燃料の吹込み
量を調整（増加）する。

【００３９】つぎに、補助燃料の吹込み量については、
空気比≧１．０の条件で吹込む方法が、前述のようにレ
ースウェイ内で微粉炭を完全燃焼することが可能であり
望ましい方法である。しかし、空気比が１．０未満の条
件で補助燃料を大量に吹込む場合でも、未燃チャーはか
なり発生すると予想されるが、未燃焼チャーの大半は炉
頂より排出されるので通気性悪化の問題は生じないと推
定される。むしろ、一部の未燃チャーは溶銑中への浸炭
材として利用されて、コークス比を低減できる可能性も
あるので、燃焼性の面からだけの判断で空気比の下限値
を１．０と限定して補助燃料の吹込み量を調整すること
は必ずしも必要ない。

【００４０】

【実施例】以下、本発明の方法による実施例を説明す
る。実験には図１に示した移動層型スクラップ溶融炉
（羽口数６個）を用いた。使用した原燃料の粒子径と化
学成分は以下の通りである。鉄原料として使用したスク
ラップは最大寸法が０．１００ｍの加工鋼屑（Ｃ：０．
５％、Ｓｉ：０．２％、Ｆｅ：９８．０％）コークスは
平均粒子径ｄ_p が０．０１３ｍの細粒コークス（Ｃ：８
８．０％、Ｈ：０．２％、灰分：１１．０％）、補助燃
料として使用した微粉固体燃料は粒子径が０．０７４ｍ
ｍ以下８０％の微粉炭（Ｃ：７５．０％、Ｈ：５．０
％、灰分：１１．０％）、天然ガスは（ＣＨ₄ ：８８．
０％、Ｃ₂ Ｈ₆ ：６．０％、Ｃ₃ Ｈ₈ ：４．０％、Ｃ₄
Ｈ₁₀：２．０％）であった。主要な実験条件と実験操業
指標を表５に示す。

【００４１】

【表５】

【００４２】ここで、実施例１はコークスのみ使用の
例、実施例２は補助燃料として微粉炭を多量吹込み（１
０４ｋｇ／ｔ；空気比１．０）した例、実施例３は補助
燃料として微粉炭と天然ガスを複合吹込み（微粉炭７７
ｋｇ／ｔ、天然ガス１５Ｎｍ³／ｔ；空気比１．０）し
た例である。いずれの実験においても、スクラップ比は
９５４ｋｇ／ｔ、型銑比は０、すなわち、全量鋼屑使
用、送風温度は常温（２５℃）、送風湿度は大気湿度
（２０ｇ／Ｎｍ³ ）で行った。実施例１のコークスのみ
使用の実験は、送風量Ｖ_b ５１．９Ｎｍ³ ／ｍｉｎ（送
風量原単位６７９Ｎｍ³ ／ｔ）、酸素富化率Ｘ_O2２．０
％の送風条件のもとで行い、出銑量４．５８ｔ／ｈ、コ
ークス比１２９ｋｇ／ｔ、炉頂ガスのＣＯ燃焼率η
_CO｛η_CO＝ＣＯ₂ ／（ＣＯ₂ ＋ＣＯ）×１００で定義｝
６０％の好成績が得られた。従来型キュポラの操業で
は、前述のように、鋼材配合率４０〜６０％の条件での
コークス比が１４０〜１６０ｋｇ／ｔであるのに対し
て、実施例１の場合には、鋼材配合率１００％の条件で
も１３０ｋｇ／ｔ以下のコークス比が達成された。ちな
みに、表５に示すように、実施例１の場合の羽口風速ｕ
_t は７３．３ｍ／ｓ、レースウェイ深度Ｄ_R は０．３１
６ｍ（＞０．３ｍ）、理論燃焼温度は２６１０℃、溶銑
温度は１５３０℃であった。

【００４３】実施例２の補助燃料として微粉炭を多量
（１０４ｋｇ／ｔ）吹込んだ実験は、送風量Ｖ_b ４９．
８Ｎｍ³ ／ｍｉｎ（送風量原単位５９８Ｎｍ³ ／ｔ）、
酸素富化率Ｘ_O2４．０％の送風条件のもとで行い、出銑
量５．００ｔ／ｈ、コークス比３３ｋｇ／ｔ、炉頂ガス
のＣＯ燃焼率η_CO７５％の好成績が得られ、とくにコー
クス比は、実施例１に示したコークスのみ使用の実験に
比べて大幅に減少し、溶銑（Ｃ：３．７％）の浸炭量に
相当する低コークス比が得られた。また、実施例２の場
合の羽口風速ｕ_t は７２．１ｍ／ｓ、レースウェイ深度
Ｄ_R は０．３１１ｍ（＞０．３ｍ）、理論燃焼温度は２
５２７℃、溶銑温度は１５１０℃であった。このよう
に、微粉炭多量吹込みにより理論燃焼温度はやや低下し
たが、低酸素富化率Ｘ_O2（４．０％）の条件でも２５０
０℃以上の高温が得られた。

【００４４】実施例３の補助燃料として微粉炭と天然ガ
スを複合吹込みした実験は、送風量Ｖ_b ４７．８Ｎｍ³
／ｍｉｎ（送風量原単位５７９Ｎｍ³ ／ｔ）、酸素富化
率Ｘ_O2５．０％の送風条件、および、天然ガスを１５Ｎ
ｍ³ ／ｔ吹込むことにより送風温度を７３５℃（＞６０
０℃）に予熱した羽口内に、微粉炭を７７ｋｇ／ｔ吹込
む方法で行った。その結果、出銑量４．９５ｔ／ｈ、コ
ークス比３５ｋｇ／ｔ、炉頂ガスのＣＯ燃焼率η_CO９０
％の好成績が得られ、とくに、高η_COによる高熱効率が
達成された。また、実施例３の場合の羽口風速ｕ_t は７
０．２ｍ／ｓ、レースウェイ深度Ｄ_R は、０．３０２ｍ
（＞０．３ｍ）、理論燃焼温度は２６２１℃、溶銑温度
は１５２０℃であった。

【００４５】

【発明の効果】本発明は以上の通り、鋳物用コークスに
比べて安価な高炉用コークス、しかも細粒コークスを使
用してコークス比を低減できる画期的なスクラップの溶
融処理方法であり、さらに、羽口前にレースウェイを形
成することにより、数パーセント以下の低酸素富化率の
条件で、コークスよりさらに安価な微粉炭を大量に燃焼
してコークス比を大幅に低減できる方法を提供するもの
であり、発明の効果はきわめて大である。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明を実施するための移動層型スクラップ溶
融炉の実験装置の概略図

【図２】従来型キュポラの概略図

【図３】微粉炭の予燃焼炉を備えた従来型スクラップ溶
融炉の概略図

【図４】本発明の方法による補助燃料吹込み方法の概略
図

【符号の説明】

１ スクラップ溶融炉の炉体 ２ 耐火物 ３ ベル式装入装置 ４ ムーバブルアーマー ５ ガス上昇管 ６ 羽口（ａ：一次、ｂ：二次） ７ ブローパイプ ８ 環状管 ９ 送風管 １０ 微粉炭吹込みバーナー １１ ガス燃料吹込みバーナー １２ 出銑口 １３ スクラップ（層） １４ コークス（層） １５ レースウェイ １６ コークスベッド １７ 予燃焼炉

Claims (2)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 スクラップを炉の中心部と中間部に装入
   し、細粒コークスを炉壁周辺部に装入し、燃料としてコ
   ークスのみを使用し、もしくは、補助燃料として微粉固
   体燃料、ガス燃料、液体燃料の１種以上を羽口内に直接
   吹き込む移動層型スクラップ溶融炉の操業方法におい
   て、（１）式を満足するように、羽口数Ｎ_t 、羽口径Ｄ
   _t 、装入コークスの平均粒子径ｄ_p および送風量、送風
   湿度、酸素富化率、装入コークスの見掛け密度、送風温
   度、送風圧力で定まる操業変数Ｅの内の１個以上の因子
   を調整することを特徴とする移動層型スクラップ溶融炉
   の操業方法。 Ｎ_t ・Ｄ_t ・ｄ_p ^1/2 ≦Ｅ ……（１） ただし Ｅ＝（Ｖ_b ／７７２）・｛８０４／（８０４−Ｍ_b ）＋Ｘ_O2／（７９− Ｘ_O2 ）｝・［（Ｔ_b ＋２７３）／｛ρ_C ・（Ｐ_b ＋１）｝］^1/2 ……（２） ここで、Ｎ_t ：羽口数（−）、Ｄ_t ：羽口径（ｍ）、ｄ
   _p ：装入コークスの平均粒子径（ｍ）、Ｖ_b ：送風量
   （Ｎｍ³ （ｄｒｙ）／ｍｉｎ）、Ｍ_b ：送風湿度（ｇ／
   Ｎｍ³ （ｗｅｔ））、Ｘ_O2：酸素富化率（％）、ρ_C ：
   装入コークスの見掛け密度（ｋｇ／Ｎｍ³ ）、Ｔ_b ：送
   風温度（℃）、Ｐ_b ：送風圧力（ｋｇｆ／ｃｍ² ；ゲー
   ジ）
2. 【請求項２】 微粉固体燃料吹込み位置より上流側に補
   助燃料としてガス燃料、液体燃料の１種以上を吹込むこ
   とを特徴とする請求項１記載の移動層型スクラップ溶融
   炉の操業方法。