JP3290844B2 - 屑鉄の溶解方法 - Google Patents
屑鉄の溶解方法Info
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- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/20—Recycling
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- Carbon Steel Or Casting Steel Manufacturing (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は転炉型の容器を用いてス
クラップを溶解する方法に関する。
クラップを溶解する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】近年、資源、環境問題からスクラップな
どの固体金属原料をリサイクル使用して、効率的に溶融
金属を製造することが技術課題となってきている。その
金属スクラップの種類は種々のものがあるが、発生量の
多い鉄鋼スクラップを用いて溶融鉄を得る方法として、
従来はほとんど電気炉で行われてきた。しかし、電気炉
の場合は、スクラップの溶解、精錬に多くの電力を消費
するため、わが国のように電力価格が著しく高い国では
コストアップして好ましくない。そこで、電気炉によら
ずに経済的にスクラップを溶解、精錬する方法として、
高送酸能力を有する転炉の余剰生産能力を利用して安価
な炭材を用いたスクラップの溶解、精錬方法が検討され
るようになってきた。
どの固体金属原料をリサイクル使用して、効率的に溶融
金属を製造することが技術課題となってきている。その
金属スクラップの種類は種々のものがあるが、発生量の
多い鉄鋼スクラップを用いて溶融鉄を得る方法として、
従来はほとんど電気炉で行われてきた。しかし、電気炉
の場合は、スクラップの溶解、精錬に多くの電力を消費
するため、わが国のように電力価格が著しく高い国では
コストアップして好ましくない。そこで、電気炉によら
ずに経済的にスクラップを溶解、精錬する方法として、
高送酸能力を有する転炉の余剰生産能力を利用して安価
な炭材を用いたスクラップの溶解、精錬方法が検討され
るようになってきた。
【０００３】このような状況の中で、一般的には既存の
上底吹の複合吹錬転炉を利用することで設備費増を控え
るとともに、スクラップと炭材を炉内に装入し、酸素ガ
スを上吹して溶解、精錬する方法が提案されている。
上底吹の複合吹錬転炉を利用することで設備費増を控え
るとともに、スクラップと炭材を炉内に装入し、酸素ガ
スを上吹して溶解、精錬する方法が提案されている。
【０００４】例えば特開昭６０−１７４８１２号公報
で、溶銑の高炭素溶融鉄の存在する転炉内に含鉄冷材、
炭材、酸素を供給し、含鉄冷材を高炭素溶融鉄中で溶解
し高炭素溶融鉄を得る第１工程と、上記高炭素溶融鉄を
原料として別の転炉で酸素吹錬し所要の温度、成分の溶
鋼を得る第２工程よりなる転炉製鋼法が知られている。
また特開昭６２−７３９９７号公報で、種湯の存在する
溶解専用転炉に含鉄冷材、炭材、酸素を供給して高炭素
溶鉄を得、この溶鉄を原料として別の精錬専用転炉にお
いて、上記精錬専用転炉で所要精錬量と溶解専用転炉で
の所要種湯等の合計量の高炭素溶鉄を得、上記溶解専用
転炉から上記精錬専用転炉での所要精錬量の高炭素溶鉄
を１回の出湯にて酸素精錬に供する一方、高炭素溶鉄の
残部種湯量を溶解専用転炉に残して前記含鉄冷材溶解の
ための種湯として使用することを特徴とする転炉製鋼法
が知られている。
で、溶銑の高炭素溶融鉄の存在する転炉内に含鉄冷材、
炭材、酸素を供給し、含鉄冷材を高炭素溶融鉄中で溶解
し高炭素溶融鉄を得る第１工程と、上記高炭素溶融鉄を
原料として別の転炉で酸素吹錬し所要の温度、成分の溶
鋼を得る第２工程よりなる転炉製鋼法が知られている。
また特開昭６２−７３９９７号公報で、種湯の存在する
溶解専用転炉に含鉄冷材、炭材、酸素を供給して高炭素
溶鉄を得、この溶鉄を原料として別の精錬専用転炉にお
いて、上記精錬専用転炉で所要精錬量と溶解専用転炉で
の所要種湯等の合計量の高炭素溶鉄を得、上記溶解専用
転炉から上記精錬専用転炉での所要精錬量の高炭素溶鉄
を１回の出湯にて酸素精錬に供する一方、高炭素溶鉄の
残部種湯量を溶解専用転炉に残して前記含鉄冷材溶解の
ための種湯として使用することを特徴とする転炉製鋼法
が知られている。
【０００５】上記のような、炭材を供給しつつ炉内のＣ
を酸素で燃焼させてその燃焼熱によりスクラップを溶解
する方法においては、できるだけＣを完全燃焼に近いと
ころまで燃焼させ、大きな燃焼熱を得て、かつその熱を
効率よくスクラップに伝えることが、少ない炭材・酸素
原単位で効率よくスクラップを溶解するための鍵とな
る。すなわち、下式で定義される二次燃焼率と着熱効率
をできるだけ１００％近くまで向上することが重要であ
る。
を酸素で燃焼させてその燃焼熱によりスクラップを溶解
する方法においては、できるだけＣを完全燃焼に近いと
ころまで燃焼させ、大きな燃焼熱を得て、かつその熱を
効率よくスクラップに伝えることが、少ない炭材・酸素
原単位で効率よくスクラップを溶解するための鍵とな
る。すなわち、下式で定義される二次燃焼率と着熱効率
をできるだけ１００％近くまで向上することが重要であ
る。
【０００６】
【数１】
【０００７】しかるに、上述の方法では、着熱効率が９
０％を超えるような条件下での最大の二次燃焼率は高々
３０％程度であり、屑鉄を溶解するための炭材や酸素の
原単位が高く、上吹酸素の供給能力の上限から溶解時間
も長いという問題があった。また、上吹ランスの高さを
高くすることにより、空間で二次燃焼（ＣＯ→ＣＯ2の
燃焼）を促進し、二次燃焼を４０〜５０％程度まで高め
ることも可能ではあるが、その場合には、高温の二次燃
焼帯が上部にあるため着熱効率が低下し、転炉の炉肩付
近の耐火物が異常溶損して耐火物コストが大幅に増大す
るのが実状であった。
０％を超えるような条件下での最大の二次燃焼率は高々
３０％程度であり、屑鉄を溶解するための炭材や酸素の
原単位が高く、上吹酸素の供給能力の上限から溶解時間
も長いという問題があった。また、上吹ランスの高さを
高くすることにより、空間で二次燃焼（ＣＯ→ＣＯ2の
燃焼）を促進し、二次燃焼を４０〜５０％程度まで高め
ることも可能ではあるが、その場合には、高温の二次燃
焼帯が上部にあるため着熱効率が低下し、転炉の炉肩付
近の耐火物が異常溶損して耐火物コストが大幅に増大す
るのが実状であった。
【０００８】また、本発明者らの一部が先に（例えば鉄
と鋼、７６（１９９０、ｐｐ．１８７１〜１８７８．）
に示したように鉄鉱石の溶融還元法において、上吹き酸
素ジェットとメタル浴を遮断することにより、着熱効率
９０％程度を維持したまま二次燃焼率を６０％程度まで
高め、効率の良い鉄鉱石の還元を行いつつ溶銑を製造す
ることが可能である。しかしながら、それ以上に二次燃
焼率を上げるためには、上吹きランス高さを高くする等
して空間燃焼を増加するしかなく、この場合も着熱効率
が低下して、転炉の炉肩が異常溶損するのが避けられな
かった。
と鋼、７６（１９９０、ｐｐ．１８７１〜１８７８．）
に示したように鉄鉱石の溶融還元法において、上吹き酸
素ジェットとメタル浴を遮断することにより、着熱効率
９０％程度を維持したまま二次燃焼率を６０％程度まで
高め、効率の良い鉄鉱石の還元を行いつつ溶銑を製造す
ることが可能である。しかしながら、それ以上に二次燃
焼率を上げるためには、上吹きランス高さを高くする等
して空間燃焼を増加するしかなく、この場合も着熱効率
が低下して、転炉の炉肩が異常溶損するのが避けられな
かった。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、上記の問題
点を解決すべく、溶銑製造における主原料を屑鉄に限定
し、かつ上吹き酸素ジェットとメタル浴をスラグにより
遮断することで、スラグ浴中に存在する炭材を完全燃焼
に近い状態で燃焼させ、６０％異常の高い二次燃焼率と
その発生熱を得るとともに、高温の燃焼帯をメタル浴に
近い位置とすることで高着熱効率を維持し、少ない炭材
・酸素原単位で効率よく屑鉄を溶解しようとするもので
ある。
点を解決すべく、溶銑製造における主原料を屑鉄に限定
し、かつ上吹き酸素ジェットとメタル浴をスラグにより
遮断することで、スラグ浴中に存在する炭材を完全燃焼
に近い状態で燃焼させ、６０％異常の高い二次燃焼率と
その発生熱を得るとともに、高温の燃焼帯をメタル浴に
近い位置とすることで高着熱効率を維持し、少ない炭材
・酸素原単位で効率よく屑鉄を溶解しようとするもので
ある。
【００１０】すなわち、本発明は高二次燃焼率・高着熱
効率を得ることで、少ない炭材・酸素原単位で効率よい
屑鉄の溶解法を提供することを目的とする。
効率を得ることで、少ない炭材・酸素原単位で効率よい
屑鉄の溶解法を提供することを目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明の要旨とするとこ
ろは下記の通りである。
ろは下記の通りである。
【００１２】（１）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挿入し、炉内のスラ
グ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１００ｋｇ以上１０００
ｋｇ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たっていない部分のスラグ厚みＬ
S0の比ＬS ／ＬS0が０．５〜１の範囲内になるように上
吹きランス高さ、ランスのノズル形状および吹酸速度の
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。
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挿入し、炉内のスラ
グ量を炉内の溶融鉄１ｔ当たり１００ｋｇ以上１０００
ｋｇ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たっていない部分のスラグ厚みＬ
S0の比ＬS ／ＬS0が０．５〜１の範囲内になるように上
吹きランス高さ、ランスのノズル形状および吹酸速度の
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。
【００１３】（２）上吹き酸素以外の底吹きガス及び原
料中に含まれる酸素重量が総上吹き酸素重量の１０％を
超えないように、底吹きガス及び原料を供給することを
特徴とする上記（１）項記載の屑鉄の溶解方法。
料中に含まれる酸素重量が総上吹き酸素重量の１０％を
超えないように、底吹きガス及び原料を供給することを
特徴とする上記（１）項記載の屑鉄の溶解方法。
【００１４】上述のＬS は（１）式により計算される。
【００１５】
【数２】
【００１６】ここで
【００１７】
【数３】
【００１８】
【作用】以下本発明を詳述する。
【００１９】本発明は、一定量の溶銑が存在する転炉に
屑鉄を装入し、石炭やコークス等の炭材を供給しつつ、
酸素の上吹きにより炉内のＣを燃焼させ、その燃焼熱を
利用して屑鉄を溶解する。この際、屑鉄の溶解速度は主
としてＣの移動律速であるため、屑鉄装入前に一定量の
溶銑すなわち種湯が存在しないと、固体Ｃが固体屑鉄中
に拡散していかなくてはならず、溶解速度が著しく低下
する。従って、予め種湯を転炉内に残しておき、液体で
ある種湯中のＣが屑鉄に拡散するようにして溶解速度を
向上しておく必要がある。
屑鉄を装入し、石炭やコークス等の炭材を供給しつつ、
酸素の上吹きにより炉内のＣを燃焼させ、その燃焼熱を
利用して屑鉄を溶解する。この際、屑鉄の溶解速度は主
としてＣの移動律速であるため、屑鉄装入前に一定量の
溶銑すなわち種湯が存在しないと、固体Ｃが固体屑鉄中
に拡散していかなくてはならず、溶解速度が著しく低下
する。従って、予め種湯を転炉内に残しておき、液体で
ある種湯中のＣが屑鉄に拡散するようにして溶解速度を
向上しておく必要がある。
【００２０】本発明者らは、まず屑鉄溶解実験と鉄鉱石
の溶融還元実験を数回行い、上吹き酸素による炉内Ｃの
燃焼機構の解明に努めた。その結果上吹き酸素がスラ
グ中のコークス等の炭材に直接当たった場合、発生する
ガスはほとんど全てがＣＯ2であり、炭材は完全燃焼し
ていること、スラグ内鉄鉱石は一度ＦｅＯとしてスラ
グ中に溶解し、該ＦｅＯと炭材が反応した場合は発生す
るガスはすべてＣＯガスであり、従っての機構で発生
したＣＯ2 はこのＣＯガスにより希釈されて二次燃焼率
が低下することが明らかになった。この事実から、鉄鉱
石をほとんど使用しない屑鉄溶解の場合、６０％以上の
高二次燃焼率を安定して実現できる可能性を見出した。
の溶融還元実験を数回行い、上吹き酸素による炉内Ｃの
燃焼機構の解明に努めた。その結果上吹き酸素がスラ
グ中のコークス等の炭材に直接当たった場合、発生する
ガスはほとんど全てがＣＯ2であり、炭材は完全燃焼し
ていること、スラグ内鉄鉱石は一度ＦｅＯとしてスラ
グ中に溶解し、該ＦｅＯと炭材が反応した場合は発生す
るガスはすべてＣＯガスであり、従っての機構で発生
したＣＯ2 はこのＣＯガスにより希釈されて二次燃焼率
が低下することが明らかになった。この事実から、鉄鉱
石をほとんど使用しない屑鉄溶解の場合、６０％以上の
高二次燃焼率を安定して実現できる可能性を見出した。
【００２１】本発明者らは、さらに種々の屑鉄溶解実験
を行った。その結果、溶融操業中のスラグ量や酸素の上
吹き方法により、二次燃焼率や着熱効率が大きく変動
し、屑鉄の溶解効率が変わることを見出した。まず、屑
鉄溶解終了後の生成溶銑１トン当たりのスラグ量が１０
０ｋｇ未満の場合には、いかなる酸素上吹き方法を用い
ても着熱効率を９０％以上に保ったまま二次燃焼率を４
０％以上に出来ないことが判った。スラグ量を生成溶銑
１トン当たり１００ｋｇ以上とした条件下では、上吹き
酸素流量を低下したり、ランスを多孔化したり、ランス
高さを高くする等の酸素ジェットが湯面に当たるときの
流速が低減すると思われる上吹き方法を取ると、９０％
以上の着熱効率を維持したまま二次燃焼率を６０％以上
まで向上できることが判った。また、スラグ量が生成溶
銑１トン当たり１０００ｋｇを超えると、出銑時にスラ
グが炉口から溢れてきて所定の量を出銑できないことも
判った。
を行った。その結果、溶融操業中のスラグ量や酸素の上
吹き方法により、二次燃焼率や着熱効率が大きく変動
し、屑鉄の溶解効率が変わることを見出した。まず、屑
鉄溶解終了後の生成溶銑１トン当たりのスラグ量が１０
０ｋｇ未満の場合には、いかなる酸素上吹き方法を用い
ても着熱効率を９０％以上に保ったまま二次燃焼率を４
０％以上に出来ないことが判った。スラグ量を生成溶銑
１トン当たり１００ｋｇ以上とした条件下では、上吹き
酸素流量を低下したり、ランスを多孔化したり、ランス
高さを高くする等の酸素ジェットが湯面に当たるときの
流速が低減すると思われる上吹き方法を取ると、９０％
以上の着熱効率を維持したまま二次燃焼率を６０％以上
まで向上できることが判った。また、スラグ量が生成溶
銑１トン当たり１０００ｋｇを超えると、出銑時にスラ
グが炉口から溢れてきて所定の量を出銑できないことも
判った。
【００２２】本発明者らは、上記の知見から、高着熱効
率を維持したまま高二次燃焼率を得るための条件が、鉄
鉱石の溶融還元時と同様に、スラグによる酸素ジェット
とメタル浴との遮断によるものと考え、スラグ凹み深さ
ＬS （図１中１）と酸素ジェットが当たっていない部分
のスラグ厚みＬS0（図１中２）の比ＬS ／ＬS0を二次燃
焼率の関係を定量化することに尽力した。
率を維持したまま高二次燃焼率を得るための条件が、鉄
鉱石の溶融還元時と同様に、スラグによる酸素ジェット
とメタル浴との遮断によるものと考え、スラグ凹み深さ
ＬS （図１中１）と酸素ジェットが当たっていない部分
のスラグ厚みＬS0（図１中２）の比ＬS ／ＬS0を二次燃
焼率の関係を定量化することに尽力した。
【００２３】スラグの凹み深さは、酸素ジェットの運動
エネルギーとスラグの静圧の釣り合いにより決まると考
えられるため、任意の点で酸素ジェットの運動エネルギ
ーを推定するため、小型のノズルを用いた種々のコール
ドモデル実験を行った。その結果、いずれのノズルを用
いた場合も、ランス二次圧を変化させてもジェットの中
心流速が音速以上であるジェットコア領域以降は、ジェ
ットの中心流速ｕはランスノズル先端からの距離ｘに反
比例して減衰し、ジェットコア長をＨC で表すと、任意
の点でのｕは下式で表すことができることが判った。
エネルギーとスラグの静圧の釣り合いにより決まると考
えられるため、任意の点で酸素ジェットの運動エネルギ
ーを推定するため、小型のノズルを用いた種々のコール
ドモデル実験を行った。その結果、いずれのノズルを用
いた場合も、ランス二次圧を変化させてもジェットの中
心流速が音速以上であるジェットコア領域以降は、ジェ
ットの中心流速ｕはランスノズル先端からの距離ｘに反
比例して減衰し、ジェットコア長をＨC で表すと、任意
の点でのｕは下式で表すことができることが判った。
【００２４】
【数４】
【００２５】またジェットコア長ＨC は、ノズルの設計
マッハ数ＭP 、設計二次圧力ＰP 、スロート径ｄおよび
操業二次圧力Ｐの関数として下式で表されることも明ら
かになった。
マッハ数ＭP 、設計二次圧力ＰP 、スロート径ｄおよび
操業二次圧力Ｐの関数として下式で表されることも明ら
かになった。
【００２６】
【数５】
【００２７】したがって、ノズルから噴出されるジェッ
トがノズルからＸ（ｍ）離れた密度ρ1 （ｋｇ／ｍ3 ）
の液体に衝突したときの液体の凹み深さＬ（ｍ）は、ジ
ェットの運動エネルギーと液体の静圧のバランスによ
り、理論的には以下の式で表すことができる。
トがノズルからＸ（ｍ）離れた密度ρ1 （ｋｇ／ｍ3 ）
の液体に衝突したときの液体の凹み深さＬ（ｍ）は、ジ
ェットの運動エネルギーと液体の静圧のバランスによ
り、理論的には以下の式で表すことができる。
【００２８】
【数６】
【００２９】しかしながら、高温の転炉内に酸素ジェッ
トを噴出した場合、温度変化や燃焼反応によるガス膨張
等によりジェットの持つ運動エネルギーが変化すること
が予想されるため、実際の溶融スラグに酸素ジェットを
吹き付け、その凹み深さを測定し、上式の補正を行っ
た。その結果、スラグの凹み深さＬS は（１）式に与え
られることを明らかにした。鉄と鋼、７６（１９９
０）、ｐ．１８７５，１８７９に示されているＬS の計
算は瀬川の式を鉄浴とスラグ浴の比重比だけで換算して
おり、瀬川の式が鉄浴での実験値を基に補正されている
ため、スラグの凹み深さを正確に表していないことも明
らかになった。
トを噴出した場合、温度変化や燃焼反応によるガス膨張
等によりジェットの持つ運動エネルギーが変化すること
が予想されるため、実際の溶融スラグに酸素ジェットを
吹き付け、その凹み深さを測定し、上式の補正を行っ
た。その結果、スラグの凹み深さＬS は（１）式に与え
られることを明らかにした。鉄と鋼、７６（１９９
０）、ｐ．１８７５，１８７９に示されているＬS の計
算は瀬川の式を鉄浴とスラグ浴の比重比だけで換算して
おり、瀬川の式が鉄浴での実験値を基に補正されている
ため、スラグの凹み深さを正確に表していないことも明
らかになった。
【００３０】そこで、（１）式を算出したＬS ／ＬS0と
二次燃焼率および着熱効率との定量的関係を調査した。
その際、酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚
みＬ S0は、本発明者らが行った屑鉄溶解実験操作時にサ
ブランスに取り付けた電極による数回のスラグ面測定に
よりスラグの見掛け密度が約１０００ｋｇ／ｍ3 であっ
たことから、スラグ重量と該スラグ見掛け密度および炉
の内径から求めた。ＬS ／ＬS0と二次燃焼率の関係およ
びＬS ／ＬS0と着熱効率の関係を図２に示す。図２から
ＬS ／ＬS0が１．０以下になると、すなわち酸素ジェッ
トとメタル浴が遮断されると、急速に二次燃焼率が向上
し、着熱効率９０％以上を確保したまま二次燃焼率６０
％以上を実現することが判る。望ましくは、ＬS ／ＬS0
を０．７以下にすれば二次燃焼率９０％に安定して達成
できる。また、ＬS ／ＬS0が０．５未満になると、酸素
ジェットがソフトになりすぎるため、急速に着熱効率が
低下する。従って、９０％以上の高着熱効率を得たま
ま、高二次燃焼率を実現するための適正条件として、Ｌ
S ／ＬS0を０．５以上１．０以下、望ましくは０．５以
上０．７以下に制御することが明らかになった。
二次燃焼率および着熱効率との定量的関係を調査した。
その際、酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚
みＬ S0は、本発明者らが行った屑鉄溶解実験操作時にサ
ブランスに取り付けた電極による数回のスラグ面測定に
よりスラグの見掛け密度が約１０００ｋｇ／ｍ3 であっ
たことから、スラグ重量と該スラグ見掛け密度および炉
の内径から求めた。ＬS ／ＬS0と二次燃焼率の関係およ
びＬS ／ＬS0と着熱効率の関係を図２に示す。図２から
ＬS ／ＬS0が１．０以下になると、すなわち酸素ジェッ
トとメタル浴が遮断されると、急速に二次燃焼率が向上
し、着熱効率９０％以上を確保したまま二次燃焼率６０
％以上を実現することが判る。望ましくは、ＬS ／ＬS0
を０．７以下にすれば二次燃焼率９０％に安定して達成
できる。また、ＬS ／ＬS0が０．５未満になると、酸素
ジェットがソフトになりすぎるため、急速に着熱効率が
低下する。従って、９０％以上の高着熱効率を得たま
ま、高二次燃焼率を実現するための適正条件として、Ｌ
S ／ＬS0を０．５以上１．０以下、望ましくは０．５以
上０．７以下に制御することが明らかになった。
【００３１】次に、本発明者らは、ＬS ／ＬS0を０．５
以上０．７以下に制御した条件下で、上吹き酸素以外の
底吹きガスや投入原料中の酸素分、すなわちリサイクル
ダストやスクラップの錆等に含まれる酸化鉄中の酸素分
が二次燃焼率に及ぼす影響を調査した。図３に、底吹き
ガス中の酸素重量と投入原料中に含まれる酸素重量の和
と上吹き総酸素重量との比が二次燃焼率に及ぼす影響を
示す。上吹き酸素以外の底吹きガス、ダスト、スクラッ
プ等の原料中に含まれる酸素重量が総上吹き酸素重量の
１０％以下では二次燃焼率は９０％以上であるが、１０
％を超えると急速に二次燃焼率が低下することが明らか
になった。ここで、上吹き酸素以外の酸素は０に近けれ
ば近いほど望ましく、底吹きガスはすべて不活性ガス、
原料は錆のほとんどない屑鉄のみとして、ダストや鉄鉱
石は使用しないのが理想的な操業である。
以上０．７以下に制御した条件下で、上吹き酸素以外の
底吹きガスや投入原料中の酸素分、すなわちリサイクル
ダストやスクラップの錆等に含まれる酸化鉄中の酸素分
が二次燃焼率に及ぼす影響を調査した。図３に、底吹き
ガス中の酸素重量と投入原料中に含まれる酸素重量の和
と上吹き総酸素重量との比が二次燃焼率に及ぼす影響を
示す。上吹き酸素以外の底吹きガス、ダスト、スクラッ
プ等の原料中に含まれる酸素重量が総上吹き酸素重量の
１０％以下では二次燃焼率は９０％以上であるが、１０
％を超えると急速に二次燃焼率が低下することが明らか
になった。ここで、上吹き酸素以外の酸素は０に近けれ
ば近いほど望ましく、底吹きガスはすべて不活性ガス、
原料は錆のほとんどない屑鉄のみとして、ダストや鉄鉱
石は使用しないのが理想的な操業である。
【００３２】また、ＬS ／ＬS0を０．５〜１．０に制御
するためには、以下のようにする。まず、使用するラン
スを決定すれば、該ランスのスロート径と出口径から、
設計マッハ数ＭP と設計二次圧力ＰP が（５），（６）
式で計算される。
するためには、以下のようにする。まず、使用するラン
スを決定すれば、該ランスのスロート径と出口径から、
設計マッハ数ＭP と設計二次圧力ＰP が（５），（６）
式で計算される。
【００３３】
【数７】
【００３４】このＭP ，ＰP とスロート径および操業時
の二次圧力Ｐを用いて、（２）式からジェットコア長Ｈ
C が求められる。操業時の二次圧力は、予め同一ランス
を用いて測定しておいたガス流量と二次圧力の関係を基
に、操業ガス流量を決定すれば求められる。次に、装入
フラックス量等からマスバランスにより操業時のスラグ
量を計算すれば、炉の形状とスラグ、溶銑の比重から、
酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚みＬS0が
計算でき、ランス高さを決定すれば、ランス先端から酸
素ジェットが当たっていない部分のスラグ面までの鉛直
距離Ｘが求められる。これらの値から、（１）式を用い
てスラグの凹み深さＬS を計算し、ＬS とＬS0の比ＬS
／ＬS0が０．５〜１．０の範囲内になるようにランス高
さを決定する。
の二次圧力Ｐを用いて、（２）式からジェットコア長Ｈ
C が求められる。操業時の二次圧力は、予め同一ランス
を用いて測定しておいたガス流量と二次圧力の関係を基
に、操業ガス流量を決定すれば求められる。次に、装入
フラックス量等からマスバランスにより操業時のスラグ
量を計算すれば、炉の形状とスラグ、溶銑の比重から、
酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚みＬS0が
計算でき、ランス高さを決定すれば、ランス先端から酸
素ジェットが当たっていない部分のスラグ面までの鉛直
距離Ｘが求められる。これらの値から、（１）式を用い
てスラグの凹み深さＬS を計算し、ＬS とＬS0の比ＬS
／ＬS0が０．５〜１．０の範囲内になるようにランス高
さを決定する。
【００３５】この際、炉の形状により、ランスを炉口付
近まで上げてもＬS ／ＬS0が１．０以下にならない場合
には、吹酸速度を落とすか、ノズル径を大きくするもし
くはノズルの数を増やす等のランス形状を変更すれば良
い。
近まで上げてもＬS ／ＬS0が１．０以下にならない場合
には、吹酸速度を落とすか、ノズル径を大きくするもし
くはノズルの数を増やす等のランス形状を変更すれば良
い。
【００３６】
（実施例１）８ｔ試験転炉を用いて、屑鉄溶解実験を１
０チャージ実施した。予め約３ｔの溶銑を装入した転炉
で、高炉スラグと生灰石を用いて約１２００ｋｇのスラ
グを生成した後、５ｔの屑鉄と２５０ｋｇのダストペレ
ットを装入し、コークスを添加しながら送酸してスクラ
ップを溶解した。２チャージ目以降は、スラグは残した
まま生成溶銑のみ出銑し、新たに１チャージ目と同量の
屑鉄とダストペレットを装入して同様の溶解実験を繰り
返した。溶解中の送酸速度は１５００Ｎｍ3 ／ｈ、底吹
きは窒素ガス１５０Ｎｍ3 ／ｈと酸素ガス５０Ｎｍ3 ／
ｈとした。送酸時間は１チャージ当たり３０分とした。
原料の分析を行った結果、屑鉄中の酸素濃度は０．０５
重量％、ダストペレット中の酸素濃度は２９．１％であ
ったため、底吹きガスと原料中の酸素重量の和は、上吹
き酸素重量の３．６％と計算された。
０チャージ実施した。予め約３ｔの溶銑を装入した転炉
で、高炉スラグと生灰石を用いて約１２００ｋｇのスラ
グを生成した後、５ｔの屑鉄と２５０ｋｇのダストペレ
ットを装入し、コークスを添加しながら送酸してスクラ
ップを溶解した。２チャージ目以降は、スラグは残した
まま生成溶銑のみ出銑し、新たに１チャージ目と同量の
屑鉄とダストペレットを装入して同様の溶解実験を繰り
返した。溶解中の送酸速度は１５００Ｎｍ3 ／ｈ、底吹
きは窒素ガス１５０Ｎｍ3 ／ｈと酸素ガス５０Ｎｍ3 ／
ｈとした。送酸時間は１チャージ当たり３０分とした。
原料の分析を行った結果、屑鉄中の酸素濃度は０．０５
重量％、ダストペレット中の酸素濃度は２９．１％であ
ったため、底吹きガスと原料中の酸素重量の和は、上吹
き酸素重量の３．６％と計算された。
【００３７】また、ランスのノズル形状は、直径１２ｍ
ｍのストレートノズルの４孔とした。従って、（５）、
（６）式から設計マッハ数１．０、設計二次圧力１９８
８５２Ｐａとなる。このランスを用いて予め測定してお
いた酸素ガス流量１５００Ｎｍ3 ／ｈの時の操業二次圧
は６１３１６９Ｐａであったため、（２）式からジェッ
トコア長ＨC は２１４．６ｍｍと計算された。炉形状か
ら、スラグ６００ｋｇの時のスラグ厚みＬS0は６００ｍ
ｍと計算され、（１）式から計算されるＬS ／ＬS0が
０．６となるように酸素ジェットが当たっていないスラ
グ面からランス先端までの鉛直距離が１．４ｍとなるよ
うにランス高さを調整した。
ｍのストレートノズルの４孔とした。従って、（５）、
（６）式から設計マッハ数１．０、設計二次圧力１９８
８５２Ｐａとなる。このランスを用いて予め測定してお
いた酸素ガス流量１５００Ｎｍ3 ／ｈの時の操業二次圧
は６１３１６９Ｐａであったため、（２）式からジェッ
トコア長ＨC は２１４．６ｍｍと計算された。炉形状か
ら、スラグ６００ｋｇの時のスラグ厚みＬS0は６００ｍ
ｍと計算され、（１）式から計算されるＬS ／ＬS0が
０．６となるように酸素ジェットが当たっていないスラ
グ面からランス先端までの鉛直距離が１．４ｍとなるよ
うにランス高さを調整した。
【００３８】表１に、本実験における平均の二次燃焼
率、着熱効率、炭材原単位、酸素原単位を示す。また、
比較として特開昭６０−１７４８１２号公報で示される
従来法における平均値も併せて示す。従来法と比較し
て、維持したまま二次燃焼率を大幅に向上でき、その結
果炭材原単位と酸素原単位を大幅に削減できることが確
認できた。
率、着熱効率、炭材原単位、酸素原単位を示す。また、
比較として特開昭６０−１７４８１２号公報で示される
従来法における平均値も併せて示す。従来法と比較し
て、維持したまま二次燃焼率を大幅に向上でき、その結
果炭材原単位と酸素原単位を大幅に削減できることが確
認できた。
【００３９】
【表１】
【００４０】（実施例２）８ｔ転炉を用いて、実施例１
と同様の屑鉄溶解実験を１０チャージ実施した。上底吹
き条件は実施例１と同じとし、上吹き酸素以外の底吹き
ガス、鉄鉱石、ダスト、スクラップ等の原料中に含まれ
る酸素重量の５〜７％になるように調整した。また、比
較例として、上吹き酸素以外の酸素重量が総上吹き酸素
重量の１５〜１７％となるように調整した溶解実験も１
０チャージ実施した。各々の実験における平均の二次燃
焼率、着熱効率、炭材原装置、酸素原単位を表２に示
す。実施例２の方が比較例と比べて、平均の二次燃焼率
が高く、炭材・酸素の原単位が削減できた。
と同様の屑鉄溶解実験を１０チャージ実施した。上底吹
き条件は実施例１と同じとし、上吹き酸素以外の底吹き
ガス、鉄鉱石、ダスト、スクラップ等の原料中に含まれ
る酸素重量の５〜７％になるように調整した。また、比
較例として、上吹き酸素以外の酸素重量が総上吹き酸素
重量の１５〜１７％となるように調整した溶解実験も１
０チャージ実施した。各々の実験における平均の二次燃
焼率、着熱効率、炭材原装置、酸素原単位を表２に示
す。実施例２の方が比較例と比べて、平均の二次燃焼率
が高く、炭材・酸素の原単位が削減できた。
【００４１】
【表２】
【００４２】
【発明の効果】本発明により、屑鉄溶解時の二次燃焼率
を、高着熱効率を維持したまま大幅に向上し、屑鉄溶解
に必要な炭材および酸素の原単位を顕著に低減すること
が可能となる。
を、高着熱効率を維持したまま大幅に向上し、屑鉄溶解
に必要な炭材および酸素の原単位を顕著に低減すること
が可能となる。
【図１】屑鉄溶解炉内の酸素ジェット、スラグ、メタル
浴の状況を示す模式図。
浴の状況を示す模式図。
【図２】ＬS ／ＬS0と二次燃焼率および着熱効率との関
係を示す図表。
係を示す図表。
【図３】底吹きガス中および投入原料中に含まれる酸素
重量の和と総上吹き酸素重量の比が二次燃焼率に及ぼす
影響を示す図表。
重量の和と総上吹き酸素重量の比が二次燃焼率に及ぼす
影響を示す図表。
１…酸素ジェットによるスラグ凹み深さ ２…酸素ジェットが当っていない部分のスラグ厚み
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 出本庸司 富津市新富20−１ 新日本製鐵株式会社 技術開発本部内 (72)発明者 北村信也 富津市新富20−１ 新日本製鐵株式会社 技術開発本部内 (72)発明者 内藤 憲一郎 富津市新富20−１ 新日本製鐵株式会社 技術開発本部内 (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) C21C 5/28
Claims (2)
- 【請求項１】 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当たり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ＬS
と酸素ジェットが当たっていない部分のスラグ厚みＬS0
の比ＬS ／ＬS0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および吹酸速度の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。 - 【請求項２】 上吹き酸素以外の底吹きガス及び原料中
に含まれる酸素重量が総上吹き酸素重量の１０％を超え
ないように、底吹きガス及び原料を供給することを特徴
とする請求項１記載の屑鉄の溶解方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6383595A JP3290844B2 (ja) | 1995-03-23 | 1995-03-23 | 屑鉄の溶解方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6383595A JP3290844B2 (ja) | 1995-03-23 | 1995-03-23 | 屑鉄の溶解方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08260022A JPH08260022A (ja) | 1996-10-08 |
| JP3290844B2 true JP3290844B2 (ja) | 2002-06-10 |
Family
ID=13240811
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6383595A Expired - Fee Related JP3290844B2 (ja) | 1995-03-23 | 1995-03-23 | 屑鉄の溶解方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3290844B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111380492A (zh) * | 2018-12-31 | 2020-07-07 | 新疆八一钢铁股份有限公司 | 一种测定120t转炉枪位的方法 |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5418733B2 (ja) | 2011-07-19 | 2014-02-19 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶銑の精錬方法 |
| JP5408369B2 (ja) | 2012-01-19 | 2014-02-05 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶銑の予備処理方法 |
-
1995
- 1995-03-23 JP JP6383595A patent/JP3290844B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN111380492A (zh) * | 2018-12-31 | 2020-07-07 | 新疆八一钢铁股份有限公司 | 一种测定120t转炉枪位的方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08260022A (ja) | 1996-10-08 |
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