JP3697980B2

JP3697980B2 - Electric furnace operation method

Info

Publication number: JP3697980B2
Application number: JP34435299A
Authority: JP
Inventors: 道丈藤原
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1999-12-03
Filing date: 1999-12-03
Publication date: 2005-09-21
Anticipated expiration: 2019-12-03
Also published as: JP2001158908A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、助燃バーナーを用いた電気炉操業法に関し、さらに詳しくは、三重管構造を有する助燃バーナーを使用して、普通鋼、含クロム特殊鋼、ステンレス鋼を溶解する際に、溶解時間の短縮と電力原単位の低減が図れ高効率であるとともに、鉄（Fe）、クロム（Cr）の酸化損失を低減することのできる電気炉操業方法に関するものである。
【０００２】
【従来技術】
電気炉を使用して鉄屑を溶解する場合には、電極周辺の鉄屑は早く溶解することができるが、電極から離れた場所や副原料を投入する場所では鉄屑の溶解速度が遅くなり、炉内での鉄屑の溶解速度にアンバランスが生じる。このとき、電気炉全体としての溶解速度は、溶解速度の遅い場所に律速されるので、溶解操業が必然的に長時間となり、電力原単位の増大を招くことになる。
【０００３】
従来から、電気炉内における溶解速度のアンバランスを解消すべく、炉内に助燃バーナーを設置して、溶解速度の遅い場所に向かって助燃バーナーを噴射し、溶解速度の均一化を図る電気炉操業方法が提案されている。しかし、従来から採用される助燃バーナーでは、電気炉用バーナーとして構造が適切でなく、操業時に閉塞トラブルを発生しやすく、局所の溶解速度を速めて、溶解速度のアンバランスを解消するまでには至っていない。
【０００４】
図１は、従来から採用されている助燃バーナーの断面構造を説明する図である。従来の助燃バーナー１は、燃料噴出管２と酸素ガス噴出管３とを同心状に配置して構成され、中心部から燃料を噴出し、燃料噴出管２と酸素ガス噴出管３とで形成される環状空間４から燃焼用酸素を噴出する構造である。しかし、この構造の燃焼バーナーで形成される燃焼炎は、比較的広がりのある長い形状となって、その吐出流速が遅くなる。このため、スクラップが溶鋼に落下したとき飛散するスプラッシュや不燃物によってバーナーの先端部が閉塞しやすく、スクラップ溶解速度の調整用として、電気炉内で満足に使用できる助燃バーナーではなかった。
【０００５】
そこで、普通鋼、特殊鋼、ステンレス鋼を溶解する電気炉で助燃バーナーとして使用した場合でも、バーナーの先端部でスプラッシュによる閉塞を発生することがなく、さらに溶解時間の短縮と電力原単位低減が可能になる助燃バーナーが提案されている（例えば、特開平10−9524号公報参照）。
【０００６】
図２は、特開平10−9524号公報で提案された助燃バーナーの断面構造を説明する図である。同図に示すように、新たに提案された助燃バーナー11は、中心部から酸素ガスを噴出する酸素ガス噴出管12を配置し、この酸素ガス噴出管12の外周には同軸で燃料噴出管13を、またこの燃料噴出管13の外周部には同軸で酸素ガス噴出管14を配置する三重管構造となっている。さらに中心部の酸素ガス噴出管12の先端の内側にラバール形状の絞り部12a（以下、単に「ラバール絞り部」という）を設けると同時に、燃料噴出管13と最外周部の酸素ガス噴出管14とで形成される環状空間15に旋回羽根16を設置している。
【０００７】
このような構造を助燃バーナーに採用することによって、形成される燃焼炎は幅の狭いシャープな短炎となり、前方に重量屑や不燃物が存在した場合でも、燃焼炎が反射してバーナーの先端部を溶損したり、スプラッシュや不燃物がバーナーが先端部に詰まるというトラブルを回避することができる。これにより、炉内での溶解速度のアンバランスを解消することが可能になり、溶解時間の短縮と電力原単位の低減を図れるようになる。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
前述の通り、前記図２に示す助燃バーナーでは、中心部から酸素ガスを、この酸素ガスの外周部から燃料を、またこの燃料の外周部から酸素ガスを噴出するように、三重管構造としているので、燃料と酸素の反応接触面積を増加させることができる。
【０００９】
さらに、中心部の酸素ガス噴出管の先端にラバール絞り部を設けているので、超音速の吐出速度となる酸素ガス流れを確保することができる。具体的には、図２に示すように、管先端の内側に、亜音速部分では断面積が流れ方向に狭まり、超音速を生ずる部分では広がる形状のスロート部を設けている。これによって、中心部の酸素ガス噴出管から噴出される酸素ガスは高速となり、スプラッシュや不燃物の飛散除去が促進され、さらに酸素と燃料の酸化発熱反応が急激に進行して、上述の反応接触面積の増加と併せて、高温の燃焼炎を確保することができる。
【００１０】
そして、前記図２に示すように、さらに燃焼用の酸素ガスと燃料との混合状態を改善して不完全燃焼を防止するため、燃料噴出管と最外部の酸素ガス噴出管とで形成される環状空間に旋回羽根を設置している。このように、図２に示す助燃バーナーでは、スクラップ溶解用として優れた構造を種々採用しているので、炉内における溶解速度の均一化を容易に達成できて、溶解時間の短縮と電力原単位の低減が可能になる。
【００１１】
しかしながら、三重管構造の助燃バーナーでは、酸素が過剰に供給され易いため、溶鋼中のFe分やCr分が酸化燃焼されて、これらの酸化損失が大きくなり、歩留まりが低下する。延いては、これらのうちクロム酸化物を多量に含有したスラグを埋立て等に利用する場合に６価クロムの溶出が懸念され、地球環境上好ましくない問題が懸念される。
【００１２】
本発明は、上述した問題点に鑑みなされたものであり、上記図２に示す、三重構造の助燃バーナーを普通鋼、含クロム特殊鋼、ステンレス鋼を溶解する電気炉で使用する場合に、溶解時間の短縮と電力原単位の低減が図れ高効率であるとともに、Fe、Crの酸化損失を低減することのできる電気炉操業方法を提供することを目的としている。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、前述の目的を達成するため、鋭意検討を行った結果、前記図２に示す、三重構造の助燃バーナーを電気炉で使用することによって、スプラッシュや不燃物によるバーナー先端部の閉塞を確実に防止し、効率的な電気炉操業を図るとともに、この助燃バーナーに供給される酸素ガスおよび燃料の流量を所定の範囲で制御することによって、供給酸素量の不足による燃料の不完全燃焼を解消すると同時に、酸素の供給過多による溶鋼中のFe、Crの酸化損失を低減できることを知見した。
【００１４】
本発明は上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記(1)〜(2)の電気炉操業方法を要旨としている。
【００１５】
(1) 中心部から酸素ガスを噴出し、この酸素ガスの外周部から燃料を、さらにこの燃料の外周部から酸素ガスを噴出する三重管構造を有するとともに、中心部の酸素ガス噴出管の先端にラバール絞り部を設け、かつ、燃料噴出管と最外部の酸素ガス噴出管とで形成される環状空間に旋回羽根を設置した助燃バーナーを用いた電気炉操業方法であって、上記助燃バーナーの燃焼条件が下記の(a)式および(b)式を満たすことを特徴とする電気炉操業方法である。
【００１６】
Ａ／（Ｂ×α＋Ｃ×0.93＋Ｄ×0.8）≦ 2.0 … (a) 式
Ａ／（Ｂ×α）≧ 0.7 … (b) 式
ただし、α：燃料に対する酸素の理論燃焼比率
Ａ：酸素原単位（Nm³/溶鋼トン）
Ｂ：燃料原単位（Nm³/溶鋼トン、液体燃料の場合kg/溶鋼トン）
Ｃ：溶解原料のカーボン配合量（kg/溶鋼トン）
Ｄ：溶解原料のSi配合量（kg/溶鋼トン）
(2) 上記の電気炉操業方法において、助燃バーナーにおける（中心部から噴出する酸素流量／外周部から噴出する酸素流量）の比を0.05〜20.0の範囲にするのが望ましく、酸素ガスの代わりに酸素を15％以上含有するガスを使用しても良い。また、燃料として、コークス炉ガスを使用するのが最も効率よいが、液体燃料を使用しても良い。
【００１７】
この場合に、各種燃料に対する酸素の理論燃焼比率αの値は、例えば、コークス炉ガス：1.0、ＬＰＧ：6.5、ＬＮＧ：2.3、灯油：2.4、重油：2.4とすることができる。
【００１８】
【発明の実施の形態】
本発明の電気炉操業方法は、前記図２に示す、三重管構造の助燃バーナーに供給される酸素量および燃料を(a)式および(b)式で示す条件で調整することを特徴としている。
【００１９】
図３は、三重管構造の助燃バーナーを用いてステンレス鋼（SUS 304鋼）を溶解した場合における、Ａ／（Ｂ×α＋Ｃ×0.93＋Ｄ×0.8）の値とスラグ中のクロム酸化物（Cr₂O₃）の含有量との関係を示す図である。ここで、Ａは溶鋼トン当たりの酸素原単位であり、また、Ｂ×α、Ｃ×0.93、Ｄ×0.8は、それぞれ燃料、カーボン（Ｃ）、シリコン（Si）に対する理論燃焼酸素量（溶鋼トン当たり）である。したがって、前記(a)式の左辺である、Ａ／（Ｂ×α＋Ｃ×0.93＋Ｄ×0.8）の値は、FeやCrよりも酸素との親和力が強い元素（燃料、Ｃ、Si）の全理論燃焼酸素量に対する供給酸素量の割合を示している。
【００２０】
図３に示すように、助燃バーナーに酸素が過剰に供給されて、(a)式の左辺の値が2.0以上になると、溶鋼中のCrが燃焼しやすくなって、スラグ中のクロム酸化物（Cr₂O₃）の含有量が急激に増加する。これは、供給された酸素と燃料、Ｃ、Siとの酸化反応が飽和状態となり、余剰酸素が溶鋼中のCrと反応を始め、スラグ中のクロム酸化物を増加させるためである。したがって、前記(a)式の条件である、Ａ／（Ｂ×α＋Ｃ×0.93＋Ｄ×0.8）≦2.0に調整することによって、溶鋼中のFeやCrの酸化量を最少に抑制することができる。
【００２１】
上述の溶解原料のカーボン配合量Ｃには、合金鉄やスクラップに含まれるＣ量も考慮する必要があり、また、溶解原料のSi配合量Ｄについても、合金鉄やスクラップに含まれるSi量も考慮する必要がある。
【００２２】
一方、上記(a)式を満足した場合であっても、スクラップの溶解速度が低下して、溶解時間の短縮を図れない場合がある。
【００２３】
図４は、含有率95％以上の酸素ガスを供給する三重管構造の助燃バーナーを用いてスクラップ溶解した場合における、Ａ／（Ｂ×α）の値と助燃バーナーの火炎温度との関係を示す図である。ここで、前記(b)式の左辺である、Ａ／（Ｂ×α）の値は、燃料の理論酸素量に対する供給酸素量の割合を意味する。
【００２４】
図４に示すように、Ａ／（Ｂ×α）の値が0.7未満になると、助燃バーナーの火炎温度が急速に低下して2000℃以下となり、スクラップの溶解能率の低下要因となる。これは、炉外からの酸素の侵入があるものの、燃焼に必要な酸素の絶対量が不足しており、不完全燃焼を招いたことによるものである。この場合に、燃料が無駄に排気ガスとともに排出されるだけでなく、溶解速度の調整ができず、電気炉の溶解時間も長時間になる。したがって、前記(b)式の条件である、Ａ／（Ｂ×α）≧0.7に調整を行い、助燃バーナーの不完全燃焼を防止することが必要である。
【００２５】
電気炉溶解では、スクラップが溶鋼中に落下したとき飛散するスプラッシュや不燃物によって、バーナーの先端で閉塞が発生すると、助燃バーナー本来の機能を発揮しなくなる。この場合には、操業を一旦停止して、閉塞物を除去する必要があり、著しくスクラップ溶解の作業性を悪化させる。バーナー閉塞を防止するには、中心部から噴出される酸素ガスの流速を確保し、さらに中心部および外周部から噴出される酸素を停止させないことが必要であり、しかも、中心部と外周部とから噴出する酸素流量の比を制御するのが望ましい。
【００２６】
中心部から噴出される酸素ガスの流速は、酸素ガス噴出管に設けられたラバール絞り部の特性と、供給される酸素ガスの流量および圧力によって定まるが、スプラッシュ等の飛散効果は、マッハ３程度で飽和するので、これを上限として、吐出速度を調整するのが望ましい。
【００２７】
次に、３重管構造の助燃バーナーの（中心部から噴出する酸素流量／外周部から噴出する酸素流量）の比に関して、この比が極端に小さくなると、中心部から噴出される酸素ガスから燃料への激しい混合作用が期待できない。このため、本発明で使用する助燃バーナーの特徴である反応接触面積の増加効果を得ることができなくなり、バーナーの発熱量が減少することになる。
【００２８】
逆に、上記の比が極端に大きくなると、燃料を外周から包み込み、完全に燃焼する酸素ガス量の供給が不充分となり、未反応で系外に放出される燃料ガスが増加し、バーナーの発熱量が減少する。したがって、上述の比が小さくなる場合、大きくなる場合のいずれの場合でも、バーナーの発熱量が減少し、バーナー火炎温度が低下するので、スクラップの溶解速度が低下する。これらを防止するには、（中心部から噴出する酸素流量／外周部から噴出する酸素流量）の比を0.05〜20.0の範囲で制御するのが望ましい。
【００２９】
助燃バーナーに供給される酸素ガスの代替として、酸素含有ガスを用いる場合であっても、所定の酸素含有比率が確保されている限りにおいて、バーナー火炎温度の低下が見られず、スクラップの溶解速度に問題を生じないことをことを確認した。
【００３０】
図５は、Ａ／（Ｂ×α）＝1.0とする場合における助燃バーナーに供給するガスの酸素含有比率とバーナー火炎温度との関係を示す図である。ここで、供給ガスとして酸素および窒素混合ガスを用い、酸素含有比率は、［酸素ガス流量／（酸素ガス流量＋窒素ガス流量）］（％）で示している。
【００３１】
図５に示すように、酸素含有比率が15％未満の酸素含有ガスを助燃バーナーに供給すると、混合している窒素ガスによる冷却効果と火炎の体積増加によって、バーナー火炎温度が著しく低下している。これに対し、酸素含有比率が15％以上確保されている限りにおいて、バーナー火炎温度が2000℃以上で確保されており、スクラップの溶解速度に影響を及ばさないことが分かる。したがって、酸素ガスの代替として、酸素含有ガスを使用する場合には、酸素を15％以上含有していることが必要である。なお、上記の代替ガスを使用する場合の前記(a)式および(b)式中の酸素原単位は、ガス中に含まれる酸素含有量から換算している。
【００３２】
本発明で使用する助燃バーナーの燃料として、ＬＰＧ、ＬＮＧ等の一般的な気体燃料や、コークス炉ガス、高炉や転炉の排気ガス、また、重油、灯油等の液体燃料のいずれを使用しても問題はない。特に、下記の表１に代表的な組成を示すコークス炉ガスは、コークスの製造を行っている製鉄所では副生ガスとして多量に発生するものであり、しかも、ガス中に多量の水素を含有するため単位量当りの発熱量が大きいので、コークス炉ガスを使用するのが好ましい。
【００３３】
【表１】

【００３４】
【実施例】
（実施例１）
図２に示す３重管構造の助燃のバーナーを用いて、１回の溶解能力が80トンの電気炉で18％Cr−８％Niステンレス屑を溶解した。このとき、燃料の種類としてコークス炉ガス、ＬＰＧ、ＮＰＧ、灯油および重油を用い、酸素原単位（ＡNm³/溶鋼トン）、燃料原単位（ＢNm³/溶鋼トンまたはkg/溶鋼トン）、Ｃ配合量（Ｃkg/溶鋼トン）およびSi配合量（Ｄkg/溶鋼トン）を変動させて、スラグ溶解に要した時間と溶解後のスラグ中に含まれるCr₂O₃含有量（％）を調査した。その条件と結果を表２に示す。
【００３５】
【表２】

【００３６】
溶解後のスラグ中に含まれるCr₂O₃含有量は、本発明例では、2.9〜4.1％と低濃度を保っているのに対し、前記(a)式の条件を具備しない比較例１、４は、それぞれ7.4％、14.9％と本発明例に比べ２倍程度もしくはそれ以上であり、炉内に過剰に酸素が供給されるため、Crの酸化損失が大きく、コスト面でも地球環境面でも問題がある。
【００３７】
一方、溶解時間に関して、本発明例では、75〜85分であるのに対し、前記(b)式の条件を具備しない比較例２、３、５では、バーナーの不完全燃焼が解消させず、溶解に100分を超える長時間の操業が必要となる。
【００３８】
（実施例２）
図２に示す助燃バーナーを用いて、１回の溶解能力が80トンの電気炉で普通鋼（Fe≧90％、Cr≦５％、その他成分≦５％）を溶解した。このとき、実施例１の場合と同様に、燃料の種類、酸素原単位（ＡNm³/溶鋼トン）、燃料原単位（ＢNm³/溶鋼トンまたはkg/溶鋼トン）、Ｃ配合量（Ｃkg/溶鋼トン）およびSi配合量（Ｄkg/溶鋼トン）を変動させて、スラグ溶解に要した時間と溶解後のスラグ中に含まれる全Fe濃度（％）を調査した。その条件と結果を表３に示す。
【００３９】
【表３】

【００４０】
溶解後のスラグ中に含まれる全Fe濃度は、本発明例では、0.9〜1.2％と低濃度を保っているのに対し、前記(a)式の条件を満足しない比較例１、４は、それぞれ3.2％、4.2％と本発明例に比べ３倍程度若しくはそれ以上であり、炉内に過剰に酸素が供給されるため、Feの酸化損失が大きく、スラグが多量に生成される。
【００４１】
溶解時間については、本発明例では、74〜82分であるのに対し、前記(b)式の条件を満足しない比較例２、３では、バーナーの不完全燃焼が解消させず、溶解に100分を超える長時間の操業となった。
【００４２】
（実施例３）
実施例１と同じ条件で、図２に示す助燃のバーナーを用いて、１回の溶解能力が80トンの電気炉で18％Cr−８％Niステンレス屑を溶解した。このとき、燃料はコークス炉ガスのみを使用し、酸素原単位（ＡNm³/溶鋼トン）、燃料原単位（ＢNm³/溶鋼トンまたはkg/溶鋼トン）、Ｃ配合量（Ｃkg/溶鋼トン）およびSi配合量（Ｄkg/溶鋼トン）をほぼ一定に保ち、酸素ガスの代わりに酸素濃度が８％〜100％と変動する酸素含有ガスを使用し、バーナーの火炎温度、スラグ溶解に要した時間および溶解後のスラグ中に含まれるCr₂O₃含有量を調査した。その条件と結果を表４に示す。
【００４３】
【表４】

【００４４】
本発明例ではバーナー火炎温度が2400℃以上の高温が確保され、それにともなって溶解時間、Cr₂O₃含有量ともに前記表２に示す結果（実施例１）と同等の結果が得られた。しかし、酸素濃度が15％未満の代替ガスを使用した比較例では、Cr₂O₃含有量は前記表２に示す結果と同等であったが、不完全燃焼状態であるため、バーナー火炎温度が低く、溶解に110分以上の長時間を要する結果となった。
【００４５】
【発明の効果】
本発明の電気炉操業方法によれば、三重管構造を有する助燃バーナーを使用して、普通鋼、含クロム特殊鋼、ステンレス鋼を溶解する場合であっても、スプラッシュや不燃物によるバーナー先端部の閉塞を発生することがなく、溶解時間の短縮と電力原単位の低減が図れ高効率であるとともに、酸素の過剰供給によるFeやCrの酸化損失が抑制でき、製造コスト面でも、延いては６価クロムに起因する地球環境面でも有用なものとなる。
【図面の簡単な説明】
【図１】内管から燃料を、外管から酸素を噴出する、従来の助燃バーナーの断面構造を説明する図である。
【図２】特開平10−9524号公報で提案された助燃バーナーの断面構造を説明する図である。
【図３】三重管構造の助燃バーナーを用いてステンレス鋼を溶解した場合における、Ａ／（Ｂ×α＋Ｃ×0.93＋Ｄ×0.8）の値とスラグ中のクロム酸化物（Cr₂O₃）の含有量との関係を示す図である。
【図４】含有率95％以上の酸素ガスを供給する三重管構造の助燃バーナーを用いてスクラップ溶解した場合における、Ａ／（Ｂ×α）の値と助燃バーナーの火炎温度との関係を示す図である。
【図５】Ａ／（Ｂ×α）＝1.0とする場合における助燃バーナーに供給するガスの酸素含有比率とバーナー火炎温度との関係を示す図である。
【符合の説明】
１、11：助燃バーナー、２、13：燃料噴出管
３、12、14：酸素ガス噴出管、４、15：環状空間
12a：ラバール絞り部、 16：旋回羽根[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an electric furnace operation method using an auxiliary combustion burner, and more specifically, when an auxiliary combustion burner having a triple tube structure is used to dissolve ordinary steel, chromium-containing special steel, and stainless steel, The present invention relates to a method for operating an electric furnace capable of shortening the power consumption and reducing the electric power consumption rate and achieving high efficiency and reducing oxidation loss of iron (Fe) and chromium (Cr).
[0002]
[Prior art]
When iron scrap is melted using an electric furnace, the iron scrap around the electrode can be melted quickly, but at a place away from the electrode or where auxiliary materials are charged, the melting speed of the iron scrap is slow. An unbalance occurs in the melting rate of the iron scrap in the furnace. At this time, the melting rate of the electric furnace as a whole is limited to a place where the melting rate is low, so that the melting operation inevitably takes a long time, resulting in an increase in the power consumption rate.
[0003]
Conventionally, in order to eliminate the dissolution rate imbalance in the electric furnace, an auxiliary combustion burner has been installed in the furnace, and the auxiliary combustion burner is injected toward the place where the dissolution rate is slow, so that the dissolution rate is made uniform. A method of operation has been proposed. However, the conventionally used auxiliary combustion burner is not suitable as a structure for an electric furnace burner, is likely to cause clogging troubles during operation, and accelerates the local dissolution rate to eliminate the dissolution rate imbalance. Not reached.
[0004]
FIG. 1 is a diagram for explaining a cross-sectional structure of a conventionally used auxiliary combustion burner. The conventional auxiliary burner 1 is configured by concentrically arranging a fuel ejection pipe 2 and an oxygen gas ejection pipe 3. The fuel ejection pipe 2 and the oxygen gas ejection pipe 3 are formed by ejecting fuel from the center. In this structure, combustion oxygen is ejected from the annular space 4. However, the combustion flame formed by the combustion burner with this structure has a relatively wide and long shape, and its discharge flow rate becomes slow. For this reason, the tip of the burner is likely to be clogged by splash or non-combustible material that is scattered when the scrap falls on the molten steel, and it was not an auxiliary burner that can be used satisfactorily in an electric furnace for adjusting the scrap melting rate.
[0005]
Therefore, even when used as an auxiliary burner in an electric furnace that melts ordinary steel, special steel, and stainless steel, there is no occurrence of clogging due to splash at the tip of the burner, which further reduces melting time and power intensity. An auxiliary combustion burner that can be used has been proposed (see, for example, JP-A-10-9524).
[0006]
FIG. 2 is a view for explaining the cross-sectional structure of the auxiliary combustion burner proposed in Japanese Patent Laid-Open No. 10-9524. As shown in the figure, the newly proposed auxiliary combustion burner 11 is provided with an oxygen gas injection pipe 12 for injecting oxygen gas from the center, and the outer periphery of the oxygen gas injection pipe 12 is coaxial with the fuel injection pipe 13. Further, the fuel jet pipe 13 has a triple pipe structure in which an oxygen gas jet pipe 14 is arranged coaxially on the outer peripheral portion. Further, a laval-shaped throttle part 12a (hereinafter simply referred to as “Laval throttle part”) is provided inside the tip of the oxygen gas jet pipe 12 at the center, and at the same time, the fuel jet pipe 13 and the oxygen gas jet pipe 14 at the outermost periphery. Rotating blades 16 are installed in an annular space 15 formed by
[0007]
By adopting such a structure for the auxiliary burner, the combustion flame that is formed becomes a narrow, short short flame, and even if there is heavy waste or incombustibles in front, the combustion flame is reflected and the tip of the burner It is possible to avoid troubles in which the burner is clogged or the burner is clogged with splash or incombustible material. As a result, it is possible to eliminate the unbalance of the melting rate in the furnace, and it is possible to shorten the melting time and the power consumption.
[0008]
[Problems to be solved by the invention]
As described above, the auxiliary burner shown in FIG. 2 has a triple tube structure so that oxygen gas is blown from the center, fuel is blown from the outer peripheral portion of the oxygen gas, and oxygen gas is blown from the outer peripheral portion of the fuel. Therefore, the reaction contact area between fuel and oxygen can be increased.
[0009]
Furthermore, since the Laval throttling portion is provided at the tip of the central oxygen gas ejection pipe, it is possible to ensure an oxygen gas flow that provides a supersonic discharge speed. Specifically, as shown in FIG. 2, a throat portion having a shape in which the cross-sectional area is narrowed in the flow direction at the subsonic speed portion and widened at the supersonic speed portion is provided inside the tube tip. As a result, the oxygen gas ejected from the oxygen gas ejection pipe at the center becomes high-speed, the splash and removal of incombustibles are promoted, and the oxidative exothermic reaction of oxygen and fuel proceeds rapidly, so that the above-mentioned reaction contact Along with the increase in area, a high-temperature combustion flame can be secured.
[0010]
As shown in FIG. 2, in order to further improve the mixed state of the oxygen gas for combustion and the fuel to prevent incomplete combustion, the fuel injection pipe and the outermost oxygen gas injection pipe are formed. Swivel blades are installed in the annular space. As described above, the auxiliary burner shown in FIG. 2 employs various structures excellent for scrap melting, so that uniform melting rate in the furnace can be easily achieved, shortening the melting time and unit power consumption. Can be reduced.
[0011]
However, in the auxiliary burner having a triple-pipe structure, oxygen is easily supplied excessively, so that the Fe content and Cr content in the molten steel are oxidized and burned, and these oxidation losses increase and the yield decreases. As a result, when slag containing a large amount of chromium oxide among these is used for land reclamation or the like, the elution of hexavalent chromium is a concern, and there is a concern that this is undesirable in terms of the global environment.
[0012]
The present invention has been made in view of the above-mentioned problems. When the triple structure auxiliary burner shown in FIG. 2 is used in an electric furnace for melting ordinary steel, chromium-containing special steel, and stainless steel, The purpose is to provide an electric furnace operation method that can shorten the time and reduce the electric power consumption rate and is highly efficient, and can reduce the oxidation loss of Fe and Cr.
[0013]
[Means for Solving the Problems]
As a result of intensive studies in order to achieve the above-mentioned object, the present inventor used the triple structure auxiliary burner shown in FIG. 2 in an electric furnace, thereby blocking the tip of the burner by splash or noncombustible material. Incomplete combustion of fuel due to insufficient oxygen supply by controlling the flow rate of oxygen gas and fuel supplied to this auxiliary burner within a specified range At the same time, it was found that the oxidation loss of Fe and Cr in molten steel due to excessive supply of oxygen can be reduced.
[0014]
The present invention has been completed on the basis of the above findings, and the gist of the electric furnace operating method is as follows (1) to (2).
[0015]
(1) It has a triple pipe structure in which oxygen gas is ejected from the central portion, fuel is ejected from the outer peripheral portion of the oxygen gas, and oxygen gas is ejected from the outer peripheral portion of the fuel, and the tip of the oxygen gas ejecting tube in the central portion And an electric furnace operating method using an auxiliary burner in which swirl vanes are installed in an annular space formed by a fuel injection pipe and an outermost oxygen gas injection pipe. An electric furnace operating method characterized in that combustion conditions satisfy the following formulas (a) and (b):
[0016]
A / (B × α + C × 0.93 + D × 0.8) ≦ 2.0 (a) Formula A / (B × α) ≧ 0.7 (b) Formula where α is the theoretical combustion ratio of oxygen to fuel
A: Oxygen intensity (Nm ³ / ton of molten steel)
B: Fuel intensity (Nm ³ / molten steel, kg / liquid tonnage for liquid fuel)
C: Carbon content of melting raw material (kg / ton of molten steel)
D: Si compounding amount of melting raw material (kg / toned steel)
(2) In the above electric furnace operation method, it is desirable that the ratio of (oxygen flow rate ejected from the central portion / oxygen flow rate ejected from the outer peripheral portion) in the auxiliary burner to be in the range of 0.05 to 20.0, instead of oxygen gas A gas containing 15% or more of oxygen may be used. In addition, it is most efficient to use coke oven gas as the fuel, but liquid fuel may be used.
[0017]
In this case, the value of the theoretical combustion ratio α of oxygen with respect to various fuels can be, for example, coke oven gas: 1.0, LPG: 6.5, LNG: 2.3, kerosene: 2.4, and heavy oil: 2.4.
[0018]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The electric furnace operating method of the present invention is characterized in that the oxygen amount and fuel supplied to the triple-tube structure auxiliary burner shown in FIG. 2 are adjusted under the conditions shown in equations (a) and (b) . .
[0019]
FIG. 3 shows the value of A / (B × α + C × 0.93 + D × 0.8) and chromium oxide in the slag (Cr ₂ ) when stainless steel (SUS 304 steel) was melted using a triple tube auxiliary burner. O ₃₎ is a diagram showing the relationship between the content of. Here, A is the oxygen intensity per ton of molten steel, and B × α, C × 0.93, and D × 0.8 are the theoretical combustion oxygen amounts for fuel, carbon (C), and silicon (Si), respectively (molten steel ton). It is a win). Therefore, the value of A / (B × α + C × 0.93 + D × 0.8), which is the left side of the equation (a) , is the total theory of elements (fuel, C, Si) having a stronger affinity for oxygen than Fe and Cr. The ratio of the supply oxygen amount to the combustion oxygen amount is shown.
[0020]
As shown in FIG. 3, when oxygen is supplied to the auxiliary burner excessively and the value on the left side of the formula (a) becomes 2.0 or more, Cr in the molten steel is easily burned, and chromium oxide in the slag ( The content of Cr ₂ O ₃ ) increases rapidly. This is because the oxidation reaction between the supplied oxygen and the fuel, C, and Si becomes saturated, and surplus oxygen starts to react with Cr in the molten steel to increase chromium oxide in the slag. Therefore, by adjusting to A / (B × α + C × 0.93 + D × 0.8) ≦ 2.0, which is the condition of the formula (a) , the oxidation amount of Fe and Cr in the molten steel can be minimized.
[0021]
It is necessary to consider the amount of carbon contained in the alloy iron and scrap in the carbon blending amount C of the melting raw material described above, and the amount of Si contained in the alloy iron and scrap is also the amount of Si blending D of the melting raw material. It is necessary to consider.
[0022]
On the other hand, even when the above equation (a) is satisfied, the melting rate of scrap may decrease, and the melting time may not be shortened.
[0023]
FIG. 4 shows the relationship between the value of A / (B × α) and the flame temperature of the auxiliary burner when scrap melting is performed using an auxiliary burner having a triple tube structure that supplies oxygen gas with a content of 95% or more. FIG. Here, the value of A / (B × α) on the left side of the equation (b) means the ratio of the supplied oxygen amount to the theoretical oxygen amount of the fuel.
[0024]
As shown in FIG. 4, when the value of A / (B × α) is less than 0.7, the flame temperature of the auxiliary burner rapidly decreases to 2000 ° C. or less, which causes a reduction in scrap melting efficiency. This is due to the incomplete combustion caused by the lack of the absolute amount of oxygen necessary for combustion, although oxygen entered from outside the furnace. In this case, not only the fuel is exhausted together with the exhaust gas, but also the melting rate cannot be adjusted, and the melting time of the electric furnace becomes long. Therefore, it is necessary to adjust to A / (B × α) ≧ 0.7, which is the condition of the equation (b) , to prevent incomplete combustion of the auxiliary burner.
[0025]
In electric furnace melting, if the clogging occurs at the tip of the burner due to splash or non-combustible material that scatters when scrap falls into the molten steel, the original function of the auxiliary burner will not be exhibited. In this case, it is necessary to temporarily stop the operation and remove the obstruction, which significantly deteriorates the workability of scrap melting. In order to prevent burner blockage, it is necessary to ensure the flow rate of oxygen gas ejected from the center, and to not stop oxygen ejected from the center and the outer periphery. It is desirable to control the ratio of the oxygen flow rate spouted from.
[0026]
The flow rate of the oxygen gas ejected from the center is determined by the characteristics of the Laval restrictor provided in the oxygen gas ejection pipe and the flow rate and pressure of the supplied oxygen gas, but the scattering effect such as splash is about Mach 3. Therefore, it is desirable to adjust the discharge speed with this as the upper limit.
[0027]
Next, with regard to the ratio of the triple-tube auxiliary burner (oxygen flow rate ejected from the central portion / oxygen flow rate ejected from the outer peripheral portion), if this ratio becomes extremely small, the fuel from the oxygen gas ejected from the central portion becomes fuel. It cannot be expected to have an intense mixing effect. For this reason, the effect of increasing the reaction contact area, which is a feature of the auxiliary burner used in the present invention, cannot be obtained, and the amount of heat generated by the burner is reduced.
[0028]
On the other hand, if the above ratio becomes extremely large, the amount of oxygen gas that wraps fuel from the outer periphery and burns completely becomes insufficient, the amount of unreacted fuel gas released outside the system increases, and the burner generates heat. The amount decreases. Therefore, in both cases where the above ratio is small and large, the amount of heat generated by the burner is reduced and the burner flame temperature is lowered, so that the scrap melting rate is lowered. In order to prevent these, it is desirable to control the ratio of (the oxygen flow rate ejected from the central portion / the oxygen flow rate ejected from the outer peripheral portion) in the range of 0.05 to 20.0.
[0029]
Even if an oxygen-containing gas is used as an alternative to the oxygen gas supplied to the auxiliary combustion burner, as long as the predetermined oxygen content ratio is ensured, the burner flame temperature does not decrease, and the scrap dissolution rate To make sure there are no problems.
[0030]
FIG. 5 is a graph showing the relationship between the oxygen content ratio of the gas supplied to the auxiliary burner and the burner flame temperature when A / (B × α) = 1.0. Here, a mixed gas of oxygen and nitrogen is used as the supply gas, and the oxygen content ratio is represented by [oxygen gas flow rate / (oxygen gas flow rate + nitrogen gas flow rate)] (%).
[0031]
As shown in FIG. 5, when an oxygen-containing gas having an oxygen content ratio of less than 15% is supplied to the auxiliary burner, the burner flame temperature is remarkably lowered due to the cooling effect by the mixed nitrogen gas and the increase in the flame volume. . On the other hand, as long as the oxygen content ratio is ensured to be 15% or more, it can be seen that the burner flame temperature is ensured at 2000 ° C. or more and does not affect the dissolution rate of scrap. Therefore, when oxygen-containing gas is used as an alternative to oxygen gas, it is necessary to contain 15% or more of oxygen. Note that the oxygen intensity in the above formulas (a) and (b) when using the above alternative gas is converted from the oxygen content contained in the gas.
[0032]
As the fuel for the auxiliary burner used in the present invention, any of general gas fuels such as LPG and LNG, coke oven gas, blast furnace and converter exhaust gas, and liquid fuel such as heavy oil and kerosene are used. There is no problem. In particular, coke oven gas having a typical composition shown in Table 1 below is generated in large quantities as a by-product gas in steelworks where coke is produced, and contains a large amount of hydrogen in the gas. Therefore, since the calorific value per unit amount is large, it is preferable to use coke oven gas.
[0033]
[Table 1]

[0034]
【Example】
(Example 1)
18% Cr-8% Ni stainless steel scraps were melted in an electric furnace having a melting capacity of 80 tons using a triple burner auxiliary burner shown in FIG. At this time, coke oven gas, LPG, NPG, kerosene and heavy oil are used as fuel types, oxygen intensity (ANm ³ / molten steel ton), fuel intensity (BNm ³ / molten steel or kg / molten steel ton), C blend By varying the amount (Ckg / molten steel ton) and Si content (Dkg / molten steel ton), the time required for melting the slag and the Cr ₂ O ₃ content (%) contained in the slag after melting were investigated. The conditions and results are shown in Table 2.
[0035]
[Table 2]

[0036]
In the inventive example, the Cr ₂ O ₃ content contained in the slag after dissolution is kept at a low concentration of 2.9 to 4.1%, whereas the comparative example 1 that does not have the condition of the formula (a) , 4 is 7.4% and 14.9% respectively, which is about twice or more than the present invention example, and excessive oxygen is supplied into the furnace, so the oxidation loss of Cr is large, both in terms of cost and global environment. There's a problem.
[0037]
On the other hand, regarding the melting time, in the present invention example, it is 75 to 85 minutes, whereas in Comparative Examples 2, 3, and 5 that do not have the condition of the formula (b) , incomplete combustion of the burner is not eliminated, Long-term operation exceeding 100 minutes is required for dissolution.
[0038]
(Example 2)
Using an auxiliary burner shown in FIG. 2, ordinary steel (Fe ≧ 90%, Cr ≦ 5%, other components ≦ 5%) was melted in an electric furnace having a melting capacity of 80 tons at one time. At this time, in the same manner as in Example 1, the fuel type, oxygen intensity (ANm ³ / molten steel ton), fuel intensity (BNm ³ / molten steel or kg / molten steel ton), C blending amount (Ckg / molten steel) Ton) and Si compounding amount (Dkg / molten steel ton) were varied, and the time required for melting the slag and the total Fe concentration (%) contained in the slag after melting were investigated. Table 3 shows the conditions and results.
[0039]
[Table 3]

[0040]
In the examples of the present invention, the total Fe concentration contained in the slag after dissolution is kept at a low concentration of 0.9 to 1.2%, whereas Comparative Examples 1 and 4 that do not satisfy the condition of the formula (a) are as follows: Each is 3.2% and 4.2%, which is about three times or more than that of the present invention, and excessive oxygen is supplied into the furnace, so that the oxidation loss of Fe is large and a large amount of slag is generated.
[0041]
The melting time is 74 to 82 minutes in the example of the present invention, whereas in Comparative Examples 2 and 3 that do not satisfy the condition of the above-mentioned formula (b) , incomplete combustion of the burner is not eliminated and 100% is dissolved. It became a long time operation exceeding the minute.
[0042]
(Example 3)
Under the same conditions as in Example 1, 18% Cr-8% Ni stainless steel scraps were melted in an electric furnace having a melting capacity of 80 tons using the auxiliary burner shown in FIG. At this time, only coke oven gas is used as fuel, oxygen intensity (ANm ³ / molten steel ton), fuel intensity (BNm ³ / molten steel ton or kg / molten steel ton), C blending amount (Ckg / molten steel ton) and Keep the Si compounding amount (Dkg / ton of molten steel) almost constant, use oxygen-containing gas whose oxygen concentration fluctuates from 8% to 100% instead of oxygen gas, burner flame temperature, time required for slag melting and The Cr ₂ O ₃ content contained in the slag after dissolution was investigated. Table 4 shows the conditions and results.
[0043]
[Table 4]

[0044]
In the example of the present invention, a high temperature of 2400 ° C. or higher was secured for the burner flame, and accordingly, the dissolution time and the Cr ₂ O ₃ content were the same as the results shown in Table 2 (Example 1). However, in the comparative example using an alternative gas having an oxygen concentration of less than 15%, the Cr ₂ O ₃ content was equivalent to the result shown in Table 2 above, but because of the incomplete combustion state, the burner flame temperature was As a result, it took a long time of 110 minutes or more for dissolution.
[0045]
【The invention's effect】
According to the electric furnace operation method of the present invention, even when using an auxiliary burner having a triple-pipe structure to dissolve ordinary steel, chromium-containing special steel, and stainless steel, the tip of the burner due to splash or incombustible material In addition to reducing the melting time and reducing the power consumption, it is highly efficient and can suppress oxidation loss of Fe and Cr due to excessive supply of oxygen. It is also useful in terms of the global environment due to hexavalent chromium.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a diagram illustrating a cross-sectional structure of a conventional auxiliary burner that ejects fuel from an inner tube and oxygen from an outer tube.
FIG. 2 is a diagram illustrating a cross-sectional structure of an auxiliary combustion burner proposed in Japanese Patent Laid-Open No. 10-9524.
[Figure 3] A / (B x α + C x 0.93 + D x 0.8) and chromium oxide (Cr ₂ O ₃ ) content in the slag when stainless steel is melted using a triple-tube auxiliary burner It is a figure which shows the relationship with quantity.
FIG. 4 shows the relationship between the value of A / (B × α) and the flame temperature of the auxiliary burner when scrap melting is performed using a triple tube auxiliary burner that supplies oxygen gas with a content of 95% or more. FIG.
FIG. 5 is a graph showing the relationship between the oxygen content ratio of the gas supplied to the auxiliary burner and the burner flame temperature when A / (B × α) = 1.0.
[Explanation of sign]
1, 11: Auxiliary burner, 2, 13: Fuel injection pipe 3, 12, 14: Oxygen gas injection pipe, 4, 15: Annular space
12a: Laval throttle, 16: Swivel blade

Claims

It has a triple pipe structure that ejects oxygen gas from the central part, ejects fuel from the outer peripheral part of this oxygen gas, and oxygen gas from the outer peripheral part of this fuel, and has a Laval shape at the tip of the oxygen gas ejecting pipe in the central part An electric furnace operating method using an auxiliary combustion burner provided with a swirl vane in an annular space formed by a fuel injection pipe and an outermost oxygen gas injection pipe, the combustion of the auxiliary combustion burner An electric furnace operating method characterized in that the conditions satisfy the following expressions (a) and (b) :
A / (B × α + C × 0.93 + D × 0.8) ≦ 2.0 (a) Formula A / (B × α) ≧ 0.7 (b) Formula where α is the theoretical combustion ratio of oxygen to fuel
A: Oxygen intensity (Nm ³ / ton of molten steel)
B: Fuel intensity (Nm ³ / molten steel, kg / liquid tonnage for liquid fuel)
C: Carbon content of melting raw material (kg / ton of molten steel)
D: Silicon content of molten raw material (kg / ton of molten steel)

2. The electric furnace operating method according to claim 1, wherein a ratio of (oxygen flow rate ejected from the central portion / oxygen flow rate ejected from the outer peripheral portion) in the auxiliary burner is in a range of 0.05 to 20.0.

3. The electric furnace operating method according to claim 1, wherein a gas containing 15% or more of oxygen is supplied instead of the oxygen gas supplied to the auxiliary burner.

As fuel in the combustion aid burner, electric furnace operating method according to any one of claims 1 to 3, characterized in that to supply the coke oven gas.

Examples fuel auxiliary combustor burner, electric furnace operating method according to any one of claims 1 to 3, characterized in that to supply the liquid fuel.