JP3724435B2 - アノードの投入方法及び炉の設計方法 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、硫化銅鉱の製錬における炉へのアノードの投入方法及び炉の設計方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来から、硫化銅鉱の製錬法としては、熔錬炉（Ｓ炉）、分離炉（ＣＬ炉）、製銅炉（Ｃ炉）の各々を樋を介して連結し、連続的に製錬処理を行う方法（いわゆるＭＩ法）が知られている。この方法においては、まず銅精鉱を熔錬炉において熔融して、硫化銅および硫化鉄を主成分とするカワと、原料中の脈石や熔剤や酸化鉄等を主成分とするカラミとを生成する。ついで、カラミとカワを分離炉において分離する。そして、カワを製銅炉において酸化させて粗銅を生産する。こうして得られた粗銅（熔体）を精製炉に収納し、ここで酸化還元を行って銅の品位を向上させる。さらに、この熔体を略直方体形状のアノードに鋳造して、該アノードを電解槽中に挿入して電解精製を行うことで、電気銅が製造される。
【０００３】
ところで、電解精製を行うとアノードは電解液中に溶解していき、厚さが徐々に薄くなり薄板状になっていく。アノードが薄くなり過ぎると電解槽に落下するおそれがあるため、アノードがある程度の厚さになったときに、電解精製を終了してアノードを回収する。このとき得られた薄板状のアノード（以下、残基アノードという。重量５０〜１１０ｋｇ）は、銅熔錬工程に繰り返されて再度炉内で熔解される。この残基アノードを投入する炉としては、該残基アノードの熔解に熱が必要であることから、熱過剰の製銅炉に投入することが好ましい。しかし、前記薄板状の残基アノードをそのまま製銅炉に投入すると、残基アノードが炉床に衝突して損傷を与えるおそれがある。これに対して、特開平１１−１７２７号公報に開示されているように、残基アノードの先端部を若干折り曲げて、製銅炉内に投入する方法が提案されている。この方法によれば、上述した残基アノードを製銅炉に損傷を与えることなく投入することができる。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、電解精製で使用済みのアノードの中には、電解精製途中で抜き出され、前記残基アノードに比べて厚さや重量の大きいものがある（以下、広義の残基アノードという。）。この広義の残基アノードや、鋳造時の重量や形状が規格外のアノード（以下、廃アノードという）については、上述したように単に先端を折り曲げて、そのまま製銅炉内に投入するだけでは、製銅炉の炉床への衝突を回避することができないという問題があった。
【０００５】
これらの重量のあるアノード（重量１１０ｋｇ以上のアノード）は、精製炉に投入していたが、精製炉は熱不足であるので、これらのアノードを熔解するために多量の熱を必要とする。このため、精製炉を加熱するための多量の燃料が必要であり、コスト高になってしまうという問題があった。また、アノードの重量によって、投入する炉を代える必要があるため、作業負担が大きいという問題があった。
【０００６】
本発明は、このような事情に鑑みてなされたもので、前記広義の残基アノードや廃アノードであっても炉床に損傷を与えることなく炉内に投入することのできるアノードの投入方法または炉の設計方法を提供することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するためになされた請求項１に記載した発明は、略矩形板状のアノードの先端部を折り曲げて、該アノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入するアノードの投入方法であって、前記熔湯の深さがＤ（ｃｍ）、前記スロープの高さがＨ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）であるときに、前記アノードの折り曲げ角度α（°）と、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さｃ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とする構成とした。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【０００８】
上記のように構成すると、アノードの折り曲げ角度αと、先端部の長さｃを、上述した式（１）〜式（３）により算出することにより、炉内に投入したアノードが炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）のみならず、この残基アノードよりも重い広義の残基アノードや廃アノード（重量１１０ｋｇ以上）にも適用することができるため、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなくなり、工程を簡略化することができる。
【０００９】
請求項２に記載した発明は、前記アノードを投入する炉は、製銅炉であることを特徴とする構成とした。上記のように構成すると、前記アノードを精製炉で熔解するための多量の燃料が不要となる。一方、製銅炉においては、炉内で発熱反応が発生していて熱過剰になっているため、前記アノードを熔解するために加熱する必要が無い。また、前記アノードは、製銅炉の温度を適正温度に保つ冷剤として機能させることができるため、従来使用していた冷剤を不要とすることができる。したがって、コストを大幅に低減することができるとともに、エネルギー的にも効率を良くすることができる。
【００１０】
請求項３に記載した発明は、前記スロープの斜度は、５０°〜７０°であることを特徴とする構成とした。上記のように構成すると、上述した式（１）から式（３）により、前記アノードが炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
【００１１】
請求項４に記載した発明は、前記アノードの投入には、硫化銅鉱の製錬における製銅炉の天井または側壁に設けられて、この製銅炉の内外を連通させる開口部と、この開口部に前記製銅炉の内外方向に離間して取り付けられて、前記開口部をそれぞれ独立して開閉する外シャッタおよび内シャッタと、前記開口部内に残基アノードを投入する投入機構とを備えたアノード投入装置を用いることを特徴とする構成とした。
【００１２】
上記のように構成すると、外シャッタを開口し、内シャッタを閉鎖した状態で、投入機構によって前記アノードを開口部内に下降させた後、両シャッタの中間に配設された受け取り機構に係合することによりアノードを一旦停止させる。ついで、外シャッタを閉鎖した後に内シャッタを開口して前記アノードを製銅炉内に投入する。このように製銅炉内と外気との間で熱的に遮断した状態でアノードの投入を行うことができるため、製銅炉内の状態を適正な状態に保つことができる。また、前記受け取り機構の位置を調整することにより、前記スロープの高さＨを最適な値に調整することができ、アノードの炉床への衝突をより確実に防止することができる。
【００１３】
請求項５に記載した発明は、先端部が折り曲げられた略矩形板状のアノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入する炉の設計方法であって、前記アノードの折り曲げ角度がα（°）、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さがｃ（ｃｍ）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）であるときに、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とする構成とした。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【００１４】
上記のように構成すると、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）とを、上述した式（１）〜式（３）により算出することにより、炉内に投入したアノードが炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記広義の残基アノードや廃アノードにも適用することができるため、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要が無くなり、工程を簡略化することができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態におけるを図面と共に説明する。
図１は本発明の実施の形態におけるアノード１を製銅炉２内に投入する投入装置３の概略断面図である。同図に示したように、この投入装置３は、硫化銅鉱の製錬における製銅炉２の天井に設けられて、この製銅炉２の内外を連通させる貫通孔４と、この貫通孔４の内面に固定された略角筒形状のシュート５と、このシュート５に、前記製銅炉２の内外方向に離間して取り付けられ、かつたがいに独立して開閉される外シャッタ６および内シャッタ７と、前記シュート５の開口端上方までアノード１を搬送する搬送機構（図示せず）を備えている。ここで、前記装置３は、前記シュート５の内面が、製銅炉２の内外を連通させる開口部（スロープ）８となっている。
【００１６】
また、この装置３により投入されるアノード１は、略長方形の薄板状に形成され、両肩部に突起が形成されて、この突起の下面が、移送時の取扱いを向上させるための係合部１０とされている。
【００１７】
そして、このアノード１は、折曲プレス２１により、先端部９を折り曲げられる。図２は折曲プレス２１の断面図、図３は折曲プレス２１の平面図である。折曲プレス２１は、第１フレーム２２および第２フレーム２３と、第１の対の案内部材２４および第２の対の案内部材２５によって該第１フレーム２２および第２フレーム２３によって支持された第１保持部材２６および第２保持部材２７と、第１保持部材２６および第２保持部材２７にそれぞれ取り付けられて、相互に協同して第１保持部材および第２保持部材を互いに接近させたり離間させる第１油圧シリンダ２８および第２油圧シリンダ２９を具備している。第１保持部材２６は、上側に垂直面３０が形成され、下側に傾斜面３１が配された押圧面を有しており、第２保持部材２７は垂直で第１保持部材の垂直面にのみ対向する押圧面３２を有している。この第２保持部材２７の下方に配設されているのは、第２フレーム２３によって案内され、また第２フレーム２３に支持された油圧シリンダ３３によって作動される一対の折り曲げ部材３４である。各折り曲げ部材３４は、第１保持部材２６の傾斜面３１に合致する傾斜面３５を有している。第１保持部材２６および第２保持部材２７の作動により、アノード１はそれらの間に挟持され、折り曲げ部材３４の作動で、アノード１の下端（先端）１０が折り曲げ部材３４によって第１保持部材２６の傾斜面３１に対して押圧され、アノード１の下端１０が所定の角度α、長さｃで折り曲げられる。これらについては詳細を後述する。
【００１８】
前記外シャッタ６は、シュート５の上端を閉鎖する板状のシャッタ本体１１と、このシャッタ本体１１を水平方向に前後動させるエアシリンダ１２とから構成されている。
【００１９】
これと同様に、内シャッタ７も、シュート５の上下方向略中間位置を閉鎖するシャッタ本体１３と、これを駆動するエアシリンダ１４とから構成されている。
【００２０】
また、前記シュート５には、シャッタ本体１１とシャッタ本体１３との間において、シュート５内に投入されたアノード１を一端停止させる受取り機構１５が設置されている。この受取り機構１５は、アノード１の両肩部分に形成された係合部１０の間隔よりも僅かに狭い間隔で離間され、シュート５の内部に投入されたアノード１の係合部１０に係合する、平行に配置された２本の棒状の突起１９を備えている。
また、前記装置３は、アノード１をシュート５内に投入するための投入機構１６により投入される。前記投入機構１６は、ロッドを上方にして配置された２本の昇降シリンダ１７と、この昇降シリンダ１７のロッドの下端に設けられ、アノードを把持するチャック１８とを備えている。
【００２１】
そして、製銅炉２は、内部に中空部を備えた略直方体形状に形成され、この中空部には、銅材を熔解した熔湯２０が貯留されている。
前記アノード１は、前記熔湯２０の深さがＤ（ｃｍ）、前記シュート５の開口部（スロープ）８の高さがＨ（ｃｍ）、スロープ８の傾斜角度がβ（°）、前記アノード１の厚さがｂ（ｃｍ）であるときに、前記アノード１の折り曲げ角度α（°）と、前記アノード１の折り曲げられた先端部９の長さｃ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定されている。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【００２２】
以下、アノード１を製銅炉２内に投入する方法について説明する。まず、投入機構１６のチャック１８に把持されたアノード１を、図示しない搬送機構によりシュート５の上方に位置させる。次に、外シャッタ６のエアシリンダ１２が収縮してシャッタ本体１１を移動させ、シュート５の上端部を開口状態とする。ついで、昇降シリンダ１７が伸長してアノード１を下降させた後、チャック１８を開放してアノード１をシュート５内に投入する。 すると、アノード１は、その両肩に形成された係合部１０が、受取り機構１５に備えられた突起１９に係合し、シュート５内で一旦停止する。これによって、アノード１の下端が内シャッタ７を損傷することを防止することができる。
【００２３】
ついで、エアシリンダ１２が伸張して、シャッタ本体１１によりシュート５の上端を閉塞した後、内シャッタ７のエアシリンダ１４が収縮してシャッタ本体１３がシュート５の内部から退避する。そして、受取り機構１５の突起１９が図示しない移動手段によりアノード１との係合位置から移動する。これにより、突起１９とアノード１との係合が解除されて、アノード１が落下する。このようにして、アノード１を、シュート５内を挿通させて製銅炉２の内部に投入することができる。
【００２４】
このように、内シャッタ７によりシュート５を閉塞した状態でシュート５内にアノード１を投入した後、外シャッタ６によりシュート５の開口端を閉塞した状態で内シャッタ７を開口させてアノード１を製銅炉２の内部に投入しても、炉床に激突せず、その損傷を防止できる。また、アノード１を製銅炉２の内部に投入しても、炉２内のヒートバランスをほとんど崩すことなく、製錬工程に対する悪影響が防止することができる。すなわち、高品位銅から構成されているアノード１を製銅炉２内に投入して再利用することが可能となり、元々熱余剰の製銅炉の冷剤として活用でき、エネルギー効率を向上することができる。
【００２５】
上述したように、アノード１の折り曲げ角度αと、先端部１０の長さｃとは、上述した式（１）〜式（３）により算出されているため、詳細を後述するように、製銅炉２の熔湯２０中に侵入したアノード１に効率的に旋回力が発生し、アノード１が炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード１の投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）のみならず、この残基アノードよりも重い広義の残基アノードや廃アノード（重量１１０ｋｇ以上）にも適用することができるため、アノード１の重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなくなり、工程を簡略化することができる。なお、廃アノードとは、鋳造時にバリや反りが発生したり、不純物の多い少ないといった規格外のアノードや、電解最終段階にまで至らないアノード類を示す。また、式（１）〜式（３）の算出過程については、詳細を後述する。
【００２６】
製銅炉２においては、炉内で発熱反応が発生していて熱過剰になっているため、前記アノード１を熔解するために加熱する必要が無い。また、前記アノード１は、製銅炉２の温度を適正温度に保つ冷剤として機能させることができるため、従来使用していた冷剤を不要とすることができる。具体的には、アノードを再熔解するにはアノード１トン当たり１８０Ｍｃａｌの熱量が必要である。また、通常、残基アノードと廃アノードを合わせた発生量はアノード生産量の約１８％に相当する。それゆえ、例えば、アノードの年間生産量が３０万トンの銅製錬所では残基アノードと廃アノードを再熔解するために１年間で約９７００Ｇｃａｌの熱量が必要である。従来のように上記熱量を重油の燃焼熱で補償すると、重油の真発熱量の約５０％が上記再熔解に利用可能であるので、約２０００ｍ3の重油を燃焼させなければならない。本実施の形態においては、上記再熔解に必要な熱量の全部に製銅炉の余剰熱を用いることができるので、プロセスの熱収支を大幅に改善することができる。したがって、コストを大幅に低減することができるとともに、エネルギー的にも効率を良くすることができる。
【００２７】
なお、本実施の形態においては、ＭＩ法で使用する製銅炉２にアノード１を投入する場合について説明したが、本発明は、これに限らず、例えば、フラッシュコンバータ法であってもよい。また、アノード１は、製銅炉２内に投入することが好ましいが、これに限らず、転炉、精製炉に投入してもよい。また、アノード１は、廃アノードに限らず、重量のある広義の残基アノード（重量１１０ｋｇ以上）であってもよく、残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）であってもよい。また、アノード１を投入する装置３としては、上述したように外シャッタ６および内シャッタ７を備えているものが好ましいが、上述した式（１）〜式（３）を満たすように設計されていれば、これに限られない。
また、前記スロープ８の斜度は、５０°〜７０°であることが好ましい。このようにすると、上述した式（１）から式（３）により、前記アノード１が炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
【００２８】
また、上述した実施の形態においては、熔湯２０の深さＤや、スロープの高さＨ、傾斜角度β、アノード１の厚さｂを定数として、アノード１の曲げ角度α、曲げ長さｃを算出する場合について説明したが、アノード１の曲げ角度α、曲げ長さｃを定数として、スロープ８の高さＨや熔湯２０の深さＤを調整してもよい。このようにしても、アノード１が炉床に衝突することを防止できる。また、装置３が既設置の場合には、受け取り機構１５の位置を調整することで、スロープ８の高さＨを調整することができる。
【００２９】
《実施例》
本発明者は、アノードが炉床に衝突する条件を算出するために模型による実験を行った。以下にその過程を図４〜図１４を用いて説明する。
実際のアノード１および投入装置３と物理的に相似なアノード模型４０および投入装置模型４２を製作するためには、アノード模型４０の運動の相似則を予め見極める必要がある。ところが、アノード１が湯面に達するまでと、アノード１が熔湯２０に侵入した後とでは、アノード１が主として受ける力が異なっている。そこで、これらを個別に整理して相似条件を求め、その後モデルを統合する。
【００３０】
まず、アノード１が湯面に達するまでの工程における、実際のアノード１とアノード模型４０との相似条件を求める。ガスゾーンを落下するアノード１には慣性力と重力とが作用する。アノード１の代表長さをＬとすると、重力Ｆｇは式（４）、慣性力Ｆｉは式（５）で表される。ここで、ρｓはアノード１の密度、ｖは速度、ｇは重力加速度を表す。
式（４）：Ｆｇ＝ρｓ×ｇ×Ｌ3
式（５）：ＦＬ＝ρｓ×Ｌ2×ｖ2
実際のアノード１と物理的に相似なアノード模型４０を作るには、両者のＦｇ／ＦＬを等しくすればよい。すなわち、アノード模型４０のパラメータをプライム（’）で表記すると、式（６）が相似条件である。
式（６）：Ｆｇ／ＦＬ＝ｇ×Ｌ／ｖ2＝ｇ×Ｌ’／ｖ’2
【００３１】
ここで、アノード模型４０の縮尺を１／ｋ倍、落下距離をｈとし、エネルギー保存則である式（７）を適用すると、相似条件として式（８）が得られる。
式（７）：ｍ×ｖ2／２＝ｍ×ｇ×ｈ
式（８）：１／ｋ＝Ｌ’／Ｌ＝ｈ’／ｈ
それゆえ、１／ｋ倍のアノード模型４０は、実際のアノード１の１／ｋ倍の高さから落下させれば良い。
【００３２】
アノード１が熔湯２０内に侵入した後の相似条件を求める。図４に示すように、熔湯２０に侵入した後のアノード１には、主として慣性力Ｆｉと抵抗力Ｆｄが作用する。アノード１と粗銅は密度がほぼ等しいので重力や浮力は不要である。
慣性力Ｆｉと抵抗力Ｆｄはそれぞれ式（９）、式（１０）で表される。
式（９）：Ｆｉ＝ρｓ×Ｌ×ｂ×ｖ2
式（１０）：Ｆｄ＝ρＬ×ｃ×Ｌ×ｖ2×ｓｉｎα
ここで、ρＬは粗銅の密度を表し、ｂはアノード１の厚さ、αは曲げ角、ｃはアノード１の下端から曲げ位置までの距離を表す。ｂやｃの代表寸法をＬと別に定義したのは、これらを実験において可変にするためである。
【００３３】
実際の投入装置３と力学的に相似な装置模型４２を作るには、両者のＦｄ／Ｆｉを等しくすれば良い。さらに、粗銅とアノード１とは密度がほぼ等しい（ρＬ＝ρｓ）ので、模擬浴４１とアノード模型４０の密度を等しくすれば相似条件が緩和される。その結果、相似条件として式（１１）が得られる。
式（１１）：Ｆｄ／Ｆｉ＝（ｃ×ｓｉｎα）／ｂ＝（ｃ’×ｓｉｎα’）／ｂ’
また、アノード模型４０の厚さを実際のアノード１の１／Ｋ倍とすると、式（１２）が成り立つ。
式（１２）：１／Ｋ＝ｂ’／ｂ＝（ｃ’×ｓｉｎα’）／（ｃ×ｓｉｎα）
したがって、曲げ角をα＝α’としてアノード模型４０を製作した場合、厚みと同じ縮尺率で曲げ位置を決めればよい。要するに、湯深も含めて全体を同じ比率で縮小すればよい。
【００３４】
以上の考察を総括すると、以下のようになる。縮尺１／ｋ倍で製作したアノード模型４０は、実際のアノード１の１／ｋ倍の高さから落下させれば良い。縮尺１／Ｋ倍で製作したアノード模型４０は、模型と密度が等しい浴中で実際のアノード１と相似の運動をする。それゆえ、模擬浴４１とアノード模型４０の密度を等しくして、一切を同じ縮尺１／ｋ＝１／Ｋで製作すればよい。
【００３５】
アノード模型４０および装置模型４２は実際のアノード１および投入装置３の縮尺１／１０で製作した。装置模型４２の湯深は、実炉湯面上の想定落下点における湯深（約８３ｃｍ）に倣い、スロープ４３の長さは実機３のアノード吊り下げフック１８以下の長さに倣った。また、スロープ４３の斜度（傾斜角度）は実際のスロープ８と等しい５８°の他に、５０°、７０°で試験した。
アノード模型４０はアクリル樹脂（密度約１．１８ｇ／ｃｍ3）で製作し、模擬浴（熔湯）４１にはアクリル樹脂と密度が等しい食塩水を用いた。ただし、静止したアノード模型４０が浴中で浮上しないように、食塩水の密度はアクリル樹脂よりわずかに低い１．１５ｇ／ｃｍ3に調整した。食塩水は透明塩化ビニル製角形水槽（４００ｍｍＬ×２５０ｍｍＷ×３００ｍｍＨ）に収容した（図５参照）。
【００３６】
アノード模型４０は、下端の曲げ部分４４がスロープ４３の上方を指すように、スロープ４３上に配置した。この向きは実際の装置３と同じである。滑落後のアノード模型４０の運動は、ＣＣＤカメラを用いて毎秒１２５フレームで撮影した。試験は各模型４０とも５回以上行い、画像から侵入深さの平均値を求めた。同一試験条件における侵入深さの変動は概ね±０．５ｃｍ以内であった。
実機におけるガスゾーンの高さ（模擬浴４１の上面からスロープ４３の下端までの高さ）は溶湯の深さＤの１倍から５倍に相当する値を採りうる。装置模型４２を用いた予察実験の結果によると、ガスゾーンの高さを１×Ｄから５×Ｄの間で変化させてもアノード模型４０の侵入深さに実験誤差よりも大きな相異が生じなかった。そこで、装置模型４２においてガスゾーンの高さを３．５×Ｄに相当する２９０ｍｍに固定して、以下の実験を行った。
【００３７】
図６は浴中を運動する板厚１ｍｍのアノード模型４０の連続写真をトレースした図である。図６の左側には平板アノード模型４５の運動、右側には下端から１６ｍｍの位置で３０°折り曲げたアノード模型４０の運動を示した。また、各画像の左下に記した時間は、一番上の写真の撮影時刻を０とした場合の経過時間である。アノード模型４０の下端を折り曲げた結果、上向きの旋回力が生じ、水底との衝突が回避されたことがわかる。
【００３８】
アノード模型４０の厚さｂ、アノード模型４０下端から曲げ位置までの距離ｃ、曲げ角αを変化させて、これらの変数と侵入深さとの関係を調査した。図７は実機同様の５８°のスロープ４３を用いた場合の結果、図８は５０°のスロープ４３を用いた場合の結果である。なお、アノード模型４０が底面に衝突した事例は×で示した。また、アノード模型４０のｂ、ｃ及び侵入深さの単位はｍｍで表示した。縮尺１／１０のアノード模型４０を用いたので、単位をｃｍに置き換えるだけで実機１におけるこれらの値が得られる。αは特に断りがない限り３０°である。さらに、図７，図８の横軸には実機におけるアノード１の重量も記した。ただし、アノード１の見かけ密度を８．０ｇ／ｃｍ3 とみなして換算した。これらの図は、ｃとαを適宜選択すれば鋳造時に生じた廃アノード（３５０ｋｇ）１も製銅炉（Ｃ炉）２で処理できることを示している。
【００３９】
図７，図８に共通の特徴は以下の３点である。すなわち、
（ｉ）板厚ｂが増大するほど侵入深さが増す。
（ｉｉ）アノード模型４０下端から曲げ位置までの距離ｃが長くなるほど侵入深さが減少する。
（ｉｉｉ）曲げ角度αが増大するほど侵入深さが増大する。
これらのうち、（ｉ）はアノード模型４０の慣性力が増大するほど侵入深さが増大することを示しており、（ｉｉ）と（ｉｉｉ）はアノード模型４０が浴４１から受ける抵抗力が増大するほど侵入深さが減少することを示している（式（９）、（１０）参照）。
【００４０】
一方、図７と図８を比較すると、各模型４０ともスロープ４３の斜度（傾斜角度）が大きくなるほど深く侵入することがわかる。スロープ４３の斜度が７０°になると侵入深さが更に増す。その原因は、スロープ４３が急峻になるほど浴面に対する侵入角が大きくなり、その分浴中で旋回しなければならない角度が増すことである。ゆえに、スロープ４３の斜度を緩めて、処理可能なアノード模型４０の形状（ｃ、α）と重量（ｂ）の範囲を広げることが望ましい。
【００４１】
侵入深さに及ぼすスロープ４３の斜度の影響を総括し、図９に示す。侵入深さはｂが大きいほどスロープ４３の斜度に敏感になり、逆にｃやαが大きいほど鈍感になる。なお、図９には傾き１と２の勾配を三角形で図示した。実験データによると、実際の装置３におけるスロープ８を１°緩くする毎に、実際のアノード１の侵入深さが１−２ｃｍ浅くなると考えられる。
【００４２】
式（１１）に示した無次元数Ｆｄ／Ｆｉは模擬浴４１に侵入したアノード模型４０の運動を支配する重要なパラメータである。端的に示せば、Ｆｄ／Ｆｉが増大するほど、アノード模型４０の旋回力が増すため侵入深さが浅くなる。スロープ４３の斜度が５０°、５８°、７０°の各場合について、侵入深さとＦｄ／Ｆｉとの関係を整理して、順に図１０，図１１，図１２を得た。
【００４３】
これらの図は、スロープ模型４３の斜度を一定とすると、侵入深さがＦｄ／Ｆｉによってほぼ一意的に決まることを示している。特に斜度が５０°および５８°の場合は、極めて高い精度で侵入深さの推算と、底面との衝突／非衝突の判別が可能である。一方、斜度が７０°の場合はプロットのばらつきが目立ち、衝突／非衝突の判別にもやや難がある。プロットのばらつきの特徴から、抵抗力を受ける面が小さい（ｃが小さい）ために旋回力の発達が遅いアノード模型４０ほど深く侵入する傾向が見られる。ゆえに、斜度７０°の事例は安定した旋回運動を実現することの重要性を示している。以上の事情を勘案すれば、斜度７０°のプロットを近似する曲線も実用に値する。
【００４４】
図１３は、スロープの高さ１９０ｍｍＨ（基準値）の場合と、スロープ４３の高さ２４０ｍｍＨ（基準値＋５０ｍｍ）の場合との、侵入深さの比較である。図１４は、スロープ４３の高さ１９０ｍｍＨ（基準値）の場合と、スロープ４３の高さ ２９０ｍｍＨ（基準値＋１００ｍｍ）の場合との、侵入深さの比較である。これらの図によれば、スロープ４３の落差の増加にともなって侵入深さが増大するという一般的傾向が見られる。これらの図の実線を縦軸方向に＋３、＋６それぞれ平行移動させて、Ｂ＝Ａ＋３、Ｃ＝Ａ＋６の破線をそれぞれ引くと、全てのプロットは破線の下方に位置づけられる。それゆえ、実機においてスロープ８の落差を５０ｃｍＨ、１００ｃｍＨ増加させると、アノード１の侵入深さは３ｃｍ、６ｃｍ程度増大すると判断できる。
【００４５】
以上のようにして、前記アノードの折り曲げ角度がα（°）、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さがｃ（ｃｍ）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）と、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）との関係式として、式（１）〜式（３）を得た。
【００４６】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に記載した発明によれば、アノードが前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）よりも重たい広義の残基アノードや廃アノードを炉内に投入する場合であっても、これらのアノードが炉床に衝突することを防止でき、アノード投入により炉床を損傷するおそれがなくなる。また、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなり、工程を簡略化することができる。
【００４７】
請求項２に記載した発明によれば、前記アノードを製銅炉の冷剤として使用することができ、これらのアノードを精製炉で熔解するための多量の燃料が不要となるため、コストやエネルギーを大幅に節約することができる。また、前記アノードを再熔解に必要な熱量の全部に製銅炉の余剰熱を用いることができるので、プロセスの熱収支を大幅に改善することができる。
【００４８】
請求項３に記載した発明によれば、前記アノードが炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
請求項４に記載した発明によれば、炉内のヒートバランスをほとんど崩すことなく、製錬作業への悪影響を防止することができる。
【００４９】
請求項５に記載した発明によれば、アノードが前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）よりも重い広義の残基アノードや廃アノードを炉内に投入する場合であっても、これらのアノードが炉床に衝突することを防止でき、アノード投入により炉床を損傷するおそれがなくなる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明の実施の形態におけるアノードの投入装置を示す斜視図である。
【図２】 本発明の実施の形態におけるアノードの折曲げ機構を示す正面図である。
【図３】 図２に示す折曲げ機構の平面図である。
【図４】 アノードが受ける力を示す説明図である。
【図５】 実験装置を示す概略断面図である。
【図６】 実験結果を示す説明図である。
【図７】 スロープの傾斜角度５８°における、アノードの厚さ、曲げ角度、曲げ長さと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図８】 スロープの傾斜角度５０°における、アノードの厚さ、曲げ角度、曲げ長さと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図９】 スロープの傾斜角度と侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１０】 スロープの傾斜角度５０°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１１】 スロープの傾斜角度５８°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１２】 スロープの傾斜角度７０°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１３】 スロープの落差の違いによる侵入深さの比較を示すグラフである。
【図１４】 スロープの落差の違いによる侵入深さの比較を示すグラフである。
【符号の説明】
１ アノード
２ 製銅炉
５ シュート
８ 開口部（スロープ）
１０ 先端部
【発明の属する技術分野】
本発明は、硫化銅鉱の製錬における炉へのアノードの投入方法及び炉の設計方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
従来から、硫化銅鉱の製錬法としては、熔錬炉（Ｓ炉）、分離炉（ＣＬ炉）、製銅炉（Ｃ炉）の各々を樋を介して連結し、連続的に製錬処理を行う方法（いわゆるＭＩ法）が知られている。この方法においては、まず銅精鉱を熔錬炉において熔融して、硫化銅および硫化鉄を主成分とするカワと、原料中の脈石や熔剤や酸化鉄等を主成分とするカラミとを生成する。ついで、カラミとカワを分離炉において分離する。そして、カワを製銅炉において酸化させて粗銅を生産する。こうして得られた粗銅（熔体）を精製炉に収納し、ここで酸化還元を行って銅の品位を向上させる。さらに、この熔体を略直方体形状のアノードに鋳造して、該アノードを電解槽中に挿入して電解精製を行うことで、電気銅が製造される。
【０００３】
ところで、電解精製を行うとアノードは電解液中に溶解していき、厚さが徐々に薄くなり薄板状になっていく。アノードが薄くなり過ぎると電解槽に落下するおそれがあるため、アノードがある程度の厚さになったときに、電解精製を終了してアノードを回収する。このとき得られた薄板状のアノード（以下、残基アノードという。重量５０〜１１０ｋｇ）は、銅熔錬工程に繰り返されて再度炉内で熔解される。この残基アノードを投入する炉としては、該残基アノードの熔解に熱が必要であることから、熱過剰の製銅炉に投入することが好ましい。しかし、前記薄板状の残基アノードをそのまま製銅炉に投入すると、残基アノードが炉床に衝突して損傷を与えるおそれがある。これに対して、特開平１１−１７２７号公報に開示されているように、残基アノードの先端部を若干折り曲げて、製銅炉内に投入する方法が提案されている。この方法によれば、上述した残基アノードを製銅炉に損傷を与えることなく投入することができる。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、電解精製で使用済みのアノードの中には、電解精製途中で抜き出され、前記残基アノードに比べて厚さや重量の大きいものがある（以下、広義の残基アノードという。）。この広義の残基アノードや、鋳造時の重量や形状が規格外のアノード（以下、廃アノードという）については、上述したように単に先端を折り曲げて、そのまま製銅炉内に投入するだけでは、製銅炉の炉床への衝突を回避することができないという問題があった。
【０００５】
これらの重量のあるアノード（重量１１０ｋｇ以上のアノード）は、精製炉に投入していたが、精製炉は熱不足であるので、これらのアノードを熔解するために多量の熱を必要とする。このため、精製炉を加熱するための多量の燃料が必要であり、コスト高になってしまうという問題があった。また、アノードの重量によって、投入する炉を代える必要があるため、作業負担が大きいという問題があった。
【０００６】
本発明は、このような事情に鑑みてなされたもので、前記広義の残基アノードや廃アノードであっても炉床に損傷を与えることなく炉内に投入することのできるアノードの投入方法または炉の設計方法を提供することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】
上記課題を解決するためになされた請求項１に記載した発明は、略矩形板状のアノードの先端部を折り曲げて、該アノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入するアノードの投入方法であって、前記熔湯の深さがＤ（ｃｍ）、前記スロープの高さがＨ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）であるときに、前記アノードの折り曲げ角度α（°）と、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さｃ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とする構成とした。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【０００８】
上記のように構成すると、アノードの折り曲げ角度αと、先端部の長さｃを、上述した式（１）〜式（３）により算出することにより、炉内に投入したアノードが炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）のみならず、この残基アノードよりも重い広義の残基アノードや廃アノード（重量１１０ｋｇ以上）にも適用することができるため、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなくなり、工程を簡略化することができる。
【０００９】
請求項２に記載した発明は、前記アノードを投入する炉は、製銅炉であることを特徴とする構成とした。上記のように構成すると、前記アノードを精製炉で熔解するための多量の燃料が不要となる。一方、製銅炉においては、炉内で発熱反応が発生していて熱過剰になっているため、前記アノードを熔解するために加熱する必要が無い。また、前記アノードは、製銅炉の温度を適正温度に保つ冷剤として機能させることができるため、従来使用していた冷剤を不要とすることができる。したがって、コストを大幅に低減することができるとともに、エネルギー的にも効率を良くすることができる。
【００１０】
請求項３に記載した発明は、前記スロープの斜度は、５０°〜７０°であることを特徴とする構成とした。上記のように構成すると、上述した式（１）から式（３）により、前記アノードが炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
【００１１】
請求項４に記載した発明は、前記アノードの投入には、硫化銅鉱の製錬における製銅炉の天井または側壁に設けられて、この製銅炉の内外を連通させる開口部と、この開口部に前記製銅炉の内外方向に離間して取り付けられて、前記開口部をそれぞれ独立して開閉する外シャッタおよび内シャッタと、前記開口部内に残基アノードを投入する投入機構とを備えたアノード投入装置を用いることを特徴とする構成とした。
【００１２】
上記のように構成すると、外シャッタを開口し、内シャッタを閉鎖した状態で、投入機構によって前記アノードを開口部内に下降させた後、両シャッタの中間に配設された受け取り機構に係合することによりアノードを一旦停止させる。ついで、外シャッタを閉鎖した後に内シャッタを開口して前記アノードを製銅炉内に投入する。このように製銅炉内と外気との間で熱的に遮断した状態でアノードの投入を行うことができるため、製銅炉内の状態を適正な状態に保つことができる。また、前記受け取り機構の位置を調整することにより、前記スロープの高さＨを最適な値に調整することができ、アノードの炉床への衝突をより確実に防止することができる。
【００１３】
請求項５に記載した発明は、先端部が折り曲げられた略矩形板状のアノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入する炉の設計方法であって、前記アノードの折り曲げ角度がα（°）、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さがｃ（ｃｍ）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）であるときに、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とする構成とした。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【００１４】
上記のように構成すると、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）とを、上述した式（１）〜式（３）により算出することにより、炉内に投入したアノードが炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記広義の残基アノードや廃アノードにも適用することができるため、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要が無くなり、工程を簡略化することができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態におけるを図面と共に説明する。
図１は本発明の実施の形態におけるアノード１を製銅炉２内に投入する投入装置３の概略断面図である。同図に示したように、この投入装置３は、硫化銅鉱の製錬における製銅炉２の天井に設けられて、この製銅炉２の内外を連通させる貫通孔４と、この貫通孔４の内面に固定された略角筒形状のシュート５と、このシュート５に、前記製銅炉２の内外方向に離間して取り付けられ、かつたがいに独立して開閉される外シャッタ６および内シャッタ７と、前記シュート５の開口端上方までアノード１を搬送する搬送機構（図示せず）を備えている。ここで、前記装置３は、前記シュート５の内面が、製銅炉２の内外を連通させる開口部（スロープ）８となっている。
【００１６】
また、この装置３により投入されるアノード１は、略長方形の薄板状に形成され、両肩部に突起が形成されて、この突起の下面が、移送時の取扱いを向上させるための係合部１０とされている。
【００１７】
そして、このアノード１は、折曲プレス２１により、先端部９を折り曲げられる。図２は折曲プレス２１の断面図、図３は折曲プレス２１の平面図である。折曲プレス２１は、第１フレーム２２および第２フレーム２３と、第１の対の案内部材２４および第２の対の案内部材２５によって該第１フレーム２２および第２フレーム２３によって支持された第１保持部材２６および第２保持部材２７と、第１保持部材２６および第２保持部材２７にそれぞれ取り付けられて、相互に協同して第１保持部材および第２保持部材を互いに接近させたり離間させる第１油圧シリンダ２８および第２油圧シリンダ２９を具備している。第１保持部材２６は、上側に垂直面３０が形成され、下側に傾斜面３１が配された押圧面を有しており、第２保持部材２７は垂直で第１保持部材の垂直面にのみ対向する押圧面３２を有している。この第２保持部材２７の下方に配設されているのは、第２フレーム２３によって案内され、また第２フレーム２３に支持された油圧シリンダ３３によって作動される一対の折り曲げ部材３４である。各折り曲げ部材３４は、第１保持部材２６の傾斜面３１に合致する傾斜面３５を有している。第１保持部材２６および第２保持部材２７の作動により、アノード１はそれらの間に挟持され、折り曲げ部材３４の作動で、アノード１の下端（先端）１０が折り曲げ部材３４によって第１保持部材２６の傾斜面３１に対して押圧され、アノード１の下端１０が所定の角度α、長さｃで折り曲げられる。これらについては詳細を後述する。
【００１８】
前記外シャッタ６は、シュート５の上端を閉鎖する板状のシャッタ本体１１と、このシャッタ本体１１を水平方向に前後動させるエアシリンダ１２とから構成されている。
【００１９】
これと同様に、内シャッタ７も、シュート５の上下方向略中間位置を閉鎖するシャッタ本体１３と、これを駆動するエアシリンダ１４とから構成されている。
【００２０】
また、前記シュート５には、シャッタ本体１１とシャッタ本体１３との間において、シュート５内に投入されたアノード１を一端停止させる受取り機構１５が設置されている。この受取り機構１５は、アノード１の両肩部分に形成された係合部１０の間隔よりも僅かに狭い間隔で離間され、シュート５の内部に投入されたアノード１の係合部１０に係合する、平行に配置された２本の棒状の突起１９を備えている。
また、前記装置３は、アノード１をシュート５内に投入するための投入機構１６により投入される。前記投入機構１６は、ロッドを上方にして配置された２本の昇降シリンダ１７と、この昇降シリンダ１７のロッドの下端に設けられ、アノードを把持するチャック１８とを備えている。
【００２１】
そして、製銅炉２は、内部に中空部を備えた略直方体形状に形成され、この中空部には、銅材を熔解した熔湯２０が貯留されている。
前記アノード１は、前記熔湯２０の深さがＤ（ｃｍ）、前記シュート５の開口部（スロープ）８の高さがＨ（ｃｍ）、スロープ８の傾斜角度がβ（°）、前記アノード１の厚さがｂ（ｃｍ）であるときに、前記アノード１の折り曲げ角度α（°）と、前記アノード１の折り曲げられた先端部９の長さｃ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定されている。ただし、前記Ａ、Ｂは
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
【００２２】
以下、アノード１を製銅炉２内に投入する方法について説明する。まず、投入機構１６のチャック１８に把持されたアノード１を、図示しない搬送機構によりシュート５の上方に位置させる。次に、外シャッタ６のエアシリンダ１２が収縮してシャッタ本体１１を移動させ、シュート５の上端部を開口状態とする。ついで、昇降シリンダ１７が伸長してアノード１を下降させた後、チャック１８を開放してアノード１をシュート５内に投入する。 すると、アノード１は、その両肩に形成された係合部１０が、受取り機構１５に備えられた突起１９に係合し、シュート５内で一旦停止する。これによって、アノード１の下端が内シャッタ７を損傷することを防止することができる。
【００２３】
ついで、エアシリンダ１２が伸張して、シャッタ本体１１によりシュート５の上端を閉塞した後、内シャッタ７のエアシリンダ１４が収縮してシャッタ本体１３がシュート５の内部から退避する。そして、受取り機構１５の突起１９が図示しない移動手段によりアノード１との係合位置から移動する。これにより、突起１９とアノード１との係合が解除されて、アノード１が落下する。このようにして、アノード１を、シュート５内を挿通させて製銅炉２の内部に投入することができる。
【００２４】
このように、内シャッタ７によりシュート５を閉塞した状態でシュート５内にアノード１を投入した後、外シャッタ６によりシュート５の開口端を閉塞した状態で内シャッタ７を開口させてアノード１を製銅炉２の内部に投入しても、炉床に激突せず、その損傷を防止できる。また、アノード１を製銅炉２の内部に投入しても、炉２内のヒートバランスをほとんど崩すことなく、製錬工程に対する悪影響が防止することができる。すなわち、高品位銅から構成されているアノード１を製銅炉２内に投入して再利用することが可能となり、元々熱余剰の製銅炉の冷剤として活用でき、エネルギー効率を向上することができる。
【００２５】
上述したように、アノード１の折り曲げ角度αと、先端部１０の長さｃとは、上述した式（１）〜式（３）により算出されているため、詳細を後述するように、製銅炉２の熔湯２０中に侵入したアノード１に効率的に旋回力が発生し、アノード１が炉床に衝突することを防止できる。したがって、アノード１の投入により炉床が損傷するおそれがなくなる。また、上述した式（１）〜式（３）は、前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）のみならず、この残基アノードよりも重い広義の残基アノードや廃アノード（重量１１０ｋｇ以上）にも適用することができるため、アノード１の重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなくなり、工程を簡略化することができる。なお、廃アノードとは、鋳造時にバリや反りが発生したり、不純物の多い少ないといった規格外のアノードや、電解最終段階にまで至らないアノード類を示す。また、式（１）〜式（３）の算出過程については、詳細を後述する。
【００２６】
製銅炉２においては、炉内で発熱反応が発生していて熱過剰になっているため、前記アノード１を熔解するために加熱する必要が無い。また、前記アノード１は、製銅炉２の温度を適正温度に保つ冷剤として機能させることができるため、従来使用していた冷剤を不要とすることができる。具体的には、アノードを再熔解するにはアノード１トン当たり１８０Ｍｃａｌの熱量が必要である。また、通常、残基アノードと廃アノードを合わせた発生量はアノード生産量の約１８％に相当する。それゆえ、例えば、アノードの年間生産量が３０万トンの銅製錬所では残基アノードと廃アノードを再熔解するために１年間で約９７００Ｇｃａｌの熱量が必要である。従来のように上記熱量を重油の燃焼熱で補償すると、重油の真発熱量の約５０％が上記再熔解に利用可能であるので、約２０００ｍ3の重油を燃焼させなければならない。本実施の形態においては、上記再熔解に必要な熱量の全部に製銅炉の余剰熱を用いることができるので、プロセスの熱収支を大幅に改善することができる。したがって、コストを大幅に低減することができるとともに、エネルギー的にも効率を良くすることができる。
【００２７】
なお、本実施の形態においては、ＭＩ法で使用する製銅炉２にアノード１を投入する場合について説明したが、本発明は、これに限らず、例えば、フラッシュコンバータ法であってもよい。また、アノード１は、製銅炉２内に投入することが好ましいが、これに限らず、転炉、精製炉に投入してもよい。また、アノード１は、廃アノードに限らず、重量のある広義の残基アノード（重量１１０ｋｇ以上）であってもよく、残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）であってもよい。また、アノード１を投入する装置３としては、上述したように外シャッタ６および内シャッタ７を備えているものが好ましいが、上述した式（１）〜式（３）を満たすように設計されていれば、これに限られない。
また、前記スロープ８の斜度は、５０°〜７０°であることが好ましい。このようにすると、上述した式（１）から式（３）により、前記アノード１が炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
【００２８】
また、上述した実施の形態においては、熔湯２０の深さＤや、スロープの高さＨ、傾斜角度β、アノード１の厚さｂを定数として、アノード１の曲げ角度α、曲げ長さｃを算出する場合について説明したが、アノード１の曲げ角度α、曲げ長さｃを定数として、スロープ８の高さＨや熔湯２０の深さＤを調整してもよい。このようにしても、アノード１が炉床に衝突することを防止できる。また、装置３が既設置の場合には、受け取り機構１５の位置を調整することで、スロープ８の高さＨを調整することができる。
【００２９】
《実施例》
本発明者は、アノードが炉床に衝突する条件を算出するために模型による実験を行った。以下にその過程を図４〜図１４を用いて説明する。
実際のアノード１および投入装置３と物理的に相似なアノード模型４０および投入装置模型４２を製作するためには、アノード模型４０の運動の相似則を予め見極める必要がある。ところが、アノード１が湯面に達するまでと、アノード１が熔湯２０に侵入した後とでは、アノード１が主として受ける力が異なっている。そこで、これらを個別に整理して相似条件を求め、その後モデルを統合する。
【００３０】
まず、アノード１が湯面に達するまでの工程における、実際のアノード１とアノード模型４０との相似条件を求める。ガスゾーンを落下するアノード１には慣性力と重力とが作用する。アノード１の代表長さをＬとすると、重力Ｆｇは式（４）、慣性力Ｆｉは式（５）で表される。ここで、ρｓはアノード１の密度、ｖは速度、ｇは重力加速度を表す。
式（４）：Ｆｇ＝ρｓ×ｇ×Ｌ3
式（５）：ＦＬ＝ρｓ×Ｌ2×ｖ2
実際のアノード１と物理的に相似なアノード模型４０を作るには、両者のＦｇ／ＦＬを等しくすればよい。すなわち、アノード模型４０のパラメータをプライム（’）で表記すると、式（６）が相似条件である。
式（６）：Ｆｇ／ＦＬ＝ｇ×Ｌ／ｖ2＝ｇ×Ｌ’／ｖ’2
【００３１】
ここで、アノード模型４０の縮尺を１／ｋ倍、落下距離をｈとし、エネルギー保存則である式（７）を適用すると、相似条件として式（８）が得られる。
式（７）：ｍ×ｖ2／２＝ｍ×ｇ×ｈ
式（８）：１／ｋ＝Ｌ’／Ｌ＝ｈ’／ｈ
それゆえ、１／ｋ倍のアノード模型４０は、実際のアノード１の１／ｋ倍の高さから落下させれば良い。
【００３２】
アノード１が熔湯２０内に侵入した後の相似条件を求める。図４に示すように、熔湯２０に侵入した後のアノード１には、主として慣性力Ｆｉと抵抗力Ｆｄが作用する。アノード１と粗銅は密度がほぼ等しいので重力や浮力は不要である。
慣性力Ｆｉと抵抗力Ｆｄはそれぞれ式（９）、式（１０）で表される。
式（９）：Ｆｉ＝ρｓ×Ｌ×ｂ×ｖ2
式（１０）：Ｆｄ＝ρＬ×ｃ×Ｌ×ｖ2×ｓｉｎα
ここで、ρＬは粗銅の密度を表し、ｂはアノード１の厚さ、αは曲げ角、ｃはアノード１の下端から曲げ位置までの距離を表す。ｂやｃの代表寸法をＬと別に定義したのは、これらを実験において可変にするためである。
【００３３】
実際の投入装置３と力学的に相似な装置模型４２を作るには、両者のＦｄ／Ｆｉを等しくすれば良い。さらに、粗銅とアノード１とは密度がほぼ等しい（ρＬ＝ρｓ）ので、模擬浴４１とアノード模型４０の密度を等しくすれば相似条件が緩和される。その結果、相似条件として式（１１）が得られる。
式（１１）：Ｆｄ／Ｆｉ＝（ｃ×ｓｉｎα）／ｂ＝（ｃ’×ｓｉｎα’）／ｂ’
また、アノード模型４０の厚さを実際のアノード１の１／Ｋ倍とすると、式（１２）が成り立つ。
式（１２）：１／Ｋ＝ｂ’／ｂ＝（ｃ’×ｓｉｎα’）／（ｃ×ｓｉｎα）
したがって、曲げ角をα＝α’としてアノード模型４０を製作した場合、厚みと同じ縮尺率で曲げ位置を決めればよい。要するに、湯深も含めて全体を同じ比率で縮小すればよい。
【００３４】
以上の考察を総括すると、以下のようになる。縮尺１／ｋ倍で製作したアノード模型４０は、実際のアノード１の１／ｋ倍の高さから落下させれば良い。縮尺１／Ｋ倍で製作したアノード模型４０は、模型と密度が等しい浴中で実際のアノード１と相似の運動をする。それゆえ、模擬浴４１とアノード模型４０の密度を等しくして、一切を同じ縮尺１／ｋ＝１／Ｋで製作すればよい。
【００３５】
アノード模型４０および装置模型４２は実際のアノード１および投入装置３の縮尺１／１０で製作した。装置模型４２の湯深は、実炉湯面上の想定落下点における湯深（約８３ｃｍ）に倣い、スロープ４３の長さは実機３のアノード吊り下げフック１８以下の長さに倣った。また、スロープ４３の斜度（傾斜角度）は実際のスロープ８と等しい５８°の他に、５０°、７０°で試験した。
アノード模型４０はアクリル樹脂（密度約１．１８ｇ／ｃｍ3）で製作し、模擬浴（熔湯）４１にはアクリル樹脂と密度が等しい食塩水を用いた。ただし、静止したアノード模型４０が浴中で浮上しないように、食塩水の密度はアクリル樹脂よりわずかに低い１．１５ｇ／ｃｍ3に調整した。食塩水は透明塩化ビニル製角形水槽（４００ｍｍＬ×２５０ｍｍＷ×３００ｍｍＨ）に収容した（図５参照）。
【００３６】
アノード模型４０は、下端の曲げ部分４４がスロープ４３の上方を指すように、スロープ４３上に配置した。この向きは実際の装置３と同じである。滑落後のアノード模型４０の運動は、ＣＣＤカメラを用いて毎秒１２５フレームで撮影した。試験は各模型４０とも５回以上行い、画像から侵入深さの平均値を求めた。同一試験条件における侵入深さの変動は概ね±０．５ｃｍ以内であった。
実機におけるガスゾーンの高さ（模擬浴４１の上面からスロープ４３の下端までの高さ）は溶湯の深さＤの１倍から５倍に相当する値を採りうる。装置模型４２を用いた予察実験の結果によると、ガスゾーンの高さを１×Ｄから５×Ｄの間で変化させてもアノード模型４０の侵入深さに実験誤差よりも大きな相異が生じなかった。そこで、装置模型４２においてガスゾーンの高さを３．５×Ｄに相当する２９０ｍｍに固定して、以下の実験を行った。
【００３７】
図６は浴中を運動する板厚１ｍｍのアノード模型４０の連続写真をトレースした図である。図６の左側には平板アノード模型４５の運動、右側には下端から１６ｍｍの位置で３０°折り曲げたアノード模型４０の運動を示した。また、各画像の左下に記した時間は、一番上の写真の撮影時刻を０とした場合の経過時間である。アノード模型４０の下端を折り曲げた結果、上向きの旋回力が生じ、水底との衝突が回避されたことがわかる。
【００３８】
アノード模型４０の厚さｂ、アノード模型４０下端から曲げ位置までの距離ｃ、曲げ角αを変化させて、これらの変数と侵入深さとの関係を調査した。図７は実機同様の５８°のスロープ４３を用いた場合の結果、図８は５０°のスロープ４３を用いた場合の結果である。なお、アノード模型４０が底面に衝突した事例は×で示した。また、アノード模型４０のｂ、ｃ及び侵入深さの単位はｍｍで表示した。縮尺１／１０のアノード模型４０を用いたので、単位をｃｍに置き換えるだけで実機１におけるこれらの値が得られる。αは特に断りがない限り３０°である。さらに、図７，図８の横軸には実機におけるアノード１の重量も記した。ただし、アノード１の見かけ密度を８．０ｇ／ｃｍ3 とみなして換算した。これらの図は、ｃとαを適宜選択すれば鋳造時に生じた廃アノード（３５０ｋｇ）１も製銅炉（Ｃ炉）２で処理できることを示している。
【００３９】
図７，図８に共通の特徴は以下の３点である。すなわち、
（ｉ）板厚ｂが増大するほど侵入深さが増す。
（ｉｉ）アノード模型４０下端から曲げ位置までの距離ｃが長くなるほど侵入深さが減少する。
（ｉｉｉ）曲げ角度αが増大するほど侵入深さが増大する。
これらのうち、（ｉ）はアノード模型４０の慣性力が増大するほど侵入深さが増大することを示しており、（ｉｉ）と（ｉｉｉ）はアノード模型４０が浴４１から受ける抵抗力が増大するほど侵入深さが減少することを示している（式（９）、（１０）参照）。
【００４０】
一方、図７と図８を比較すると、各模型４０ともスロープ４３の斜度（傾斜角度）が大きくなるほど深く侵入することがわかる。スロープ４３の斜度が７０°になると侵入深さが更に増す。その原因は、スロープ４３が急峻になるほど浴面に対する侵入角が大きくなり、その分浴中で旋回しなければならない角度が増すことである。ゆえに、スロープ４３の斜度を緩めて、処理可能なアノード模型４０の形状（ｃ、α）と重量（ｂ）の範囲を広げることが望ましい。
【００４１】
侵入深さに及ぼすスロープ４３の斜度の影響を総括し、図９に示す。侵入深さはｂが大きいほどスロープ４３の斜度に敏感になり、逆にｃやαが大きいほど鈍感になる。なお、図９には傾き１と２の勾配を三角形で図示した。実験データによると、実際の装置３におけるスロープ８を１°緩くする毎に、実際のアノード１の侵入深さが１−２ｃｍ浅くなると考えられる。
【００４２】
式（１１）に示した無次元数Ｆｄ／Ｆｉは模擬浴４１に侵入したアノード模型４０の運動を支配する重要なパラメータである。端的に示せば、Ｆｄ／Ｆｉが増大するほど、アノード模型４０の旋回力が増すため侵入深さが浅くなる。スロープ４３の斜度が５０°、５８°、７０°の各場合について、侵入深さとＦｄ／Ｆｉとの関係を整理して、順に図１０，図１１，図１２を得た。
【００４３】
これらの図は、スロープ模型４３の斜度を一定とすると、侵入深さがＦｄ／Ｆｉによってほぼ一意的に決まることを示している。特に斜度が５０°および５８°の場合は、極めて高い精度で侵入深さの推算と、底面との衝突／非衝突の判別が可能である。一方、斜度が７０°の場合はプロットのばらつきが目立ち、衝突／非衝突の判別にもやや難がある。プロットのばらつきの特徴から、抵抗力を受ける面が小さい（ｃが小さい）ために旋回力の発達が遅いアノード模型４０ほど深く侵入する傾向が見られる。ゆえに、斜度７０°の事例は安定した旋回運動を実現することの重要性を示している。以上の事情を勘案すれば、斜度７０°のプロットを近似する曲線も実用に値する。
【００４４】
図１３は、スロープの高さ１９０ｍｍＨ（基準値）の場合と、スロープ４３の高さ２４０ｍｍＨ（基準値＋５０ｍｍ）の場合との、侵入深さの比較である。図１４は、スロープ４３の高さ１９０ｍｍＨ（基準値）の場合と、スロープ４３の高さ ２９０ｍｍＨ（基準値＋１００ｍｍ）の場合との、侵入深さの比較である。これらの図によれば、スロープ４３の落差の増加にともなって侵入深さが増大するという一般的傾向が見られる。これらの図の実線を縦軸方向に＋３、＋６それぞれ平行移動させて、Ｂ＝Ａ＋３、Ｃ＝Ａ＋６の破線をそれぞれ引くと、全てのプロットは破線の下方に位置づけられる。それゆえ、実機においてスロープ８の落差を５０ｃｍＨ、１００ｃｍＨ増加させると、アノード１の侵入深さは３ｃｍ、６ｃｍ程度増大すると判断できる。
【００４５】
以上のようにして、前記アノードの折り曲げ角度がα（°）、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さがｃ（ｃｍ）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）と、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）との関係式として、式（１）〜式（３）を得た。
【００４６】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に記載した発明によれば、アノードが前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）よりも重たい広義の残基アノードや廃アノードを炉内に投入する場合であっても、これらのアノードが炉床に衝突することを防止でき、アノード投入により炉床を損傷するおそれがなくなる。また、アノードの重量に応じて投入する炉の種類を代える必要がなり、工程を簡略化することができる。
【００４７】
請求項２に記載した発明によれば、前記アノードを製銅炉の冷剤として使用することができ、これらのアノードを精製炉で熔解するための多量の燃料が不要となるため、コストやエネルギーを大幅に節約することができる。また、前記アノードを再熔解に必要な熱量の全部に製銅炉の余剰熱を用いることができるので、プロセスの熱収支を大幅に改善することができる。
【００４８】
請求項３に記載した発明によれば、前記アノードが炉床に衝突するか否かの判別を極めて高い精度で判別することができる。
請求項４に記載した発明によれば、炉内のヒートバランスをほとんど崩すことなく、製錬作業への悪影響を防止することができる。
【００４９】
請求項５に記載した発明によれば、アノードが前記残基アノード（重量５０〜１１０ｋｇ）よりも重い広義の残基アノードや廃アノードを炉内に投入する場合であっても、これらのアノードが炉床に衝突することを防止でき、アノード投入により炉床を損傷するおそれがなくなる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明の実施の形態におけるアノードの投入装置を示す斜視図である。
【図２】 本発明の実施の形態におけるアノードの折曲げ機構を示す正面図である。
【図３】 図２に示す折曲げ機構の平面図である。
【図４】 アノードが受ける力を示す説明図である。
【図５】 実験装置を示す概略断面図である。
【図６】 実験結果を示す説明図である。
【図７】 スロープの傾斜角度５８°における、アノードの厚さ、曲げ角度、曲げ長さと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図８】 スロープの傾斜角度５０°における、アノードの厚さ、曲げ角度、曲げ長さと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図９】 スロープの傾斜角度と侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１０】 スロープの傾斜角度５０°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１１】 スロープの傾斜角度５８°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１２】 スロープの傾斜角度７０°における、無次元数Ｆｄ／Ｆｉと侵入深さとの関係を示すグラフである。
【図１３】 スロープの落差の違いによる侵入深さの比較を示すグラフである。
【図１４】 スロープの落差の違いによる侵入深さの比較を示すグラフである。
【符号の説明】
１ アノード
２ 製銅炉
５ シュート
８ 開口部（スロープ）
１０ 先端部
Claims (5)
- 略矩形板状をなすアノードの先端部を折り曲げて、該アノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入するアノードの投入方法であって、前記熔湯の深さがＤ（ｃｍ）、前記スロープの高さがＨ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）であるときに、前記アノードの折り曲げ角度α（°）と、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さｃ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とするアノードの投入方法。ただし、前記Ａ、Ｂは、
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。 - 前記アノードを投入する炉は、製銅炉であることを特徴とする請求項１に記載のアノードの投入方法。
- 前記スロープの斜度は、５０°〜７０°であることを特徴とする請求項１または請求項２に記載のアノードの投入方法。
- 前記アノードの投入には、硫化銅鉱の製錬における製銅炉の天井または側壁に設けられて、この製銅炉の内外を連通させる開口部と、この開口部に前記製銅炉の内外方向に離間して取り付けられて、前記開口部をそれぞれ独立して開閉する外シャッタおよび内シャッタと、前記開口部内に残基アノードを投入する投入機構とを備えたアノード投入装置を用いることを特徴とする請求項１から請求項３のいずれかに記載のアノードの投入方法。
- 先端部が折り曲げられた略矩形板状のアノードを炉の熔湯内にスロープを介して投入する炉の設計方法であって、前記アノードの折り曲げ角度がα（°）、前記アノードの折り曲げられた先端部の長さがｃ（ｃｍ）、前記アノードの厚さがｂ（ｃｍ）、スロープの傾斜角度がβ（°）であるときに、前記熔湯の深さＤ（ｃｍ）と、前記スロープの高さＨ（ｃｍ）とを、
式（１）：Ｄ＞Ａ×（ｃｓｉｎα／ｂ） Ｂ ＋０．０６（Ｈ−１９０）
の関係を満たすように設定することを特徴とする炉の設計方法。ただし、前記Ａ、Ｂは、
式（２）：Ａ＝−１０５１（ｓｉｎβ）２＋２０２８ｓｉｎβ−８３９．３
式（３）：Ｂ＝７．３７８（ｓｉｎβ）２―１１．６４ｓｉｎβ＋３．８０６
により与えられる。
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