JP3752051B2 - スクラップ溶解方法及びスクラップ溶解用ランス - Google Patents
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Description
【発明の属する技術分野】
本発明は、炭材の燃焼エネルギーを熱源として効率的にスクラップを溶解する方法及びランスに関するものである。
【0002】
【従来の技術】
スクラップは通常電気炉で溶解されるが、多量の電力を必要とし電力コストが大きいため、わが国のように電力価格が著しく高い国ではコストが高いという問題があった。
【0003】
近年、わが国においてもスクラップの発生量が著しく増加し、鉄鋼生産のうちスクラップを原料とするものの比率が増加してきており、電気エネルギーによらずより経済的で生産性の高いスクラップの溶解方法の開発が望まれていた。
【0004】
電気エネルギーによらないでスクラップを溶解する方法として、例えば、「鉄と鋼」、第78年(1992)、p.520以降に開示されているように、転炉型の反応容器を用いて、炭材を鉄浴の内部に吹き込みつつ鉄浴上部から酸素ガスを吹き付けて、酸素ガスによる鉄浴中の炭素の燃焼熱でスクラップを溶解する方法が試みられている。この溶解方法においては、反応容器内の少量の鉄浴に上方からスクラップを逐次供給して溶解し、鉄浴が所定の量になってから出湯するが、出湯の際に一部の溶鉄を炉内に残留させる、いわゆる残し湯方式がとられることが多い。
【0005】
ここで、炭材の燃焼エネルギーを有効に利用するためには、溶解炉内での二次燃焼率(排ガス中の{(%CO2)/(%CO2)+(%CO)}×100(%))を高める必要があることは、すでによく知られているところである。
【0006】
特開昭62−228424号公報には、「1.冶金炉内で生成するCOガスを2次燃焼させるためのO2導入用噴射孔を有する上吹ランスであって、前記噴射孔の開口形状が下記式で表す変形度で1.4以上のものからなる冶金炉に供する2次燃焼用ランス。
【0007】
【数1】
式中のIは、噴射孔の開口外周長(mm)、Sは、噴射孔の開口断面積(mm2)、DOは、Sに等しい面積を有する円の直径(mm)」が開示されている。
【0008】
しかし、ここに示されているような、COガスのO2ジェットへの巻き込みを増大させることで2次燃焼率を向上させる手段では炉内排ガス温度が高くなることが避けられず、激しい耐火物溶損を引き起こすという問題がある。ここで、このような炉内空間でのCOガスのO2ジェットへの巻き込みによる2次燃焼を空間燃焼と呼ぶ。
【0009】
これに対して、スクラップ溶解炉で二次燃焼率を高める方法としては、例えば特開平8−260022号公報には、「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当り100kg以上1000kg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っていない部分のスラグ厚みL SO の比L S /L SO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及び吹酸速度の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。」が開示されている。
【0010】
この方法は、鉄浴の上部に所定量(例えば溶鉄トン当たり300kg以上)の溶融スラグを置き、溶融スラグ層内に多量の炭材を懸濁させて、当該炭材を上吹き酸素ガスで完全燃焼させる方法がある。ここで、このような溶融スラグ層内に懸濁させた炭材を上吹き酸素ガスで燃焼させる方法を炭材燃焼と呼ぶ。この方法は、上吹き酸素により炭材が完全燃焼することでCO2を発生させるため、空間燃焼に比べて排ガスの温度が上昇しにくい。しかし、この場合は、上吹き酸素が溶鉄層と接触すると、通常の転炉脱炭と同様にCOガスが発生し空間燃焼が起こるため、多量のスラグで上吹き酸素と溶鉄層を遮断(スラグ遮断と呼ぶ)する必要がある。従って、溶融スラグ層内で発生した炭材の燃焼熱を、多量のスラグを介して下方の鉄浴に伝達してスクラップの溶解に有利に利用するため、鉄浴または溶融スラグ層にガスを吹き込んで攪拌することが必要不可欠である。しかし、攪拌条件に関する記載が無いため本願のみで効率的なスクラップの溶解を成し遂げることはできない。
【0011】
一方、前記のような溶融スラグ層内に懸濁させた炭材を上吹き酸素ガスで燃焼させる方法における、上吹きランスとしては、特開平8−157924号公報に、「ガスを上吹きできる転炉型反応容器で、酸素含有ガスを用い、炭材が燃焼した時に発生する熱によりスクラップを溶解する方法において、スラグ量をメタルt当たり100kg以上400kg以下とし、炭材中固定炭素分をスラグt当たり100kg以上500kg以下存在させ、同心の3〜16角形の多角形または同心円の断面を有する1条のスリット状の酸素供給管を有し、前記酸素供給管の先端開口面の一部に2〜10個の遮蔽板を配し、前記遮蔽板で分離された個々の前記先端開口面の長辺長さB(mm)と短辺長さh(mm)の比B/hが10〜225、ランス直径をR(mm)とした場合に(B×h)/Rが0.4〜4である上吹きランスを用い、ランス中心点を含むランス先端部をランス本体に対し上下方向に移動させずに、ランス先端とスラグ面間の距離G(mm)を前記反応容器の直径A(mm)に対して、G/Aで0.1〜0.8に制御しながら、溶解するスクラップt当たり酸素を200〜500Nm 3 /(Hr・ton)の速度で供給してスクラップを溶解することを特徴とする転炉型反応容器による熱効率の高いスクラップ溶解方法。」が開示されている。
【0012】
この場合には、スリット状開口部のB/hが大きいため、噴流が、ランスから噴出した時点でのスリット型噴流から、炉内空間で、より安定な円形噴流へと変化する。この噴流の変化に伴いCOガスのO2ジェットへの巻き込みが起こるため空間燃焼が生じ排ガス温度の上昇を招く。特に、底吹きガスとして酸素を用いた場合、(溶鉄と底吹き酸素が直接接触してCOが発生する)や、スクラップと同時にダストや鉄鉱石のような酸化鉄源を使用する場合(酸化鉄がスラグ中で炭材により還元されたCOガスを発生する)には、COガスが炉内空間に十分に存在するため空間燃焼が起こり易くなる。
【0013】
ところで、前述のように、伝熱を効率的に進めるためには、鉄浴又は溶融スラグ層にガスを吹き込んで攪拌することが必要不可欠である。従来は、底吹きによる攪拌エネルギーとして[2]式で定義されるεMが用いられる(「鉄と鋼」、第67巻、1981年、672頁以降)。
【0014】
εM=(371/60)・(Q/W)・T・{ln(1+9.8・ρM・ H・10-4)+0.06・(1−298/T)} ・・・[2]
ここで、Qは底吹きガス流量(Nm3/min)、Wは溶鋼重量(ton)、Tは溶鋼温度(K)、ρMは溶鋼密度(g/cm3)、Hは鋼浴浴深(cm)を示す。
【0015】
また、「鉄と鋼」、第67巻、1981年、392頁以降には、溶鋼や水浴の均一混合時間が(ε・V-2/3)と相関を持つことが、「鉄と鋼」、第69巻、1983年、S191頁には、製鋼精練プロセスにおけるスラグとメタルの反応に対して、メタル側物質移動係数が(ε・V-2/3)と相関を持つことが開示されている。ここで、Vは、溶鋼体積(m3)である。
【0016】
しかし、スラグへの炭材の巻き込みやスラグ内の炭材の混合循環特性を記述した例はなく、攪拌条件を規定して効率的なスクラップの溶解を成し遂げることはできない。
【0017】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、上記のような従来技術の問題点を解決するためになされたものであって、その目的とするところは、炭材の燃焼エネルギーを主な熱源としてスクラップを溶解するに際して炭材燃焼を最大限に利用し発生した熱を有効に浴に着熱させることが可能となるスクラップ溶解用上吹きランス、および、効率的なスクラップの溶解方法を提供することにある。
【0018】
【課題を解決するための手段】
本発明の発明者らは、スクラップ溶解炉において炭材燃焼を最大限に利用し空間燃焼を抑制するための上吹きランスとしては、スリット形状の酸素供給管の持つ、超音速ジェットコアがスリット幅hにより決まるため、短くなるという特性を活かしつつ、噴流の転換によるCOガスの巻き込みを防止するため、開口面形状のB/hを小さくした形状が最適であることを見いだした。
【0019】
さらに、スラグ浴を有効に攪拌し、伝熱を促進する条件として、底吹きガス、上吹きガスの攪拌エネルギーに加えて、酸化鉄の還元によりスラグ内から発生するCOガスによる攪拌エネルギーも考慮した、新しいスラグ攪拌指数Iを導出した。
【0020】
本発明は、これらの知見に基づくものである。
【0021】
本発明の要旨は、以下の各方法にある。
【0022】
(1)上底吹き転炉型の容器を用いたスクラップ溶解方法において、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100〜400kgとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の10〜30%に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さLsと、スラグ厚さLsoとの比にLs/Lsoが0.3〜0.7の範囲内になるように、上吹きランス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の1種又は2種以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させるとともに、スラグ攪拌指数Iが0.6〜1.5となるように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の1種又は2種以上を調整することを特徴とするスクラップ溶解方法。
【0023】
(2)(1)において、酸化鉄を酸化鉄中の酸素量O(Nm3/Hr/ton)が15〜100の範囲で使用することを特徴とするスクラップ溶解方法。
【0024】
(3)(1)又は(2)において、上吹き酸素量F(Nm3/Hr/ton)、底吹きガス中の酸素量B(Nm3/Hr/ton)、酸化鉄中の酸素量O(Nm3/Hr/ton)、2次燃焼率を次式のPC以下で30%以上になるように、上吹きランス高さ、、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の1種又は2種以上を調整して吹酸することを特徴とするスクラップ溶解方法。
【0025】
PC={F/(F+B+O)}×100 ・・・[1]
(4)(1)〜(3)において、ランス先端とスラグ面間の距離G(mm)を、炉内直径D(mm)に対してG/Dを0.65〜0.2とすることを特徴とするスクラップ溶解方法。
【0026】
(5)(1)〜(4)において、炉内に5mm以下の微粉炭を5〜25kg/t吹き込むことを特徴とするスクラップ溶解方法。
【0027】
(6)(1)〜(5)のいずれかに記載のスクラップ溶解方法に用いるための上吹きランスであって、2つの同心円周をその長辺に有し、垂直長さL(mm)なる1条のスリット状断面の酸素供給管を有し、前記酸素供給管の先端開口面に0.15L〜0.35Lの垂直長さの遮蔽板を2〜8個配し、前記先端開口面の長辺長さBと短辺長さhの比(B/h)を1.5〜3.5とし、ランス下端面の中心点を含む該ランス先端部を該ランス本体に対し上下左右方向に移動させないことを特徴とするスクラップ溶解用ランス。
【0028】
ここで、スラグ厚さLSOは、炉形状とスラグ量よりスラグ密度ρSを1300kg/m3として計算される値である。上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さLSは以下の式で計算される。
【0029】
2.5ρg[(c・HC)・(X+LS)]2=ρS・g・LS ・・・[3]
ρg:常温、常圧での酸素ガスの密度(=1.43kg/m3)
ρS:スラグ密度(=1300kg/m3)
c:常温、常圧での酸素ガス中の音速(=326m3/s)
HC:超音速ジェットコアの長さ(m)
X:ランス先端からLSOの計算と同一方法で求めたスラグ面までの鉛直距離(m)
g:重力加速度(=9.8m/s2)
また、HCは以下の式で計算される。
【0030】
【数2】
Hc=f(P0/P0P)・M0P{(4.2+1.1M0P 2)・α}1/2・h1・・・[4]
【0031】
【数3】
(X=PO/POP)
PO:ノズル絶対二次圧(kgf/cm2)
POP:ノズル適正膨張絶対二次圧(kgf/cm2)
MOP:適正膨張時吐出マッハ数(−)
ht:スリット状の酸素供給管のスロート部スリット幅(mm)
αは、噴流の転換点に対応するパラメータであり[5]式で計算される。
【0032】
α=9.655・(B/h)0.8701 ・・・[5]
B:スリット状の酸素供給管の先端開口面の長辺長さ(mm)
h:スリット状の酸素供給管の先端開口面の短辺長さ(mm)
ランスノズルの絶対二次圧POとはスロート前の淀み部の絶対圧である。一般に、ランスノズルの適正膨張絶対二次圧POPは、以下の[6]式で計算される。
【0033】
Se/St=0.259(Pe/POP)-5/7{1−(Pe/POP)2/7}-1/2・・・[6]
Se:スリット状の酸素供給管の遮蔽板下端位置の面積(mm2)
St:スリット状の酸素供給管スロート部の面積(mm2)
Pe:ノズル出口における圧力(=1.033kfg/cm2)
また、[5]式中の適正膨張時吐出マッハ数MOPは、以下の[7]式で計算される。
【0034】
MOP=[5・{(POP/Pe)2/7−1}]1/2 ・・・[7]
なお、酸素ガス流量は以下の[8]式より算出される。
【0035】
また、スラグ攪拌指数Iは以下の式で求められる。
【0036】
I=(εS・SV-2/3) ・・・[9]
SVは、スラグ重量(t)で、εSは[10]式以降で与えられる。
【0037】
εS=(371/60)・((Q+q)/SV)・TS・
{ln(1+9.8・ρS・HS・10−4)+0.06・(1−298/TS)}
・・・[10]
【0038】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を詳細に説明する。
【0039】
請求項6は、ランス構造に関するものである。
【0040】
本発明の上吹きランス形状の模式図を図1、図2に示す。
【0041】
両図の(A)は(B)におけるイ−ロ−ハの垂直断面を示した図で、ランス中心軸1に対して同心円周をその長辺に有する垂直長さLなる1条のスリット状の酸素供給管2を有し、前記酸素供給管の先端開口面3に垂直長さL′の遮蔽板4を配し、ランス中心点を含むランス先端部5は、ランス本体6に対し上下方向に移動させない構造を示している。
【0042】
7は、スリット状の酸素供給管の遮蔽板下端位置を示し、Seは、当該位置の開口断面積であり、8は、スリット状の酸素供給管スロート部(最も断面積の狭い部分)を示し、Stは当該位置の開口断面積、htは当該位置のスリット幅である。
【0043】
9は水冷配管を示す。両図の(B)はランス先端を示したものであり、1条のスリット状の酸素供給管に遮蔽板4を配し、先端開口面3を形成する。5はランス中心点を含むランス先端部、6はランス本体であり、Bは先端開口面の長辺長、hは短辺長さである。図1は、遮蔽板が4個の場合、図2は8個の場合を示す。
【0044】
図3は、本発明の上吹き転炉型容器を用いたスクラップ溶解方法の実施態様を示した模式図であり、11は転炉型容器、12は上吹きランス、13は底吹き羽口、14は溶銑、15はスクラップ、16はスラグ、17は炭材、LSは上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さを示す。
【0045】
図4、図5は、上底吹き転炉型の容器を用いたスクラップ溶解方法で、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄1t当たり約200kgとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の15〜20%に保ち、[3]〜[7]式で計算される上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さLSと、スラグ厚さLSOとの比にLS/LSOが0.5になるよう設定して吹酸した場合の、2次燃焼率が40〜60%での排ガススーパーヒートを、B/hや、遮蔽板の長さとLの比を種々に変化させたランスを用いて測定した結果を示している。2次燃焼率は[11]式で、図中に示した着熱効率は[12]式で定義する。
【0046】
【数4】
ここで、排ガス中の各成分濃度は炉口燃焼率を補正した炉内での排ガス組成であり、排ガススーパーヒートとは、排ガス温度とスラグ温度の差を示す。
【0047】
図4に示すように、B/hが1.5〜3.5とした場合には、排ガススーパーヒートが低下することがわかる。B/hが3.5よりも大きい場合に変換によりCOガスが酸素噴流に巻き込まれ易くなるため空間燃焼が生じ、排ガススーパーヒートが上がる。1.5よりも小さい場合には断面形状が円形に近くなるため、[3]〜[7]式が適用できない。つまり、この場合には[4]式のように超音速ジェットコアの長さがスリット状の酸素供給管のスロート部スリット幅htで決まるのではなく、開口面の円相当直径で支配されることになり、[3]〜[7]式であえて計算すればLS/LSOが0.5になる条件であっても、実際には、超音速コアが長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断が不十分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するためCOガスが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒートが上がる。
【0048】
一方、図5に示すように遮蔽板の長さL′とLの比(L′/L)が0.15〜0.35の場合に排ガススーパーヒートが低下している。L′/Lが0.35よりも大きい場合には、遮蔽板が長過ぎるため、[3]〜[7]の式が適用できない。つまり、この場合にも[4]式のように超音速ジェットコアの長さがスリット状の酸素供給管のスロート部スリット幅htで決まるのではなく、開口面のスリット幅でhで支配されることになり、[3]〜[7]式であえて計算すればLS/LSOが0.5になる条件であっても、実際には、超音速コアが長く噴流強度は強くなる。そのため、スラグ遮断が不十分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するためCOガスが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒートが上がる。逆に、L′/Lが0.15よりも大きい場合には、遮蔽板が薄過ぎるため耐用性が低く、ランス寿命が短くなる。
【0049】
遮蔽板の数が1個の場合には、B/hが大きくなり過ぎるため、変換によりCOガスが酸素噴流に巻き込まれ易くなるため空間燃焼が生じ排ガススーパーヒートが上がり、9個以上の場合には断面形状が円形に近くなるため、スラグ遮断が不十分となり、上吹き酸素と鉄浴が直接接触するためCOガスが発生し、空間燃焼が生じて排ガススーパーヒートが上がる。
【0050】
請求項1〜5は、上底吹き転炉型の容器を用いたスクラップ溶解であり、本発明の構成要件における数値その他の限定理由は以下の通りである。
【0051】
請求項1において、炉内のスラグ量を炉内の溶融鉄1t当たり100〜400kgとしたのは、100kgよりも少ない場合にはスラグ厚が薄くなるためスラグ内での炭材の自由な運動が妨げられ、400kgよりも多い場合には、スラグ厚が厚すぎるため、相対的にスラグよりも比重の軽い炭材がスラグ下部まで十分に循環できず、いずれの場合にも着熱効率が低下するためである。該スラグ内の炭材量をスラグ量の10〜30%にしたのは、10%よりも少ないとスラグのフォーミングを抑制できずに安定操業できないためで、30%よりも多いと炭材同士の接触によりスラグ内での炭材の自由な運動が妨げられ、さらに、炭材燃焼で発生したCO2が近傍に存在する他の炭材と接触してCOに還元される、ソルーションロス反応が起こり易くなるためである。
【0052】
上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さLSと、スラグ厚さLSOとの比LS/LSOが0.3〜0.7の範囲内になるように、上吹きランス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の1種又は2種以上を調整するのは、LS/LSOが0.3よりも小さい場合には、上吹きガスによるスラグの攪拌が小さくなって炭材がスラグに懸濁しにくくなるためで、LS/LSOが0.7よりも大きい場合には、スラグ層下部にある粒鉄と上吹き酸素が直接接触し易くなりCOの発生が起こるためである。
【0053】
スラグ攪拌指数Iが0.6〜1.5となるように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の1種又は2種以上を調整するのは、スラグ攪拌指数Iが0.6よりも小さい場合はスラグの攪拌が小さくなって炭材がスラグ内を十分に循環できなくなるためで、図6に示すように排ガススーパーヒートが上昇する。スラグ攪拌指数Iが1.5よりも大きい場合には、スラグ中のガス量が多くなりスラグのフォーミングが抑制できずに安定操業できなくなる。
【0054】
スラグ攪拌示標は、[9]、[10]式に示すように、底吹きガス量に酸化鉄の還元により発生するCOガスの量を加えたものである。つまり、上吹きガスに対するスラグ遮断が不十分で鉄浴と接触して発生したCOガスは、上吹き酸素噴流の近くを上昇するため、酸素ガスに巻き込まれ易く、且つ、スラグの攪拌にはほとんど寄与しないのに対して、酸化鉄の還元により生成したCOガスは、スラグ全体から発生するため、底吹きガスと同等の寄与でスラグの攪拌を行い、さらに、酸素ガスに巻き込まれにくいという新しい知見に基づいている。従って、酸化鉄を適正量使用することで、底吹きガスを増大させずともスラグ攪拌指標Iを大きくすることが可能となる。
【0055】
請求項2は、これを示したものであり、酸化鉄を酸化鉄中の酸素量O(Nm3/Hr/ton)が15〜100の範囲で使用するとしている。Oが15よりも少ない場合には、スラグ攪拌指標Iを大きくするには多量の底吹きガスが必要となり、羽口溶損を引き起こし、100よりも多い場合には、スラグ中のガス量が多くなり、スラグのフォーミングが抑制できずに安定操業できなくなる。
【0056】
請求項3は適正な2次燃焼率について示したものである。前記のように、酸化鉄の還元により生成したCOガスは、スラグ全体から発生するため、上吹き酸素ガスに巻き込まれにくいという特徴を持つ。また、底吹きされた酸素により生成するCOガスも、比較的スラグ全体から浮上するため、酸化鉄の還元により生成したCOガスと同様に上吹き酸素ガスに巻き込まれにくい。従って、これらのCOガスは空間燃焼させることなく炉外へ除去することができる。
【0057】
つまり、上吹き酸素による炭材燃焼で生成したCO 2 と、酸化鉄還元で生成したCO、底吹き酸素で生成したCOの3つで決まる2次燃焼率が最大(限界2次燃焼率)であり、それ以上に2次燃焼率を上げることは空間燃焼を引き起こしていることを意味するため排ガススーパーヒートが上昇する。[1]式で示したPCは限界2次燃焼率の計算式であり、Fは上吹き酸素による炭材燃焼で生成したCO2、Oは酸化鉄還元で生成したCO、Bは底吹き酸素で生成したCOに対応する。図7は、これを示したものであり、実測された2次燃焼率PCOBと[1]式で計算されるPCとの比(PCOB/PC)が1よりも高い場合には排ガススーパーヒートが激しく増大することがわかる。また、2次燃焼率が30%よりも小さい場合には、スクラップ溶解のための炭材原単位や酸素原単位が高くなり経済的メリットを失う。
【0058】
請求項4は酸化鉄還元や底吹き酸素で生成したCOを、上吹き酸素に巻き込ませない条件を示したものである。つまり、ランス先端とスラグ面間の距離Gと炉内直径Dの比(G/D)が0.65よりも大きい場合には、酸素噴流と雰囲気ガスとの接触面積が大きくなるために、本来、巻き込まれにくい酸化鉄還元や底吹き酸素で生成したCOであっても、―部が巻き込まれるため排ガススーパーヒートが大きくなる。(G/D)が0.2よりも小さい場合には、ランス先端がスラグ面に近すぎるためランス寿命が低下する。
【0059】
請求項5は、排ガススーパーヒートをさらに低下させる方法であり、微粉炭粒径が5mmよりも大きい場合には、炉内空間で排ガス中のCO 2と微粉炭が反応してCOとなることによる吸熱反応が有効に起こらない。微粉炭の量が5kg/tよりも少ない場合には排ガス冷却の効果が小さく、25kg/tよりも多い場合には排ガス冷却だけに留まらずスラグ温度まで低下するという問題が生じる。
【0060】
【実施例】
試験は100トン規模の転炉(炉内径:4.5m)で実施した。上吹きランスは第1図に示す構造のランスでB/hが2、L’/Lが0.25、遮蔽板が4個のものを用いた。前チャージで溶解した溶銑約50トンを種湯として残した状態で小片スクラップと酸化鉄とを、半連続的に上方より添加し、100トンの溶銑を製造した。炉内のスラグ量は炉内の溶融鉄1t当たり約200kgとし、該スラグ内の炭材量がスラグ量の15〜25%に保つように、上方より小塊コークスを半連続的に投入した。Ls/Lsoは0.5になるように、上吹きランス高さを調整して吹酸した。底吹きガスとしては酸素+窒素/LPGの2重管羽口を用い、スラグ撹持指数Iが1.0〜1.5となるように、底吹きガス流量と酸化鉄供給速度を調整した。主な操業条件は以下の通りである。
スクラップの供給速度 2.5〜3.5ton/分
酸素ガス供給速度 23000Nm3/Hr
炭材供給速度 300〜800Kg/分
酸化鉄供給速度 500〜1000Kg/分
撹拝用ガス供給速度 5000〜6000Nm3/Hr
ランス先端とスラグ面間の距離 2〜2.5m
2次燃焼率 40〜60%
上吹き酸素量Fが230(Nm3/Hr/ton)、底吹きガス中の酸素量Bが30(Nm3/Hr/ton)、酸化鉄中の酸素量Oが90(Nm3/Hr/ton)の場合、2次燃焼率Pは50%以上になるように、上吹きランス高さを調整した。その結果、着熱効率は95%、排ガススーパーヒートは100℃以下を達成し、スクラップ溶解のための酸素原単位は130Nm3/ton、炭材原単位は156kg/tonを得た。
【0061】
【発明の効果】
本発明により、炭材の燃焼エネルギーを熱源としてスクラップを溶解するに際して、高い生産性で効率的な吹錬が可能となった。
【図面の簡単な説明】
【図1】遮蔽板が4個の場合の本発明の上吹きランス形状の模式図を示す。(A)は(B)におけるイーロ−ハの垂直断面図である。
【図2】遮蔽板が8個の場合の本発明の上吹きランス形状の模式図を示す。(A)は(B)におけるイ−ロ−ハの垂直断面図である。
【図3】本発明の上底吹き転炉型容器を用いたスクラップ溶解方法の実施態様を示した模式図である。
【図4】排ガススーパーヒートとB/hとの関係を示す実験結果のグラフである。
【図5】排ガススーパーヒートとL’/Lとの関係を示す実験結果のグラフである。
【図6】排ガススーパーヒートとスラグ攪拌指数Iとの関係を示す実験結果のグラフである。。
【図7】排ガススーパーヒートと実測された2次燃焼率PCOBと[1]式で計算されるPCとの比(PCOB/PC)との関係を示す実験結果のグラフである。
【符号の説明】
1 ランス中心軸
2 同心円の断面を有する長さLなる1条のスリット状の酸素供給管
3 前記酸素供給管の先端開口面
4 長さL’なる遮蔽板
5 ランス中心点を含むランス先端部
6 ランス本体
7 Seなる開口断面積を有するスリット状の酸素供給管の遮蔽板下端位置
8 Stなる開口断面積、htなるスリット幅を有するスリット状の酸素供給管スロート部(最も断面積の狭い部分)
9 水冷配管
B 先端開口面の長辺長
h 短辺長
11 転炉型容器
12 上吹ランス
13 底吹き羽口
14 溶銑
15 スクラップ
16 スラグ
17 炭材
Ls 上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さ
Claims (6)
- 上底吹き転炉型の容器を用いたスクラップ溶解方法において、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100〜400kgとし、該スラグ内の炭材量をスラグ量の10〜30%に保ち、上吹き酸素ジェットによるスラグ凹み深さLsと、スラグ厚さLsoとの比にLs/Lsoが0.3〜0.7の範囲内になるように、上吹きランス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の1種又は2種以上を調整して吹酸しながら炉内の炭材を燃焼させるとともに、スラグ攪拌指数Iが0.6〜1.5となるように、底吹きガス流量、ガス種類、酸化鉄供給速度の1種又は2種以上を調整することを特徴とするスクラップ溶解方法。
- 請求項1において、酸化鉄を酸化鉄中の酸素量O(Nm3/Hr/ton)が15〜100の範囲で使用することを特徴とするスクラップ溶解方法。
- 請求項1又は請求項2において、上吹き酸素量F(Nm3/Hr/ton)、底吹きガス中の酸素量B(Nm3/Hr/ton)、酸化鉄中の酸素量O(Nm3/Hr/ton)、2次燃焼率を次式のPC以下で30%以上になるように、上吹きランス高さ、ランスノズル構造、上吹き送酸速度の1種又は2種以上を調整して吹酸することを特徴とするスクラップ溶解方法。
PC={F/(F+B+O)}×100 ・・・[1] - 請求項1〜請求項3のいずれかにおいて、ランス先端とスラグ面間の距離G(mm)を、炉内直径D(mm)に対してG/Dを0.65〜0.2とすることを特徴とするスクラップ溶解方法。
- 請求項1〜請求項4のいずれかにおいて、炉内に5mm以下の微粉炭を5〜25kg/t吹き込むことを特徴とするスクラップ溶解方法。
- 請求項1〜請求項5のいずれかに記載のスクラップ溶解方法に用いるための上吹きランスであって、2つの同心円周をその長辺に有し、垂直長さL(mm)なる1条のスリット状断面の酸素供給管を有し、前記酸素供給管の先端開口面に0.15L〜0.35Lの垂直長さの遮蔽板を2〜8個配し、前記先端開口面の長辺長さBと短辺長さhの比(B/h)を1.5〜3.5とし、ランス下端面の中心点を含む該ランス先端部を該ランス本体に対し上下左右方向に移動させないことを特徴とするスクラップ溶解用ランス。
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