WO2018074166A1 - 電気炉用助燃バーナー - Google Patents

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WO2018074166A1
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combustion
fuel injection
burner
solid fuel
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善広 三輪
堤　康一
純仁 小澤
鷲見　郁宏
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JFE Steel Corp
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    • F27B3/08—Hearth-type furnaces, e.g. of reverberatory type; Electric arc furnaces ; Tank furnaces heated electrically, with or without any other source of heat
    • F27B3/085—Arc furnaces
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
    • F23C1/00—Combustion apparatus specially adapted for combustion of two or more kinds of fuel simultaneously or alternately, at least one kind of fuel being either a fluid fuel or a solid fuel suspended in a carrier gas or air
    • F23C1/12—Combustion apparatus specially adapted for combustion of two or more kinds of fuel simultaneously or alternately, at least one kind of fuel being either a fluid fuel or a solid fuel suspended in a carrier gas or air gaseous and pulverulent fuel
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23C—METHODS OR APPARATUS FOR COMBUSTION USING FLUID FUEL OR SOLID FUEL SUSPENDED IN  A CARRIER GAS OR AIR 
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
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    • F23D—BURNERS
    • F23D14/00—Burners for combustion of a gas, e.g. of a gas stored under pressure as a liquid
    • F23D14/20—Non-premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air on arrival at the combustion zone
    • F23D14/22—Non-premix gas burners, i.e. in which gaseous fuel is mixed with combustion air on arrival at the combustion zone with separate air and gas feed ducts, e.g. with ducts running parallel or crossing each other
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23L—SUPPLYING AIR OR NON-COMBUSTIBLE LIQUIDS OR GASES TO COMBUSTION APPARATUS IN GENERAL ; VALVES OR DAMPERS SPECIALLY ADAPTED FOR CONTROLLING AIR SUPPLY OR DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; INDUCING DRAUGHT IN COMBUSTION APPARATUS; TOPS FOR CHIMNEYS OR VENTILATING SHAFTS; TERMINALS FOR FLUES
    • F23L7/00—Supplying non-combustible liquids or gases, other than air, to the fire, e.g. oxygen, steam
    • F23L7/007—Supplying oxygen or oxygen-enriched air
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02E—REDUCTION OF GREENHOUSE GAS [GHG] EMISSIONS, RELATED TO ENERGY GENERATION, TRANSMISSION OR DISTRIBUTION
    • Y02E20/00—Combustion technologies with mitigation potential
    • Y02E20/34—Indirect CO2mitigation, i.e. by acting on non CO2directly related matters of the process, e.g. pre-heating or heat recovery

Definitions

  • the present invention relates to an auxiliary burner attached to an electric furnace for producing molten iron by melting iron-based scrap.
  • an auxiliary burner is installed at the cold spot, and the cold spot is used with this auxiliary burner.
  • a method of preheating, cutting and melting iron-based scrap located in the area has been adopted.
  • auxiliary combustion burner for example, in Patent Document 1, oxygen gas for scattering of incombustibles and cutting of iron-based scrap is ejected from the center, and fuel is further supplied from the outer periphery of the oxygen gas.
  • a burner having a triple tube structure for injecting combustion oxygen gas from the outer peripheral portion, and in order to increase the speed of the oxygen gas ejected from the central portion, a constricted portion at the tip of the central oxygen gas ejection tube In order to impart a swirling force to the combustion oxygen gas ejected from the outermost periphery, a high-speed pure electric furnace for electric furnaces in which swirl vanes are installed in an annular space formed by a fuel ejection pipe and a combustion oxygen gas ejection pipe An oxygen-assisted burner has been proposed.
  • Patent Document 2 proposes an electric furnace burner facility that expands the directivity of the burner flame to a wide range by decentering the nozzle tip of the auxiliary burner and rotating the burner.
  • Patent Documents 1 and 2 have a problem that the target of fuel is limited to expensive gaseous fuel.
  • Inexpensive fuels include solid fuels such as coal (pulverized coal). In order for solid fuel to ignite, a temperature rise time until ignition is required.
  • solid fuels such as coal (pulverized coal).
  • a temperature rise time until ignition is required.
  • the conventional auxiliary burner it is difficult to burn the solid fuel faster than the gaseous fuel, and the combustion is not stable and misfire may occur depending on conditions.
  • this invention aims at providing the auxiliary burner for electric furnaces which can acquire the high heating effect of iron-type scrap by burning solid fuel, such as coal, together with gaseous fuel appropriately and efficiently.
  • the present inventors have, in order from the center, a solid fuel injection pipe, a gas fuel injection pipe, and a combustion-supporting gas injection pipe coaxially.
  • the solid fuel and the gaseous fuel are premixed at the burner tip (gas discharge section), and the premixed solid fuel and the gaseous fuel are in contact with the combustion supporting gas and burned.
  • the tip of the solid fuel injection pipe is positioned inside the gaseous fuel injection pipe, and the tip of the gaseous fuel injection pipe is between the tip of the solid fuel injection pipe and the tip of the gaseous fuel injection pipe.
  • An electric furnace auxiliary burner attached to an electric furnace for producing molten iron by melting iron-based scrap, and using gaseous fuel and solid fuel as fuel A solid fuel injection pipe that divides a first flow path through which the solid fuel passes and injects the solid fuel from a tip of the first flow path; A second flow path that is disposed around the solid fuel injection pipe and through which the gaseous fuel passes is defined between the solid fuel injection pipe and an outer wall of the solid fuel injection pipe, and the gaseous fuel is injected from a tip of the second flow path.
  • a combustion-supporting gas injection pipe for injecting Have Since the tip of the solid fuel injection pipe is located inside the gaseous fuel injection pipe, the tip side portion of the gaseous fuel injection pipe is located between the tip of the solid fuel injection pipe and the tip of the gaseous fuel injection pipe.
  • An auxiliary furnace burner for an electric furnace characterized in that a first space for solid fuel / gas fuel premixing surrounded by is formed.
  • the support of the gas-fuel injection pipe is interposed between the tip of the gaseous fuel injection pipe and the tip of the combustion-supporting gas injection pipe.
  • [5] A method for producing molten iron, characterized in that iron-based scrap is melted to obtain molten iron in an electric furnace equipped with the auxiliary burner for an electric furnace according to any one of [1] to [3].
  • the solid fuel can be efficiently burned together with the gaseous fuel at a high combustion rate, thereby obtaining a high heating effect of the iron-based scrap. That is, iron-based scrap can be efficiently heated or melted using an inexpensive solid fuel such as coal. For this reason, the amount of electric power used in the electric furnace operation can be reduced, and the operation time can be shortened.
  • the auxiliary combustion burner for an electric furnace is attached to an electric furnace for producing molten iron by melting iron-based scrap, and is an auxiliary combustion burner that uses gaseous fuel and solid fuel as fuel.
  • This auxiliary combustion burner has a basic structure in which a solid fuel injection pipe, a gas fuel injection pipe, and a combustion-supporting gas injection pipe are arranged coaxially in this order from the center side. ), The solid fuel and the gaseous fuel are premixed, and the premixed solid fuel and the gaseous fuel are in contact (mixed) with the combustion-supporting gas and burned.
  • the tip of the solid fuel injection pipe is located inside the gas fuel injection pipe, the tip side portion of the gas fuel injection pipe is located between the tip of the solid fuel injection pipe and the tip of the gas fuel injection pipe.
  • the space for solid fuel / gaseous fuel premixing surrounded by is formed.
  • the solid fuel is premixed with the solid fuel before contacting (mixing) with the combustion-supporting gas at the tip of the burner (gas discharge portion), so that the solid fuel has a high combustion rate. Can be efficiently burned, and thereby a high scrap heating effect can be obtained, and iron-based scrap can be efficiently heated or melted.
  • combustible substance As the elements necessary for combustion, there are three elements: a combustible substance, oxygen, and temperature (fire source). Moreover, regarding the state of the combustible substance, the ease of combustion is the order of gas, liquid, and solid. This is because if the combustible substance is in a gaseous state, mixing of the combustible substance and oxygen is easy, and continuation of combustion (chain reaction) is performed.
  • gas fuel When gas fuel is burned as a flammable substance using an auxiliary burner, gas fuel generally burns immediately after being injected from the tip of the burner, depending on the oxygen concentration, the flow rate of the gas fuel, and the shape of the burner tip. To do.
  • a solid fuel typified by coal when used as a combustible substance, it is difficult to burn it as quickly as a gaseous fuel. This is because the ignition temperature of the solid fuel is several hundred degrees (about 400 to 600 ° C. in the case of coal), and it is necessary to maintain this ignition temperature and to increase the temperature until the ignition temperature.
  • the temperature rising time until the solid fuel reaches the ignition temperature depends on the particle size (specific surface area) of the solid fuel, and if the particles are made fine, the ignition time can be shortened. This is because the combustion reaction proceeds by maintaining the ignition temperature and reacting the combustible substance with oxygen. In order to allow the combustion reaction to proceed efficiently, it is important that the solid fuel is efficiently heated and the reaction between the heated solid fuel and oxygen occurs at an early stage.
  • the auxiliary burner of the present disclosure is a mixture of solid fuel and gaseous fuel that is premixed at the tip of the burner, thereby enabling efficient heating of the solid fuel and quick reaction between the heated solid fuel and oxygen. It is.
  • Carbon dioxide which is an incombustible gas
  • LNG which is fuel
  • coal with oxygen Nonflammable gas inhibits the continuation of combustion (chain reaction) and causes a decrease in combustibility.
  • coal is supplied together with the carrier gas, since the temperature of the specific heat of the carrier gas decreases when the carrier gas flow rate is large, generally the solid-gas ratio (solid supply rate per unit time / unit time). The combustibility is improved by increasing the per-carrier gas supply speed.
  • the state where the solid-gas ratio is large is a condition where coal is in a dense state, and the reaction with heat and oxygen from the outside is not easily transmitted to the central part.
  • FIG. 1 and 2 illustrate an electric furnace auxiliary burner 100 according to an embodiment of the present disclosure.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view taken along the burner axis
  • FIG. 2 is taken along the line II-II in FIG. It is sectional drawing.
  • the main body portion for supplying fuel and supporting gas has a solid fuel injection pipe 1, a gas fuel injection pipe 2, and a combustion supporting gas injection pipe 3 arranged coaxially in this order from the center side. It has a heavy pipe structure.
  • the solid fuel injection pipe 1 defines a solid fuel flow path 10 (first flow path) through which solid fuel passes, and the solid fuel flow path 10 has a circular solid fuel discharge port 11 at the tip thereof.
  • the gaseous fuel injection pipe 2 is arranged around the solid fuel injection pipe 1 and defines a gaseous fuel flow path 20 (second flow path) through which the gaseous fuel passes between the solid fuel injection pipe 1 and the outer wall thereof.
  • the tip of the gaseous fuel flow path 20 is a ring-shaped gaseous fuel discharge port 21 from which gaseous fuel is injected.
  • the combustion-supporting gas injection pipe 3 is disposed around the gaseous fuel injection pipe 2, and the combustion-supporting gas flow path 30 (third flow path) through which the combustion-supporting gas passes with the outer wall of the gaseous fuel injection pipe 2.
  • the tip of the combustion-supporting gas flow path 30 is a ring-shaped combustion-supporting gas discharge port 31 from which fuel-supporting fuel is injected.
  • each of the injection pipes 1, 2, and 3 is not particularly limited.
  • the solid fuel injection pipe 1 has an inner diameter of about 10 to 40 mm
  • the gas fuel injection pipe 2 has an inner diameter of about 20 to 60 mm
  • a combustion-supporting gas injection pipe is about 40 to 100 mm.
  • the thickness of each spray tube is not particularly limited, but is generally about 2 to 20 mm.
  • the tip 1A of the solid fuel injection pipe 1 is positioned inside the gaseous fuel injection pipe 2 so that the gap between the tip 1A of the solid fuel injection pipe 1 and the tip 2A of the gaseous fuel injection pipe 2 is reached.
  • a first space portion 4 for solid fuel / gas fuel premixing surrounded by a tip side portion of the gas fuel injection pipe 2 is formed. Accordingly, in the first space portion 4, solid fuel is supplied from the solid fuel discharge port 11 that is the open end of the solid fuel flow path 10, and gas is supplied from the gaseous fuel discharge port 21 that is the open end of the gaseous fuel flow path 20. Each of the fuels is supplied, and the solid fuel and the gaseous fuel are premixed in the first space 4.
  • the first space portion 4 is surrounded by the tip side portion of the gaseous fuel injection pipe 2, the diffusion of the gaseous fuel is suppressed, so that the solid fuel and the gaseous fuel are easily mixed. A considerable amount of the solid fuel and the gaseous fuel is premixed.
  • the length L in the burner axis direction of the first space portion 4 is divided by the discharge port diameter D of the solid fuel discharge port 11 of the solid fuel injection pipe 1. D is used.
  • the discharge port diameter D is appropriately determined according to an arbitrary discharge flow rate and discharge speed of the solid fuel (carrier gas).
  • L in the burner axis direction of the first space 4 is not particularly limited, 0.2 ⁇ L / D ⁇ 1... In relation to the discharge port diameter D of the solid fuel discharge port 11 of the solid fuel injection pipe 1. 5 is preferably satisfied.
  • L / D is less than 0.2, it is difficult to secure the time and region for premixing the solid fuel and the gaseous fuel, and therefore, the effect of premixing may not be sufficiently obtained. Therefore, L / D is preferably 0.2 or more, and more preferably 0.6 or more.
  • L / D is large, but if it is too large, the tip of the burner is liable to be melted by the flame, and if L / D exceeds 1.5, the degree of melting is likely to increase. There is. Therefore, L / D is preferably 1.5 or less, and more preferably 1.0 or less.
  • the tip 2A of the gaseous fuel injection pipe 2 is located inside the combustion-supporting gas injection pipe 3, the tip 2A of the gas fuel injection pipe 2 and the tip 3A of the combustion-supporting gas injection pipe 3 are It is preferable that the flame holding second space 5 surrounded by the tip side portion of the combustion-supporting gas injection pipe 3 is formed.
  • the solid fuel and the gaseous fuel premixed from the first space portion 4 are supported by a combustion-supporting gas discharge port 31 that is an open end of the combustion-supporting gas passage 30.
  • Each of the gaseous gases is supplied, and the solid fuel and the gaseous fuel are brought into contact with (mixing with) the combustion-supporting gas in the second space 5 and the downstream region thereof and burned.
  • the length L ′ in the burner axis direction of the second space 5 is not particularly limited, but is 0.1 ⁇ L ′ / D ′ ⁇ 1. In relation to the discharge port diameter D ′ of the discharge port 21 of the gaseous fuel injection pipe. 2 is preferably satisfied.
  • a combustion support gas supply port 32 is provided on the burner rear end side of the combustion support gas injection pipe 3, and the combustion support gas is supplied to the combustion support gas passage 30 through this. Is done.
  • a gaseous fuel supply port 22 is provided on the burner rear end side of the gaseous fuel injection pipe 2, and gaseous fuel is supplied to the gaseous fuel flow path 20 through this.
  • a solid fuel supply port 12 is provided on the burner rear end side of the solid fuel injection pipe 1, and the solid fuel is supplied to the solid fuel flow path 10 together with the carrier gas via this.
  • a combustion-supporting gas supply mechanism (not shown) is connected to the combustion-supporting gas supply port 32, and this supplies the combustion-supporting gas to the combustion-supporting gas supply port 32.
  • a gaseous fuel supply mechanism (not shown) is connected to the gaseous fuel supply port 22 and supplies gaseous fuel to the gaseous fuel supply port 22.
  • a solid fuel supply mechanism and a carrier gas supply mechanism (both not shown) are connected to the solid fuel supply port 12, and these supply the solid fuel and carrier gas to the solid fuel supply port 12.
  • an inner tube and an outer tube are further coaxially arranged outside the flame-supporting gas injection tube 3, and between the outer tube and the inner tube, and between the inner tube and the tube.
  • cooling fluid flow paths (cooling fluid forward path and return path) that are in communication with each other are formed.
  • the gas discharged from the burner forms a low-speed swirl flow, so that the premixing of the gas fuel and the solid fuel can be promoted, and the premixed gas fuel / Mixing of solid fuel and supporting gas can also be promoted.
  • the amount of oxygen necessary for combustion is specifically calculated under the following conditions. That is, as calculation conditions, the calorific value of LNG is 9700 kcal / Nm 3, and the calorific value of pulverized coal as a solid fuel is 7500 kcal / kg. In addition, 90% of the total energy of the auxiliary burner is supplied from solid fuel and 10% from gaseous fuel. For example, when LNG is supplied at 6.2 Nm 3 / h, the calorific value is 60 Mcal / h. In this case, it is necessary to supply from the pulverized coal 540 Mcal / h which is a difference from 600 Mcal / h which is the target total calorific value of the burner, and the supply amount is about 72 kg / h.
  • the theoretical amount of oxygen is calculated from the carbon content and hydrogen content in the fuel, the theoretical oxygen content of the LNG is 2.25Nm 3 / Nm 3 nm, the theoretical oxygen amount of the pulverized coal is 1.70Nm 3 / kg.
  • An oxygen excess condition of 1.0 to 1.1 is generally used as the oxygen ratio, and the amount of oxygen required for combustion when the oxygen ratio is 1.1 is 150 Nm 3 / h ( ⁇ 1.1 ⁇ [6.2 ⁇ 2.25 + 72 ⁇ 1.70]). Therefore, when pure oxygen is used, a flow rate about 24 times that of LNG is required. Even when compared with the transported nitrogen of pulverized coal, the nitrogen flow rate when the solid-gas ratio is 12 is 5.8 Nm 3 / h, and a flow rate of about 26 times is required. Therefore, in order to make the oxygen discharge rate the same as the discharge rate of LNG or pulverized coal, the combustion-supporting gas discharge port 31 has a discharge area (20 times or more larger than the gas fuel discharge port 21 and the solid fuel discharge port 11).
  • Examples of the fuel that can be used for the auxiliary burner of the present embodiment include the following.
  • Examples of the gaseous fuel include LPG (liquefied petroleum gas), LNG (liquefied natural gas), hydrogen, ironworks by-product gas (C gas, B gas, etc.), a mixed gas of two or more of these, and the like. One or more of these can be used.
  • Examples of the solid fuel include powdered solid fuels such as coal (pulverized coal), plastics (particulate or powdery, including waste plastics), and one or more of these can be used. Coal (pulverized coal) is particularly preferred.
  • As the combustion-supporting gas pure oxygen (industrial oxygen), oxygen-enriched air, or air may be used, but pure oxygen is preferably used.
  • As the carrier gas for example, nitrogen can be used.
  • FIG. 3 schematically shows an example of the use situation of the auxiliary burner 100 of the present embodiment (vertical cross section in the radial direction of the electric furnace), 7 is a furnace body, 8 is an electrode, 100 is an auxiliary burner, x is scrap.
  • the auxiliary burner 100 is installed with an appropriate dip angle. In general, a plurality of auxiliary burners 100 are installed so that scrap in a so-called cold spot in an electric furnace can be heated or melted.
  • the electric furnace of the present disclosure is characterized by including the auxiliary furnace burner 100 for the electric furnace, and can further include a furnace body 7 and an electrode 8. According to this electric furnace, it is possible to obtain a high heating effect of iron-based scrap.
  • the manufacturing method of the molten iron of this indication is characterized by melt
  • the auxiliary burner since the auxiliary burner has a relatively low gas flow rate, the spout of molten iron or molten slag may clog the gas discharge port.
  • the solid fuel carrier gas As a result, the splash is purged, so that the gas discharge port is not easily clogged by the splash.
  • Example 1 A combustion experiment was performed using the auxiliary burner of the present invention example having the structure shown in FIGS. 1 and 2 and the auxiliary burner of the comparative example having the same basic structure except that the first space portion 4 is not provided.
  • the discharge port diameter D of the solid fuel injection pipe is not changed, and the length L in the burner axis direction of the first space portion 4 is variously changed, and combustion is performed at various L / Ds shown in Table 3.
  • the 2nd space part 5 was set as the dimension which satisfy
  • fills L '/ D' 0.8 with both the example of this invention and the comparative example.
  • LNG gas fuel
  • pulverized coal solid fuel
  • pure oxygen was used as the combustion-supporting gas.
  • Table 1 shows the output and operating conditions of this auxiliary burner.
  • pulverized coal the component shown in Table 2, the lower heating value, and the particle size MDT were used.
  • FIG. 4 shows an outline of the combustion experiment.
  • the remaining pulverized coal hereinafter referred to as “residue”
  • a residue collection box is installed in the furnace, a combustion test is performed, the residue accumulated in the residue collection box is collected, the ash content contained in the residue is obtained, and the pulverized coal combustion rate is calculated by the following equation did.
  • the dimensions of the residue collection box are 0.5 m in width, 1 m in length, and 0.1 m in height.
  • three residue collection boxes are arranged in series on the burner shaft extension line from the burner tip position. From the burner tip position (0 m) to the 3 m position on the burner axis extension line, three areas (i) (0 m to 1 m), area (ii) (1 m to 2 m), area (iii) (2 m to 3 m) Residues were collected in two, and the pulverized coal combustion rate was calculated based on the residues collected in each region (residue collection box).
  • the auxiliary combustion burners of the inventive examples 1 to 7 having the first space part 4 have a pulverized coal combustion rate compared to the comparative example 1 due to the premixing effect of the solid fuel and the gaseous fuel in the first space part 4. Is improved, and the combustibility of pulverized coal is improved.
  • an improvement in the pulverized coal combustion rate of 8.9% (Example 4 of the present invention, region (i)) at the maximum with respect to Comparative Example 1 was observed.
  • An improvement in pulverized coal combustion rate of 7% (area (i)) was observed.
  • the pulverized coal combustion rate in the regions (i) to (iii) is 60%.
  • the pulverized coal combustion rate is the highest among the examples of the present invention, and an improvement in the pulverized coal combustion rate of 16.1% (invention example 7, region (i)) at the maximum with respect to Comparative Example 1 is seen. It was.
  • the flammability of pulverized coal may become high, so that L / D is large, on the other hand, there exists a possibility that the melting damage of a burner tip part may arise.
  • Example 6 of the present invention it was confirmed that the burner tip was slightly melted after the test, and the depth of the melt was 2.3% with respect to the burner tip diameter. Also in Example 7 of the present invention, it was confirmed that the burner tip was slightly melted after the test, and the depth of the melt failure was 3.1% with respect to the burner tip diameter. Moreover, in Example 7 of this invention, the adhesion
  • the improvement in flammability of pulverized coal is remarkable on the side closer to the burner, and the distance between the auxiliary combustion burner and scrap in an actual electric furnace is 0.5 m at the shortest. It can be said that the improvement in combustibility of pulverized coal according to the present inventions 1 to 7 is effective for efficiently heating or melting scrap.
  • the burner output 600 Mcal / h in this test is a scale installed in a 60 t / ch electric furnace, and a test on an actual machine scale was performed. Therefore, it is clear that the same effect can be expected in an actual electric furnace.
  • Example 2 A demonstration test was conducted in an electric furnace in which the auxiliary burner of Invention Example 4 and Comparative Example 1 in Table 3 (Example 1) were respectively installed.
  • the electric furnace is a direct current type having a furnace diameter of about 6.3 m, a furnace height of about 4.1 m, a tap capacity of about 120 tons, and one electrode at the center.
  • the auxiliary burner is installed at four locations in the circumferential direction of the furnace body.
  • LNG gas fuel
  • pulverized coal solid fuel
  • pure oxygen was used as the combustion-supporting gas.
  • pulverized coal is injected from the central solid fuel injection pipe using nitrogen as a carrier gas
  • LNG is injected from the outer gas fuel injection pipe
  • pure oxygen is injected from the outer (outermost circumference) combustion-supporting gas injection pipe, respectively.
  • Table 4 shows the output and usage conditions of this auxiliary burner.
  • the component shown in Table 2 the lower heating value, and the particle size MDT were used.
  • the evaluation of the test was performed using the operating time index and the power consumption index.
  • the operation time index is an index obtained by dividing the operation time in each test by the average operation time in normal operation.
  • the power intensity index is an index obtained by dividing the power intensity in each test by the power intensity in normal operation. If each index is lower than 1.0, it indicates that there is a merit in the operation cost.
  • the normal operation refers to an operation using an auxiliary combustion burner using only LNG as a fuel.
  • the power consumption index was 0.75, 0.79, and 0.74, respectively, which was significantly lower than Test No. 1. This is considered to be due to the fact that the combustion rate of pulverized coal was improved and heat was applied to the scrap efficiently. Moreover, since there was no delay in operation time, it is considered that stable combustion was performed.
  • the auxiliary combustion burner of the present invention can be said to be an auxiliary combustion burner that can realize stable combustion of solid fuel and reduce the operation cost. For this reason, by using the auxiliary combustion burner of the present invention, the cost of melting scrap in the electric furnace can be greatly reduced.
  • the solid fuel can be efficiently burned together with the gaseous fuel at a high combustion rate, thereby obtaining a high heating effect of the iron-based scrap.

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Abstract

石炭などの固体燃料を気体燃料とともに適切かつ効率的に燃焼させることで、鉄系スクラップの高い加熱効果を得ることが可能な電気炉用助燃バーナーを提供する。本開示の電気炉助燃バーナー（１００）は、中心側から順に、固体燃料噴射管（１）、気体燃料噴射管（２）、支燃性ガス噴射管（３）が同軸に配された構造を有し、固体燃料噴射管（１）の先端が気体燃料噴射管（２）の内部に位置することにより、固体燃料噴射管（１）の先端と気体燃料噴射管（２）の先端との間に、気体燃料噴射管（２）の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の第１空間部（４）が形成されることを特徴とする。

Description

電気炉用助燃バーナー
　本発明は、鉄系スクラップを溶解（melt）して溶鉄を製造する電気炉に付設される助燃バーナーに関するものである。
　電気炉を使用して鉄系スクラップを溶解する場合、電極周辺の鉄系スクラップは早く溶解するが、電極から離れた場所、すなわちコールドスポットにある鉄系スクラップは溶解が遅く、炉内の鉄系スクラップ溶解速度に不均一が生じる。このため、炉内全体の操業時間は、コールドスポットの鉄系スクラップの溶解速度に律速されていた。
　そこで、このような鉄系スクラップの溶解速度の不均一性を解消し、炉内全体の鉄系スクラップをバランス良く溶解させるべく、コールドスポットの位置に助燃バーナーを設置し、この助燃バーナーでコールドスポットに位置する鉄系スクラップの予熱、切断、溶解を行う方法が採られるようになってきた。
　このような助燃バーナーとして、例えば、特許文献１には、中心部から不燃物の飛散用及び鉄系スクラップのカッティング用酸素ガスを噴出し、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燃焼用酸素ガスを噴出するために三重管構造としたバーナーであって、中心部から噴出する酸素ガスの速度を高速とするために、中心部の酸素ガス噴出管の先端に絞り部を設けるとともに、最外周から噴出する燃焼用酸素ガスに旋回力を付与するために、燃料噴出管と燃焼用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電気炉用高速純酸素助燃バーナーが提案されている。
　また、特許文献２には、助燃バーナーのノズル先端を偏心させ、バーナーを回動させることでバーナー火炎の指向性を広範囲へ拡大させる電気炉用バーナー設備が提案されている。
特開平１０－９５２４号公報 特開２００３－４３８２号公報
　特許文献１、２に記載された技術を用いることで、助燃バーナーを用いて鉄系スクラップを効率よく予熱、溶解することができる。しかしながら、特許文献１、２では、燃料の対象が高価な気体燃料に制限されるという問題がある。安価な燃料としては、石炭（微粉炭）などの固体燃料が挙げられる。固体燃料が着火するには、着火までの昇温時間が必要である。しかし、従来の助燃バーナーでは、固体燃料を気体燃料よりも早く燃焼させることは困難であり、安定した燃焼にならず、条件によっては失火することもある。また、微粉炭の粒子径が大きいとバーナーの火炎中で燃え切らない問題があり、燃え残った石炭が集塵設備によって電気炉外に排出され、熱的な効率が非常に悪くなる。このため従来技術では、助燃バーナーにおいて石炭などの固体燃料を用いることは事実上困難であった。
　そこで本発明は、石炭などの固体燃料を気体燃料とともに適切かつ効率的に燃焼させることで、鉄系スクラップの高い加熱効果を得ることが可能な電気炉用助燃バーナーを提供することを目的とする。
　本発明者らは、石炭などの固体燃料を使用できる電気炉用助燃バーナーについて検討を重ねた結果、中心側から順に、固体燃料噴射管、気体燃料噴射管、支燃性ガス噴射管が同軸に配された基本構造において、バーナー先端部（ガス吐出部）において固体燃料と気体燃料を予混合し、この予混合された固体燃料と気体燃料が支燃性ガスと接触して燃焼するような構造とすること、具体的には、固体燃料噴射管の先端を気体燃料噴射管の内部に位置させ、固体燃料噴射管の先端と気体燃料噴射管の先端との間に、気体燃料噴射管の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の空間部を形成することにより、固体燃料の燃焼性が高められ、スクラップ加熱効果が向上することを見出した。
　本発明は、このような知見に基づきなされたもので、以下を要旨とするものである。
　［１］鉄系スクラップを溶解して溶鉄を製造する電気炉に付設され、燃料として気体燃料と固体燃料を用いる電気炉用助燃バーナーであって、
　前記固体燃料が通過する第１流路を区画し、該第１流路の先端から前記固体燃料を噴射する固体燃料噴射管と、
　前記固体燃料噴射管の周囲に配置され、前記固体燃料噴射管の外壁との間で前記気体燃料が通過する第２流路を区画し、該第２流路の先端から前記気体燃料を噴射する気体燃料噴射管と、
　前記気体燃料噴射管の周囲に配置され、前記気体燃料噴射管の外壁との間で支燃性ガスが通過する第３流路を区画し、該第３流路の先端から前記支燃性ガスを噴射する支燃性ガス噴射管と、
を有し、
　前記固体燃料噴射管の先端が前記気体燃料噴射管の内部に位置することにより、前記固体燃料噴射管の先端と前記気体燃料噴射管の先端との間に、前記気体燃料噴射管の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の第１空間部が形成されたことを特徴とする電気炉用助燃バーナー。
　［２］前記第１空間部のバーナー軸方向での長さＬと前記固体燃料噴射管の吐出口径Ｄが、０．２≦Ｌ／Ｄ≦１．５を満足する、上記［１］に記載の電気炉用助燃バーナー。
　［３］前記気体燃料噴射管の先端が前記支燃性ガス噴射管の内部に位置することにより、前記気体燃料噴射管の先端と前記支燃性ガス噴射管の先端との間に、前記支燃性ガス噴射管の先端側部分で囲まれた保炎用の第２空間部が形成された、上記［１］又は［２］に記載の電気炉用助燃バーナー。
　［４］上記［１］～［３］のいずれか一項に記載の電気炉用助燃バーナーを備えることを特徴とする電気炉。
　［５］上記［１］～［３］のいずれか一項に記載の電気炉用助燃バーナーを備えた電気炉において鉄系スクラップを溶解し、溶鉄を得ることを特徴とする溶鉄の製造方法。
　本発明の電気炉用助燃バーナーによれば、固体燃料を気体燃料とともに高い燃焼率で効率的に燃焼させることができ、これにより鉄系スクラップの高い加熱効果が得られる。すなわち、石炭などの安価な固体燃料を用いて、鉄系スクラップを効率よく加熱又は溶解することができる。このため、電気炉操業における電力使用量を節減できるとともに、操業時間の短縮化が可能となる。
本発明の一実施形態による電気炉用助燃バーナー１００のバーナー軸線に沿った断面図である。 図１のII-II線に沿う断面図である。 本発明の一実施形態による電気炉用助燃バーナー１００の使用状況の一例を模式的に示す説明図である。 実施例で行った助燃バーナーの燃焼試験の方法を示す説明図である。 本発明例及び比較例の助燃バーナーについて、バーナー先端位置からの距離と微粉炭燃焼率との関係を示すグラフである。 本発明例及び比較例の助燃バーナーを設置した電気炉で行った実証試験について、通常操業に対する操業時間指数と電力原単位指数を示すグラフである。
　本開示の電気炉用助燃バーナーは、鉄系スクラップを溶解して溶鉄を製造する電気炉に付設されるものであって、燃料として気体燃料と固体燃料を用いる助燃バーナーである。この助燃バーナーは、中心側から順に、固体燃料噴射管、気体燃料噴射管、支燃性ガス噴射管が同軸に配された基本構造を有し、この基本構造において、バーナー先端部（ガス吐出部）で固体燃料と気体燃料を予混合し、この予混合された固体燃料と気体燃料が支燃性ガスと接触（混合）して燃焼するような構造としてある。具体的には、固体燃料噴射管の先端が気体燃料噴射管の内部に位置することにより、固体燃料噴射管の先端と気体燃料噴射管の先端との間に、気体燃料噴射管の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の空間部が形成された構造を有する。この本開示の電気炉用助燃バーナーでは、バーナー先端部（ガス吐出部）において支燃性ガスと接触（混合）する前の固体燃料と気体燃料を予混合することにより、固体燃料を高い燃焼率で効率的に燃焼させることができ、これにより高いスクラップ加熱効果が得られ、鉄系スクラップを効率よく加熱又は溶解することができる。
　燃焼に必要な要素として、可燃性物質、酸素、温度（火源）の３要素が挙げられる。また、可燃性物質の状態に関して、燃焼の容易さは気体、液体、固体の順番である。これは、可燃性物質が気体状態であれば、可燃性物質と酸素との混合が容易であり、燃焼の継続（連鎖反応）が行われるからである。
　助燃バーナーを用いて可燃性物質として気体燃料を燃焼させた場合、酸素濃度や気体燃料の流速やバーナーチップ形状に依存するが、一般的に気体燃料はバーナー先端から噴射された直後に即座に燃焼する。これに対して、可燃性物質として石炭に代表される固体燃料を用いる場合、気体燃料のように早く燃焼させるのは困難である。これは、固体燃料の着火温度が数百度（石炭の場合は４００～６００℃程度）であり、この着火温度を維持することと、着火温度までの昇温時間が必要であることに起因する。
　固体燃料が着火温度に到達するまでの昇温時間は、固体燃料の粒径（比表面積）に依存し、粒子を細かくすれば、着火時間を短くすることができる。これは、燃焼反応が、着火温度の維持と、可燃性物質と酸素との反応によって進行するためである。燃焼反応を効率よく進行させるためには、固体燃料の効率的な加熱と、その加熱された固体燃料と酸素との反応を早期に発生させることが重要である。本開示の助燃バーナーは、バーナー先端部で固体燃料と気体燃料を予混合することにより、固体燃料の効率的な加熱と、加熱された固体燃料と酸素との速やかな反応を可能ならしめたものである。
　以下、助燃バーナーの気体燃料としてＬＮＧ（液化天然ガス）、固体燃料として石炭（微粉炭）、支燃性ガスとして純酸素を使用する場合について説明する。なお、これらの燃料の着火温度は、一般的には固体燃料＞液体燃料＞気体燃料である。
　助燃バーナーの燃料としてＬＮＧと石炭を用いた場合、ＬＮＧと純酸素の燃焼により石炭の着火温度以上の温度場が作られ、この温度場に石炭が送り込まれることで石炭が着火温度まで温度上昇し、石炭の燃焼（気化→着火）が起こる。石炭の温度上昇に必要な熱量が消費されるため火炎温度は低下するが、石炭の着火が起きる領域では温度が上昇する。
　燃料であるＬＮＧや石炭と酸素の反応により、不燃性気体である二酸化炭素が発生する。不燃性気体は燃焼の継続（連鎖反応）を阻害し、燃焼性を低下させる原因となる。また、石炭は搬送気体とともに供給されるが、搬送気体の流量が多いと搬送気体の比熱分の温度低下になることから、一般的に、固気比（単位時間あたりの固体供給速度／単位時間あたりの搬送気体の供給速度）を大きくした方が燃焼性は向上する。しかしながら、固気比が大きい状態とは、石炭が密な状態であり、外部からの熱や酸素との反応が中心部へ伝わりにくい条件である。石炭を効率よく燃焼させるためには、石炭の燃焼場において、石炭の周囲に熱や酸素が十分に存在する条件を作り出すことが重要である。この点、本開示の助燃バーナーでは、石炭はＬＮＧと予混合された状態で燃焼場に送り込まれるため、ＬＮＧと酸素との反応による熱を石炭に効率よく伝えることができ、石炭がその着火温度まで迅速に昇温されることにより、石炭の燃焼性が向上する。
　図１及び図２は、本開示の一実施形態による電気炉用助燃バーナー１００を示すもので、図１はバーナー軸線に沿った断面図であり、図２は図１のII-II線に沿う断面図である。
　この助燃バーナー１００において、燃料及び支燃性ガス供給用の本体部分は、中心側から順に固体燃料噴射管１、気体燃料噴射管２、及び支燃性ガス噴射管３が同軸に配された３重管構造となっている。固体燃料噴射管１は、固体燃料が通過する固体燃料流路１０（第１流路）を区画し、この固体燃料流路１０の先端が円形の固体燃料吐出口１１であり、ここから固体燃料を噴射する。気体燃料噴射管２は、固体燃料噴射管１の周囲に配置され、固体燃料噴射管１の外壁との間で気体燃料が通過する気体燃料流路２０（第２流路）を区画し、この気体燃料流路２０の先端がリング状の気体燃料吐出口２１であり、ここから気体燃料を噴射する。支燃性ガス噴射管３は、気体燃料噴射管２の周囲に配置され、気体燃料噴射管２の外壁との間で支燃性ガスが通過する支燃性ガス流路３０（第３流路）を区画し、この支燃性ガス流路３０の先端がリング状の支燃性ガス吐出口３１であり、ここから支燃性燃料を噴射する。
　各噴射管１，２，３の内径は特に限定されないが、一般に、固体燃料噴射管１の内径は１０～４０ｍｍ程度、気体燃料噴射管２の内径は２０～６０ｍｍ程度、支燃性ガス噴射管３の内径は４０～１００ｍｍ程度とする。各噴射管の厚みも特に限定されないが、一般に２～２０ｍｍ程度とする。
　以上のような基本構造において、固体燃料噴射管１の先端１Ａが気体燃料噴射管２の内部に位置することにより、固体燃料噴射管１の先端１Ａと気体燃料噴射管２の先端２Ａとの間に、気体燃料噴射管２の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の第１空間部４が形成されている。したがって、この第１空間部４には、固体燃料流路１０の開放端である固体燃料吐出口１１からは固体燃料が、気体燃料流路２０の開放端である気体燃料吐出口２１からは気体燃料がそれぞれ供給されて、これら固体燃料と気体燃料が第１空間部４内で予混合される。この第１空間部４は、気体燃料噴射管２の先端側部分で囲まれているので気体燃料の拡散が抑えられ、このため固体燃料と気体燃料が混合されやすく、この第１空間部４で固体燃料と気体燃料のうちの相当量が予混合された状態となる。
　固体燃料と気体燃料の予混合の効果を表す指標として、第１空間部４のバーナー軸方向での長さＬを固体燃料噴射管１の固体燃料吐出口１１の吐出口径Ｄで除したＬ／Ｄを用いる。吐出口径Ｄは、固体燃料（搬送気体）の任意の吐出流量および吐出速度に応じて適宜決定される。吐出口径Ｄに対するＬの長さを変えることで、予混合性が変化する。例えば、
　・Ｌが短すぎる場合：固体燃料と気体燃料を予混合する時間と領域を確保しにくいため、予混合の効果が十分に得られない。
　・Ｌが適切な場合：固体燃料と気体燃料が予混合され、固体燃料の燃焼性が改善する。
　・Ｌが長すぎる場合：火炎がバーナー先端部に近づきすぎるため、バーナー先端部が溶損しやすくなる。
　第１空間部４のバーナー軸方向での長さＬは特に限定しないが、固体燃料噴射管１の固体燃料吐出口１１の吐出口径Ｄとの関係で、０．２≦Ｌ／Ｄ≦１．５を満足することが好ましい。Ｌ／Ｄが０．２未満では、固体燃料と気体燃料を予混合する時間と領域を確保しにくいため、予混合の効果が十分に得られないおそれがある。そのため、Ｌ／Ｄは０．２以上が好ましく、０．６以上がより好ましい。一方、予混合の観点からは、Ｌ／Ｄが大きいほうが好ましいが、大き過ぎると火炎によりバーナー先端部が溶損しやすくなり、Ｌ／Ｄが１．５を超えると溶損の度合いが大きくなるおそれがある。そのため、Ｌ／Ｄは１．５以下が好ましく、１．０以下がより好ましい。
　また、気体燃料噴射管２の先端２Ａが支燃性ガス噴射管３の内部に位置することにより、気体燃料噴射管２の先端２Ａと支燃性ガス噴射管３の先端３Ａとの間に、支燃性ガス噴射管３の先端側部分で囲まれた保炎用の第２空間部５が形成されていることが好ましい。この第２空間部５には、第１空間部４からは予混合された固体燃料と気体燃料が、支燃性ガス流路３０の開放端である支燃性ガス吐出口３１からは支燃性ガスがそれぞれ供給されて、固体燃料と気体燃料は、この第２空間部５及びその下流側領域で支燃性ガスと接触（混合）して燃焼する。
　第２空間部５のバーナー軸方向での長さＬ’は特に限定されないが、気体燃料噴射管の吐出口２１の吐出口径Ｄ’との関係で０．１≦Ｌ’／Ｄ’≦１．２を満足することが好ましい。第２空間部５のバーナー軸方向での長さＬ’を設けることで第２空間部５に循環流が形成し、保炎効果が得られる。保炎効果とは火炎の失火を抑制し、火炎が安定化することをいう。
　本実施形態では、このように第１空間部４で予混合された固体燃料と気体燃料が支燃性ガスと接触（混合）して燃焼するので、気体燃料と支燃性ガスとの反応による熱が効率よく固体燃料に伝わり、固体燃料がその着火温度まで迅速に昇温されることにより、石炭の燃焼性が向上する。
　バーナー後端側において、支燃性ガス噴射管３のバーナー後端側には、支燃性ガス供給口３２が設けられ、これを介して支燃性ガス流路３０に支燃性ガスが供給される。同じく、気体燃料噴射管２のバーナー後端側には、気体燃料供給口２２が設けられ、これを介して気体燃料流路２０に気体燃料が供給される。同じく、固体燃料噴射管１のバーナー後端側には、固体燃料供給口１２が設けられ、これを介して固体燃料流路１０に固体燃料が搬送気体とともに供給される。
　支燃性ガス供給口３２には、支燃性ガス供給機構（図示せず）が接続され、これが支燃性ガスを支燃性ガス供給口３２に供給する。気体燃料供給口２２には、気体燃料供給機構（図示せず）が接続され、これが気体燃料を気体燃料供給口２２に供給する。固体燃料供給口１２には、固体燃料供給機構及び搬送気体供給機構（ともに図示せず）が接続され、これらが固体燃料及び搬送気体を固体燃料供給口１２に供給する。
　また、図示しないが、支燃性ガス噴射管３の外側には、さらに内側管体と外側管体が同軸に配され、それら外側管体と内側管体との間と、内側管体と支燃性ガス噴射管３との間に、相互に連通した冷却流体用流路（冷却流体の往路及び復路）を形成している。
　なお、支燃ガス流路３０や気体燃料流路２０内には、支燃ガスや気体燃料に旋回流を付与するための旋回羽根を設けてもよい。支燃ガスや気体燃料に旋回流を与えることで、バーナーから吐出されたガスが低速な旋回流を形成するため、気体燃料と固体燃料の予混合を促進できるとともに、予混合された気体燃料・固体燃料と支燃性ガスとの混合も促進できる。
　［支燃性ガス噴射管を最外周とする理由］
　支燃性ガスの流量は、供給ガス量の中で最も多いことから、他の供給ガス（気体燃料及び搬送気体）と流速を合せるためには、支燃性ガス吐出口３１の吐出面積を気体燃料吐出口２１や固体燃料吐出口１１よりも大きくする必要がある。その観点から、支燃性ガス噴射管３は最外周とするのが最適である。以下、支燃性ガスとして酸素を、気体燃料としてＬＮＧを、固体燃料として微粉炭をそれぞれ使用する場合を例に説明する。
　まず、燃焼に必要な酸素の量は下記（1）式により算出される。
　　燃焼に必要な酸素量＝酸素比（係数）×［ＬＮＧ流量×ＬＮＧの理論酸素量＋微粉炭供給量×微粉炭の理論酸素量］　　…（1）
　燃焼に必要な酸素量について、以下の条件にて具体的に算出する。すなわち、計算条件として、ＬＮＧの発熱量を９７００ｋｃａｌ／Ｎｍ3とし、固体燃料である微粉炭の発熱量を７５００ｋｃａｌ／ｋｇとする。また、助燃バーナーの総エネルギーの９０％を固体燃料、１０％を気体燃料から供給するものとする。例えば、ＬＮＧを６．２Ｎｍ3／ｈで供給する場合は、その発熱量は６０Ｍｃａｌ／ｈとなる。この場合、バーナーの目標総発熱量である６００Ｍｃａｌ／ｈとの差分である５４０Ｍｃａｌ／ｈを微粉炭から供給する必要があり、その供給量は約７２ｋｇ／ｈとなる。また、理論酸素量は燃料中の炭素分や水素分などから算出され、ＬＮＧの理論酸素量は２．２５Ｎｍ3／Ｎｍ3程度、微粉炭の理論酸素量は１．７０Ｎｍ3／ｋｇである。
　酸素比は１．０～１．１の酸素過剰条件が一般的であり、酸素比を１．１とした場合の燃焼に必要な酸素量は、上記（1）式より１５０Ｎｍ3／ｈ（≒１．１×［６．２×２．２５＋７２×１．７０］）と算出される。したがって、純酸素を用いた場合では、ＬＮＧの約２４倍の流量が必要である。また、微粉炭の搬送窒素と比較しても、固気比が１２の場合の窒素流量は５．８Ｎｍ3／ｈであり、約２６倍の流量が必要である。したがって、酸素の吐出速度をＬＮＧや微粉炭の吐出速度と同じにするためには、支燃性ガス吐出口３１は、気体燃料吐出口２１や固体燃料吐出口１１の２０倍以上の吐出面積（径方向断面積）が必要となる。このため、バーナーのレイアウト上、支燃性ガス吐出口３１をバーナーの最外周部に配置するのが合理的である。また、支燃性ガスとして純酸素ではなく、空気を用いる場合はさらに５倍の流量が必要となる。この場合も、同様の理由から、支燃性ガス吐出口３１をバーナーの最外周部に配置するのが合理的である。
　本実施形態の助燃バーナーに使用できる燃料としては、以下のものが例示できる。気体燃料としては、例えば、ＬＰＧ（液化石油ガス）、ＬＮＧ（液化天然ガス）、水素、製鉄所副生ガス（Ｃガス、Ｂガス等）、これらの２種以上の混合ガスなどが挙げられ、これらの１種以上を用いることができる。また、固体燃料としては、粉末状固体燃料、例えば、石炭（微粉炭）、プラスチック（粒状又は粉状のもの。廃プラスチックを含む）などが挙げられ、これらの１種以上を用いることができるが、石炭（微粉炭）が特に好ましい。また、支燃性ガスとしては、純酸素（工業用酸素）、酸素富化空気、空気のいずれを用いてもよいが、純酸素を用いることが好ましい。搬送気体としては、例えば窒素を用いることができる。
　図３は、本実施形態の助燃バーナー１００の使用状況の一例（電気炉の半径方向での縦断面）を模式的に示すものであり、７は炉体、８は電極、１００は助燃バーナー、ｘはスクラップである。助燃バーナー１００は、適当な伏角をもって設置される。助燃バーナー１００は、電気炉内のいわゆるコールドスポットにあるスクラップを加熱又は溶解できるように、通常、複数基設置される。
　すなわち、本開示の電気炉は、上記電気炉用助燃バーナー１００を備えることを特徴とし、さらに炉体７及び電極８を備えることができる。この電気炉によれば、鉄系スクラップの高い加熱効果を得ることが可能である。そして、本開示の溶鉄の製造方法は、上記電気炉用助燃バーナー１００を備えた電気炉において鉄系スクラップを溶解し、溶鉄を得ることを特徴とする。この方法によれば、鉄系スクラップの高い加熱効果を得ることが可能である。
　一般に、助燃バーナーはガス流速が比較的小さいために、飛散してくる溶鉄や溶融スラグのスプラッシュによりガス吐出口が詰まってしまうことがあるが、本実施形態の助燃バーナーでは、固体燃料の搬送ガスによりスプラッシュがパージされるため、スプラッシュによるガス吐出口の詰まりが生じにくい。
　[実施例１]
　図１及び図２に示す構造の本発明例の助燃バーナーと、第１空間部４を有しない点を除いて同様の基本構造を有する比較例の助燃バーナーを用いて燃焼実験を行った。本発明例については、固体燃料噴射管の吐出口径Ｄは変更せず、第１空間部４のバーナー軸方向での長さＬを種々変更して、表３に示す種々のＬ／Ｄで燃焼実験を行った。また、本発明例及び比較例ともに、第２空間部５は、Ｌ’／Ｄ’＝０．８を満たす寸法とした。
　助燃バーナーの燃料にはＬＮＧ（気体燃料）と微粉炭（固体燃料）を用い、支燃性ガスには純酸素を用いた。中心の固体燃料噴射管から窒素を搬送気体として微粉炭を噴射するとともに、その外側の気体燃料噴射管からＬＮＧを、その外側（最外周）の支燃性ガス噴射管から純酸素を、それぞれ噴射した。この助燃バーナーの出力及び使用条件を表１に示す。また、微粉炭としては、表２に示す成分、低位発熱量、粒度のＭＤＴを用いた。
　図４に燃焼実験の概略を示す。助燃バーナーから噴射した微粉炭の燃焼率を測定するために、燃焼試験後の微粉炭の燃え残り（以下、「残渣」という）を回収・分析した。具体的には、残渣回収箱を炉内に設置して燃焼試験を行い、残渣回収箱に堆積した残渣を回収し、その残渣に含まれるash分を求め、下式により微粉炭燃焼率を算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
 　但し　ash：残渣中の灰分の割合
　　　　ash0：微粉炭中の灰分の割合
　残渣回収箱の寸法は幅０．５ｍ、長さ１ｍ、高さ０．１ｍであり、図４に示すように、バーナー先端位置からバーナー軸延長線上に３つの残渣回収箱を直列状に配置することで、バーナー先端位置（０ｍ）からバーナー軸延長線上の３ｍ位置までを３つの領域（i）（０ｍ～１ｍ）、領域（ii）（１ｍ～２ｍ）、領域（iii）（２ｍ～３ｍ）に分けて残渣を回収し、各領域（残渣回収箱）で回収された残渣に基づき微粉炭燃焼率を算出した。
　一般的な電気炉では、バーナー先端からスクラップまでの距離は０．５ｍ～２．５ｍ程度である。このため、領域（i）、領域（ii）、及び領域（iii）の微粉炭燃焼率を評価することが適当である。算出される微粉炭燃焼率が６０％未満では、安定した火炎が形成されにくく、失火の原因となる可能性があるため、微粉炭燃焼率６０％以上を一応の目標とした。以上の結果を表３及び図５に示す。
　また、バーナー先端部の溶損の有無を調査した。バーナー先端部に溶損があった場合、その溶損深さを測定し、バーナー先端部直径に対する割合を求めた。結果を表３に示す。
　表３及び図５によれば、第１空間部４を有しない比較例１（Ｌ／Ｄ＝０）の助燃バーナーは、領域（i）～（iii）ともに微粉炭燃焼率が低く、全体として微粉炭の燃焼性が不十分であることが判る。これに対して、第１空間部４を有する本発明例１～７の助燃バーナーは、第１空間部４での固体燃料と気体燃料の予混合効果により比較例１に対して微粉炭燃焼率が改善され、微粉炭の燃焼性が向上している。
　特に、Ｌ／Ｄ＝０．６である本発明例３とＬ／Ｄ＝０．８である本発明例４の助燃バーナーは、領域（i）、（ii）の微粉炭燃焼率が６０％以上であって、比較例１に対して最大で８．９％（本発明例４、領域（i））の微粉炭燃焼率の改善が見られた。また、Ｌ／Ｄ＝１．０である本発明例５の助燃バーナーは、領域（i）～（iii）の微粉炭燃焼率が６０％以上であり、比較例１に対して最大で１４．７％（領域（i））の微粉炭燃焼率の改善が見られた。
　一方、Ｌ／Ｄ＝０．３である本発明例２の助燃バーナーは、領域（i）だけが微粉炭燃焼率６０％以上であるが、第１空間部４での固体燃料と気体燃料の予混合効果が認められ、比較例１に較べて微粉炭の燃焼性が高くなった。。また、Ｌ／Ｄ＝０．２である本発明例１の助燃バーナーは、微粉炭燃焼率６０％以上の領域は無いものの、第１空間部４での固体燃料と気体燃料の予混合効果により比較例１に対して微粉炭燃焼率の改善が見られた。
　また、Ｌ／Ｄ＝１．５である本発明例６とＬ／Ｄ＝１．６である本発明例７の助燃バーナーは、領域（i）～（iii）の微粉炭燃焼率が６０％以上であり、本発明例のなかで微粉炭燃焼率が最も高く、比較例１に対して最大で１６．１％（本発明例７、領域（i））の微粉炭燃焼率の改善が見られた。このようにＬ／Ｄが大きいほど微粉炭の燃焼性が高くなる可能性があるが、一方において、バーナー先端部の溶損が生じるおそれがある。本発明例６では、試験後にバーナー先端部がわずかに溶損しているのが確認され、その溶損深さはバーナー先端部直径に対して２．３％であった。本発明例７でも、試験後にバーナー先端部がわずかに溶損しているのが確認され、その溶損深さはバーナー先端部直径に対して３．１％であった。また、本発明例７では、バーナー先端部に微粉炭の固着が見られた。これは、Ｌ／Ｄが大きすぎるあまり、高温な微粉炭が先端に固着し、溶損がより進行したと考えられる。バーナー先端部の溶損や、微粉炭の付着は、メンテナンス性を阻害する。このように、高い微粉炭燃焼率に加えてメンテナンス性も確保する観点からは、Ｌ／Ｄが１．５以下であることが好ましく、１．０以下であることがより好ましい。
　本発明例１～７の助燃バーナーでは、微粉炭の燃焼性の改善はバーナーに近い側で顕著であり、実際の電気炉での助燃バーナーとスクラップの距離は最短で０．５ｍであるため、本発明１～７による微粉炭の燃焼性の改善は、スクラップを効率よく加熱又は溶解するのに有効であるといえる。
　この試験でのバーナー出力６００Ｍｃａｌ／ｈは、６０ｔ／ｃｈの電気炉に設置されている規模であり、実機スケールでの試験を実施した。したがって、実機の電気炉においても同様な効果が期待できることは明らかである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　［実施例２］
　表３（実施例１）の本発明例４と比較例１の助燃バーナーをそれぞれ設置した電気炉で実証試験を行った。電気炉は、炉径が約６．３ｍ、炉高が約４．１ｍ、Tap容量が約１２０トンであり、中心に電極が１本ある直流タイプである。助燃バーナーは、炉体周方向の４箇所に設置される。
　助燃バーナーの燃料にはＬＮＧ（気体燃料）と微粉炭（固体燃料）を用い、支燃性ガスには純酸素を用いた。中心の固体燃料噴射管から窒素を搬送気体として微粉炭を噴射するとともに、その外側の気体燃料噴射管からＬＮＧを、その外側（最外周）の支燃性ガス噴射管から純酸素を、それぞれ噴射した。この助燃バーナーの出力及び使用条件を表４に示す。微粉炭とＬＮＧのエネルギー比率は、微粉炭：ＬＮＧ＝９０：１０とした。また、微粉炭としては、表２に示す成分、低位発熱量、粒度のＭＤＴを用いた。
　試験の評価は操業時間指数と電力原単位指数で行った。操業時間指数とは、各試験での操業時間を通常の操業における平均操業時間で除した指数である。また、電力原単位指数とは、各試験での電力原単位を通常の操業における電力原単位で除した指数である。それぞれの指数が１．０よりも低ければ操業コストにメリットがあることを示している。ここで、通常の操業とは、燃料としてＬＮＧのみを用いた助燃バーナーを使用した操業を指す。
　試験結果を表５及び図６に示す。ここで、表５に示す「◎」、「〇」、「×」は指数の評価であり、指数が０．８以下であるものを「◎」、同じく０．８超１．０以下であるもの「〇」、同じく１．０超であるものを「×」とした。
　表５及び図６によれば、表３の比較例１（Ｌ／Ｄ＝０）の助燃バーナーを用いた試験No.１では、操業時間指数０．９６であり、また電力原単位指数は０．９１であり、通常の操業と同等であった。しかし、同じく比較例１（Ｌ／Ｄ＝０）の助燃バーナーを用いた試験No.２では、操業時間指数１．１９であり、操業時間が長くなった。これは微粉炭の燃焼率が不十分であったことからスクラップへの着熱効率が低下し、結果として操業時間が長くなったと考えられる。以上のことから、比較例１の助燃バーナーでは、微粉炭の燃焼が安定しておらず、結果として操業コストの悪化を招く恐れがある。
　これに対して、表３の本発明例４（Ｌ／Ｄ＝０．８）の助燃バーナーを用いた試験No.３～５では、操業時間指数はそれぞれ０．９９、０．９７、０．９６であり、試験No.１と差異はみられなかった。一方、電力原単位指数は、それぞれ０．７５、０．７９、０．７４であり試験No.１よりも大幅に低減した。これは、微粉炭の燃焼率が向上し、スクラップへの着熱が効率的に行われたことによるものと考えられる。また、操業時間の遅れもなかったため、安定した燃焼が行われたものと考えられる。
　以上の説明から明らかなように、本発明の助燃バーナーは、固体燃料の安定した燃焼を実現し、操業コストを低減することが可能な助燃バーナーであると言える。このため、本発明の助燃バーナーを用いることにより、電気炉におけるスクラップの溶解コストを大幅に削減できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　本発明の電気炉用助燃バーナーによれば、固体燃料を気体燃料とともに高い燃焼率で効率的に燃焼させることができ、これにより鉄系スクラップの高い加熱効果が得られる。
　１００　電気炉用助燃バーナー
　１　固体燃料噴射管
　２　気体燃料噴射管
　３　支燃性ガス噴射管
　４　第１空間部
　５　第２空間部
　７　炉体
　８　電極
　ｘ　鉄系スクラップ
　１０　固体燃料流路（第１流路）
　１１　固体燃料吐出口
　１２　固体燃料供給口
　２０　気体燃料流路（第２流路）
　２１　気体燃料吐出口
　２２　気体燃料供給口
　３０　支燃性ガス流路（第３流路）
　３１　支燃性ガス吐出口
　３２　支燃性ガス供給口
　１Ａ　固体燃料噴射管の先端
　２Ａ　気体燃料噴射管の先端
　３Ａ　支燃性ガス噴射管の先端
　Ｌ　第１空間部のバーナー軸方向での長さ
　Ｄ　固体燃料噴射管の吐出口径

Claims (5)

  1. 　鉄系スクラップを溶解して溶鉄を製造する電気炉に付設され、燃料として気体燃料と固体燃料を用いる電気炉用助燃バーナーであって、
    　前記固体燃料が通過する第１流路を区画し、該第１流路の先端から前記固体燃料を噴射する固体燃料噴射管と、
    　前記固体燃料噴射管の周囲に配置され、前記固体燃料噴射管の外壁との間で前記気体燃料が通過する第２流路を区画し、該第２流路の先端から前記気体燃料を噴射する気体燃料噴射管と、
    　前記気体燃料噴射管の周囲に配置され、前記気体燃料噴射管の外壁との間で支燃性ガスが通過する第３流路を区画し、該第３流路の先端から前記支燃性ガスを噴射する支燃性ガス噴射管と、
    を有し、
    　前記固体燃料噴射管の先端が前記気体燃料噴射管の内部に位置することにより、前記固体燃料噴射管の先端と前記気体燃料噴射管の先端との間に、前記気体燃料噴射管の先端側部分で囲まれた固体燃料・気体燃料予混合用の第１空間部が形成されたことを特徴とする電気炉用助燃バーナー。
  2. 　前記第１空間部のバーナー軸方向での長さＬと前記固体燃料噴射管の吐出口径Ｄが、０．２≦Ｌ／Ｄ≦１．５を満足する、請求項１に記載の電気炉用助燃バーナー。
  3. 　前記気体燃料噴射管の先端が前記支燃性ガス噴射管の内部に位置することにより、前記気体燃料噴射管の先端と前記支燃性ガス噴射管の先端との間に、前記支燃性ガス噴射管の先端側部分で囲まれた保炎用の第２空間部が形成された、請求項１又は２に記載の電気炉用助燃バーナー。
  4. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の電気炉用助燃バーナーを備えることを特徴とする電気炉。
  5. 　請求項１～３のいずれか一項に記載の電気炉用助燃バーナーを備えた電気炉において鉄系スクラップを溶解し、溶鉄を得ることを特徴とする溶鉄の製造方法。
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Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2021001700A (ja) * 2019-06-20 2021-01-07 三菱パワー株式会社 ノズル及びノズルを備えたボイラ
WO2022172768A1 (ja) * 2021-02-10 2022-08-18 Ｊｆｅスチール株式会社 撮像装置付きバーナー、該バーナーを備える電気炉、及び、該電気炉を用いた溶鉄の製造方法
EP4303327A4 (en) * 2021-05-07 2024-10-30 JFE Steel Corporation ELECTRIC FURNACE AND STEELMAKING PROCESS

Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US11555612B2 (en) * 2017-11-29 2023-01-17 Babcock Power Services, Inc. Dual fuel direct ignition burners
KR102477279B1 (ko) 2019-06-14 2022-12-12 주식회사 엘지에너지솔루션 세퍼레이터 및 이를 포함하는 전기화학소자
JP2023039683A (ja) * 2021-09-09 2023-03-22 中外炉工業株式会社 アンモニア燃料燃焼装置
JP7828171B2 (ja) * 2021-12-27 2026-03-11 川崎重工業株式会社 バーナ及び燃焼炉

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB2165633A (en) * 1984-10-11 1986-04-16 Air Prod & Chem Pulverent fuel burner
JPH109524A (ja) * 1996-06-20 1998-01-16 Sumitomo Metal Ind Ltd 電気炉用高速純酸素助燃バーナ
JP2003004382A (ja) * 2001-06-20 2003-01-08 Nikko:Kk 電気炉用付帯設備及び電気炉
JP2008209081A (ja) * 2007-02-28 2008-09-11 Jfe Steel Kk バーナーの燃焼方法
JP2012189311A (ja) * 2011-02-21 2012-10-04 Osaka Gas Co Ltd 燃焼装置とその運転方法
WO2016120943A1 (ja) * 2015-01-27 2016-08-04 Ｊｆｅスチール株式会社 電気炉による溶鉄の製造方法

Family Cites Families (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
DE3690574C2 (de) * 1985-11-15 1995-09-28 Nippon Oxygen Co Ltd Vorrichtung zum Erhitzen von Sauerstoff
FR2705363B1 (fr) 1993-05-13 1995-08-11 Clecim Sa Procédé de fusion de ferraille dans un four électrique et installation pour la mise en Óoeuvre du procédé.
US5714113A (en) * 1994-08-29 1998-02-03 American Combustion, Inc. Apparatus for electric steelmaking
US6752620B2 (en) * 2002-01-31 2004-06-22 Air Products And Chemicals, Inc. Large scale vortex devices for improved burner operation

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB2165633A (en) * 1984-10-11 1986-04-16 Air Prod & Chem Pulverent fuel burner
JPH109524A (ja) * 1996-06-20 1998-01-16 Sumitomo Metal Ind Ltd 電気炉用高速純酸素助燃バーナ
JP2003004382A (ja) * 2001-06-20 2003-01-08 Nikko:Kk 電気炉用付帯設備及び電気炉
JP2008209081A (ja) * 2007-02-28 2008-09-11 Jfe Steel Kk バーナーの燃焼方法
JP2012189311A (ja) * 2011-02-21 2012-10-04 Osaka Gas Co Ltd 燃焼装置とその運転方法
WO2016120943A1 (ja) * 2015-01-27 2016-08-04 Ｊｆｅスチール株式会社 電気炉による溶鉄の製造方法

Cited By (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2021001700A (ja) * 2019-06-20 2021-01-07 三菱パワー株式会社 ノズル及びノズルを備えたボイラ
WO2022172768A1 (ja) * 2021-02-10 2022-08-18 Ｊｆｅスチール株式会社 撮像装置付きバーナー、該バーナーを備える電気炉、及び、該電気炉を用いた溶鉄の製造方法
JPWO2022172768A1 (ja) * 2021-02-10 2022-08-18
JP7347675B2 (ja) 2021-02-10 2023-09-20 Ｊｆｅスチール株式会社 撮像装置付きバーナー、該バーナーを備える電気炉、及び、該電気炉を用いた溶鉄の製造方法
EP4303327A4 (en) * 2021-05-07 2024-10-30 JFE Steel Corporation ELECTRIC FURNACE AND STEELMAKING PROCESS

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