(57)【特許請求の範囲】
【請求項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形状の絞り部を設け、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。
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：溶解原料のシリコン配合量（kg/溶鋼トン）
【請求項２】
前記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）の比が0.05〜20.0の範囲であることを特徴とする請求項１に記載の電気炉操業方法。
【請求項３】
前記助燃バーナーに供給する酸素ガスに代えて、酸素を15％以上含有するガスを供給することを特徴とする請求項１または２に記載の電気炉操業方法。
【請求項４】
前記助燃バーナーの燃料として、コークス炉ガスを供給することを特徴とする請求項１から３までのいずれか１項に記載の電気炉操業方法。
【請求項５】
前記助燃バーナーの燃料として、液体燃料を供給することを特徴とする請求項１から３までのいずれか１項に記載の電気炉操業方法。
【発明の詳細な説明】
【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】
0003697980.tif 000002
【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】
0003697980.tif 000003
【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】
0003697980.tif 000004
【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】
0003697980.tif 000005
【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
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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