(57)【要約】  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、鉄系スクラップの加熱効果を高くかつ均一にすることが可能な電気炉用助燃バーナーを提供する。本開示の電気炉用助燃バーナー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、及び支燃性ガス噴射管３が同軸に配置された構造を有し、支燃性ガス噴射管３の流路３０には、支燃性ガスを旋回させるための複数枚の旋回羽根４が設けられるとともに、気体燃料噴射管２の流路２０には、気体燃料を旋回させるための複数枚の旋回羽根５が設けられ、旋回羽根４の角度θ1と旋回羽根５の角度θ2とがθ1＜θ2の関係を満たすことを特徴とする。
2018021248.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項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、
前記第３流路に、その周方向に所定間隔で配置された複数枚の第１羽根と、
前記第２流路に、その周方向に所定間隔で配置された複数枚の第２羽根と、
を有し、前記複数枚の第１羽根のバーナー軸線に対してなす角度θ1と、前記複数枚の第２羽根のバーナー軸線に対してなす角度θ2とが、θ1＜θ2の関係を満たすことを特徴とする電気炉用助燃バーナー。
【請求項２】
前記角度θ1が１０°以上５０°以下であり、前記角度θ2が２０°以上７５°以下である、請求項１に記載の電気炉用助燃バーナー。
【請求項３】
θ2−θ1が１５°以上４５°以下である、請求項１又は２に記載の電気炉用助燃バーナー。
【請求項４】
各々の前記第１羽根の前記周方向における長さをＱ1とし、前記複数枚の第１羽根の前記周方向における設置間隔をＰ1としたとき、Ｑ1／Ｐ1が１．０以上１．２以下であり、
各々の前記第２羽根の前記周方向における長さをＱ2とし、前記複数枚の第２羽根の前記周方向における設置間隔をＰ2としたとき、Ｑ2／Ｐ2が１．０以上１．２以下である、請求項２又は３に記載の電気炉用助燃バーナー。
【請求項５】
前記角度θ1が０°であり、前記角度θ2が１０°以上７０°以下である、請求項１に記載の電気炉用助燃バーナー。
【請求項６】
前記角度θ2が４５°以上６０°以下である、請求項５に記載の電気炉用助燃バーナー。
【請求項７】
各々の前記第２羽根の前記周方向における長さをＱ2とし、前記複数枚の第２羽根の前記周方向における設置間隔をＰ2としたとき、Ｑ2／Ｐ2が１．０以上１．２以下である、請求項５又は６に記載の電気炉用助燃バーナー。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
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。
【背景技術】
【０００２】
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。【０００３】
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。【０００４】
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。【０００５】
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。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開平１０−９５２４号公報
【特許文献２】特開２００３−４３８２号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
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、石炭などの固体燃料が挙げられるが、固体燃料は一般に、気体燃料よりも早く燃焼させることは困難であり、条件によっては失火することもあり、固体燃料の助燃バーナーへの利用は困難であった。また、固体燃料の粒子径が大きいとバーナーの火炎中で燃え切らず、熱的に効率が非常に悪いという問題もある。【０００８】
そこで本発明は、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、鉄系スクラップの加熱効果を高くかつ均一にす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。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
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、燃料として気体燃料と固体燃料を用いる多重管構造の助燃バーナーにおいて、最外周から噴射する支燃性ガスとその内側から噴射する気体燃料に特定の条件で旋回を与えることにより、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ができ、これによりスクラップ加熱効果が向上し、さらに、バーナーの火炎温度が均一化することを見出した。【００１０】
また、同じく燃料として気体燃料と固体燃料を用いる多重管構造の助燃バーナーにおいて、支燃性ガス（最外周から噴射）と固体燃料（最内周から噴射）の間から噴射する気体燃料にのみ特定の条件で旋回を与えることによっても、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ができ、これによりスクラップ加熱効果が向上し、さらに、バーナーの火炎温度が均一化することを見出した。【００１１】
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、
前記第３流路に、その周方向に所定間隔で配置された複数枚の第１羽根と、
前記第２流路に、その周方向に所定間隔で配置された複数枚の第２羽根と、
を有し、前記複数枚の第１羽根のバーナー軸線に対してなす角度θ1と、前記複数枚の第２羽根のバーナー軸線に対してなす角度θ2とが、θ1＜θ2の関係を満たすことを特徴とする電気炉用助燃バーナー。【００１２】
［２］前記角度θ1が１０°以上５０°以下であり、前記角度θ2が２０°以上７５°以下である、上記［１］に記載の電気炉用助燃バーナー。【００１３】
［３］θ2−θ1が１５°以上４５°以下である、上記［１］又は［２］に記載の電気炉用助燃バーナー。【００１４】
［４］各々の前記第１羽根の前記周方向における長さをＱ1とし、前記複数枚の第１羽根の前記周方向における設置間隔をＰ1としたとき、Ｑ1／Ｐ1が１．０以上１．２以下であり、
各々の前記第２羽根の前記周方向における長さをＱ2とし、前記複数枚の第２羽根の前記周方向における設置間隔をＰ2としたとき、Ｑ2／Ｐ2が１．０以上１．２以下である、上記［２］又は［３］に記載の電気炉用助燃バーナー。【００１５】
［５］前記角度θ1が０°であり、前記角度θ2が１０°以上７０°以下である、上記［１］に記載の電気炉用助燃バーナー。【００１６】
［６］前記角度θ2が４５°以上６０°以下である、上記［５］に記載の電気炉用助燃バーナー。【００１７】
［７］各々の前記第２羽根の前記周方向における長さをＱ2とし、前記複数枚の第２羽根の前記周方向における設置間隔をＰ2としたとき、Ｑ2／Ｐ2が１．０以上１．２以下である、上記［５］又は［６］に記載の電気炉用助燃バーナー。
【発明の効果】
【００１８】
本発明の助燃バーナーによれば、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、鉄系スクラップの加熱効果を高くかつ均一にすることが可能である。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明の第１の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２】図１のII-II線に沿う断面図である。
【図３】図１の助燃バーナー１００における複数枚の旋回羽根４の一部を、支燃性ガス噴射管３をその周方向に展開した状態で示す説明図である。
【図４】図１の助燃バーナー１００における複数枚の旋回羽根５の一部を、気体燃料噴射管２をその周方向に展開した状態で示す説明図である。
【図５】本発明の第２の実施形態による電気炉用助燃バーナー２００のバーナー軸線に沿った断面図である。
【図６】図５のVI-VI線に沿う断面図である。
【図７】図５の助燃バーナー２００における複数枚の旋回羽根５の一部を、気体燃料噴射管２をその周方向に展開した状態で示す説明図である。
【図８】本発明の一実施形態による助燃バーナー１００，２００の使用状況の一例を模式的に示す説明図である。
【図９】本発明の一実施形態による助燃バーナーについて、全燃料に占める固体燃料の比率を変えた場合の火炎長さの変化を説明するためのグラフである。
【図１０】（Ａ）は、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り、（Ｂ）は、当該燃焼試験で用いた鉄板に対する熱電対の設置位置を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
（第１の実施形態による電気炉用助燃バーナー）
以下、図１〜４を参照して、本発明の第１の実施形態による電気炉用助燃バーナー１００を説明する。本実施形態の助燃バーナー１００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。
【００２１】
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が同軸に配置された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。
【００２２】
助燃バーナー１００の先端部では、固体燃料噴射管１と気体燃料噴射管２は、ともに先端がバーナー軸線に沿った同じ位置にあり、最外周の支燃性ガス噴射管３のみ、先端が１０〜２００ｍｍ程度突出している。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。
【００２３】
また、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３０に固体燃料が搬送気体とともに供給される。
【００２４】
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。
【００２５】
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。
【００２６】
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。
【００２７】
［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）
【００２８】
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程度である。
【００２９】
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＋７２×１．７］）と算出される。したがって、純酸素を用いた場合では、ＬＮＧ燃料の約２５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（単位時間当たりの固体の供給速度／単位時間当たりの搬送気体の供給速度）が１２の場合の窒素流量は５．８Ｎｍ3／ｈ程度であり、約２６倍の流量が必要である。したがって、酸素の吐出速度を燃料ガス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。
【００３０】
［旋回羽根］
支燃性ガス流路３０とには、その周方向に所定間隔で、支燃性ガスを旋回（バーナー周方向での旋回。以下同様）させるための複数枚の旋回羽根４（第１羽根）が設けられる。また、気体燃料流路２０にも、その周方向に所定間隔で、気体燃料を旋回させるための複数枚の旋回羽根５（第２羽根）が設けられる。このように特定の条件で設けられた旋回羽根４，５により支燃性ガスと気体燃料に旋回を付与することにより、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ができ、これによりスクラップ加熱効果が向上し、さらに、バーナーの火炎温度が均一化される。その結果、電気炉内のスクラップを効率よく加熱又は溶解することができる。
【００３１】
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。
【００３２】
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、石炭の着火温度が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。
【００３３】
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はできる。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、石炭の効率的な加熱と、石炭と酸素との反応を順次発生させることが重要である。
【００３４】
本実施形態の助燃バーナーは、上記のような石炭の効率的な加熱と、可燃性物質と酸素との反応を、ガスの旋回を利用して向上させるものである。
【００３５】
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を例として説明する。なお、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。
【００３６】
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燃焼場が作られ、この燃焼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。
【００３７】
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となることから、一般的に、固気比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存在する条件を作り出すことが重要である。
【００３８】
そして、本発明者らによる検討の結果、酸素（支燃性ガス）とＬＮＧ（気体燃料）に特定の条件で旋回を付与することで、石炭及びＬＮＧと酸素とを効率よく混合させながら均一に燃焼させることができ、高い燃焼性が得られることが判った。すなわち、ＬＮＧ及び石炭と酸素との反応が迅速に行われ、この反応熱によって石炭が効率的に加熱され、さらに、反応によって発生する二酸化炭素も酸素の旋回により拡散される。このため、燃焼性が向上することが判った。
【００３９】
すなわち、本実施形態では、支燃性ガス流路３０に設けられる複数枚の旋回羽根４のバーナー軸線に対してなす角度θ1（図３）と、気体燃料流路２０に設けられる複数枚の旋回羽根５のバーナー軸線に対してなす角度θ2（図４）とが、θ1＜θ2の関係を満たすことが重要である。この理由は以下のとおりである。すなわち、支燃性ガスと気体燃料に旋回を付与することにより、固体燃料及び気体燃料と支燃性ガスとの混合を促進するには、一般的には旋回角度（旋回羽根のバーナー軸線に対してなす角度θ）を大きくすることが有効である。しかし、本実施形態の助燃バーナーでは、支燃性ガスは最外周部から噴出しており、旋回角度が大きすぎると逆に拡散しすぎてしまう。一方、気体燃料は、支燃性ガスよりも内側から噴出しているため、支燃性ガスよりも旋回角度を大きくしても、その外周部に支燃性ガス流があるため周辺に拡散をすることがなく、むしろ旋回角度を大きくすることにより混合が促進される。つまり、ノズル幾何学的な構成上で、支燃性ガスの内側から噴出させる気体燃料の旋回角度を大きくすることが重要である。
【００４０】
角度θ1と角度θ2は、上記のとおりθ1＜θ2の関係を満足すればよいが、上述した作用をより確実に得るという観点からは、θ2−θ1が１５°以上４５°以下であることが望ましい。
【００４１】
また、本発明の効果をより確実に得るという観点からは、支燃性ガス流路３０に設けられる旋回羽根４の角度θ1は１０°以上５０°以下とすることが好ましく、気体燃料流路２０に設けられる旋回羽根５の角度θ2は２０°以上７５°以下とすることが好ましい。
【００４２】
旋回羽根４の角度θ1が１０°未満では、支燃性ガスに十分な旋回を付与することができない恐れがある。一方、旋回羽根４の角度θ1が５０°を超えると、支燃性ガスが外側に拡散しすぎ、燃焼場において石炭の周囲に熱や酸素が十分存在する条件を作り出すことができなくなる恐れがある。以上のような観点から、より好ましい旋回羽根４の角度θ1は２０°以上４５°以下である。
【００４３】
また、旋回羽根５の角度θ2が２０°未満では、気体燃料に十分な旋回を付与することができない恐れがある。一方、旋回羽根５の角度θ2が７５°を超えると支燃性ガスとの混合が不十分になりやすく、よどみ領域が生じて燃焼が不十分となる恐れがある。以上のような観点から、より好ましい旋回羽根５の角度θ2は４５°以上６５°以下である。
【００４４】
旋回羽根４、５の枚数や旋回羽根４、５の肉厚などについては、特に制限はないが、ガス（支燃性ガス、気体燃料）に十分な旋回を付与する一方で、ガスの流れを阻害せず、かつ羽根が変形しないようにするために、旋回羽根４、５の枚数はそれぞれ８枚以上１６枚以下、羽根の肉厚は１〜１０ｍｍ程度が適当である。
【００４５】
また、バーナー軸方向での旋回羽根４、５の設置位置は、ガス流路（支燃性ガス流路３０、気体燃料流路２０）内であれば特に制限はないが、ガス流路の先端（支燃性ガス吐出口３１、気体燃料吐出口２１）から離れすぎると、旋回羽根４、５を通過したガス同士が混合する前に目標とする旋回角度を維持できなくなる恐れがある。一方、旋回羽根４、５の設置位置がガス流路の先端（支燃性ガス吐出口３１、気体燃料吐出口２１）に近すぎると、旋回角度を保持するための助走時間が短いため、狙い通りの旋回角度を保持した旋回流（支燃性ガス流、気体燃料流）が生じにくくなる。このため、図３に示す旋回羽根４の支燃性ガス吐出口３１側の先端と、支燃性ガス吐出口３１とのバーナー軸方向での距離ＬB1、及び図４に示す旋回羽根５の気体燃料吐出口２１側の先端と、気体燃料吐出口２１とのバーナー軸方向での距離ＬB2は、それぞれ１０〜５０ｍｍ程度とするのが好ましい。
【００４６】
また、図３に示すバーナー軸方向での旋回羽根４の長さＬA1、及び図４に示すバーナー軸方向での旋回羽根５の長さＬA2は、安定した旋回流が得られるようにするために、それぞれ２０ｍｍ以上であることが好ましい。また、当該長さＬA1及びＬA2は、羽根の製造コストの観点からそれぞれ１００ｍｍ以下であることが好ましい。
【００４７】
また、図３に示す各々の旋回羽根４の支燃性ガス流路３０の周方向における長さ（周長）をＱ1とし、旋回羽根４の支燃性ガス流路３０の周方向での間隔をＰ1としたとき、Ｑ1／Ｐ1（ラップ率）を１．０以上１．２以下とすることが好ましい。同様に、図４に示す各々の旋回羽根５の気体燃料流路２０の周方向における長さ（周長）をＱ2とし、旋回羽根５の気体燃料流路２０の周方向での間隔をＰ2としたとき、Ｑ2／Ｐ2（ラップ率）を１．０以上１．２以下とすることが好ましい。Ｑ1／Ｐ1又はＱ2／Ｐ2が１．０未満では、ガス流れに旋回を付与しにくくなる結果、火炎温度の均一化が困難となる。一方、Ｑ1／Ｐ1又はＱ2／Ｐ2が１．２を超えると、ガスが流れる際の抵抗が大きくなるため、ガスの流れに対して圧力損失が大きくなり、流れにくくなる結果、やはり火炎温度の均一化が困難となる。なお、図３に示すように、全ての旋回羽根４は、距離ＬB1、バーナー軸方向での長さＬA1、及び周長Ｑ1が同一であり、間隔Ｐ1も等間隔であることが好ましい。また、図４に示すように、全ての旋回羽根５は、距離ＬB2、バーナー軸方向での長さＬA2、及び周長Ｑ2が同一であり、間隔Ｐ2も等間隔であることが好ましい。
【００４８】
また、旋回羽根４による旋回方向と旋回羽根５による旋回方向は、同じ方向とする方が好ましいが、異なる方向であってもよい。
【００４９】
旋回羽根４、５は、それ自体を管体（噴射管）に組み込む方式としてもよいし、管体と一体構造となるような機械加工を施したものでもよい。
【００５０】
（第２の実施形態による電気炉用助燃バーナー）
以下、図１〜７を参照して、本発明の第２の実施形態による電気炉用助燃バーナー２００を説明する。本実施形態の助燃バーナー２００は、旋回羽根の構成を除いて第１の実施形態による助燃バーナー１００と同様の構成を有する。このため、以下では旋回羽根の構成を中心に説明し、それ以外については第１の実施形態の記載を援用する。
【００５１】
［旋回羽根］
本実施形態では、気体燃料流路２０にのみ、その周方向に所定間隔で、気体燃料を旋回させるための複数枚の旋回羽根５が設けられる。一方で、支燃性ガス流路３０には、旋回羽根を設けない。ただし、支燃性ガス流路３０には、支燃性ガスの旋回目的ではなく、気体燃料噴射管２と支燃性ガス噴射管３とを同芯状に保持する目的で、第１の実施形態における角度θ1が０°となる第１の羽根（図５では図示せず）が設けられている。
【００５２】
このように特定の条件で設けられた旋回羽根５により気体燃料に旋回を付与することにより、気体燃料と固体燃料と支燃性ガスの混合促進作用が得られ、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ができ、これによりスクラップ加熱効果が向上し、さらに、バーナーの火炎温度が均一化される。その結果、電気炉内のスクラップを効率よく加熱又は溶解することができる。
【００５３】
本実施形態では、支燃性ガスは旋回せずに直進する。このため、気体燃料に比較的大きな旋回角度で旋回を付与しても、直進する支燃性ガスの流れが一種の壁のような役割を果たす。このため、支燃性ガスが外側方向に向かって拡散するようなことがなく、燃焼性が低下しない。さらに、支燃性ガスを旋回させずに気体燃料のみを旋回させることで、支燃性ガスの直進性を確保しつつ混合を促進させることができるため、バーナー火炎の直進を高めることができる。すなわち、後述する図９で説明するバーナー火炎長さを長くできる。このため、本実施形態の助燃バーナー２００は、バーナー火炎の直進性を増す必要がある場合に特に有用であるといえる。
【００５４】
本発明者らによる検討の結果、本実施形態では、気体燃料に特定の条件で旋回を付与することで、石炭及びＬＮＧと酸素とを効率よく混合させながら均一に燃焼させることができ、高い燃焼性が得られることが判った。すなわち、ＬＮＧ及び石炭と酸素との反応が迅速に行われ、この反応熱によって石炭が効率的に加熱され、さらに、反応によって発生する二酸化炭素も気体燃料の旋回により拡散される。このため、燃焼性が向上することが判った。
【００５５】
すなわち、本実施形態では、旋回羽根５のバーナー軸線に対してなす角度θ2（図７）を１０°以上７０°以下とする必要がある。この旋回羽根５の角度θ2が１０°未満では、気体燃料に十分な旋回を付与することができず、さきに述べたような本発明が狙いとする作用効果（混合促進作用）が十分に得られない。一方、旋回羽根５の角度θ2が７０°を超えても混合促進作用は得られるが、バーナー火炎の直進性が減じてしまい、バーナー火炎長が短くなってしまう。以上のような観点から、角度θ2は１０°以上７０°以下であるが、より好ましくは４５°以上６０°以下である。
【００５６】
なお、旋回羽根５の枚数や肉厚、旋回羽根５の気体燃料吐出口２１側の先端と気体燃料吐出口２１とのバーナー軸方向での距離ＬB2、バーナー軸方向での旋回羽根５の長さＬA2、図７に示すＱ2／Ｐ2（ラップ率）などの点についての好ましい条件、支燃性ガス噴射管２を最外周とする理由などは、さきに述べた第１の実施形態と同様である。
【００５７】
以上説明した本発明の第１及び第２実施形態の助燃バーナー１００，２００によれば、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により、スクラップ加熱効果が向上し、さらに、バーナーの火炎温度が均一化する。このため、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。さらに、本実施形態の助燃バーナー１００，２００では、以下の付加的な効果を奏する。すなわち、本実施形態では、全燃料に占める固体燃料の比率（発熱量換算、以下単に「固体燃料比率」という。）を変えることにより、加熱又は溶解しようとするスクラップとの距離に応じて火炎長さを任意に調整することができる。また、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。
【００５８】
図８は、本実施形態の助燃バーナー１００，２００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、１００，２００は助燃バーナー、ｘはスクラップである。助燃バーナー１００，２００は、適当な伏角をもって設置される。助燃バーナー１００，２００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。
【００５９】
ここで、助燃バーナーに用いる燃料の着火温度によって、火炎長さに違いが生じる。固体燃料と気体燃料は着火温度が異なるので、固体燃料比率を変えることにより、助燃バーナーの火炎長さ（つまり、バーナーからある距離だけ離れた位置での火炎温度）を任意に調整することができる。
【００６０】
さきに述べたように、本実施形態の助燃バーナーでは、気体燃料と支燃性ガスの燃焼により固体燃料の着火温度以上の燃焼場が作られ、この燃焼場に固体燃料が送り込まれることで固体燃料が着火温度まで温度上昇し、固体燃料の燃焼（気化→着火）が起こる。固体燃料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、固体燃料の着火が起きる領域では温度が上昇する。したがって、本実施形態の助燃バーナーで生じる火炎は、固体燃料比率が低い時はバーナー先端から近い位置が高温となる（すなわち短い火炎となる）が、固体燃料比率を高くすると、固体燃料の吸熱の後の発熱により、バーナー先端から遠い位置でも高温となる（すなわち長い火炎となる）。したがって、固体燃料比率を変えることで、火炎長さ（つまり、バーナーからある距離だけ離れた位置での火炎温度）を制御することができる。
【００６１】
図９は、本実施形態の助燃バーナーについて、固体燃料比率を変えた場合の火炎長さの変化を模式的に示したものである。同図において、実線はバーナー軸方向においてバーナー先端から０．２ｍ離れた位置での火炎温度であり、破線は同じくバーナー先端から０．４ｍ離れた位置での火炎温度であり、横軸は気体燃料＋固体燃料中での固体燃料の比率である。図９によれば、固体燃料比率が低い条件では、バーナー近傍である０．２ｍ位置での火炎温度は高温であるが、０．４ｍ位置では急激な温度低下が生じている。すなわち、火炎長さが短い。一方、固体燃料比率が高い条件では、バーナー近傍である０．２ｍ位置での火炎温度は、気体燃料１００％の場合と比較して低温であるが、０．４ｍ位置でもほとんど温度低下が生じていない。すなわち、火炎長さが長い。これは、バーナー近傍では気体燃料が優先的に燃焼し、その火炎内で高温化した固体燃料が０．４ｍ位置で燃焼され、温度が維持されるためである。
【００６２】
電気炉の操業では、スクラップの装入、追装や溶解により助燃バーナーとスクラップとの距離が変化する。一般に、助燃バーナーとスクラップの距離は、操業開始時や追装後の初期段階では小さく、スクラップの溶解の進行とともに大きくなる。これは、最初に助燃バーナーに近いスクラップから順に溶解されるため、スクラップの溶解の進行とともに、未溶解のスクラップと助燃バーナーとの距離が大きくなっていくためである。本実施形態の助燃バーナーは、加熱又は溶解しようとするスクラップとの距離に応じて固体燃料比率を変えることで火炎長さを調整（変更）し、スクラップと助燃バーナーとの距離の関わりなく、火炎がスクラップに届くようにすることができる。すなわち、助燃バーナーとスクラップの距離が小さい時は、固体燃料比率を低くして火炎長さを短くし、助燃バーナーとスクラップの距離が大きい時は、固体燃料比率を高めて火炎長さを長くする。これにより、スクラップを効率よく加熱又は溶解することができる。
【００６３】
具体的には、電気炉の一般的な操業（１チャージの操業）では、２〜３回程度のスクラップの装入が行われる。電気炉の操業は、初回スクラップを装入した後に、通電開始や助燃バーナー使用開始により始まる。操業開始時の状態は、前操業の溶鉄を一部残留させて下部に溶湯が存在する場合と、前操業の溶鉄全量を出湯させて炉内が空の場合があるが、操業方法に大きな違いはない。スクラップ装入後の初期段階は、嵩密度が高く電気炉内の全体にスクラップが充填されている状況である。したがって、助燃バーナー先端部とスクラップの距離は近い状態にある。スクラップ装入後の初期段階における助燃バーナー先端部とスクラップの距離は大よそ０．５ｍ程度である。これは、助燃バーナー先端部とスクラップの距離が近すぎると、スクラップが溶解した時に発生するスプラッシュが助燃バーナーに溶着してしまうためである。また、助燃バーナー先端部高さの位置は、炉の特性にもよるが、スクラップ溶け落ち後の湯面高さから１ｍ以上上方であるのが一般的である。
【００６４】
操業が進行すると、溶鉄と接している下部や、電極近傍や、助燃バーナー近傍のスクラップから溶解が進行していく。助燃バーナー近傍のスクラップは、スクラップ装入後の初期段階では溶解とともに上部にあるスクラップが落下するため、常に０．５ｍ程度の距離があるが、上部のスクラップがなくなるとスクラップとの距離が遠くなる。スクラップとの距離が遠くなると、助燃バーナーの熱をスクラップに対して効率的に供給することができないことから、従来では、助燃バーナーを停止する操業を行うこともあった。これに対して本実施形態の助燃バーナーを用いた操業では、スクラップが近い時は固体燃料比率を低くして短い火炎でスクラップを溶解し、溶解が進行してスクラップの距離が遠くなった時に固体燃料比率を高くすることで、長い火炎でスクラップを溶解する。これによって、より多くのスクラップを効率的に溶解することができ、操業時間の短縮および電力原単位の削減を図ることができる。２〜３回程度のスクラップの装入により助燃バーナーとスクラップとの距離が変化することから、固体燃料比率をその都度適正に変化させることで、スクラップを効率的に溶解させることができる。
【００６５】
上記操業の場合、助燃バーナーとスクラップの距離を把握する必要があるが、例えば、助燃バーナーにレーザー距離計を設置し、このレーザー距離計によりスクラップまでの距離を測定することができる。また、排滓口などの窓を通じて炉内の状況を監視カメラで観察することができ、電気炉の構造によっては、この監視カメラによる炉内の観察によりスクラップまでの距離を把握することができる。また、操業データから距離の把握に有用な情報が得られる場合もある。
【実施例】
【００６６】
［実施例１］
図１〜図４に示す構造の助燃バーナーを用いて鉄板を加熱し、鉄板の温度測定を行った。バーナーの燃焼条件を表１に示す。【００６７】
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。微粉炭の仕様は、表２に示す。【００６８】
各水準における、支燃性ガス噴射管内の旋回羽根の角度θ1、気体燃料噴射管内の旋回羽根の角度θ2、Ｑ1／Ｐ1の値、及びＱ2／Ｐ2の値を表３に示した。なお、角度０°の旋回羽根とは、支燃性ガスや気体燃料の旋回目的ではなく、気体燃料噴射管２と支燃性ガス噴射管３、固体燃料噴射管１と気体燃料噴射管２を、それぞれ同芯状に保持する部材として設けられるものである。なお、全水準において、旋回羽根の枚数は８枚、ＬB1及びＬB2は４０ｍｍ、Ｐ1及びＰ2は３０ｍｍとした。【００６９】
図１０に、助燃バーナーを用いた燃焼試験の概略を示す。図１０（Ａ）は燃焼試験の方法を、図１０（Ｂ）は当該燃焼試験で鉄板に対する熱電対の設置位置を、それぞれ示している。【００７０】
温度測定に用いた鉄板の寸法は縦５００ｍｍ、横５００ｍｍ、厚み４ｍｍであり、ＳＳ４００を用いた。鉄板の温度を測定するために、バーナー火炎の照射面の反対側にＫ型熱電対を、板中央に１カ所、中央から左右１００ｍｍの位置に各１カ所、中央から左右２００ｍｍの位置に各１カ所の計５カ所設置した。さらに、Ｋ型熱電対を設置した鉄板面側に、厚み２５ｍｍの断熱材（耐火ボード）を設置した。この断熱材付の鉄板を、助燃バーナーと対向する前面にバーナー火炎導入用の開口を設けた炉（炉内温度：室温）内に配置した。バーナー先端から鉄板までの距離は、電気炉操業を想定して１．０ｍとした。【００７１】
バーナー点火を実験開始とし、鉄板に設置した熱電対の出力をデータロガーに取り込み、３００℃から１０００℃までの鉄板の昇温速度を測定し、鉄板幅方向における熱電対５点の昇温速度の平均値、最大値、最小値を求めた。また、昇温速度の［最大値］−［平均値］、及び［平均値］−［最小値］を求めた。それらの結果を表３に示す。【００７２】
鉄板の昇温速度に基づき、以下の判定基準で総合評価を行い、「○」、「△」を合格、「×」を不合格とした。結果を表３に示す。なお、鉄板の昇温速度の鉄板幅方向における平均値が２００℃／分未満のものは、基本的にバーナーとしての性能を満たさないと考えられる。
○：昇温速度の平均値が２００℃／分以上、かつ、昇温速度の［最大値］−［最小値］が１００℃／分以下
△：昇温速度の平均値が２００℃／分以上、かつ、昇温速度の［最大値］−［平均値］と［平均値］−［最小値］がともに１００℃／分以下、かつ、昇温速度の［最大値］−［最小値］が１００℃／分超２００℃／分以下
×：次の（1）〜（4）の条件のうちの１つ以上を満足しない。（1）昇温速度の平均値が２００℃／分以上、（2）昇温速度の［最大値］−［平均値］が１００℃／分以下、（3）昇温速度の［平均値］−［最小値］が１００℃／分以下、（4）昇温速度の［最大値］−［最小値］が２００℃／分以下【００７３】
表３から明らかなように、角度θ1及びθ2が０°のＮｏ．１では、昇温速度の平均値が１８７℃／分（最大値２２８℃／分、最小値１５２℃／分）と低く、加熱能力に問題がある。【００７４】
Ｎｏ．５，７，８は、θ1＞θ2であり、本発明条件を満足しないため、気体燃料と固体燃料と支燃性ガスの混合促進作用が不十分であり、このため昇温速度の平均値が２００℃／分未満と低く、Ｎｏ．１と同様、加熱能力に問題がある。【００７５】
これに対して本発明例であるＮｏ．２〜４，６，９〜１４は、高い加熱能力を有するとともに、昇温速度のバラツキが小さくいため、広い面積を安定的に加熱できる。このため、スクラップを均一に加熱でき、操業で問題となるスクラップの不均一溶解に対して効果的である。【００７６】
また、本発明例のなかでも、角度θ1が２０°以上４５°以下、かつ角度θ2が４５°以上６５°以下である発明例、また、θ2−θ1が１５°以上４５°以下である発明例に該当するＮｏ．３，４，９は、全体として、より昇温速度の平均値が高く且つ昇温速度のバラツキが小さくなっている。すなわち、これらは特に好適な助燃バーナーであるといえる。【００７７】
また、旋回羽根の角度θ1＝２０°、θ2＝４５°に固定し、Ｑ1／Ｐ1及びＱ2／Ｐ2の値を種々変更したＮｏ．３，１１〜１４を比較すると、Ｑ1／Ｐ1及びＱ2／Ｐ2の値を１．０以上１．２以下としたＮｏ．３，１２，１３において、より昇温速度の平均値が高く且つ昇温速度のバラツキが小さくなっている。【００７８】
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。【００７９】
【表１】
2018021248.tif 000003
【００８０】
【表２】
2018021248.tif 000004
【００８１】
【表３】
2018021248.tif 000005
【００８２】
［実施例２］
図５〜図７に示す構造の助燃バーナーを用いて鉄板を加熱し、鉄板の温度測定を行った。バーナーの燃焼条件（表１）、使用した気体燃料、固体燃料（表２）及び支燃性ガス、燃焼試験の方法（図１０）、試験結果の評価などは［実施例１］と同様とした。【００８３】
各水準における、気体燃料噴射管内の旋回羽根の角度θ2及びＱ2／Ｐ2の値を表４に示した。なお、角度０°の旋回羽根とは、気体燃料の旋回目的ではなく、固体燃料噴射管１と気体燃料噴射管２とを同芯状に保持する部材として設けられるものである。なお、全水準において、旋回羽根の枚数は８枚、ＬB2は４０ｍｍ、Ｐ2は３０ｍｍとした。【００８４】
試験結果を表４に示す。表４から明らかなように、θ2が０°のＮｏ．１は、表３のＮｏ．１と実質的に同じ助燃バーナーであり、昇温速度の平均値が低く、加熱能力に問題がある。【００８５】
Ｎｏ．２は、θ2が小さすぎるため、気体燃料に十分な旋回を付与することができず、混合促進作用が十分に得られない。このため、昇温速度の平均値が１８９℃／分（最大値２４１℃／分、最小値１１８℃／分）と低く、Ｎｏ．１と同様、加熱能力に問題がある。【００８６】
Ｎｏ．７は、θ2が大きすぎるため、バーナー火炎の直進性が低減してバーナー火炎長が短くなり、このため、昇温速度の平均値が１７０℃／分（最大値１９８℃／分、最小値１１５℃／分）と極めて低く、加熱能力に問題がある。【００８７】
これに対して本発明例であるＮｏ．３〜６，８〜１１は、高い加熱能力を有するとともに、昇温速度のバラツキが小さくいため、広い面積を安定的に加熱できる。このため、スクラップを均一に加熱でき、操業で問題となるスクラップの不均一溶解に対して効果的である。【００８８】
また、本発明例のなかでも、旋回羽根の角度θ2を４５°以上６０°以下としたＮｏ．４，５は、特に昇温速度の平均値が高く且つ昇温速度のバラツキが小さい（昇温速度の［最大値］−［最小値］が１００℃／分以下）ため、特に好適な助燃バーナーであるといえる。【００８９】
また、旋回羽根の角度θ2＝６０°に固定し、Ｑ2／Ｐ2の値を種々変更したＮｏ．５，８〜１１を比較すると、Ｑ2／Ｐ2の値を１．０以上１．２以下としたＮｏ．５，９，１０において、より昇温速度の平均値が高く且つ昇温速度のバラツキが小さくなっている。【００９０】
【表４】
2018021248.tif 000006
【産業上の利用可能性】
【００９１】
本発明の助燃バーナーによれば、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、鉄系スクラップの加熱効果を高くかつ均一にすることが可能である。
【符号の説明】
【００９２】
１００，２００  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  旋回羽根（第１羽根）
５  旋回羽根（第２羽根）
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
θ1  旋回羽根４のバーナー軸線に対してなす角
Ｑ1  旋回羽根４の第３流路周方向における長さ
Ｐ1  旋回羽根４の第３流路周方向における設置間隔
θ2  旋回羽根５のバーナー軸線に対してなす角
Ｑ2  旋回羽根５の第２流路周方向における長さ
Ｐ2  旋回羽根５の第２流路周方向における設置間隔
【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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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【国際調査報告】
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