JP2768775B2

JP2768775B2 - 金属の溶融還元法及び溶融還元炉

Info

Publication number: JP2768775B2
Application number: JP1333262A
Authority: JP
Inventors: 哲治茨城; 雅夫山内; 道隆金本; 弘充森寺
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1989-09-04
Filing date: 1989-12-22
Publication date: 1998-06-25
Anticipated expiration: 2013-06-25
Also published as: JPH03177513A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）本発明は金属酸化物の溶融還元法に関し、特に鉄、合
金鉄の溶融還元法に係わるものである。

（従来の技術）溶融還元法においては、炉内で多量に消費される熱量
を効率的かつ安価に供給するために、二次燃焼の比率を
向上させ、石炭単位量あたりの発熱量を増加させる試み
が多くなされている。つまり、炭素を一酸化炭素まで酸
化する時に発生する熱量は、約2200kcal/kg−Ｃである
のに対して、二酸化炭素まで酸化する時に発生する熱量
は、約7800kcal/kg−Ｃであるため、炭素kgあたり、酸
素Nm³あたりの発生熱量が大きいことが理由である。ま
た、水素は、二次燃焼でしか燃焼しないため、水素の燃
焼熱を有効利用するためには、二次燃焼が不可欠であ
る。

例えば、特開昭62−280311号公報に見られるように、
溶融還元炉において高い二次燃焼率を得てこの燃焼熱を
効率よく鉄浴に伝達することにより、石炭の発生熱量を
高めかつ熱効率を高めることを目的とした操業法があ
る。

しかし、溶融還元炉での二次燃焼率を高めたとして
も、燃料として揮発分（以下VMという）が25〜40％と高
い一般炭を直接に炉に使用した場合は、二次燃焼率の実
用的な限界値は、40〜50％程度である。なぜならば、VM
を多量に含む一般炭は、溶融還元炉内では燃焼特性が悪
く、高二次燃焼率操業を実施すると、着熱効率が悪化す
ることが一般に認められている。

このように一般炭では高二次燃焼の操業において、急
激に着熱効率が悪化することから、一般炭を使用して溶
融還元炉で二次燃焼率を上げた場合は、炉内のスラグ上
の空間での単位体積あたりの発生熱量が増加して、ガス
の温度が急激に上昇することが操業上の問題点としてあ
げられる。

例えば、二次燃焼率が50％の場合に、この二次燃焼の
着熱効率がたとえ80％と比較的良好な操業が行えた場合
でも、炉上部のガス温度は1900℃以上となり、炉の上部
の煉瓦の耐用温度をはかるに超えた温度となってしま
い、安価に金属を製造する方法とは言えない。

つまり、一般に鉄や合金鉄を経済的に製造するために
は煉瓦の費用は数百円/Tから、数千円/T程度に抑えるこ
とが必須であり、この価格に引き合う耐火物の材質とし
ては、酸化マグネシウム、焼成ドロマイト質、酸化アル
ミニウム、酸化珪素および酸化クロム等の比較的に安価
な材質の煉瓦を用いることが不可欠の条件となる。

しかし、これらの材質では、製鉄や合金鉄の製造の条
件では、耐用温度は1700〜1800℃でしかなく、溶融還元
においては、製造費用の増加が大きな問題となる。

つまり、溶融還元炉で二次燃焼率が40〜50％以上の高
二次燃焼率操業における問題点としては、高温でかつ酸
化力の強いガスによる炉壁耐火物の損耗速度が大きいと
いう点である。

一般炭使用の操業では二次燃焼率約50％では、二次燃
焼の着熱効率が85％程度の着熱効率の操業でしかないこ
とから、炉上部空間のガス温度が1800〜2000℃となり、
かつ、グラファイトを含む耐火物への劣化効果の大きい
酸化性ガスであるH₂OとCO₂の比率の高いガスが溶融還元
炉から発生する結果、高二次燃焼率の操業では炉上部の
煉瓦損耗は激しい。

一般に耐火物の損耗速度を低減するためには、いくつ
かの操業的な要因があるが、耐火物の稼働面の温度を低
下させることが最も効果的な方法である。また、ガスに
触れる部分の耐火物は酸化力の強いガスに曝された場合
も損耗速度が増加することが認められており、ガスの酸
化度を低減することも耐火物保護のために効果的な方法
である。

しかしながら、ガス温度を下げて、かつ、ガスの酸化
度を低下させることは、二次燃焼率を増やして、鉄浴に
多量の熱を供給して、石炭原単位を低減することと矛盾
することとなり、従来法では、石炭原単位が少なく、耐
火物の寿命も長い操業ということは困難であった。

従って、煉瓦の耐用を考慮すると溶融還元法の二次燃
焼率は前述の40％程度にしか高めることはできなく、つ
まり、低二次燃焼で操業する結果、鉄の溶融還元の場合
は、もしも鉱石も予備還元なく使用する場合は、石炭原
単位も1000〜1200kg/Tと多くなってしまい、経済的な溶
銑の製造方法はできなかった。

一方、石炭原単位を低減するためには、原料の鉱石を
予備還元することは効果的な方法の一つである。つま
り、溶銑の製造に用いる鉄鉱石は主として、ヘマタイト
鉱石（Fe₂O₃）もしくはマグネタイト鉱石（Fe₃O₄）であ
り、これらの酸化鉄の還元のためにＣを消費すること
と、還元熱が膨大であることにより、石炭原単位を低減
できない問題があった。

しかし、鉱石を予備還元することにより、酸化鉄中の
酸素量を低減し、還元により消費される炭素量が低減で
きるとともに、酸化鉄の還元の際に必要とされる還元熱
が低減されるため、石炭の燃焼熱も低減できる。これら
の理由から鉱石の予備還元は石炭原単位の低減方法とし
て非常に有効な方法である。

また、溶融還元炉から発生するガスは、H₂O,H₂,CO,CO
₂,N₂から構成されており、鉄の溶融還元法では鉄鉱石の
予備還元を実施する方法としては、このガスを有効利用
することが最も望ましいことは明らかであり、種々方法
が提案されている。

効率的な鉱石の予備還元の一つの方法として、ガスを
冷却することにより鉱石の還元を阻害するH₂Oを水とし
て除去した後、これもまた、還元を阻害するCO₂の比率
を低減する目的で、ガスを脱炭酸して予備還元炉での還
元効率を高める方法もある。

しかし、脱水、脱炭酸を実施するためには、ガスは常
温まで冷却されなければならず、このガスを予備還元に
必要な温度である800〜1000℃に再加熱して鉱石を予備
還元することが必要である。

この方法においては、溶融還元炉の二次燃焼率に係わ
らず予備還元のガス酸化度（P_CO2＋P_H2O）／（P_CO2＋P
_CO＋P_H2＋P_H2O））を鉱石の還元に適正な比率まで低減
でき、鉱石還元の化学平衡および反応速度を向上するこ
とができることから、溶融還元炉に望ましい還元率を得
ることができる。

しかしながら、この方法では、溶融還元炉から発生し
たガスを冷却する排熱ボイラー、集塵設備、除水設備、
脱炭酸設備、需給変動防止のためのガスホルダー、ガス
の昇圧機およびガス加熱用の熱交換設備等の膨大な設備
費が必要となり、経済的な予備還元法とは言い難い。

また一方では、このような膨大な設備を用いずに、設
備費を低減することを目的として、溶融還元炉から発生
するガスを常温まで冷却せず、予備還元に適当な温度ま
での冷却に止め、ガスを直接予備還元炉に導き、鉱石を
予備還元する方法もある。この方法では、ガス処理設備
として発生ガスの回収ダクトと除塵機程度の簡単な設備
で済み、設備費が低減される効果がある。

しかし、一方では、この方法では溶融還元炉から発生
するガスの酸化度は、溶融還元炉の二次燃焼率で決まっ
てしまい、酸化度を低めることができない問題が存在す
る。

この方法においては、溶融還元炉で二次燃焼率が低い
操業、つまり、20〜30％程度の操業であれば、予備還元
温度800〜1000℃の化学平衡から予想されるように、鉄
鉱石（Fe₂O₃）は、一部は金属鉄まで還元され、鉱石の
予備還元率として約40％が可能である。

しかしながら、予備還元率が約40％で溶融還元炉の二
次燃焼率が約20％では、操業に必要な石炭原単位は、11
00kg/T以上となり、コークス炉−高炉法の石炭原単位の
700〜800kg/Tよりも大幅に多い操業となり、この方法で
も経済的に溶銑を製造することはできない。

さて、一方で、溶融還元炉での二次燃焼率を高めて、
鉄浴への石炭単位重量当たりの熱供給量を増加させて、
石炭原単位を低減する操業法では、溶融還元炉の熱供給
は改善される。しかしながら、40〜50％程度の高二次燃
焼により得られた溶融還元の発生ガスのガス酸化度で
は、このガスを除水や脱炭酸なしで直接予備還元に用い
た場合は、鉄鉱石を十分に予備還元することはできな
い。

なぜならば、このような酸化度のガスを用いた場合、
予備還元炉で通常用いられる還元温度である800〜1000
℃においては、化学平衡的にFe₃O₄までしか還元できな
い。つまり、通常の鉄鉱石であるヘマタイト鉱石（Fe₂O
₃）では、予備還元率は約11％までであり、砂鉄等のマ
グネタイト鉱石（Fe₃O₄）ではまったく還元できない結
果となる。つまり、二次燃焼後のガス組成できまる化学
平衡に支配されてしまい、予備還元炉での鉱石の還元到
達が制限されてしまうため、高い予備還元率が得られな
い欠点がある。

したがって、一般炭を直接使用する溶融還元炉では、
二次燃焼率を40〜50％まで向上しても鉄鉱石の予備還元
率が低位のまま留まることから、十分に石炭原単位を低
減できず、この方法では石炭原単位は900kg/T程度にし
かならない。

ところで、先に述べたように、溶融還元炉での二次燃
焼率は、使用する炭材の平均の揮発分含有率に強く影響
されることも判明している。

安価でかつ産出量も多い一般炭は、通常はVMを25〜40
％含んでいる。一般炭を使用して安価に溶銑を製造しよ
うとする場合、一般炭をそのまま溶融還元炉で使用する
と、熱効率が比較的高い状態で到達できる二次燃焼率は
40〜50％であり、鉄鉱石の溶融還元に必要な熱を供給す
るためには、さらに二次燃焼率と着熱効率を同時に高め
ることにより、石炭原単位を低減することも必要とな
る。

このための一法として石炭を部分的に乾溜してVMの含
有率を低下させる方法もある。しかし、通常の石炭乾溜
法では特別の石炭の乾溜炉が必要となり、また、乾溜の
ために熱量が必要であり、このために増分の設備費がか
かる。

したがって、特別の乾溜炉を用いずに、また、乾溜熱
も経済的に調達できる方法の考案がなければ、石炭を乾
溜する方法を経済的に部分的に乾溜した石炭を溶融還元
炉に使用して、溶銑を製造することはできない。

つまり、石炭の乾溜と溶融還元炉から発生するガスの
酸化度の低減が同時にでき、かつ、経済的な石炭の乾溜
およびガスの改質の方法で、変動コスト、設備費の増分
なしに石炭原単位が低減できる技術が望まれていた。

言い換えれば、経済的に溶銑を製造するためには、簡
易かつ安価な設備で、溶融還元炉からの発生ガスの酸化
を低下させるとともに、石炭の一部を乾溜することがで
きる方法が必要となる。

また、石炭の採鉱は100万〜500万T/年程度の多量に行
われることから、石炭の輸送による一部の粉換や選炭に
よる粉の増加等の要因が重なって、製鉄所に荷揚げされ
る際には、約10〜20％が2mm以下の粉の状態となってい
る。

この粉炭を有効に利用することができなければ、余剰
の石炭の処分をしなければならず、処分のための設備や
費用が発生することの問題点もある。したがって、経済
的に溶銑を製造するためには、この粉炭を有効利用する
ことが重要であるが、粉炭を溶融還元炉に上方から投入
する際に、溶融還元炉から発生するガスの上昇流によ
り、粉炭の一部が飛散してしまい、有効利用できない問
題点があった。

石炭乾溜とガス改質（ガスの酸化度の低減法）として
は、例えば、溶融還元炉もしくは、石炭のガス化炉の発
生ガスを利用してコークスをガス化する方法について、
特開昭62−283190号公報に示されるような技術がある
が、この方法ではガス化に用いる炭材としては、通気性
の良い塊状のコークスしか用いることはできない。

つまり、このような方法においてVMを含む石炭を使用
した場合は、乾溜時にタールが発生してガスが低温に成
った部分でタールが液化し、ガスの通気を阻害する問題
がある。したがって、この方法では、粉の混在する石炭
を乾溜することは困難である。

一方、粉鉱石は塊鉱石に比べて採鉱が容易であり、ま
た水洗や浮遊選と言った手段により品質を高めることが
可能であることが知られている。而してこの粉鉱石を上
手に利用することは安価に銑鉄を製造するために重要で
ある。

また粉鉱石を煉瓦の冷却等に使用できれば余分の物質
を炉内に供給する増分コストが無く、熱的に不利も少な
い。同様のことが粉状の生石灰等の副原料にも適用でき
る。

（発明が解決しようとする課題）本発明においては、かかる問題を解決して、設備を簡
略にして、かつ、予備還元炉での鉄鉱石の還元効率を高
めるとともに、溶融還元炉での二次燃焼率も高めること
により、溶融還元法における石炭原単位を低減し、また
耐火物の寿命も長く設備費が安価であり、かつ製造原価
も安価な溶銑製造を行う技術を提供するものである。

（課題を解決するための手段）本発明においては、溶融還元に使用される粉状の原料
を炉上部の燃焼ガス空間に吹込み、この原料の顕熱及び
反応の吸熱によりガス温度を低下させる。特に必然的に
発生する粉状の石炭を炉上部の燃焼ガス空間に吹込み、
この石炭を乾溜し、乾溜される際に発生する炭化水素系
のガスと溶融還元炉から発生するH₂OとCO₂を多量に含む
高温ガスを反応させる。即ち、ガスの酸化度を下げ、か
つ反応熱（吸熱反応）によりガス温度を低下させる。

従って煉瓦の耐用寿命を延長し、かつ低酸化度のガス
による効率的な予備還元が実施できる。又乾溜された石
炭を溶融還元炉に供給することにより、二次燃焼率の高
い操業を実施し、安価な溶銑を製造する。さらに又粉状
の原料として粉鉱石を用いる場合には、この粉鉱石が炉
内の高温ガスと接触して予熱され、部分的には予備還元
もされる。

以下本発明を詳述する。

溶融還元炉の操業においては、第１図の炉体１に耐火
煉瓦の内張り８をされた炉の下部に、溶銑13とスラグ14
がそれぞれ浴を形成している。この溶銑およびスラグ
は、1400〜1700℃程度の高温であり、この中に鉱石を供
給して、酸化鉄を溶融した後に、スラグ内の混在してい
るコークスもしくはチャーの形態をしている炭材および
溶銑中の溶存炭素がこの溶融酸化鉄を還元して、溶銑が
製造される。

鉱石の供給方法としては、炉の上部のホッパーから落
下投入する方法、炉の側壁から吹付ける方法、およびス
ラグもしくは溶銑中に吹込む方法等があるが、第１図に
は、代表例として炉上方のホッパー５から鉱石を供給す
る方法を記述した。

還元熱および生成物の顕熱を補うために炉内の溶銑お
よびスラグ内の炭材に上吹ランス２から酸素（また、こ
れは酸素富化空気、もしくは加熱空気でも良い）が供給
される。供給された酸素は、石炭および溶銑内の溶存炭
素を燃焼して熱を発生する。また、これらのガスとも燃
焼反応を起こし、さらに熱を発生する。前者の燃焼を一
次燃焼、後者の燃焼を二次燃焼と称する。

また、鉱石の溶解、還元反応および熱移動の促進を目
的として、炉の底から羽口３を通して撹拌のためにガス
を供給する。このガスは撹拌を目的としていることか
ら、ガス種は特に限定されるものでなく、一般には、窒
素、アルゴン、酸素、プロパン等の炭化水素が用いられ
る。

石炭の供給は、溶融還元炉内の炭素バランスをほぼ一
定に保つように供給される。供給方法としては、鉱石と
同様の方法があり、第１図には、代表例として炉上方の
ホッパー４から石炭を供給する方法を記述した。

溶融還元の操業中には、鉱石はホッパー５から、また
石炭はホッパー４から連続的に供給され、酸素も上吹き
のランス２からスラグおよび溶銑の方向に吹付けられ、
供給された鉱石は溶解、還元され、溶銑として炉下部の
溶銑浴に沈降する。

また、石炭が燃焼したガスは、排ガスダクト12を経由
して回収されて、ガス中のダストは集塵機９で除塵さ
れ、予備還元炉10で鉱石の予備還元の還元ガス、もしく
は、燃料として使用される。この時、ガスは多量の顕熱
を持っていることから、この顕熱を蒸気発生等の熱とし
て有効利用しても良い。

次に、溶融還元の操業が進行していくと炉内に溶銑と
スラグが蓄積していくことから、定期的に溶銑およびス
ラグは排出される。

第２図は100T浴の溶融還元炉にて、溶融還元に用いる
炭材の二次燃焼率と、同着熱効率の関係を調査した結果
を示す。

この実験では、炭材としては、VMを含まないものとし
て、コークス、VMを17％含む半無煙炭およびVMを31％含
む一般炭の３種類の炭材を使用した操業を示す。第２図
からわかるように、VMを含まないコークスでは、二次燃
焼率60％までは着熱効率が90〜95％であるのに対して、
半無煙炭では二次燃焼率55％から着熱が悪化している。
また、VMを31％含む一般炭では二次燃焼率が約45％から
着熱が悪化していることが認められる。

更に本発明者らは、溶融還元炉における流体の流動と
反応をシミュレーションした。

その結果を第３図に示す。

即ちこのシミュレーションの条件と同様の操業を行っ
た結果、100T溶融還元炉において、通常製鉄に用いられ
る耐火物の中で最も高温に強くかつ酸化性のガス雰囲気
に強い材質として、MgO−Cr₂O₃からなる煉瓦を炉の上部
に張付けた。

この試験結果では、損耗速度は溶融還元の操業時間に
対して、２〜5mm/Hrと非常に大きい。

特に炉の上部空間の壁際が、ガス温度が2000℃以上と
最も高く、かつガスが上昇流を形成している。また、煉
瓦の損耗速度もこの部位が最も大きい。

又炉内上部空間のガスの流れは、炉壁から中心方向1/
3以内は上昇流であり、炉中心から2/3内は下降流である
ことを確認した。

従って本発明においては、炉壁から中心方向1/3以内
の炉内ガス上昇流に粉状の原料を吹込むこととする。

第３図中左は温度（℃）、右はガス流速（m/sec）を
−は上昇流、＋は下降流を示す。

溶融還元炉では、石炭に後述の方法で製造するチャー
（石炭の乾溜物）を混合して、使用する炭材の平均VMを
低下させ、高二次燃焼率の操業を実施する。この場合の
二次燃焼率は、40〜50％とすることが望ましいが、50％
以上でも実施は可能である。

ここで、二次燃焼率が高いため、溶融還元炉上部のガ
ス温度は2000℃以上となる。この高温のガスの顕熱を有
効利用することを目的として、この部分、つまり炉内の
上部空間に、粉体供給タンク６から粉体吹込みノズル７
を介して粉炭、粉鉱石、粉石灰石等の粉状原料を吹込
み、高温のガスによりこの粉状原料を加熱し、反応させ
る。これによってガスの冷却が可能となる。

更に粉状原料が粉炭である場合はその効果が大きく、
高温のガスと接触することにより、粉炭は乾留するとと
もにガスを改質し、このときの反応によりガス温度を著
しく低下させることができる。

以下粉炭の吹込みを例として説明する。

第４図は第１図の部分拡大図である。

吹込みノズルを第５図に模式的に示した。図中矢印で
粉炭吐出方向を示す。７は吹込みノズル、16は噴出口で
ある。

尚、第４図に示す角度θは、噴出口16の中心線x₁と炉
壁に平行な線x₂とで形成される角であり、炉壁に対する
粉炭の噴出方向を表わすものである。

吹込まれた粉炭は高温のガスにより急速に加熱され
て、速やかに石炭のVMを発生する。このVMの発生速度は
石炭の粒径によっても異なるが、ある粒度以下の粉炭で
は、伝熱が速いことからVMの分離速度も速く、0.2〜２
秒程度の短時間でVMの分離は終了する。粉炭の粒径を限
定した理由は後で述べる。

また、VMが放出される形態は炭化水素、一酸化炭素お
よび水素から構成されるガスであるが、本発明での溶融
還元炉内のような2000℃以上といった高温では、コーク
ス炉等の石炭乾溜炉とは異なり、タールの生成はほとん
ど認められず、本発明の操業では、タール処理が不要で
ある利点も有している。このVMが石炭から放出された直
後に、このガスは炉から発生する比較的酸化度が高く、
温度の高いガスと反応する。石炭から発生するガスの内
で溶融還元炉からのガスと反応するガス種は炭化水素で
あり、炭化水素は発生ガスの二酸化炭素と水蒸気と改質
反応を起こし、水素と一酸化炭素に分解される。

この反応は、下式の例に示されるように吸熱反応であ
り、この反応が発生することから炉内のガスの平均温度
は低下する。

CH₄＋CO₂→2CO＋2H₂ つまり、石炭乾溜とガス改質の反応を溶融還元炉から
の発生するガスの顕熱を利用して行うことができ、排熱
回収を行うと同時に、ガスを冷却することができる。

次に、本発明による100T鉄浴の溶融還元炉における操
業の例を説明する。

まず、溶融還元炉には、鉄源として予備還元鉱、およ
び一般炭とこの一般炭を乾溜して得られたチャーの混合
物を連続して供給する。また、スラグの成分を調整する
副原料として生石灰も予備還元鉱と混合して供給する。
酸素は全量上吹ランスから吹付けられ、鉄浴およびスラ
グ浴の攪拌のために窒素ガスを炉底部の羽口から供給す
る。

溶融還元炉の操業では、比較的高二次燃焼の操業を行
い、二次燃焼率は47.6％であり、この時の発生ガス流量
は、57900Nm³/Hであった。粉炭は粉体供給タンク６から
吹込みノズル７を用いて炉内に吹込んだ。吹込みノズル
７はスラグ面から約1mの高さに円周方向に均等に８本配
置した。

これらの吹込みノズル７は、第５図（ｂ）に示される
形状のもので、先に示した炉内のガス流れの分布図の解
析結果に基づき、粉炭が飛散し易いように、炉壁に向か
って平行につまり前記角度θを零として、鉛直上方の半
円の扇状に吹込んだ。

吹込まれた粉炭はこの操業条件での石炭の飛散粒径よ
りも小さい、2mm以下に調整した。粉炭は炉内および排
ガスダクト内で乾溜されて、そのVMが大幅に減少され
た。表−２に示されるように、排ガスダクト出口の集塵
機で捕集された炭素系のダクトは、ほとんどVMを含んで
いないことが判った。つまり、吹込まれた粉炭は十分に
乾溜されて、ほとんどVMを含まないチャー状の炭材に変
化していた。

また、この粉炭を吹込んだことによるVMによるガスの
改質の効果を炉内のサンプリングガスと排ガスダクト出
口のガスの成分の比較から求めた。この結果を次の表−
３に示す。

炉内のガスの酸化度は、0.476であったが、粉炭のVM
がガスの二酸化炭素および水蒸気と反応した結果、排ガ
スダクト出口では0.345に低減されており、発生ガスが
鉱石の予備還元に適当な酸化度まで改質されていること
が判明した。また、排ガスダクト出口で採取したガスに
は、メタン、エタン等の炭化水素は検出されなかった。
このことから、排ガスとVMは、ほぼ完全に排ガスダクト
内で反応を終了していることが判明した。

この操業の時のガスの温度についても測定を実施し
た。炉上部の煉瓦壁周囲のガス温度と排ガスダクト出口
の温度を測定した。また、比較のためにほぼ同等の溶融
還元炉の操業を行い、粉炭を吹込まなかった従来法によ
る操業例での測定結果も表−１に示した。

表−１から判るように、従来法と比較して、溶融還元
炉の操業条件はほぼ同等であるが、炉内および排ガスダ
クト出口のガス温度に差があり、粉炭を吹込み、ガス改
質を行った本発明の操業法では、炉内の平均ガス温度
は、約110℃低下し、また排ガスダクト出口のガス温度
は約160℃低下している。

つまり、粉炭を吹込み石炭の乾溜でガス改質を行った
結果、乾溜機およびガス改質の吸熱にガスの顕熱を効果
的に利用できていることが示されている。

次に、石炭が効率的に乾溜されていることが本発明の
操業において重要であるが、本発明者らの研究により、
石炭の反応率は石炭粒径に強く影響されることも解明さ
れた。ガス改質に使用する石炭の粒径については、本発
明で効果的に利用できる条件として、まず第一に、ガス
と粉炭の接触時間を確保するために、粉炭は発生ガスに
同伴されて、炉内から排ガスダクトに飛散されることが
望ましく、実施例ではこの条件を満たす石炭粒径と吹込
条件で操業を行った。

つまり、発生ガスの上昇流により、ガスと同伴してい
く粒径の石炭を吹込むことにより、粉炭は高温のガスと
ともに排ガスダクト内を移動することから、石炭と高温
のガスの接触時間が増加して、粉炭は乾溜されやすくな
る。

まず、本発明者らは、石炭粒径とガス改質効果に関係
があることを見出した。また、ガス改質の効率の良い実
験においては、排ガス中のダクトにより多くの粉状のチ
ャーが混入している事実を突き止め、粉炭の飛散とガス
改質の比較試験を実施した。この結果を表−４に示す。

つまり、粉炭が飛散率の高い粒径の小さい石炭の方が
ガス改質が効率的に実施されている事実を解明した。

ここで、本発明者らは、石炭の飛散率を予想するため
に、石炭のガス中で受ける上向きの力と重力を比較検討
した結果、次の関係が成り立つことを求めた。

粉炭は次の（１）式で求められる粒径、つまり、排ガ
スダクト内の排ガスの流速と石炭の終末沈降速度（石炭
がガス中を自由落下する際の無限時間後の落下速度）が
等しい粒径よりも小さいことが望ましいことが判明し
た。

ｕ＝（4g²（ρ_ｐ−ρ_ｇ）²Dp₃/225μρ）^1/2……（１）ここで、ｕ：終末沈降速度、 μ ：ガスの粘度、 Dp ：粒径、 ρ_g:ガス密度、 ρ_n:石炭密度、石炭の場合、見掛け密度は1.3〜1.6であることと、
（１）式にこの数値を代入した（２）式の値が条件とな
る。また、1800℃の温度での炉口でのガスの物性値を用
いて、Dpを計算すると、 Dp＝0.47・Ｖ^2/3（mm） ……（２）（V:排ガスダクト内ガス流速（m/sec））となり、このDpよりも小さい粒径の石炭を吹込めば、石
炭は炉内から排ガスダクトへガスとともに同伴されて、
効果的に乾溜・ガス改質が行われる。

この関係式に表−４の実験条件をあてはめれば、Ｖ＝
4.0m/sとなり、Dpは1.2mmとなる。つまり、テスト−Ａ
では、粉炭は飛散される条件であったのに対して、テス
ト−Ｂでは、粉炭は飛散されずらい試験条件であったこ
とが判明した。このことは、粉炭の飛散率の差にも表れ
ている。

また、石炭の乾溜とガスとの反応は、ガスが高温の排
ガスダクト内で終了する必要があるが、発生ガス処理の
排ガスダクトは15〜30mの設計が通常であり、かつ、ガ
スの流速の設計条件は、10〜20m/sであることから、石
炭がガスとともに排ガスダクト内の滞留時間は１〜２秒
となり、本発明に規定される石炭の粒径は、排ガスダク
ト内で石炭の乾溜は完全に終了することが可能な条件を
満たす必要がある。つまり、炉内から排ガスダクトの出
口の間でのガスと粉炭の接触時間は２秒程度であること
から、この時間内に粉炭の乾溜は終了していなければな
らない。

一方、石炭の乾溜時間は粒径に強く依存することを本
発明者らは研究で解明した。つまり、排ガスダクト内で
乾溜が終了するための石炭粒径を求めるために、高温ガ
ス内での乾溜実験を行った。この結果を表−５に示す。

石炭の乾溜は伝熱が律速となるため、内部まで急速に
加熱されやすい微粉炭の方が乾溜時間は短くなった。こ
の結果、約２秒間で残留VMが２％になるためには、石炭
の粒径が2mm以下であれば良いことを解明した。

以上の事実から、本発明者らは、粉炭を効果的にガス
改質に利用するためには、まず、粉炭がガスに同伴して
排ガスダクト内を上昇すべきこと、粉炭の粒径は、排ガ
スダクト内で反応が終了するほど小さいことの２点が本
発明の重要な要件であることを解明した。

また、溶融還元炉へ吹込む粉炭が耐火物を保護する効
果をもたらすためには、粉炭は炉内に吹込まれなければ
ならず、炉内のガスの上昇部分に吹込まれる必要があ
る。つまり、石炭の粒径、吹込み位置および吹込み方向
がガス改質効果を得るためには、重要であることが分か
った。

つまり、炉内のガス流れの解析結果を基に考察する
と、本発明での粉炭を発生ガスに同伴させ、ガスの顕熱
を利用して乾溜しようとする操業においては、粉炭は壁
際の上昇流の中に、適当な粒径で吹込まれなければなら
ない。

粉炭が排ガスダクト内に飛散する吹込み条件が、粉炭
が排ガスダクト内でガスに同伴されるか、粉炭が排ガス
ダクト内で反応が終了するか否かの３項目を条件差とし
て、ガス改質効果を比較した結果を表−６の実施例に示
した。

表−６の実施例１では、粉炭がガスの上昇流に同伴さ
れる吹込み条件で、かつ、排ガスの流速よりも石炭の終
端速度が遅い粒径である1.2mm以下の石炭を使用し、ま
た、比較例２では同一のノズルを使用して、石炭の粒径
を1.5〜2mmとして、Dpよりも大きい、飛散しずらい石炭
を使用した。

実施例１では、90％以上の石炭飛散率でガス改質効果
も大きいのに対して、比較例２では、石炭飛散率が半分
しかなく、ガス改質効果も50％程度しかないことから、
石炭乾溜およびガス改質が効率的に実施できなかったこ
とが判る。

本発明において、吹込む粉炭の粒径を2mmもしくは、
ガス回収装置内のガス流速により吹飛ばされる粒径のい
ずれかよりも、小さいこととしたのは以上の理由によ
る。

次に、粉炭の吹込み位置と吹込み条件も本発明におい
ては重要な要件である。

先に示した第３図の如く、炉内のガスの流れは一様で
なく、炉の中心部は上吹ランスから吹付ける酸素ガスジ
ェットの影響を受けて、下降流となっている。また発生
ガスは壁際を上昇する。

第３図において判るように、炉壁の周囲、炉の中心か
ら見て2/3の位置が上昇流と下降流の境界となってい
る。また、このような上昇流と下降流が生じているのは
炉内に限られ、特に−10m/s以上の強い上昇流を生じて
いるのは、スラグ上面14a（第１図）を基準とすると、
炉内半径の約1.5倍の高さ迄である。

このガスの流動シミュレーションの結果を反映して、
前記−10m/s以上の上昇流が生じている炉の中心から見
て、2/3よりも炉壁側に吹込むノズルと、この範囲より
炉の中心側に向かって吹込むノズルによって粉炭を吹込
む比較試験を実施した。

表−６における実施例１は、第５図（ａ）に示される
吹込みノズル7aの形状で、前記炉壁に対する角度θを10
゜とした吹込みノズル（以下この吹込み条件のノズル
を、吹込みノズルＡと言う）を用い、炉口の壁から430m
mまでのところに粉炭を吹込んだものであり、炉口の内
径が3mであることから、前述した上昇流への吹込み条件
を満たしている。

次に実施例２は、第５図（ｂ）に示される吹込みノズ
ル7bの形状で、前記炉壁に対する角度θを０゜とした吹
込みノズル（以下この吹込み条件のノズルを、吹込みノ
ズルＢと言う）を用いて、炉口の壁から100mmの位置で
炉壁に平行に、かつ上方180゜の角度で扇形に粉炭を吹
込んだものである。

本実施例も前記実施例１と同様に本発明の吹込み条件
を満たしている。

一方、比較例１は、第５図（ｃ）に示される吹込みノ
ズル7cの形状で、炉口の壁から800mmのところに吹込め
るよう前記炉壁に対する角度θを18゜とした吹込みノズ
ル（以下この吹込み条件のノズルを、吹込みノズルＣと
言う）での試験結果である。この比較例１では、炉壁か
ら1/3の位置の条件を満たしていない。

表−６に示すようにこの比較試験の結果では、吹込み
ノズルＡおよびＢを使用した場合、粉炭が排ガスダクト
後の集塵機で捕集される比率は90％以上であるが、吹込
みノズルＣを使用した比較例１の場合では、約70％と低
く、またガスの改質も十分に成されていないことが判明
した。

本発明において粉炭が吹込み方向を粉炭が炉内から排
出されるまでは炉壁から中心方向の1/3以内の空間にガ
ス改質用の粉炭を吹込むことと限定したのは、以下の理
由からである。

次に、粉炭は飛散するが、排ガスダクト内で反応が終
了しない粒径の粉炭が吹込んだ場合の比較試験の結果を
比較例３として示す。

比較例３では、排ガスダクト内のガス流速を早くし
て、排ガスダクト内で反応が終了しない粒径の粉炭も飛
散する条件で実験を実施した。この結果粉炭は飛散して
いるものの、ガスの改質反応は十分には進行しておら
ず、ガスの改質効果も約70％に止まっている。

また、本発明者らは、粉炭のノズル形状として、実施
例1,2以外にも種々、検討したが、粉炭を前述の条件で
飛散させれば、ガスの改質効果については、さほどの差
はないことが判明しており、また、炉形状として、第４
図に示すような炉上部のコーン部のない炉でも実施した
が、本発明の条件さえ満たしていれば、ガス改質が十分
効率的に実施されることも解明した。

本発明により得られたガスを用いて一段式の流動層型
予備還元炉で鉄鉱石の予備還元を実施したところ、ガス
の酸化度が低減することから、高効率の操業が行えた。
この結果は表−７に示されており、従来法２の高二次燃
焼操業での予備還元率が９％であるのに対して、本発明
での操業例では、同様に溶融還元炉では高二次燃焼であ
るにも関わらず予備還元が40％まで向上されている。

本発明によるガスの改質により得られたガスは、通
常、1100〜1300℃であることから、予備還元炉の入口で
必要なガス温度の約1000℃以上となっており、ガス温度
の調整には、少量の冷却ガスを混合したりする簡単な操
作ですみ、ガスを再加熱する必要はなくなった。

つまり、本発明による予備還元の実施において、膨大
なガスの冷却、再加熱の設備が不要にでき、予備還元炉
と溶融還元炉を熱ガスで直結しても、高効率の予備還元
法と、高二次燃焼率の溶融還元法を両立することができ
た。

次に石炭以外の粉状原料を吹込んだ場合について説明
する。

先ず粉鉱石を吹込む操業について説明する。第５図
（ａ）の吹込みノズル7aを用いて粉鉱石を吹込んだとこ
ろ炉壁に沿って流動し、炉内ガスから炉壁への輻射光を
遮断し、炉壁への入熱量が低下していることが判明され
た。そこで炉上部より粉鉱石を炉壁に平行して、400kg/
minの条件で吹込むとともに、炉壁煉瓦に熱流束計を埋
設し、炉壁への入熱量を測定した。

この結果、粉鉱石吹込み前の前記入熱量は19,600kcal
/m²・hrであったのに対して、粉鉱石吹込み後は11,000k
cal/m²・hrと大幅に低下していた。また、表−８に示す
ように炉壁近傍のガス温度も粉鉱石吹込み前に比し、11
5℃低下していることが確認された。このような操業を
実施した際の耐火煉瓦の損耗速度は粉鉱石吹込みによっ
て約半分になるなどその優れた効果が認められた。

更に、粉炭、粉鉱石以外の粉状原料として、粉石灰石
を吹込んだ操業でも、吹込みノズル１本当たり約150kg/
minを吹込んだ場合、前述した粉鉱石の吹込みと同様の
効果が得られた。

次に前述した条件で粉状原料を効率的に吹込むための
吹込みノズルについて説明する。

吹込みノズルは粉体による激しい摩耗作用を受けると
ともに、炉内の高温ガスに晒されるなどきわめて苛酷な
状態で使用される。このため短期間で損耗し、その取替
えを余儀無くされている。

この吹込みノズルの取替えにおいては、吹込みノズル
周辺の耐火物を損傷させることが多く、また取替えのた
めに炉を冷却させる必要があることから、稼働率低下に
繋がるなど多くの問題を抱えていた。

而して本発明においては、第６図に示すように、炉体
１の耐火煉瓦８、つまり炉壁上部に開口21を設け、この
開口21に前述した吹込みノズル７を進退可能に装着する
ことによって、前記問題を効果的に解決した。

吹込みノズル７を進退させるには、例えば前記開口21
に近接して配設された架台22上を、自在に走行する台車
23で吹込みノズル７を保持するとともに、前記台車23
に、液圧、気圧あるいは電動駆動方式のシリンダー装
置、又は電動モーター等の走行駆動装置24を連設した機
構とすることによって可能である。30は粉原料供給用の
フレキシブルホースである。

また吹込みノズル７が進退する開口21の周辺の耐火煉
瓦80は、例えば前記水、気液混合体、圧縮気体等の冷却
媒体を流通する冷却盤81、あるいは図示はしないが冷却
パイプを耐火煉瓦中に埋設するか、図示はしないが耐火
煉瓦80の近傍の炉体（鉄皮）１を水冷構造とし、耐火煉
瓦80を冷却するなどの冷却構造機構を備えさせた。

このような構造とすることにより吹込みノズル７を稼
働中のみ炉体１に装着し、非稼働中は高温の炉体１から
離れたところで待機させることができる。また損耗した
吹込みノズル７を炉を冷却することなく取替えすること
が可能であり、更に耐火煉瓦80の耐用寿命も大幅に延ば
すことができ、稼働率を著しく高めることができる。

前記冷却構造機構としては、例えば第７図に示すよう
に、炉内側に開口面82aを有する複数個の冷却媒体噴出
管82を埋設して構成したものが、後述するようにさらに
優れた機能を発揮する。

即ち冷却媒体をヘッダー部83を介して噴出管82の炉内
側に位置する開口面82aから噴出させることにより、吹
込みノズル７近傍の耐火煉瓦80をより強力に冷却するこ
とが可能となる。

加えて前記冷却媒体に酸素ガスを添加すれば、開口21
近傍へのスラグ等の付着を抑制する副次的効果も得られ
る。この場合冷却媒体としては炉内に噴出されることか
ら窒素ガス、炭酸ガス、溶融還元炉からの発生ガスを冷
却したもの、圧縮気体に適宜量の水を添加した気水等を
用いることができる。

（実施例）溶融還元炉と予備還元炉を直結した一貫プラントにお
いて本発明を実施した。

粉炭を用いた操業は第１図に示すように、溶融還元炉
では、予備還元炉で酸化鉄を一部還元した鉱石を被還元
鉄源として使用し、また一般炭と本発明により得た同石
炭のチャーの混合物を炭材として使用する。溶融還元炉
から発生するガスを粉炭で改質して、これを高温のまま
流動層型の予備還元炉に導き、鉱石を一部還元する。

実施例としては、100T浴の溶融還元設備を用いて、鉄
鉱石を溶融還元して溶銑を製造した結果であり、操業条
件は３例ともに、同一の銘柄の鉱石、石炭を使用して、
溶銑温度−1500℃、溶銑炭素は飽和、スラグの塩基度−
1.2〜1.3の条件で操業した結果である。

経済的な操業の実施のため、溶融還元炉では、石炭に
ガス改質の際に生成したVMをほとんど含まないチャーを
混合して使用することと粉炭の乾溜とガス改質により、
耐火煉瓦の損耗を抑えられる上限の二次燃焼率である約
50％の操業をして、このガスをガス改質用の粉炭にてガ
スの酸化度および温度を低減して、効率的な予備還元を
実施した。

粉炭によるガス改質を行わない従来法による操業の比
較例として、高二次燃焼率の操業と低二次燃焼率の操業
の２例を示す。

従来法１の操業では、溶融還元炉が低二次燃焼率操業
であることから、溶融還元炉内のガス温度が約1720℃に
止まっており、煉瓦の損耗速度は小さい。また、予備還
元炉入口でのガス酸化度が低いことから、鉱石の予備還
元率は、41％と高くできた。

しかしながら、この操業においては、予備還元率は高
いものの二次燃焼率が低いことから、溶融還元炉での熱
の発生量が少なく、生産性が低くなり、石炭原単位と酸
素原単位が多くなっており、経済的な溶銑の製造法では
ないことがわかる。

また、従来法２では、高二次燃焼率操業であることか
ら、炉内のガス温度が約1910℃と高くなっている。この
結果、炉上部の煉瓦の損耗速度が3.2mm/Hrと他の操業に
比べて、約４倍と大きくなっており、煉瓦原単位も5.7k
g/Tと悪く、溶銑の製造の費用が増加するとともに、煉
瓦の補修の増加による設備の稼働率の低下、整備費用の
増加の問題があった。

さらに、二次燃焼率が高いことから、予備還元炉の入
口のガス酸化度が高く、鉱石の予備還元率は、９％と低
位に止まっている。このように、二次燃焼率が高く、溶
融還元炉での熱の発生は多いものの、鉱石の予備還元率
が低いことから、生産性もさほど向上しておらず、石炭
原単位と酸素原単位も比較的多い操業結果となってい
る。

従来法による操業に対して、本発明での実施例では、
溶融還元炉のガスを溶融還元炉内および予備還元炉に送
る排ガスダクト内でガス改質を実施することから、高二
次燃焼と高予備還元を両立させることができ、かつ、粉
炭の吹込み条件を良好にしていることから、粉炭を効率
的に乾溜し、かつ、溶融還元炉から発生する高温のガス
の顕熱を有効に活用することで、特別に大掛かりなガス
改質の設備がいらない。

また、石炭の乾溜とガス改質のために必要な熱を溶融
還元炉から排出される高温ガスの顕熱を利用することが
できるため、設備費も安くすみ、またエネルギー的にも
有利である。

本発明による操業結果では、実施例に示すように予備
還元炉で約40％の高予備還元率を実現できており、かつ
石炭の約20％を乾溜して、生成したチャーを溶融還元炉
で石炭に混合して使用することから、二次燃焼に不利な
炭材のVMを低減して、溶融還元炉で高二次燃焼率でも着
熱効率を向上できた。

また、溶融還元炉内の最もガス温度の高い炉の上部の
ガス燃焼部に石炭を吹込み、乾溜とガス改質を行うこと
により、ガス温度を低下させ高二次燃焼率にもかかわら
ず、煉瓦の損耗速度を低位に保つことができた。

この結果、高予備還元鉱石を使用することにより、溶
融還元炉での溶銑tonあたりの消費熱量を低減し、か
つ、高二次燃焼率の操業により酸素および石炭の単位量
当たりの発生熱量も多くでき、生産性も従来法による操
業よりも約27％以上高く、酸素原単位・石炭原単位とも
に大幅に少なくなっている。

また、粉炭の吹込みにより、炉内のガス温度が約1730
℃であることから、耐火煉瓦の損耗速度も、従来法の低
二次燃焼率の操業とほぼ同じ程度まで低減でき、煉瓦原
単位も2.0kg/Tと少なく煉瓦寿命も問題なかった。

次に粉炭に代えて粉鉱石を用いて操業した。粉鉱石は
粉体供給タンク6bから吹込みノズル７を介して炉口の壁
より100mmの部位に吹込んだ。

粉鉱石としては通常シンターフィードと称される焼結
用粉鉱石を用いた。この操業時に炉内壁面より200mmの
ところのガス温度を測定したところ表−８に示す通り11
5℃の温度低下が認められた。また発生ガス中の飛散鉱
石を採取して分析した結果、約６％還元していることも
判明し、炉壁への熱負荷を低減できることが確認され
た。

（発明の効果）本発明による溶融還元操業において、粉炭を吹込む方
法では、発生ガス冷却、脱炭酸、ガスの再加熱といった
複雑で膨大な設備を必要とせず、排ガスダクト内でガス
改質することにより、設備費と運転費ともに安価な高予
備還元、かつ、高二次燃焼の操業が可能となる。

また、従来法の溶融還元炉から発生するガスを予備還
元炉に熱いままで直結する方法においてはどうしても解
決できなかった溶融還元炉での高二次燃焼による炉内の
発生熱量の増加と、予備還元の比率を高めて、溶融還元
炉の消費熱量を低減することの両立が可能となり、石炭
原単位もコークス炉−高炉法と同等まで低減できた。

溶融還元法においては、コークス炉−高炉法では使用
できない安価な一般炭を使用できることと、鉱石及び石
炭の事前処理が不要なことから、石炭原単位を高炉法と
同等とすることにより、溶銑の製造費用は高炉法に比較
して10〜20％程度も低減することができた。

また、溶融還元炉のガス温度を低下させたことから、
煉瓦の寿命も延長されて、煉瓦費用が安価になったばか
りでなく、炉の補修周期も延長され、従来法２の操業で
は連続15日程度しか操業を続行できなかったが、本発明
により２ヶ月以上の連続操業も可能となり、設備の稼働
率が20％以上も向上し、また、補繕費用も低減された。

更に粉鉱石を吹込む方法においても、炉壁周囲のガス
温度を低下させることができ、この耐火煉瓦の耐用寿命
を大幅に延ばすことができた。加えて粉鉱石を部分的に
還元できたことから石炭及び酸素の原単位が向上した。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の全体説明図、第２図は着熱効率と二次
燃焼率の図表、第３図は本発明の溶融還元炉の部分解析
図、第４図は本発明の溶融還元炉の部分説明図、第５図
（ａ），（ｂ）及び（ｃ）は本発明の粉炭用パイプの模
式図で（イ）は側面図、（ロ）は正面図、第６図は進退
可能な吹込みノズルの一実施例を示す構造図、第７図は
吹込みノズル近傍耐火煉瓦の冷却構造機構の一実施例を
示す断面図である。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者森寺弘充福岡県北九州市八幡東区枝光１―１―１新日本製鐵株式会社設備技術本部内 (56)参考文献特開平１−147009（ＪＰ，Ａ) 特開昭63−140014（ＪＰ，Ａ) 特開平１−191719（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁶，ＤＢ名) C21B 11/00 - 13/14

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】鉱石と石炭を用い、少なくとも一部の酸素
を上方から吹き付ける鉄浴式の溶融還元炉において、上
吹酸素の吹錬時に、炉壁から中心方向に1/3以内の炉内
上昇ガス流に粉状の原料を吹き込む際、吹き込む石炭の
粒（Dp）を2mm、もしくは次式により求まる値の何れか
小さいもの以下とすることを特徴とする金属の溶融還元
法。 Dp＝0.47・Ｖ^2/3（mm）（V:排ガスダクト内ガス流速（m/sec））
【請求項２】溶融還元炉から得られた発生ガスを常温ま
で冷却することなしに鉱石の予備還元炉に導くことを特
徴とする請求項第１項に記載の金属の溶融還元法。
【請求項３】鉱石と石炭を用い、少なくとも一部の酸素
を上方から吹き付ける鉄浴式の溶融還元炉において、粉
状原料の吹込みノズルが炉壁上部に進退可能に装着さ
れ、前記ノズル周辺の耐火煉瓦が冷却構造機構を備えて
いることを特徴とする金属の溶融還元炉。
【請求項４】ノズル周辺耐火煉瓦の冷却構造機構が、炉
内側に開口面を有する複数個の冷却媒体噴出管を埋設し
て構成されたことを特徴とする請求項第３項に記載の金
属の溶融還元炉。