JP4893290B2 - Hot metal production method using vertical scrap melting furnace - Google Patents
Hot metal production method using vertical scrap melting furnace Download PDFInfo
- Publication number
- JP4893290B2 JP4893290B2 JP2006340017A JP2006340017A JP4893290B2 JP 4893290 B2 JP4893290 B2 JP 4893290B2 JP 2006340017 A JP2006340017 A JP 2006340017A JP 2006340017 A JP2006340017 A JP 2006340017A JP 4893290 B2 JP4893290 B2 JP 4893290B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- furnace
- tuyere
- coke
- scrap
- iron
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Images
Classifications
-
- 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
- Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
- Y02P10/00—Technologies related to metal processing
- Y02P10/20—Recycling
Description
本発明は、竪型スクラップ溶解炉を用い、コークスの燃焼熱により鉄系スクラップを溶解して溶銑を製造する方法に関する。 The present invention relates to a method for producing hot metal by melting iron scrap with combustion heat of coke using a vertical scrap melting furnace.
従来、竪型溶解炉を用いて鉄系スクラップを溶解するプロセスが知られており（例えば、特許文献１）、このプロセスでは、竪型溶解炉の炉頂部から鉄系スクラップとコークスを装入し、炉下部に設けられた複数の羽口（送風羽口）から熱風を吹き込み、コークスの燃焼熱で鉄系スクラップを溶解することにより溶銑が得られる。
上記のようなプロセスにおいて鉄系スクラップを溶解し、溶銑を製造する場合、以下のような問題がある。
（1）生産量を高めるには炉径を大きくする必要があるが、炉径を大きくすると羽口から吹き込まれる熱風が炉中心部まで十分に届かないため、炉中心部側の領域でのガス流れが少なくなり、このため同領域でのコークスの燃焼や鉄系スクラップの溶解が不十分となり、場合によっては操業自体に支障を来すおそれもある。
（2）使用するコークスの粒径が小さいと、コークスが早く燃焼してしまうため、燃焼により生じたＣＯ２が炉内を上昇する過程でコークスと反応する、所謂ソリューションロス反応（吸熱反応）が生じやすくなり、このため発熱量が下がり、出銑量が低下するという問題がある。これを防止するためには、高価な鋳物用コークスの使用比率を高める必要があり、製造コストの上昇を招いてしまう。
（3）生産量を高めるには送風酸素富化が有効であるが、この酸素富化を行うと炉頂温度が低下し、腐食性ガスが結露して排ガス管の腐食を引き起こしたり、ダストが排出されずに炉内に蓄積し、ガス通気性が低下するなどの問題を生じる。
When iron-based scrap is melted in the above process to produce hot metal, there are the following problems.
(1) To increase the production volume, it is necessary to increase the furnace diameter. However, if the furnace diameter is increased, the hot air blown from the tuyere will not reach the center of the furnace sufficiently. The flow is reduced, so that coke combustion and iron-based scrap melting in the same area become insufficient, and in some cases, the operation itself may be hindered.
(2) If the particle size of the coke used is small, the coke burns quickly, so the so-called solution loss reaction (endothermic reaction) in which CO 2 generated by combustion reacts with coke in the process of rising in the furnace. This is likely to occur, and there is a problem that the amount of heat generation decreases and the amount of output decreases. In order to prevent this, it is necessary to increase the use ratio of expensive casting coke, which leads to an increase in manufacturing cost.
(3) Blowing oxygen enrichment is effective for increasing the production volume. However, when this oxygen enrichment is performed, the furnace top temperature decreases, and corrosive gas is condensed to cause corrosion of the exhaust pipe, and dust is generated. There is a problem that gas is not discharged but accumulates in the furnace and gas permeability is lowered.
したがって本発明の目的は、以上のような課題を解決し、竪型スクラップ溶解炉を用いて鉄系スクラップを溶解し、溶銑を製造する方法において、安定した操業を行いつつ、溶銑を高い生産性で且つ低コストに製造することができる方法を提供することにある。 Accordingly, the object of the present invention is to solve the above-described problems and to melt iron scrap using a vertical scrap melting furnace to produce hot metal, while maintaining stable operation and high productivity of hot metal. It is another object of the present invention to provide a method that can be manufactured at low cost.
本発明者らは、上記課題を解決すべく検討を重ねた結果、羽口送風条件を最適化すること、さらにはこの羽口送風条件の最適化と送風酸素富化とを組み合わせることにより、また、炉装入原料（鉄系スクラップ、コークス）を乾燥・予熱し、好ましくはその条件を最適化することにより、上記課題を適切に解決できることを見出した。
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。
As a result of repeated studies to solve the above problems, the present inventors have optimized the tuyere air blowing conditions, and further combined the optimization of the tuyere air blowing conditions with the enrichment of air blowing, The present inventors have found that the above problems can be appropriately solved by drying and preheating the furnace charging materials (iron scrap, coke) and preferably optimizing the conditions.
The present invention has been made on the basis of such knowledge and has the following gist.
［1］竪型スクラップ溶解炉において、炉頂部から鉄系スクラップとコークスを装入し、炉下部に設けられた複数の羽口から熱風を吹き込み、コークスの燃焼熱で鉄系スクラップを溶解することにより溶銑を製造する方法であって、
下記（1）〜（3）式を満足する条件で羽口から熱風を吹き込むことを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
Ｖh≦220 …（1）
Ｌ≦0.7 …（2）
35.7×Ｄ≦Ｖh＋50×Ｌ≦85.7×Ｄ …（3）
ただし、
Ｖh（Ｎｍ／sec）：羽口先端部での熱風流速
Ｌ（ｍ）：炉内壁から炉内に突き出た羽口管部分の長さ
Ｄ（ｍ）：羽口高さ位置での炉内径
[1] In a vertical scrap melting furnace, iron-based scrap and coke are charged from the top of the furnace, hot air is blown from a plurality of tuyere at the bottom of the furnace, and iron-based scrap is melted by the combustion heat of the coke. A method for producing hot metal by:
A hot metal production method using a vertical scrap melting furnace, wherein hot air is blown from the tuyere under conditions satisfying the following formulas (1) to (3):
Vh ≦ 220 (1)
L ≦ 0.7 (2)
35.7 × D ≦ Vh + 50 × L ≦ 85.7 × D (3)
However,
Vh (Nm / sec): Hot air flow velocity at the tip of the tuyere L (m): Length of tuyere tube portion protruding from the furnace inner wall into the furnace D (m): Furnace inner diameter at the tuyere height position
［2］上記［1］の製造方法において、算術平均粒径が１２０ｍｍ以下のコークスを用いるとともに、熱風に酸素を富化することを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
［3］上記［2］の製造方法において、炉内に装入する鉄系スクラップ及び／又はコークスを事前に乾燥処理及び／又は予熱することを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
［4］上記［1］の製造方法において、熱風に酸素を富化するとともに、炉内に装入する鉄系スクラップ及び／又はコークスを事前に乾燥処理及び／又は予熱することを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
[2] A hot metal production method using a vertical scrap melting furnace characterized in that, in the production method of [1], coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less is used and oxygen is enriched in hot air.
[3] Hot metal production using a vertical scrap melting furnace characterized in that in the production method of [2] above, iron-based scrap and / or coke charged in the furnace is dried and / or preheated in advance. Method.
[4] In the production method of [1] above, the hot air is enriched with oxygen, and iron scrap and / or coke charged in the furnace is dried and / or preheated in advance. Hot metal production method using a mold scrap melting furnace.
［5］上記［3］又は［4］の製造方法において、鉄系スクラップ及び／又はコークスを、下記（4）式を満足するように乾燥処理及び／又は予熱することを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
ΔＴs＋(2×ΔＴc×Ｃo)／1000＋50×ΔＷs＋(50×Ｃo×ΔＷc)／1000
≧GTt−GTm …(4)
ただし、
ΔＴs（℃）：予熱による鉄系スクラップ温度の上昇幅
ΔＴc（℃）：予熱によるコークス温度の上昇幅
ΔＷs（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱による鉄系スクラップ水分含有率の低下幅
ΔＷc（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱によるコークス水分含有率の低下幅
Ｃo（kg/溶銑ton）：コークス比
GTt（℃）：炉頂部における目標排ガス温度
GTm（℃）：炉頂部における実績排ガス温度
[5] In the manufacturing method according to [3] or [4], the iron scrap and / or coke is dried and / or preheated so as to satisfy the following formula (4): Hot metal manufacturing method using a melting furnace.
ΔTs + (2 × ΔTc × Co) / 1000 + 50 × ΔWs + (50 × Co × ΔWc) / 1000
≧ GTt−GTm… (4)
However,
ΔTs (° C.): Increase width of iron-based scrap temperature due to preheating ΔTc (° C.): Increase width of coke temperature due to preheating ΔWs (mass%): Reduction width of iron-based scrap moisture content due to drying treatment and / or preheating ΔWc ( mass%): Decrease in coke moisture content due to drying and / or preheating Co (kg / molten iron): Coke ratio
GTt (℃): Target exhaust gas temperature at the top of the furnace
GTm (° C): Actual exhaust gas temperature at the top of the furnace
本発明によれば、溶銑の生産量確保のために炉径を十分に大きくしても、羽口送風条件を最適化することにより、炉中心部を含めた炉径方向全般でのガス流れが適正化され、これによりコークスの燃焼と鉄系スクラップの溶解が炉全体で適切に生じる。このため溶銑を高い生産性で且つ低コストに製造することができる。また、算術平均粒径が１２０ｍｍ以下の小粒径のコークスを使用しても同様の効果が得られる。
さらに、請求項３〜５に係る発明によれば、炉装入原料を事前に乾燥・予熱することにより炉頂温度の低下が抑えられ、このため排ガス管内での腐食性ガスの結露やダストの炉内蓄積が抑えられ、排ガス管の腐食や操業上のトラブルを生じることなく、安定した操業を行うことができる。
According to the present invention, even if the furnace diameter is sufficiently large to ensure the production amount of hot metal, by optimizing the tuyere air blowing conditions, the gas flow in the entire furnace radial direction including the furnace center can be achieved. This ensures that coke burning and iron scrap melting occur properly throughout the furnace. For this reason, hot metal can be manufactured with high productivity and low cost. The same effect can be obtained even when coke having a small particle size with an arithmetic average particle size of 120 mm or less is used.
Further, according to the inventions according to claims 3 to 5, the furnace top temperature is prevented from lowering by drying and preheating the raw material charged in the furnace in advance. For this reason, condensation of corrosive gas and dust in the exhaust gas pipe are suppressed. Accumulation in the furnace is suppressed, and stable operation can be performed without causing corrosion of the exhaust gas pipe or trouble in operation.
図１は、本発明で用いる竪型スクラップ溶解炉（以下、単に「溶解炉」という）とその基本的な操業形態を模式的に示している。図において、１は炉頂に設けられる原料装入部、２は炉下部の周方向において適当な間隔で設けられる複数の羽口（送風羽口）、３はこの羽口２に熱風を供給する熱風管、４は排ガス出口、５は出銑口である。この溶解炉の大きさ等に本質的な制限はないが、実質的に操業可能若しくは操業上有利なサイズとして、通常は、羽口位置での炉内径が２〜４ｍ程度、炉高が６〜１０ｍ程度である。
図２は、羽口２の拡大図であり、この例では、羽口２を構成する羽口管２０の先端部が炉内壁６から炉内に所定長さＬだけ突き出ている。この羽口数に制限はないが、通常、４〜１０本程度である。
FIG. 1 schematically shows a vertical scrap melting furnace (hereinafter simply referred to as “melting furnace”) used in the present invention and its basic operation mode. In the figure, 1 is a raw material charging portion provided at the top of the furnace, 2 is a plurality of tuyere (blower tuyere) provided at appropriate intervals in the circumferential direction of the lower part of the furnace, and 3 is supplying hot air to the tuyere 2 A hot air pipe, 4 is an exhaust gas outlet, and 5 is an outlet. Although there is no essential limitation on the size of the melting furnace or the like, the furnace inner diameter at the tuyere position is usually about 2 to 4 m and the furnace height is 6 to 6 as a size that is substantially operable or advantageous in operation. It is about 10m.
FIG. 2 is an enlarged view of the
このような溶解炉では、炉頂の原料装入部１から鉄系スクラップとコークスを装入するとともに、複数の羽口２から熱風を吹き込み、コークスの燃焼ガスの熱で鉄系スクラップを溶解し、溶銑とする。生成した溶銑は炉底部の出銑口５から炉外に取り出される。
原料である鉄系スクラップとコークスは、炉内に同時に装入してもよいし、交互に装入してもよい。また、主たる炉装入原料は鉄系スクラップとコークスであるが、それ以外に、例えば、銑鉄、還元鉄、ダスト・スラッジ類の塊成物、鉄鉱石等の鉄源、木炭や無煙炭等の炭材などを装入してもよい。
In such a melting furnace, iron-based scrap and coke are charged from the raw
The raw iron scrap and coke may be charged into the furnace at the same time or alternately. The main furnace charge materials are iron scrap and coke, but other than this, for example, pig iron, reduced iron, agglomerates of dust and sludge, iron sources such as iron ore, charcoal such as charcoal and anthracite Materials may be charged.
溶銑の生産量を十分に確保するとともに、大サイズの鉄系スクラップを切断することなく装入することにより経済的な操業を行うためには、溶解炉の炉径はなるべく大きいことが好ましく、具体的には羽口高さ位置での炉内径が３ｍ以上であることが望ましい。しかし、炉径を大きくすると羽口から吹き込まれる熱風が炉中心部まで十分に届かないため、炉中心部側の領域でのガス流れが少なくなり、このため同領域でのコークスの燃焼が不十分となって鉄系スクラップが十分に溶解できなくなり、出銑量が低下するだけでなく、最終的に操業自体に支障を来すおそれもある。図３は、炉径が小さい溶解炉と炉径が大きい溶解炉のガス流れの違いを示したものであり、図４は、炉径（羽口高さ位置での炉内径）が異なる溶解炉について、半径方向位置におけるガス流速比を示したものであり、これらによれば、炉径が大きくなると羽口から吹き込まれる熱風が炉中心部まで到達できなくなるため、炉中心部側でのガス流れが小さくなることが判る。 In order to ensure a sufficient amount of hot metal production and perform economical operation by charging large-size iron scrap without cutting, the furnace diameter of the melting furnace is preferably as large as possible. Specifically, it is desirable that the furnace inner diameter at the tuyere height position is 3 m or more. However, if the furnace diameter is increased, the hot air blown from the tuyere will not reach the center of the furnace sufficiently, resulting in less gas flow in the area on the center of the furnace, and insufficient coke combustion in that area. As a result, the iron-based scrap cannot be sufficiently melted and not only the output amount is lowered, but also the operation itself may be hindered. FIG. 3 shows the difference in gas flow between a melting furnace with a small furnace diameter and a melting furnace with a large furnace diameter. FIG. 4 shows melting furnaces with different furnace diameters (furnace inner diameter at the tuyere height position). According to these, the gas flow rate ratio at the radial position is shown. According to these, when the furnace diameter increases, the hot air blown from the tuyere cannot reach the furnace center, so the gas flow at the furnace center side It turns out that becomes small.
このような問題に対して本発明では、下記（1）〜（3）式を満足する条件で羽口から熱風を吹き込む。このように羽口送風条件を最適化することにより、炉中心部を含めた炉径方向全般でのガス流れが適正化され、これによりコークスの燃焼と鉄系スクラップの溶解が炉全体で適切に生じることになる。
Ｖh≦220 …（1）
Ｌ≦0.7 …（2）
35.7×Ｄ≦Ｖh＋50×Ｌ≦85.7×Ｄ …（3）
ただし、
Ｖh（Ｎｍ／sec）：羽口先端部での熱風流速
Ｌ（ｍ）：炉内壁から炉内に突き出た羽口管部分の長さ
Ｄ（ｍ）：羽口高さ位置での炉内径
With respect to such a problem, in the present invention, hot air is blown from the tuyere under the conditions satisfying the following expressions (1) to (3). By optimizing the tuyere air blowing conditions in this way, the gas flow in the entire furnace radial direction including the furnace center is optimized, so that the combustion of coke and the melting of iron scrap are properly performed throughout the furnace. Will occur.
Vh ≦ 220 (1)
L ≦ 0.7 (2)
35.7 × D ≦ Vh + 50 × L ≦ 85.7 × D (3)
However,
Vh (Nm / sec): Hot air flow velocity at the tip of the tuyere L (m): Length of tuyere tube portion protruding from the furnace inner wall into the furnace D (m): Furnace inner diameter at the tuyere height position
羽口先端部での熱風流速Ｖh（以下、便宜上「羽口風速Ｖh」という）が上記（1）式の条件を外れてＶh＞220（Ｎｍ／sec）となると、コークス間の擦れが激しくなるためコークスが粉化しやすくなり、通気変動が大きくなるため好ましくない。図５及び図６は、それぞれ羽口高さ位置での炉内径Ｄ（以下、単に「炉内径Ｄ」という）が２．３ｍの溶解炉を用いた操業（コークス比：１３０ｋｇ／ｔ）において、羽口風速Ｖhと送風圧力及び出銑量との関係を調べたものである。使用した溶解炉は羽口本数が４本であり、また、図５で使用した溶解炉は羽口径が１３０ｍｍ、図６で使用した溶解炉は羽口径が１０８ｍｍである。図５、図６によれば、羽口風速Ｖhが２２０Ｎｍ／secを超えた付近から送風圧力の変動（通気変動）が大きくなっていることが判る。
また、熱風を炉中心部まで送り込むには、図２に示すような炉内壁７から炉内に突き出た羽口管部分の長さＬ（以下、便宜上「羽口突き出し長さＬ」という）を長くすることが有効であるが、この羽口突き出し長さＬが長過ぎると羽口溶損を生じやすく、操業に支障を来す。本発明者らが羽口突き出し長さＬ及び羽口冷却水量を種々変えて操業した結果では、羽口突き出し長さＬが上記（2）式の条件を満足すれば、羽口溶損頻度を十分に小さくできることが判った。
When the hot air flow velocity Vh at the tip of the tuyere (hereinafter referred to as “tuyere wind velocity Vh” for convenience) falls outside the condition of the above formula (1) and Vh> 220 (Nm / sec), the friction between the coke becomes severe. For this reason, coke tends to be pulverized and fluctuations in ventilation increase, which is not preferable. FIG. 5 and FIG. 6 show the operation (coke ratio: 130 kg / t) using a melting furnace having a furnace inner diameter D (hereinafter simply referred to as “furnace inner diameter D”) at a tuyere height position of 2.3 m. The relationship between the tuyere wind speed Vh, the air blowing pressure, and the output amount is examined. The melting furnace used has 4 tuyere, the melting furnace used in FIG. 5 has a tuyere diameter of 130 mm, and the melting furnace used in FIG. 6 has a tuyere diameter of 108 mm. According to FIGS. 5 and 6, it can be seen that the fluctuation of ventilation pressure (aeration fluctuation) increases from the vicinity where the tuyere wind speed Vh exceeds 220 Nm / sec.
Further, in order to send hot air to the furnace center, the length L of the tuyere tube portion protruding from the furnace
図７は、羽口高さ位置での炉内径Ｄが２．８ｍであって、羽口突き出し長さＬがそれぞれ０．１ｍ、０．４ｍ、０．５ｍ、０．６ｍの溶解炉を用いた操業において、羽口風速Ｖhとガス利用率η［＝ＣＯ２／（ＣＯ＋ＣＯ２）×１００（％）］との関係を調べたものである。使用した各溶解炉は羽口本数が８本であり、使用コークスの算術平均粒径：１３２ｍｍ、送風酸素富化無し、出銑量：４５ｔ／ｈの条件で操業を行った。図７によれば、羽口突き出し長さＬに応じた特定の範囲の羽口風速Ｖhにおいて高いガス利用率ηが得られている。なお、羽口突き出し長さＬが０．１ｍの溶解炉を用いた操業では、通気変動による操業の不安定化により、高いガス利用率ηが得られる羽口風速Ｖhの上限は２２０Ｎｍ／secとなった。図７の結果に基づき、高いガス利用率ηが得られ且つ上記（1）式及び（2）式の条件を満足する羽口突き出し長さＬと羽口風速Ｖhの範囲を図８（斜線部）に示すが、高いガス利用率ηを得るには上記（3）式を満足する必要があることが判る。 FIG. 7 uses a melting furnace having a furnace inner diameter D of 2.8 m at the tuyere height position and a tuyere protruding length L of 0.1 m, 0.4 m, 0.5 m, and 0.6 m, respectively. The relationship between the tuyere wind speed Vh and the gas utilization rate η [= CO 2 / (CO + CO 2 ) × 100 (%)] was investigated. Each melting furnace used had 8 tuyere, and the operation was performed under the conditions of arithmetic average particle size of used coke: 132 mm, no enrichment of blown oxygen, and amount of tapping: 45 t / h. According to FIG. 7, a high gas utilization rate η is obtained at the tuyere wind speed Vh in a specific range according to the tuyere protruding length L. In addition, in operation using a melting furnace with a tuyere protruding length L of 0.1 m, the upper limit of tuyere wind speed Vh at which a high gas utilization rate η is obtained is 220 Nm / sec due to instability of operation due to fluctuations in ventilation. became. Based on the results of FIG. 7, the range of the tuyere overhang length L and tuyere wind speed Vh that can obtain a high gas utilization rate η and satisfy the conditions of the above formulas (1) and (2) is shown in FIG. ), It is understood that the above equation (3) must be satisfied in order to obtain a high gas utilization rate η.
図９及び図１１は、異なる炉内径Ｄを有する溶解炉を用いて上記と同様の操業を行った結果を示している。
図９は、羽口高さ位置での炉内径Ｄが２．１ｍであって、羽口突き出し長さＬがそれぞれ０．１ｍ、０．４ｍ、０．６ｍの溶解炉を用いた操業において、羽口風速Ｖhとガス利用率ηとの関係を調べたものである。使用した各溶解炉は羽口本数が８本であり、操業条件は図７の場合と同様である。図９によれば、羽口突き出し長さＬに応じた特定の範囲の羽口風速Ｖhにおいて高いガス利用率ηが得られている。図９の結果に基づき、高いガス利用率ηが得られ且つ上記（1）式及び（2）式の条件を満足する羽口突き出し長さＬと羽口風速Ｖhの範囲を図１０（斜線部）に示すが、この炉内径でも、高いガス利用率ηを得るには上記（3）式を満足する必要があることが判る。
9 and 11 show the results of the same operation as described above using melting furnaces having different furnace inner diameters D. FIG.
FIG. 9 shows an operation using a melting furnace having a furnace inner diameter D of 2.1 m at the tuyere height position and a tuyere protruding length L of 0.1 m, 0.4 m, and 0.6 m, respectively. The relationship between the tuyere wind speed Vh and the gas utilization rate η is examined. Each melting furnace used has 8 tuyere and the operating conditions are the same as in FIG. According to FIG. 9, a high gas utilization rate η is obtained at the tuyere wind speed Vh in a specific range corresponding to the tuyere protruding length L. Based on the results of FIG. 9, the range of the tuyere overhang length L and tuyere wind speed Vh that can obtain a high gas utilization rate η and satisfy the conditions of the above formulas (1) and (2) is shown in FIG. However, it is understood that the above equation (3) needs to be satisfied in order to obtain a high gas utilization rate η even with this furnace inner diameter.
図１１は、羽口高さ位置での炉内径Ｄが３．５ｍであって、羽口突き出し長さＬがそれぞれ０．１ｍ、０．４ｍ、０．６ｍの溶解炉を用いた操業において、羽口風速Ｖhとガス利用率ηとの関係を調べたものである。使用した各溶解炉は羽口本数が８本であり、操業条件は図７の場合と同様である。図１１によれば、羽口突き出し長さＬに応じた特定の範囲の羽口風速Ｖhにおいて高いガス利用率ηが得られている。図１１の結果に基づき、高いガス利用率ηが得られ且つ上記（1）式及び（2）式の条件を満足する羽口突き出し長さＬと羽口風速Ｖhの範囲を図１２（斜線部）に示すが、この炉内径でも、高いガス利用率ηを得るには上記（3）式の左辺を満足する必要があることが判る。なお、この操業では、通気変動による操業の不安定化により、高いガス利用率ηが得られる羽口風速Ｖhの上限はすべて２２０Ｎｍ／secとなった。
以上の結果から、上記（3）式を満足することにより高いガス利用率ηが得られることが判る。このように高いガス利用率ηが得られるということは、炉中心部側の領域を含めた炉径方向全般でのガス流れが適正化し、これによりコークスの燃焼と鉄系スクラップの溶解が炉全体で適切に生じていることを意味する。
FIG. 11 shows an operation using a melting furnace having a furnace inner diameter D of 3.5 m at the tuyere height position and a tuyere protruding length L of 0.1 m, 0.4 m, and 0.6 m, respectively. The relationship between the tuyere wind speed Vh and the gas utilization rate η is examined. Each melting furnace used has 8 tuyere and the operating conditions are the same as in FIG. According to FIG. 11, a high gas utilization rate η is obtained at the tuyere wind speed Vh in a specific range corresponding to the tuyere protruding length L. Based on the results of FIG. 11, the range of the tuyere overhang length L and tuyere wind speed Vh that can obtain a high gas utilization rate η and satisfy the conditions of the above formulas (1) and (2) is shown in FIG. However, it is understood that the left side of the above equation (3) needs to be satisfied in order to obtain a high gas utilization rate η even with this furnace inner diameter. In this operation, the upper limit of tuyere wind speed Vh at which a high gas utilization rate η can be obtained is 220 Nm / sec due to the instability of the operation due to fluctuations in ventilation.
From the above results, it can be seen that a high gas utilization rate η can be obtained by satisfying the above expression (3). The fact that such a high gas utilization rate η can be obtained means that the gas flow in the entire furnace radial direction including the region on the furnace center side is optimized, so that the combustion of the coke and the melting of the iron-based scrap are prevented throughout the furnace. Means that it is occurring properly.
鉄系スクラップの溶解を低コストに行うためには、製鉄用コークスのような粒径の小さい安価なコークスの使用比率を高める必要がある。このような観点からは、本発明でも算術平均粒径が１２０ｍｍ以下のコークスを用いるのが好ましい。しかし、使用するコークスの径が小さいとコークスが早く燃焼してしまうために、コークスの燃焼で生じたＣＯ２が炉内を上昇する過程でコークス（Ｃ）と反応する、所謂ソリューションロス反応（ＣＯ２＋Ｃ→２ＣＯ：吸熱反応）が生じやすくなり、このソリューションロス反応により発熱量が下がり、出銑量が低下するという問題がある。図１３は、算術平均粒径がそれぞれ１６０ｍｍと６５ｍｍのコークスを用いて操業を行った場合の炉高方向でのガス組成分布の一例を示したものであり、これによれば、大粒径のコークスを用いると、コークスの燃焼速度が遅いため、羽口から炉中段にかけて徐々にＯ２濃度が低下し、一方、ＣＯ２濃度は上昇する。Ｏ２濃度が相当分低下した炉上段より上方ではソリューションロス反応が起こり得るが、コークス粒径が大きいため反応速度が遅く、このため炉中段より上方ではＣＯ２濃度がピークを維持し、ＣＯ濃度は低レベルを維持する。これに対して小径のコークスを用いると、ＣＯ２濃度は炉下部でピークとなり、そこから炉中段にかけてソリューションロス反応によって急激に低下（したがって、ＣＯ濃度が急増）している。 In order to melt iron scrap at a low cost, it is necessary to increase the use ratio of inexpensive coke having a small particle diameter such as iron-making coke. From such a viewpoint, it is preferable to use coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less in the present invention. However, if the diameter of the coke used is small, the coke burns quickly, so that the CO 2 generated by the combustion of the coke reacts with the coke (C) in the process of rising in the furnace, so-called solution loss reaction (CO 2 + C → 2CO: endothermic reaction) is likely to occur, and this solution loss reaction causes a problem that the calorific value is reduced and the amount of output is reduced. FIG. 13 shows an example of the gas composition distribution in the furnace height direction when operation is performed using coke with arithmetic average particle sizes of 160 mm and 65 mm, respectively. When coke is used, since the combustion speed of coke is slow, the O 2 concentration gradually decreases from the tuyere to the middle stage of the furnace, while the CO 2 concentration increases. Solution loss reaction may occur above the upper stage of the furnace where the O 2 concentration has decreased considerably, but the reaction rate is slow due to the large coke particle size, so that the CO 2 concentration maintains a peak above the middle stage of the furnace, and the CO concentration Maintains a low level. On the other hand, when small-diameter coke is used, the CO 2 concentration peaks at the lower part of the furnace, and from there to the middle stage of the furnace, the CO2 concentration rapidly decreases due to the solution loss reaction (therefore, the CO concentration rapidly increases).
このようなコークスの小径化に伴う問題に対しては、本発明法に従い、上述した（1）〜（3）式を満足する条件で羽口から酸素富化熱風を吹き込むことが有効である。コークスの小径化によりソリューションロス（吸熱反応）の増加は避けられず、このような吸熱の増加による出銑量の低下への対応としては、吸熱を補うべく燃焼を増加させる必要がある。この時、単に送風量を増加させると排ガス量が増加し、排ガス処理系の許容量を超えてしまう。これに対して、送風量自体は増加させずに送風酸素富化を行えば、排ガス量を抑えつつ燃焼を増加させることができる。そして、これに加えて、羽口送風条件が最適化されることにより、さきに述べたように炉内でのガスの流れと酸素の供給が適正化され、これによりコークスの燃焼と鉄系スクラップの溶解が炉全体で適切に生じることになる。 It is effective to blow oxygen-enriched hot air from the tuyere under the conditions satisfying the above-mentioned formulas (1) to (3) according to the method of the present invention for the problem associated with the reduction in the diameter of the coke. An increase in solution loss (endothermic reaction) is unavoidable due to a reduction in the diameter of coke, and in order to cope with a decrease in the amount of output due to such an increase in endotherm, it is necessary to increase combustion in order to compensate for the endotherm. At this time, if the amount of blast is simply increased, the amount of exhaust gas increases and exceeds the allowable amount of the exhaust gas treatment system. On the other hand, if the blast oxygen enrichment is performed without increasing the blast amount itself, the combustion can be increased while suppressing the exhaust gas amount. In addition, by optimizing the tuyere air blowing conditions, the gas flow and oxygen supply in the furnace are optimized as described above, thereby coke combustion and iron scrap. Will dissolve properly throughout the furnace.
本発明において算術平均粒径が１２０ｍｍ以下の安価なコークスを用いる場合、コークスの粒径があまりに小さいと、送風酸素富化を行って出銑量の低下が避けられないため、使用するコークスの算術平均粒径は４０ｍｍ以上であることが好ましい。算術平均粒径が１２０ｍｍ以下のコークスとしては、通常、製鉄用コークス（通常、算術平均粒径：２５〜８０ｍｍ程度）と鋳物用コークス（通常、算術平均粒径：１５０〜２５０ｍｍ程度）を適宜混合して用いる。
なお、算術平均粒径とは、平均粒径＝(Σai×Ｘi)／(Σai)（但し、Ｘi：代表粒径、ai：割合）で求められる粒径である。
When using an inexpensive coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less in the present invention, if the particle size of the coke is too small, a reduction in the amount of brewing is unavoidable due to blast oxygen enrichment. The average particle size is preferably 40 mm or more. As the coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less, usually, iron coke (usually arithmetic average particle size: about 25 to 80 mm) and casting coke (usually arithmetic average particle size: about 150 to 250 mm) are appropriately mixed. And use.
The arithmetic average particle size is a particle size obtained by the average particle size = (Σai × Xi) / (Σai) (where Xi: representative particle size, ai: ratio).
酸素富化の形態としては、例えば、（a）予め熱風に酸素を添加し、これを羽口に供給する方法、（b）羽口内に酸素を供給し、羽口内で熱風と混合する方法、（c）羽口内に酸素噴射ノズルを配置し、この酸素噴射ノズルから炉内に向けて酸素を噴射し、その外側から熱風を噴射する方法、など任意の方法を採ることができる。
酸素富化率（＝送風中の酸素濃度の増加分）に特に制限はないが、送風酸素富化の効果を得るためには、一般には２vol％以上の酸素富化率とすることが好ましい。一方、酸素富化率が過剰であると、羽口前温度の上昇によって羽口抜熱量が徒に増大するとともに、羽口耐火物の溶損頻度が増大するおそれがある。また、炉径方向での温度分布が大きくなってガス流れの制御が困難になる等の問題を生じやすい。このため酸素富化率は５０vol％程度を上限とするのが好ましい。
Examples of forms of oxygen enrichment include, for example, (a) a method of adding oxygen to hot air in advance and supplying this to the tuyere, (b) a method of supplying oxygen into the tuyere and mixing with hot air in the tuyere, (C) Arbitrary methods such as a method in which an oxygen injection nozzle is disposed in the tuyere, oxygen is injected from the oxygen injection nozzle into the furnace, and hot air is injected from the outside thereof can be employed.
Although there is no restriction | limiting in particular in oxygen enrichment rate (= increase part of the oxygen concentration in ventilation), In order to acquire the effect of ventilation oxygen enrichment, it is preferable to set it as an oxygen enrichment rate of 2 vol% or more generally. On the other hand, if the oxygen enrichment rate is excessive, the amount of heat extracted from the tuyere increases easily due to the increase in the temperature before the tuyere, and the frequency of melting of the tuyere refractory may increase. In addition, the temperature distribution in the furnace radial direction becomes large, and problems such as difficulty in controlling the gas flow tend to occur. For this reason, the oxygen enrichment rate is preferably about 50 vol% as the upper limit.
図１４は、羽口高さ位置での炉内径Ｄが２．８ｍ、羽口突き出し長さＬが０．４ｍの溶解炉を用い、算術平均粒径が１２０ｍｍ以下のコークスを使用し且つ送風酸素富化を行った操業において、羽口風速Ｖhとガス利用率ηとの関係を調べたものである。使用した溶解炉は羽口本数が８本であり、使用コークスの平均粒径：８５ｍｍ、送風酸素富化率：８vol％、出銑量：４５ｔ／ｈの条件で操業を行った。図１４によれば、やはり（3）式を満足する羽口風速Ｖhの範囲において高いガス利用率ηが得られている。この結果から、算術平均粒径が１２０ｍｍ以下のコークスを用い且つ送風酸素富化する場合であっても、上記（3）式を満足することにより高いガス利用率ηが得られることが確認できる。 FIG. 14 shows a melting furnace having a furnace inner diameter D of 2.8 m at the tuyere height position and a tuyere protruding length L of 0.4 m, using coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less and blowing oxygen. In the enriched operation, the relationship between tuyere wind speed Vh and gas utilization rate η was examined. The melting furnace used had 8 tuyere, and the operation was performed under the conditions of the average particle size of coke used: 85 mm, the oxygen enrichment rate of blowing air: 8 vol%, and the amount of tapping: 45 t / h. According to FIG. 14, a high gas utilization rate η is obtained in the range of the tuyere wind speed Vh that also satisfies the expression (3). From this result, it can be confirmed that even when coke having an arithmetic average particle size of 120 mm or less is used and the blast oxygen is enriched, a high gas utilization rate η can be obtained by satisfying the above expression (3).
また、送風酸素富化は生産量を高めるために有効な手段であり、したがって、本発明では、使用するコークスの粒径に関わりなく、上述した送風酸素富化を行ってもよい。
送風酸素富化を行うと熱風中のＮ２の割合が少なくなるため着熱効率が上昇し、炉頂温度が低下する。炉頂温度が低下すると、腐食性ガスが結露して排ガス管の腐食が引き起こされたり、ダストが排出されずに炉内に蓄積し、ガス通気性が低下するなどの問題を生じる。ここで、炉頂温度が１３０℃を下回ると腐食性ガス（ＮＯｘ，ＳＯｘ）の結露などが生じやすくなるため、炉頂温度は１３０℃以上に維持されることが好ましい。ここで、炉頂温度とは炉頂出口における排ガス温度のことである。
Further, the blast oxygen enrichment is an effective means for increasing the production amount. Therefore, in the present invention, the blast oxygen enrichment described above may be performed regardless of the particle size of the coke used.
When the blown oxygen enrichment is performed, the ratio of N 2 in the hot air decreases, so that the heat receiving efficiency increases and the furnace top temperature decreases. When the furnace top temperature is lowered, the corrosive gas is condensed to cause corrosion of the exhaust pipe, or dust is not discharged but accumulated in the furnace to cause problems such as deterioration of gas permeability. Here, if the furnace top temperature is lower than 130 ° C., condensation of corrosive gases (NOx, SOx) and the like are likely to occur. Therefore, the furnace top temperature is preferably maintained at 130 ° C. or higher. Here, the furnace top temperature is the exhaust gas temperature at the furnace top outlet.
本発明では、送風酸素富化によって炉頂温度の低下が問題となる場合には、炉頂温度を確保するために、鉄系スクラップ及び／又はコークスを事前に乾燥処理及び／又は予熱することが好ましく、その場合、例えば、炉頂温度が１３０℃以上に維持されるよう、鉄系スクラップ及び／又はコークスを乾燥処理及び／又は予熱する。炉装入時における原料（鉄系スクラップ及び／又はコークス）の水分含有率が低いほど、また原料温度が高いほど炉頂温度を高くすることができる。 In the present invention, when a decrease in the furnace top temperature becomes a problem due to the blast oxygen enrichment, the iron-based scrap and / or coke may be dried and / or preheated in advance in order to ensure the furnace top temperature. Preferably, in that case, for example, iron-based scrap and / or coke is dried and / or preheated so that the furnace top temperature is maintained at 130 ° C. or higher. The furnace top temperature can be increased as the moisture content of the raw material (iron-based scrap and / or coke) at the time of furnace charging is lower and the raw material temperature is higher.
また、鉄系スクラップ及び／又はコークスを事前に乾燥処理及び／又は予熱する際、下記（4）式を満足するように乾燥処理及び／又は予熱することが好ましい。
ΔＴs＋(2×ΔＴc×Ｃo)／1000＋50×ΔＷs＋(50×Ｃo×ΔＷc)／1000
≧GTt−GTm …(4)
ただし、
ΔＴs（℃）：予熱による鉄系スクラップ温度の上昇幅
ΔＴc（℃）：予熱によるコークス温度の上昇幅
ΔＷs（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱による鉄系スクラップ水分含有率の低下幅
ΔＷc（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱によるコークス水分含有率の低下幅
Ｃo（kg/溶銑ton）：コークス比
GTt（℃）：炉頂部における目標排ガス温度
GTm（℃）：炉頂部における実績排ガス温度（測定排ガス温度）
In addition, when iron-based scrap and / or coke is dried and / or preheated in advance, it is preferable to dry and / or preheat so as to satisfy the following formula (4).
ΔTs + (2 × ΔTc × Co) / 1000 + 50 × ΔWs + (50 × Co × ΔWc) / 1000
≧ GTt−GTm… (4)
However,
ΔTs (° C.): Increase width of iron-based scrap temperature due to preheating ΔTc (° C.): Increase width of coke temperature due to preheating ΔWs (mass%): Reduction width of iron-based scrap moisture content due to drying treatment and / or preheating ΔWc ( mass%): Decrease in coke moisture content due to drying and / or preheating Co (kg / molten iron): Coke ratio
GTt (℃): Target exhaust gas temperature at the top of the furnace
GTm (° C): Actual exhaust gas temperature at the top of the furnace (measured exhaust gas temperature)
鉄系スクラップ及び／又はコークスを事前に乾燥処理及び／又は予熱するに当たり、炉頂温度を測定し、この実績炉頂温度に基づいて上記（4）式にしたがい乾燥処理及び／又は予熱することにより、炉頂温度を目標温度、すなわち腐食性ガスが結露しない温度或いはダストの排出が円滑になされる温度とすることができる。
ここで、上記（4）式は、炉装入物の潜顕熱の差（炉装入物温度、水分蒸発熱）が排ガス温度の差になって現れることを関連づけたものである。上記（4）式において、左辺第一項は予熱による鉄系スクラップ顕熱上昇分であり、１℃の上昇で排ガス温度は１℃の上昇が見込まれる。左辺第二項は予熱によるコークス顕熱上昇分であり、これも１℃の上昇で排ガス温度は１℃の上昇が見込まれる。但し、このコークス顕熱上昇分はコークス比により変化するため、コークス比を考慮するとともに、排ガス温度への影響も考慮して係数を掛けている。左辺第三項は乾燥処理又は予熱による鉄系スクラップの水分蒸発熱分であり、排ガス温度への影響を考慮して係数を掛けている。左辺第四項は乾燥処理又は予熱によるコークスの水分蒸発熱分であり、コークス比により変化するためコークス比を考慮するとともに、排ガス温度への影響も考慮して係数を掛けている。
When iron-based scrap and / or coke is dried and / or preheated in advance, the furnace top temperature is measured, and then dried and / or preheated according to the above equation (4) based on the actual furnace top temperature. The furnace top temperature can be set to a target temperature, that is, a temperature at which corrosive gas does not condense or a temperature at which dust is smoothly discharged.
Here, the above equation (4) relates that the difference in latent sensible heat of the furnace charge (furnace charge temperature, heat of water evaporation) appears as a difference in exhaust gas temperature. In the above equation (4), the first term on the left side is the increase in sensible heat of iron-based scrap due to preheating. As the temperature rises by 1 ° C, the exhaust gas temperature is expected to rise 1 ° C. The second term on the left side is the increase in sensible heat of coke due to preheating, which is also expected to rise by 1 ° C as the exhaust gas temperature rises by 1 ° C. However, since this sensible heat rise of coke changes depending on the coke ratio, the coke ratio is taken into consideration and the coefficient is multiplied in consideration of the influence on the exhaust gas temperature. The third term on the left side is the heat of water evaporation of iron-based scrap due to drying or preheating, and is multiplied by a coefficient in consideration of the effect on the exhaust gas temperature. The fourth term on the left side is the moisture evaporation heat of coke due to drying treatment or preheating. Since it changes depending on the coke ratio, the coke ratio is taken into consideration, and the coefficient is multiplied taking into consideration the effect on the exhaust gas temperature.
鉄系スクラップやコークスを事前に乾燥処理又は予熱する方法に特別な制限はなく、例えば、乾燥処理は、適当な熱源を用いて乾燥してもよいし、屋根付きヤードで長期間保管して自然乾燥を行ってもよい。また、予熱はロータリーキルン等の加熱設備を用いて行ってもよい。 There is no particular restriction on the method of pre-drying or preheating iron-based scrap or coke. For example, the drying treatment may be performed using an appropriate heat source, or may be stored for a long time in a covered yard for natural use. Drying may be performed. Moreover, you may perform preheating using heating equipment, such as a rotary kiln.
１ 原料装入部
２ 羽口
３ 熱風管
４ 排ガス出口
５ 出銑口
６ 炉内壁
２０ 羽口管
DESCRIPTION OF
Claims (5)
下記（1）〜（3）式を満足する条件で羽口から熱風を吹き込むことを特徴とする竪型スクラップ溶解炉を用いた溶銑製造方法。
Ｖh≦220 …（1）
Ｌ≦0.7 …（2）
35.7×Ｄ≦Ｖh＋50×Ｌ≦85.7×Ｄ …（3）
ただし、
Ｖh（Ｎｍ／sec）：羽口先端部での熱風流速
Ｌ（ｍ）：炉内壁から炉内に突き出た羽口管部分の長さ
Ｄ（ｍ）：羽口高さ位置での炉内径 In a vertical scrap melting furnace, iron scrap and coke are charged from the top of the furnace, hot air is blown from a plurality of tuyere at the bottom of the furnace, and iron scrap is melted by the combustion heat of the coke. A method of manufacturing comprising:
A hot metal production method using a vertical scrap melting furnace, wherein hot air is blown from the tuyere under conditions satisfying the following formulas (1) to (3):
Vh ≦ 220 (1)
L ≦ 0.7 (2)
35.7 × D ≦ Vh + 50 × L ≦ 85.7 × D (3)
However,
Vh (Nm / sec): Hot air flow velocity at the tip of the tuyere L (m): Length of tuyere tube portion protruding from the furnace inner wall into the furnace D (m): Furnace inner diameter at the tuyere height position
ΔＴs＋(2×ΔＴc×Ｃo)／1000＋50×ΔＷs＋(50×Ｃo×ΔＷc)／1000
≧GTt−GTm …(4)
ただし、
ΔＴs（℃）：予熱による鉄系スクラップ温度の上昇幅
ΔＴc（℃）：予熱によるコークス温度の上昇幅
ΔＷs（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱による鉄系スクラップ水分含有率の低下幅
ΔＷc（mass％）：乾燥処理及び／又は予熱によるコークス水分含有率の低下幅
Ｃo（kg/溶銑ton）：コークス比
GTt（℃）：炉頂部における目標排ガス温度
GTm（℃）：炉頂部における実績排ガス温度 The hot metal production method using the vertical scrap melting furnace according to claim 3 or 4, wherein the iron-based scrap and / or coke is dried and / or preheated so as to satisfy the following formula (4): .
ΔTs + (2 × ΔTc × Co) / 1000 + 50 × ΔWs + (50 × Co × ΔWc) / 1000
≧ GTt−GTm… (4)
However,
ΔTs (° C.): Increase width of iron-based scrap temperature due to preheating ΔTc (° C.): Increase width of coke temperature due to preheating ΔWs (mass%): Reduction width of iron-based scrap moisture content due to drying treatment and / or preheating ΔWc ( mass%): Decrease in coke moisture content due to drying and / or preheating Co (kg / molten iron): Coke ratio
GTt (℃): Target exhaust gas temperature at the top of the furnace
GTm (° C): Actual exhaust gas temperature at the top of the furnace
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2006340017A JP4893290B2 (en) | 2006-12-18 | 2006-12-18 | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2006340017A JP4893290B2 (en) | 2006-12-18 | 2006-12-18 | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2008150666A JP2008150666A (en) | 2008-07-03 |
| JP4893290B2 true JP4893290B2 (en) | 2012-03-07 |
Family
ID=39653154
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2006340017A Active JP4893290B2 (en) | 2006-12-18 | 2006-12-18 | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP4893290B2 (en) |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5251297B2 (en) * | 2008-07-02 | 2013-07-31 | Ｊｆｅスチール株式会社 | Hot metal production method using vertical melting furnace |
Family Cites Families (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5339918A (en) * | 1976-09-24 | 1978-04-12 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Production of cast iron and steel by combination of shaft furnace, bupola and converter |
| JPS56156709A (en) * | 1980-05-07 | 1981-12-03 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Operating method of cupola |
| JP2933808B2 (en) * | 1993-09-01 | 1999-08-16 | 新日本製鐵株式会社 | Raw material charging method for moving bed type scrap melting furnace |
| JP4005682B2 (en) * | 1997-11-25 | 2007-11-07 | 新日本製鐵株式会社 | How to operate a vertical furnace |
| JP3799872B2 (en) * | 1999-05-26 | 2006-07-19 | Ｊｆｅスチール株式会社 | How to set the tuyere |
| JP4745731B2 (en) * | 2005-06-24 | 2011-08-10 | 日本鋳鉄管株式会社 | Method of melting hot metal with cupola |
| JP5211637B2 (en) * | 2006-10-27 | 2013-06-12 | Ｊｆｅスチール株式会社 | How to operate a vertical furnace |
-
2006
- 2006-12-18 JP JP2006340017A patent/JP4893290B2/en active Active
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2008150666A (en) | 2008-07-03 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP4697340B2 (en) | Blast furnace operation method | |
| JP6354962B2 (en) | Oxygen blast furnace operation method | |
| AU2008301651B2 (en) | Process for producing molten iron | |
| JP2004256868A (en) | Method for producing reduced metal | |
| JP4893290B2 (en) | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace | |
| JP4894949B2 (en) | Blast furnace operation method | |
| JP4893291B2 (en) | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace | |
| JP4992407B2 (en) | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace | |
| KR101322903B1 (en) | Apparatus for manufacturing molten iron and method for manufacturing the same | |
| JP5614517B1 (en) | Blast furnace operation method | |
| JP5082678B2 (en) | Hot metal production method using vertical scrap melting furnace | |
| JP2933809B2 (en) | Operating method of moving bed type scrap melting furnace | |
| JP5251297B2 (en) | Hot metal production method using vertical melting furnace | |
| JP2002105517A (en) | Method for operating blast furnace | |
| JP5251296B2 (en) | Hot metal production method using vertical melting furnace | |
| JP2010013683A (en) | Molten iron manufacturing method using vertical melting furnace | |
| US20160017446A1 (en) | Cokeless reverberatory furnace for melting iron with separate hearth and melting chamber | |
| JP2999115B2 (en) | Moving bed type scrap melting furnace and hot metal production method | |
| JPH08199213A (en) | Production of molten iron | |
| JP2837282B2 (en) | Production method of chromium-containing hot metal | |
| JP5693768B2 (en) | Blast furnace operating method and hot metal manufacturing method | |
| JPH07146072A (en) | Cupola type scrap melting furnace | |
| JPH10306303A (en) | Operation of vertical type melting furnace | |
| JPS58204110A (en) | Vertical type furnace for production of molten metal | |
| JPH07138626A (en) | Production of chromium-containing molten iron |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20090727 |
|
| A521 | Written amendment |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20100520 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20111019 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20111122 |
|
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20111205 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 4893290 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20150106 Year of fee payment: 3 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
| R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |