JP4899583B2

JP4899583B2 - 加熱炉

Info

Publication number: JP4899583B2
Application number: JP2006090651A
Authority: JP
Inventors: 達哉島田; 敏明天笠; 秀征梅岡
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2006-03-29
Filing date: 2006-03-29
Publication date: 2012-03-21
Anticipated expiration: 2026-03-29
Also published as: JP2007262515A

Description

本発明は、コークス炉ガス等の各種燃料ガスを用いた加熱炉に関する。

従来、製鉄所において鋼材を加熱する加熱炉としては、炉本体内が複数の燃焼ゾーンに区画され、各燃焼ゾーン毎にバーナを設け、コークス炉ガスなどの燃料ガスと燃焼用空気をバーナに供給して燃料ガスを燃焼させることにより発生した火炎を炉内に吹き込むものが知られている（例えば特許文献１）。

図１１は、このような技術が適用された一般的な鋼材の加熱炉の概略構成を示す図である。この加熱炉は鋼材３１を連続的に加熱処理するための炉本体３２を有している。炉本体３２には加熱装置としてバーナ３３が複数設置されており、バーナには燃料ガスと燃焼用空気が供給されるようになっている。燃焼制御は１〜４ゾーンの全４ゾーンからなる。燃料として製鉄所のコークス炉から発生するコークス炉ガスが使用される。コークス炉ガスの発熱量は４３５０ｋｃａｌ／Ｎｍ^３である。燃料はコークス炉ガスの供給元である図１１中のＡ点で圧力７００ｍｍＡｑで供給されている。その後、配管３４を経て各燃焼ゾーン（１〜４ゾーン）へ分岐する。分岐前の配管３４には、流量計３５、緊急遮断弁３６が設けられている。分岐後、コークス炉ガスはバーナ３３へと供給される。分岐後の配管には、各ゾーンとも、ゾーン個別の燃料流量計３７、燃料流量調節弁３８が設けられている（１ゾーンのみ図示する）。燃焼空気は燃焼空気ブロワ３９により供給され、各燃焼ゾーンには個別に空気流量計４０と空気流量調節弁４１が設置されている。燃料の流量と空気の流量の信号は調節器４２に入力され、各ゾーンの空気比が一定となるように、調節器４２から燃料流量調節弁３８および空気流量調節弁４１に制御信号が出力され、自動制御される。

また、加熱炉の各ゾーン内には温度計４３が個別に配置されており、各ゾーンの燃焼制御は設定炉温を与えておくと、温度計４３の計測値がその設定炉温の±５℃以内になる様に、燃料流量調節弁３８および空気流量調整弁４１の開度を空気比が一定となるように保ちながら自動制御する方式となっている。

今、炉本体３２における鋼材３１の時間あたりの加熱処理量を１０％アップするため、炉ヘの投入熱量を１０％アップし、３８３０Ｍｃａｌ／ｈとしたい。しかし、既に燃料流量調節弁３８の開度は全開であり、これ以上燃料ガスであるコークス炉ガスの供給量が増加できない状態である。すなわち、コークス炉ガスの供給圧力は図１１中のＡ点で７００ｍｍＡｑで供給されているが、この圧力ではバーナ３３へ供給できるコークス炉ガスの流量は、燃料ガス流量調節弁３８が全開のときに最大で８００Ｎｍ^３／ｈである。よって加熱炉３２ヘの投入熱量は最大で３４８０Ｍｃａｌ／ｈである。

仮に、コークス炉ガスの増量により、熱量アップするとなると、８８０Ｎｍ^３／ｈ必要であり、これを達成するためには、Ａ点でのコークス炉ガスの供給圧力を８５０ｍｍＡｑまでアップする方法が考えられる。しかし、加熱処理能力をアップするためには、コークス炉ガスの昇圧が必要になってしまい、昇圧ブロワ、ブロワ用電源、ブロワおよびブロワ電源の防爆装置、昇圧後圧力調整機構、各流量計の圧力補正等が必要となる。したがって、昇圧機の設置工事、昇圧機前後のコークス炉ガス配管の改造工事などにより大規模な構造となり、かつコストがかかってしまうという問題がある。

また、炉本体３２に供給されるコークス炉ガスはその流量が変動することがあり、炉本体において一定の発熱量を確保することが困難になる場合が生じる。
特開平６−２００３２８号公報

本発明はかかる事情に鑑みてなされたものであって、所望の熱量で加熱処理を行なうことができ、安定的に操業可能な加熱炉を提供することを目的とする。

上記課題を解決するため、本発明は、炉本体と、前記炉本体へ向けて第１の燃料ガスを送給する第１の燃料ガス配管と、前記第１の燃料ガスとは異なる第２の燃料ガスが通流する第２の燃料ガス配管と、前記第１の燃料ガス配管に設けられた、前記第２の燃料ガス配管からの前記第２の燃料ガスが前記第１の燃料ガスに完全に混合される燃料ガス混合部と、前記第１の燃料ガスと前記第２の燃料ガスが完全に混合された燃料ガスを燃焼させて前記炉本体内を加熱するバーナとを具備し、前記第１の燃料ガスによる発熱量を前記第２の燃料ガスにより補いまたは安定させて加熱処理を行う加熱炉であって、前記燃料ガス混合部は、前記第１の燃料ガス配管に連続し、断面が円形または略円形をなす主管と、噴射口が前記主管の内面に開口するとともに前記第２の燃料ガス配管に連続し、前記主管に前記第２の燃料ガスを吹き込むガス吹き込み用ノズルとを備え、前記ガス吹き込み用ノズルは、前記第２の燃料ガスの噴射方向が前記主管の外周部接線方向または略接線方向となるように設けられ、前記ガス吹き込み用ノズルからの前記第２の燃料ガスの噴射流速が混合後のガス流速の２倍以上であり、前記バーナに、前記第１の燃料ガスと前記第２の燃料ガスが完全に混合された燃料ガスとは別途に、燃焼空気を供給することを特徴とする加熱炉を提供する。

前記燃料ガス混合部は、前記ガス吹き込み用ノズルを少なくとも２本備え、前記少なくとも２本のガス吹き込み用ノズルは、旋回方向が同一になるように設けられるものを用いることができる。また、前記第１の燃料ガス配管に設けられ、前記第１の燃料ガスの供給を遮断可能な遮断弁をさらに具備し、前記遮断弁は、前記混合部よりも前記第１の燃料ガス供給元側に設けられていることが好ましい。

本発明によれば、第１の燃料ガスを用いて加熱処理を行なう加熱炉において、前記第１の燃料ガスとは発熱量の異なる第２の燃料ガスを混合して加熱炉に供給し、供給量の制約等から第１の燃料ガスでは発熱量が不足する場合や、第１の燃料ガスの供給が安定しない場合でも所望の熱量で安定して操業することができる。具体的には、製鉄所において、第１の燃料ガスとしてコークス炉ガスを用いた加熱炉において、コークス炉ガスの供給熱量で供給安定性が不十分な場合でも、第２の燃料ガスとして、通常製鉄所に供給されている都市ガスを用いて投入熱量を制御することにより、より簡便に所望の熱量で安定して操業することができる。

また、第１の燃料ガスと第２の燃料ガスを混合部で混合させ、混合された第１の燃料ガスと第２の燃料ガスを燃焼させて炉本体内を加熱する加熱装置を備える加熱炉において、主管と、１本または２本以上のガス吹き込み用ノズルを備えた混合部を取り付けることで、第１の燃料ガスと第２の燃料ガスはより確実に混合することができるため、より一層簡便に所望の熱量で安定して操業することができる。さらに、ガス混合距離がより短いため、より小スペースにすることができる。

以下、添付図面を参照して本発明の実施形態について詳細に説明する。
図１は、コークス炉ガスと都市ガスを混合して供給する本発明の一実施形態に係る加熱炉の概略構成を示す図である。
図１に示すように、この加熱炉は鋼材１を連続的に加熱処理するための加熱炉２を有している。炉本体２には加熱装置としてバーナ３が複数設置されており、バーナには燃料ガスと燃焼用空気が供給されている。燃焼制御は１〜４ゾーンの全４ゾーンからなる。ここでは主たる燃料ガスである第１の燃料ガスとして製鉄所のコークス炉から発生するコークス炉ガスが使用される。コークス炉ガスは供給元である図１中のＡ点において配管４に所定の圧力で供給される。Ａ点の下流側において、配管４は各燃焼ゾーン（１〜４ゾーン）へ分岐する。分岐前の配管４には、流量計５、遮断弁６が設けられている。

本実施形態では、主たる燃料ガスであるコークス炉ガスを補助するための第２の燃料ガスとして、加熱炉の近くまで供給されている都市ガスを使用する。都市ガスとコークス炉ガスを混合する混合器１４が遮断弁６の直下流に設置される。これは、緊急時に遮断弁６が閉となった時に都市ガスがコークス炉ガス側の供給側へ逆流するのを防止するためである。都市ガスは図１中のＢ点において所定の圧力で供給され、配管１５を通り、混合器１４に導入され、コークス炉ガスと混合される。配管１５には、上流側から都市ガス流量計１６、都市ガス流量調整弁１７、都市ガス遮断弁１８が設けられている。都市ガスの流量は都市ガス流量計１６により測定され、コークス炉ガスの流量計５の計測値に対して所定の割合となるように、都市ガス流量調整弁１７でコントロールされる。これにより、加熱炉２ヘ投入される燃料流量が変化しても、常に一定の発熱量を保つことができる。

コークス炉ガスの流量と都市ガスの流量の信号は調節器１９に入力され、調節器１９から都市ガス流量調節弁１７に制御信号が出力され、コークス炉ガスと都市ガスとの混合比率が自動制御される。混合されたガスは各燃焼ゾーンに分岐後の配管４を通ってバーナ３へと供給される。分岐後の配管４には、各ゾーンとも、ゾーン個別の燃料流量計７、燃料流量調節弁８が設けられている。燃焼空気は燃焼空気ブロワ９により供給され、各燃焼ゾーンには個別に空気流量計１０と空気流量調節弁１１が設置されている。燃料の流量と空気の流量の信号は調節器１２に入力され、各ゾーンの空気比（燃焼に必要な空気を１として表した空気の比率）が所定値、例えば１．２となるように、調節器１２から燃料流量調節弁８および空気流量調節弁１１に制御信号が出力され、自動制御される。

また、加熱炉の各ゾーン内には温度計１３が個別に配置されており、各ゾーンの燃焼制御は設定炉温を与えておくと、温度計１３の計測値がその設定炉温の±５℃以内になる様に、燃料流量調節弁８、および空気流量調節弁１１の開度を空気比が一定となるように保ちながら自動制御する方式となっている。

このように構成される加熱炉においては、コークス炉ガスが、Ａ点で配管４に供給され、流量計５により流量を計測されながら配管４を通流する。配管４を通流したコークス炉ガスは燃焼ゾーン１〜４へ分岐して供給される。各ゾーンへ供給されたコークス炉ガスは、各ゾーン個別に設置された燃料流量計７により流量を計測されながら各燃焼ゾーンの配管を通流する。この計測された流量の信号が調節器１２に入力される。一方、燃焼空気ブロワ９により供給される燃焼空気は、燃焼空気の流量が空気流量計１０で計測される。この計測された信号が調節器１２に入力される。調節器１２に入力されたコークス炉ガスおよび燃焼空気の流量の信号により、各ゾーンの空気比が所定の値、例えば１．２となるように、調節器１２から燃料流量調節弁８および空気流量調節弁１１に制御信号がそれぞれ出力される。出力された信号により、コークス炉ガスは、燃料流量調節弁８により流量を調節されながら各燃焼ゾーンのバーナ３に供給され、燃焼空気は、空気流量調節弁１１により流量を調節されながら各燃焼ゾーンのバーナ３に供給される。バーナ３に供給されたコークス炉ガスを燃焼させ、燃焼により発生した火炎をバーナ３から炉本体２に吹き込んで鋼材１を加熱する。

また、各ゾーン内に配置された温度計１３の計測値が、予め設定しておいた設定炉温の±５℃の範囲を超えると、その設定炉温の±５℃以内になるように、燃料流量調節弁８でコークス炉ガスの流量を、空気流量調節弁１１で燃焼空気の流量を空気比が一定となるように保ちながら自動制御し、制御された流量のコークス炉ガスおよび燃焼空気がバーナ３に供給される。

しかし、燃料ガスとしてコークス炉ガスのみを用いると、コークス炉ガスの熱量が不足するような場合、または供給流量が安定せず上記制御を行なっても一定の発熱量が得難い場合が生じる。

本実施形態では、そのような場合に、コークス炉ガスに第２の燃料ガスとして都市ガスを混合する。都市ガスはこのような加熱炉の近傍まで供給されており、それ自体熱量が高いため、このような目的の燃料ガスとして適している。

都市ガスは配管１５のＢ点で供給され、流量計１６により流量を計測されながら配管１５を通流し、混合器１４でコークス炉ガスと混合される。この際に流量計５により計測されたコークス炉ガスの流量と、流量計１６により計測された都市ガスの流量との信号は調節器１９へ入力される。この入力された信号により、都市ガスの流量がコークス炉ガスの流量に対して所定の割合となるように、調節器１９から都市ガス流量調節弁１７に制御信号が出力される。出力された制御信号により、都市ガスは、流量調節弁１７により流量を調節されながら配管１５を通流して、混合器１４で、配管４を通流するコークス炉ガスと混合される。混合器１４で混合された混合ガスは上述したコークス炉ガスのみの場合と同様にして流量を調節されながら各燃焼ゾーンのバーナ３に供給され、かつ同様にして流量調節して燃焼空気をバーナ３に供給し、混合ガスを燃焼させ、燃焼により発生した火炎をバーナ３から炉本体２に吹き込んで鋼材１を加熱する。

また、コークス炉ガスのみの場合と同様に、各ゾーン内に配置された温度計１３の計測値が、予め設定しておいた設定炉温の±５℃の範囲を超えると、その設定炉温の±５℃以内になるように、混合ガスの流量と、燃焼空気の流量との空気比が一定となるように保ちながら自動制御し、制御された流量の混合ガスおよび燃焼空気がバーナ３に供給される。

このように、コークス炉ガスに第２の燃焼ガスとして都市ガスを混合することにより、コークス炉ガスの発熱量が不足している場合でも、その不足分を都市ガスが補うことができ、所望の燃焼エネルギーを得ることができる。また、コークス炉ガスの供給が安定しない場合でも、都市ガスを混合することにより安定した発熱量で加熱することができる。さらに、コークス炉ガスと都市ガスを混合するのみであり、ガスを混合するのに耐圧設備など特別な設備を導入する必要がなく、簡単かつ小規模な構造であるため低コスト、小スペースにすることができる。

ところで、遮断弁６の直下流で都市ガスを混合する場合、ゾーン間で発熱量が異なる燃料が供給されて空気比が乱れるなど、燃焼制御上好ましくないことが生じることを防止するため、そこから各ゾーンへの分岐が始まる間の距離で完全に混合することが好ましい。また、遮断弁６から分岐が始まる部分までが短い場合でも完全に混合できることが好ましい。

以下、このようなことを実現することができる好ましい混合器１４の構造について説明する。図２はこのような好ましい構造の混合器を示す側面図であり、図３はその横断面図であり、図４は縦断面図である。なお、図３は図４のＡ−Ａ線で切断した断面図である。

図２に示すように、配管４の一部をなす主管２０に対し、都市ガスを吹き込むガス吹き込み用ノズル２１が都市ガスを主管２０の外周部接線方向に吹き込むように接続されて構成されている。

また、図３に示すように、ガス混合器１４は、断面が円形をなし、配管４の一部をなしており、コークス炉ガスが通流する主管２０と、噴射口２１ａが主管２０の内面に開口し、主管２０に都市ガスを吹き込むガス吹き込み用ノズル２１とを備えている。そして、ガス吹き込み用ノズル２１からの都市ガスの噴射方向が主管２０の外周部接線方向であり、ガス吹き込み用ノズル２１からの都市ガスの噴射流速が混合後のガス流速の２倍以上である。

このような構成により、コークス炉ガスは図４中の矢印の方向から、主管２０の内側を流れてくる。ガス吹き込み用ノズル２１から都市ガスを吹き込むと、都市ガスは主管２０の内周面に沿って符号２２で示される矢印のごとく旋回し、コークス炉ガスと混合しながら、コークス炉ガスの進行方向である矢印方向に流れていく。そして、ある距離まで進むと完全に混合する。

以上は、ガス吹き込み用ノズル２１が１本の場合について説明したが、次に、混合器１４のガス吹き込み用ノズル２１が２本ある場合の混合器の構成について以下に示す。
図５はガス吹き込み用ノズルが２本の場合の混合器を示す横断面図であり、図６は縦断面図である。なお、図５は図６のＢ−Ｂ線で切断した断面図である。

図５に示すように、主管２０に対し、２本のガス吹き込み用ノズル２１が、主管２０に対して都市ガスの噴射方向が主管２０の外周部接線方向となるように、かつ旋回方向が同一になるように設置されている。

混合器１４のガス吹き込み用ノズル２１が２本ある場合の混合器の構成により、都市ガスがガス吹き込み用ノズル２１から外周部接線方向に吹き込むようにかつ旋回方向が同一となるように吹き込み、コークス炉ガスと完全に混合し、より確実に効率よく、かつ、より短い混合距離でコークス炉ガスと都市ガスを混合することができる。このため、混合したガスが燃焼する際の燃焼にばらつきがないため、加熱炉を所望の熱量でより安定して操業することができる。かつ、より短い混合距離で混合されるため、加熱炉をより小スペース化することができる。

なお、複雑な構造の混合器を用いた場合、コークス炉ガスがダストタールを含み、ダスト堆積しやすいため、清掃頻度が多くなり炉の生産性が低下する。しかし、上記実施形態における混合器は簡単な構造であり、ダスト堆積しにくく、清掃頻度が少なくて済むため、炉の生産性が向上する。

次に、このような構造の混合器を用いた加熱炉により、都市ガスを混合して加熱炉の処理能力を向上した例について説明する。
今、鋼材１の時間あたりの加熱処理量を１０％アップするため、炉ヘの投入熱量を１０％アップし、３８３０Ｍｃａｌ／ｈとしたい。そのためには、コークス炉ガスの発熱量が４３５０ｋｃａｌ／Ｎｍ^３、都市ガスの発熱量が９５００ｋｃａｌ／Ｎｍ^３であるから、コークス炉ガスを７３０Ｎｍ^３／ｈ、都市ガスを７０Ｎｍ^３／ｈ混合し発熱量４８００ｋｃａｌ／Ｎｍ^３のガスを合計で８００Ｎｍ^３／ｈ供給すればよい。

まず、第１の実施例について説明する。
本実施例では、コークス炉ガスは、供給元である図１中のＡ点で圧力７００ｍｍＡｑで配管径が１５０Ａ（内径１５５．２ｍｍ）の配管４に供給される。一方、都市ガスは、供給元である図１中のＢ点で圧力２０００ｍｍＡｑで配管径が６５Ａ（内径７０．２ｍｍ）の配管１５に供給される。

ところで、遮断弁直後から各ゾーンの分岐開始までの距離は（図１中の記号Ｙ）１２００ｍｍであり、この条件下で都市ガスがコークス炉ガスに均一に混合する必要がある。そこで、混合距離を短くするために混合器を用いることが望ましい。なお、混合器を使用することでコークス炉ガスの圧力を下げてしまってはガス供給流量が低下してしまい、投入熱量アップには不利な方向になるため、コークス炉ガスの圧力損失が最小となる混合器が望ましい。また、混合器を使用しない場合、都市ガスとコークス炉ガスを均一に混合するには、混合部から各ゾーンの分岐開始までの距離（図１中の記号Ｙ）を３．１〜４．７ｍ以上とする必要がある。よって、本実施例では、混合器を使用することが望ましい。

本実施例では、混合器１４の都市ガスのガス吹き込み用ノズル２１は、６５Ａの配管１５を２０Ａ（内径２１．６ｍｍ）に絞って形成されている。この条件のもと、流量計５により計測されたコークス炉ガスの流量と、流量計１６により計測された都市ガスの流量との信号が調節器１９へ入力される。今、コークス炉ガスの流量は７３０Ｎｍ^３／ｈであり、７３０Ｎｍ^３／ｈの信号が流量計５から調節器１９へ入力される。この入力された信号により、都市ガスの流量がコークス炉ガスの流量の計測値の９．６％となるように、すなわち、７０Ｎｍ^３／ｈとなるように、調節器１９から都市ガス流量調節弁１７に制御信号が出力される。この出力された制御信号により、都市ガスは、流量調節弁１７により流量を７０Ｎｍ^３／ｈに調節されながら配管１５を通流して、混合器１４で、配管４を通流するコークス炉ガスと混合される。混合後ガスの流量は８００Ｎｍ^３／ｈで配管４を通流する。また、この際の都市ガスの吹き込み流速は温度２０℃で５７ｍ／ｓであり、混合後ガスの配管内流速は温度２０℃で１２．６ｍ／ｓであり、速度比は４．５となる。なお、速度比とは、混合器において接線方向から吹き込むガス流速（この場合、都市ガスを吹き込む流速）を混合後のガス流速（この場合、コークス炉ガスと都市ガスの混合ガスの流速）で除した値である。

コークス炉ガス側の混合器１４前後での圧力損失はΔ２ｍｍＡｑであり、供給圧力７００ｍｍＡｑと比較して、充分無視できる程度の大きさであり、流量の低下は無視することができる。また、都市ガス側の吹き込み圧力損失は、Δ１２０ｍｍＡｑであるが、都市ガス吹き込み直前に必要な都市ガス圧力は８２０ｍｍＡｑであり、都市ガス供給系統の都市ガス流量計１６、都市ガス流量調節弁１７、供給配等の圧力損失（Ｂ点から吹き込み直前圧力）をおよそ合計５００ｍｍＡｑと見積もっても、Ｂ点で必要な圧力は１３２０ｍｍＡｑとなり、実際のＢ点の圧力は２０００ｍｍＡｑであるので十分である。

コークス炉ガスと都市ガスの混合性については、混合後の各ゾーン行きのガス発熱量を、各ゾーン行き配管でのサンプル孔で測定することにより求めた。その結果、いずれも、４８００ｋｃａｌ／Ｎｍ^３であった。すなわち、混合開始からの距離１２００ｍｍの間で充分に均一混合が完了していることが確認された。

次に、本実施形態に係る加熱炉を用いて、都市ガス供給圧力が１２５０ｍｍＡｑと低い場合に対応可能な実施例２について説明する。

この場合、都市ガス供給系の配管１５、都市ガス流量計１６、都市ガス流量調節弁１７の圧力損失をΔ５００ｍｍＡｑとすると、吹き込み直前の都市ガス圧力は７５０ｍｍＡｑとなる。コークス炉側の圧力は７００ｍｍＡｑであるので、都市ガスの吹き込み圧損をΔ５０ｍｍＡｑ以下としないと、都市ガスを所定の流量まで混合できない。よって、２０Ａノズル1本では都市ガス側吹き込み圧量損失はΔ１２０ｍｍＡｑであるから成り立たない。よって、ここでは都市ガス吹き込み用ノズルを４０Ａ（内径４１．６ｍｍ）とし、さらにそれを２本とした。この場合の都市ガス吹き込み用ノズルでの吹き込み流速は温度２０℃で７．７ｍ／ｓ、圧力損失はΔ２ｍｍＡｑであり、この時の、速度比は０．６である。混合性については、混合後の各ゾーン行きのガス発熱量を、各ゾーン行き配管で測定した結果、いずれも、４８００ｋｃａｌ／Ｎｍ^３であった。すなわち、混合開始からの距離１２００ｍｍの間で十分に均一混合が完了していることが確認された。

よって、上記実施例１および２によれば、実施例２のように、たとえ都市ガス供給圧力が低い場合であっても、発熱量が４３５０ｋｃａｌ／Ｎｍ^３であるコークス炉ガスを７３０Ｎｍ^３／ｈ、発熱量が９８２０ｋｃａｌ／Ｎｍ^３である都市ガスを７０Ｎｍ^３／ｈ混合し、発熱量４８００ｋｃａｌ／Ｎｍ^３のガスを合計で８００Ｎｍ^３／ｈ供給して燃焼することにより大きな燃焼力を得て、炉ヘの投入熱量を１０％アップするという目的を達成することができる。

また、都市ガス供給圧力がさらに低く、例えば１０５０ｍｍＡｑの場合、都市ガス配管１５、都市ガス流量計１６、調整弁１７の圧損をΔ３００ｍｍＡｑまで小さくなるように設計することで、混合前都市ガス圧力を、７５０ｍｍＡｑにでき、目的を達成できる。

なお、このような構造の混合器を用いることが好ましいが、混合距離が十分ある場合など、ガスの混合が確実に行われ、加熱炉が安定的に操業できれば、必ずしも上記のような混合器を用いなくても構わない。さらに、上記実施例１および２では、都市ガスとコークス炉ガスを用いたが、所望する熱量を得ることができれば、都市ガスとコークス炉ガスの混合に限らず、その他の燃料ガスを組み合わせても構わない。さらにまた、都市ガスとコークス炉ガスの２種類を混合して用いたが、所望する熱量を得ることができれば、３種類以上のガスを混合しても構わない。さらにまた、実施例１および２では、コークス炉ガスの密度０．６ｋｇ／Ｎｍ^３、都市ガスの密度０．８ｋｇ／Ｎｍ^３であり混合ガスの密度は０．６２ｋｇ／Ｎｍ^３とコークス炉ガスの密度とほぼ変わらず、混合器で混合された混合ガスがバーナに到達するまでの密度上昇による圧損上昇は無視できる範囲であるため、混合ガス流量の低下も無視できる範囲であり問題ない。しかし、都市ガスでなく密度が大きい、例えばプロパンガス（密度２ｋｇ／Ｎｍ^３）をコークス炉ガスに混合する場合などは、混合ガスの密度が大きくなり、混合器で混合された混合ガスがバーナに到達するまでの圧損上昇は大きくなる。このため、流量低下が無視できない場合は、炉への投入熱量が目的値まで増大できるように、すなわち混合後のガス発熱量が大きくなる様な方向に予め混合比を調節していけば問題ない。

次に、本実施形態に係る加熱炉に用いた上記好ましい構造の混合器に至るまでの検討結果について説明する。ここでは、混合器の性能を確認する上で、混合するガスを便宜的にガスＡ（空気）、ガスＢ（酸素）とした。

ガス混合器の性能を評価するにあたり、その性能の一つに、混合距離なるものがあるが、それはガスＡとガスＢが混合し始める場所からガスＡとガスＢがある混合度まで混合するのに必要な距離であり、混合部の配管径が同じであれば、この距離が短いほうが混合の効率が良く、混合器本体のサイズを小さくできる。前記混合距離は、図４中に示す、ガスＡとガスＢが混合し始めるＡ−Ａ線からガスＡとガスＢが所定の混合度に混合するまでに要する記号Ｘ方向の距離である。

さらに混合距離を混合後の配管内径で除したものを無次元混合距離とする。すなわち、一般にガス流量が多ければそれを輸送する配管径は必然的に大きくなっていくので、混合器の性能を比較する際には、絶対的な混合距離だけを論ずるだけでは、不充分である。よって、無次元混合距離で論ずれば、配管径の大きさの影響が無くなり、混合器の形式による性能の比較が可能である。

しかしながら、単にガス吹き込み用ノズル２１からガスＢを吹き込むだけでは、混合距離が長くなってしまい、混合効率が十分でない。

本発明者らの検討結果によれば、混合効率を上昇させるためには、単にガス吹き込み用ノズル２１からガスＢを吹き込むだけよりもノズル吹き込み流速を混合後ガスの流速で除した値（これを速度比と呼ぶ）を大きくすることが有効であることが判明した。

上記の検討結果に基づいて、まず、混合器のガス吹き込み用ノズルが１本の場合についての性能を試験した結果を以下に詳細に説明する。

混合器のガス吹き込み用ノズルが１本の場合の試験条件として酸素を吹き込むガス吹き込み用ノズル２１は１本とし、ノズル径は２０Ａ（内径２１．６ｍｍ）の場合と１０Ａ（ノズル内径１２．７ｍｍ）の場合の２種類とした。この時の速度比は２０Ａノズルで１．１、１０Ａノズルの場合で３．３である。

図７に速度比が１．１と３．３の場合の混合度の試験結果を示す。
ここでは、便宜上、空気１９３Ｎｍ^３/ｈと酸素ガス１７Ｎｍ^３/ｈを混合させた。空気中の酸素は２０．９％であるから、上記流量比率で完全に混合した場合の酸素濃度は２７．４％となる。試験は、８０Ａ（内径８０．７ｍｍ）の直円管に空気を流し、そこに直円管内の接線方向に噴出する２０Ａ（内径２１．６ｍｍ）の吹き込みノズルから酸素ガスを噴出し混合した。混合場所から、下流に２００ｍｍ（無次元混合距離＝２．５）、４００ｍｍ（無次元混合距離＝５）、６００ｍｍ（無次元混合距離＝７．５）、８００ｍｍ（無次元混合距離＝１０）、１０００ｍｍ（無次元混合距離＝１２．５）の各距離で、配管内流路断面内の９点の酸素濃度を測定した。各断面内で測定された酸素濃度（％）の最大値と最小値の差の絶対値を酸素濃度偏差（％）とした。下流に行くほど混合が進むため、酸素濃度偏差は小さくなっていくが、酸素濃度偏差Δが２．５％を下回る距離を実験から求め、その距離が小さいほど混合度が高いと評価した。

図７に示すグラフによると、酸素濃度偏差Δが２．５％となるのは、速度比が１．１の場合では約９００ｍｍ（無次元混合距離＝１１）、速度比が３．３の場合では約４５０ｍｍ（無次元混合距離＝５．６）であり、速度比が大きい方が、速度比が小さい条件よりも、短い混合距離で酸素濃度偏差が小さくなっていくことが確認され、よって混合度は速度比が大きい方が明らかに高いことがわかった。

次に、速度比を種々変化させて同様の実験により酸素濃度偏差Δが２．５％となる無次元混合距離を求めた。その結果を図８に示す。この図から、速度比が２より小さい範囲では、速度比が増加しても混合距離は大きくならないが、速度比が２以上となると、混合度が急激に増加する（無次元混合距離が短くなる）ことが確認された。このことから、速度比を２以上、すなわちガス吹き込み用ノズルからのガスＢの噴射流速が混合後のガス流速の２倍以上として、より混合距離を短くし、効率の良いガス混合を行うことが好ましいことが判明した。

表１および表２に、上記速度比１．１の場合と３．３の場合の一連の試験で得られた主な結果を示す。また、比較のため、従来の旋回羽根方式の混合器により、同様の試験を行った結果を表３に示す。これらの表に示すように、速度比３．３の場合は、従来の旋回羽根方式の混合器と遜色のない混合度（酸素濃度偏差が２．５％となる混合距離）となることがわかる。また、混合器の特性としては、混合距離の他、圧力損失も重要であり、特にガスＡ側の圧力損失が低いことが重要であるが、旋回羽根を用いない場合にはいずれもガスＡ側の圧力損失が３ｍｍＡｑと低い値を示した。これに対して、旋回羽根方式の混合器では、ガスＡ側の圧力損失が７７ｍｍＡｑと明らかに圧力損失が大きいことが確認された。

なお、主管２０の断面形状は円形に限らず、略円形であればよく、例えば６角形以上の多角形が例示される。また、ガス吹き込み用ノズル２１の断面形状も円形に限らず、扁平形状や矩形状等、どのような形状であってもよい。

さらに、ガス吹き込み用ノズル２１の寸法は特に限定されないが、図９に示すように、主管２０の断面で見た場合のガス吹き込み用ノズル２１の寸法ｈが主管２０の内径ｄの１／４以下であることが好ましい。このようにすることにより、好ましい旋回流を容易に形成することができる。この効果は、このような寸法を満たしている限り、ガス吹き込み用ノズル２１の断面形状によらずに得ることができる。

さらにまた、ガス吹き込み用ノズル２１は、ガスの噴射方向が主管２０の接線方向になるように設けられた例について示したが、完全に接線方向でなくてもよく、また主管２０の断面形状が円でない場合でも外接円の接線方向また略接線方向であればよい。

次に、混合器のガス吹き込み用ノズルが２本の場合についての性能を試験した結果を以下に詳細に説明する。

図１０はノズル本数が１本の場合と２本の場合の混合度の比較を行った試験結果である。ここでは、ガス吹き込み用ノズルが１本の場合と同様、空気１９３Ｎｍ^３/ｈと酸素ガス１７Ｎｍ^３/ｈを混合させた。試験は、８０Ａ（内径８０．７ｍｍ）の直円管に空気を流し、そこに直円管内の接線方向に噴出する２０Ａ（内径２１．６ｍｍ）の吹き込みノズルから酸素ガスを噴出し混合した。混合場所から、下流に２００ｍｍ（無次元混合距離＝２．５）、４００ｍｍ（無次元混合距離＝５）、６００ｍｍ（無次元混合距離＝７．５）、８００ｍｍ（無次元混合距離＝１０）、１０００ｍｍ（無次元混合距離＝１２．５）の各距離で、配管内流路断面内の９点の酸素濃度を測定した。各断面内で測定された酸素濃度（％）の最大値と最小値の差の絶対値を酸素濃度偏差（％）とし、酸素濃度偏差Δが２．５％を下回る距離を実験から求め、その距離が小さいほど混合度が高いと評価した。以上を、吹き込みノズルが１本の場合と、２本の場合で行い混合度を比較した。また、表４に、ガス吹き込み用ノズルが２本の場合の一連の試験で得られた主な結果を示す。

図１０のグラフによると、酸素濃度偏差Δが２．５％となるのは、ノズルが１本の場合では約９００ｍｍ（無次元混合距離＝１１）、ノズル２本の場合では約４００ｍｍ（無次元混合距離＝５）であり、吹き込みノズルを２本とすることにより、より短い混合距離で酸素濃度偏差が小さくなっていくことが確認された。すなわち、ガス吹き込み用ノズルを２本にすることにより、混合効率が極めて良好になることが確認された。なお、速度比はノズル１本の場合は１．１、ノズル２本の場合は０．５５（２本のノズルは同流速）であり、ノズル２本とすることで速度比が２より小さくても混合距離を短くすることができる。

表４に示すように、ガス吹き込み用ノズルが２本の場合は、ガスＡ側の圧力損失が３ｍｍＡｑと低いのみならず、ガスＢの速度が小さくてよいことから、ガスＢ側の圧力損失も４ｍｍＡｑと著しく低いことが確認された。

このように２本のガス吹き込み用ノズルを設けることにより、混合距離を短くすることができ、２つのガスを効率良く混合することができる。

なお、ガス吹き込み用ノズルが２本の場合において、主管の断面形状やガス吹き込み用ノズルの断面形状、さらにはこれらの断面積比、ガス吹き込み用ノズルの方向等は、ガス吹き込み用ノズルが１本の場合と同様である。さらに、ガス吹き込み用ノズルが２本の例について示したが、３本以上であってもよい。さらにまた、２本のガス吹き込み用ノズルを主管の同一断面位置に配置した例について示したが、主管の長手方向に間隔をおいて２本以上のガス吹き込み用ノズルを配置してもよい。さらにまた、２本のガス吹き込み用ノズルから吹き込むガスを同じガスとしたが、異なるガスを吹き込むようにしてもよく、その場合には３種類のガスを混合することになる。３本以上のガス吹き込み用ノズルを用いる場合には、４種類以上のガスを混合することが可能である。ただし、１本のガス吹き込み用ノズルから吹き込むことになるガスについては、ガス吹き込み用ノズルが１本の場合と同様、ガス吹き込み用ノズルからのガスの噴射流速が混合後のガス流速の２倍以上とする必要がある。

本発明によれば、簡単かつ小規模な構造で、鋼材の処理能力を向上することができるので、加熱炉の処理能力アップに最適であり、産業上の利用価値が高い。

本発明の一実施形態に係る加熱炉の構造を示す概略構成図。図１の加熱炉に適用可能なガス混合器を示す図。ガス吹き込み用ノズルが１本のガス混合器を示す横断面図。ガス吹き込み用ノズルが１本のガス混合器を示す縦断面図。ガス吹き込み用ノズルが２本のガス混合器を示す横断面図。ガス吹き込み用ノズルが２本のガス混合器を示す縦断面図。速度比１．１および３．３における混合開始からの距離と酸素濃度偏差との関係を示す図。速度比と酸素濃度偏差２．５％となる無次元混合距離との関係を示す図。ガス吹き込み用ノズルの好ましい寸法を説明するための図。吹き込みノズル１本と２本の場合における混合開始からの距離と酸素濃度偏差との関係を示す図。従来の加熱炉の構造を示す概略構成図。

符号の説明

１鋼板
２加熱炉
３バーナ
４，１５配管
５流量計
６遮断弁
１４混合器
２０主管
２１ガス吹き込み用ノズル
２２旋回方向

Claims

炉本体と、
前記炉本体へ向けて第１の燃料ガスを送給する第１の燃料ガス配管と、
前記第１の燃料ガスとは異なる第２の燃料ガスが通流する第２の燃料ガス配管と、
前記第１の燃料ガス配管に設けられた、前記第２の燃料ガス配管からの前記第２の燃料ガスが前記第１の燃料ガスに完全に混合される燃料ガス混合部と、
前記第１の燃料ガスと前記第２の燃料ガスが完全に混合された燃料ガスを燃焼させて前記炉本体内を加熱するバーナとを具備し、
前記第１の燃料ガスによる発熱量を前記第２の燃料ガスにより補いまたは安定させて加熱処理を行う加熱炉であって、
前記燃料ガス混合部は、
前記第１の燃料ガス配管に連続し、断面が円形または略円形をなす主管と、
噴射口が前記主管の内面に開口するとともに前記第２の燃料ガス配管に連続し、前記主管に前記第２の燃料ガスを吹き込むガス吹き込み用ノズルと
を備え、前記ガス吹き込み用ノズルは、前記第２の燃料ガスの噴射方向が前記主管の外周部接線方向または略接線方向となるように設けられ、前記ガス吹き込み用ノズルからの前記第２の燃料ガスの噴射流速が混合後のガス流速の２倍以上であり、
前記バーナに、前記第１の燃料ガスと前記第２の燃料ガスが完全に混合された燃料ガスとは別途に、燃焼空気を供給することを特徴とする加熱炉。
前記燃料ガス混合部は、前記ガス吹き込み用ノズルを少なくとも２本備え、前記少なくとも２本のガス吹き込み用ノズルは、旋回方向が同一になるように設けられることを特徴とする請求項１に記載の加熱炉。
前記第１の燃料ガス配管に設けられ、前記第１の燃料ガスの供給を遮断可能な遮断弁をさらに具備し、
前記遮断弁は、前記混合部よりも前記第１の燃料ガス供給元側に設けられていることを特徴とする請求項１または請求項２に記載の加熱炉。