高炉スラグ顕熱回収装置
【課題】高炉スラグの顕熱を効率良く回収する。
【解決手段】圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザー３と、このガスアトマイザー３から上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる一次熱交換塔４とを備えてなることを特徴とする。
【解決手段】圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザー３と、このガスアトマイザー３から上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる一次熱交換塔４とを備えてなることを特徴とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高炉の銑鉄製造工程において副生成物として発生する高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができる高炉スラグ顕熱回収装置に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
高炉では、１０ｔの溶銑が生産される間に約１，５００℃の高炉スラグが３ｔ発生している。この高炉スラグは主にセメントの原料として利用されるが、その場合、全高炉スラグの９５％以上がガラス化されている必要がある。
【０００３】
高炉スラグを急激に冷却してガラス化(非晶質構造化)するには、図１に示す冷却速度が必要になる。
【０００４】
すなわち、約１，４００℃の溶融スラグを１，２００℃まで２１℃／sec以上、１，２００℃から１，１００℃までを６．０℃／sec以上、１，１００℃から１，０００℃までを２．５℃／sec以上そして１，０００℃から８５０℃までを０．３℃／sec以上の冷却速度で冷却する必要がある。
【０００５】
上記冷却速度を得るために、現状では一般に高炉スラグに水を吹きつけて破砕する水砕処理が採られており、高炉スラグの約９０％がこの水砕処理によって７５μｍ〜５ｍｍの粒子に急冷破砕されている。
【０００６】
上記水砕処理では高炉スラグと冷却水との熱交換によって５０〜７０℃の低温の廃水が大量に発生するが、この水温のレベルでは発電に使用することもできないという問題がある。
【０００７】
投入した熱エネルギーが仕事や発電に利用される効率は、最大でも図２に示すカルノー効率を超えない。つまり、より高温で熱を回収する方が有利である。
【０００８】
そこで、高炉スラグが顕熱として持っているエネルギーを高温で回収するための方法として空気噴流によるスラグの微粒化が数多く考案され続けている（例えば、特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開２００９−１３２５４６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
しかしながら、空気噴流によるスラグの微粒化によって高炉スラグの顕熱を回収する熱回収装置は現状では実用化されていない。
【００１１】
その要因として、(1)水と高炉スラグの熱伝達係数と比較して、一般的に空気とスラグ粒子の熱伝達係数は１／１０程度しかないために、図１に示した冷却速度を満足できないことが多いこと、(2)冷却速度を満足させるためには大量の冷却空気が必要になるため、１，５００℃の高温で高炉から流出するスラグから熱風として回収される空気温度が約５００℃にまで低下してしまい、最終的に発電のための蒸気として得られるのは２００℃程度の低圧蒸気となって、図２のカルノー効率からそれほど高い効率で発電できないことが挙げられる。
【００１２】
本発明は以上のような従来の熱回収装置における課題を考慮してなされたものであり、高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができる高炉スラグ顕熱回収装置を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本発明は、圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、
重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザーと、
このガスアトマイザーから上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる熱交換塔とを備えてなる高炉スラグ顕熱回収装置である。
【００１４】
本発明において、上記噴射ノズルの外周部に冷却用空気を上向きに噴射するためのノズルを配置することが好ましい。
【００１５】
本発明において、上記熱交換塔は、下部から上部に向かって塔の径方向断面積が拡大されていることが好ましい。
【００１６】
本発明において、上記熱交換塔内を流れ、上記熱交換塔の上部から混合状態で噴射される上記アトマイザーガスと上記スラグ粒子とを沈降分離する分離塔を備えることができる。
【００１７】
本発明において、上記分離塔の下部にゲート弁を有するとともに上記分離塔内に堆積した上記スラグ粒子の堆積高さを検出する位置センサを設け、上記ゲート弁を、上記位置センサから出力される信号に基づいて開閉動作させてスラグ排出量を調節すれば、スラグを常時、一定高さ分、分離塔の下部に堆積させることができるため、空気の漏れを防止することができる。
【００１８】
本発明において、上記熱交換塔を、空気を透過させる内筒と空気を透過させない外筒を二重に配置した二重筒とし、上記内筒と上記外筒の間の環状空間を高さ方向に複数の部屋に仕切る仕切り板を設け、開閉弁と流量計を介して低圧空気を上記各部屋に供給する低圧空気供給路と、開閉弁を有し高圧空気を上記各部屋に供給する高圧空気供給路とを備え、上記流量計によって計測される低圧空気の流量が閾値を下回った時に上記高圧空気供給路の開閉弁を開動作させれば、上記熱交換塔の内壁にスラグ粒子が付着することを防止できる。
【００１９】
本発明において、上記高圧空気供給路は、上記環状空間に向けて高圧空気を噴射する空気ノズルをさらに備えることが好ましい。
【発明の効果】
【００２０】
本発明によれば、空気噴流を用いたスラグの微粒化によってガラス質スラグ粒を得るとともに、高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができるという長所を有する。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】本発明に係る溶融スラグのガラス化に必要な冷却速度を示すグラフである。
【図２】本発明に係るカルノー効率を示すグラフである。
【図３】本発明に係る高炉スラグ顕熱回収装置の構成を示すブロック図である。
【図４】図３のアトマイザーおよびその周辺部の拡大図である。
【図５】図４のアトマイザーに適用される加速ノズルの構成を示す拡大図である。
【図６】上向きアトマイズによる噴射状態を撮影した写真である。
【図７】アトマイズされるスラグ粒子の抗力係数を示したグラフである。
【図８】一次熱交換塔内での空気温度と各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【図９】一次熱交換塔内での各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【図１０】粒子径毎の粒子温度と冷却速度の関係を示したグラフである。
【図１１】ベルトコンベア上に堆積したスラグと冷却空気の温度変化を示したグラフである。
【図１２】本発明に係る逆圧払い落とし機構の構成を示す該略図である。
【図１３】スラグ流量を変動させた場合の熱交換諸性能の変化を示すグラフである。
【図１４】スラグ流量１．２５倍での一次熱交換塔内のスラグ粒子温度分布を示したグラフである。
【図１５】空気スラグ比を一定に維持してスラグ流量を変化させた場合の効率と発電量変化を示したグラフである。
【図１６】本発明の熱回収装置の第二実施形態を示した正面図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
以下、図面に示した実施の形態に基づいて本発明を詳細に説明する。
【００２３】
１ 高炉スラグ顕熱回収装置
１．１ 高炉スラグ顕熱回収装置の全体構成と運転方法
図３は、高炉スラグ顕熱回収装置（以下、熱回収装置と略称する）１の構成を示したブロック図である。
【００２４】
同図において熱回収装置１は、スラグタンディッシュ２と、重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射するガスアトマイザー（以下、アトマイザーと略称する）３と、そのアトマイザー３から上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる一次熱交換塔（熱交換塔）４と、その一次熱交換塔４内を流れ一次熱交換塔４の上部から混合状態で噴射されるアトマイザーガスとスラグ粒子と沈降分離するスラグ集積塔（分離塔）５および二次熱交換室６を備えている。
【００２５】
上記一次熱交換塔４も二次熱交換室６も、スラグ粒子に空気を接触させてスラグ粒子を冷却（このとき空気は加熱されて、熱交換される）することを目的にしており、一次熱交換塔４で加熱された空気と二次熱交換室６で加熱された空気は、それぞれ独立して一次系ラインＬ１と二次系ラインＬ２に流れるようになっている。
【００２６】
一次系ラインＬ１については微粉を回収するための一次系サイクロン７、蒸気に熱を渡すための一次系蒸気ボイラー８、集塵機９、放散塔１０を経て大気へ戻され、二次系ラインＬ２については、二次系サイクロン１１、二次系蒸気ボイラー１２、ブロアー１３、集塵機９、放散塔１０を経て大気へ戻されるようになっている。
【００２７】
なお、本実施形態における上記一次熱交換塔４は、下部から上部に向けて断面積が１．５倍程度に拡大しており、直径１．３ｍ×高さ４０ｍ程度の塔から構成されている。
【００２８】
一次系ラインＬ１および二次系ラインＬ２の両系統にて一次系蒸気ボイラー８、二次系蒸気ボイラー１２で空気によって加熱された蒸気の状態を比較すると、一次熱交換塔系統（一次系ラインＬ１）の空気温度が高いことにより、高温・高圧の高エンタルピの状態にある。
【００２９】
したがって、一次系では発電機１４により電力としてエネルギーを回収し、一次系と比較して低エンタルピの状態にある二次熱交換室系統（二次系ラインＬ２）では、一次系のアトマイザー３に高圧アトマイズ空気（このアトマイズ空気が一次系の熱交換媒体空気になる）Ａａを送るための圧縮機１５の動力、および二次熱交換室６に二次系の熱交換媒体空気を送るために大気を導入するとともに集塵機９を経て放散塔１０に送るブロアー１３の動力を供給するために、タービン１６にて動力としてエネルギーを回収する。
【００３０】
すなわち、一つのタービン１６から共通の回転軸１７を介して一次系の圧縮機１５と二次系のブロアー１３へそれぞれ動力を送るようになっている。
【００３１】
実際の始動、運転、停止では、まず系外から電力を供給してブロアー１３、圧縮機１５を稼働させ、アトマイザー３と二次熱交換室６にそれぞれ空気を送る。
【００３２】
次にスラグタンディッシュ２に高炉から溶融スラグを供給し、アトマイザー３よりも低い位置にある徐冷設備（図示しない）へのゲート１８を開から閉へ切り替える。
【００３３】
それにより、アトマイザー３へ溶融スラグが供給されて、アトマイズが開始される。
【００３４】
アトマイザー３でアトマイズされたφ５ｍｍ以下のスラグ粒子は、さらに上向きのガスによって一次熱交換塔４内を上昇し、最終的にスラグ集積塔５内を落下する。
【００３５】
次いで、スラグ粒子はスラグ集積塔５内からゲート弁１９を経て二次熱交換室６内を移動し、さらに二次系熱交換媒体空気によって冷却され、大気温度＋５℃程度の温度で排出される。
【００３６】
通常、高炉の運転では複数ある出銑口を約３時間毎に切り替えながら、途切れることなく連続出銑を行っており、これら複数ある出銑口を樋で一箇所のタンディッシュに接続することにより、休風時以外は連続運転することが可能である。
【００３７】
休風などによる出銑の停止時には、ゲート１８を開けて徐冷設備へ溶融スラグを送ればアトマイザー３へのスラグ供給が停止する。
【００３８】
スラグ供給が停止されてから、ブロアー１３、圧縮機１５を停止することで、アトマイザー３の運転を終了できる。
【００３９】
１．２ アトマイザー
図４は、図３に示したアトマイザー３およびその周辺部の拡大図である。
【００４０】
図４において、アトマイザー３は、一次熱交換塔４の中心に配置されアトマイズガスを上向きに噴射するアトマイズガス噴射装置３ａおよび溶融スラグを上向きに放出する溶融スラグノズル３ｂを有し、アトマイズガス噴射装置３ａの周囲に、冷却空気を上向きに噴射する冷却空気ノズル２０が備えられている。なお、図中Ｓは落下してきたスラグ粒子を示している。
【００４１】
アトマイズガス噴射装置３ａから溶融スラグに向けて噴射されるアトマイズ空気Ａａと、放出される溶融スラグから離れた位置で一次熱交換塔４の内壁近傍から直上に向けて筒状に噴射される冷却空気Ｃａの合計は、溶融スラグとほぼ同一の質量流量になるように調整される。
【００４２】
具体的には、アトマイズによる最大粒子径が５ｍｍになるように、まずアトマイザーが設計されてアトマイザー空気流量が決定され、次いで合計質量流量がスラグ質量流量と一致するように冷却空気ノズル２１のノズル径とノズル穴数が調整される。
【００４３】
しかし、アトマイザー３としては速やかにスラグ粒子と熱交換を行い、かつ運転の余裕度を確保することが望ましいため、極力少ない空気流量で最大粒子径５ｍｍまで溶融スラグをアトマイズできる高効率のアトマイザーを採用すべきである。
【００４４】
そこで、本熱回収装置では本願出願人によって先に出願した特許第４２６８１９３号に記載されている加速ノズルの一段タイプをアトマイザーとして使用する。
【００４５】
図５は上記加速ノズルの構成を拡大して示した縦断面図である。
【００４６】
同図において、アトマイズガス噴射装置３ａは、上向き放出口３ｂ′を備えた円錐形状の溶融スラグノズル３ｂと、上向き放出口３ｂ′に隣接してその周囲に配置されるリング部品３ｃとから主として構成されている。リング部品３ｃの中心に形成された噴射口３ｃ′は下向きに拡径されるように断面円弧状に形成されている。図中、３ｄはアトマイズ空気Ａａが導入されるガス通路である。
【００４７】
上記ガス通路３ｄに供給されたアトマイズ空気Ａａは、溶融スラグノズル３ｂの外壁とリング部品３ｃの噴射口３ｃ′との間に形成されるスロート部Ｔを通過することによって高速ガス流を形成し、その高圧ガス流によって溶融スラグを微粒化し、その微粒化したスラグ粒子を噴射口３ｃ′から噴射するようになっている。
【００４８】
図６は溶融スラグを水で模擬して運転を行った時の上向き噴射状態を撮影した写真であり、アトマイズされた粒子がすぐには拡がらずに直進性が強いことを示している。
【００４９】
上記構成を有するアトマイザー３は、噴流を１点に結ぶ従来の多孔ノズル列タイプのアトマイザーと比較して、約１／３の空気流量で同等のアトマイズと粒子冷却が可能になるという有利な特徴を持っている。
【００５０】
１．３ 一次熱交換塔
本発明のスラグ顕熱回収装置１において最もユニークな特徴は、重力方向と反対方向にスラグ粒子を飛行させる一次熱交換塔４である。
【００５１】
この一次熱交換塔４は、図１で説明した冷却速度を満足しながら、図２で説明した、ほぼ効率が最大値に漸近する５５０℃の蒸気を得るため、８５０℃の熱風でのエネルギー回収を行うことを実現することを目的として構成されている。
【００５２】
非晶質では潜熱が存在しないので、一般的に低レイノルズ数での冷却速度ｄＴｓ／ｄｔは式(1)で記述される。
【００５３】
【数１】
ここで記号の意味は、Ｔ：温度、ｔ：時間、Ｒｅ：レイノルズ数、λ：熱伝導率、Ｄ：粒子径、ρ：密度、Ｃｐ：定圧比熱、ｕ：速度、μ：粘性係数。添え字の意味は、ｇ：ガス（空気）、ｓ：スラグである。
【００５４】
冷却速度は空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜の０．６乗に比例することが分かる。
【００５５】
他の条件が物性値や温度であるために基本的に全て同一であり、変更困難であることから、ガラス化に必要な冷却速度を得るためには、空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜を大きくする以外にない。
【００５６】
そこで平衡状態での空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜について、運動方程式を解くことにより、式(2)が得られる。
【００５７】
【数２】
【００５８】
ここで記号の意味は、ｇ：重力加速度、Ｃｄ：スラグ粒子の抗力係数。重力加速度ｇは速度ｕと同一方向を正の方向としている。抗力係数Ｃｄはもしスラグ粒子が球形であれば、φ５ｍｍ粒子のように大きな粒子（レイノルズ数が大きな条件）になれば、Ｃｄ＝０．４４のように一定値に漸近する値である。正確には図７に示すように、レイノルズ数の関数になる。
【００５９】
重力加速度ｇが正の場合(速度と重力の向きが同一、つまり下向きガスアトマイズに相当)と負の場合（速度と重力の向きが反対、つまり上向きガスアトマイズに相当）に場合分けして式(2)を解くと、式(3)と式(4)のようになる。
【００６０】
【数３】
【００６１】
【数４】
【００６２】
式(3)と式(4)の比較から分かるように、式(3)の下向きガスアトマイズでは粒子速度ｕｓは空気速度ｕｇよりも大きくなり、実現するには非常に長い粒子の飛行距離が必要になる。他方、式(4)の上向きガスアトマイズでは、粒子速度ｕｓを
【００６３】
【数５】
に設計することも可能であり、上向きアトマイザーと比較して短い飛行距離で目標達成した装置を実現できる。
【００６４】
式(1)と式(2)から相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜を消去すると式(6)が得られる。
【００６５】
【数６】
【００６６】
式(6)より、最終的に冷却速度は粒子径Ｄｓの１．１乗に反比例することから、想定している粒子の中で最も径が大きいφ５ｍｍが、ここでは最も冷却速度が小さくなるためにガラス化が難しくなることが分かる。
【００６７】
なお、アトマイザー３、一次熱交換塔４、スラグ集積塔５を含めて加圧し、空気密度ρｇを大きくすることは式(6)よりρｇの０．３乗に比例して冷却速度は大きくなり、式(4)より空気速度ｕｇも小さく設計できる（空気量を低減し、より高温で熱を回収できる）という利点がある。
【００６８】
この点については、後述する高炉送風に適用した第二実施形態で説明する。
【００６９】
式(4)において、最も大きな５ｍｍ粒子（Ｄｓ＝０．００５［ｍ］）を一次熱交換塔４内で静止させる条件（ｕｓ＝０）で設計を行うと、一次熱交換塔４内での空気速度ｕｇは式(7)により与えられる。
【００７０】
【数７】
【００７１】
他方、一次熱交換塔４の断面積をＡとすると、一次熱交換塔４内での空気質量流量ドットｍｇは塔内のどの高さでも一定であることから、式(7)と連成させて、式(8)が成立する。
【００７２】
【数８】
【００７３】
式(8)を変形することにより、式(9)が得られる。
【００７４】
【数９】
【００７５】
空気温度Tgは一次熱交換塔４内で一定ではなく、スラグ粒子が冷却されると空気温度は増加するので、塔内の高さ方向に空気温度Tgは増加し、空気密度ρｇは減少する。粒子速度ｕｓを一定に維持して、一次熱交換塔４の高さを必要最低限に抑えるためには、式(9)の関係に従って、一次熱交換塔４の断面積を、減少する空気密度ρｇの１／２乗に反比例させて増加させるのが効果的である。
【００７６】
具体的には図３において、アトマイザー空気の温度は１８０℃から８７０℃に上昇し、それにより空気密度は１．１７kg/m3から０．４６１kg/m3へ初期の約４０％まで低下する。そこで、式(9)に従い、一次熱交換塔４の断面積を底部から頂部へ向かって、頂部の断面積が底部の断面積の１．５倍になるように、徐々に拡大する管を用いる。
【００７７】
図８は、粒子と空気のエネルギー方程式を連成させて解いた、一次熱交換塔４内での空気と粒子の温度変化の計算結果を示したグラフである。
【００７８】
この結果から、一次熱交換塔４の高さ（粒子飛行距離）として４０ｍ程度あれば、粒径０．０７５〜５．０ｍｍのどの粒子径でも空気温度とほぼ同じ平衡温度に到達することがわかる。
【００７９】
図９は一次熱交換塔４内での各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【００８０】
図１０は粒子径毎の粒子温度と冷却速度の関係、および図1より加工した、スラグ温度と必要冷却速度の関係を示したグラフである。
【００８１】
図１０において、粒子径５ｍｍ（図中、Ｆ１参照）では必要冷却条件を満足できておらず、粒子径３．３７５ｍｍ（図中、Ｆ２参照）が冷却速度の必要条件を満足できる最大径であることが分かる。
【００８２】
ガスアトマイズの段階で目標としている粒径分布では、粒子径２ｍｍ以上の比率は５％、粒子径３．３７５ｍｍ以上は２％、粒子径５ｍｍ以上は０％である。したがって、一次熱交換塔４の性能としてガラス化率９８％が予想され、セメント材仕様のガラス化率９５％以上を満足できると予測される。
【００８３】
１．４ スラグ集積塔
スラグ集積塔５では重力を利用してスラグ粒子を下部に堆積させて空気と分離し、空気をスラグ集積塔５の上部から一次系サイクロン７を経て一次系蒸気ボイラー８へ送り、他方、スラグ粒子のみを第二熱交換室６へ送り出す準備を行う。考慮しなければならない点は下記(ａ)、(ｂ)の２点である。
【００８４】
(ａ)空気と共に巻き上げられる粒子を最小限にすること
空気に随伴したスラグ粒子は二次熱交換室６へ送られることなく、一次系サイクロン７で回収され、このスラグ粒子が８６０℃から冷却される分の顕熱は熱回収に寄与しないので、最小限にする必要がある。そこで、スラグ集積塔５の天井部には流体抵抗を与えて流れを均一にするための多孔板５ａ（図３参照）を設置し、全面から均一に０．８５m/sの速度で空気を吸引するように設計する。
【００８５】
この時に空気速度と静止する粒子径の関係は式(7)によって表される。また、図７に示された抗力係数Ｃｄは、レイノルズ数の関数として、１＜Ｒｅ＜１０４の区間では式(10)によって近似される。
【００８６】
【数１０】
【００８７】
スラグ粒子はその内部に気泡を含む可能性が高いため、粒子密度ρｓにスラグの真密度２，６００kg/m3を用いると危険側の評価になる。そこで、空隙を含んで充填されたスラグ粒子の単位容積質量である１，３００kg/m3を使用して安全側の評価にする。
【００８８】
式(7)と式(10)を連立させ、ｕｇ＝０．８５、ｕｓ＝０として理論上はスラグ集積塔５内に静止する粒子径を求めると、Ｄｓ＝０．２５ｍｍが得られる。
【００８９】
つまり粒子径０．２５ｍｍ以下は一次系サイクロン７側へ空気と共に送られることになる。ガスアトマイズにて目標にしている粒子径０．２５ｍｍ以下の比率は５％であり、粒子径０．２５ｍｍ以下の８６０℃スラグ粒子が持ち出す顕熱は１．４ＭＷになる。
【００９０】
(ｂ)スラグ集積塔から二次熱交換室へ漏れる空気を最小限にすること
スラグ集積塔５内の圧力が５０，０００Pa(G)に対して、二次熱交換室６内の圧力が−３００Pa(G)であることから、スラグ集積塔５内から二次熱交換室６内へスラグ粒子の径路内を空気が漏れて、一次系での発電量を低下させる可能性がある。
【００９１】
それを防止するため、スラグ集積塔５内の下部では常時、スラグを一定高さだけ堆積させて、そのスラグ粒子充填層Ｐの流体抵抗により空気の漏れを防止する。
【００９２】
まず初めに、スラグ粒子の流量を調節するゲート弁１９の開口面積を求める。ゲートをオリフィスでモデル化して、スラグ粒子を２８kg/sの質量流量で通過させるオリフィス径Ｄ０をBeverlooの式
【００９３】
【数１１】
より求めると、Ｄ０＝０．１７１ｍになる。嵩密度１，３００kg/m3のスラグ粒子が嵩速度０．９４m/sでオリフィスを通過していることになる。
【００９４】
次にエルガン式を用いて、ゲート弁１９上のスラグ粒子充填層Ｐの圧力損失より、充填高さと漏れ空気流量の関係を求める。エルガンの式(12)より、
【００９５】
【数１２】
【００９６】
充填高さＬと空気流量ドットｍｇ，ｌｅａｋの関係は式(13)で表される。
【００９７】
【数１３】
ここで、Δｐ：スラグ集積塔と二次熱交換室の圧力差、ε：充填層空隙率である。
【００９８】
式(13)より、例えば充填高さ０．５ｍでの漏れ空気流量ドットｍｇ，ｌｅａｋはスラグ集積塔５内空気流量の０．０７％になることが分かる。
【００９９】
したがって、スラグ集積塔５の下部に５００ｍｍ程度のスラグ粒子を常時堆積させておけば、漏れ空気量を実質的に無視できるレベルまで低減できる。
【０１００】
本実施形態の熱回収装置１では、位置センサとしての上限ファイバーセンサー５ｂおよび下限ファイバーセンサー５ｃ（図３参照）を、スラグ集積塔５の下部に上下に離した状態で取り付けてスラグ充填高さの上限と下限の信号を出力させ、上限を超えればゲート弁１９を開動作させ、下限を切ればゲート弁１９を閉動作させ、それにより、スラグ粒子充填層Ｐの高さが下限ファイバーセンサー５ｃと上限ファイバーセンサー５ｂの間に位置するように制御する。
【０１０１】
なお、高炉スラグに関する非晶質スラグ粒子間の付着温度に関する調査によると、非晶質スラグ間の付着温度の下限は９５０℃であるので、本熱回収装置１ではスラグ集積塔５の下部にスラグ粒子が堆積する間において８６０℃のスラグ粒子同士が付着結合することはない。
【０１０２】
１．５ 二次熱交換室
(ａ)装置の概要
二次熱交換室６では平均温度８６０℃で一次熱交換室としての一次熱交換塔４からスラグ集積塔５を介して流入するスラグ粒子の顕熱をさらに回収して、主に熱回収装置１全体の動力(アトマイザーガスの圧縮動力と二次熱交換室６内の冷却空気送風動力)を賄うことを目的にしている。
【０１０３】
図１のグラフに示した冷却速度に従って一次熱交換塔４ではスラグ粒子温度を１，０００℃以下まで低下させているので、二次熱交換室６では最低限０．３℃/sの冷却速度があれば良いことになる。
【０１０４】
したがって、ベルトコンベア６ａ〜６ｄ（図３参照）に堆積させて搬送している間に、二次冷却空気Ａａ′を堆積層に透過させることで、十分にこの程度の冷却速度は得られる。
【０１０５】
図３に示したように、ベルトコンベア６ａ〜６ｄは、上から下へスラグ粒子が移動するように、高さ方向に多段に配置されており、各ベルトは通気可能なスクリーンから構成されている。ベルトとスラグ堆積層を通過して二次冷却空気Ａａ′は下から上へ流れるので、二次熱交換室６の側壁とベルトの隙間が最小になるように隙間詰めを行う。
【０１０６】
具体的には、幅５ｍ×長さ２３ｍ弱のベルトコンベアを上下方向４段で組み立てる。
【０１０７】
したがって、二次熱交換室６内の水平面断面は５×２３ｍ程度であり、断面積は１１５ｍ２になる。
【０１０８】
また、ベルトコンベア６ａ〜６ｄのベルト総延長は９２ｍになり、スラグが二次熱交換室６内に流入してから室外に搬出されるまでの滞留時間として２５０秒を計画しているので、ベルトの移動速度は０．３６８m/s（２２m/min）になる。
【０１０９】
上記ベルトとしては、空気を通過させるために多孔でありながらスラグ粒子を保持することができるように、１００メッシュのステンレススクリーン（目開き０．１５ｍｍ程度）を使用する。
【０１１０】
各段のベルト６ａ〜６ｄ上に堆積するスラグの総嵩容積は４．６m3、質量合計は６．７kgになる。この時のスラグの平均ベルト堆積嵩高は１０ｍｍである。
【０１１１】
スラグの単位堆積質量より、空隙率εは４３％程度になる。冷却過程の計算より、空気／スラグ比は１．２３になる。したがって、二次熱交換室６内での冷却空気平均上昇速度は０．６m/s程度である。
【０１１２】
スラグはベルトコンベアに載せたまま室外に搬出されることから、二次熱交換室６内を大気圧に対して負圧とし、二次熱交換室６外への発塵を防止する必要がある。したがって、ブロアー１３の吸引側に二次熱交換室６を設置する。
【０１１３】
(ｂ)熱交換過程計算
４段×堆積厚１０ｍｍの合計４０ｍｍ厚さについて、スラグ粒子は上から下へ、二次冷却空気（流体）Ａａ′は下から上へ、二相が向流式で移動する向流熱交換において、スラグ厚み方向の一次元流れと熱伝達の計算を行った。スラグ粒子−流体間の熱伝達には、関らによる低レイノルズ数での実験式(14)を用いた。
【０１１４】
【数１４】
【０１１５】
図１１は、ベルトコンベア上に堆積したスラグ粒子の厚み方向の温度分布と、冷却空気の厚み方向温度分布を示したグラフである。
【０１１６】
２５０秒間かけて温度が８００℃低下しているので、平均でも３．２℃/sの冷却速度を達成している。ベルトコンベアでのスラグ粒子の流れと冷却空気の流れを対向させた一次元の向流式熱交換を仮定したこの計算モデルでは上段から排出される冷却空気の最高温度には、１，０４４Ｋ（７７１℃）が予想される。スラグ粒子側の排出温度には冷却空気入口温度＋５℃が予想されるので、ほぼ完全に顕熱を回収できている。
【０１１７】
(ｃ)堆積層の圧力損失
１００メッシュスクリーンのベルトを空塔速度０．６m/sで空気が通過する際の圧力損失は、ベルトコンベア６ａ〜６ｄを４段構成にしても合計２５Pa程度であり、スラグ粒子堆積層での圧力損失の方が支配的である。
【０１１８】
エルガンの式(12)を用いて合計４０ｍｍのスラグ粒子堆積層を、温度と共に空気の密度と粘性が変化することを考慮して計算すると、２５０Paであった。したがって、ベルトの圧力損失を合わせて３００Pa程度が予想される。この３００Paが上段ベルトコンベア６ａ上部空間での負圧に相当する。一方、下段側ベルトコンベア６ｄ部分ではほぼ大気圧に等しく、冷却が終了したスラグ粒子のスムースな排出が可能になる。
【０１１９】
１．６ 一次系ボイラーと発電機
一次系蒸気ボイラー８と発電機１４は、製鉄所で実際に使用されているコークス乾式消火設備（ＣＤＱ）の仕様とほぼ同一になる。
【０１２０】
詳しくは、乾留が終了した赤熱コークス（１，０５０℃）がＣＤＱチャンバーを降下しながら下部から送られた窒素ガスにより冷却される。
【０１２１】
窒素ガスは９８０℃まで加熱されてボイラーに送られ、そこで蒸気へ熱交換し、蒸気は発電機用タービンを回している。
【０１２２】
上記ＣＤＱは窒素ガスを用いた非開放型循環系になっているが、スラグ顕熱回収設備では、一次熱交換塔４内で、スラグ粒子を決められた冷却速度を守って冷却するために０．３MPaの高圧まで圧縮機で断熱圧縮した比較的低温（２００℃以下）の空気が必要であることから、循環系を組んで高温排気空気を取り込んで、そのまま断熱圧縮して使用することができず、この場合には空気冷却機が必要になる。したがって、経済性の理由から開放型のシステムを組んでいる。
【０１２３】
表１に、ＣＤＱと熱回収装置１における一次系蒸気ボイラーから発電までの対比を示す。
【０１２４】
ＣＤＱでは熱交換媒体温度が９８０℃であるのに対し、本実施形態における熱回収装置１の一次系蒸気ボイラー８では８７０℃であり、１００℃低い点が相違しているが、ボイラーのチューブ本数を増加させることで、熱交換器の性能を上げ、製鉄所のボイラー出口蒸気条件と一致させることが可能である。ボイラー以降は蒸気を合流させることで、現有するタービンと発電機を利用することができる。
【０１２５】
【表１】
【０１２６】
表１に示すように、本実施形態の熱回収装置１により６．７MW/高炉の発電が可能になると考えられる。この発電量に相当する分だけ、ＣＯ２排出寄与の大きい石炭を燃料源とするボイラー・発電機を休止させれば、このボイラー燃料の購入費用を削減することができ、ＣＯ２排出も削減することができる。
【０１２７】
１．７ 二次系蒸気ボイラーとタービン
二次系蒸気ボイラー１２では、７００℃の空気から４００℃、４MPaの過熱蒸気を作り出し、タービンで圧縮機を回すための動力を効率２６％で作り出すようになっている。
【０１２８】
１．８ 圧縮機
圧縮機１５は高炉送風と同じ圧力レンジであることから、同じタイプの軸流圧縮機を用いることができる。
【０１２９】
１．９ ブロワー
ブロワー１３は１，０００〜５，０００Pa程度の圧力で足りるため、ターボファンブロワを使用することができる。
【０１３０】
２ 第一熱交換塔内壁へのスラグ粒子付着防止対策
飛行中の高炉スラグ粒子が粒子間で付着することが可能な最低温度と、飛行中の高炉スラグ粒子が衝突板に衝突した際に衝突板に付着することが可能な最低温度については既に実験より求めている。それによると、粒子間の付着が生じる最低温度は９５０℃、衝突板に付着が生じる最低温度は１，０５０℃であった。
【０１３１】
したがって本実施形態の熱回収装置においても、一次熱交換塔４内を上昇する間に、１，０５０℃以上のスラグ粒子については一次熱交換塔４の内壁に付着する可能性がある。
【０１３２】
図７に、その１，０５０℃のラインを破線で示している。
【０１３３】
ただし、上記の実験はスラグ粒子を衝突板に対してほぼ垂直に衝突させた場合であり、本装置では内壁に対して接線方向に接触するため、付着の強さは垂直に衝突する場合に比べ、弱くなることが想定される。
【０１３４】
スラグ粒子付着防止対策としては、アトマイザー３を円筒形からなる一次熱交換塔４の中心軸上に配置し、初期の段階でスラグ粒子を一次熱交換塔４の壁面から極力遠ざけ、アトマイザーの外周部からはスラグを含まない冷却空気のみを送風するようにして、スラグ粒子は中央部を、スラグ粒子を含まない空気は壁面近傍を流れるようにしている。
【０１３５】
しかしながら、粒子飛行方向の分散性を計測すれば、４０ｍの距離を飛行したスラグ粒子は、いずれ塔内でほぼ均一な分布になることが予想される。
【０１３６】
図８において、全スラグ粒子の５０％（粒子径０．８５ｍｍ以下）は１０ｍｍ未満の飛行距離で１，０５０℃を下回るが、最も対地的に冷却が遅れる代表径３．４ｍｍの粒子（比率５％）は１，０５０℃（１，３２３Ｋ）を下回るまでに２５ｍ（Ｘ軸参照）の飛行距離を要している。したがって、実質的に４０ｍの全区間で対策が必要になる。
【０１３７】
そこで４０ｍ全区間でのスラグ粒子付着防止対策として、バグフィルターで使用されている逆圧払い落とし機構を応用する。
【０１３８】
２．１ 逆圧払い落とし機構
図１２はその仕組みを示した概略図である。
【０１３９】
同図において、逆圧払い落とし機構２１は、一次熱交換塔４を、空気を浸透させる内筒４ａと空気を浸透させない外筒４ｂの二重構造としており、内筒４ａの内側をアトマイズ空気、スラグ粒子、冷却空気が上に向かって流れるようになっている。外筒４ｂの外部は図３に示したスラグ集積塔５に相当する。
【０１４０】
内筒４ａと外筒４ｂに挟まれたドーナッツ状の空間は、環状の仕切板４ｃによって塔の高さ４０ｍを１ｍ毎の４０区間になるよう気密に仕切られている。
【０１４１】
内筒４ａはステンレスの金属メッシュ材を使用しており、外筒４ｂと内筒４ａの間の空間Ｓに供給した空気が、そのメッシュ材を通過して内筒４ａ内部に染み出すように構成されている。
【０１４２】
そのための構成として、外筒４ｂと内筒４ａとの間の環状空間には空気を供給するためのノズル４ｄが、同一リングヘッダ４ｅ上、９０°毎に４ケ所配設されている。
【０１４３】
高さ１ｍの区間に、４つのノズル４ｄを備えた１本のリングヘッダ４ｅが設置されて、合計４０本のリングヘッダ４ｅが一次熱交換塔４に設置される。
【０１４４】
そして、それぞれのリングヘッダ４ｅが流量計ＦＭ１〜ＦＭ４０と電磁弁ＶＮ１〜ＶＮ４０を経て共通の低圧空気ヘッダ４ｆに接続され、低圧空気供給路を構成している。
【０１４５】
この低圧空気ヘッダ４ｆには冷却空気から分岐させて空気を供給し、最終的に低圧空気ヘッダ空気流量、アトマイザー３の外周部の冷却空気流量、アトマイザー３の空気流量の３者を合計して、スラグ流量との空気／スラグ比が１になるように流量を決める。
【０１４６】
運転中、電磁弁ＶＮ１〜ＶＮ４０は開動作しており、ステンレスメッシュから空気が染み出すことで、スラグ粒子がステンレスメッシュに付着することをある程度防止する。この時、各リングヘッダ４ｅへ供給される流量を流量計ＦＭ１〜ＦＭ４０で計測し、もしある区間の流量計指示値が低下した場合には、その区間のステンレスメッシュにスラグ粒子が付着して空気の流路が塞がれたと判断する。
【０１４７】
その場合、当該配管ライン上の電磁弁ＶＮを閉動作させ、瞬間的に高圧３MPaの高圧ヘッダ４ｇに接続されている電磁弁ＶＥを開動作させる。これにより、当該区間のステンレスメッシュを大流量の空気が通過し、かつ４ケ所のノズル４ｄから４ケ所の狭い範囲に向けて集中的に高速気流が流れるために衝撃が発生してステンレスメッシュが振動し、内筒４ａの内面に付着したスラグ粒子が内側へ払い落とされる。
【０１４８】
なお、上記高圧ヘッダ４ｇ、電磁弁ＶＥを含む配管ラインは高圧空気供給路として機能する。
【０１４９】
２．２スラグ流量変化に対する対応性
基本的な設計では、空気/スラグ比を1として、この空気流量内でガスアトマイズを実行し、870℃の平衡温度まで空気を加熱して一次系ボイラーに送り出す仕組みになっている。
【０１５０】
ガスアトマイズで微粒化される粒子径も、単純化すると、アトマイズ空気/スラグ比を維持するなら、完全に一致しないとしても、ほぼ同じ粒子径が得られる。
【０１５１】
また、一次熱交換塔４内でスラグ粒子の冷却時間を確保しながら、粒子径５ｍｍ以上のスラグ粒子を一次熱交換塔４内で上昇させるためには、冷却空気とアトマイズ空気とを合わせた空気量を一定に維持しなければならない。
【０１５２】
一方、出銑中のスラグ流量は変動する。
【０１５３】
そこでスラグ流量が変動した場合に、その変動に合わせて運転できる範囲について説明する。
【０１５４】
一次熱交換塔４内での空気量を一定に維持した状態で、スラグ流量を変動させた場合の熱交換諸性能の変化を図１３に示す。
【０１５５】
スラグ流量の最小限度を時間平均値の０．７５倍に、最大限度を時間平均値の１．２５倍にしているが、これが予想される運転範囲に相当する。つまり、設計値±２５％の範囲しかスラグ流動変動は許されない。したがって、スラグの流量調整値が必要になる。なお、上記時間平均値とは、ある一つの高炉出銑口からの出銑鉄量を、出銑時間で割った平均時間を意味している。
【０１５６】
運転範囲の最小限度は一次系蒸気ボイラー８の入口空気温度（一次熱交換塔出口空気温度−７０℃）の低下によって制限される。
【０１５７】
スラグ流量が１倍の時（設計値）、一次系蒸気ボイラー８の入口空気温度は８００℃（１，０７３Ｋ）であるが、スラグ流量を０．７５倍にすると、７０７℃（９８０Ｋ）まで約１００℃低下する。
【０１５８】
そのため、かなり余裕を持って一次系蒸気ボイラー８を大型に設計しておかないと５５６℃との温度差が２５０℃から１５０℃へ約３／５になる影響を吸収することができない。
【０１５９】
すなわち、−２５％のスラグ流量に対応するためには、空気−蒸気温度差１５０℃で一次系蒸気ボイラー８を設計する必要がある。
【０１６０】
一方、運転範囲の最大限度は一次熱交換塔４内でスラグ粒子温度が壁面付着限度の１，０５０℃以下まで冷却される条件で制限される。
【０１６１】
図１４はスラグ流量１．２５倍での一次熱交換塔内のスラグ粒子温度分布を示したグラフである。粒子飛行距離４０ｍの塔出口において、辛うじて１，０５０℃（１，３２３Ｋ）に到達していることが分かる。
【０１６２】
図１５は、空気スラグ比を一定に維持してスラグ流量を時間平均値の０．７５〜１．２５倍に変動させた場合における一次熱交換塔４と二次熱交換室６の熱回収効率、および一次系発電量の変化を示したグラフである。
【０１６３】
同グラフにおいて、一次系の熱回収効率は低スラグ流量で高く（グラフＦ３参照）、二次系の熱回収効率は高スラグ流量で高くなる（グラフＦ４参照）傾向がある。その結果、一次系蒸気由来の発電量を見ると、スラグ流量に比例して発電量は増加せずに、スラグ流量の増加に対してほぼ１／２乗に比例して発電量は増加する（グラフＦ５参照）。
【０１６４】
３ 本発明の第二実施形態
ガスアトマイザー、一次熱交換塔、スラグ集積塔を含めて加圧し、空気密度ρｇを大きくすることは式(6)よりρｇの０．３乗に比例して冷却速度は大きくなり、式(4)より空気速度ｕｇも小さく設計できる。すなわち、空気量を低減し、より高温で熱を回収できるという利点がある。
【０１６５】
図１６は本発明の熱回収装置の第二実施形態を示したものであり、０．５MPaに加圧した上向きガスアトマイザーで溶融スラグのアトマイズを行い、同様に熱交換塔にてアトマイズ空気との間で熱交換を行うことにより８７０℃の高温空気を得て、その空気をさらに１，２００℃まで加熱した後に高炉送風として利用している。
【０１６６】
同図において、３０はシャフト炉であり、その出滓口３１から排出されたスラグは一旦、スラグタンディッシュ３２に貯溜される。
【０１６７】
このスラグタンディッシュ３２の底部からは筒状のスラグ降下通路３３が下向きに延設されており、スラグタンディッシュ３２からスラグ降下通路３３下端までの距離は２０ｍに設定されている。
【０１６８】
なお、スラグ降下通路３３の外側は筒状の高周波加熱装置３４によって取り囲まれており、スラグ降下通路３３内を移動する溶融スラグの温度降下を抑制し所定の温度に維持するようになっている。
【０１６９】
スラグ降下通路３３の下部近傍には図３に示したアトマイザーと同じ構成からなるアトマイザー３５が設けられている。
【０１７０】
０．５MPaに加圧されたアトマイザー３５に溶融スラグを押し込むためには、溶融スラグについても同様に０．５MPaに加圧して送る必要がある。そのため、上記したように深さ２０ｍのスラグタンディッシュ３２を設置し、溶融スラグの静水圧を利用して０．５MPaに加圧している。
【０１７１】
上記アトマイザー３５には、圧縮機３６によって加圧されたアトマイズ空気が供給されるようになっており、圧縮機３６は蒸気ボイラー３７によって回転するタービン３８によって稼働するようになっている。
【０１７２】
なお、符号３９は、直径１ｍからなる円筒状の一次熱交換塔であり、溶融スラグの上向きアトマイズが行われるようになっている。また、符号Ｓは溶融スラグ、Ｍは溶鉄、４０はガス清浄装置、４１は熱風炉、４２はサイクロン、４３は溶鉄を取り出すための取出口である。
【０１７３】
第二実施形態によれば、図３における一次系冷却空気がもつエネルギー２４MWを高炉送風に利用することで、現在稼働している熱風炉での燃料ガス（製鉄所の副成ガス）使用量を１３％程度削減することが可能になる。
【０１７４】
そして、製鉄所の発電所でこの燃料ガスをボイラー燃料に使用して蒸気タービンで発電すれば、ＣＤＱタイプのボイラーを経て蒸気タービン発電を行う図３に記載の熱回収装置に比べ１．３倍の発電量が得られる。
【符号の説明】
【０１７５】
１ 熱回収装置（高炉スラグ顕熱回収装置）
２ スラグタンディッシュ
３ アトマイザー（上向きのガスアトマイザー）
３ａ アトマイズガス噴射装置
３ｂ 溶融スラグノズル
３ｂ′ 上向き放出口
３ｃ リング部品
３ｃ′ 噴射口
３ｄ ガス通路
４ 一次熱交換塔
５ スラグ集積塔
５ｂ，５ｃ 位置センサ
６ 二次熱交換室
７ 一次系サイクロン
８ 一次系蒸気ボイラー
９ 集塵機
１０ 放散塔
１１ 二次系サイクロン
１２ 二次系蒸気ボイラー
１３ ブロアー
１４ 発電機
１５ 圧縮機
１６ タービン
１７ 回転軸
１８ ゲート
１９ ゲート弁
２０ 冷却空気ノズル
２１ 逆圧払い落とし機構
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高炉の銑鉄製造工程において副生成物として発生する高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができる高炉スラグ顕熱回収装置に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
高炉では、１０ｔの溶銑が生産される間に約１，５００℃の高炉スラグが３ｔ発生している。この高炉スラグは主にセメントの原料として利用されるが、その場合、全高炉スラグの９５％以上がガラス化されている必要がある。
【０００３】
高炉スラグを急激に冷却してガラス化(非晶質構造化)するには、図１に示す冷却速度が必要になる。
【０００４】
すなわち、約１，４００℃の溶融スラグを１，２００℃まで２１℃／sec以上、１，２００℃から１，１００℃までを６．０℃／sec以上、１，１００℃から１，０００℃までを２．５℃／sec以上そして１，０００℃から８５０℃までを０．３℃／sec以上の冷却速度で冷却する必要がある。
【０００５】
上記冷却速度を得るために、現状では一般に高炉スラグに水を吹きつけて破砕する水砕処理が採られており、高炉スラグの約９０％がこの水砕処理によって７５μｍ〜５ｍｍの粒子に急冷破砕されている。
【０００６】
上記水砕処理では高炉スラグと冷却水との熱交換によって５０〜７０℃の低温の廃水が大量に発生するが、この水温のレベルでは発電に使用することもできないという問題がある。
【０００７】
投入した熱エネルギーが仕事や発電に利用される効率は、最大でも図２に示すカルノー効率を超えない。つまり、より高温で熱を回収する方が有利である。
【０００８】
そこで、高炉スラグが顕熱として持っているエネルギーを高温で回収するための方法として空気噴流によるスラグの微粒化が数多く考案され続けている（例えば、特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開２００９−１３２５４６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
しかしながら、空気噴流によるスラグの微粒化によって高炉スラグの顕熱を回収する熱回収装置は現状では実用化されていない。
【００１１】
その要因として、(1)水と高炉スラグの熱伝達係数と比較して、一般的に空気とスラグ粒子の熱伝達係数は１／１０程度しかないために、図１に示した冷却速度を満足できないことが多いこと、(2)冷却速度を満足させるためには大量の冷却空気が必要になるため、１，５００℃の高温で高炉から流出するスラグから熱風として回収される空気温度が約５００℃にまで低下してしまい、最終的に発電のための蒸気として得られるのは２００℃程度の低圧蒸気となって、図２のカルノー効率からそれほど高い効率で発電できないことが挙げられる。
【００１２】
本発明は以上のような従来の熱回収装置における課題を考慮してなされたものであり、高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができる高炉スラグ顕熱回収装置を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
本発明は、圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、
重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザーと、
このガスアトマイザーから上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる熱交換塔とを備えてなる高炉スラグ顕熱回収装置である。
【００１４】
本発明において、上記噴射ノズルの外周部に冷却用空気を上向きに噴射するためのノズルを配置することが好ましい。
【００１５】
本発明において、上記熱交換塔は、下部から上部に向かって塔の径方向断面積が拡大されていることが好ましい。
【００１６】
本発明において、上記熱交換塔内を流れ、上記熱交換塔の上部から混合状態で噴射される上記アトマイザーガスと上記スラグ粒子とを沈降分離する分離塔を備えることができる。
【００１７】
本発明において、上記分離塔の下部にゲート弁を有するとともに上記分離塔内に堆積した上記スラグ粒子の堆積高さを検出する位置センサを設け、上記ゲート弁を、上記位置センサから出力される信号に基づいて開閉動作させてスラグ排出量を調節すれば、スラグを常時、一定高さ分、分離塔の下部に堆積させることができるため、空気の漏れを防止することができる。
【００１８】
本発明において、上記熱交換塔を、空気を透過させる内筒と空気を透過させない外筒を二重に配置した二重筒とし、上記内筒と上記外筒の間の環状空間を高さ方向に複数の部屋に仕切る仕切り板を設け、開閉弁と流量計を介して低圧空気を上記各部屋に供給する低圧空気供給路と、開閉弁を有し高圧空気を上記各部屋に供給する高圧空気供給路とを備え、上記流量計によって計測される低圧空気の流量が閾値を下回った時に上記高圧空気供給路の開閉弁を開動作させれば、上記熱交換塔の内壁にスラグ粒子が付着することを防止できる。
【００１９】
本発明において、上記高圧空気供給路は、上記環状空間に向けて高圧空気を噴射する空気ノズルをさらに備えることが好ましい。
【発明の効果】
【００２０】
本発明によれば、空気噴流を用いたスラグの微粒化によってガラス質スラグ粒を得るとともに、高炉スラグの顕熱を効率良く回収することができるという長所を有する。
【図面の簡単な説明】
【００２１】
【図１】本発明に係る溶融スラグのガラス化に必要な冷却速度を示すグラフである。
【図２】本発明に係るカルノー効率を示すグラフである。
【図３】本発明に係る高炉スラグ顕熱回収装置の構成を示すブロック図である。
【図４】図３のアトマイザーおよびその周辺部の拡大図である。
【図５】図４のアトマイザーに適用される加速ノズルの構成を示す拡大図である。
【図６】上向きアトマイズによる噴射状態を撮影した写真である。
【図７】アトマイズされるスラグ粒子の抗力係数を示したグラフである。
【図８】一次熱交換塔内での空気温度と各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【図９】一次熱交換塔内での各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【図１０】粒子径毎の粒子温度と冷却速度の関係を示したグラフである。
【図１１】ベルトコンベア上に堆積したスラグと冷却空気の温度変化を示したグラフである。
【図１２】本発明に係る逆圧払い落とし機構の構成を示す該略図である。
【図１３】スラグ流量を変動させた場合の熱交換諸性能の変化を示すグラフである。
【図１４】スラグ流量１．２５倍での一次熱交換塔内のスラグ粒子温度分布を示したグラフである。
【図１５】空気スラグ比を一定に維持してスラグ流量を変化させた場合の効率と発電量変化を示したグラフである。
【図１６】本発明の熱回収装置の第二実施形態を示した正面図である。
【発明を実施するための形態】
【００２２】
以下、図面に示した実施の形態に基づいて本発明を詳細に説明する。
【００２３】
１ 高炉スラグ顕熱回収装置
１．１ 高炉スラグ顕熱回収装置の全体構成と運転方法
図３は、高炉スラグ顕熱回収装置（以下、熱回収装置と略称する）１の構成を示したブロック図である。
【００２４】
同図において熱回収装置１は、スラグタンディッシュ２と、重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射するガスアトマイザー（以下、アトマイザーと略称する）３と、そのアトマイザー３から上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる一次熱交換塔（熱交換塔）４と、その一次熱交換塔４内を流れ一次熱交換塔４の上部から混合状態で噴射されるアトマイザーガスとスラグ粒子と沈降分離するスラグ集積塔（分離塔）５および二次熱交換室６を備えている。
【００２５】
上記一次熱交換塔４も二次熱交換室６も、スラグ粒子に空気を接触させてスラグ粒子を冷却（このとき空気は加熱されて、熱交換される）することを目的にしており、一次熱交換塔４で加熱された空気と二次熱交換室６で加熱された空気は、それぞれ独立して一次系ラインＬ１と二次系ラインＬ２に流れるようになっている。
【００２６】
一次系ラインＬ１については微粉を回収するための一次系サイクロン７、蒸気に熱を渡すための一次系蒸気ボイラー８、集塵機９、放散塔１０を経て大気へ戻され、二次系ラインＬ２については、二次系サイクロン１１、二次系蒸気ボイラー１２、ブロアー１３、集塵機９、放散塔１０を経て大気へ戻されるようになっている。
【００２７】
なお、本実施形態における上記一次熱交換塔４は、下部から上部に向けて断面積が１．５倍程度に拡大しており、直径１．３ｍ×高さ４０ｍ程度の塔から構成されている。
【００２８】
一次系ラインＬ１および二次系ラインＬ２の両系統にて一次系蒸気ボイラー８、二次系蒸気ボイラー１２で空気によって加熱された蒸気の状態を比較すると、一次熱交換塔系統（一次系ラインＬ１）の空気温度が高いことにより、高温・高圧の高エンタルピの状態にある。
【００２９】
したがって、一次系では発電機１４により電力としてエネルギーを回収し、一次系と比較して低エンタルピの状態にある二次熱交換室系統（二次系ラインＬ２）では、一次系のアトマイザー３に高圧アトマイズ空気（このアトマイズ空気が一次系の熱交換媒体空気になる）Ａａを送るための圧縮機１５の動力、および二次熱交換室６に二次系の熱交換媒体空気を送るために大気を導入するとともに集塵機９を経て放散塔１０に送るブロアー１３の動力を供給するために、タービン１６にて動力としてエネルギーを回収する。
【００３０】
すなわち、一つのタービン１６から共通の回転軸１７を介して一次系の圧縮機１５と二次系のブロアー１３へそれぞれ動力を送るようになっている。
【００３１】
実際の始動、運転、停止では、まず系外から電力を供給してブロアー１３、圧縮機１５を稼働させ、アトマイザー３と二次熱交換室６にそれぞれ空気を送る。
【００３２】
次にスラグタンディッシュ２に高炉から溶融スラグを供給し、アトマイザー３よりも低い位置にある徐冷設備（図示しない）へのゲート１８を開から閉へ切り替える。
【００３３】
それにより、アトマイザー３へ溶融スラグが供給されて、アトマイズが開始される。
【００３４】
アトマイザー３でアトマイズされたφ５ｍｍ以下のスラグ粒子は、さらに上向きのガスによって一次熱交換塔４内を上昇し、最終的にスラグ集積塔５内を落下する。
【００３５】
次いで、スラグ粒子はスラグ集積塔５内からゲート弁１９を経て二次熱交換室６内を移動し、さらに二次系熱交換媒体空気によって冷却され、大気温度＋５℃程度の温度で排出される。
【００３６】
通常、高炉の運転では複数ある出銑口を約３時間毎に切り替えながら、途切れることなく連続出銑を行っており、これら複数ある出銑口を樋で一箇所のタンディッシュに接続することにより、休風時以外は連続運転することが可能である。
【００３７】
休風などによる出銑の停止時には、ゲート１８を開けて徐冷設備へ溶融スラグを送ればアトマイザー３へのスラグ供給が停止する。
【００３８】
スラグ供給が停止されてから、ブロアー１３、圧縮機１５を停止することで、アトマイザー３の運転を終了できる。
【００３９】
１．２ アトマイザー
図４は、図３に示したアトマイザー３およびその周辺部の拡大図である。
【００４０】
図４において、アトマイザー３は、一次熱交換塔４の中心に配置されアトマイズガスを上向きに噴射するアトマイズガス噴射装置３ａおよび溶融スラグを上向きに放出する溶融スラグノズル３ｂを有し、アトマイズガス噴射装置３ａの周囲に、冷却空気を上向きに噴射する冷却空気ノズル２０が備えられている。なお、図中Ｓは落下してきたスラグ粒子を示している。
【００４１】
アトマイズガス噴射装置３ａから溶融スラグに向けて噴射されるアトマイズ空気Ａａと、放出される溶融スラグから離れた位置で一次熱交換塔４の内壁近傍から直上に向けて筒状に噴射される冷却空気Ｃａの合計は、溶融スラグとほぼ同一の質量流量になるように調整される。
【００４２】
具体的には、アトマイズによる最大粒子径が５ｍｍになるように、まずアトマイザーが設計されてアトマイザー空気流量が決定され、次いで合計質量流量がスラグ質量流量と一致するように冷却空気ノズル２１のノズル径とノズル穴数が調整される。
【００４３】
しかし、アトマイザー３としては速やかにスラグ粒子と熱交換を行い、かつ運転の余裕度を確保することが望ましいため、極力少ない空気流量で最大粒子径５ｍｍまで溶融スラグをアトマイズできる高効率のアトマイザーを採用すべきである。
【００４４】
そこで、本熱回収装置では本願出願人によって先に出願した特許第４２６８１９３号に記載されている加速ノズルの一段タイプをアトマイザーとして使用する。
【００４５】
図５は上記加速ノズルの構成を拡大して示した縦断面図である。
【００４６】
同図において、アトマイズガス噴射装置３ａは、上向き放出口３ｂ′を備えた円錐形状の溶融スラグノズル３ｂと、上向き放出口３ｂ′に隣接してその周囲に配置されるリング部品３ｃとから主として構成されている。リング部品３ｃの中心に形成された噴射口３ｃ′は下向きに拡径されるように断面円弧状に形成されている。図中、３ｄはアトマイズ空気Ａａが導入されるガス通路である。
【００４７】
上記ガス通路３ｄに供給されたアトマイズ空気Ａａは、溶融スラグノズル３ｂの外壁とリング部品３ｃの噴射口３ｃ′との間に形成されるスロート部Ｔを通過することによって高速ガス流を形成し、その高圧ガス流によって溶融スラグを微粒化し、その微粒化したスラグ粒子を噴射口３ｃ′から噴射するようになっている。
【００４８】
図６は溶融スラグを水で模擬して運転を行った時の上向き噴射状態を撮影した写真であり、アトマイズされた粒子がすぐには拡がらずに直進性が強いことを示している。
【００４９】
上記構成を有するアトマイザー３は、噴流を１点に結ぶ従来の多孔ノズル列タイプのアトマイザーと比較して、約１／３の空気流量で同等のアトマイズと粒子冷却が可能になるという有利な特徴を持っている。
【００５０】
１．３ 一次熱交換塔
本発明のスラグ顕熱回収装置１において最もユニークな特徴は、重力方向と反対方向にスラグ粒子を飛行させる一次熱交換塔４である。
【００５１】
この一次熱交換塔４は、図１で説明した冷却速度を満足しながら、図２で説明した、ほぼ効率が最大値に漸近する５５０℃の蒸気を得るため、８５０℃の熱風でのエネルギー回収を行うことを実現することを目的として構成されている。
【００５２】
非晶質では潜熱が存在しないので、一般的に低レイノルズ数での冷却速度ｄＴｓ／ｄｔは式(1)で記述される。
【００５３】
【数１】
ここで記号の意味は、Ｔ：温度、ｔ：時間、Ｒｅ：レイノルズ数、λ：熱伝導率、Ｄ：粒子径、ρ：密度、Ｃｐ：定圧比熱、ｕ：速度、μ：粘性係数。添え字の意味は、ｇ：ガス（空気）、ｓ：スラグである。
【００５４】
冷却速度は空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜の０．６乗に比例することが分かる。
【００５５】
他の条件が物性値や温度であるために基本的に全て同一であり、変更困難であることから、ガラス化に必要な冷却速度を得るためには、空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜を大きくする以外にない。
【００５６】
そこで平衡状態での空気とスラグ粒子間の相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜について、運動方程式を解くことにより、式(2)が得られる。
【００５７】
【数２】
【００５８】
ここで記号の意味は、ｇ：重力加速度、Ｃｄ：スラグ粒子の抗力係数。重力加速度ｇは速度ｕと同一方向を正の方向としている。抗力係数Ｃｄはもしスラグ粒子が球形であれば、φ５ｍｍ粒子のように大きな粒子（レイノルズ数が大きな条件）になれば、Ｃｄ＝０．４４のように一定値に漸近する値である。正確には図７に示すように、レイノルズ数の関数になる。
【００５９】
重力加速度ｇが正の場合(速度と重力の向きが同一、つまり下向きガスアトマイズに相当)と負の場合（速度と重力の向きが反対、つまり上向きガスアトマイズに相当）に場合分けして式(2)を解くと、式(3)と式(4)のようになる。
【００６０】
【数３】
【００６１】
【数４】
【００６２】
式(3)と式(4)の比較から分かるように、式(3)の下向きガスアトマイズでは粒子速度ｕｓは空気速度ｕｇよりも大きくなり、実現するには非常に長い粒子の飛行距離が必要になる。他方、式(4)の上向きガスアトマイズでは、粒子速度ｕｓを
【００６３】
【数５】
に設計することも可能であり、上向きアトマイザーと比較して短い飛行距離で目標達成した装置を実現できる。
【００６４】
式(1)と式(2)から相対速度差｜ｕｇ−ｕｓ｜を消去すると式(6)が得られる。
【００６５】
【数６】
【００６６】
式(6)より、最終的に冷却速度は粒子径Ｄｓの１．１乗に反比例することから、想定している粒子の中で最も径が大きいφ５ｍｍが、ここでは最も冷却速度が小さくなるためにガラス化が難しくなることが分かる。
【００６７】
なお、アトマイザー３、一次熱交換塔４、スラグ集積塔５を含めて加圧し、空気密度ρｇを大きくすることは式(6)よりρｇの０．３乗に比例して冷却速度は大きくなり、式(4)より空気速度ｕｇも小さく設計できる（空気量を低減し、より高温で熱を回収できる）という利点がある。
【００６８】
この点については、後述する高炉送風に適用した第二実施形態で説明する。
【００６９】
式(4)において、最も大きな５ｍｍ粒子（Ｄｓ＝０．００５［ｍ］）を一次熱交換塔４内で静止させる条件（ｕｓ＝０）で設計を行うと、一次熱交換塔４内での空気速度ｕｇは式(7)により与えられる。
【００７０】
【数７】
【００７１】
他方、一次熱交換塔４の断面積をＡとすると、一次熱交換塔４内での空気質量流量ドットｍｇは塔内のどの高さでも一定であることから、式(7)と連成させて、式(8)が成立する。
【００７２】
【数８】
【００７３】
式(8)を変形することにより、式(9)が得られる。
【００７４】
【数９】
【００７５】
空気温度Tgは一次熱交換塔４内で一定ではなく、スラグ粒子が冷却されると空気温度は増加するので、塔内の高さ方向に空気温度Tgは増加し、空気密度ρｇは減少する。粒子速度ｕｓを一定に維持して、一次熱交換塔４の高さを必要最低限に抑えるためには、式(9)の関係に従って、一次熱交換塔４の断面積を、減少する空気密度ρｇの１／２乗に反比例させて増加させるのが効果的である。
【００７６】
具体的には図３において、アトマイザー空気の温度は１８０℃から８７０℃に上昇し、それにより空気密度は１．１７kg/m3から０．４６１kg/m3へ初期の約４０％まで低下する。そこで、式(9)に従い、一次熱交換塔４の断面積を底部から頂部へ向かって、頂部の断面積が底部の断面積の１．５倍になるように、徐々に拡大する管を用いる。
【００７７】
図８は、粒子と空気のエネルギー方程式を連成させて解いた、一次熱交換塔４内での空気と粒子の温度変化の計算結果を示したグラフである。
【００７８】
この結果から、一次熱交換塔４の高さ（粒子飛行距離）として４０ｍ程度あれば、粒径０．０７５〜５．０ｍｍのどの粒子径でも空気温度とほぼ同じ平衡温度に到達することがわかる。
【００７９】
図９は一次熱交換塔４内での各粒子径毎の粒子温度時刻歴を示したグラフである。
【００８０】
図１０は粒子径毎の粒子温度と冷却速度の関係、および図1より加工した、スラグ温度と必要冷却速度の関係を示したグラフである。
【００８１】
図１０において、粒子径５ｍｍ（図中、Ｆ１参照）では必要冷却条件を満足できておらず、粒子径３．３７５ｍｍ（図中、Ｆ２参照）が冷却速度の必要条件を満足できる最大径であることが分かる。
【００８２】
ガスアトマイズの段階で目標としている粒径分布では、粒子径２ｍｍ以上の比率は５％、粒子径３．３７５ｍｍ以上は２％、粒子径５ｍｍ以上は０％である。したがって、一次熱交換塔４の性能としてガラス化率９８％が予想され、セメント材仕様のガラス化率９５％以上を満足できると予測される。
【００８３】
１．４ スラグ集積塔
スラグ集積塔５では重力を利用してスラグ粒子を下部に堆積させて空気と分離し、空気をスラグ集積塔５の上部から一次系サイクロン７を経て一次系蒸気ボイラー８へ送り、他方、スラグ粒子のみを第二熱交換室６へ送り出す準備を行う。考慮しなければならない点は下記(ａ)、(ｂ)の２点である。
【００８４】
(ａ)空気と共に巻き上げられる粒子を最小限にすること
空気に随伴したスラグ粒子は二次熱交換室６へ送られることなく、一次系サイクロン７で回収され、このスラグ粒子が８６０℃から冷却される分の顕熱は熱回収に寄与しないので、最小限にする必要がある。そこで、スラグ集積塔５の天井部には流体抵抗を与えて流れを均一にするための多孔板５ａ（図３参照）を設置し、全面から均一に０．８５m/sの速度で空気を吸引するように設計する。
【００８５】
この時に空気速度と静止する粒子径の関係は式(7)によって表される。また、図７に示された抗力係数Ｃｄは、レイノルズ数の関数として、１＜Ｒｅ＜１０４の区間では式(10)によって近似される。
【００８６】
【数１０】
【００８７】
スラグ粒子はその内部に気泡を含む可能性が高いため、粒子密度ρｓにスラグの真密度２，６００kg/m3を用いると危険側の評価になる。そこで、空隙を含んで充填されたスラグ粒子の単位容積質量である１，３００kg/m3を使用して安全側の評価にする。
【００８８】
式(7)と式(10)を連立させ、ｕｇ＝０．８５、ｕｓ＝０として理論上はスラグ集積塔５内に静止する粒子径を求めると、Ｄｓ＝０．２５ｍｍが得られる。
【００８９】
つまり粒子径０．２５ｍｍ以下は一次系サイクロン７側へ空気と共に送られることになる。ガスアトマイズにて目標にしている粒子径０．２５ｍｍ以下の比率は５％であり、粒子径０．２５ｍｍ以下の８６０℃スラグ粒子が持ち出す顕熱は１．４ＭＷになる。
【００９０】
(ｂ)スラグ集積塔から二次熱交換室へ漏れる空気を最小限にすること
スラグ集積塔５内の圧力が５０，０００Pa(G)に対して、二次熱交換室６内の圧力が−３００Pa(G)であることから、スラグ集積塔５内から二次熱交換室６内へスラグ粒子の径路内を空気が漏れて、一次系での発電量を低下させる可能性がある。
【００９１】
それを防止するため、スラグ集積塔５内の下部では常時、スラグを一定高さだけ堆積させて、そのスラグ粒子充填層Ｐの流体抵抗により空気の漏れを防止する。
【００９２】
まず初めに、スラグ粒子の流量を調節するゲート弁１９の開口面積を求める。ゲートをオリフィスでモデル化して、スラグ粒子を２８kg/sの質量流量で通過させるオリフィス径Ｄ０をBeverlooの式
【００９３】
【数１１】
より求めると、Ｄ０＝０．１７１ｍになる。嵩密度１，３００kg/m3のスラグ粒子が嵩速度０．９４m/sでオリフィスを通過していることになる。
【００９４】
次にエルガン式を用いて、ゲート弁１９上のスラグ粒子充填層Ｐの圧力損失より、充填高さと漏れ空気流量の関係を求める。エルガンの式(12)より、
【００９５】
【数１２】
【００９６】
充填高さＬと空気流量ドットｍｇ，ｌｅａｋの関係は式(13)で表される。
【００９７】
【数１３】
ここで、Δｐ：スラグ集積塔と二次熱交換室の圧力差、ε：充填層空隙率である。
【００９８】
式(13)より、例えば充填高さ０．５ｍでの漏れ空気流量ドットｍｇ，ｌｅａｋはスラグ集積塔５内空気流量の０．０７％になることが分かる。
【００９９】
したがって、スラグ集積塔５の下部に５００ｍｍ程度のスラグ粒子を常時堆積させておけば、漏れ空気量を実質的に無視できるレベルまで低減できる。
【０１００】
本実施形態の熱回収装置１では、位置センサとしての上限ファイバーセンサー５ｂおよび下限ファイバーセンサー５ｃ（図３参照）を、スラグ集積塔５の下部に上下に離した状態で取り付けてスラグ充填高さの上限と下限の信号を出力させ、上限を超えればゲート弁１９を開動作させ、下限を切ればゲート弁１９を閉動作させ、それにより、スラグ粒子充填層Ｐの高さが下限ファイバーセンサー５ｃと上限ファイバーセンサー５ｂの間に位置するように制御する。
【０１０１】
なお、高炉スラグに関する非晶質スラグ粒子間の付着温度に関する調査によると、非晶質スラグ間の付着温度の下限は９５０℃であるので、本熱回収装置１ではスラグ集積塔５の下部にスラグ粒子が堆積する間において８６０℃のスラグ粒子同士が付着結合することはない。
【０１０２】
１．５ 二次熱交換室
(ａ)装置の概要
二次熱交換室６では平均温度８６０℃で一次熱交換室としての一次熱交換塔４からスラグ集積塔５を介して流入するスラグ粒子の顕熱をさらに回収して、主に熱回収装置１全体の動力(アトマイザーガスの圧縮動力と二次熱交換室６内の冷却空気送風動力)を賄うことを目的にしている。
【０１０３】
図１のグラフに示した冷却速度に従って一次熱交換塔４ではスラグ粒子温度を１，０００℃以下まで低下させているので、二次熱交換室６では最低限０．３℃/sの冷却速度があれば良いことになる。
【０１０４】
したがって、ベルトコンベア６ａ〜６ｄ（図３参照）に堆積させて搬送している間に、二次冷却空気Ａａ′を堆積層に透過させることで、十分にこの程度の冷却速度は得られる。
【０１０５】
図３に示したように、ベルトコンベア６ａ〜６ｄは、上から下へスラグ粒子が移動するように、高さ方向に多段に配置されており、各ベルトは通気可能なスクリーンから構成されている。ベルトとスラグ堆積層を通過して二次冷却空気Ａａ′は下から上へ流れるので、二次熱交換室６の側壁とベルトの隙間が最小になるように隙間詰めを行う。
【０１０６】
具体的には、幅５ｍ×長さ２３ｍ弱のベルトコンベアを上下方向４段で組み立てる。
【０１０７】
したがって、二次熱交換室６内の水平面断面は５×２３ｍ程度であり、断面積は１１５ｍ２になる。
【０１０８】
また、ベルトコンベア６ａ〜６ｄのベルト総延長は９２ｍになり、スラグが二次熱交換室６内に流入してから室外に搬出されるまでの滞留時間として２５０秒を計画しているので、ベルトの移動速度は０．３６８m/s（２２m/min）になる。
【０１０９】
上記ベルトとしては、空気を通過させるために多孔でありながらスラグ粒子を保持することができるように、１００メッシュのステンレススクリーン（目開き０．１５ｍｍ程度）を使用する。
【０１１０】
各段のベルト６ａ〜６ｄ上に堆積するスラグの総嵩容積は４．６m3、質量合計は６．７kgになる。この時のスラグの平均ベルト堆積嵩高は１０ｍｍである。
【０１１１】
スラグの単位堆積質量より、空隙率εは４３％程度になる。冷却過程の計算より、空気／スラグ比は１．２３になる。したがって、二次熱交換室６内での冷却空気平均上昇速度は０．６m/s程度である。
【０１１２】
スラグはベルトコンベアに載せたまま室外に搬出されることから、二次熱交換室６内を大気圧に対して負圧とし、二次熱交換室６外への発塵を防止する必要がある。したがって、ブロアー１３の吸引側に二次熱交換室６を設置する。
【０１１３】
(ｂ)熱交換過程計算
４段×堆積厚１０ｍｍの合計４０ｍｍ厚さについて、スラグ粒子は上から下へ、二次冷却空気（流体）Ａａ′は下から上へ、二相が向流式で移動する向流熱交換において、スラグ厚み方向の一次元流れと熱伝達の計算を行った。スラグ粒子−流体間の熱伝達には、関らによる低レイノルズ数での実験式(14)を用いた。
【０１１４】
【数１４】
【０１１５】
図１１は、ベルトコンベア上に堆積したスラグ粒子の厚み方向の温度分布と、冷却空気の厚み方向温度分布を示したグラフである。
【０１１６】
２５０秒間かけて温度が８００℃低下しているので、平均でも３．２℃/sの冷却速度を達成している。ベルトコンベアでのスラグ粒子の流れと冷却空気の流れを対向させた一次元の向流式熱交換を仮定したこの計算モデルでは上段から排出される冷却空気の最高温度には、１，０４４Ｋ（７７１℃）が予想される。スラグ粒子側の排出温度には冷却空気入口温度＋５℃が予想されるので、ほぼ完全に顕熱を回収できている。
【０１１７】
(ｃ)堆積層の圧力損失
１００メッシュスクリーンのベルトを空塔速度０．６m/sで空気が通過する際の圧力損失は、ベルトコンベア６ａ〜６ｄを４段構成にしても合計２５Pa程度であり、スラグ粒子堆積層での圧力損失の方が支配的である。
【０１１８】
エルガンの式(12)を用いて合計４０ｍｍのスラグ粒子堆積層を、温度と共に空気の密度と粘性が変化することを考慮して計算すると、２５０Paであった。したがって、ベルトの圧力損失を合わせて３００Pa程度が予想される。この３００Paが上段ベルトコンベア６ａ上部空間での負圧に相当する。一方、下段側ベルトコンベア６ｄ部分ではほぼ大気圧に等しく、冷却が終了したスラグ粒子のスムースな排出が可能になる。
【０１１９】
１．６ 一次系ボイラーと発電機
一次系蒸気ボイラー８と発電機１４は、製鉄所で実際に使用されているコークス乾式消火設備（ＣＤＱ）の仕様とほぼ同一になる。
【０１２０】
詳しくは、乾留が終了した赤熱コークス（１，０５０℃）がＣＤＱチャンバーを降下しながら下部から送られた窒素ガスにより冷却される。
【０１２１】
窒素ガスは９８０℃まで加熱されてボイラーに送られ、そこで蒸気へ熱交換し、蒸気は発電機用タービンを回している。
【０１２２】
上記ＣＤＱは窒素ガスを用いた非開放型循環系になっているが、スラグ顕熱回収設備では、一次熱交換塔４内で、スラグ粒子を決められた冷却速度を守って冷却するために０．３MPaの高圧まで圧縮機で断熱圧縮した比較的低温（２００℃以下）の空気が必要であることから、循環系を組んで高温排気空気を取り込んで、そのまま断熱圧縮して使用することができず、この場合には空気冷却機が必要になる。したがって、経済性の理由から開放型のシステムを組んでいる。
【０１２３】
表１に、ＣＤＱと熱回収装置１における一次系蒸気ボイラーから発電までの対比を示す。
【０１２４】
ＣＤＱでは熱交換媒体温度が９８０℃であるのに対し、本実施形態における熱回収装置１の一次系蒸気ボイラー８では８７０℃であり、１００℃低い点が相違しているが、ボイラーのチューブ本数を増加させることで、熱交換器の性能を上げ、製鉄所のボイラー出口蒸気条件と一致させることが可能である。ボイラー以降は蒸気を合流させることで、現有するタービンと発電機を利用することができる。
【０１２５】
【表１】
【０１２６】
表１に示すように、本実施形態の熱回収装置１により６．７MW/高炉の発電が可能になると考えられる。この発電量に相当する分だけ、ＣＯ２排出寄与の大きい石炭を燃料源とするボイラー・発電機を休止させれば、このボイラー燃料の購入費用を削減することができ、ＣＯ２排出も削減することができる。
【０１２７】
１．７ 二次系蒸気ボイラーとタービン
二次系蒸気ボイラー１２では、７００℃の空気から４００℃、４MPaの過熱蒸気を作り出し、タービンで圧縮機を回すための動力を効率２６％で作り出すようになっている。
【０１２８】
１．８ 圧縮機
圧縮機１５は高炉送風と同じ圧力レンジであることから、同じタイプの軸流圧縮機を用いることができる。
【０１２９】
１．９ ブロワー
ブロワー１３は１，０００〜５，０００Pa程度の圧力で足りるため、ターボファンブロワを使用することができる。
【０１３０】
２ 第一熱交換塔内壁へのスラグ粒子付着防止対策
飛行中の高炉スラグ粒子が粒子間で付着することが可能な最低温度と、飛行中の高炉スラグ粒子が衝突板に衝突した際に衝突板に付着することが可能な最低温度については既に実験より求めている。それによると、粒子間の付着が生じる最低温度は９５０℃、衝突板に付着が生じる最低温度は１，０５０℃であった。
【０１３１】
したがって本実施形態の熱回収装置においても、一次熱交換塔４内を上昇する間に、１，０５０℃以上のスラグ粒子については一次熱交換塔４の内壁に付着する可能性がある。
【０１３２】
図７に、その１，０５０℃のラインを破線で示している。
【０１３３】
ただし、上記の実験はスラグ粒子を衝突板に対してほぼ垂直に衝突させた場合であり、本装置では内壁に対して接線方向に接触するため、付着の強さは垂直に衝突する場合に比べ、弱くなることが想定される。
【０１３４】
スラグ粒子付着防止対策としては、アトマイザー３を円筒形からなる一次熱交換塔４の中心軸上に配置し、初期の段階でスラグ粒子を一次熱交換塔４の壁面から極力遠ざけ、アトマイザーの外周部からはスラグを含まない冷却空気のみを送風するようにして、スラグ粒子は中央部を、スラグ粒子を含まない空気は壁面近傍を流れるようにしている。
【０１３５】
しかしながら、粒子飛行方向の分散性を計測すれば、４０ｍの距離を飛行したスラグ粒子は、いずれ塔内でほぼ均一な分布になることが予想される。
【０１３６】
図８において、全スラグ粒子の５０％（粒子径０．８５ｍｍ以下）は１０ｍｍ未満の飛行距離で１，０５０℃を下回るが、最も対地的に冷却が遅れる代表径３．４ｍｍの粒子（比率５％）は１，０５０℃（１，３２３Ｋ）を下回るまでに２５ｍ（Ｘ軸参照）の飛行距離を要している。したがって、実質的に４０ｍの全区間で対策が必要になる。
【０１３７】
そこで４０ｍ全区間でのスラグ粒子付着防止対策として、バグフィルターで使用されている逆圧払い落とし機構を応用する。
【０１３８】
２．１ 逆圧払い落とし機構
図１２はその仕組みを示した概略図である。
【０１３９】
同図において、逆圧払い落とし機構２１は、一次熱交換塔４を、空気を浸透させる内筒４ａと空気を浸透させない外筒４ｂの二重構造としており、内筒４ａの内側をアトマイズ空気、スラグ粒子、冷却空気が上に向かって流れるようになっている。外筒４ｂの外部は図３に示したスラグ集積塔５に相当する。
【０１４０】
内筒４ａと外筒４ｂに挟まれたドーナッツ状の空間は、環状の仕切板４ｃによって塔の高さ４０ｍを１ｍ毎の４０区間になるよう気密に仕切られている。
【０１４１】
内筒４ａはステンレスの金属メッシュ材を使用しており、外筒４ｂと内筒４ａの間の空間Ｓに供給した空気が、そのメッシュ材を通過して内筒４ａ内部に染み出すように構成されている。
【０１４２】
そのための構成として、外筒４ｂと内筒４ａとの間の環状空間には空気を供給するためのノズル４ｄが、同一リングヘッダ４ｅ上、９０°毎に４ケ所配設されている。
【０１４３】
高さ１ｍの区間に、４つのノズル４ｄを備えた１本のリングヘッダ４ｅが設置されて、合計４０本のリングヘッダ４ｅが一次熱交換塔４に設置される。
【０１４４】
そして、それぞれのリングヘッダ４ｅが流量計ＦＭ１〜ＦＭ４０と電磁弁ＶＮ１〜ＶＮ４０を経て共通の低圧空気ヘッダ４ｆに接続され、低圧空気供給路を構成している。
【０１４５】
この低圧空気ヘッダ４ｆには冷却空気から分岐させて空気を供給し、最終的に低圧空気ヘッダ空気流量、アトマイザー３の外周部の冷却空気流量、アトマイザー３の空気流量の３者を合計して、スラグ流量との空気／スラグ比が１になるように流量を決める。
【０１４６】
運転中、電磁弁ＶＮ１〜ＶＮ４０は開動作しており、ステンレスメッシュから空気が染み出すことで、スラグ粒子がステンレスメッシュに付着することをある程度防止する。この時、各リングヘッダ４ｅへ供給される流量を流量計ＦＭ１〜ＦＭ４０で計測し、もしある区間の流量計指示値が低下した場合には、その区間のステンレスメッシュにスラグ粒子が付着して空気の流路が塞がれたと判断する。
【０１４７】
その場合、当該配管ライン上の電磁弁ＶＮを閉動作させ、瞬間的に高圧３MPaの高圧ヘッダ４ｇに接続されている電磁弁ＶＥを開動作させる。これにより、当該区間のステンレスメッシュを大流量の空気が通過し、かつ４ケ所のノズル４ｄから４ケ所の狭い範囲に向けて集中的に高速気流が流れるために衝撃が発生してステンレスメッシュが振動し、内筒４ａの内面に付着したスラグ粒子が内側へ払い落とされる。
【０１４８】
なお、上記高圧ヘッダ４ｇ、電磁弁ＶＥを含む配管ラインは高圧空気供給路として機能する。
【０１４９】
２．２スラグ流量変化に対する対応性
基本的な設計では、空気/スラグ比を1として、この空気流量内でガスアトマイズを実行し、870℃の平衡温度まで空気を加熱して一次系ボイラーに送り出す仕組みになっている。
【０１５０】
ガスアトマイズで微粒化される粒子径も、単純化すると、アトマイズ空気/スラグ比を維持するなら、完全に一致しないとしても、ほぼ同じ粒子径が得られる。
【０１５１】
また、一次熱交換塔４内でスラグ粒子の冷却時間を確保しながら、粒子径５ｍｍ以上のスラグ粒子を一次熱交換塔４内で上昇させるためには、冷却空気とアトマイズ空気とを合わせた空気量を一定に維持しなければならない。
【０１５２】
一方、出銑中のスラグ流量は変動する。
【０１５３】
そこでスラグ流量が変動した場合に、その変動に合わせて運転できる範囲について説明する。
【０１５４】
一次熱交換塔４内での空気量を一定に維持した状態で、スラグ流量を変動させた場合の熱交換諸性能の変化を図１３に示す。
【０１５５】
スラグ流量の最小限度を時間平均値の０．７５倍に、最大限度を時間平均値の１．２５倍にしているが、これが予想される運転範囲に相当する。つまり、設計値±２５％の範囲しかスラグ流動変動は許されない。したがって、スラグの流量調整値が必要になる。なお、上記時間平均値とは、ある一つの高炉出銑口からの出銑鉄量を、出銑時間で割った平均時間を意味している。
【０１５６】
運転範囲の最小限度は一次系蒸気ボイラー８の入口空気温度（一次熱交換塔出口空気温度−７０℃）の低下によって制限される。
【０１５７】
スラグ流量が１倍の時（設計値）、一次系蒸気ボイラー８の入口空気温度は８００℃（１，０７３Ｋ）であるが、スラグ流量を０．７５倍にすると、７０７℃（９８０Ｋ）まで約１００℃低下する。
【０１５８】
そのため、かなり余裕を持って一次系蒸気ボイラー８を大型に設計しておかないと５５６℃との温度差が２５０℃から１５０℃へ約３／５になる影響を吸収することができない。
【０１５９】
すなわち、−２５％のスラグ流量に対応するためには、空気−蒸気温度差１５０℃で一次系蒸気ボイラー８を設計する必要がある。
【０１６０】
一方、運転範囲の最大限度は一次熱交換塔４内でスラグ粒子温度が壁面付着限度の１，０５０℃以下まで冷却される条件で制限される。
【０１６１】
図１４はスラグ流量１．２５倍での一次熱交換塔内のスラグ粒子温度分布を示したグラフである。粒子飛行距離４０ｍの塔出口において、辛うじて１，０５０℃（１，３２３Ｋ）に到達していることが分かる。
【０１６２】
図１５は、空気スラグ比を一定に維持してスラグ流量を時間平均値の０．７５〜１．２５倍に変動させた場合における一次熱交換塔４と二次熱交換室６の熱回収効率、および一次系発電量の変化を示したグラフである。
【０１６３】
同グラフにおいて、一次系の熱回収効率は低スラグ流量で高く（グラフＦ３参照）、二次系の熱回収効率は高スラグ流量で高くなる（グラフＦ４参照）傾向がある。その結果、一次系蒸気由来の発電量を見ると、スラグ流量に比例して発電量は増加せずに、スラグ流量の増加に対してほぼ１／２乗に比例して発電量は増加する（グラフＦ５参照）。
【０１６４】
３ 本発明の第二実施形態
ガスアトマイザー、一次熱交換塔、スラグ集積塔を含めて加圧し、空気密度ρｇを大きくすることは式(6)よりρｇの０．３乗に比例して冷却速度は大きくなり、式(4)より空気速度ｕｇも小さく設計できる。すなわち、空気量を低減し、より高温で熱を回収できるという利点がある。
【０１６５】
図１６は本発明の熱回収装置の第二実施形態を示したものであり、０．５MPaに加圧した上向きガスアトマイザーで溶融スラグのアトマイズを行い、同様に熱交換塔にてアトマイズ空気との間で熱交換を行うことにより８７０℃の高温空気を得て、その空気をさらに１，２００℃まで加熱した後に高炉送風として利用している。
【０１６６】
同図において、３０はシャフト炉であり、その出滓口３１から排出されたスラグは一旦、スラグタンディッシュ３２に貯溜される。
【０１６７】
このスラグタンディッシュ３２の底部からは筒状のスラグ降下通路３３が下向きに延設されており、スラグタンディッシュ３２からスラグ降下通路３３下端までの距離は２０ｍに設定されている。
【０１６８】
なお、スラグ降下通路３３の外側は筒状の高周波加熱装置３４によって取り囲まれており、スラグ降下通路３３内を移動する溶融スラグの温度降下を抑制し所定の温度に維持するようになっている。
【０１６９】
スラグ降下通路３３の下部近傍には図３に示したアトマイザーと同じ構成からなるアトマイザー３５が設けられている。
【０１７０】
０．５MPaに加圧されたアトマイザー３５に溶融スラグを押し込むためには、溶融スラグについても同様に０．５MPaに加圧して送る必要がある。そのため、上記したように深さ２０ｍのスラグタンディッシュ３２を設置し、溶融スラグの静水圧を利用して０．５MPaに加圧している。
【０１７１】
上記アトマイザー３５には、圧縮機３６によって加圧されたアトマイズ空気が供給されるようになっており、圧縮機３６は蒸気ボイラー３７によって回転するタービン３８によって稼働するようになっている。
【０１７２】
なお、符号３９は、直径１ｍからなる円筒状の一次熱交換塔であり、溶融スラグの上向きアトマイズが行われるようになっている。また、符号Ｓは溶融スラグ、Ｍは溶鉄、４０はガス清浄装置、４１は熱風炉、４２はサイクロン、４３は溶鉄を取り出すための取出口である。
【０１７３】
第二実施形態によれば、図３における一次系冷却空気がもつエネルギー２４MWを高炉送風に利用することで、現在稼働している熱風炉での燃料ガス（製鉄所の副成ガス）使用量を１３％程度削減することが可能になる。
【０１７４】
そして、製鉄所の発電所でこの燃料ガスをボイラー燃料に使用して蒸気タービンで発電すれば、ＣＤＱタイプのボイラーを経て蒸気タービン発電を行う図３に記載の熱回収装置に比べ１．３倍の発電量が得られる。
【符号の説明】
【０１７５】
１ 熱回収装置（高炉スラグ顕熱回収装置）
２ スラグタンディッシュ
３ アトマイザー（上向きのガスアトマイザー）
３ａ アトマイズガス噴射装置
３ｂ 溶融スラグノズル
３ｂ′ 上向き放出口
３ｃ リング部品
３ｃ′ 噴射口
３ｄ ガス通路
４ 一次熱交換塔
５ スラグ集積塔
５ｂ，５ｃ 位置センサ
６ 二次熱交換室
７ 一次系サイクロン
８ 一次系蒸気ボイラー
９ 集塵機
１０ 放散塔
１１ 二次系サイクロン
１２ 二次系蒸気ボイラー
１３ ブロアー
１４ 発電機
１５ 圧縮機
１６ タービン
１７ 回転軸
１８ ゲート
１９ ゲート弁
２０ 冷却空気ノズル
２１ 逆圧払い落とし機構
【特許請求の範囲】
【請求項１】
圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、
重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザーと、
このガスアトマイザーから上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる熱交換塔とを備えてなることを特徴とする高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項２】
上記噴射ノズルの外周部に冷却用空気を上向きに噴射するためのノズルが配置されている請求項１記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項３】
上記熱交換塔の下部から上部に向かって塔の径方向断面積が拡大されている請求項１または２に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項４】
上記熱交換塔内を流れ、上記熱交換塔の上部から混合状態で噴射される上記アトマイザーガスと上記スラグ粒子とを沈降分離する分離塔を有する請求項１〜３のいずれか１項に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項５】
上記分離塔の下部にゲート弁を有するとともに上記分離塔内に堆積した上記スラグ粒子の堆積高さを検出する位置センサを有し、上記ゲート弁は、上記位置センサから出力される信号に基づいて開閉動作を行うことによりスラグ排出量を調節するように構成されている請求項４記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項６】
上記熱交換塔は、空気を透過させる内筒と空気を透過させない外筒を二重に配置した二重筒と、
上記内筒と上記外筒の間の環状空間を高さ方向に複数の部屋に仕切る仕切り板と、
開閉弁と流量計を介して低圧空気を上記各部屋に供給する低圧空気供給路と、
開閉弁を有し高圧空気を上記各部屋に供給する高圧空気供給路とを有し、
上記高圧空気供給路は、上記流量計によって計測される低圧空気の流量が閾値を下回った時に上記開閉弁を開動作させるように構成されている請求項１〜５のいずれか１項に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項７】
上記高圧空気供給路は、上記環状空間に向けて高圧空気を噴射する空気ノズルをさらに備えている請求項６記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項１】
圧縮空気を用いて高炉スラグを微粒化し、さらに空気とスラグ粒子間の熱交換により高炉スラグが持つ顕熱を空気が吸収して、熱回収を行う高炉スラグ顕熱回収装置において、
重力方向と反対方向の上向きにガスを噴射する噴射ノズルを有しその噴射ノズルから噴射されるガスに向けて上記スラグ粒子が供給されるガスアトマイザーと、
このガスアトマイザーから上向きに延設される筒状体からなり、内部をアトマイザーガスと微粒化されたスラグ粒子が上向きに流れる熱交換塔とを備えてなることを特徴とする高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項２】
上記噴射ノズルの外周部に冷却用空気を上向きに噴射するためのノズルが配置されている請求項１記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項３】
上記熱交換塔の下部から上部に向かって塔の径方向断面積が拡大されている請求項１または２に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項４】
上記熱交換塔内を流れ、上記熱交換塔の上部から混合状態で噴射される上記アトマイザーガスと上記スラグ粒子とを沈降分離する分離塔を有する請求項１〜３のいずれか１項に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項５】
上記分離塔の下部にゲート弁を有するとともに上記分離塔内に堆積した上記スラグ粒子の堆積高さを検出する位置センサを有し、上記ゲート弁は、上記位置センサから出力される信号に基づいて開閉動作を行うことによりスラグ排出量を調節するように構成されている請求項４記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項６】
上記熱交換塔は、空気を透過させる内筒と空気を透過させない外筒を二重に配置した二重筒と、
上記内筒と上記外筒の間の環状空間を高さ方向に複数の部屋に仕切る仕切り板と、
開閉弁と流量計を介して低圧空気を上記各部屋に供給する低圧空気供給路と、
開閉弁を有し高圧空気を上記各部屋に供給する高圧空気供給路とを有し、
上記高圧空気供給路は、上記流量計によって計測される低圧空気の流量が閾値を下回った時に上記開閉弁を開動作させるように構成されている請求項１〜５のいずれか１項に記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【請求項７】
上記高圧空気供給路は、上記環状空間に向けて高圧空気を噴射する空気ノズルをさらに備えている請求項６記載の高炉スラグ顕熱回収装置。
【図１】
【図２】
【図５】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図３】
【図４】
【図６】
【図１６】
【図２】
【図５】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１４】
【図１５】
【図３】
【図４】
【図６】
【図１６】
【公開番号】特開２０１２−１３１６５６（Ｐ２０１２−１３１６５６Ａ）
【公開日】平成２４年７月１２日（２０１２．７．１２）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１０−２８３６５６（Ｐ２０１０−２８３６５６）
【出願日】平成２２年１２月２０日（２０１０．１２．２０）
【出願人】（０００００１１９９）株式会社神戸製鋼所 (5,860)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年７月１２日（２０１２．７．１２）
【国際特許分類】
【出願日】平成２２年１２月２０日（２０１０．１２．２０）
【出願人】（０００００１１９９）株式会社神戸製鋼所 (5,860)
【Ｆターム（参考）】
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