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WO2010126172A1 - 高炉操業方法 - Google Patents

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WO2010126172A1
WO2010126172A1 PCT/JP2010/057985 JP2010057985W WO2010126172A1 WO 2010126172 A1 WO2010126172 A1 WO 2010126172A1 JP 2010057985 W JP2010057985 W JP 2010057985W WO 2010126172 A1 WO2010126172 A1 WO 2010126172A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
gas
blast furnace
blowing
furnace
preheating
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.)
Ceased
Application number
PCT/JP2010/057985
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
浅沼稔
野内泰平
佐藤健
村尾明紀
竹内直幸
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
Priority date (The priority date 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 date listed.)
Filing date
Publication date
Family has litigation
First worldwide family litigation filed litigation Critical https://patents.darts-ip.com/?family=43032306&utm_source=google_patent&utm_medium=platform_link&utm_campaign=public_patent_search&patent=WO2010126172(A1) "Global patent litigation dataset” by Darts-ip is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Priority to EP10769862.3A priority Critical patent/EP2410065B1/en
Priority to BRPI1011898-5A priority patent/BRPI1011898B1/pt
Priority to CN201080018937.1A priority patent/CN102414328B/zh
Priority to KR1020117026118A priority patent/KR101321653B1/ko
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    • C21B7/16—Tuyéres
    • C21B7/163—Blowpipe assembly
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
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    • C21B9/00—Stoves for heating the blast in blast furnaces
    • C21B9/14—Preheating the combustion air
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    • C21B2100/60—Process control or energy utilisation in the manufacture of iron or steel
    • C21B2100/64—Controlling the physical properties of the gas, e.g. pressure or temperature
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
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    • C21C2250/02—Hot oxygen
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    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/25—Process efficiency

Definitions

  • the present invention relates to a blast furnace operating method.
  • the present invention relates to a method of operating a blast furnace for performing a stable operation with a low reducing material ratio.
  • RAR Reduction Agent Ratio
  • RAR Reduction Agent Ratio
  • the air flow rate decreases, and as a result, the temperature rise of the charge is delayed at the upper part of the shaft, and smooth reduction cannot be achieved.
  • a wall of zinc compound or the like will be promoted, leading to poor furnace conditions such as wind pressure fluctuations and unloading abnormalities.
  • the furnace top temperature is lowered and falls below 100 ° C., there arises a problem that moisture in the exhaust gas is condensed in the pipe.
  • the measure (a) is not desirable because it leads to a decrease in production.
  • the above (b) depends on the margin of the blowing capacity, but the amount of increase is limited in the steelworks operating near the capacity limit. Further, when the fuel injection amount is increased, the amount of Bosch gas increases and the production amount decreases, so that it is necessary to perform oxygen enrichment at the same time. However, the amount of oxygen that can be used is also limited in terms of supply capacity.
  • the above-mentioned (c) goes back to the original purpose of carbon dioxide reduction by aiming at the operation that lowered the efficiency. As described above, when low RAR operation is performed in a normal blast furnace, it is difficult to avoid various conditions of the furnace condition, particularly poor temperature rise in the upper part of the furnace, by changing the operation conditions within the normal operation range.
  • Patent Document 1 discloses that when the furnace top temperature becomes 110 ° C. or lower in order to solve the problem that the temperature rise of the charge at the upper part of the shaft is delayed when low RAR operation is performed, A method is disclosed in which a gas in an amount of 10% by volume or less is blown into the blast furnace from the upper part of the shaft as a preheating gas.
  • Patent Document 1 discloses that a blast furnace generated gas stored in a gas holder at a steel mill, or a mixed gas of a blast furnace generated gas and a coke oven generated gas is injected as a preheating gas, or a part of the furnace top gas is circulated. It is also disclosed that it is blown in as preheated gas.
  • Patent Document 1 does not show any specific gas blowing conditions, for example, the gas blowing position in the furnace height direction, the configuration of the gas blowing means, and the number in the furnace circumferential direction. As shown in FIG. 1 of Patent Document 1, when an amount close to 10% by volume of the furnace top gas amount is blown with a single thin tube, it is easily estimated that the raw material near the blowing position is fluidized and stirred. it can.
  • the object of the present invention is to solve the problems of the prior art as described above, and to prevent abnormal furnace conditions during low RAR operation, particularly poor temperature rise of the charge at the top of the furnace, in ordinary blast furnace operation.
  • an object of the present invention is to provide a method of operating a blast furnace that can maintain the stability of the material dropping without causing fluidization and stirring of the material packed bed by gas blowing from the shaft portion.
  • the gist of the present invention for solving the above problems is as follows. (1) the furnace opening radius of the blast furnace and R 0, the depth position of R 0 from a stock line p 1, the position height is 1/3 of the overall height shaft portion from the shaft portion lower end and p 2 when, the gas blowing portion (a) provided between the position p 1 and the position p 2 in the furnace height direction, Hot air with an oxygen enrichment rate of 20% by volume or less was blown into the blast furnace from the tuyere, Preheat gas is blown from the preheat gas blowing section (A), Blast furnace operation method.
  • the gas blowing portion (A) is provided between a position where the depth from the stock line is 7 m and a height from the lower end of the shaft portion is 1/3 of the total height of the shaft portion. ) Blast furnace operation method. (7) The blast furnace operating method according to (1), wherein the gas blowing part (A) is provided at equal intervals in at least four locations in the furnace circumferential direction.
  • the blast furnace operation according to (1), wherein the blowing of the preheating gas includes blowing a preheating gas having a temperature of 200 ° C. or higher and maintaining a furnace top temperature of at least 80 ° C. or higher.
  • the blast furnace operation according to (8), wherein the preheating gas has a temperature of 200 ° C. to 1000 ° C.
  • the blast furnace operating method according to (8), wherein the preheating gas is combustion exhaust gas from which O 2 has been removed.
  • the preheating gas is a combustion exhaust gas containing at least one selected from the group consisting of CO and CO 2 .
  • the present invention in ordinary blast furnace operation, it is possible to prevent the temperature rise of the charge in the upper part of the furnace at the time of low RAR operation, and it is also effective to condense water due to a decrease in the furnace top temperature or to have a zinc compound wall. In addition, it is possible to maintain the stability of the material drop without causing fluidization and stirring of the material packed bed by gas blowing from the shaft portion, and thereby stable low RAR operation. Can be implemented.
  • FIG. 1 is an explanatory diagram schematically showing the position of a preheating gas blowing portion in the first embodiment.
  • FIG. 2 is a diagram showing a result of estimating the load applied to the raw material particles at each position in the furnace height direction and the optimum position of the gas blowing part A based on this in the first embodiment.
  • FIG. 3 is a drawing showing the transition of the temperature of the raw material charged into the blast furnace and the pressure loss of the in-furnace gas passing through the raw material in the first embodiment.
  • FIG. 4 is a drawing showing the position of the softened cohesive zone when pulverized coal is blown in the first embodiment.
  • FIG. 5 is a diagram showing the influence of the position of the gas blowing section on the furnace top gas temperature and the raw material temperature below the blowing position in the first embodiment.
  • FIG. 6 is a view for explaining a preferable upper limit of the gas velocity of the preheating gas blown from the gas blowing portion in the first embodiment.
  • FIG. 7 is an explanatory diagram showing a preferred number of installations and installation forms of the gas blowing parts A in the furnace circumferential direction in the first embodiment.
  • FIG. 8 is an explanatory diagram showing the results of measuring the deposition shape of the upper layer portion of the raw material packed layer with a furnace top profile meter for the inventive example and the comparative example 1 in the first embodiment.
  • FIG. 9 is a drawing showing the material drop state measured by the index finger (sauding) for the present invention example and the comparative example 2 in the first embodiment.
  • FIG. 10 is a longitudinal sectional view of a blast furnace to which the blast furnace operating method of the second embodiment is applied.
  • FIG. 11 is a cross-sectional view of the preheated gas inlet provided in the blast furnace of FIG.
  • FIG. 12 is a diagram for explaining the relationship between the temperature of the preheating gas and the furnace top temperature based on the case where the preheating gas is not blown in the second embodiment.
  • FIG. 13 is a diagram for explaining the relationship between the preheating gas blowing position and the furnace top temperature with reference to the case of no preheating gas blowing in the second embodiment.
  • FIG. 10 is a longitudinal sectional view of a blast furnace to which the blast furnace operating method of the second embodiment is applied.
  • FIG. 11 is a cross-sectional view of the preheated gas inlet provided in the blast furnace of FIG.
  • FIG. 14 is a diagram for explaining the relationship between the amount of preheated gas blown and the furnace top temperature based on the case of no preheated gas blown in the second embodiment.
  • FIG. 15 is a diagram illustrating the furnace temperature distribution when the preheating gas is not blown in the second embodiment.
  • FIG. 16 is a diagram illustrating the furnace temperature distribution when preheated gas at 1000 ° C. is blown in the second embodiment.
  • FIG. 17 is a diagram for explaining a furnace temperature distribution when a preheated gas of 200 ° C. is blown in the second embodiment.
  • FIG. 18 is a diagram showing experimental equipment for reproducing the preheated gas blowing portion into the blast furnace in the third embodiment.
  • FIG. 19 is an equilibrium diagram of iron oxide (CO reduction of Fe 2 O 3 ).
  • FIG. 20 is an equilibrium diagram of zinc oxide.
  • FIG. 21 is an equilibrium composition diagram of CO and CO 2 in a coke packed bed.
  • FIG. 22 is an equilibrium diagram of iron oxide (hydrogen reduction of Fe 2 O 3 ).
  • FIG. 23 is an equilibrium diagram (CO reduction of Fe 2 O 3 ) showing an example of the third embodiment.
  • Embodiment 1 is directed to blast furnace operation in which air or oxygen-enriched air is blown from the tuyere, that is, operation of a normal blast furnace.
  • the operation is usually performed at an oxygen enrichment rate of 20% by volume or less, preferably 10% by volume or less.
  • an oxygen enrichment rate As the oxygen enrichment rate increases, the amount of gas passing through the furnace decreases, and the amount of blown gas required to raise the temperature of the upper portion of the shaft significantly increases. From this point as well, Operation at an oxygen enrichment rate is preferred.
  • gas is injected into the furnace to raise the temperature of the upper part of the furnace.
  • the furnace port radius is R 0 and the depth from the stock line is increased.
  • Saga p 1 the position of R 0, when the height from the shaft portion the lower end has a position of 1/3 of the total height shaft and p 2, is provided between the position p 1 and the position p 2 in the furnace height direction
  • Preheated gas g is blown into the furnace from the gas blowing portion A thus obtained.
  • the gas blowing means of the gas blowing section A is usually composed of a gas blowing pipe, a gas burner or the like.
  • the main purpose of blowing gas from the gas blowing portion A of the shaft portion is to compensate for the decrease in the air flow rate due to the low RAR operation and ensure the gas flow rate at the upper part of the furnace. Since it is contrary to the gist of the invention to blow a gas having a temperature that lowers the temperature, a preheating gas is used as the blowing gas.
  • a preheating gas a gas heated (preheated) in a combustion furnace or an indirect heating furnace is usually used. However, as long as the gas has a sufficient temperature as generated, it may be used as it is as a preheating gas.
  • the preferable conditions for the preheating gas g will be described in detail later.
  • the raw material packed bed itself is placed from above at the position of the gas blowing part A. It is necessary to be consolidated by the load. If the preheating gas g is blown at a position close to the surface layer where the load is not sufficiently applied, the raw material packed bed is fluidized or stirred, and the stability of the raw material drop cannot be maintained. Since it is difficult to measure the actual load distribution of the blast furnace, the optimum position of the gas blowing part A is estimated by simulation in the first embodiment. FIG. 2 shows the calculation result.
  • the vertical axis indicates the height position of the raw material particles in the furnace
  • the horizontal axis indicates the load applied to each raw material particle
  • the white curve indicates the average value of the load applied to the raw material particles.
  • FIG. 3 shows an example (measurement example) of the transition of the temperature of the raw material charged into the blast furnace and the pressure loss ⁇ P of the in-furnace gas passing through the raw material.
  • the region where the large pressure loss ⁇ P is generated is the ore softening zone, and the amount of gas flowing through such a region (softening zone) where the pressure loss is large should be reduced as much as possible. Therefore, it is necessary to provide the gas blowing portion A surely above the softened fusion zone.
  • the height of the softened cohesive zone varies depending on the operating state and it is difficult to detect the position in the actual furnace, so the position needs to be estimated by simulation.
  • FIG. 4 shows the position of the softening cohesive zone when pulverized coal is blown.
  • FIG. 4 (a) shows a pulverized coal blow rate of 130 kg / t
  • FIG. 4 (b) shows a pulverized coal blow rate: The case of 160 kg / t is shown respectively.
  • the softened cohesive zone shifts upward as the amount of pulverized coal injection increases. Since the cross-sectional area of the blast furnace is the largest in the belly portion and becomes smaller in the shaft portion as it goes upward, when the softening cohesive zone is shifted upward, the cylinder speed of the passing gas increases and the pressure loss increases.
  • the gas injection portion A in a position higher than the position p 2 or 1/3 of the total height height shaft portion from the shaft portion the lower end (indicated by h in Fig. 4), including the operational variation
  • the gas blowing portion A is not positioned below the softening cohesive zone, and it is estimated that the operation limit due to the increase in the cylinder speed is reached before the softening cohesive zone is shifted to that position. .
  • FIG. 5 is a diagram showing the influence of the gas blowing section A on the furnace top gas temperature and the raw material temperature below the blowing position. It can be seen from FIG. 5 that the furnace top gas temperature (TGT) decreases and the raw material temperature (Ts) increases as the gas blowing portion is further lowered. This indicates that a certain depth is necessary for the preheated gas that is blown to heat the raw material.
  • TGT furnace top gas temperature
  • Ts raw material temperature
  • the furnace top gas temperature and the raw material temperature become constant. From this, it can be seen that a position deeper than 7 m is desirable in order to sufficiently supply the heat of the preheating gas to the raw material. It is not preferable that the preheating gas temperature and the temperature in the furnace of the blow-in part are different from the viewpoint of uniformity of reaction in the furnace and thermal stress on the furnace body. Therefore, for example, when blowing a high-temperature preheated gas such as 1000 ° C., it is ideal to blow it to the lower part of the shaft. However, considering the possibility of an increase in the cohesive zone, the lower limit is described above. The position is estimated to be 1/3 of the total height.
  • the linear velocity of the preheating gas g blown from the gas blowing portion A is 102 (m / s) or less.
  • the number of gas blowing parts A installed in the furnace circumferential direction, the diameter of the gas blowing part A, and the like are selected according to the amount of blowing gas required. Since the gas distribution in the blast furnace is controlled by the layer thickness ratio distribution of the ore and coke, it is avoided that the preheating gas g is blown to prevent the raw material from dropping near the gas blowing portion A or to stir the raw material. There must be. Therefore, it is preferable to define the maximum linear velocity of the blown preheating gas g.
  • the linear velocity of the preheating gas blown from the gas blowing section (A) is preferably 6 to 102 (m / s). More preferred is 10 to 72 (m / s), and most preferred is 15 to 72 (m / s).
  • the upward gas velocity is u / 2.
  • the gas velocity for lifting the heaviest particles is approximately 102 m / s when calculated using the following Newton resistance law and gravity balance.
  • ⁇ s , ⁇ g , g, Dp, and C are raw material density (kg / m 3 ), gas density (kg / m 3 ), gravitational acceleration (m / s 2 ), raw material particle size ( m), the resistance coefficient ( ⁇ ).
  • the linear velocity of the preheating gas g blown from the gas blowing portion A is 102 (m / s) or less.
  • the number of tuyere of a large blast furnace is around 40, and it is physically difficult to install more inlets in the blast furnace. Further, when considering an emergency shut-off valve diameter, an inner diameter of about 200 mm is a limit.
  • an inner diameter of about 200 mm is a limit.
  • preheated gas of 30000 Nm 3 / h is blown into the shaft portion through 42 holes having an inner diameter of 200 mm.
  • the tip gas velocity is calculated to be about 6 m / s. Therefore, it is preferable that the linear velocity of the preheating gas blown from the gas blowing portion (A) is 6 (m / s) or more.
  • the number of gas blowing sections A and the installation mode in the furnace circumferential direction there are no particular limitations on the number of gas blowing sections A and the installation mode in the furnace circumferential direction, but it is preferable to provide them at a plurality of locations at regular intervals in the furnace circumferential direction.
  • at least n locations (where n is an even number equal to or greater than 4) provided at equal intervals in the furnace circumferential direction, and depending on the total amount of preheated gas g, the preheat gas
  • the number of gas blowing portions A installed at equal intervals is 4, 8, 16, 32, 64, or the like.
  • the blowing of the preheating gas g from the gas blowing section A is to prevent a decrease in the furnace top temperature during the low RAR operation, and therefore, the required amount of blowing the preheating gas g varies depending on the RAR.
  • the required amount of blowing is small, it is possible to evenly reduce the amount of gas blowing from each gas blowing section A, but in reality, a decrease in flow rate detection and control accuracy is inevitable. Therefore, it is reasonable to thin out the number of gas blowing parts A for blowing the preheating gas g. It is desirable that the blast furnace is axisymmetric and that the preheating gas g is also axisymmetric.
  • the preheating gas g blown from the gas blowing part A
  • a gas that does not contain oxygen oxygen gas as O 2 , the same applies hereinafter
  • has a low oxygen concentration oxygen gas as O 2 , the same applies hereinafter. This is because if the preheated gas g contains oxygen, the iron oxide (Fe 3 O 4 , FeO) being reduced in the furnace is reoxidized.
  • the preheating gas g for example, a part of the furnace top gas after removing dust and the like can be circulated and used. Further, in addition to or instead of such a furnace top gas used for circulation, a blast furnace generated gas (B gas) stored in a gas holder at an ironworks, or a blast furnace generated gas and a coke oven A mixed gas of generated gas (C gas) can also be used.
  • the gas used as the preheating gas g as described above can be heated and heated (preheated) in a combustion furnace or an indirect heating furnace, and used as a blowing gas. The above gas can also be blown after decarboxylation.
  • decarboxylation it becomes a high-calorie gas mainly composed of CO, and the amount of oxygen used in the combustion furnace can be reduced.
  • the amount of preheated gas g blown but for example, the amount of gas blown to maintain the furnace top gas temperature at about 100 to 150 ° C. is used.
  • the inner diameter of the gas blowing tube was 200 mm, and the gas velocity at the tip of the gas blowing tube was slightly less than 20 m / s. This gas velocity satisfies 102 (m / s) or less.
  • Comparative Example 1 32 gas blowing pipes (gas blowing portions A) are provided at equal intervals in the furnace circumferential direction at a position slightly above position p 1 shown in FIG. The preheating gas g was blown under the same conditions as in the example. Further, as Comparative Example 2, 32 gas blowing pipes (gas blowing parts A) are provided at equal intervals in the furnace circumferential direction at the lower end position of the shaft portion, and preheating gas is supplied from these gas blowing pipes under the same conditions as the above-described present invention example. g was blown.
  • the result of having measured the deposition shape of the upper layer part of a raw material filling layer with the furnace top profile meter is shown in FIG.
  • the raw material fall state measured by the index finger (sauding) is shown in FIG.
  • the number of gas blowing pipes for blowing the preheated gas g was halved to 16.
  • the preheated gas injection amount was also halved to maintain the gas velocity, but after that, the air flow was gradually increased, and when it reached approximately 230 m / s, the injection pressure and flow rate suddenly fluctuated and became uncontrollable.
  • the observation from the camera installed in the gas blowing pipe confirms that the raw material is moving in an unstable manner, while no change is seen in the profile measurement result of the previous deposition shape, and the cause is the deposition surface. It was confirmed that the stirring was not in the surface layer but in the raw material packed bed. [Embodiment 2]
  • FIG. 10 is an overall view of a blast furnace to which the blast furnace operating method of the second embodiment is applied.
  • the shaft is a portion of the blast furnace that is spread downward from the upper part of the blast furnace.
  • In the blast furnace 1 hot air is blown from the tuyere 2, the coke charged in the furnace is combusted, the iron ore is molten, and the operation is performed to unload from an unillustrated tap hole provided in the hearth.
  • In-furnace gas of the blast furnace 1, so-called blast furnace gas is partly evacuated and partly circulated and blown into the blast furnace 1 as a preheating gas from a blow-in port provided in the shaft portion.
  • Reference numeral 4 in the figure is a heating device for heating the blast furnace gas.
  • the blast furnace gas is used as the preheating gas, the blast furnace gas itself is not combusted, so that individual combustion gases are mixed and burned in the heating device 4 or heated by an external heating means such as a burner, a heater, or a heat accumulator.
  • blast furnace gas is most ideal in the sense that the atmosphere in the furnace of the blast furnace 1 is maintained.
  • combustion exhaust gas such as so-called coke oven gas obtained from a coke oven can be used.
  • the preheating gas does not impede the reducing atmosphere in the furnace, and the essential requirement for this is that it does not contain O 2 . If containing O 2, it should be used after removing the O 2. Further, since it is flue gas, it contains CO and CO 2.
  • the preheating gas blowing ports 3 are provided at equal intervals around the circumferential direction of the blast furnace 1 so that the preheating gas is blown at equal intervals from the entire circumferential direction of the blast furnace.
  • a plurality of stages 3 are provided in the height direction of the blast furnace 1, and three stages are provided in the present embodiment. This makes it possible to change the blowing height of the preheating gas according to, for example, the temperature of the preheating gas or the temperature at the top of the blast furnace 1.
  • the air inlets 3 of the respective stages are the same from the common connecting pipe as shown in FIG. 11B, even if the preheating gas is individually adjusted as shown in FIG. You may make it blow in preheating gas.
  • the test results relating to the temperature of the preheating gas, the blowing height of the preheating gas, and the blowing amount of the preheating gas are shown below.
  • the preheating gas blowing temperature was changed at a preheating gas blowing amount of 65 Nm 3 / t, a preheating gas temperature of 200 ° C., 600 ° C., and 1000 ° C., respectively.
  • the temperature difference ⁇ TGT ° C. at the top of the furnace when no preheating gas was blown was examined.
  • the preheated gas blowing height indicates the total length of the blast furnace shaft h0 (m), the ratio of the preheated gas blowing height h (m) to the total length h0 (m) as the dimensionless shaft height, and the dimensionless shaft height.
  • Preheated gas was blown at 0.8. The test results are shown in FIG.
  • the temperature of the top of the furnace can be increased by blowing the preheating gas into the shaft portion as compared with the case where no preheating gas is blown, and even with the same blowing height and the same blowing amount. It was found that the furnace top temperature was raised by about 5 ° C. to 45 ° C. according to the temperature of the preheating gas. From the above, it was found that the required minimum blowing temperature can be controlled according to the absolute value of the furnace top temperature. Note that the preheated gas blown into the shaft portion is desirably equal to or higher than the furnace temperature at the blown position. This is because if the temperature of the preheating gas is lower than the temperature at the blowing position, the inside of the furnace may be cooled.
  • the preheating gas injection height was changed in a blast furnace operating at a furnace internal volume of 5000 m 3 and a RAR of 470 kg / t under conditions of a preheating gas injection temperature of 1000 ° C. and a preheating gas injection amount of 100 Nm 3 / t.
  • the temperature difference ⁇ TGT (° C.) at the top of the furnace with no preheating gas blowing was examined.
  • the preheated gas blowing height indicates the total length of the blast furnace shaft h0 (m), the ratio of the preheated gas blowing height h (m) to the total length h0 (m) as the dimensionless shaft height, and the dimensionless shaft height.
  • the preheating gas was blown in three levels of 0.4, 0.6, and 0.8. The test results are shown in FIG.
  • the temperature at the top of the furnace can be increased by 50 ° C. or more by blowing the preheating gas into the shaft portion, compared with the case where no preheating gas is blown, the same blowing temperature, and the same blowing amount.
  • the furnace top temperature further changes by about 5 ° C. to 10 ° C. depending on the preheated gas blowing height.
  • the blowing height can be adjusted so that the necessary blowing amount can be controlled according to the absolute value of the furnace top temperature and the preheating gas temperature.
  • it is desirable that the preheating gas blown into the shaft portion is at or above the furnace temperature at the blow-in position. This is because if the temperature of the preheating gas is lower than the temperature at the blowing position, the inside of the furnace may be cooled.
  • the temperature difference ⁇ TGT (° C.) at the top of the furnace when no preheating gas was blown when changed to 130 Nm 3 / t was examined.
  • the preheated gas blowing height indicates the total length of the blast furnace shaft h0 (m), the ratio of the preheated gas blowing height h (m) to the total length h0 (m) as the dimensionless shaft height, and the dimensionless shaft height.
  • Preheated gas was blown at 0.6. The test results are shown in FIG.
  • the temperature of the furnace top can be increased by blowing the preheating gas into the shaft portion, compared with the case where no preheating gas is blown, the same blowing temperature, and the same blowing height. It was found that the furnace top temperature varied by about 10 ° C to 40 ° C depending on the amount of preheated gas blown. From the above, it was found that the blowing height can be adjusted so that the absolute value of the furnace top temperature and the necessary minimum blowing amount can be controlled. In this case as well, it is desirable that the preheating gas blown into the shaft portion is at or above the furnace temperature at the blow-in position. This is because if the temperature of the preheating gas is lower than the temperature at the blowing position, the inside of the furnace may be cooled.
  • FIG. 15A shows the temperature distribution in the furnace in the RAR 490 kg / t, so-called normal blast furnace operating state.
  • FIG. 15 (b) shows the temperature distribution in the furnace in the RAR 470 kg / t, so-called normal blast furnace operating state. Preheated gas is not blown.
  • the furnace top temperature at this time is 125.4 degreeC.
  • the amount of heat in the furnace is reduced. Therefore, when the preheating gas is not blown, for example, the 900 ° C. line is lowered, and the temperature at the top of the furnace is 99.2 ° C. It dropped to.
  • FIG. 16 (a) shows the temperature distribution in the furnace when RAR is 470 kg / t and preheated gas (symbol SGI in the figure) having a temperature of 1000 ° C. is blown from the lower portion of the shaft portion at a preheated gas blowing amount of 65 Nm 3 / t. is there.
  • the 900 ° C. line in the furnace could be raised, and the furnace top temperature could be raised to 135.2 ° C.
  • FIG. 16B shows the temperature in the furnace when RAR is 470 kg / t and preheating gas (reference symbol SGI in the drawing) having a temperature of 1000 ° C.
  • the 900 ° C. line in the furnace was not much different from FIG. 16A, but the furnace top temperature could be raised to 168.2 ° C.
  • FIG. 17A shows the temperature distribution in the furnace when RAR is 470 kg / t and preheating gas (reference symbol SGI in the figure) at a temperature of 200 ° C. is blown from the lower part of the shaft portion at a preheating gas blowing amount of 130 Nm 3 / t. is there.
  • the 900 ° C. line in the furnace is lower than that in FIG. 16, but the furnace top temperature can be raised to 112 ° C.
  • FIG. 17B shows the temperature in the furnace when RAR is 470 kg / t, and a preheating gas (reference symbol SGI in the drawing) having a temperature of 200 ° C.
  • the 900 ° C. line in the furnace was not much different from FIG. 17A, but the furnace top temperature could be raised to a temperature exceeding 80 ° C.
  • a preheated gas of 200 ° C. or higher is blown from the upper part of the blast furnace 1, and the blast furnace operation is performed while maintaining the temperature of the top of the furnace at 80 ° C. or higher. .
  • RAR operation reduction of carbon dioxide emission power
  • the temperature is kept at 110 ° C. or higher, which is over 100 ° C., which can avoid moisture condensation.
  • combustion exhaust gas from which O 2 has been removed as the preheating gas
  • the reducing action in the furnace is not hindered.
  • combustion exhaust gas containing at least one or both of CO and CO 2 as the preheating gas
  • various combustion exhaust gases such as blast furnace gas and their Sensible heat can be used.
  • the furnace atmosphere can be secured by using blast furnace gas as the preheating gas. Further, when the preheating gas is heated, the temperature of the preheating gas can be easily controlled by burning the preheating gas itself or heating it by indirect heating.
  • the present inventors conducted an experiment of actually injecting a preheated gas with an oxygen concentration of 0 using an experimental facility 10 that reproduces the preheated gas injection portion into the blast furnace shown in FIG.
  • 11 is a raw material (sintered ore)
  • 12 is a heater
  • 13 is a burner.
  • Patent Document 1 the preheating gas preheated to 500 ° C. or higher is blown to prevent the adhesion of walls such as zinc compounds (for example, zinc oxide (ZnO)) from being promoted.
  • zinc compounds for example, zinc oxide (ZnO)
  • solid zinc oxide (ZnO) can be vaporized (to make gaseous zinc (Zn)) by simply “heating to 500 ° C. or more and blowing”. It is insufficient. Therefore, it is not possible to accurately prevent the adhesion of a wall of a zinc compound (for example, zinc oxide (ZnO)) alone.
  • FIG. 21 shows the equilibrium composition of CO and CO 2 in the coke packed bed.
  • a gas having a low CO / (CO + CO 2 ) and high CO 2 concentration is blown into the furnace, CO 2 is in the coke. It is presumed that it reacts with carbon C to become 2CO. By this reaction, it is considered that carbon, which is a substrate for coke, was lost and the strength decreased.
  • Coke strength is extremely important for ensuring the air permeability of the blast furnace and is strictly controlled. When the coke powder rate increases in the blast furnace, the air permeability of the blast furnace deteriorates, which becomes an obstacle to productivity.
  • the purpose of the third embodiment is to provide a blast furnace operation method capable of performing a stable low reducing material ratio operation (low RAR operation).
  • the preheating gas to be blown is blown when blowing the preheating gas from the shaft portion.
  • a blast furnace operating method characterized by an atmosphere in which Fe 2 O 3 is reduced.
  • Embodiment 3-1 of the present invention is required when performing low-reducing material ratio operation (low RAR operation) in a blast furnace operation in which tuyere blowing with an oxygen enrichment rate of 10% by volume or less is performed.
  • This is a blast furnace operation in which the preheated gas to be blown is introduced into the atmosphere in which Fe 2 O 3 is reduced when blowing the preheated gas from the shaft portion in order to increase and secure the furnace top temperature.
  • the preheating gas to be blown is reduced by Fe 2 O 3. It is important to create an atmosphere.
  • the CO concentration (CO / (CO + CO 2 )) in the preheated gas is set to 5% or more, Fe 3 O 4 has a stable gas composition.
  • the temperature of the preheated gas to be blown is 900 ° C. or less. As shown in FIG. 21, the higher the temperature, the more stable the CO than CO 2 , and the carbon in the coke is consumed correspondingly. Therefore, increasing the temperature of the preheating gas promotes the coke pulverization. Because it will end up.
  • the composition of the preheated gas to be blown is set to 6%, which is 5% or more in CO / (CO + CO 2 ), and then the temperature of the preheated gas is changed.
  • the pulverization rate of the filled coke was measured, a positive correlation was observed, and it was confirmed that the temperature of the preheated gas to be injected needs to be suppressed as low as possible.
  • the heat capacity which is the product of the blowing amount and temperature, is important, but the blowing amount is increased rather than blowing high-temperature gas of 900 ° C or higher. Is more advantageous for operational stability.
  • the composition of the preheating gas to be blown is 0.05 or more (5% or more) in terms of CO / (CO + CO 2 ) and the temperature is 500 ° C. to 900 ° C. is there.
  • FIG. 22 shows an equilibrium diagram of iron oxide in hydrogen. It is considered effective to include a certain amount of hydrogen in the preheated gas to be blown.
  • Embodiment 3-1 the furnace top temperature can be increased and secured while preventing reoxidation of the ore, and stable low-reducing material ratio operation (low RAR operation) is performed. It becomes possible.
  • Embodiment 3-2 In Embodiment 3-1, in order to increase and secure the furnace top temperature required when performing the low-reducing material ratio operation (low RAR operation), preheating is performed when the preheating gas is injected from the shaft portion. Although the gas is set to an atmosphere in which Fe 2 O 3 is reduced, the embodiment 3-2 of the present invention additionally suppresses wall adhesion of a zinc compound (for example, zinc oxide (ZnO)). Therefore, the preheating gas (preheating gas) to be blown is set to an atmosphere in which zinc oxide (ZnO) is reduced to zinc (Zn).
  • a zinc compound for example, zinc oxide (ZnO)
  • the composition of the preheated gas to be blown is 0.05 or more (5% or more) in terms of CO / (CO + CO 2 ), and the temperature is 800 ° C. to 900 ° C.
  • the furnace top temperature can be increased and secured while preventing reoxidation of the iron ore, and the wall of the zinc compound (for example, zinc oxide (ZnO)) Adhesion can be suppressed accurately, and stable low-reducing material ratio operation (low RAR operation) can be performed.
  • zinc compound for example, zinc oxide (ZnO)
  • the preheated gas to be blown is set to a relatively high temperature (for example, 800 ° C. to 900 ° C.) to reduce Fe 2 O 3.
  • a relatively high temperature for example, 800 ° C. to 900 ° C.
  • the atmosphere in which ZnO is reduced to Zn is performed, for example, a few days a month, and the other days are preheated.
  • the gas is also possible to set the gas to a relatively low temperature (for example, 500 ° C. to 750 ° C.) so that Fe 2 O 3 is reduced and ZnO is stable.
  • the preheating gas was blown into the shaft portion using the experimental equipment shown in FIG.
  • preheating gas was blown into the shaft portion based on Embodiment 3-2 of the present invention. That is, the oxygen concentration of the preheated gas to be blown was set to 0. Further, as shown in FIG. 23, the CO concentration was 6% and 12% in CO / (CO + CO 2 ), and the temperature was 800 ° C.
  • preheating gas was blown into the shaft portion based on Patent Document 1 described above. That is, the oxygen concentration of the preheated gas to be blown was set to 0, and as shown in FIG. 23, the CO concentration was set to 0% in CO / (CO + CO 2 ), and the temperature was set to 800 ° C.

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Abstract

　空気または酸素富化空気を羽口送風する高炉操業において、炉口半径をＲ０とし、ストックラインからの深さがＲ０の位置をｐ１、シャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３の位置をｐ２としたとき、炉高方向において位置ｐ１と位置ｐ２との間に設けられたガス吹込部Ａから、予熱ガスｇを炉内に吹き込む。低ＲＡＲ操業時の炉況不調、特に炉上部での装入物の昇温不良を防止することができ、且つシャフト部からのガス吹き込みによる原料充填層の流動化や撹拌を生じさせることなく、原料降下の安定性を保つことができる。前記予熱ガスは予熱ガス吹込部（Ａ）から１０２（ｍ／ｓ）以下の線速度で吹き込まれる。

Description

高炉操業方法
　本発明は、高炉操業方法に関する。特に、安定した低還元材比操業を実施するための高炉の操業方法に関する。
　近年、炭酸ガス排出量の増加による地球温暖化が問題となっており、製鉄業においても排出二酸化炭素の抑制は重要な課題である。最近の高炉操業では低還元材比（低ＲＡＲ）操業が強力に推進されている。ＲＡＲ（Ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ　Ａｇｅｎｔ　Ｒａｔｉｏ）は、銑鉄１ｔ製造当たりの、吹き込み燃料と炉頂から装入されるコークスの合計量である。
　しかしながら、還元材比（ＲＡＲ）が低下すると送風量が低下し、この結果、シャフト上部においては装入物の昇温が遅れ、順調な還元が達成されなくなる。加えて、亜鉛化合物などの壁付きが助長され、風圧変動や荷下がり異常などの炉況不調を招くことが懸念される。また、炉頂温度が低下して１００℃を割り込むような場合には、排ガス中の水分が配管内に凝縮する問題が生じる。
　通常の高炉操業において、上述したような各種炉況不調、特に炉上部での装入物の昇温不良を防止するには、以下のような対策が採られるのが通例である。
（ａ）酸素富化率を下げ、ガス量を増加させる（熱流比を下げ、ガス温度を上昇させる）。
（ｂ）微粉炭などの燃料吹き込み量を増加させる（熱流比を下げ、ガス温度を上昇させる）。
（ｃ）還元効率（シャフト効率）を下げ、還元材比を高くする。
　しかしながら、上記（ａ）の対策は生産量低下に繋がるため望ましくない。上記（ｂ）は吹き込み能力の余裕代に依存するが、能力限界近くで操業している製鉄所では、その増加量に制約がある。また、燃料吹き込み量を増加させた場合には、ボッシュガス量が増えて生産量を低下させるため、酸素富化を同時に実施する必要がある。しかし、使用できる酸素量にも供給能力上の制限がある。上記（ｃ）はわざわざ効率を下げた操業を指向することで、二酸化炭素削減に関する本来の目的に逆行する。
　このように、普通高炉において低ＲＡＲ操業を行なう場合、通常の操業範囲内での操業条件の変更により各種炉況不調、特に炉上部の昇温不良を回避することは困難である。
　特許文献１は、低ＲＡＲ操業を行った場合にシャフト上部での装入物の昇温が遅れるという課題を解決するために、炉頂温度が１１０℃以下となった場合に、炉頂ガス量の１０体積％以下の量のガスを予熱ガスとしてシャフト上部から高炉内に吹き込む方法を開示している。また、特許文献１は、製鉄所でガスホルダーに貯蔵されている高炉発生ガス、または高炉発生ガスとコークス炉発生ガスとの混合ガスを予熱ガスとして吹き込むこと、或いは炉頂ガスの一部を循環させて予熱ガスとして吹き込むことなども開示している。
特開２００８−２１４７３５号公報
　特許文献１の方法では、予熱ガスの吹き込みにより原料充填層が流動化したり、撹拌されたりすると、原料降下の安定性を保つことができず、炉況不調を招くおそれがある。したがって、予熱ガスの吹き込みに際しては、原料充填層の流動化や撹拌を生じさせないことが重要であると考えられる。しかし、特許文献１には、具体的なガス吹き込み条件、例えば、炉高方向でのガス吹込位置、ガス吹込手段の構成や炉周方向での本数などついては何も示されていない。特許文献１の図１に示されるように、炉頂ガス量の１０体積％近い量を細い一本の管で吹き込んだ場合、吹き込み位置付近の原料が流動化し攪拌されてしまうことが容易に推定できる。
　本発明の目的は、以上のような従来技術の課題を解決し、普通高炉の操業において、低ＲＡＲ操業時の炉況不調、特に炉上部での装入物の昇温不良を防止することができ、しかも、シャフト部からのガス吹き込みによる原料充填層の流動化や撹拌を生じさせることなく、原料降下の安定性を保つことができる高炉の操業方法を提供することにある。
　上記課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
（１）高炉の炉口半径をＲ０とし、ストックラインからの深さがＲ０の位置をｐ１、シャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３である位置をｐ２としたとき、炉高方向において位置ｐ１と位置ｐ２との間にガス吹込部（Ａ）を設け、
　酸素富化率が２０体積％以下の熱風を羽口から高炉内に吹き込み、
　前記予熱ガス吹込部（Ａ）から予熱ガスを吹き込む、
高炉操業方法。
（２）前記予熱ガス吹込部（Ａ）から１０２（ｍ／ｓ）以下の線速度で予熱ガスを吹き込む、（１）に記載の高炉操業方法。
（３）前記ガス吹込部（Ａ）から吹き込まれる予熱ガスの線速度が６~１０２（ｍ／ｓ）である、（２）に記載の高炉操業方法。
（４）前記予熱ガスの線速度が、１０~７２（ｍ／ｓ）である、（３）に記載の高炉操業方法。
（５）前記予熱ガスの線速度が、１５~７２（ｍ／ｓ）である、（４）に記載の高炉操業方法。
（６）前記ガス吹込部（Ａ）が、ストックラインからの深さが７ｍの位置とシャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３の位置の間に設けられている、（１）に記載の高炉操業方法。
（７）前記ガス吹込部（Ａ）は、炉周方向に少なくとも４箇所以上等間隔に設けられている、（１）に記載の高炉操業方法。
（８）前記予熱ガスの吹き込みが、２００℃以上の温度の予熱ガスを吹き込み、炉頂温度を少なくとも８０℃以上に保持することからなる（１）に記載の高炉操業。
（９）前記予熱ガスが、２００℃~１０００℃の温度を有する（８）に記載の高炉操業。
（１０）前記予熱ガスが、Ｏ２の除去された燃焼排ガスである（８）に記載の高炉操業方法。
（１１）前記予熱ガスが、ＣＯとＣＯ２からなるグループから選択された少なくとも一つを含有する燃焼排ガスである（８）に記載の高炉操業方法。
（１２）前記予熱ガスが、高炉ガスを燃焼させたガスである（８）に記載の高炉操業方法。
（１３）前記予熱ガスが、高炉ガスを加熱したガスである（８）に記載の高炉操業方法。
（１４）前記予熱ガスの吹き込みが、予熱ガスを高炉の高さ方向に複数段設けられた吹き込み口から炉内に吹き込むことからなる（８）に記載の高炉操業方法。
（１５）さらに、前記予熱ガスの温度及び炉頂部の温度の少なくとも一つに基づいて、予熱ガスを吹き込む吹き込み口の高さ方向の位置を制御する（８）に記載の高炉操業方法。
（１６）前記予熱ガスが、Ｆｅ２Ｏ３が還元される組成を有する（１）に記載の高炉操業方法。
（１７）前記予熱ガスが、Ｆｅ２Ｏ３が還元され、且つ、ＺｎＯがＺｎに還元される組成を有する（１６）に記載の高炉操業方法。
（１８）前記予熱ガスが、０．０５以上のＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）比、温度が５００℃~９００℃の温度を有する（１６）に記載の高炉操業方法。
（１９）前記予熱ガスが、０．０５以上のＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）比、温度が８００℃~９００℃の温度を有する（１７）に記載の高炉操業方法。
　本発明によれば、普通高炉の操業において、低ＲＡＲ操業時の炉上部での装入物の昇温不良を防止できるとともに、炉頂温度低下による水分凝縮や亜鉛化合物の壁付き等も効果的に抑えることができ、しかも、シャフト部からのガス吹き込みによる原料充填層の流動化や撹拌を生じさせることなく、原料降下の安定性を保つことができ、これらにより、低ＲＡＲ操業を安定的に実施することができる。
図１は、実施の形態１における、予熱ガス吹き込み部の位置を模式的に示す説明図である。 図２は、実施の形態１における、炉高方向の各位置において原料粒子に加わる荷重と、これに基づくガス吹込部Ａの最適位置をシミュレーションにより推定した結果を示す図面である。 図３は、実施の形態１における、高炉に装入された原料の温度と当該原料を通過する炉内ガスの圧力損失の推移を示す図面である。 図４は、実施の形態１における、微粉炭吹き込み時の軟化融着帯の位置を示す図面である。 図５は、実施の形態１における、ガス吹込部の位置が炉頂ガス温度と吹き込み位置より下の原料温度に及ぼす影響を示す図である。 図６は、実施の形態１における、ガス吹込部から吹き込まれる予熱ガスのガス速度の好ましい上限を説明するための図面である。 図７は、実施の形態１における、炉周方向におけるガス吹込部Ａの好ましい設置数および設置形態を示す説明図である。 図８は、実施の形態１における、本発明例と比較例１について、原料充填層の上層部の堆積形状を炉頂プロフィール計で測定した結果を示す説明図である。 図９は、実施の形態１における、本発明例と比較例２について、差指（サウジング）により測定される原料降下状況を示す図面である。 図１０は、実施の形態２の高炉操業方法が適用された高炉の縦断面図である。 図１１は、図１０の高炉に設けられた予熱ガス吹き込み口の横断面図である。 図１２は、実施の形態２における、予熱ガス吹き込み無しの場合を基準として、予熱ガスの温度と炉頂温度との関係を説明する図である。 図１３は、実施の形態２における、予熱ガス吹き込み無しの場合を基準として、予熱ガスの吹き込み位置と炉頂温度との関係を説明する図である。 図１４は、実施の形態２における、予熱ガス吹き込み無しの場合を基準として、予熱ガスの吹き込み量と炉頂温度との関係を説明する図である。 図１５は、実施の形態２において、予熱ガスを吹き込まないときの炉内温度分布を説明する図である。 図１６は、実施の形態２において、１０００℃の予熱ガスを吹き込んだときの炉内温度分布を説明する図である。 図１７は、実施の形態２において、２００℃の予熱ガスを吹き込んだときの炉内温度分布の説明する図である。 図１８は、実施の形態３において、高炉への予熱ガス吹き込み部分を再現する実験設備を示す図である。 図１９は、酸化鉄の平衡状態図（Ｆｅ２Ｏ３のＣＯ還元）である。 図２０は、酸化亜鉛の平衡状態図である。 図２１は、コークス充填層中でのＣＯとＣＯ２の平衡組成図である。 図２２は、酸化鉄の平衡状態図（Ｆｅ２Ｏ３の水素還元）である。 図２３は、実施の形態３の実施例を示す平衡状態図（Ｆｅ２Ｏ３のＣＯ還元）である。
［実施の形態１］
　実施の形態１は、空気または酸素富化空気を羽口から吹き込む高炉操業、すなわち普通高炉の操業を対象とする。酸素富化空気を羽口送風する場合には、通常、酸素富化率２０体積％以下、好ましくは１０体積％以下での操業が行われる。なお、酸素富化率が増加するにしたがい炉内を通過するガス量が減り、シャフト上部を昇温するために必要な吹き込みガス量が大幅に増加するため、この点からも、上記のような酸素富化率での操業が好ましい。
　実施の形態１では、炉上部を昇温させるために炉内にガス吹込みを行うものであるが、図１に模式的に示すように、炉口半径をＲ０とし、ストックラインからの深さがＲ０の位置をｐ１、シャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３の位置をｐ２としたとき、炉高方向において位置ｐ１と位置ｐ２との間に設けられたガス吹込部Ａから予熱ガスｇを炉内に吹き込む。ガス吹込部Ａのガス吹込手段は、通常はガス吹込管やガスバーナー等で構成される。
　実施の形態１において、シャフト部のガス吹込部Ａからガスを吹き込む主たる目的は、低ＲＡＲ操業による送風量の低下を補い、炉上部でのガス流量を確保するためであるが、無用に炉頂温度を低下させるような温度のガスを吹き込むことは発明の主旨に反するので、吹き込みガスとしては予熱ガスを用いる。この予熱ガスとしては、通常、燃焼炉や間接加熱炉などで加熱（予熱）したガスを用いるが、発生のままで十分な温度を有するガスであれば、そのまま予熱ガスとして使用してもよい。予熱ガスｇの好ましい条件については、後に詳述する。
　ガス吹込部Ａから吹き込んだ予熱ガスｇが炉内の原料充填層を流動化させたり、原料を攪拌したりしないようにするためは、ガス吹込部Ａの位置において、原料充填層自身が上部からの荷重により圧密されている必要がある。荷重が十分にかかっていない表層に近い位置で予熱ガスｇを吹き込むと、原料充填層が流動化或いは撹拌され、原料降下の安定性を保つことができない。実際の高炉の荷重分布を測定することは困難であるため、実施の形態１では、ガス吹込部Ａの最適位置をシミュレーションにより推定した。図２にその計算結果を示す。
　図２において、縦軸は炉内での原料粒子の高さ位置を示し、横軸は個々の原料粒子に加わる荷重を示している（白抜きの曲線が原料粒子に加わる荷重の平均値を示す）。同図によれば、原料粒子に加わる荷重はストックラインから深さＲ０（＝炉口半径相当）の位置ｐ１付近まで急激に増加しているが、それよりも下方では荷重の増加は緩やかである。これは、ストックラインから深さＲ０程度までは原料の荷重が直線的に増加するのに対し、それより深くなると、炉壁の摩擦が原料充填層を支えるため、荷重の増加が緩和されるためである。このことから、原料充填層の流動化や撹拌を生じさせることなく、ガス吹込部Ａから予熱ガスｇを安定して吹き込むためには、ガス吹込部Ａをストックラインからの深さがＲ０（＝炉口半径相当）の位置ｐ１またはそれよりも深い位置（下方位置）に設ける必要があることが分かる。
　次に、ガス吹込部Ａを設ける下限位置について説明する。図３は、高炉内に装入された原料の温度と当該原料を通過する炉内ガスの圧力損失ΔＰの推移の一例（測定例）を示すものである。同図において、大きな圧力損失ΔＰを生じている領域が鉱石の軟化融着帯であり、このような圧力損失の大きい領域（軟化融着帯）を流れるガス量は極力減らすべきである。したがって、ガス吹込部Ａは軟化融着帯より確実に上に設ける必要がある。しかしながら、軟化融着帯は操業状態によって高さが変動する上、実炉での位置検知が困難であるため、その位置はシミュレーションにより推定する必要がある。
　図４は、微粉炭吹き込み時の軟化融着帯の位置を示したものであり、図４（ａ）は微粉炭吹き込み量：１３０ｋｇ／ｔの場合、図４（ｂ）は微粉炭吹き込み量：１６０ｋｇ／ｔの場合をそれぞれ示している。同図によれば、微粉炭吹き込み量が多いほど軟化融着帯が上方にシフトすることが分かる。高炉の断面積はベリー部で最大であり、シャフト部では上方ほど小さくなるため、軟化融着帯が上方にシフトすると通過ガスの空筒速度も上昇し、圧力損失が増大する。圧力損失が大きくなりすぎると、軟化融着帯自身が持ち上げられて変動し、原料降下不調の原因となるため、軟化融着帯の高さはベリー部の近傍位置に維持することが望ましい。よって、操業変動を含めてもシャフト部下端からの高さがシャフト部全高（図４にｈで示す）の１／３の位置ｐ２またはそれよりも高い位置にガス吹込部Ａを設ければ、ガス吹込部Ａが軟化融着帯よりも下方に位置することはなく、また、軟化融着帯がその位置までシフトする以前に、先の空筒速度上昇による操業限界に達すると推定される。
　以上の理由から、本発明では、炉高方向において位置ｐ１と位置ｐ２との間にガス吹込部Ａを設け、このガス吹込部Ａから予熱ガスｇを炉内に吹き込むことを条件とする。
　図５は、ガス吹込部Ａが炉頂ガス温度と吹き込み位置より下の原料温度に及ぼす影響を示す図である。ガス吹き込み部がより下になるほど、炉頂ガス温度（ＴＧＴ）は低下し原料温度（Ｔｓ）が上昇することが図５よりわかる。これは、吹き込んだ予熱ガスが原料を加熱するためには一定の深さが必要であることを示している。一方、７ｍより深くなると熱交換がほぼ完了するため、炉頂ガス温度と原料温度は一定となる。このことから、予熱ガスの熱を原料に十分に供給するには７ｍより深い位置が望ましいことがわかる。
　予熱ガス温度と吹込部の炉内の温度が異なることは、炉内反応の均一性や炉体への熱応力の観点から好ましくない。よって、例えば１０００℃のような高温の予熱ガスを吹き込む場合は、シャフトのかなり下部に吹き込むことが理想とされるが、融着帯の上昇の可能性を考慮すると下限はさきに述べた、シャフト部全高の１／３の位置と推定される。
　また、実施の形態１では、ガス吹込部Ａから吹き込む予熱ガスｇの線速度を１０２（ｍ／ｓ）以下とするのが好ましい。このような条件を満足させるために、例えば、必要とされる吹き込みガス量に応じて、炉周方向におけるガス吹込部Ａの設置数やガス吹込部Ａの吹込口径などが選択される。
　高炉内のガス分布は鉱石とコークスの層厚比分布により制御されることから、予熱ガスｇの吹き込みによりガス吹込部Ａ付近の原料降下が妨げられたり、原料が撹拌されたりすることは回避されなければならない。そのために、吹き込み予熱ガスｇの最大線速度を規定することが好ましい。
　前記ガス吹込部（Ａ）から吹き込まれる予熱ガスの線速度は、６~１０２（ｍ／ｓ）であるのが好ましい。より好ましいのは、１０~７２（ｍ／ｓ）であり、最も好ましいのは、１５~７２（ｍ／ｓ）である。
　図６に示すように、ガス吹込部Ａから吹き込まれる予熱ガスｇの管内速度をｕとし、この予熱ガスｇが炉内で球状に拡散すると仮定すると、上方に向かうガス速度はｕ／２である。一方で最も重い粒子を持ち上げるガス速度は、下記Ｎｅｗｔｏｎの抵抗則と重力の釣り合いを用いて算出するとほぼ１０２ｍ／ｓである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
　ここで、ρｓ、ρｇ、ｇ、Ｄｐ、Ｃはそれぞれ、原料の密度（ｋｇ／ｍ３）、ガスの密度（ｋｇ／ｍ３）、重力加速度（ｍ／ｓ２）、原料粒径（ｍ）、抵抗係数（−）である。
　つまり、ｕ／２＝５１（ｍ／ｓ）を超えると原料に加わる重力より上昇するガスの抵抗力が確実に大きいことになる。したがって、ガス吹込部Ａから吹き込む予熱ガスｇの線速度は１０２（ｍ／ｓ）以下となる。
　上記においては、鉄鉱石原料の最大粒径３０ｍｍを使用して予熱ガスｇの線速度の計算をしたが、鉄鉱石原料の全体を表す平均粒径の１５ｍｍを使用して計算するとｕ／２＝３６．２（ｍ／ｓ）となる。よって、好ましい最大流速はおよそ７２（ｍ／ｓ）となる。
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　大型高炉の羽口数は４０個前後であり、これ以上の吹き込み口を高炉に設置するのは物理的に困難である。また、緊急時の遮断弁径を考えると内径２００ｍｍ程度が限界となる。一例としてシャフト部に３００００Ｎｍ３／ｈの予熱ガスを内径２００ｍｍの４２個穴から吹き込んだ場合を考える。ガスの温度を８００℃、圧力を３．５ａｔｍとすると、先端ガス速度は約６ｍ／ｓと計算される。したがって、前記ガス吹込部（Ａ）から吹き込む予熱ガスの線速度は、６（ｍ／ｓ）以上であるのが好ましい。
　また、高炉内で最も容易に吹き飛ばされやすいのは、軽くて小さなコークス粉である。その粒径を１ｍｍ、密度を１０００ｋｇ／ｍ３とするとｕ／２＝５．２（ｍ／ｓ）となり、１０（ｍ／ｓ）以下ではあらゆる原料の流動化は起こりえない。言い換えれば、１０（ｍ／ｓ）以下にするために、炉周方向におけるガス吹込部Ａの設置数やガス吹込部Ａの吹込口径など増加する必要は無い。
　また、コストや操業リスクを考慮すると、ガス吹込部Ａの設置数は少ないほどよく、ガス吹込部Ａの吹込口径は小さいほど良いが、その場合ガス吹き込み速度は増加する。気体配管は体積流量に対してエロージョンによる寿命、圧力損失、騒音、コストを考慮して最大流速を選定するが、安全を見ても１５（ｍ／ｓ）以下にする必要は無いと思われる。
　炉周方向におけるガス吹込部Ａの設置数や設置形態は特に限定しないが、炉周方向において等間隔で複数箇所に設けることが好ましい。特に、少なくとも、炉周方向において等間隔でｎ箇所（但し、ｎは４以上の偶数）に設け、予熱ガスｇの吹き込み総量に応じて、前記ｎ箇所のガス吹込部Ａのなかから、予熱ガスｇの吹き込みを行うガス吹込部Ａを炉周方向において等間隔に選択することが好ましい。この場合のガス吹込部Ａの等間隔での設置数は４，８，１６，３２，６４などである。図７（シャフト部の水平断面）は、そのようなガス吹込部Ａの設置形態を示しており、炉壁の周方向で等間隔に表された細線がガス吹込部Ａの位置を示し、Ａ＝数字はガス吹込部Ａの設置数を示す。なお、実際の設備では、ガス吹込部Ａを炉周方向で厳密に等間隔に設けることは、炉体冷却構造等との関係から困難な場合もあるので、設置する位置の若干のずれは許容される。
　ガス吹込部Ａからの予熱ガスｇの吹き込みは、低ＲＡＲ操業時における炉頂温度の低下を防止することにあるから、ＲＡＲによって予熱ガスｇの吹き込み必要量は変化してくる。吹き込み必要量が少量の場合に、各ガス吹込部Ａからのガス吹き込み量を均等に減ずることは可能であるが、実際には流量の検知・制御精度低下は免れない。よって、予熱ガスｇを吹き込むガス吹込部Ａの数を間引くのが合理的である。高炉は軸対称形であり、予熱ガスｇの吹き込みも軸対称とすることが望ましい。予熱ガスｇを吹き込むガス吹込部Ａの数を炉周方向で等間隔に間引くには、使用するガス吹込部Ａと閉止するガス吹込部Ａを交互に設定する必要がある。このとき、ガス吹込部Ａの設置数が例えば７や９などの２の累乗でない数では、完全に交互に閉止できない。一方、例えば、ガス吹込部Ａの設置数を６４とした場合には、３２→１６→８→４という様に軸対称性を維持しつつ、予熱ガスｇを吹き込むガス吹込部Ａの数を減じることが可能である。
　上記のように予熱ガスｇの吹き込みを行わないガス吹込部Ａがある場合、長期間ガス吹込みを停止すると、亜鉛化合物などの壁付が吹込み口を閉塞するおそれがある。また、完全に閉塞しなくても、吹込み抵抗が上昇して適切な量を吹き込めないと、高炉の軸対称性維持の観点から問題となる。このようなガス吹込み口の閉塞や狭小化を防止するには、予熱ガスｇの吹き込みを行わないガス吹込部Ａについても微量なガスを流し続けるか或いは間欠的に流すのが好ましい。
　ガス吹込部Ａから吹き込む予熱ガスｇの温度に特別な制限はないが、炉頂温度を上昇させるという観点からは、一般的には１００℃以上、好ましくは５００℃以上が望ましい。
　予熱ガスｇの種類は特に制限はないが、酸素（Ｏ２としての酸素ガス。以下同様）を含まない或いは酸素濃度が低いガスを用いることが好ましい。予熱ガスｇに酸素があると炉内で還元中の鉄酸化物（Ｆｅ３Ｏ４、ＦｅＯ）を再酸化させるためである。
　予熱ガスｇとしては、例えば、ダストなどを除去した後の炉頂ガスの一部を循環利用することができる。また、このような循環利用される炉頂ガスに加えて、或いはその炉頂ガスに代えて、製鉄所でガスホルダーに貯蔵されている高炉発生ガス（Ｂガス）、または高炉発生ガスとコークス炉発生ガス（Ｃガス）の混合ガスなどを用いることもできる。上記のような予熱ガスｇとして用いられるガスを、燃焼炉や間接加熱炉で加熱昇温（予熱）させ、吹き込みガスとして用いることもできる。また、上記のガスは、脱炭酸した後に吹き込むこともできる。脱炭酸することでＣＯ主体の高カロリーガスとなるとともに、燃焼炉で使用する酸素量を減らすことができる。予熱ガスｇの吹き込み量にも特別な制限はないが、例えば、炉頂ガス温度を１００~１５０℃程度に維持できるガス吹き込み量とする。
　炉内容積３０００ｍ３級の普通高炉において、本発明例として、図１に示す位置ｐ１（Ｒ０＝５ｍ）よりもやや下方位置に、ガス吹込管（ガス吹込部Ａ）を炉周方向で等間隔に３２本設け、これらガス吹込管から炉頂ガスの一部（炉頂ガス量の１０体積％）を循環させて炉内に吹き込む試験を行った。炉頂ガスは炉頂ガス発電装置の下流側のガス流路から一部を抜き出した後、燃焼炉で５００℃まで加熱し、ガス吹込管（ガス吹込部Ａ）に予熱ガスｇとして導入した。ガス吹込管の内径は２００ｍｍ、ガス吹込管先端のガス速度は２０ｍ／ｓをやや下回る程度とした。このガス速度は１０２（ｍ／ｓ）以下を満足する。
　一方、比較例１として、図１に示す位置ｐ１よりもやや上方位置にガス吹込管（ガス吹込部Ａ）を炉周方向で等間隔に３２本設け、これらのガス吹込管から上記本発明例と同じ条件で予熱ガスｇの吹き込みを行った。また、比較例２として、シャフト部の下端位置にガス吹込管（ガス吹込部Ａ）を炉周方向で等間隔に３２本設け、これらのガス吹込管から上記本発明例と同じ条件で予熱ガスｇの吹き込みを行った。本発明例と比較例１について、原料充填層の上層部の堆積形状を炉頂プロフィール計にて測定した結果を図８に示す。また、本発明例と比較例２について、差指（サウジング）により測定した原料降下状況を図９に示す。
　まず、本発明例を実施したところ、送風圧の異常もなく、図８（ａ）に示すような原料堆積形状が得られた。また、図９（ａ）に示されるように、原料降下状況も順調であった。次いで、予熱ガスｇを吹き込むガス吹込管を変更して比較例１を実施したところ、突然送風圧が上昇するとともに変動も大きくなる現象が発生し、元の吹込み位置（本発明例）に戻すこととなった。そのときの原料堆積形状を図８（ｂ）に示すが、周辺部がフラット化し、中心部に鉱石が流れ込んでいた。このような原料堆積形状は、予熱ガスｇの吹込位置が浅すぎたために、原料堆積面の安定性が阻害され、堆積形状が崩壊したことを示している。
　次に、予熱ガスｇを吹き込むガス吹込管を変更して比較例２を実施したところ、図９（ｂ−１）に示されるように原料降下が停止し、その後、図９（ｂ−２）に示されるように連続スリップと呼ばれる不連続かつ高速な原料降下が発生した。この際、炉頂からは１０００℃近い高温のガスが放出されるとともに、溶銑温度が１００℃近く急低下した。これは通気抵抗の高い融着層の下にガスを吹き込んだため、融着層の順調な降下が妨げられたためであると考えられる。
　次に、本発明例において、予熱ガスｇを吹き込むガス吹込管の本数を１６本に半減させた。当初は予熱ガス吹込み量も半減させてガス速度は維持したが、その後徐々に風量を増加させ、ほぼ２３０ｍ／ｓに達したところで、突然吹込み圧力と流量が変動し制御不能となった。この際、ガス吹込管に設置されたカメラからの観察で、原料が不安定に動いているのが確認される一方、先の堆積形状のプロフィール計測結果に変化は見られず、原因は堆積面表層ではなく、原料充填層内での攪拌であることが確認された。
　［実施の形態２］
　実施の形態２の高炉操業方法について図面を参照しながら説明する。
　図１０は、実施の形態２の高炉操業方法が適用された高炉の全体図である。シャフトとは、この高炉のうち、高炉上部から下方に向けて下広がりになった部分である。
　この高炉１では、羽口２から熱風を吹き込み、炉内に装入されたコークスを燃焼させて鉄鉱石を溶銑し、炉床部に設けた図示しない出銑孔から出銑する操業を行う。高炉１の炉内ガス、所謂高炉ガスは、一部を排気すると共に、一部を循環して、シャフト部に設けられた吹き込み口から高炉１内に予熱ガスとして吹き込む。図中の符号４は、高炉ガスを加熱する加熱装置である。高炉ガスを予熱ガスとする場合、高炉ガス自体は燃焼しないので、個別の燃焼ガスを混入して加熱装置４内で燃焼させるか、或いはバーナやヒータ、蓄熱体などの外部加熱手段によって加熱する。予熱ガスとしては、高炉１の炉内雰囲気を保持するという意味で高炉ガスが最も理想的である。予熱ガスには、高炉ガスの他、例えばコークス炉から得られる、所謂コークス炉ガスなどの燃焼排ガスを用いることもできる。予熱ガスの要件として重要なのは、炉内の還元雰囲気を阻害しないことであり、そのための必須要件はＯ２を含まないことである。もし、Ｏ２を含む場合、Ｏ２を除去してから用いるべきである。また、燃焼排ガスであることから、ＣＯやＣＯ２を含んでいる。
　予熱ガスの吹き込み口３は、図１１に示すように、高炉１の周方向全周に等間隔で設け、予熱ガスが高炉の周方向全周から等間隔に吹き込まれるようにすると共に、その吹き込み口３を、高炉１の高さ方向に複数段、本実施形態では３段設けた。これは、例えば予熱ガスの温度や高炉１の炉頂部の温度に応じて、予熱ガスの吹き込み高さを変更可能としたものである。なお、各段の吹き込み口３は、図１１（ａ）に示すように個々に予熱ガスを調整して吹き込めるようにしても、図１１（ｂ）に示すように共通の連結管から同一の予熱ガスを吹き込むようにしてもよい。
　以下に、予熱ガスの温度、予熱ガスの吹き込み高さ、予熱ガスの吹き込み量に関する試験結果を示す。まず、炉内容積５０００ｍ３、ＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで操業している高炉で、予熱ガス吹き込み量６５Ｎｍ３／ｔ、予熱ガス温度２００℃、６００℃、１０００℃の夫々で予熱ガス吹き込み温度を変化させたときの予熱ガス吹き込みのない場合との炉頂部の温度差ΔＴＧＴ℃を調べた。予熱ガスの吹き込み高さは、高炉シャフト部の全長をｈ０（ｍ）とし、予熱ガス吹き込み高さｈ（ｍ）の全長ｈ０（ｍ）に対する割合を無次元シャフト高さとして示し、無次元シャフト高さ０．８で予熱ガスを吹き込んだ。試験の結果を図１２に示す。
　図１２より明らかなように、予熱ガスの吹き込みのない場合に比べて、予熱ガスをシャフト部に吹き込むことにより、炉頂部の温度を上昇させることができこと、同じ吹き込み高さ、同じ吹き込み量でも、予熱ガスの温度に応じて炉頂温度が５℃~４５℃程度昇温することが分かった。以上により、炉頂温度の絶対値に応じて、必要最小限の吹き込み温度に制御することができることが分かった。なお、シャフト部に吹き込む予熱ガスは、吹き込む位置の炉内温度以上であることが望ましい。吹き込む位置の温度より予熱ガスの温度が低い場合には、炉内を逆に冷やしてしまう恐れがあるからである。
　次に、炉内容積５０００ｍ３、ＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで操業している高炉で、予熱ガス吹き込み温度１０００℃、予熱ガス吹き込み量１００Ｎｍ３／ｔの条件で、予熱ガス吹き込み高さを変化させたときの予熱ガス吹き込みのない場合との炉頂部の温度差ΔＴＧＴ（℃）を調べた。予熱ガスの吹き込み高さは、高炉シャフト部の全長をｈ０（ｍ）とし、予熱ガス吹き込み高さｈ（ｍ）の全長ｈ０（ｍ）に対する割合を無次元シャフト高さとして示し、無次元シャフト高さ０．４、０．６、０．８の３水準で予熱ガスを吹き込んだ。試験の結果を図１３に示す。
　図１３より明らかなように、予熱ガスの吹き込みのない場合に比べて、予熱ガスをシャフト部に吹き込むことにより、炉頂部の温度を５０℃以上上昇させることができること、同じ吹き込み温度、同じ吹き込み量でも、予熱ガスの吹き込み高さに応じて炉頂温度が更に５℃~１０℃程度変化することが分かった。以上により、炉頂温度の絶対値、予熱ガス温度に応じて、必要最小限の吹き込み量に制御できるように吹き込み高さを調節できることが分かった。なお、この場合も、シャフト部に吹き込む予熱ガスは、吹き込む位置の炉内温度以上であることが望ましい。吹き込む位置の温度より予熱ガスの温度が低い場合には、炉内を逆に冷やしてしまう恐れがあるからである。
　次に、炉内容積５０００ｍ３、ＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで操業している高炉で、予熱ガス吹き込み温度１０００℃、予熱ガス吹き込み量を３２．５Ｎｍ３／ｔ、６５Ｎｍ３／ｔ、９７．５Ｎｍ３／ｔ、１３０Ｎｍ３／ｔに変化させたときの予熱ガス吹き込みのない場合との炉頂部の温度差ΔＴＧＴ（℃）を調べた。予熱ガスの吹き込み高さは、高炉シャフト部の全長をｈ０（ｍ）とし、予熱ガス吹き込み高さｈ（ｍ）の全長ｈ０（ｍ）に対する割合を無次元シャフト高さとして示し、無次元シャフト高さ０．６で予熱ガスを吹き込んだ。試験の結果を図１４に示す。
　図１４より明らかなように、予熱ガスの吹き込みのない場合に比べて、予熱ガスをシャフト部に吹き込むことにより、炉頂部の温度を上昇させることができこと、同じ吹き込み温度、同じ吹き込み高さも、予熱ガスの吹き込み量に応じて炉頂温度が１０℃~４０℃程度変化することが分かった。以上により、炉頂温度の絶対値、必要最小限の吹き込み量に制御できるように吹き込み高さを調節できることが分かった。なお、この場合も、シャフト部に吹き込む予熱ガスは、吹き込む位置の炉内温度以上であることが望ましい。吹き込む位置の温度より予熱ガスの温度が低い場合には、炉内を逆に冷やしてしまう恐れがあるからである。
　次に、予熱ガスを吹き込まない場合、予熱ガスの温度を変化させた場合、予熱ガスの吹き込み高さを変化させた場合の炉内の温度分布について説明する。前記温度分布は鉱石温度の等温線で表され、その温度刻みは１００℃毎である。図１５（ａ）は、ＲＡＲ４９０ｋｇ／ｔ、所謂通常の高炉操業状態での炉内の温度分布を示す。図１５（ｂ）は、ＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔ、所謂通常の高炉操業状態での炉内の温度分布を示す。予熱ガスは吹き込んでいない。このときの炉頂温度は、１２５．４℃である。しかしながら、同じ操業条件で、ＲＡＲを４７０ｋｇ／ｔに低下すると、炉内の熱量が減少するため、予熱ガスを吹き込まない場合、例えば９００℃のラインが低下し、炉頂部の温度が９９．２℃まで低下した。
　図１６（ａ）は、同じくＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで、シャフト部の下部から温度１０００℃の予熱ガス（図中の符号ＳＧＩ）を予熱ガス吹き込み量６５Ｎｍ３／ｔで吹き込んだ場合の炉内温度分布である。この場合、例えば炉内の９００℃ラインを上昇させることができ、炉頂温度を１３５．２℃まで昇温させることができた。また、図１６（ｂ）は、同じくＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで、シャフト部の下部から温度１０００℃の予熱ガス（図中の符号ＳＧＩ）を予熱ガス吹き込み量１３０Ｎｍ３／ｔで吹き込んだ場合の炉内温度分布である。この場合、例えば炉内の９００℃ラインは、図１６（ａ）と大差ないが、炉頂温度を１６８．２℃まで昇温させることができた。
　図１７（ａ）は、同じくＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで、シャフト部の下部から温度２００℃の予熱ガス（図中の符号ＳＧＩ）を予熱ガス吹き込み量１３０Ｎｍ３／ｔで吹き込んだ場合の炉内温度分布である。この場合、例えば炉内の９００℃ラインは、図１６よりも下降するが、炉頂温度を１１２℃まで昇温させることができた。また、図１７（ｂ）は、同じくＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔで、シャフト部の上部から温度２００℃の予熱ガス（図中の符号ＳＧＩ）を予熱ガス吹き込み量１３０Ｎｍ３／ｔで吹き込んだ場合の炉内温度分布である。この場合、例えば炉内の９００℃ラインは、図１７（ａ）と大差ないが、炉頂温度を８０℃を超える温度まで昇温させることができた。
　このような試験結果に基づき、本実施形態の高炉操業方法では、高炉１の上部から２００℃以上の予熱ガスを吹き込み、炉頂部の温度を８０℃以上に保持しながら高炉操業を行うこととした。これにより、低ＲＡＲ操業（炭酸ガス排出力削減）を行う場合であっても、特に炉頂部の昇温不良を回避することができる。なお、炉頂温度が低下して１００℃を割り込んでも、８０℃以上に保持しながら高炉操業を継続している限り、排ガス中の水分凝縮も操業継続中は回避できるが、好ましくは、温度的に水分凝縮を回避できる１００℃超えである１１０℃以上に保持する。
　また、予熱ガスとして、Ｏ２の除去された燃焼排ガスを用いることにより、炉内の還元作用を阻害することがない。
　また、予熱ガスとして、少なくともＣＯ及びＣＯ２の何れか一方又は双方を含有する燃焼排ガスを用いることにより、炉内の還元作用を阻害することがなく、高炉ガスを始め、多種の燃焼排ガス及びその顕熱を利用することができる。
　また、予熱ガスとして高炉ガスを用いることにより、炉内雰囲気を確保することができる。
　また、予熱ガスを加熱する場合、予熱ガス自体を燃焼させて加熱するか、又は間接的加熱によって加熱することにより、予熱ガスの温度制御を容易に行うことができる。
　また、予熱ガスを、高炉の周方向全周から等間隔に炉内に吹き込むことにより、炉頂部の昇温を均一に行うことが可能となる。
　また、予熱ガスを、高炉の高さ方向に複数段設けられた吹き込み口から炉内に吹き込むことにより、予熱ガスの温度や炉頂部の温度に応じた吹き込み口の高さ制御が可能となる。
　また、予熱ガスの温度及び炉頂部の温度の少なくとも一方に基づいて、予熱ガスを吹き込む吹き込み口の高さ方向の段を制御することにより、炉頂部の温度制御を容易に行うことができる。
実施の形態３
　本発明者らは、図１８に示す高炉への予熱ガス吹き込み部分を再現する実験設備１０を用いて、実際に酸素濃度を０として予熱ガスを吹き込む実験を行った。なお、図１８において、１１は原料（焼結鉱）、１２はヒーター、１３はバーナーである。
　まず、本実験装置において、予熱ガスの吹き込みを開始するに先立ち、炉内上昇ガスを模したＣＯ：３０％、ＣＯ２：２０％、Ｎ２：５０％の混合ガスをヒーター１２で５００℃に加熱して下部より吹込み、炉内の焼結鉱を採取したところ、Ｆｅ２Ｏ３はほとんどなく、Ｆｅ３Ｏ４で占められていた。その後、高炉ガスを完全燃焼させ、酸素を含まない予熱ガスをバーナー１３で８００℃に加熱して吹き込み、吹き込み位置周辺と上部の焼結鉱を採取したところ、ほとんどがＦｅ２Ｏ３に戻っていた。これは図１９に示す酸化鉄の平衡状態図からもわかるように、酸素による酸化反応ではなく、下記のようなＣＯ２による酸化反応、
　ＣＯ２＋２Ｆｅ３Ｏ４　→　ＣＯ＋３Ｆｅ２Ｏ３
が起こったためである。このことから、単に「予熱ガスとして、酸素を含まないガスを用いる」だけでは、鉄鉱石の再酸化を防止できないことが分かる。
　また、特許文献１においては、５００℃以上に予熱した予熱ガスを吹き込むことで、亜鉛化合物（例えば、酸化亜鉛（ＺｎＯ））などの壁付着が助長されることを防止するようにしているが、図２０に示す酸化亜鉛の平衡状態図からも明らかなように、固体酸化亜鉛（ＺｎＯ）を気化させる（気体亜鉛（Ｚｎ）にする）には、「５００℃以上に加熱して吹き込む」だけでは不十分である。したがって、それだけでは、亜鉛化合物（例えば、酸化亜鉛（ＺｎＯ））などの壁付着を的確に抑止することができない。
　さらに、本発明者らは、図１８の実験設備において、コークスを充填して酸素を含まない予熱ガスを吹き込んだ。その後、内部のコークスのドラム強度試験を行ったところ、極端に強度が低下（粉率が上昇）している場合があることが確認された。図２１にコークス充填層中でのＣＯとＣＯ２の平衡組成を示すが、ＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）が低くＣＯ２の濃度が高い状態のガスを炉内に吹込むと、ＣＯ２がコークス中のカーボンＣと反応して２ＣＯとなることが推定される。この反応により、コークスの基質であるカーボンが失われて強度が低下したと考えられる。コークス強度は高炉の通気性確保のために非常に重要であり、厳密に管理されている。高炉内でコークスの粉率が上昇すると、高炉の通気性が悪化し、生産性の阻害要因となる。
　実施の形態３の目的は、安定した低還元材比操業（低ＲＡＲ操業）を実施することができる高炉操業方法を提供することである。
　上記目的を達成するために、実施の形態３は、酸素富化率が１０体積％以下の羽口吹込みを行っている高炉操業において、シャフト部から予熱ガスを吹き込むに当たり、吹き込む予熱ガスを、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気とすることを特徴とする高炉操業方法を、提供する。
　（実施形態３−１）
　本発明の実施形態３−１は、酸素富化率が１０体積％以下の羽口吹込みを行っている高炉操業において、低還元材比操業（低ＲＡＲ操業）を実施する際に必要となる炉頂温度の上昇・確保を図るためにシャフト部から予熱ガスを吹き込むに当たり、吹き込む予熱ガスを、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気とする高炉操業である。
　前述したような、予熱ガスを吹き込んだ際に、還元された鉄鉱石Ｆｅ３Ｏ４がＦｅ２Ｏ３に再酸化されてしまうのを防ぐには、吹き込む予熱ガスを、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気とすることが重要である。そのためには、吹き込む予熱ガス中に酸素を含まないことに加え、図１９に示した酸化鉄の平衡状態図に従い、予熱ガス中のＣＯ濃度（ＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２））を５％以上として、Ｆｅ３Ｏ４が安定なガス組成とすることである。
　さらに、吹き込む予熱ガスの温度を９００℃以下とすることが好ましい。図２１に示すように、高温であるほどＣＯ２よりＣＯが安定であり、その分コークス中のカーボンが消費されてしまうため、むやみに予熱ガスの温度を上げることはコークスの粉化を促進してしまうからである。
　ちなみに、前述の図１８に示した実験設備を用いて、吹き込む予熱ガスの組成をＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）で５％以上である６％とした上で、その予熱ガスの温度を変化させて、充填したコークスの粉化率を測定したところ、正の相関が観測され、吹き込む予熱ガスの温度はできるだけ低く抑制する必要があることが確認された。
　つまり、炉頂温度を上げることを目的としてシャフト部から予熱ガスを吹き込む場合、吹き込み量と温度の積である熱容量が重要であるが、９００℃以上の高温のガスを吹き込むよりは吹き込み量を増やしたほうが、操業安定上有利である。
　以上のとおり、この実施形態３−１においては、吹き込む予熱ガスの組成をＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）で０．０５以上（５％以上）、その温度を５００℃~９００℃とするのが好適である。
　また、図２２に水素中の酸化鉄の平衡状態図を示すが、吹き込む予熱ガス中にある程度の水素を含むようにすることも効果的であると考えられる。
　このようにして、この実施形態３−１においては、鉱石の再酸化を防止しながら炉頂温度の上昇・確保を図ることができ、安定した低還元材比操業（低ＲＡＲ操業）を実施することが可能となる。
　（実施形態３−２）
　上記の実施形態３−１においては、低還元材比操業（低ＲＡＲ操業）を実施する際に必要となる炉頂温度の上昇・確保を図るためにシャフト部から予熱ガスを吹き込むに当たり、吹き込む予熱ガスを、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気とするようにしているが、本発明の実施形態３−２は、それに加えて、亜鉛化合物（例えば、酸化亜鉛（ＺｎＯ））の壁付着を抑止するために、吹き込む予熱ガス（予熱ガス）を、酸化亜鉛（ＺｎＯ）が亜鉛（Ｚｎ）に還元される雰囲気とするようにしている。
　図２０に示す酸化亜鉛の平衡状態図から、たとえばＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）が０．２程度の比較的低濃度のＣＯガスでも７５０℃の予熱でＺｎＯをＺｎに還元可能であることがわかる。このように、吹き込む予熱ガスの組成と温度の組み合わせを適正に制御することにより、酸化亜鉛の壁付着を確実に除去可能である。
　したがって、この実施形態３−２においては、図１９に示した酸化鉄の平衡状態図と、図２０に示した酸化亜鉛の平衡状態図とに基づいて、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気で、かつ、ＺｎＯがＺｎに還元される雰囲気である予熱ガスを吹き込むようにしている。
　具体的には、吹き込む予熱ガスの組成をＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）で０．０５以上（５％以上）、その温度を８００℃~９００℃とするのが好適である。
　このようにして、この実施形態３−２においては、鉄鉱石の再酸化を防止しながら炉頂温度の上昇・確保を図ることができるとともに、亜鉛化合物（例えば、酸化亜鉛（ＺｎＯ））の壁付着を的確に抑制することができ、安定した低還元材比操業（低ＲＡＲ操業）を実施することが可能となる。
　なお、亜鉛化合物（例えば、酸化亜鉛（ＺｎＯ））の壁付着の成長はそれほど速くはないので、吹き込む予熱ガスを比較的高温（例えば、８００℃~９００℃）にして、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気で、かつ、ＺｎＯがＺｎに還元される雰囲気（Ｚｎが安定な雰囲気）にする実施形態３−２は、例えば月に数日実施するようにして、それ以外の日は、吹き込む予熱ガスを比較的低温（例えば、５００℃~７５０℃）にして、Ｆｅ２Ｏ３が還元される雰囲気で、かつ、ＺｎＯが安定な雰囲気とすることも可能である。
［実施例１］
　実施の形態３の効果を確認するために、前述の図１８に示した実験設備を用いて、シャフト部への予熱ガスの吹き込みを行った。
　その際に、本発明例として、前記の本発明の実施形態３−２に基づいて、シャフト部への予熱ガスの吹き込みを行った。すなわち、吹き込む予熱ガスの酸素濃度は０とし、さらに、図２３に示すように、ＣＯ濃度をＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）で６％および１２％、温度を８００℃とした。
　これに対して、従来例として、前記の特許文献１に基づいて、シャフト部への予熱ガスの吹き込みを行った。すなわち、吹き込む予熱ガスの酸素濃度は０とし、さらに、図２３に示すように、ＣＯ濃度をＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）で０％、温度を８００℃とした。
　その結果、従来例では、先の実験（［発明が解決しようとする課題］の欄）と同様に、
　Ｆｅ３Ｏ４からＦｅ２Ｏ３への再酸化現象が観測された。
　一方、本発明例では、Ｆｅ３Ｏ４からＦｅ２Ｏ３への再酸化現象は起きなかった。また、吹込み口上方の壁面にＺｎＯ粉末の凝集物を２００ｇ設置したところ、Ｚｎへの還元ガス化（気化）により８０ｇの消費があり、ＺｎＯの壁付着に対する抑止効果が確認された。

Claims (19)

  1. 　高炉の炉口半径をＲ０とし、ストックラインからの深さがＲ０の位置をｐ１、シャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３である位置をｐ２としたとき、炉高方向において位置ｐ１と位置ｐ２との間にガス吹込部（Ａ）を設け、
    　酸素富化率が２０体積％以下の熱風を羽口から高炉内に吹き込み、
    　前記予熱ガス吹込部（Ａ）から予熱ガスを吹き込む、
    　高炉操業方法。
  2. 　前記予熱ガス吹込部（Ａ）から１０２（ｍ／ｓ）以下の線速度で予熱ガスを吹き込む、請求項１に記載の高炉操業方法。
  3. 　前記ガス吹込部（Ａ）から吹き込まれる予熱ガスの線速度が、６~１０２（ｍ／ｓ）である、請求項２に記載の高炉操業方法。
  4. 　前記予熱ガスの線速度が、１０~７２（ｍ／ｓ）である、請求項３に記載の高炉操業方法。
  5. 　前記予熱ガスの線速度が、１５~７２（ｍ／ｓ）である、請求項４に記載の高炉操業方法。
  6. 　前記ガス吹込部（Ａ）が、ストックラインからの深さが７ｍの位置と、シャフト部下端からの高さがシャフト部全高の１／３の位置との間に設けられている、請求項１に記載の高炉操業方法。
  7. 　前記ガス吹込部（Ａ）が、炉周方向に少なくとも４箇所以上等間隔に設けられている、請求項１に記載の高炉操業方法。
  8. 　前記予熱ガスの吹き込みが、２００℃以上の温度の予熱ガスを吹き込み、炉頂温度を少なくとも８０℃以上に保持することからなる請求項１に記載の高炉操業方法。
  9. 　前記予熱ガスが、２００℃~１０００℃の温度を有する請求項８に記載の高炉操業方法。
  10. 　前記予熱ガスが、Ｏ２の除去された燃焼排ガスである請求項８に記載の高炉操業方法。
  11. 　前記予熱ガスが、ＣＯとＣＯ２からなるグループから選択された少なくとも一つを含有する燃焼排ガスである請求項８に記載の高炉操業方法。
  12. 　前記予熱ガスが、高炉ガスを燃焼させたガスである請求項８に記載の高炉操業方法。
  13. 　前記予熱ガスが、高炉ガスを加熱したガスである請求項８に記載の高炉操業方法。
  14. 　前記予熱ガスの吹き込みが、予熱ガスを高炉の高さ方向に複数段設けられた吹き込み口から炉内に吹き込むことからなる請求項８に記載の高炉操業方法。
  15. 　さらに、前記予熱ガスの温度及び炉頂部の温度の少なくとも一つに基づいて、予熱ガスを吹き込む吹き込み口の高さ方向の位置を制御する請求項８に記載の高炉操業方法。
  16. 　前記予熱ガスが、Ｆｅ２Ｏ３が還元される組成を有する請求項１に記載の高炉操業方法。
  17. 　前記予熱ガスが、Ｆｅ２Ｏ３が還元され、且つ、ＺｎＯがＺｎに還元される組成を有する請求項１６に記載の高炉操業方法。
  18. 　前記予熱ガスが、０．０５以上のＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）比、温度が５００℃~９００℃の温度を有する請求項１６に記載の高炉操業方法。
  19. 　前記予熱ガスが、０．０５以上のＣＯ／（ＣＯ＋ＣＯ２）比、温度が８００℃~９００℃の温度を有する請求項１７に記載の高炉操業方法。
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