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WO2018180892A1 - 高炉操業方法 - Google Patents

高炉操業方法 Download PDF

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WO2018180892A1
WO2018180892A1 PCT/JP2018/011417 JP2018011417W WO2018180892A1 WO 2018180892 A1 WO2018180892 A1 WO 2018180892A1 JP 2018011417 W JP2018011417 W JP 2018011417W WO 2018180892 A1 WO2018180892 A1 WO 2018180892A1
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WO
WIPO (PCT)
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gas
pipe
lance
blast furnace
combustion
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2018/011417
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
尚貴 山本
明紀 村尾
裕之 堀越
亮丞 宮越
晃太 盛家
深田　喜代志
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
Application filed by JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Publication of WO2018180892A1 publication Critical patent/WO2018180892A1/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
    • C21B5/00—Making pig-iron in the blast furnace

Definitions

  • the ratio of reducing agent rate (RAR: Abbreviation for Reduction Agent Rate) is the total amount of reducing material injected from the tuyere and coke charged from the top of the furnace per 1 ton of pig iron. ) Is strongly promoted.
  • a mixed reducing material mixed with a solid reducing material and a flammable reducing material and a combustion-supporting gas are mixed from a double-pipe lance whose tip is inserted into a blow pipe that is a hot air flow path.
  • Blast furnace operation method that cools by blowing from the inner pipe and the outer pipe to improve combustibility and regulates the outlet flow velocity in the outer pipe to 20 to 120 m / s so that the double pipe lance is not deformed by heat. is doing.
  • Patent Document 2 the amount of pulverized coal and the amount of gaseous fuel that are blown from the same tuyere are blown with a specific relational expression to improve combustibility and suppress the generation of unburned char.
  • a blast furnace operating method consisting of the following has been proposed.
  • Patent Document 3 when low volatile pulverized coal having an average volatile content of 25 mass% or less is used, the oxygen concentration in the gas blown simultaneously with the pulverized coal is set to 70 vol% in the vicinity of the tip of the pulverized coal blowing lance.
  • a method for improving the combustibility of low-volatile matter pulverized coal in a blast furnace has been proposed, which is ensured as described above or the oxygen concentration in the pulverized coal carrier gas is set to 70 vol% or more.
  • Patent Documents 1 and 2 are effective in improving the combustion temperature of pulverized coal and reducing the basic unit of reducing material compared to the conventional method of blowing only pulverized coal from the tuyere.
  • problems as described below there were problems as described below.
  • Patent Document 2 has a problem in that the positions where pulverized coal and city gas are blown are unclear. In addition, the respective contact properties of pulverized coal, city gas, and oxygen during blowing affect the flammability of pulverized coal, but no particular consideration is given to this point.
  • the oxygen concentration in the gas blown simultaneously with the pulverized coal is controlled to be a certain level or more, but even if the oxygen concentration around the pulverized coal particles is increased, If the temperature cannot be raised to the temperature at which the pulverized coal particles ignite, the combustion reaction will not occur. Therefore, in the combustion of pulverized coal particles, there is a problem that not only the oxygen concentration but also the temperature rise of the pulverized coal particles must be improved at the same time.
  • the present invention has been developed to solve the above-described current situation.
  • the solid reducing material when the solid reducing material is blown from the tuyere through the double pipe lance, two double pipe lances are used. A solid reducing material is injected from the other double pipe lance with a flammable reducing gas and a solid reducing material, respectively.
  • the solid reducing material when the solid reducing material is blown from the tuyere through the double tube lance, one double tube lance is used, and the combustion supporting gas and the solid reducing material are supplied from the double tube lance. Infuse.
  • the gist configuration of the present invention is as follows. 1. Supplying hot air from the hot air pipe to the inside of the blow pipe whose tip is connected to the tuyere of the blast furnace, supplying the hot air from the tuyere into the furnace via the inside of the blow pipe, A first solid reducing material is blown from the inner pipe of the first double pipe lance whose tip is inserted into the blow pipe, and a combustion-supporting gas is blown into the blow pipe simultaneously from the outer pipe.
  • a second solid reducing material is introduced from the inner pipe of the second double pipe lance having a tip inserted into the blow pipe, and a flammable reducing gas is introduced from the outer pipe to the inside of the blow pipe.
  • a blast furnace operating method that is simultaneously blown and supplied into the furnace from the tuyere,
  • the combustion support gas injection index A defined by the following formula (1) is set to 100 or more and 100000 or less, and the combustion index of the flammable reducing gas defined by the following formula (2)
  • any of the above 1-3, wherein the flammable reducing gas is one or more selected from city gas, natural gas, propane gas, hydrogen, converter gas, blast furnace gas, and coke oven gas The blast furnace operating method according to one item.
  • a method for operating a blast furnace characterized in that an injection index A of the combustion-supporting gas defined by the following formula (1) is 100 or more and 100000 or less.
  • V 1 Corrected gas flow velocity (m / s) of the combustion-supporting gas at the tip of the first double pipe lance, calculated by the following equation (3)
  • F 1 Gas flow rate of combustion-supporting gas per lance (Nm 3 / h)
  • V 1 ⁇ (G 1/ 3600) ⁇ (T 1 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 1 ⁇ (3)
  • G 1 Gas flow rate of the combustion-supporting gas in the standard state (Nm 3 / h)
  • T 1 Temperature of supporting gas (K)
  • P A Atmospheric pressure (kPa)
  • P B Hot air blowing pressure (kPa)
  • S 1 Cross-sectional area of the combustion-supporting gas in the first double-pipe lance (m 2 ) It is.
  • a blast furnace operating method that is simultaneously blown and supplied into the furnace from the tuyere, A method for operating a blast furnace, characterized in that a flammable reducing gas injection index B defined by the following formula (2) is set to 300 to 100,000.
  • V 2 Corrected gas flow rate (m / s) of the flammable reducing gas at the tip of the second double pipe lance, calculated by the following equation (4)
  • F 2 Gas flow rate of flammable reducing gas per lance (Nm 3 / h)
  • V 2 ⁇ (G 2/ 3600) ⁇ (T 2 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 2 ⁇ (4)
  • G 2 Gas flow rate of flammable reducing gas in standard state (Nm 3 / h)
  • T 2 temperature of the flammable reducing gas (K)
  • P A Atmospheric pressure (kPa)
  • P B Hot air blowing pressure (kPa)
  • S 2 Cross-sectional area of the flammable reducing gas in the second double-pipe lance (m 2 ) It is.
  • the flammable reducing gas is one or more selected from city gas, natural gas, propane gas, hydrogen, converter gas, blast furnace gas, and coke oven gas.
  • the flammability of the solid reducing material injected through the lance is improved without affecting the lance, and the blast furnace operation with a low coke ratio and a low reducing material ratio is stably performed. Can do.
  • the present invention takes the following three modes for its implementation.
  • the first and second double pipe lances are used, and the first solid pipe and the combustion-supporting gas are supplied from the first double pipe lance from the second double pipe lance.
  • a method in which only the second double pipe lance is used and the second solid reducing material and the flammable reducing gas are blown from the double pipe lance hereinafter referred to as the third invention).
  • FIG. 1 A combustion experiment for confirming the effect of the first invention was performed using the combustion experiment apparatus shown in FIG.
  • the figure shows the solid reducing material in a balanced manner using two double-pipe lances, each of which is connected to the tip of the blast furnace tuyere, and inside the blow pipe where hot air flows from the hot air pipe.
  • the state which injects property gas, a solid reducing material, and a combustible reducing gas is shown, respectively.
  • pulverized coal 2 was blown from the inner pipe of the first double pipe lance 1 as a first solid reducing material
  • oxygen 3 was blown from the outer pipe as a supporting gas.
  • specifications of pulverized coal per lance are: fixed carbon (FC) 77.8 mass%, volatile matter (VM) 13.6 mass%, ash (Ash) 8.6 mass%
  • the blowing condition was 31.0 kg / h (equivalent to 90 kg per 1 ton of pig iron).
  • the oxygen blowing conditions were a gas temperature (T 1 ) of 20 ° C., a flow rate (F 1 ) of 4.5 to 20 Nm 3 / h, and 19 to 83 kg per ton of pig iron.
  • the city gas blowing conditions were a gas temperature (T 2 ) of 20 ° C., a flow rate (F 2 ) of 0.49 to 5 Nm 3 / h, and 1 to 10 kg per 1 ton of pig iron.
  • the blowing conditions are: blowing temperature 1200 ° C., blowing pressure (P B ) 120 kPa, flow rate 350 Nm 3 / h, flow rate 150 m / s, oxygen enrichment +1.5 vol% (oxygen concentration 22.5 vol%, oxygen concentration in air 21 vol%) And 1.5 vol% enrichment).
  • N 2 gas was used as the carrier gas for the pulverized coal.
  • the atmospheric pressure (P A ) was 101.3 kPa.
  • the evaluation of the experimental results was based on the combustion temperature and dispersibility of pulverized coal in the case of a normal oxygen blowing index and a city gas blowing index (test symbol A).
  • the oxygen injection index A and the city gas injection index B are values defined by the following expressions (1) and (2), respectively.
  • A V 1 ⁇ F 1 (1)
  • B V 2 ⁇ F 2 (2) here,
  • V 1 Corrected gas flow velocity (m / s) of the combustion-supporting gas (oxygen) at the tip of the first double pipe lance, calculated by the following equation (3)
  • F 1 Gas flow rate of combustion-supporting gas (oxygen) per lance (Nm 3 / h)
  • V 2 Corrected gas flow velocity (m / s) of the flammable reducing gas (city gas) at the tip of the second double pipe lance, calculated by the following equation (4)
  • F 2 Gas flow rate of flammable reducing gas (city gas) per lance (Nm 3 / h) Note that the F 1, F 2, the gas flow rate in the pipe connected to the lance was measured by the gas flow meter.
  • each of the oxygen flow rate V 1 and city gas flow velocity V 2 at the lance tip was calculated using (4).
  • V 1 ⁇ (G 1/ 3600) ⁇ (T 1 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 1 ⁇ (3)
  • V 2 ⁇ (G 2/ 3600) ⁇ (T 2 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 2 ⁇ (4) here
  • G 1 Gas flow rate of combustion-supporting gas (oxygen) in the standard state (Nm 3 / h)
  • G 2 Gas flow rate (Nm 3 / h) of flammable reducing gas (city gas) in the standard state
  • T 1 Temperature of supporting gas (oxygen) (K)
  • T 2 Temperature (K) of flammable reducing gas (city gas)
  • P A Atmospheric pressure (kPa)
  • P B Hot air blowing pressure
  • the combustion temperature was measured using a two-color thermometer, and the dispersibility of pulverized coal was measured using a high-speed camera. In either case, measurement was performed at a position 50 mm from the tip of the double tube lance.
  • the results of examining the relationship are shown in Tables 1 and 2.
  • the dispersibility of the pulverized coal was evaluated by the maximum spread angle ⁇ of the pulverized coal at a position 50 mm from the tip of the double pipe lance as shown in the schematic diagram of FIG. It can be said that the greater the ⁇ , the better the dispersibility of the pulverized coal.
  • the length of the potential core 7, which is a region where oxygen, city gas, and blown gas do not mix, is shortened when the oxygen or city gas blowing index decreases.
  • the dispersibility of the pulverized coal particles is improved, the mixing property of the pulverized coal particles and the blowing gas is improved, the temperature rise of the pulverized coal particles is improved, and finally the combustibility is improved. It is thought that it is done.
  • a lance that blows pulverized coal and oxygen and a lance that blows pulverized coal and city gas are close to each other.
  • the city gas reacts and the city gas burns, causing rapid heating and ignition of the pulverized coal, which further improves the combustibility of both lances. Further, by reducing the amount of pulverized coal by half, the dispersibility of the pulverized coal is also improved, so that the combustibility is further improved.
  • the oxygen blowing index A is set to 100 or more and 100000 or less, and city gas blowing It has been determined that the inclusion index B needs to be 300 or more and 100,000 or less.
  • pulverized coal is advantageously adapted as the first and second solid reducing materials.
  • solid reducing materials such as waste plastics, waste solid fuel, organic resources, and waste materials can be mixed and used in pulverized coal.
  • the mixing amount of the solid reducing material other than pulverized coal is preferably 20 mass% or less.
  • the amount of the solid reducing material blown is preferably 50 to 300 kg per 1 ton of pig iron.
  • oxygen is preferable as the supporting gas, but oxygen-enriched air having oxygen of 22 vol% or more is also advantageously adapted. To do.
  • the oxygen concentration in the supporting gas exceeds the oxygen concentration in the air, the contact property between the pulverized coal and oxygen is improved, and the combustibility is improved.
  • the amount of the gas to be supported is preferably 9 to 370 kg per ton of pig iron.
  • the flammable reducing gas includes natural gas, propane gas, hydrogen, converter gas, blast furnace gas, coke oven as well as the above-mentioned city gas. Gas and the like are advantageously suitable.
  • the amount of the flammable reducing gas blown is preferably 0.1 to 50 kg per ton of pig iron. More preferably, it is 10 kg / t-pig iron or less.
  • the blown gas also referred to as hot air
  • a gas passing through the hot stove is usually used. Is done. Accordingly, the blowing temperature and blowing pressure indicate the gas temperature and gas pressure of the gas passing through the hot stove.
  • FIG. 1 shows a case where only the first double pipe lance 1 is used in the combustion experiment of the first invention shown in FIG. 1, and the fine powder is used as the first solid reducing material from the inner pipe of the double pipe lance 1.
  • Oxygen 3 was blown in as charcoal 2 and as a supporting gas from the outer tube.
  • various double-pipe lances with different cross-sectional areas of the flow passage gap were prepared and injected in order to change the flow rate with the same oxygen flow rate.
  • the specifications of pulverized coal are 77.8 mass% of fixed carbon (FC), 13.6 mass% of volatile matter (VM), 8.6 mass% of ash (Ash), and blowing conditions.
  • FC fixed carbon
  • VM volatile matter
  • Ash 8.6 mass% of ash
  • blowing conditions were 62.0 kg / h (equivalent to 180 kg per ton of pig iron).
  • the oxygen blowing conditions were a gas temperature (T 1 ) of 20 ° C., a flow rate (F 1 ) of 4.5 to 20 Nm 3 / h, and 19 to 83 kg per ton of pig iron.
  • blowing conditions are: blowing temperature 1200 ° C., blowing pressure (P B ) 120 kPa, flow rate 350 Nm 3 / h, flow rate 150 m / s, oxygen enrichment +1.5 vol% (oxygen concentration 22.5 vol%, oxygen concentration in air 21 vol%) And 1.5 vol% enrichment).
  • N 2 gas was used as the carrier gas for the pulverized coal.
  • the atmospheric pressure (P A ) was 101.3 kPa.
  • the oxygen injection index A is a value defined by the following equation (1).
  • A V 1 ⁇ F 1 (1) here,
  • V 1 Corrected gas flow velocity (m / s) of the combustion-supporting gas (oxygen) at the tip of the first double pipe lance, calculated by the following equation (3)
  • F 1 Gas flow rate of combustion-supporting gas (oxygen) per lance (Nm 3 / h)
  • the oxygen flow velocity V 1 at the tip of the lance was calculated using the following equation (3) corrected by the oxygen gas temperature and the blowing pressure.
  • V 1 ⁇ (G 1/ 3600) ⁇ (T 1 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 1 ⁇ (3)
  • G 1 Gas flow rate of combustion-supporting gas (oxygen) in the standard state (Nm 3 / h)
  • T 1 Temperature of supporting gas (oxygen)
  • K P A : Atmospheric pressure (kPa)
  • P B Hot air blowing pressure (kPa)
  • S 1 Cross-sectional area (m 2 ) of the combustion-supporting gas (oxygen) in the first double-pipe lance
  • the combustion temperature was measured at a position 50 mm from the tip of the double tube lance using a two-color thermometer. Further, the dispersibility of the pulverized coal was evaluated by the maximum spread angle ⁇ of the pulverized coal at a position 50 mm from the tip of the double pipe lance using a high-speed camera.
  • Table 3 shows the results of examining the relationship between the oxygen injection index A, the combustibility, and the dispersibility of the pulverized coal when the combustion experiment was performed with various changes in the oxygen injection conditions as described above. Shown in The overall evaluation is indicated by ⁇ when the combustion temperature and dispersibility are both about the same as the case of 110000 (No. 1), which is a normal oxygen blowing index, and by ⁇ when it is improved. Table 3 also shows the results of examining the relationship between the oxygen blowing index A, the lance surface temperature, and the presence / absence of lance melting in the above combustion experiment. The surface temperature at the tip of the lance was measured with a thermoviewer.
  • the oxygen blowing index A needs to be 100 or more and 100,000 or less. confirmed.
  • FIG. 1 shows a case where only the second double pipe lance 4 is used in the combustion experiment of the first invention shown in FIG. 1, and the fine powder is used as the second solid reducing material from the inner pipe of the double pipe lance 4.
  • Charcoal 5 and city gas 6 were blown from the outer pipe as flammable reducing gas.
  • this combustion experiment since the flow rate of the city gas was the same and the flow rate was changed, various double pipe lances with different cross-sectional areas of the flow passage gaps were prepared and injected.
  • the specifications of pulverized coal are 77.8 mass% of fixed carbon (FC), 13.6 mass% of volatile matter (VM), 8.6 mass% of ash (Ash), and blowing conditions.
  • FC fixed carbon
  • VM volatile matter
  • Ash 8.6 mass% of ash
  • blowing conditions was 62.0 kg / h (equivalent to 180 kg per ton of pig iron).
  • the city gas was injected under the conditions of a gas temperature (T 2 ) of 20 ° C., a flow rate (F 2 ) of 0.49 to 5 Nm 3 / h, and 10 kg per ton of pig iron.
  • blowing conditions are: blowing temperature 1200 ° C., blowing pressure (P B ) 120 kPa, flow rate 350 Nm 3 / h, flow rate 150 m / s, oxygen enrichment +5.5 vol% (oxygen concentration 26.5 vol%, air oxygen concentration 21 vol%) On the other hand, it was 5.5 vol% enrichment).
  • N 2 gas was used as the carrier gas for the pulverized coal.
  • the atmospheric pressure (P A ) was 101.3 kPa.
  • the city gas injection index B is a value defined by the following equation (2).
  • B V 2 ⁇ F 2 (2) here
  • V 2 Corrected gas flow velocity (m / s) of the flammable reducing gas (city gas) at the tip of the second double pipe lance, calculated by the following equation (4)
  • F 2 Gas flow rate of flammable reducing gas (city gas) per lance (Nm 3 / h)
  • V 2 ⁇ (G 2/ 3600) ⁇ (T 2 /273.15) ⁇ (P A / P B) ⁇ / S 2 ⁇ (4) here, G 2 : Gas flow rate (Nm 3 / h) of flammable reducing gas (city gas) in the standard state T 2 : Temperature (K) of flammable reducing gas (city gas) P A : Atmospheric pressure (kPa) P B : Hot air blowing pressure (kPa) S 2 : Channel cross-sectional area (m 2 ) of flammable reducing gas (city gas) in the second double pipe lance
  • the combustion temperature was measured at a position 50 mm from the tip of the double tube lance using a two-color thermometer. Further, the dispersibility of the pulverized coal was evaluated by the maximum spread angle ⁇ of the pulverized coal at a position 50 mm from the tip of the double pipe lance using a high-speed camera.
  • Table 4 shows the results of examining the relationship between the city gas injection index B and the combustibility and dispersibility of the pulverized coal when the combustion experiment was performed by variously changing the gas gas injection conditions.
  • Table 4 shows the case where both the combustion temperature and dispersibility are about the same as the case of 110000 which is a normal city gas injection index (No. 21)
  • ⁇ the case where it is improved is indicated by ⁇ .
  • Table 4 also shows the results of examining the relationship between the city gas injection index B, the lance surface temperature, and the presence or absence of lance melting in the above combustion experiment. The surface temperature at the tip of the lance was measured with a thermoviewer.
  • the reason for this is presumed that, as shown in FIG. 4, when the city gas injection index decreases, the length of the potential core 7, which is a region where the city gas and the blown gas are not mixed, is shortened.
  • the length of the potential core 7 is shortened, the dispersibility of the pulverized coal particles is improved, the mixing property of the pulverized coal particles and the blowing gas is improved, the temperature rise of the pulverized coal particles is improved, and finally the combustibility is improved. It is thought that it is done.
  • the third invention using only city gas since the city gas is a flammable gas and is superior to oxygen in terms of ignitability, the coke ratio is further reduced than in the second invention using only oxygen. Can do.
  • Example 1 In blast furnace having an inner volume of 5000 m 3 with tuyeres 38 present, the target pig iron production 11500t / day, pulverized coal ratio 150 kg / t-pig iron, inclusive oxygen flow from an oxygen blowing lance weight 74 kg / t-pig iron, city gas blown The experiment was conducted under the conditions of a city gas blowing rate of 10 kg / t-pig iron, oxygen, and a city gas temperature of 20 ° C., a blowing temperature of 1200 ° C., a blowing pressure of 520 kPa, and a blowing oxygen enrichment + 1.5 vol%.
  • the coke ratio was 370 kg / t-pig iron when either or both of the oxygen injection index A and the city gas injection index B were 110,000 or 105000 lances.
  • both the index A and the index B use a lance of 100,000, 368 kg / t-pig iron, and when the index A and the index B use a lance of 10,000,100,000, respectively, 367 kg / t- pig iron
  • 366 kg / t-pig iron when both the index A and index B use 10,000 lances, 365 kg / t- pig iron 363 kg / t-pig iron when A and B have 100 and 300 lances, respectively In was reduced.
  • the length of the potential core at the tip of the lance is reduced by adjusting the oxygen injection index A and the city gas injection index B to a predetermined range according to the first invention, and the pulverized coal particles and the blast It has been found that the miscibility with oxygen in the gas, and hence the combustibility, is improved, and as a result, a reduction in the coke ratio and reducing material ratio is achieved. Moreover, as a result of taking out each lance after the operation when the lances having oxygen injection index A and city gas injection index B of 100,300 were used and examining the tip of the lance, no deformation or erosion was observed. .
  • the blast furnace operation with the above-mentioned low coke ratio and low reducing material ratio is performed. It was confirmed that it could be implemented stably without adversely affecting the lance.
  • Example 2 In a blast furnace with an inner volume of 5000 m 3 with 38 tuyere, target pig iron production of 11500 t / day, pulverized coal ratio of 150 kg / t-pig iron, oxygen temperature of 20 ° C. when oxygen is blown from the lance, oxygen blow quantity of 74 kg The experiment was conducted under the conditions of / t-pig iron, air blowing temperature 1200 ° C., air blowing pressure 520 kPa, air blowing oxygen enrichment + 1.5 vol%.
  • the coke ratio when using a lance with an oxygen injection index A of 110000 or 105000, the coke ratio was 375 kg / t-pig iron, whereas when using a lance with an index A of 100,000 In the case of using a lance with 374 kg / t-pig iron and index A of 10,000, the coke ratio is reduced to 373 kg / t-pig iron and when using a lance with index A of 100, the coke ratio is reduced to 372 kg / t-pig iron. did.
  • the length of the potential core at the tip of the lance is reduced by adjusting the oxygen injection index A to a predetermined range according to the second invention, and mixing of the pulverized coal particles and oxygen in the blowing gas As a result, it has been found that the coke ratio and the reducing material ratio are reduced. Further, as a result of examining the tip of the lance after taking out the lance after the operation in the case where the lance having the oxygen blowing index A of 100 was used, no deformation or damage was found.
  • the above-mentioned blast furnace operation with a low coke ratio and a low reducing material ratio can be performed without adversely affecting the lance. It was confirmed that it could be carried out stably.
  • Example 3 In a blast furnace with an inner volume of 5000 m 3 with 38 tuyere, target pig iron production of 11500 t / day, pulverized coal ratio of 150 kg / t-pig iron, city gas injection from the lance of 10 kg / t-pig iron, city gas temperature of 20 The experiment was performed under the conditions of a blast temperature of 1200 ° C., a blast pressure of 520 kPa, and a blast oxygen enrichment of 5.5 vol%.
  • the coke ratio was 373 kg / t-pig iron, whereas the lance with index B of 100,000 was used.
  • the coke ratio is 371 kg / t-pig iron
  • the coke ratio is up to 370 kg / t-pig iron. Reduced.
  • the third invention by adjusting the city gas injection index B to a predetermined range, the length of the potential core at the tip of the lance is reduced, and the pulverized coal particles and the oxygen in the blowing gas are reduced. It has been found that the mixability and thus the flammability is improved, so that a reduction in the coke ratio and reducing material ratio is achieved. Moreover, as a result of taking out the lance after the operation when the lance having the city gas injection index B of 300 was used and examining the tip of the lance, no deformation or erosion was observed.
  • the above-mentioned blast furnace operation with a low coke ratio and a low reducing material ratio does not adversely affect the lance. It was confirmed that it can be carried out stably.

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Abstract

先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第１の二重管ランスの内管からは第１の固体還元材を、外管からは支燃性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給し、前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第２の二重管ランスの内管からは第２の固体還元材を、外管からは易燃性還元性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、 以下の（１）式で定義される前記支燃性ガスの吹込み指標Ａを100 以上100000 以下とし、かつ、以下の（２）式で定義される前記易燃性還元性ガスの吹込み指標Ｂを300 以上100000 以下とすることを特徴とする高炉操業方法。 Ａ＝Ｖ１×Ｆ１ ・・・（１） Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２ ・・・（２）

Description

高炉操業方法
　本発明は、高炉羽口において微粉炭などの固体燃料を、酸素などの支燃性ガスおよび/または都市ガスなどの易燃性還元性ガスと同時に吹込む高炉操業において、支燃性ガスや易燃性還元性ガスの流速をそれぞれ調整することにより、固体燃料の周囲の昇温性ひいては燃焼性を向上させ、もって高炉操業におけるコークス比および還元材比の低減を図ろうとするものである。
　近年、炭酸ガス排出量の増加に伴う地球温暖化が問題となっており、製鉄業においても排出ＣＯ２の抑制は重要な課題である。これを受け、最近の高炉操業では、低い還元材比（ＲＡＲ：Reduction Agent Rateの略で、銑鉄１ｔ製造当りの、羽口からの吹込み還元材と炉頂から装入されるコークスの合計量）の下での操業が強力に推進されている。
　高炉操業では、還元材として、主にコークスと、羽口から吹込む微粉炭を使用している。かかる高炉操業において、還元材比を低減し、もって炭酸ガスの排出量を抑制するためには、コークスなどを、廃プラスチック、都市ガス、重油等の水素含有率の高い還元材で置換する方策が有効である。
　たとえば、特許文献１では、熱風の流路であるブローパイプの内部に先端が挿入された二重管ランスから、固体還元材および易燃性還元材を混合した混合還元材と支燃性ガスをそれぞれ内管と外管から吹込んで燃焼性を改善し、かつ二重管ランスが熱で変形しないように、外管における出口流速を２０～１２０ｍ／ｓに規定して冷却する高炉操業方法を提案している。
　また、特許文献２には、同一羽口から吹込む微粉炭の量と気体燃料の量を特定の関係式で規定して吹込むことにより、燃焼性を向上させて未燃チャーの発生を抑制することからなる高炉操業方法が提案されている。
　さらに、特許文献３では、平均揮発分が２５ｍａｓｓ％以下の低揮発分微粉炭を用いる場合に、微粉炭と同時に吹込まれる気体中の酸素濃度を微粉炭吹込みランス先端部近傍周辺で７０ｖｏｌ％以上確保するか、または微粉炭搬送ガス中の酸素濃度を７０ｖｏｌ％以上とすることからなる高炉での低揮発分微粉炭の燃焼性向上方法を提案している。
特許第５６９９８３４号公報 特許第４７１４５４４号公報 特許第４０７４４６７号公報
　前記した特許文献１、２に記載される高炉操業方法は、従来の微粉炭だけを羽口から吹込む方法に比べれば、微粉炭の燃焼温度の向上や還元材原単位の低減に効果があるものの、以下に述べるような問題があった。
　前記特許文献１に記載の高炉操業方法では、ガスの流速のみでランスの冷却を考えているが、ガス流量も冷却に影響するため、ガス流速とガス流量の両方から冷却を検討する必要がある。
　また、ガス流量が微粉炭の燃焼性に及ぼす影響については何ら考慮されておらず、さらなる改良の余地を残している。
　前記特許文献２に記載の高炉操業方法は、微粉炭と都市ガスの吹込み位置が不明確な点に問題を残している。
　また、微粉炭と都市ガスと送風中の酸素のそれぞれの接触性が微粉炭の燃焼性に影響を及ぼすのであるが、この点について特に考慮は払われていない。
　前記特許文献３に記載の高炉操業方法では、微粉炭と同時に吹込まれるガス中の酸素濃度が一定以上になるように制御しているが、微粉炭粒子周囲の酸素濃度を高くしても、微粉炭粒子が着火する温度まで昇温できなければ、燃焼反応が起こらない。したがって、微粉炭粒子の燃焼においては酸素濃度だけではなく微粉炭粒子の昇温も同時に改善しなければならないという課題があった。
　本発明は、上記のような現状を解決するために開発されたものである。
　まず、本発明では、二重管ランスを介して羽口から固体還元材を吹込む際に、二本の二重管ランスを使用し、一本の二重管ランスからは支燃性ガスと固体還元材を、他方の二重管ランスからは易燃性還元性ガスと固体還元材をそれぞれ吹込む。
　また、本発明では、二重管ランスを介して羽口から固体還元材を吹込む際に、１本の二重管ランスを使用し、該二重管ランスから支燃性ガスと固体還元材を吹込む。
　さらに、本発明では、二重管ランスを介して羽口から固体還元材を吹込む際に、やはり１本の二重管ランスのみを使用し、該二重管ランスから易燃性還元性ガスと固体還元材を吹込む。
　そして、いずれの場合も、吹込まれる支燃性ガスや易燃性還元性ガスについてその流速だけでなく流量も加味することによって、微粉炭と送風ガス中の酸素との混合性を改善し、もって微粉炭と酸素との反応性を向上させることにより、燃焼性の改善のみならず、還元材原単位の低減も併せて可能ならしめたものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は次のとおりである。
１．先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第１の二重管ランスの内管からは第１の固体還元材を、外管からは支燃性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給し、
　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第２の二重管ランスの内管からは第２の固体還元材を、外管からは易燃性還元性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
　以下の（１）式で定義される前記支燃性ガスの吹込み指標Ａを100以上100000以下とし、かつ、以下の（２）式で定義される前記易燃性還元性ガスの吹込み指標Ｂを300以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
　ここで、
　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
であり、
　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
において、
　Ｇ１：標準状態における支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ１：支燃性ガスの温度（Ｋ）
　Ｔ２：易燃性還元性ガスの温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガスの流路断面積（ｍ２）
　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガスの流路断面積（ｍ２）
である。
２．前記支燃性ガスが酸素である、前記１に記載の高炉操業方法。
３．前記支燃性ガスを、銑鉄１ｔ当たり９ｋｇ以上３７０ｋｇ以下の範囲で吹込む、前記１又は２に記載の高炉操業方法。
４．前記易燃性還元性ガスが、都市ガス、天然ガス、プロパンガス、水素、転炉ガス、高炉ガスおよびコークス炉ガスのうちから選んだ一種または二種以上である、前記１～３のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
５．前記易燃性還元性ガスを、銑鉄１ｔ当たり０．１ｋｇ以上５０ｋｇ以下の範囲で吹込む、前記１～４のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
６．先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第１の二重管ランスの内管からは第１の固体還元材を、外管からは支燃性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
　以下の（１）式で定義される前記支燃性ガスの吹込み指標Ａを100以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
　ここで、
　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
であり、
　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
において、
　Ｇ１：標準状態における支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ１：支燃性ガスの温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガスの流路断面積（ｍ２）
である。
７．前記支燃性ガスが酸素である、前記６に記載の高炉操業方法。
８．前記支燃性ガスを、銑鉄１ｔ当たり９ｋｇ以上３７０ｋｇ以下の範囲で吹込む、前記６又は７に記載の高炉操業方法。
９．先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第２の二重管ランスの内管からは第２の固体還元材を、外管からは易燃性還元性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
　以下の（２）式で定義される前記易燃性還元性ガスの吹込み指標Ｂを300以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
　ここで、
　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
であり、
　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
において、
　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ２：易燃性還元性ガスの温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガスの流路断面積（ｍ２）
である。
１０．前記易燃性還元性ガスが、都市ガス、天然ガス、プロパンガス、水素、転炉ガス、高炉ガスおよびコークス炉ガスのうちから選んだ一種または二種以上である、前記９に記載の高炉操業方法。
１１．前記易燃性還元性ガスを、銑鉄１ｔ当たり０．１ｋｇ以上５０ｋｇ以下の範囲で吹込む、前記９又は１０に記載の高炉操業方法。
１２．前記固体還元材が微粉炭である、前記１～１１のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
１３．前記固体還元材を、銑鉄１ｔ当たり５０ｋｇ以上３００ｋｇ以下の範囲で吹込む、前記１～１２のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
　本発明によれば、ランスに悪影響を及ぼすことなしに、該ランスを介して吹込む固体還元材の燃焼性を改善し、低コークス比、低還元材比の高炉操業を安定して実施することができる。
第１発明の燃焼実験に用いた実験装置を示す模式図である。 微粉炭の分散性の評価要領を示す模式図である。 第２発明の燃焼実験に用いた実験装置を示す模式図である。 第３発明の燃焼実験に用いた実験装置を示す模式図である。
　以下、本発明を具体的に説明する。
　本発明はその実施に際して次の３つの態様をとる。
（１）第１および第２の二本の二重管ランスを使用し、第１の二重管ランスからは第１の固体還元材と支燃性ガスを、第２の二重管ランスからは第２の固体還元材と易燃性還元性ガスをそれぞれ吹込む方法（以下、第１発明という）である。
（２）第１の二重管ランスのみを使用し、該二重管ランスから第１の固体還元材と支燃性ガスを吹込む方法（以下、第２発明という）である。
（３）第２の二重管ランスのみを使用し、該二重管ランスから第２の固体還元材と易燃性還元性ガスを吹込む方法（以下、第３発明という）である。
　まず、第１発明について説明する。
　第１発明の効果を確認するための燃焼実験を、図１に示す燃焼実験装置を用いて行った。同図は、先端が高炉の羽口に接続され、熱風管から熱風が流通するブローパイプの内部に、先端がそれぞれ挿入された二本の二重管ランスを用いて、固体還元材と支然性ガスおよび固体還元材と易燃性還元性ガスをそれぞれ吹込む状態を示している。
　この燃焼実験では、第１の二重管ランス１の内管から第１の固体還元材として微粉炭２を、また外管から支然性ガスとして酸素３を吹込んだ。他方、第２の二重管ランス４の内管から第２の固体還元材として微粉炭５を、また外管から易燃性還元性ガスとして都市ガス６を吹込んだ。さらに、この燃焼実験では、酸素や都市ガスの流量は同じとして流速を変更するために、流路隙間の断面積を変更した二重管ランスを種々準備して吹込んだ。なお、図中、符号７はポテンシャルコアであり、吹込んだ酸素や都市ガスと送風ガスとが混合しない領域を示す。８はブローパイプである。
　実験条件として、ランス１本あたりの微粉炭の諸元は、固定炭素（ＦＣ：Fixed Carbon）７７．８ｍａｓｓ％、揮発分（ＶＭ：Volatile Matter）１３．６ｍａｓｓ％、灰分（Ａｓｈ）８．６ｍａｓｓ％で、吹込み条件は３１．０ｋｇ／ｈ（銑鉄１ｔ当たり９０ｋｇに相当）とした。また、酸素の吹込み条件は、ガス温度（Ｔ１）２０℃、流量（Ｆ１）は４．５～２０Ｎｍ３／ｈで銑鉄１t当たり１９～８３ｋｇとした。一方、都市ガスの吹込み条件は、ガス温度（Ｔ２）２０℃、流量（Ｆ２）は０．４９～５Ｎｍ３／ｈで銑鉄１ｔ当たり１～１０ｋｇとした。送風条件は、送風温度１２００℃、送風圧力（ＰＢ）１２０ｋＰａ、流量３５０Ｎｍ３／ｈ、流速１５０ｍ／ｓ、酸素富化＋１．５ｖｏｌ％（酸素濃度２２．５ｖｏｌ％、空気中酸素濃度２１ｖｏｌ％に対し、１．５ｖｏｌ％の富化）とした。微粉炭の搬送ガスとしてはＮ２ガスを用いた。なお、大気圧（ＰＡ）は１０１．３ｋＰａであった。
　実験結果の評価は、通常の酸素吹込み指標および都市ガス吹込み指標の場合における燃焼温度、微粉炭の分散性を基準とした（試験記号Ａ）。なお、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂとはそれぞれ、次式（１）、（２）で定義される値である。
　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
　ここで、
　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガス（酸素）の補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガス（酸素）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガス（都市ガス）の補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガス（都市ガス）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　なお、Ｆ１、Ｆ２については、ランスに接続される配管内のガス流量を、気体流量計により測定した。
　また、ランス先端での酸素流速Ｖ１および都市ガス流速Ｖ２はそれぞれ、酸素または都市ガスのガス温度と送風圧力で補正した次式（３）、（４）を用いて算出した。
　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
　ここで、
　Ｇ１：標準状態における支燃性ガス（酸素）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガス（都市ガス）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ１：支燃性ガス（酸素）の温度（Ｋ）
　Ｔ２：易燃性還元性ガス（都市ガス）の温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガス（酸素）の流路断面積（ｍ２）
　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガス（都市ガス）の流路断面積（ｍ２）
　なお、Ｔ１、Ｔ２、ＰＢはそれぞれ、Ｔ１、Ｔ２はランスに接続される配管内、ＰＢはブローパイプ内位置で、Ｔ１、Ｔ２は熱電対温度計、ＰＢは圧力計により測定した。
　さらに、燃焼温度は２色温度計を用いて、また微粉炭の分散性は高速度カメラを用いて測定を行った。いずれも二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置で測定した。
　上記のようにして、酸素および都市ガスの吹込み条件を種々に変更して燃焼実験を行った場合の、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂと燃焼性および微粉炭の分散性との関係について調べた結果を、表１，２に示す。
　なお、微粉炭の分散性については図２の模式図に示すように、二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置における微粉炭の最大広がり角θで評価した。このθが大きいほど微粉炭の分散性に優れているといえる。また、総合評価は、燃焼温度および分散性の両者が、通常の都市ガス吹込み指標である１１００００の場合と同程度の場合（試験記号Ａ）を△、改善された場合を○で表した。
　また、表１，２には、上記の燃焼実験における吹込み指標とランス表面温度およびランス溶損の有無との関係について調べた結果も併せて示す。なお、ランス先端の表面温度はサーモビュアーにより測定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表１，２に示したとおり、（１）、（２）式を利用して算出した酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂがそれぞれ１０００００以下の場合には、燃焼温度および微粉炭の分散性が共に改善されている。
　この理由は、図１に示したように、酸素や都市ガスの吹込み指標が低下すると酸素や都市ガスと送風ガスが混合しない領域であるポテンシャルコア７の長さが短くなるためと推定される。ポテンシャルコア７の長さが短くなると微粉炭粒子の分散性が向上し、微粉炭粒子と送風ガスとの混合性が改善されて微粉炭粒子の昇温が向上し、最終的に燃焼性が改善されると考えられる。
　特に、酸素と都市ガスを併用する第１発明では、微粉炭と酸素を吹込むランスと微粉炭と都市ガスを吹込むランスが近接していることにより、ランスから吹き込まれた一部の酸素と都市ガスが反応して都市ガスが燃焼し、微粉炭の急速昇温・着火が起こるため、二本のランスとも燃焼性がさらに向上する。また、微粉炭量も半減させることにより、微粉炭の分散性も向上するため、燃焼性が一層改善される。
　一方、表１，２に示したとおり、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂが１０００００を超えた場合（試験記号Ｂ）には、微粉炭の分散性が改善されていない。また、酸素吹込み指標Ａが１００未満になったり、都市ガス吹込み指標Ｂが３００未満になると（試験記号Ｋ、Ｌ）、ランスの表面温度が上昇してランスに使用されるステンレス鋼材の耐熱温度１１５０℃より高温となり、ランス溶損が生じることが分かった。
　さらに、試験記号Ｍで示したように、都市ガスの吹込みは適正でも酸素の吹込みが不適正だった場合や、試験記号Ｎで示したように、逆に酸素の吹込みは適正でも都市ガスの吹込みが不適正だった場合は、いずれも微粉炭の分散性に関して満足のいく結果は得られなかった。
　したがって、ランスの変形や溶損を生じさせずに安定的に微粉炭と都市ガスを吹込んで燃焼性を改善するためには、酸素吹込み指標Ａを１００以上、１０００００以下とし、かつ都市ガス吹込み指標Ｂを３００以上、１０００００以下とする必要があることが突き止められた。
　第１発明において（後述する第２発明および第３発明においても同様）、第１および第２の固体還元材としては、微粉炭が有利に適合する。その他、微粉炭中に、廃プラスチックや廃棄物固形燃料、有機性資源および廃材などの固体還元材を混合して使用することもできる。ここに、微粉炭以外の固体還元材の混合量は２０ｍａｓｓ％以下とすることが好ましい。
　また、かかる固体還元材の吹込み量は、銑鉄１ｔ当たり５０～３００ｋｇとすることが好ましい。
　また、第１発明において（後述する第２発明においても同様）、支然性ガスとしては、酸素が好適であるが、その他にも、酸素を２２ｖｏｌ％以上とした酸素富化空気も有利に適合する。このように、支然性ガス中の酸素濃度が空気中の酸素濃度を超えていれば微粉炭と酸素の接触性が良くなり燃焼性が改善される。
　また、かかる支然性ガスの吹込み量は、銑鉄１ｔ当たり９～３７０ｋｇとすることが好ましい。
　さらに、第１発明において（後述する第３発明においても同様）、易燃性還元性ガスとしては、上記した都市ガスの他、天然ガスやプロパンガス、水素、転炉ガス、高炉ガス、コークス炉ガスなどが有利に適合する
　また、かかる易燃性還元性ガスの吹込み量は、銑鉄１ｔ当たり０．１～５０ｋｇとすることが好ましい。より好ましくは１０ｋｇ/ｔ－銑鉄以下である。
　なお、第１発明において（後述する第２発明および第３発明においても同様）、ブローパイプを介して高炉内へ吹込まれる送風ガス（熱風ともいう）としては、通常、熱風炉経由ガスが使用される。従って、送風温度、送風圧力とは、熱風炉経由ガスのガス温度、ガス圧力を示す。
　次に、第２発明について説明する。
　第１発明の場合と同様、第２発明の効果を確認するための燃焼実験を、図３に示す燃焼実験装置を用いて行った。同図は、図１に示した第１発明の燃焼実験において、第１の二重管ランス１のみを用いた場合であり、二重管ランス１の内管から第１の固体還元材として微粉炭２を、また外管から支然性ガスとして酸素３を吹込んだ。また、この燃焼実験では、酸素の流量は同じとして流速を変更するために、流路隙間の断面積を変更した二重管ランスを種々準備して吹込んだ。
　実験条件として、微粉炭の諸元は、固定炭素（ＦＣ：Fixed Carbon）７７．８ｍａｓｓ％、揮発分（ＶＭ：Volatile Matter）１３．６ｍａｓｓ％、灰分（Ａｓｈ）８．６ｍａｓｓ％で、吹込み条件は６２．０ｋｇ／ｈ（銑鉄１ｔ当たり１８０ｋｇに相当）とした。また、酸素の吹込み条件は、ガス温度（Ｔ１）２０℃、流量（Ｆ１）は４．５～２０Ｎｍ３／ｈで銑鉄１ｔ当たり１９～８３ｋｇとした。送風条件は、送風温度１２００℃、送風圧力（ＰＢ）１２０ｋＰａ、流量３５０Ｎｍ３／ｈ、流速１５０ｍ／ｓ、酸素富化＋１．５ｖｏｌ％（酸素濃度２２．５ｖｏｌ％、空気中酸素濃度２１ｖｏｌ％に対し、１．５ｖｏｌ％の富化）とした。微粉炭の搬送ガスとしてはＮ２ガスを用いた。なお、大気圧（ＰＡ）は１０１．３ｋＰａであった。
　実験結果の評価は、通常の酸素吹込み指標の場合における燃焼温度、微粉炭の分散性を基準とした（Ｎｏ．１）。ここに、酸素吹込み指標Ａとは、次式（１）で定義される値である。
　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
　ここで、
　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガス（酸素）の補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガス（酸素）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　また、ランス先端での酸素流速Ｖ１は、酸素のガス温度と送風圧力で補正した次式（３）を用いて算出した。
　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
において、
　Ｇ１：標準状態における支燃性ガス（酸素）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ１：支燃性ガス（酸素）の温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガス（酸素）の流路断面積（ｍ２）
　燃焼温度は２色温度計を用いて、二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置で測定した。また、微粉炭の分散性は、高速度カメラを用いて、二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置における微粉炭の最大広がり角θで評価した。
　上記のようにして、酸素の吹込み条件を種々に変更して燃焼実験を行った場合の、酸素吹込み指標Ａと燃焼性および微粉炭の分散性との関係について調べた結果を、表３に示す。
　なお、総合評価は、燃焼温度および分散性の両者が、通常の酸素吹込み指標である１１００００の場合（Ｎｏ．１）と同程度の場合を△、改善された場合を○で表した。
　また、表３には、上記の燃焼実験における酸素吹込み指標Ａとランス表面温度およびランス溶損の有無との関係について調べた結果も併せて示す。なお、ランス先端の表面温度はサーモビュアーにより測定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　同表に示したとおり、（１）式を利用して算出した酸素吹込み指標Ａが１０００００以下の場合には、燃焼温度および微粉炭の分散性が共に改善されることが明らかとなった。
　この理由は、図３に示したように、酸素吹込み指標が低下すると酸素と送風ガスが混合しない領域であるポテンシャルコア７の長さが短くなるためと推定される。ポテンシャルコア７の長さが短くなると微粉炭粒子の分散性が向上し、微粉炭粒子と送風ガスとの混合性が改善されて微粉炭粒子の昇温が向上し、最終的に燃焼性が改善されると考えられる。
　酸素のみを使用する第２発明では、酸素が都市ガスよりも安価であるため、より低コストでの操業が達成される。
　一方、表３に示したとおり、酸素吹込み指標Ａが１０００００を超えると（Ｎｏ．２）、微粉炭の分散性に劣っていた。また、酸素吹込み指標Ａが１００未満になると（Ｎｏ．１１、１２）、ランスの表面温度が上昇してランスに使用されるステンレス鋼材の耐熱温度１１５０℃より高温となり、ランス溶損が生じることが分かった。
　したがって、ランスの変形や溶損を生じさせずに安定的に微粉炭と酸素を吹込んで燃焼性を改善するためには、酸素吹込み指標Ａを１００以上、１０００００以下とする必要があることが確認された。
　次に、第３発明について説明する。
　第１発明の場合と同様、第３発明の効果を確認するための燃焼実験を、図４に示す燃焼実験装置を用いて行った。同図は、図１に示した第１発明の燃焼実験において、第２の二重管ランス４のみを用いた場合であり、二重管ランス４の内管から第２の固体還元材として微粉炭５を、また外管から易燃性還元性ガスとして都市ガス６を吹込んだ。また、この燃焼実験では、都市ガスの流量は同じとして流速を変更するため、流路隙間の断面積を変更した二重管ランスを種々準備して吹込んだ。
　実験条件として、微粉炭の諸元は、固定炭素（ＦＣ：Fixed Carbon）７７．８ｍａｓｓ％、揮発分（ＶＭ：Volatile Matter）１３．６ｍａｓｓ％、灰分（Ａｓｈ）８．６ｍａｓｓ％で、吹込み条件は６２．０ｋｇ／ｈ（銑鉄１ｔ当たり１８０ｋｇに相当）とした。また、都市ガスの吹込み条件は、ガス温度（Ｔ２）２０℃、流量（Ｆ２）は０．４９～５Ｎｍ３／ｈで銑鉄１ｔ当たり１０ｋｇとした。送風条件は、送風温度１２００℃、送風圧力（ＰＢ）１２０ｋＰａ、流量３５０Ｎｍ３／ｈ、流速１５０ｍ／ｓ、酸素富化＋５．５ｖｏｌ％（酸素濃度２６．５ｖｏｌ％、空気中酸素濃度２１ｖｏｌ％に対し、５．５ｖｏｌ％の富化）とした。微粉炭の搬送ガスとしてはＮ２ガスを用いた。なお、大気圧（ＰＡ）は１０１．３ｋＰａであった。
　実験結果の評価は、通常の都市ガス吹込み指標の場合における燃焼温度、微粉炭の分散性を基準とした（Ｎｏ．２１）。ここに、都市ガス吹込み指標Ｂとは、次式（２）で定義される値である。
　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
　ここで、
　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガス（都市ガス）の補正ガス流速（ｍ／ｓ）
　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガス（都市ガス）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　また、ランス先端での都市ガス流速Ｖ２は、都市ガスのガス温度と送風圧力で補正した次式（４）を用いて算出した。
　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
　ここで、
　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガス（都市ガス）のガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
　Ｔ２：易燃性還元性ガス（都市ガス）の温度（Ｋ）
　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガス（都市ガス）の流路断面積（ｍ２）
　燃焼温度は２色温度計を用いて、二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置で測定した。また、微粉炭の分散性は、高速度カメラを用いて、二重管ランスの先端から５０ｍｍの位置における微粉炭の最大広がり角θで評価した。
　上記のようにして、都市ガスの吹込み条件を種々に変更して燃焼実験を行った場合の、都市ガス吹込み指標Ｂと燃焼性および微粉炭の分散性との関係について調べた結果を、表４に示す。
　なお、総合評価は、燃焼温度および分散性の両者が、通常の都市ガス吹込み指標である１１００００の場合（Ｎｏ．２１）と同程度の場合を△、改善された場合を○で表した。
　また、表４には、上記の燃焼実験における都市ガス吹込み指標Ｂとランス表面温度およびランス溶損の有無との関係について調べた結果も併せて示す。なお、ランス先端の表面温度はサーモビュアーにより測定した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　同表に示したとおり、（２）式を利用して算出した都市ガス吹込み指標Ｂが１０００００以下の場合には、燃焼温度および微粉炭の分散性が共に改善されることが明らかとなった。
　この理由は、図４に示したように、都市ガス吹込み指標が低下すると都市ガスと送風ガスが混合しない領域であるポテンシャルコア７の長さが短くなるためと推定される。ポテンシャルコア７の長さが短くなると微粉炭粒子の分散性が向上し、微粉炭粒子と送風ガスとの混合性が改善されて微粉炭粒子の昇温が向上し、最終的に燃焼性が改善されると考えられる。
　都市ガスのみを使用する第３発明では、都市ガスが易燃性ガスであり着火性の点で酸素よりも優れているため、酸素のみを使用する第２発明よりもコークス比を一層低減することができる。
　一方、表４に示したとおり、都市ガス吹込み指標Ｂが１０００００を超えると（Ｎｏ．２２）、微粉炭の分散性に劣っていた。また、都市ガス吹込み指標Ｂが３００未満になると（Ｎｏ．３１、３２）、ランスの表面温度が上昇してランスに使用されるステンレス鋼材の耐熱温度１１５０℃より高温となり、ランス溶損が生じることが分かった。
　したがって、ランスの変形や溶損を生じさせずに安定的に微粉炭と都市ガスを吹込んで燃焼性を改善するためには、都市ガス吹込み指標Ｂを３００以上、１０００００以下とする必要があることが突き止められた。
（実施例１）
　羽口３８本を持つ内容積５０００ｍ３の高炉において、目標銑鉄生産量１１５００ｔ／ｄａｙ、微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ－銑鉄、酸素吹込みランスからの酸素吹込み量７４ｋｇ／ｔ－銑鉄、都市ガス吹込みランスからの都市ガス吹込み量１０ｋｇ／ｔ－銑鉄、酸素および都市ガス温度２０℃とし、また送風温度１２００℃、送風圧力５２０ｋＰａ、送風酸素富化＋１．５ｖｏｌ％の条件で実験を行った。そして、２本の二重管ランスを用いて、それぞれ内管から微粉炭、一方外管から酸素および都市ガスを吹込む条件下で、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂの異なるランスを併用してそれぞれ３日間操業を実施し、平均コークス比（ｋｇ／ｔ－銑鉄）の変化を記録して操業効果を調査した。
　上記の高炉操業における酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂとコークス比との関係について調べた結果を、表５に示す。なお、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂの算出に際し、ランス先端の酸素流速および都市ガス流速については（３）、（４）式で算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　同表に示したとおり、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂのいずれかまたは両者が１１００００、１０５０００のランスを使用した場合にはコークス比は３７０ｋｇ／ｔ－銑鉄であったのに対し、同指標Ａおよび同指標Ｂが両者とも１０００００のランスを使用した場合では３６８ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａおよび同指標Ｂがそれぞれ１００００，１０００００のランスを使用した場合では３６７ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａおよび同指標Ｂがそれぞれ１０００００，１００００のランスを使用した場合では３６６ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａおよび同指標Ｂが共に１００００のランスを使用した場合では３６５ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａおよび同指標Ｂがそれぞれ１００，３００のランスを使用した場合では３６３ｋｇ／ｔ－銑鉄まで低減した。
　以上の結果より、第１発明にしたがって、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂを所定の範囲に調整することにより、ランス先端におけるポテンシャルコアの長さが低下し、微粉炭粒子と送風ガス中の酸素との混合性、ひいては燃焼性が改善され、その結果コークス比および還元材比の低減が達成されることが判明した。
　また、酸素吹込み指標Ａおよび都市ガス吹込み指標Ｂがそれぞれ１００，３００のランスを使用した場合の操業後に各ランスを取り出してランス先端の調査をした結果、変形や溶損は見られなかった。
　したがって、第１発明に従い、酸素吹込み指標Ａが１００～１０００００、都市ガス吹込み指標Ｂが３００～１０００００のランスを使用した場合には、上記した低コークス比、低還元材比の高炉操業を、ランスに悪影響を及ぼすことなしに安定して実施できることが確認された。
（実施例２）
　羽口３８本を持つ内容積５０００ｍ３の高炉において、目標銑鉄生産量１１５００ｔ／ｄａｙ、微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ－銑鉄、ランスからの酸素吹込みの際の酸素温度２０℃、酸素吹込み量７４ｋｇ／ｔ－銑鉄とし、また送風温度１２００℃、送風圧力５２０ｋＰａ、送風酸素富化＋１．５ｖｏｌ％の条件で実験を行った。そして、二重管ランスの内管から微粉炭、外管から酸素を吹込む条件下で、酸素吹込み指標Ａの異なるランスを用いてそれぞれ３日間操業を実施し、平均コークス比（ｋｇ／ｔ－銑鉄）の変化を記録して操業効果を調査した。
　上記の高炉操業における酸素吹込み指標Ａとコークス比との関係について調べた結果を、表６に示す。なお、酸素吹込み指標Ａの算出に際し、ランス先端の酸素流速については（３）式で算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　同表に示したとおり、酸素吹込み指標Ａが１１００００、１０５０００のランスを使用した場合にはコークス比は３７５ｋｇ／ｔ－銑鉄であったのに対し、同指標Ａが１０００００のランスを使用した場合では３７４ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａが１００００のランスを使用した場合ではコークス比は３７３ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ａが１００のランスを使用した場合ではコークス比は３７２ｋｇ／ｔ－銑鉄まで低減した。
　以上の結果より、第２発明にしたがって、酸素吹込み指標Ａを所定の範囲に調整することにより、ランス先端におけるポテンシャルコアの長さが低下し、微粉炭粒子と送風ガス中の酸素との混合性、ひいては燃焼性が改善され、その結果コークス比および還元材比の低減が達成されることが判明した。
　また、酸素吹込み指標Ａが１００のランスを使用した場合の操業後にランスを取り出してランス先端の調査をした結果、変形や溶損は見られなかった。
　したがって、第２発明に従い、酸素吹込み指標Ａを１００～１０００００に調整したランスを使用した場合には、上記した低コークス比、低還元材比の高炉操業を、ランスに悪影響を及ぼすことなしに安定して実施できることが確認された。
（実施例３）
　羽口３８本を持つ内容積５０００ｍ３の高炉において、目標銑鉄生産量１１５００ｔ／ｄａｙ、微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ－銑鉄、ランスからの都市ガス吹込み量を１０ｋｇ／ｔ－銑鉄、都市ガス温度２０℃とし、また送風温度１２００℃、送風圧力５２０ｋＰａ、送風酸素富化＋５．５ｖｏｌ％の条件で実験を行った。そして、二重管ランスの内管から微粉炭、外管から都市ガスを吹込む条件下で、都市ガス吹込み指標Ｂの異なるランスを用いてそれぞれ３日間操業を実施し、平均コークス比（ｋｇ／ｔ－銑鉄）の変化を記録して操業効果を調査した。なお、ランス先端の都市ガス流速については（１）式で算出した。
　上記の高炉操業における都市ガス吹込み指標Ｂとコークス比との関係について調べた結果を、表７に示す。なお、都市ガス吹込み指標Ｂの算出に際し、ランス先端の都市ガス流速については（４）式で算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
  
　同表に示したとおり、都市ガス吹込み指標Ｂが１１００００、１０５０００のランスを使用した場合にはコークス比は３７３ｋｇ／ｔ－銑鉄であったのに対し、同指標Ｂが１０００００のランスを使用した場合では３７２ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ｂが１００００のランスを使用した場合ではコークス比は３７１ｋｇ／ｔ－銑鉄、同指標Ｂが３００のランスを使用した場合ではコークス比は３７０ｋｇ／ｔ－銑鉄まで低減した。
　以上の結果より、第３発明にしたがって、都市ガス吹込み指標Ｂを所定の範囲に調整することにより、ランス先端におけるポテンシャルコアの長さが低下し、微粉炭粒子と送風ガス中の酸素との混合性、ひいては燃焼性が改善され、その結果コークス比および還元材比の低減が達成されることが判明した。
　また、都市ガス吹込み指標Ｂが３００のランスを使用した場合の操業後にランスを取り出してランス先端の調査をした結果、変形や溶損は見られなかった。
　したがって、第３発明に従い、都市ガス吹込み指標Ｂを３００～１０００００に調整したランスを使用した場合には、上記した低コークス比、低還元材比の高炉操業を、ランスに悪影響を及ぼすことなしに安定して実施できることが確認された。
　１　第１の二重管ランス
　２　第１の固体還元材（微粉炭）
　３　支然性ガス（酸素）
　４　第２の二重管ランス
　５　第２の固体還元材（微粉炭）
　６　易燃性還元性ガス（都市ガス）
　７　ポテンシャルコア
　８　ブローパイプ

Claims (13)

  1. 　先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
    　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第１の二重管ランスの内管からは第１の固体還元材を、外管からは支燃性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給し、
    　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第２の二重管ランスの内管からは第２の固体還元材を、外管からは易燃性還元性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
    　以下の（１）式で定義される前記支燃性ガスの吹込み指標Ａを100以上100000以下とし、かつ、以下の（２）式で定義される前記易燃性還元性ガスの吹込み指標Ｂを300以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
    　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
    　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
    　ここで、
    　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
    　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
    　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    であり、
    　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
    　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
    において、
    　Ｇ１：標準状態における支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    　Ｔ１：支燃性ガスの温度（Ｋ）
    　Ｔ２：易燃性還元性ガスの温度（Ｋ）
    　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
    　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
    　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガスの流路断面積（ｍ２）
    　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガスの流路断面積（ｍ２）
    である。
  2. 　前記支燃性ガスが酸素である、請求項１に記載の高炉操業方法。
  3. 　前記支燃性ガスを、銑鉄１ｔ当たり９ｋｇ以上３７０ｋｇ以下の範囲で吹込む、請求項１又は２に記載の高炉操業方法。
  4. 　前記易燃性還元性ガスが、都市ガス、天然ガス、プロパンガス、水素、転炉ガス、高炉ガスおよびコークス炉ガスのうちから選んだ一種または二種以上である、請求項１～３のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
  5. 　前記易燃性還元性ガスを、銑鉄１ｔ当たり０．１ｋｇ以上５０ｋｇ以下の範囲で吹込む、請求項１～４のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
  6. 　先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
    　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第１の二重管ランスの内管からは第１の固体還元材を、外管からは支燃性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
    　以下の（１）式で定義される前記支燃性ガスの吹込み指標Ａを100以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
    　　Ａ＝Ｖ１×Ｆ１　　・・・（１）
    　ここで、
    　Ｖ１：以下の（３）式で算出される、前記第１の二重管ランスの先端における支燃性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
    　Ｆ１：ランス１本あたりの支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    であり、
    　　Ｖ１＝｛（Ｇ１／3600）×（Ｔ１／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ１　・・・（３）
    において、
    　Ｇ１：標準状態における支燃性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    　Ｔ１：支燃性ガスの温度（Ｋ）
    　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
    　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
    　Ｓ１：第１の二重管ランスにおける支燃性ガスの流路断面積（ｍ２）
    である。
  7. 　前記支燃性ガスが酸素である、請求項６に記載の高炉操業方法。
  8. 　前記支燃性ガスを、銑鉄１ｔ当たり９ｋｇ以上３７０ｋｇ以下の範囲で吹込む、請求項６又は７に記載の高炉操業方法。
  9. 　先端が高炉の羽口に接続されたブローパイプの内部に、熱風管から熱風を供給し、前記ブローパイプの内部を経由して前記熱風を前記羽口から炉内に供給し、
    　前記ブローパイプの内部に先端が挿入された第２の二重管ランスの内管からは第２の固体還元材を、外管からは易燃性還元性ガスを、それぞれ前記ブローパイプの内部に同時に吹込んで、前記羽口から炉内に供給する高炉操業方法であって、
    　以下の（２）式で定義される前記易燃性還元性ガスの吹込み指標Ｂを300以上100000以下とすることを特徴とする高炉操業方法。
    　　Ｂ＝Ｖ２×Ｆ２　　・・・（２）
    　ここで、
    　Ｖ２：以下の（４）式で算出される、前記第２の二重管ランスの先端における易燃性還元性ガスの補正ガス流速（ｍ／ｓ）
    　Ｆ２：ランス１本あたりの易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    であり、
    　　Ｖ２＝｛（Ｇ２／3600）×（Ｔ２／273.15）×（ＰＡ／ＰＢ）｝／Ｓ２　・・・（４）
    において、
    　Ｇ２：標準状態における易燃性還元性ガスのガス流量（Ｎｍ３／ｈ）
    　Ｔ２：易燃性還元性ガスの温度（Ｋ）
    　ＰＡ：大気圧（ｋＰａ）
    　ＰＢ：熱風の送風圧力（ｋＰａ）
    　Ｓ２：第２の二重管ランスにおける易燃性還元性ガスの流路断面積（ｍ２）
    である。
  10. 　前記易燃性還元性ガスが、都市ガス、天然ガス、プロパンガス、水素、転炉ガス、高炉ガスおよびコークス炉ガスのうちから選んだ一種または二種以上である、請求項９に記載の高炉操業方法。
  11. 　前記易燃性還元性ガスを、銑鉄１ｔ当たり０．１ｋｇ以上５０ｋｇ以下の範囲で吹込む、請求項９又は１０に記載の高炉操業方法。
  12. 　前記固体還元材が微粉炭である、請求項１～１１のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
  13. 　前記固体還元材を、銑鉄１ｔ当たり５０ｋｇ以上３００ｋｇ以下の範囲で吹込む、請求項１～１２のいずれか一項に記載の高炉操業方法。
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