WO2023199551A1 - 高炉の操業方法 - Google Patents

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WO2023199551A1
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直美 澤木
雄基 川尻
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Ｊｆｅスチール株式会社
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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 present invention relates to a method of operating a blast furnace that generates highly concentrated reducing gas in the blast furnace in front of the tuyere, and more specifically, the permeability of metal iron in the cohesive zone and dripping zone in the blast furnace, and the flow of gas in the blast furnace.
  • This invention relates to a method of operating a blast furnace that improves air permeability.
  • the coal-derived reducing agent ratio refers to the total mass of coal-derived coke and coal-derived reducing gas required to produce 1 ton of hot metal.
  • the reducing agent has the role of generating heat in the furnace to raise the temperature of the charge, and the role of reducing iron ore, iron ore sinter, and iron ore pellets, which are iron-based raw materials in the furnace.
  • the reducing agent ratio and reduce the amount of CO 2 gas discharged it is necessary to increase the reduction efficiency of the reducing agent while maintaining the amount of heat in the furnace.
  • Hydrogen is attracting attention as a reducing agent for the purpose of reducing CO 2 gas emissions.
  • the reduction of iron ore with hydrogen is an endothermic reaction, but the endothermic amount is smaller than the direct reduction reaction (reaction formula: FeO+C ⁇ Fe+CO), and the reduction rate with hydrogen is faster than the reduction rate with CO gas. Therefore, by blowing hydrogen-based gas into the blast furnace, it is possible to simultaneously reduce CO 2 gas emissions and improve reduction efficiency.
  • Patent Documents 1 and 2 As conventional techniques for solving problems similar to the above-mentioned problems, techniques disclosed in Patent Documents 1 and 2 have been proposed.
  • Patent Document 1 discloses that in a blast furnace where the relative layer thickness ratio in the peripheral region of the ore layer/coke layer is 0.50 to 0.70, the charging pattern of the top charge is ensured along the radial direction of the furnace mouth. Moreover, a method for controlling the burden distribution that achieves stable operation of a blast furnace through accurate adjustment is disclosed.
  • Patent Document 2 describes that in blast furnace operation in which 180 kg or more of pulverized coal is injected per ton of hot metal from the tuyere, the ratio of coke layer thickness Lc to charging layer thickness, which is the sum of coke layer thickness Lc and ore layer thickness Lo, is A blast furnace operating method is disclosed in which coke and iron ore are charged from the top of the furnace so as to satisfy predetermined values in each region in the radial direction. According to Patent Document 2, it is possible to reduce the pressure loss in the charge layer in the upper part of the blast furnace, maintain good air permeability in the furnace, and enable stable highly pulverized coal injection operation.
  • the melting point of iron (Fe) is 1538°C, which is higher than the melting point of FeO, which is 1377°C.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned circumstances, and an object of the present invention is to improve the production of metallic iron in the cohesive zone and dripping zone in the blast furnace when carrying out a blast furnace operation that generates high concentration reducing gas in the furnace in front of the tuyere.
  • An object of the present invention is to provide a method for operating a blast furnace that can appropriately maintain liquid permeability of the blast furnace and ensure gas permeability within the blast furnace within an operable range.
  • the present inventors conducted extensive studies. As a result, in blast furnace operations that generate highly concentrated reducing gas in the blast furnace in front of the tuyere, the interface area between the iron-based raw material and coke is controlled, and the area where the carbon in the coke carburizes into the metallic iron produced in the furnace is reduced. increase, promoting the lowering of the melting point of metallic iron due to carburization of carbon. It has been found that this makes it possible to maintain good liquid permeability and gas permeability of metal iron in the cohesive zone and dripping zone in the blast furnace.
  • the present invention has been made based on the above findings, and the gist thereof is as follows.
  • a method of operating a blast furnace in which iron-based raw materials and coke are alternately charged from the top of the blast furnace, and gas that generates high concentration reducing gas is blown into the furnace from the tuyere of the blast furnace in front of the tuyere, A method for operating a blast furnace, in which a boundary area between the iron-based raw material and the coke per unit iron-based raw material is within a predetermined range.
  • the boundary area per unit iron-based raw material is the boundary area between the iron-based raw material layer and the coke layer per unit iron-based raw material and the coke particles mixed and charged in the iron-based raw material and the iron-based raw material layer.
  • the high concentration reducing gas is composed of H 2 gas, N 2 gas and CO gas when expressed as a Bosch gas composition, and the ratio of H 2 gas, N 2 gas and CO gas is H 2 gas - N 2 gas.
  • the composition is within the area surrounded by the four points, H 2 gas within the range of 0 to 100 volume %, and N within the range of 0 to 71 volume % 2 gas and CO gas within a range of 0 to 100% by volume, the method for operating a blast furnace according to [1].
  • the high concentration reducing gas is composed of H 2 gas, N 2 gas and CO gas when expressed as a Bosch gas composition, and the ratio of H 2 gas, N 2 gas and CO gas is H 2 gas - N 2 gas.
  • the high concentration reducing gas is composed of H 2 gas, N 2 gas and CO gas when expressed as a Bosch gas composition, and the ratio of H 2 gas, N 2 gas and CO gas is H 2 gas - N 2 gas
  • the points at H 2 gas; 0 volume %, N 2 gas; 0 volume %, CO gas; 100 volume %, and H 2 gas 100 volume %, N 2 gas; 0 Volume %, CO gas; 0 volume % point, H 2 gas; 29 volume %, N 2 gas; 71 volume %, CO gas; 0 volume % point, H 2 gas; 0 volume %, N 2 gas ; 37 volume %, CO gas; 63 volume % point and the composition within the area surrounded by the four points, H 2 gas within the range of 0 to 100 volume % and 0 to 71 volume %
  • the boundary area between the iron-based raw material and coke charged from the top of the furnace is kept within a predetermined range. Make it. This promotes carburization of the generated metallic iron, lowers the melting point of the metallic iron, and maintains appropriate liquid permeability of the metallic iron in the cohesive zone and the dripping zone in the blast furnace. As a result, gas permeability within the blast furnace can be ensured within an operable range, and stable operation of the blast furnace can be achieved.
  • FIG. 1 shows the composition of the high-concentration reducing gas produced in the furnace before the tuyere in the blast furnace operating method according to the present embodiment in the gas component composition of a ternary diagram of H 2 gas-N 2 gas-CO gas. It is a figure showing a range as a Bosch gas composition.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the shapes of an iron-based raw material layer and a coke layer in a blast furnace.
  • FIG. 3(A) is a diagram schematically showing a ferrous raw material layer and coke particles mixed and charged into the ferrous raw material layer
  • FIG. 3(B) is a diagram schematically showing the coke particles mixed and charged into the ferrous raw material layer.
  • FIG. 1 shows the composition of the high-concentration reducing gas produced in the furnace before the tuyere in the blast furnace operating method according to the present embodiment in the gas component composition of a ternary diagram of H 2 gas-N 2 gas-CO gas. It is a figure showing a range as a Bosch gas
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the shape of coke particles obtained by FIG. 4 is a graph showing the relationship between the amount of metallic iron dropped and the boundary area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the ventilation resistance index KS and the boundary area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material.
  • the operating method of the blast furnace according to this embodiment is to charge iron-based raw materials and coke into the blast furnace alternately and in layers from the top of the blast furnace, and to introduce gas into the blast furnace from the tuyere provided at the bottom of the blast furnace.
  • This is a blast furnace operating method in which highly concentrated reducing gas is generated in the blast furnace in front of the tuyere using gas blown in through the tuyere.
  • Iron-based raw materials include, for example, iron ore, sintered iron ore, iron ore pellets, reduced iron, and iron scrap.
  • the types of iron-based raw materials and coke to be used are not particularly limited, and any iron-based raw materials and coke used in conventional blast furnace operations can be suitably used in the present invention.
  • the gas for generating the high concentration reducing gas contains a reducing component that reduces iron-based raw materials in the blast furnace.
  • the reducing components that reduce iron-based raw materials in the blast furnace include not only CO gas, H2 gas, and hydrocarbon gas, which are components that can themselves reduce iron-based raw materials, but also components that can react with coke. Also included are CO 2 gas, H 2 O gas, and the like, which are components that generate reducing gas through decomposition reactions.
  • FIG. 1 shows the composition of the high-concentration reducing gas produced in the furnace before the tuyere in the blast furnace operating method according to the present embodiment in the gas component composition of a ternary diagram of H 2 gas-N 2 gas-CO gas. It is a figure showing a range.
  • the high-concentration reducing gas in this embodiment is a reducing gas whose average reduction rate is 80% or more when iron-based raw materials are reduced at 900° C. for 180 minutes using the high-concentration reducing gas.
  • Region A is the point O (H 2 gas; 0 volume %, N 2 gas; 0 volume %, CO gas; 100 volume %), point P in the ternary system diagram of H 2 gas - N 2 gas - CO gas. ( H2 gas; 100 volume%, N2 gas; 0 volume%, CO gas; 0 volume%), point Q ( H2 gas; 29 volume%, N2 gas; 71 volume%, CO gas; 0 volume% ) and point R (H 2 gas; 0 volume %, N 2 gas; 37 volume %, CO gas; 63 volume %). Further, FIG. 1 shows a comparison of gas compositions in conventional general blast furnace operating ranges.
  • point O' H2 gas; 0 vol.%, N2 gas; 0 vol.%, CO gas; 100 vol.%)
  • point P' H2 gas; 100 vol.%, N2 gas ; 0 volume %, CO gas; 0 volume %)
  • point Q' H 2 gas; 43 volume %, N 2 gas; 57 volume %, CO gas; 0 volume %)
  • point R' H 2 gas; 0 volume %).
  • the average reduction rate is 90% or more when iron-based raw materials are reduced at 900 ° C. for 180 minutes.
  • the amount of FeO in the slag components in the cohesive zone in the furnace is significantly reduced. Therefore, when producing high-concentration reducing gas within this composition range in a tuyere furnace, the boundary area between the iron-based raw material and coke per unit of iron-based raw material must be within a predetermined range, and the The effect of maintaining proper fluid permeability becomes even higher.
  • the present inventors conducted a test in which highly concentrated reducing gas was generated in the furnace in front of the tuyere using a small test furnace with a scale of 1/4 that simulated a blast furnace.
  • a test was conducted to investigate the relationship between the boundary area between iron-based raw materials and coke and the amount of metallic iron (metal produced by reduction) dropped.
  • the boundary area between the iron-based raw material and coke is the boundary area S between the iron-based raw material layer and the coke layer, and the boundary area between the iron-based raw material and the coke particles mixed and charged in the iron-based raw material layer.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the shapes of the iron-based raw material layer and the coke layer in the furnace.
  • the boundaries between the iron-based raw material layer and the coke layer are the boundary between the lower surface of the iron-based raw material layer and the upper surface of the coke layer (boundary 1 in Figure 2), and the boundary between the upper surface of the iron-based raw material layer and the lower surface of the coke layer ( The two locations are boundary 2) in Figure 2.
  • boundary 1 and boundary 2 have the same area
  • the boundary area S between the iron-based raw material layer and the coke layer was calculated using the following equation (1).
  • D is the furnace diameter (m) of the test furnace
  • ⁇ is the inclination angle (°) of the contents in the furnace (ferrous raw material layer and coke layer) with respect to the horizontal line
  • ⁇ is the circumference rate.
  • D the furnace diameter obtained from the design drawing of the test furnace was used
  • ⁇ the value measured at the lumpy zone in the furnace was used. If the boundary between the iron-based raw material layer and the coke layer cannot be approximated by a straight line, for example, divide the boundary into multiple areas in the radial direction so that it can be approximated by a straight line, and use the average value of the inclination angle in each area. Calculate the inclination angle ⁇ .
  • FIG. 3(A) is a diagram schematically showing a ferrous raw material layer and coke particles mixed and charged into the ferrous raw material layer
  • FIG. 3(B) is a diagram schematically showing the coke particles mixed and charged into the ferrous raw material layer.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the shape of coke particles obtained by The boundary area S mix between the iron-based raw material and the coke particles mixed and charged into the iron-based raw material layer is defined as the boundary area S mix of the coke particles mixed and charged into the iron-based raw material layer, as shown in FIG. 3(B). It was calculated using the following equations (2) and (3).
  • a is the length of one side of the regular octahedron (m)
  • Wc is the mass (tons) of mixed coke mixed per layer of iron-based raw materials in the furnace.
  • /charge ⁇ c is the apparent density of coke (kg/m 3 )
  • d is the particle size (m) of the mixed coke.
  • the apparent density ⁇ c of the coke was measured by the immersion method based on the mass per unit volume including voids within the particles.
  • the particle size d of the mixed coke was the average particle size of coke collected from the mixed charging layer.
  • the boundary area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material is expressed by the following equation (4).
  • W Iron is the mass (ton/charge) of the iron-based raw material per layer of the iron-based raw material layer in the furnace.
  • the boundary area per unit iron-based raw material S unit between the iron-based raw material and coke is the boundary area between the lower surface of the iron-based raw material layer and the upper surface of the coke layer, and the boundary area between the upper surface of the iron-based raw material layer and the lower surface of the coke layer,
  • the coke particles are considered to be a regular octahedron, and the surface area of the regular octahedron corresponding to the number of coke particles is calculated as the boundary area between the iron-based raw material and the coke particles. , is the value obtained by dividing the boundary area S total , which is the sum of both, by W Iron .
  • the raw material charging conditions were the operating conditions of the conventional method, and the interface area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material was approximately 14 m 2 /ore-ton.
  • a test was conducted to generate highly concentrated reducing gas in the furnace in front of the plant. Under these raw material charging conditions, the amount of melt dripping in the cohesive zone was reduced to about one-tenth of that in conventional tests, and the air permeability deteriorated to a point outside the range where a stable test could be continued. This indicates that it is necessary to reset the raw material charging conditions suitable for blast furnace operation that generates highly concentrated reducing gas in the furnace in front of the tuyere.
  • the amount of metallic iron dropped was determined by collecting the molten material dropped during the test after the experiment, separating the metallic iron from the slag, and then measuring the weight of the metallic iron using a gravimeter.
  • the ventilation resistance index KS is the ventilation resistance K value (1/m) calculated based on the pressure loss measured in the area where the temperature inside the furnace is 1000°C or higher and the physical property values estimated from the operating conditions. Calculated as an integral value.
  • the ventilation resistance K value (1/m) is calculated using the following equation (5).
  • K ( ⁇ P/H)/( ⁇ gas 0.7 ⁇ gas 0.3 ⁇ v gas 1.7 )...(5)
  • ⁇ P is the pressure loss (Pa)
  • H is the thickness of the packed bed in the furnace (m)
  • ⁇ gas is the gas density (kg/m 3 )
  • ⁇ gas is the gas viscosity (Pa ⁇ s )
  • v gas is the gas flow velocity (m/s).
  • ⁇ P is obtained by installing pressure gauges on the tuyere and the furnace wall in the upper part of the test furnace (in the space above the packed bed) and calculating the difference in pressure.
  • H is measured by inserting a measuring jig into a hole drilled in the upper part of the test furnace to measure the position of the surface of the packed bed, and then calculating the distance in the height direction between the surface position of the packed bed and the position where the tuyeres are installed.
  • the position of the filled layer surface may be measured using a laser distance meter.
  • ⁇ gas can be calculated from the gas component introduced from the tuyere, the temperature inside the furnace, and the pressure inside the furnace.
  • ⁇ gas can be calculated from the gas components introduced from the tuyere and the temperature inside the furnace.
  • v gas can be calculated from the gas flow rate introduced from the tuyere, the temperature inside the furnace, and the pressure inside the furnace.
  • thermometers are installed on the furnace wall at positions corresponding to the packed bed, and the average value of the measured values of the thermometers is used.
  • pressure inside the furnace a plurality of thermometers are installed on the furnace wall at positions corresponding to the packed bed, and the average value of the measured values of the pressure gauges is used.
  • the average value of the pressure at the tuyere used to calculate ⁇ P and the pressure at the upper part of the packed bed may be used as the pressure in the furnace.
  • the ventilation resistance index KS is calculated using the following equation (6).
  • Tmax is the maximum temperature at which the pressure drop in the furnace was measured, and is approximately 1500 to 1650°C, although it varies depending on the measurement.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between the amount of metallic iron dropped and the boundary area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material.
  • the horizontal axis of FIG. 4 is the boundary area (m 2 /ore-ton) between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material, and the vertical axis is the dimensionless metal dripping amount (-).
  • the dimensionless metal dripping amount is the dimensionless metal iron dripping amount, where the metal iron dripping amount when the boundary area S unit per unit iron-based raw material is 25 m 2 /ore-ton is 1.0.
  • Unit (-) means dimensionless.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the ventilation resistance index KS and the boundary area S unit between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material.
  • the horizontal axis of FIG. 5 is the boundary area (m 2 /ore-ton) between the iron-based raw material and coke per unit iron-based raw material, and the vertical axis is the ventilation resistance index KS (10 5 °C/m).
  • the boundary area S unit between iron-based raw materials and coke per unit of iron-based raw materials exceeds 25 m 2 /ton of ore, the amount of droplets of metallic iron increases. It was confirmed that the ventilation resistance index KS decreased to the target value of 2000 or less.
  • the target value of 2000 for the ventilation resistance index KS is a threshold value at which stable testing can be continued.
  • a stable test means a test in which the surface height of the packed bed decreases uniformly over time and no problems such as blow-through occur.
  • the operating method of the blast furnace according to the present embodiment was developed based on the above test results, and the iron-based raw materials and coke are charged from the top of the blast furnace, and the blast furnace is blasted from the tuyeres of the blast furnace in front of the tuyeres.
  • This is a method of operating a blast furnace in which a gas that generates a concentrated reducing gas is blown into the blast furnace, and the boundary area S unit between an iron-based raw material and coke per unit of iron-based raw material is set within a predetermined range.
  • the boundary area S unit between the iron-based raw material and the coke per unit iron-based raw material is 25 m 2 /ton of ore or more.
  • a sufficient amount of metallic iron can be dripped, and stable operation of the blast furnace can be realized.
  • the boundary area S unit between iron-based raw materials and coke per unit of iron-based raw materials is less than 25 m 2 /ton of ore, a sufficient amount of metallic iron cannot be dripped, and the ventilation resistance index KS value becomes high. .
  • the boundary area S unit can be determined by increasing the mass Wc of mixed coke mixed per one layer of iron-based raw materials in the furnace, or by increasing the mass of iron-based raw materials per one layer of iron-based raw materials in the furnace. Increases by decreasing W Iron .
  • the mass W c of mixed coke mixed per layer of the ferrous raw material in the furnace increases, the coke is charged into the coke layer in order to keep the ratio of coke to the ferrous raw material constant. Since the amount of coke produced is reduced, the coke layer becomes thinner.
  • the mass W Iron of the iron-based raw material per layer of the iron-based raw material layer in the furnace is reduced, the iron-based raw material layer becomes thinner.
  • the layer structure of the coke layer or the iron-based raw material layer may collapse. Therefore, in order to charge the iron-based raw materials and coke into the blast furnace alternately and in layers, and to allow them to descend through the blast furnace while remaining in layers, it is preferable to set the boundary area S unit to 53.1 m 2 /ton of ore or less. .
  • the amount of H 2 gas (including hydrogen in hydrocarbons) in the high concentration reducing gas is within the range of 0 to 500 Nm 3 /ton of hot metal. Thereby, it is possible to suppress a decrease in the temperature inside the furnace and a decrease in the reduction reaction rate. On the other hand, if the amount of H 2 gas in the high-concentration reducing gas exceeds 500 Nm 3 /ton of hot metal, the furnace temperature will drop and the reduction reaction rate will decrease, which is not preferable. Further, when blowing H 2 gas alone, it is preferable to heat the H 2 gas before blowing in order to maintain the temperature before the tuyere within the operating range.
  • the iron-based raw material and coke charged from the top of the furnace are The boundary area S unit per unit iron-based raw material is set within a predetermined range. This promotes carburization of the metal iron that is generated, lowers the melting point of the metal iron, maintains appropriate liquid permeability of the metal iron in the cohesive zone and drip zone in the blast furnace, and improves gas permeability in the blast furnace. can be maintained within the operational range, and stable operation of the blast furnace can be realized.

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Abstract

羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業を実施するに際し、高炉内の融着帯及び滴下帯で金属鉄の通液性を適切に保ち、高炉内のガス通気性を操業可能範囲に確保することのできる、高炉の操業方法を提供する。　本発明に係る高炉の操業方法は、高炉の炉頂から鉄系原料及びコークスを装入し、高炉の羽口から羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させるガスを吹き込む高炉の操業方法であって、鉄系原料と前記コークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積を所定範囲内にする。この場合、単位鉄系原料当たりの境界面積を２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上にすることが好ましい。

Description

高炉の操業方法
　本発明は、羽口前の高炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉の操業方法に関し、詳しくは、高炉内の融着帯及び滴下帯における金属鉄の通液性、及び、高炉内ガスの通気性を向上させる高炉の操業方法に関する。
　近年、温室効果ガスの一つであるＣＯ２ガス（二酸化炭素ガス）の排出量削減の動きが高まっている。高炉による製鉄法では、還元材として炭材を使用するため、多量のＣＯ２ガスが発生する。したがって、鉄鋼業はＣＯ２ガスの排出量において主要な産業のひとつとなっており、ＣＯ２ガスの排出量削減という社会的要請に応えねばならない。具体的には、高炉操業での更なる石炭由来の還元材比の削減が急務となっている。石炭由来の還元材比とは、溶銑１トンを製造するために要した石炭由来のコークス及び石炭由来の還元ガスの合計質量をいう。
　還元材は、炉内で熱となって装入物を昇温させる役割と、炉内の鉄系原料である鉄鉱石、鉄鉱石の焼結鉱、鉄鉱石のペレットを還元する役割がある。還元材比を低減させてＣＯ２ガスの排出量を削減するには、炉内の熱量を保ちながら、還元材の還元効率を高める必要がある。
　ＣＯ２ガスの排出量削減を目的とした還元材として、水素が注目されている。水素による鉄鉱石の還元は吸熱反応であるが、その吸熱量は直接還元反応（反応式：ＦｅＯ＋Ｃ→Ｆｅ＋ＣＯ）よりも小さく、水素による還元速度はＣＯガスによる還元速度よりも速い。このため、高炉への水素系ガスの吹き込みにより、ＣＯ２ガスの排出量削減、及び、還元効率の向上を同時に図ることができる。
　高炉の安定操業のためには、高炉内の鉄系原料が融着している融着帯の通気性を確保することが必要である。しかしながら、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業、及び、従来の操業よりも炉内還元ガス濃度が高くて還元反応速度が速い高炉操業においては、高炉内の通気性が明らかになっていない。
　水素による還元時は、ＣＯガス還元時と比べて鉄系原料の還元率が高くなる。このため、高還元率時での高炉操業においても、適切な金属鉄（還元されて生成する金属鉄）の通液性及びガス通気性を確保することのできる原料装入条件で操業することが必要である。
　上記課題に類似した問題を解決するための従来技術として、特許文献１、２に開示される技術が提案されている。
　特許文献１には、鉱石層／コークス層の周辺領域における相対層厚比が０．５０～０．７０となる高炉において、炉頂装入物の炉口半径方向に沿った装入パターンを確実且つ的確に調整して高炉の安定操業を実現する装入物分布制御方法が開示されている。
　特許文献２には、羽口から微粉炭を溶銑トン当り１８０ｋｇ以上吹き込む高炉操業において、コークス層厚Ｌｃと、コークス層厚Ｌｃ及び鉱石層厚Ｌｏを合わせた装入層厚との比を、炉半径方向における各領域で所定の値を満足するように炉頂からコークス及び鉄鉱石を装入する高炉操業方法が開示されている。特許文献２によれば、高炉上部の装入物層での圧力損失を低減することができ、炉内通気性を良好に保ち、安定した高微粉炭吹き込み操業が可能となるとしている。
特開２０００－２５６７１２号公報 特開２００２－１２９２１１号公報
　しかしながら、これら従来技術は、何れも鉄系原料の還元率が低い条件下での操業を対象とした技術である。このため、これら従来技術は、羽口前の高炉内で高濃度還元ガスを発生させて鉄系原料の還元率を高め、これにより金属鉄の通液性が悪化し、融着帯における通気性の低下が発生する高炉操業を解決するには有効ではない。
　つまり、羽口前の炉内で発生する高濃度還元ガスが、図１（図１の説明は後述する）の領域Ａの範囲内（Ｈ２ガス＝０～１００体積％、Ｎ２ガス＝０～７１体積％、ＣＯガス＝０～１００体積％を含む範囲内）となるように操業した場合、従来の操業以上に鉄系原料の低温からの還元が促進されるので到達還元率が高くなる。これにより、高炉内で生成される金属鉄量が増加する。
　鉄（Ｆｅ）の融点は１５３８℃であり、ＦｅＯの融点である１３７７℃よりも高い。このため、従来の操業方法の原材料装入方法では、金属鉄の通液性が低下し、炉床部に滴下するべき金属鉄がコークス層の空隙中に滞留してしまうという問題がある。そのため、高炉内の通気抵抗が増加し、吹き抜けが誘発されることが懸念される。
　本発明は上記事情を鑑みてなされたもので、その目的は、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業を実施するに際し、高炉内の融着帯及び滴下帯で金属鉄の通液性を適切に保ち、高炉内のガス通気性を操業可能範囲に確保できる、高炉の操業方法を提供することである。
　上記課題を解決するために、本発明者らは鋭意検討した。その結果、羽口前の高炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業では、鉄系原料とコークスとの境界面積を制御し、炉内で生成した金属鉄へのコークス中炭素の浸炭面積を増加させ、炭素の浸炭による金属鉄の融点低下を促進させる。これにより、高炉内の融着帯及び滴下帯における金属鉄の通液性及びガス通気性を良好に保てるとの知見を得た。本発明は上記知見に基づきなされたものであり、その要旨は以下のとおりである。
　［１］　高炉の炉頂から鉄系原料及びコークスを交互に装入し、高炉の羽口から羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させるガスを吹き込む高炉の操業方法であって、前記鉄系原料と前記コークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積を所定範囲内にする、高炉の操業方法。
　［２］　前記単位鉄系原料当たりの境界面積は、単位鉄系原料当たりの鉄系原料層とコークス層との境界面積と鉄系原料と鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子との境界面積との合計である、［１］に記載の高炉の操業方法。
　［３］　前記単位鉄系原料当たりの境界面積を２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上にする、［２］に記載の高炉の操業方法。
　［４］　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点の４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、［１］に記載の高炉の操業方法。
　［５］　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点との４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、［２］に記載の高炉の操業方法。
　［６］　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点との４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、［３］に記載の高炉の操業方法。
　［７］　前記高濃度還元ガス中のＨ２量は０～５００Ｎｍ３／溶銑－ｔｏｎの範囲内である、［１］から［６］のいずれかに記載の高炉の操業方法。
　本発明では、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業を実施するに際し、炉頂から装入する鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積を所定範囲内にする。これにより、生成される金属鉄の浸炭が促進されて金属鉄の融点が低下し、高炉内の融着帯及び滴下帯での金属鉄の通液性が適正に保たれる。この結果、高炉内のガス通気性を操業可能範囲に確保することができ、高炉の安定操業を実現できる。
図１は、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムのガス成分組成において、本実施形態に係る高炉の操業方法で羽口前の炉内で生成させる高濃度還元ガスの成分範囲をボッシュガス組成として示す図である。 図２は、高炉内の鉄系原料層及びコークス層の形状を模式的に示す図である。 図３（Ａ）は、鉄系原料層と、鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子とを模式的に示す図であり、図３（Ｂ）は、鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子の形状を模式的に示す図である。 図４は、金属鉄滴下量と、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔとの関係を示すグラフである。 図５は、通気抵抗指数ＫＳと、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔとの関係を示すグラフである。
　以下、本発明の実施形態を具体的に説明する。本実施形態に係る高炉の操業方法は、高炉の炉頂から鉄系原料及びコークスを高炉内に交互に且つ層状に装入するともに、高炉の下部に設けられた羽口から高炉内にガスを吹き込み、羽口から吹き込んだガスにより、羽口前の高炉内で高濃度還元ガスを生成させる高炉操業方法である。鉄系原料には、例えば、鉄鉱石、鉄鉱石の焼結鉱、鉄鉱石のペレット、還元鉄及び鉄スクラップが含まれる。使用する鉄系原料及びコークスの種類は特に制限されず、従来の高炉操業に使用される鉄系原料及びコークスであれば本発明においても好適に使用できる。
　高濃度還元ガスを生成させるためのガスは、高炉内の鉄系原料を還元する還元成分を含む。ここで、高炉内の鉄系原料を還元する還元成分とは、それ自体が鉄系原料を還元することができる成分であるＣＯガス、Ｈ２ガス、炭化水素ガスだけでなく、コークスとの反応または分解反応などによって還元ガスを生成する成分であるＣＯ２ガス、Ｈ２Ｏガスなども含まれる。
　図１は、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムのガス成分組成において、本実施形態に係る高炉の操業方法で羽口前の炉内で生成させる高濃度還元ガスの成分範囲を示す図である。本実施形態における高濃度還元ガスとは、当該高濃度還元ガスを用いて鉄系原料を９００℃で１８０分間還元した際の平均還元率が８０％以上になる還元ガスである。この還元ガスをボッシュガス組成で表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合（但し、Ｈ２ガス＋Ｎ２ガス＋ＣＯガス＝１００体積％としたときの割合）が、図１に斜線部で示す領域Ａ（本発明の操業の範囲）の範囲内であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガス、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガス、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスを含むガス組成である。
　領域Ａは、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおいて、点Ｏ（Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％）、点Ｐ（Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％）、点Ｑ（Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％）及び点Ｒ（Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％）の４点で囲まれる範囲内である。また、図１には、従来の一般的な高炉操業範囲のガス組成を比較して示す。
　この領域Ａの中で、点Ｏ’（Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％）、点Ｐ’（Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％）、点Ｑ’（Ｈ２ガス；４３体積％、Ｎ２ガス；５７体積％、ＣＯガス；０体積％）及び点Ｒ’（Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；１４体積％、ＣＯガス；８６体積％）の４点で囲まれる範囲内は、鉄系原料を９００℃で１８０分間還元した際の平均還元率が９０％以上になるので、炉内の融着帯におけるスラグ成分中ＦｅＯ量が著しく低下する。このため、この成分範囲内の高濃度還元ガスを羽口の炉内で生成させる場合には、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積を所定の範囲内にし、金属鉄の通液性を適正に保つ効果がさらに高くなる。
　本発明者らは、高炉を模擬した縮尺１／４の小型試験炉を用いて羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる試験を行い、炉内の融着帯及び滴下帯での鉄系原料とコークスとの境界面積と、金属鉄（還元されて生成する金属）の滴下量との関係を調査する試験を行った。ここで、鉄系原料とコークスとの境界面積とは、鉄系原料層とコークス層との境界面積Ｓ、及び、鉄系原料と鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子との境界面積Ｓｍｉｘを合計した境界面積Ｓｔｏｔａｌである（Ｓｔｏｔａｌ＝Ｓ＋Ｓｍｉｘ）。
　図２は、炉内の鉄系原料層及びコークス層の形状を模式的に示す図である。鉄系原料層及びコークス層は、図２に示すように、層状のまま高炉内を降下することが確認された。この場合、鉄系原料層とコークス層との境界は、鉄系原料層下面のコークス層上面との境界（図２の境界１）、及び、鉄系原料層上面のコークス層下面との境界（図２の境界２）の二箇所となる。境界１及び境界２は面積が等しいとして、鉄系原料層とコークス層との境界面積Ｓを、下記の（１）式によって算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
  
　上記（１）式において、Ｄは試験炉の炉径（ｍ）であり、θは炉内装入物（鉄系原料層及びコークス層）の水平線に対する傾斜角度（°）であり、πは円周率である。炉径Ｄは試験炉の設計図から得られる炉腹径を使用し、傾斜角度θは炉内塊状帯で測定された値を使用した。鉄系原料層とコークス層との境界が直線で近似できない場合は、例えば、直線で近似可能となるよう半径方向において境界を複数領域に分割し、それぞれの領域における傾斜角度の平均値を用いて傾斜角度θを算出する。
　図３（Ａ）は、鉄系原料層と、鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子とを模式的に示す図であり、図３（Ｂ）は、鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子の形状を模式的に示す図である。鉄系原料と鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子との境界面積Ｓｍｉｘは、鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子を、図３（Ｂ）に示すように、正八面体とみなすことで、下記の（２）式及び（３）式によって算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
  
　上記（２）、（３）式において、ａは正八面体の一辺の長さ（ｍ）であり、Ｗｃは炉内の鉄系原料層の１層当たりに混合される混合コークスの質量（ton／charge）であり、ρｃはコークスの見掛け密度（ｋｇ／ｍ３）であり、ｄは混合コークスの粒径（ｍ）である。コークスの見掛け密度ρｃは、粒子内の空隙を含めた単位容積当たりの質量に基づき、液浸法により測定した。混合コークスの粒径ｄは、混合装入層から採取されたコークスの平均粒径とした。
　鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔは、下記の（４）式で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
  
　上記（４）式において、ＷＩｒｏｎは、炉内の鉄系原料層の１層当たりの鉄系原料の質量（ｔｏｎ／ｃｈａｒｇｅ）である。
　鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔとは、鉄系原料層下面とコークス層上面との境界面積、及び、鉄系原料層上面とコークス層下面との境界面積、並びに、鉄系原料層にコークス粒子を混合して装入する際のコークス粒子を正八面体とみなして、コークス粒子数分の正八面体の表面積を鉄系原料とコークス粒子との境界面積として計算し、両者を合計した境界面積ＳｔｏｔａｌをＷＩｒｏｎで除算した値である。
　小型試験炉において、原料装入条件を従来方法の操業条件であって、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが約１４ｍ２／鉱石－ｔｏｎである条件として、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを生成させる試験を行った。この原料装入条件では、融着帯における溶融物の滴下量が従来の試験の１０分の１程度まで減少し、通気性が安定した試験が継続可能となる範囲外まで悪化した。これは、羽口前の炉内に高濃度還元ガスを生成する高炉操業に適した原料装入条件の再設定が必要であることを示している。
　金属鉄の通液性を向上させるには、高炉内で還元されて生成される金属鉄への浸炭面積を増加させることが必要であるとの知見に基づき、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを変更して小型試験炉の羽口前の炉内に高濃度還元ガスを生成させる試験を行った。この試験では、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを１２～３５ｍ２／鉱石－ｔｏｎの範囲内で変更して、金属鉄滴下量及び通気抵抗指数ＫＳに及ぼす、単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔの影響を調査した。
　金属鉄滴下量は、試験中に滴下した溶融物を実験後に回収し、金属鉄とスラグとを分離した後、重量計で金属鉄の重量を測定した。通気抵抗指数ＫＳは、炉内の温度が１０００℃以上の領域において測定された圧力損失と、操業条件より推定される物性値とをもとに算出された通気抵抗Ｋ値（１／ｍ）の積分値として算出した。
　＜通気抵抗指数ＫＳの算出方法＞
　通気抵抗Ｋ値（１／ｍ）は、下記の（５）式で算出される。
　Ｋ＝（ΔＰ／Ｈ）／（ρｇａｓ ０．７×μｇａｓ ０．３×ｖｇａｓ １．７）…（５）
　ここで、ΔＰは圧力損失（Ｐａ）であり、Ｈは炉内充填層層厚（ｍ）であり、ρｇａｓはガス密度（ｋｇ／ｍ３）であり、μｇａｓはガス粘度（Ｐａ・ｓ）であり、ｖｇａｓはガス流速（ｍ／ｓ）である。ΔＰは、羽口と試験炉上部（充填層よりも上部空間）の炉壁に圧力計を設置して圧力の差分を計算することで求められる。Ｈは、充填層表面の位置を、例えば試験炉上部に穿孔した穴から測定用治具を差し込んで測定し、充填層表面位置と羽口が設置された位置との高さ方向の距離をＨとして用いる。充填層表面の位置は、レーザー距離計を用いて測定してもよい。ρｇａｓは、羽口から導入したガス成分と、炉内の温度と、炉内の圧力とから算出できる。μｇａｓは、羽口から導入したガス成分と、炉内の温度とから算出できる。ｖｇａｓは、羽口から導入したガス流量と、炉内の温度と、炉内の圧力とから算出できる。ここで、炉内の温度は、充填層に対応した位置の炉壁に複数の温度計を設置し、当該温度計の測定値の平均値を用いる。同様に、炉内の圧力は、充填層に対応した位置の炉壁に複数の温度計を設置し、当該圧力計の測定値の平均値を用いる。ΔＰの算出に用いた羽口の圧力と、充填層上部の圧力との平均値を炉内の圧力として用いてもよい。
　通気抵抗指数ＫＳは、下記の（６）式で算出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
  
　（６）式において、Ｔｍａｘは、炉内圧力損失を測定した最高温度であり、測定の都度異なるが１５００～１６５０℃程度である。
　図４は、金属鉄滴下量と、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔとの関係を示すグラフである。図４の横軸は鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積（ｍ２／鉱石－ｔоｎ）であり、縦軸は無次元金属滴下量（－）である。無次元金属滴下量とは、単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎのときの金属鉄滴下量を１．０とした無次元の金属鉄滴下量である。単位（－）は無次元であることを意味する。
　図５は、通気抵抗指数ＫＳと、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔとの関係を示すグラフである。図５の横軸は、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積（ｍ２／鉱石－ｔоｎ）であり、縦軸は通気抵抗指数ＫＳ（１０５℃／ｍである。
　図４に示すように、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上になると、金属鉄の滴化量が増加することが確認された。これは、還元されて生成する金属鉄とコークス中の炭素とが接触するチャンスが増え、金属鉄が浸炭されて金属鉄の融点が低下することによると考えられる。
　また、図５に示すように、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上になると、金属鉄の滴化量が増加することに伴って、通気抵抗指数ＫＳが目標値である２０００以下に低下することが確認された。通気抵抗指数ＫＳの目標値２０００は、安定した試験が継続可能となる閾値である。安定した試験とは、充填層表面高さが時間に対して均一に低下し、吹き抜け等のトラブルが生じない試験を意味する。
　これらの結果から、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上とすることで、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを生成させる試験を安定して行うことができることがわかった。
　本実施形態に係る高炉の操業方法は、上記試験結果に基づきなされたものであり、高炉の炉頂から鉄系原料及びコークスを装入し、高炉の羽口から羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させるガスを吹き込む高炉の操業方法であって、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを所定範囲内にする高炉操業方法である。
　ここで、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上にすることが好ましい。これにより、十分な金属鉄の滴下量が得られ、高炉の安定操業が実現できる。一方、鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ未満になると、十分な金属鉄の滴下量が得られず、通気抵抗指数ＫＳ値が高くなる。
　また、境界面積Ｓｕｎｉｔは、炉内の鉄系原料層の１層当たりに混合される混合コークスの質量Ｗｃを増加させるか、炉内の鉄系原料層の１層当たりの鉄系原料の質量ＷＩｒｏｎを減少させることで増加する。通常、高炉操業では、炉内の鉄系原料層の１層当たりに混合される混合コークスの質量Ｗｃを増加させると、鉄系原料に対するコークスの比率を一定にするため、コークス層に装入するコークス量を減少させるので、コークス層は薄層化する。一方、炉内の鉄系原料層の１層当たりの鉄系原料の質量ＷＩｒｏｎを減少させると、鉄系原料層が薄層化される。高炉の半径方向における原料の降下速度は必ずしも一定ではないので、コークス層や鉄系原料層が過度に薄層化されるとコークス層や鉄系原料層の層構造が崩れることがある。従って、鉄系原料及びコークスを高炉内に交互に且つ層状に装入し、層状のまま高炉内を降下させるには、境界面積Ｓｕｎｉｔを５３．１ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以下にすることが好ましい。
　また、高濃度還元ガスは、当該高濃度還元ガス中のＨ２ガス量（炭化水素中の水素を含む）が０～５００Ｎｍ３／溶銑－ｔｏｎの範囲内であることが好ましい。これにより、炉内温度の低下及び還元反応速度の低下を抑制できる。一方、高濃度還元ガス中のＨ２ガス量が５００Ｎｍ３／溶銑－ｔｏｎを超えると、炉内温度が低下し、還元反応速度が低下するため、好ましくない。また、Ｈ２ガスを単体で吹込む場合、羽口前温度を操業範囲内に保つためにＨ２ガスを加熱してから送風することが好ましい。
　以上説明したように、本実施形態に係る高炉の操業方法では、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させる高炉操業を実施するに際し、炉頂から装入する鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを所定範囲内にする。これにより、生成する金属鉄の浸炭が促進されて金属鉄の融点が低下し、高炉内の融着帯及び滴下帯での金属鉄の通液性が適正に保たれ、高炉内のガス通気性を操業可能範囲内に確保でき、高炉の安定操業を実現できる。
　大型高炉を用いて、炉頂から鉄系原料及びコークスを交互に装入し、鉄系原料の質量及びコークス原料の質量を一定とし、炉頂から装入する鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを変化させて、羽口前の炉内で高濃度還元ガスを生成させる高炉操業試験を実施した。操業条件及び試験結果を下記表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
  
　表１に示すとおり、炉頂から装入する鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔを本発明の範囲とした発明例１、２では、金属鉄の通液性及び通気性が良好で、安定操業が可能であることが確認された。一方、炉頂から装入する鉄系原料とコークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積Ｓｕｎｉｔが本発明の範囲外である比較例１では、十分な金属鉄の通液性は得られず、通気性も不良であった。

Claims (7)

  1. 　高炉の炉頂から鉄系原料及びコークスを交互に装入し、高炉の羽口から羽口前の炉内で高濃度還元ガスを発生させるガスを吹き込む高炉の操業方法であって、前記鉄系原料と前記コークスとの単位鉄系原料当たりの境界面積を所定範囲内にする、高炉の操業方法。
  2. 　前記単位鉄系原料当たりの境界面積は、単位鉄系原料当たりの鉄系原料層とコークス層との境界面積と鉄系原料と鉄系原料層に混合装入されたコークス粒子との境界面積との合計である、請求項１に記載の高炉の操業方法。
  3. 　前記単位鉄系原料当たりの境界面積を２５ｍ２／鉱石－ｔｏｎ以上にする、請求項２に記載の高炉の操業方法。
  4. 　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点との４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、請求項１に記載の高炉の操業方法。
  5. 　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点との４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、請求項２に記載の高炉の操業方法。
  6. 　前記高濃度還元ガスは、ボッシュガス組成として表すと、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスで構成され、Ｈ２ガス、Ｎ２ガス及びＣＯガスの割合が、Ｈ２ガス－Ｎ２ガス－ＣＯガスの３元系ダイアグラムにおけるＨ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；１００体積％の点と、Ｈ２ガス；１００体積％、Ｎ２ガス；０体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；２９体積％、Ｎ２ガス；７１体積％、ＣＯガス；０体積％の点と、Ｈ２ガス；０体積％、Ｎ２ガス；３７体積％、ＣＯガス；６３体積％の点との４点で囲まれる領域内の組成であり、０～１００体積％の範囲内のＨ２ガスと、０～７１体積％の範囲内のＮ２ガスと、０～１００体積％の範囲内のＣＯガスとを含む、請求項３に記載の高炉の操業方法。
  7. 　前記高濃度還元ガス中のＨ２量は０～５００Ｎｍ３／溶銑－ｔｏｎの範囲内である、請求項１から請求項６のいずれか一項に記載の高炉の操業方法。
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Title
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