JP2024033885A - 銑鉄製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】本発明は、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できる銑鉄製造方法の提供を目的とする。【解決手段】本発明の一態様に係る銑鉄製造方法は、羽口を有する高炉を用いて銑鉄を製造する銑鉄製造方法であって、上記高炉内に鉱石原料を含む第１層とコークスを含む第２層とを交互に積層する工程と、上記羽口から送風する熱風により補助燃料を上記高炉内へ吹込みつつ、積層された上記第１層の上記鉱石原料を還元及び溶解する工程とを備え、上記鉱石原料が、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体を含み、上記補助燃料が、微粉炭を含み、上記還元鉄の配合量が、製造される銑鉄１トンに対し２００ｋｇ以上であり、上記コークス及び上記微粉炭を含む還元材の還元材比が、４４０ｋｇ／ｔｐ以下であり、微粉炭比が、１３０ｋｇ／ｔｐ以上である。【選択図】図１

Description

本発明は、銑鉄製造方法に関する。

高炉内に鉱石原料を含む第１層とコークスを含む第２層とを交互に積層し、羽口から送風する熱風により補助燃料を高炉内へ吹込みつつ、上記鉱石原料を還元し、溶解することで銑鉄を製造する方法が公知である。このとき、上記コークスは、鉱石原料の溶解のための熱源、鉱石原料の還元材、溶鉄へ浸炭し融点を低下させるための加炭材、及び高炉内の通気性を確保するためのスペーサーの役割を果たしている。このコークスにより通気性を維持することで、上記第１層及び上記第２層として装入された装入物の荷下がりを安定させ、高炉の安定操業を図っている。

昨今の環境問題への意識の高まりから、高炉操業においても温室効果ガスであるＣＯ_２の排出を低減することが求められている。ＣＯ_２の排出を低減する１つの方法として、出銑比を高めて生産性を向上させるとともに、コークスの使用量を削減する溶銑の製造方法が提案されている（特開２０１４－１３２１０８号公報参照）。

この公報に記載の溶銑の製造方法では、羽口から送風する熱風の補助燃料である微粉炭の吹き込み量及び酸素富化空気の酸素富化率を高めることで、コークス使用量を削減でき、温室効果ガスの削減につながるとされている。

特開２０１４－１３２１０８号公報

上記従来の溶銑の製造方法では、コークス使用量の削減を達成しているものの微粉炭の吹き込み量を増やしている。微粉炭もＣＯ_２の排出源であるため、全体でみるとＣＯ_２の排出が十分に低下できているとはいえない。

本発明は、上述のような事情に基づいてなされたものであり、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できる銑鉄製造方法の提供を目的とする。

本発明の一態様に係る銑鉄製造方法は、羽口を有する高炉を用いて銑鉄を製造する銑鉄製造方法であって、上記高炉内に鉱石原料を含む第１層とコークスを含む第２層とを交互に積層する工程と、上記羽口から送風する熱風により補助燃料を上記高炉内へ吹込みつつ、積層された上記第１層の上記鉱石原料を還元及び溶解する工程とを備え、上記鉱石原料が、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体を含み、上記補助燃料が、微粉炭を含み、上記還元鉄の配合量が、製造される銑鉄１トンに対し２００ｋｇ以上であり、上記コークス及び上記微粉炭を含む還元材の還元材比が、４４０ｋｇ／ｔｐ以下であり、微粉炭比が、１３０ｋｇ／ｔｐ以上である。

当該銑鉄製造方法では、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体が骨材として働き、その総量が上記還元鉄の配合量で上記下限以上であるので、還元溶解工程で第１層の軟化融着時に熱風が通過し易くなるため、通気性を確保するためのコークスの量が少なくて済む。さらに、当該銑鉄製造方法では、上記下限以上の微粉炭比で微粉炭を補助燃料として用いることで高炉の安定操業を高められる。従って、当該銑鉄製造方法を用いることで、上記上限以下の低還元材比でありながら、高炉の安定操業を維持できる。

上記鉱石原料が、ＭｇＯを含有する自溶性ペレットを含み、上記自溶性ペレットのＭｇＯ含有量が１．０質量％以上であり、かつ塩基度が１．０以上であることが好ましい。自溶性ペレットは被還元性に優れており、ＭｇＯ含有量が１．０質量％以上であり、かつ塩基度が１．０以上である自溶性ペレットを上記鉱石原料に含めることで、上記鉱石原料の還元の促進及び還元鉄成形体の溶け落ちの促進を図ることができる。

炉下部熱量比としては、０．５以下が好ましい。このように炉下部熱量比を上記上限以下とすることで、炉下部の溶解能力が高められ、高炉の操業安定性をさらに高めることができる。

上記熱風の酸素富化率としては、２．５体積％以下が好ましい。このように上記熱風の酸素富化率を上記上限以下とすることで、低還元材比を維持しつつ高炉の操業安定性を高めることができる。

上記熱風の窒素富化率としては、０体積％以上が好ましい。このように上記熱風の窒素富化率を上記下限以上とすることで、ボッシュガス顕熱が高くなり、溶解能力が高められる。

ここで、「微粉炭」とは、粒径５０μｍ程度に微粉砕した石炭を指し、「微粉炭比」とは、銑鉄１ｔｏｎを製造する際に羽口から吹き込まれる微粉炭の質量［ｋｇ］をいう。「還元材比」とは、銑鉄１ｔｏｎを製造する際に必要な還元材の総質量［ｋｇ］をいい、上記還元材には、コークス、微粉炭、重油等の鉱石原料を還元する物質が全て含まれる。

「塩基度」とは、ＳｉＯ_２の質量に対するＣａＯの質量の割合を指す。なお、対象とする物質が複数の粒状物で構成されている場合にあっては、その複数の粒状物のＳｉＯ_２の総質量に対するＣａＯの総質量の割合を意味する。

「炉下部熱量比」とは、溶銑の顕熱及びスラグ顕熱の和をボッシュガス顕熱で除した値をいう。なお、「ボッシュガス」とは、羽口から吹き込まれる熱風空気、添加酸素、熱風中の湿分、微粉炭を含む補助燃料が羽口においてガス化した瞬間の状態のガスを指す。

燃焼温度を制御するため、熱風には酸素や窒素を添加することがある。酸素を添加すると熱風の酸素濃度は空気の２１体積％よりも高くなり、窒素を添加すると熱風の酸素濃度は空気の２１体積％よりも低くなる。酸素を添加することを酸素富化といい、窒素を添加することを窒素富化という。ここで、熱風の「酸素富化率」とは、羽口から吹き込まれる酸素も含めた熱風を空気と仮定したときに、空気中酸素量２１体積％に対して富化されている酸素の割合を指し、酸素富化率ＲＯ２は下記式１で算出される。例えば酸素富化率２．５体積％とは、熱風量（空気量＋酸素量＋窒素量）に対して、酸素が２１＋２．５＝２３．５体積％となっていることを示す。なお、窒素富化の場合、下記式１は負値を示すこととなる。

同様に、熱風の「窒素富化率」とは、羽口から吹き込まれる窒素も含めた熱風を空気と仮定したときに、空気中窒素７９体積％に対して富化されている窒素の割合を指し、窒素富化率ＲＮ２は下記式２で算出される。例えば窒素富化率２．５体積％とは、熱風量（空気量＋酸素量＋窒素量）に対して、窒素が７９＋２．５＝８１．５体積％となっていることを示す。なお、酸素富化の場合、下記式２は負値を示すこととなる。

以上説明したように、本発明の銑鉄製造方法は、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できる。

図１は、本発明の一実施形態に係る銑鉄製造方法を示すフロー図である。 図２は、図１の銑鉄製造方法で使用する高炉内部を示す模式図である。 図３は、図２の融着帯から滴下帯付近の模式的部分拡大図である。 図４は、図１の還元溶解工程において羽口で行われる処理を模式的に示した図である。

以下、本発明の各実施形態に係る銑鉄製造方法について説明する。

図１に示す銑鉄製造方法は、図２に示す高炉１を用いて銑鉄を製造する銑鉄製造方法であり、積層工程Ｓ１と、還元溶解工程Ｓ２とを備える。

＜高炉＞
高炉１は、図２に示すように、炉下部に設けられた羽口１ａと、出銑口１ｂとを有する。羽口１ａは通常複数設けられる。高炉１は、固気向流型のシャフト炉であり、高温の空気に、必要に応じて高温又は常温の酸素を加えた熱風を羽口１ａから高炉１内に吹き込んで、後述する鉱石原料１１の還元及び溶融等の一連の反応を行い、出銑口１ｂから銑鉄を取り出すことができる。また、高炉１には、ベル・アーマー方式の原料装入装置２が装備されている。この原料装入装置２については、後述する。

高炉１の炉底から規定されている原料装入線までの体積である炉容積の下限としては、２０００ｍ^３が好ましく、４０００ｍ^３がより好ましい。当該銑鉄製造方法は、上記炉容積が上記下限以上である高炉の操業に特に好適に用いることができる。当該銑鉄製造方法を好適に用いることができる高炉１の炉容積の上限は、特に限定されず、炉容積が大きいほど当該銑鉄製造方法は好適に機能するが、実用的な高炉１の炉容積の上限としては、７０００ｍ^３程度である。

＜積層工程＞
積層工程Ｓ１では、図２に示すように、高炉１内に第１層１０と第２層２０とを交互に積層する。つまり、第１層１０及び第２層２０の層数は、それぞれ２以上である。

（第１層）
第１層１０は、鉱石原料１１を含む。鉱石原料１１は、還元溶解工程Ｓ２で羽口１ａより吹き込まれる熱風により昇温還元されて溶銑Ｆとなる。

鉱石原料１１は、鉄原料となる鉱石類を指し、主として鉄鉱石を含有する。鉱石原料１１としては、焼成鉱（鉄鉱石ペレット、焼結鉱）、塊鉱石、炭材内装塊成鉱、メタル等を挙げることができる。また、鉱石原料１１には、骨材１１ａが含まれている。

骨材１１ａは、後述する融着帯Ｄの通気性を改善し、上記熱風を高炉１の中心部まで通気させるためのものである。骨材１１ａは、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体（ＨＢＩ、Ｈｏｔ Ｂｒｉｑｕｅｔｔｅ Ｉｒｏｎ）を含む。つまり、鉱石原料１１は、還元鉄成形体を含んでいる。

ＨＢＩは、還元鉄ＤＲＩ（Ｄｉｒｅｃｔ Ｒｅｄｕｃｅｄ Ｉｒｏｎ）を熱間状態で成形したものである。ＤＲＩが、気孔率が高く、海上輸送や屋外保存時に酸化発熱する欠点を有するのに対し、ＨＢＩは気孔率が低く、再酸化し難い。骨材１１ａは、第１層１０の通気性の確保を果たした後は、メタルとして機能し、溶銑となる。骨材１１ａは金属化率が高く還元の必要がないので、この溶銑となる際に還元材をあまり必要としない。従って、ＣＯ_２排出量を削減できる。なお、「金属化率」とは、全鉄分に対する金属鉄の割合［質量％］をいう。

上記還元鉄の配合量（上記還元鉄成形体を構成する還元鉄の総配合量）の下限としては、製造される銑鉄１トンに対し２００ｋｇであり、２５０ｋｇがより好ましく、３００ｋｇがさらに好ましい。上記還元鉄の配合量が上記下限未満であると、還元材比を十分に低減できないおそれがある。一方、上記還元鉄の配合量の上限は、骨材過多となり骨材効果が小さくならない範囲で適宜決定されるが、上記還元鉄の配合量の上限は、例えば製造される銑鉄１トンに対し７００ｋｇとされる。

骨材１１ａを除く鉱石原料１１ｂの平均粒径に対する上記還元鉄成形体の平均粒径の比の下限としては、１．３が好ましく、１．４がより好ましい。図３に示すように、第１層１０の骨材１１ａを除く鉱石原料１１ｂの一部が溶解して滴下スラグ１２として高炉１の下方へ移動し、この骨材１１ａを除く鉱石原料１１ｂが軟化収縮した際にも、高融点の上記還元鉄成形体は軟化しない。骨材１１ａを除く鉱石原料１１ｂに対して一定以上大きい上記還元鉄成形体を骨材１１ａとして混合させると、上記還元鉄成形体の骨材効果が発現し易く、第１層１０全体が層収縮することを抑止できる。従って、上記平均粒径の比を上記下限以上とすることで、図３の矢印で示すような熱風の流路を確保できるので、還元溶解工程Ｓ２での通気性を向上させることができる。一方、上記平均粒径の比の上限としては、１０が好ましく、５がより好ましい。上記平均粒径の比が上記上限を超えると、上記還元鉄成形体を第１層１０に均一に混合させ難くなり偏析が増大するおそれがある。なお、「平均粒径」とは、粒子径分布にて累積質量が５０％となる粒径をいう。

上記還元鉄成形体のタンブラー回転試験後の通気抵抗指数の上限としては、０．１が好ましく、０．０８がより好ましい。上記還元鉄成形体は、一般に製造される工場と使用される工場とが異なり輸送される。この間に体積破壊し粒度分布は変化し得るから、上記タンブラー回転試験後においても通気抵抗指数が一定値以下となることが担保される還元鉄成形体を用いることで、現実の高炉操業において後述する塊状帯Ｅでの通気性を向上させることができる。一方、上記通気性抵抗指数の下限は、特に限定されず、定義上の理論限界値である０に近い値であってもよいが、通常０．０３程度となる。なお、上記通気抵抗指数が所定値以下となる性状を有する還元鉄成形体が用いられていればよく、当該銑鉄製造方法においてタンブラー回転試験を要することを意味するものではない。

ここで、還元鉄成形体の「タンブラー回転試験後の通気抵抗指数」は、以下のようにして算出される。まず、鉄鉱石類の回転強度測定法（ＪＩＳ－Ｍ８７１２：２０００）に準じてタンブラー回転試験を行い、還元鉄成形体の篩分けによる粒径分布を取得する。この粒度分布は、篩分けを行った篩目間の代表粒径（中央値）をｄ_ｉ［ｃｍ］、代表粒径ｄ_ｉに属する還元鉄成形体の重量分率をｗ_ｉとして表される。この粒度分布を用いて、調和平均径Ｄ_ｐ［ｃｍ］、粒度構成指数Ｉ_ｓｐを下記式３により算出する。さらに、重力換算係数ｇ_ｃ［９．８０７（ｇ・ｃｍ）／（Ｇ・ｓｅｃ^２）］を用いて、下記式３により通気抵抗指数Ｋを求める。なお、上記タンブラー回転試験でのタンブラーの回転条件は、２４±１ｒｐｍで、６００回転とされる。

上記還元鉄成形体の塩基度の下限としては、０．９が好ましく、１．０がより好ましい。このように上記還元鉄成形体の塩基度を上記下限以上とすることで、上記還元鉄成形体の収縮開始温度が高温化するので、第１層１０の収縮量が抑制される。このため、還元溶解工程Ｓ２で融着帯Ｄの通気性が改善され、上記熱風を高炉１の中心部まで確実に通気させることができるようになる。従って、コークス２１の使用量を低減することができる。一方、上記還元鉄成形体の塩基度の上限としては、１．４が好ましく、１．３がより好ましい。上記還元鉄成形体の塩基度が上記上限を超えると、上記還元鉄成形体の強度が低下するおそれがある。なお、上記還元鉄成形体の塩基度は、還元鉄成形体の製造時に石灰石等の副原料を添加することで調整できる。

また、上記還元鉄成形体が酸化アルミニウムを含む場合、上記還元鉄成形体中の上記酸化アルミニウムの含有量の上限としては、１．５質量％が好ましく、１．３質量％がより好ましい。上記酸化アルミニウムの含有量が上記上限を超えると、スラグ融点の高温化や粘度の増加により炉下部での通気性の確保が困難となるおそれがある。このため、還元鉄成形体中の酸化アルミニウムの含有量を上記上限以下とすることで、コークス２１の使用量が増大することを抑止できる。なお、上記酸化アルミニウムの含有量は０質量％、すなわち上記還元鉄成形体が酸化アルミニウムを含まないものであってもよいが、上記酸化アルミニウムの含有量の下限としては、０．５質量％が好ましい。上記酸化アルミニウムの含有量が上記下限未満であると、還元鉄成形体が高価なものとなり、銑鉄の製造コストが高くなるおそれがある。

鉱石原料１１は、自溶性ペレットを含むことが好ましい。自溶性ペレットは被還元性に優れており、このように鉱石原料１１に自溶性ペレットを含めることで、鉱石原料１１の還元が促進される。

上記自溶性ペレットは、ＭｇＯを含有することが好ましい。ＭｇＯは炉床レベルでのスラグの脱硫能を高めるとともに、高温での被還元性を高める作用を有している。このため、上記自溶性ペレットの溶け落ちの挙動を還元鉄成形体のそれに近づけることで、還元鉄成形体の溶け落ちを促進する作用があると考えられる。上記自溶性ペレットのＭｇＯ含有量の下限としては、１質量％が好ましく、１．５質量％がより好ましい。一方、上記自溶性ペレットのＭｇＯの含有量の上限としては、４質量％が好ましく、３質量％がより好ましい。上記自溶性ペレットのＭｇＯの含有量が上記下限未満であると、還元鉄成形体の溶け落ちを促進する作用が十分に得られないおそれがある。逆に、上記自溶性ペレットのＭｇＯの含有量が上記上限を超えると、上記自溶性ペレットの強度が低下するおそれがある。

上記自溶性ペレットの塩基度の下限としては、塩基性である１．０が好ましく、１．４がより好ましい。上記自溶性ペレットの塩基度が上記下限未満であると、還元鉄成形体の溶け落ちを促進し難くなり、通気性が低下するおそれがある。上記自溶性ペレットの塩基度の上限は特に限定されないが、上記自溶性ペレットの平均塩基度は、通常２．０以下である。

なお、上記自溶性ペレットは、還元鉄成形体の溶け落ちを促進する観点から、ＭｇＯ含有量が１．０質量％以上であり、かつ塩基度が１．０以上であることが好ましい。

第１層１０には、鉱石原料１１に加えて、石灰石、ドロマイト、珪石等の副原料を一緒に装入してもよい。

（第２層）
第２層２０はコークス２１を含む。

コークス２１は、鉱石原料１１の溶解のための熱源、鉱石原料１１の還元に必要な還元材であるＣＯガスの生成、溶鉄へ浸炭し融点を低下させるための加炭材、及び高炉１内の通気性を確保するためのスペーサーの役割を果たす。

コークス比の下限としては、２００ｋｇ／ｔｐが好ましく、２３０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。一方、コークス比の上限としては、２９０ｋｇ／ｔｐが好ましく、２５０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。コークス比が上記下限未満であると、高炉１の安定操業を維持できないおそれがある。逆に、コークス比が上記上限を超えると、低還元材比での操業が困難となるおそれがある。「コークス比」とは、銑鉄１ｔｏｎを製造する際に還元材として使用されるコークスの総質量［ｋｇ］をいい、上記コークスには、第２層２０以外に装入されているコークスも含まれる。

（積層方法）
第１層１０及び第２層２０を交互に積層する方法は、種々の方法を用いることができる。ここでは、図２に示すようなベル・アーマー方式の原料装入装置２（以下、単に「原料装入装置２」ともいう）を搭載した高炉１を例にとり、その方法について説明する。

原料装入装置２は、炉頂部に備えられている。つまり、第１層１０及び第２層２０は、炉頂より装入される。原料装入装置２は、図２に示すように、ベルカップ２ａと、下ベル２ｂと、アーマー２ｃとを有する。

ベルカップ２ａは、装入する原料を充填する。第１層１０を装入する際は、第１層１０を構成する原料をベルカップ２ａに充填し、第２層２０を装入する際は、第２層２０を構成する原料を充填する。

下ベル２ｂは下方に広がる円錐状であり、ベルカップ２ａ内に配設される。下ベル２ｂは上下に移動可能である（図２で、上方に移動した状態を実線、下方に移動した場合を破線で示している）。下ベル２ｂは、上方に移動した場合、ベルカップ２ａの下部を密閉し、下方に移動した場合ベルカップ２ａの側壁の延長上に隙間が構成されるようになっている。

アーマー２ｃは、下ベル２ｂより下方で、高炉１の炉壁部に設けられている。下ベル２ｂを下方に移動した際、上記隙間から原料が落下するが、アーマー２ｃは、この落下する原料を反発させるための反発板である。また、アーマー２ｃは、高炉１の内部（中心部）に向かって出退可能に構成されている。

この原料装入装置２を用いて、以下のようにして、第１層１０を積層することができる。なお、第２層２０についても同様である。また、第１層１０及び第２層２０の積層は、交互に行われる。

まず、下ベル２ｂを上方に位置させ、第１層１０の原料をベルカップ２ａに装入する。下ベル２ｂが上方に位置する場合、ベルカップ２ａの下部は密閉されるので、ベルカップ２ａ内に上記原料が充填される。なお、その充填量は、各層の積層量とする。

次に、下ベル２ｂを下方へ移動させる。そうすると、ベルカップ２ａとの間に隙間が生じるので、この隙間から上記原料は炉壁方向へ落下し、アーマー２ｃに衝突する。アーマー２ｃに衝突し、反発した上記原料は、高炉１内に装入される。上記原料には、アーマー２ｃでの反発により炉内方向に移動しつつ落下するので、落下した位置から高炉１内の中心側に向かって流れ込みながら堆積する。アーマー２ｃは、中心部に向かって出退可能に構成されているから、上記原料の落下位置は、アーマー２ｃを出退させることで調整することができる。この調整により第１層１０を所望の形状に堆積させることができる。

＜還元溶解工程＞
還元溶解工程Ｓ２では、羽口１ａから送風する熱風により補助燃料を高炉１内へ吹込みつつ、積層された第１層１０の鉱石原料１１を還元及び溶解する。

なお、高炉操業は連続操業であり、還元溶解工程Ｓ２は連続して行われている。一方、積層工程Ｓ１は間欠的に行われており、還元溶解工程Ｓ２で第１層１０及び第２層２０の還元及び溶解処理の状況に応じて、新たに還元溶解工程Ｓ２で処理すべき第１層１０及び第２層２０が追加されていく。

図２は、還元溶解工程Ｓ２での状態を示している。図２に示すように、羽口１ａからの熱風により羽口１ａ付近には、コークス２１が旋回し著しく疎な状態で存在する空洞部分であるレースウェイＡが形成されている。高炉１内では、このレースウェイＡの温度が最も高く２０００℃程度である。

図４に高炉１の羽口１ａ及びレースウェイＡ付近の還元溶解工程Ｓ２での状態を示す。高炉１には、羽口１ａにつながる筒状の補助燃料吹込口１ｃが設けられており、補助燃料４０は、この補助燃料吹込口１ｃから羽口１ａに吹き込まれる。

補助燃料吹込口１ｃは、補助燃料４０が羽口１ａから吹き込まれる熱風Ｈの気流に乗って微粉体４１がレースウェイＡの奥まで吹き込まれるよう、その吹出口が熱風Ｈの下流側に向かうように設置されている。

補助燃料４０は、微粉炭４１を含む。補助燃料４０には、微粉炭４１に加えて、重油や天然ガス等が含まれていてもよい。補助燃料４０は、熱源、還元材及び加炭材として機能する。つまり、コークス２１の果たす役割のうち、スペーサー以外の役割を代替する。

微粉炭４１は、粒径５００μｍ以下、好ましくは１００μｍ以下に微粉砕されていることが好ましい。微粉炭４１の最大粒径を上記上限以下とすることで、微粉炭４１の比表面積が増加させ、燃焼効率を高めることができる。

微粉炭比の下限としては、１３０ｋｇ／ｔｐであり、１５０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。一方、微粉炭比の上限としては、２５０ｋｇ／ｔｐが好ましく、２２０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。微粉炭比が上記下限未満であると、高炉操業の安定性を維持しつつコークス比を低減することが難しく、結果的に還元材比を低減することが困難となるおそれがある。逆に、微粉炭比が上記上限を超えると、微粉炭４１の量が過多となり、還元材比を低減することが困難となるおそれがある。

吹き込まれた補助燃料４０は、主にレースウェイＡの奥のコークス２１に吹き付けられる。そうすると、レースウェイＡの奥で微粉炭４１が溶融した灰分由来の酸性スラグが増加し、粘度や融点が上昇したスラグが滞留（ホールドアップ）したスラグ層である鳥の巣スラグＪが形成される。

鳥の巣スラグＪが成長すると、高炉１のレースウェイＡ付近での炉下部通気性が悪化する。この通気性の悪化を抑制するため、補助燃料４０には、粒径５００μｍ以下、好ましくは１００μｍ以下に微粉砕された還元鉄成形体が加えられていることが好ましい。

上記還元鉄成形体を含む補助燃料４０を羽口１ａから吹き込むと、上記還元鉄成形体はレースウェイＡ内で昇温溶融しそれまでに形成された鳥の巣スラグＪと同化及び滓化し、滴下スラグ１２として速やかに滴下する。その結果、鳥の巣スラグＪが成長し難くなり、通気性を維持することができる。通気性が維持されれば、熱風Ｈを高炉１の中心部まで通気し易くなるので、結果としてコークス２１の使用量を低減することができる。

上記還元鉄成形体の吹込み量の下限としては、銑鉄１トン当たり３ｋｇが好ましく、５ｋｇがより好ましい。上記吹込み量が上記下限未満であると、通気性改善効果が不十分となるおそれがある。

第２層２０のコークス２１及び微粉炭４１を含む還元材の還元材比の上限としては、４４０ｋｇ／ｔｐであり、４３０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。当該銑鉄製造方法では、コークス比を低く抑えても第１層１０の鉱石原料１１に含まれる還元鉄成形体（骨材１１ａ）によって高炉１内の通気性が確保され、上記上限以下の還元材比で安定した高炉操業を維持できる。従って、ＣＯ_２の排出が十分に低下させることができる。一方、還元材比の下限としては、４００ｋｇ／ｔｐが好ましく、４１０ｋｇ／ｔｐがより好ましい。還元材比が上記下限未満であると、第２層２０のコークス２１の装入量が制限され、高炉１内の通気性の確保が困難となるおそれや、補助燃料４０の微粉炭４１の量が制限され、高炉操業の安定性の維持が困難となるおそれがある。

羽口１ａから吹き込まれる熱風Ｈ（空気及び添加酸素）と熱風Ｈに含まれる湿分と、微粉炭４１を含む補助燃料４０とは、羽口１ａにおいてガス（ボッシュガス）化する。

ボッシュガス原単位の下限としては、１２９０Ｎｍ^３／ｔｐが好ましく、１３１０Ｎｍ^３／ｔｐがより好ましい。一方、炉内圧損の観点から、ボッシュガス比の上限としては、１３５０Ｎｍ^３／ｔｐが好ましく、１３３０Ｎｍ^３／ｔｐがより好ましい。炉下部の溶解能力は、ボッシュガス顕熱ひいてはボッシュガス原単位に比例する傾向にある。酸素富化によって羽口前温度の上昇を介してボッシュガス顕熱を増加させることができるが、窒素富化によって羽口前温度が低下した場合であってもボッシュガス原単位の増加によって溶解能力を増強することができる。このため、ボッシュガス原単位を制御することで、炉下部での還元鉄の溶融の制御性を高めることができるので、高炉１の操業安定性をさらに高めることができる。ここで、「ボッシュガス原単位」は、単位時間のボッシュガスの総量を単位時間の出銑量で除した値である。

炉下部熱量比の上限としては、０．５が好ましく、０．４５がより好ましい。このように炉下部熱量比を上記上限以下とすることで、炉下部の溶解能力が高められ、高炉１の操業安定性をさらに高めることができる。この炉下部熱量比は、ボッシュガス顕熱を制御することで調整することができる。一方、炉下部熱量比の下限は、ボッシュガス量が過大な場合、滴下溶銑・スラグがボッシュガスによって吹き上げられ操業が不安定化するフラッディング限界や、３５００℃程度でプラズマ化が起こりそれ以上の高温とはならない燃焼温度限界によって定まり、例えば０．２となる。なお、「炉下部熱量比」は、溶銑、スラグ及びボッシュガスの顕熱から、下記式４で算出することができる。なお、下記式４中の各顕熱は、以下の条件で算出するものとする。溶銑温度として一般的に適正炉熱とされる１５００℃、スラグ温度としては溶銑温度＋５０℃の１５５０℃を適用する。また、ボッシュガス温度に対しては羽口前温度として羽口前理論燃焼温度を与える。溶銑比熱は０．７５ｋＪ／ｋｇ／Ｋ、スラグ比熱は１．２６ｋＪ／ｋｇ／Ｋ、ボッシュガス成分のＮ_２は１．３０ｋＪ／Ｎｍ^３／Ｋ、ＣＯは１．３１ｋＪ／Ｎｍ^３／Ｋ、Ｈ_２は１．２８ｋＪ／Ｎｍ^３／Ｋとする。溶銑量には基準として１０００ｋｇを用い、スラグ量とブッシュガス量にはスラグ比（ｋｇ／ｔｐ）とボッシュガス原単位とを用いて、顕熱＝比熱×温度×量とする。
炉下部熱量比＝｛（溶銑顕熱）＋（スラグ顕熱）｝／（ボッシュガス顕熱） ・・・４

熱風Ｈの羽口前温度の下限としては、２１００℃が好ましく、２１２０℃がより好ましい。一方、上記羽口前温度の上限としては、２２００℃が好ましく、２１７０℃がより好ましい。上記羽口前温度が上記下限未満であると、ボッシュガス顕熱の低下により炉下部溶解能力が不足し、炉下部での還元鉄の溶融が十分に進行せず、高炉操業が不安定化するおそれがある。逆に、上記羽口前温度が上記上限を超えると、炉下部溶解能力が大きくなり過ぎ、還元鉄の急速溶解による炉下部の圧損上昇とともにスラグの蒸発・再凝固によって固着が起こり、棚吊等の降下不良等が発生し、高炉操業が不安定化するおそれがある。

熱風Ｈの酸素富化率の上限としては、２．５体積％が好ましく、２体積％がより好ましい。安定した高炉操業のためには、一定の出銑量で操業することが好ましい。還元材比が一定であると、熱風Ｈ中の酸素が少なくなると出銑量は低下する。また、熱風Ｈ中の酸素が一定であると、還元材比が低下すると出銑量は増加する。当該銑鉄製造方法では、低還元材比での操業を志向しているので、出銑量を一定に保つためには、酸素量を低減する必要がある。酸素量を低下させるためには、熱風Ｈの量、すなわちボッシュガス量を減らす方法も考えられるが、ボッシュガス量の低減は炉下部溶解能力の低下につながり、高炉１の操業安定性が低下するおそれがある。このため、熱風Ｈの酸素富化率で酸素量を調整する方法が有効である。従って、熱風Ｈの酸素富化率を上記上限以下とすることで、低還元材比を維持しつつ高炉１の操業安定性を高めることができる。なお、熱風Ｈの酸素富化率と窒素富化率は互いに補数の関係（酸素富化率＋窒素富化率＝０）となる。つまり、熱風Ｈの酸素富化率の下限値は、後述する窒素富化率の上限により定められる。

熱風Ｈの窒素富化率の下限としては、０体積％が好ましい。この場合、酸素富化率は０体積％以下となる。このように熱風Ｈの窒素富化率を上記下限以上とすることで、ボッシュガス顕熱が高くなり、溶解能力が高められる。一方、熱風Ｈの窒素富化率の上限としては、ボッシュガス量増加に伴う圧損上昇やフラッディング限界等の制約から４体積％が好ましく、溶解能力の観点から２体積％がより好ましい。

酸素富化、窒素富化について、さらに詳説する。溶解能力の源泉であるボッシュガス顕熱は、熱風Ｈの羽口前温度とボッシュガス原単位の積に比例する。また、ボッシュガスは羽口に供給される酸素によるコークスや微粉炭の部分酸化された一酸化炭素ガスと微粉炭等の熱分解反応で生成する水素と窒素からなるが、酸素量一定の下では燃焼場（レースウェイ空間）での正味の反応熱（部分酸化の発熱量と熱分解反応の吸熱量の差分）は一定である。富化酸素や富化窒素は、一般的に送風機からの空気とともに熱風炉で加熱されて羽口に供給される。酸素富化が高いと空気中の窒素の減少に伴い、燃焼場に供給される顕熱が低下する。逆に窒素負荷が高いと燃焼場に供給される顕熱が増加する。その結果、窒素富化は酸素富化と比較すると、羽口前温度は低いが、ボッシュガス顕熱は高くなる。すなわち、酸素富化や窒素富化によって溶解能力が制御できる。

レースウェイＡに隣接して、図２に示すように、高炉１の内部においてコークスの擬停滞域である炉芯Ｂが存在する。また、炉芯Ｂから上方に滴下帯Ｃ、融着帯Ｄ及び塊状帯Ｅがこの順で存在する。

高炉１内の温度は頂部からレースウェイＡに向かって上昇する。つまり、塊状帯Ｅ、融着帯Ｄ、滴下帯Ｃの順に温度が高く、例えば塊状帯Ｅで２０℃以上１２００℃以下程度であるのに対し、炉芯Ｂは１２００℃以上１６００℃以下程度となる。なお、炉芯Ｂの温度は径方向で異なり、炉芯Ｂの中心部では滴下帯Ｃより温度が低くなる場合もある。また、高炉１内の中心部に熱風を安定して流通させることで、断面が逆Ｖ字型の融着帯Ｄを形成させ、高炉１内の通気性と還元性を確保している。

高炉１内では、鉄鉱石原料１１は、まず塊状帯Ｅで昇温還元される。融着帯Ｄでは、塊状帯Ｅで還元された鉱石が軟化収縮する。軟化収縮した鉱石は降下して滴下スラグとなり、滴下帯Ｃへ移動する。還元溶解工程Ｓ２で、鉱石原料１１の還元は、主に塊状帯Ｅで進行し、鉱石原料１１の溶解は、主に滴下帯Ｃで生じる。なお、滴下帯Ｃや炉芯Ｂでは、降下してきた液状の酸化鉄ＦｅＯとコークス２１の炭素とが直接反応する直接還元が進行する。

還元鉄成形体を含む骨材１１ａは、融着帯Ｄで骨材効果を発揮する。つまり、鉱石が軟化収縮した状態でも、高融点の上記還元鉄成形体は軟化せず、上記熱風を高炉１の中心部まで確実に通気させる通気路が確保される。

また、炉床部には、還元された鉄が溶融した溶銑Ｆが堆積しており、その溶銑Ｆの上部に溶融スラグＧが堆積している。この溶銑Ｆ及び溶融スラグＧは、出銑口１ｂから取り出すことができる。

＜利点＞
当該銑鉄製造方法では、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体が骨材１１ａとして働き、その総量が上記還元鉄の配合量で銑鉄１トンに対し２００ｋｇ以上であるので、還元溶解工程Ｓ２で第１層１０の軟化融着時に熱風Ｈが通過し易くなるため、通気性を確保するためのコークス２１の量が少なくて済む。さらに、当該銑鉄製造方法では、１３０ｋｇ／ｔｐ以上の微粉炭比で微粉炭４１を補助燃料４０として用いることで高炉１の安定操業を高められる。従って、当該銑鉄製造方法を用いることで、４４０ｋｇ／ｔｐ以下の低還元材比でありながら、高炉１の安定操業を維持できる。

［その他の実施形態］
なお、本発明は、上記実施形態に限定されるものではない。

上記実施形態では、本発明の銑鉄製造方法が、積層工程と還元溶解工程とのみを備える場合を説明したが、当該銑鉄製造方法は、他の工程を含んでもよい。

例えば当該銑鉄製造方法は、上記高炉の中心部にコークス及び還元鉄成形体の混合物を装入する工程を備えてもよい。この場合、上記混合物における上記還元鉄成形体のうち、粒径５ｍｍ以上の還元鉄成形体が占める割合が９０質量％以上であり、上記混合物における上記還元鉄成形体の含有量が７５質量％以下であることが好ましい。上記熱風は、高炉の中心部まで到達すると、この中心部を上昇する。このように中心部に粒径の大きい還元鉄成形体を上記上限以下の含有量で含めることで、上記熱風の流れを妨げることなく顕熱を効果的に利用できる。従って、コークスの使用量をさらに低減することができる。ここで、高炉の「中心部」とは、炉口部の半径をＺとするとき、高炉の中心軸からの距離が０．２Ｚ以下の領域を指す。

上記実施形態の積層工程として、ベル・アーマー方式を用いる場合を説明したが、他の方式を用いることもできる。このような他の方式としてはベルレス方式を挙げることができる。ベルレス方式では、旋回シュートを用いて、その角度を調整しながら積層を行うことができる。

以下、実施例によって本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

操業中の高炉の操業データを用いて、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できる条件を確認した。具体的には、微粉炭比を約１７５ｋｇ／ｔｐとし、還元鉄の配合量が異なる場合について、安定操業可能なコークス比を求めた。結果を表１に示す。

表１の結果から、還元鉄の配合量を２００ｋｇ／ｔｐ未満としているＮｏ．２では、高炉内の還元負荷が上昇し、熱的に不安定となるため、還元材比を４４０ｋｇ／ｔｐ以下で安定操業することができない。これに対し、還元鉄の配合量を２００ｋｇ／ｔｐ以上としているＮｏ．１では、還元鉄の骨材効果が得られることで通気性が改善し、コークス比を低減できた結果、還元材比を４４０ｋｇ／ｔｐ以下で安定操業することができている。

以上の結果から、還元鉄の配合量を、製造される銑鉄１トンに対し２００ｋｇ以上とし、微粉炭比を１３０ｋｇ／ｔｐ以上とし、還元材比を４４０ｋｇ／ｔｐ以下とすることで、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できると言える。

本発明の銑鉄製造方法を用いることで、本発明の銑鉄製造方法は、高炉の安定操業を維持しつつ還元材比を低減できる。

１ 高炉
１ａ 羽口
１ｂ 出銑口
１ｃ 補助燃料吹込口
２ 原料装入装置
２ａ ベルカップ
２ｂ 下ベル
２ｃ アーマー
１０ 第１層
１１ 鉱石原料
１１ａ 骨材
１１ｂ 骨材を除く鉱石原料
１２ 滴下スラグ
２０ 第２層
２１ コークス
４０ 補助燃料
４１ 微粉炭
Ａ レースウェイ
Ｂ 炉芯
Ｃ 滴下帯
Ｄ 融着帯
Ｅ 塊状帯
Ｆ 溶銑
Ｇ 溶融スラグ
Ｈ 熱風
Ｊ 鳥の巣スラグ

Claims (5)

1. 羽口を有する高炉を用いて銑鉄を製造する銑鉄製造方法であって、
   上記高炉内に鉱石原料を含む第１層とコークスを含む第２層とを交互に積層する工程と、
   上記羽口から送風する熱風により補助燃料を上記高炉内へ吹込みつつ、積層された上記第１層の上記鉱石原料を還元及び溶解する工程と
   を備え、
   上記鉱石原料が、還元鉄を圧縮成形した還元鉄成形体を含み、
   上記補助燃料が、微粉炭を含み、
   上記還元鉄の配合量が、製造される銑鉄１トンに対し２００ｋｇ以上であり、
   上記コークス及び上記微粉炭を含む還元材の還元材比が、４４０ｋｇ／ｔｐ以下であり、微粉炭比が、１３０ｋｇ／ｔｐ以上である銑鉄製造方法。
2. 上記鉱石原料が、ＭｇＯを含有する自溶性ペレットを含み、
   上記自溶性ペレットのＭｇＯ含有量が１．０質量％以上であり、かつ塩基度が１．０以上である請求項１に記載の銑鉄製造方法。
3. 炉下部熱量比が、０．５以下である請求項１又は請求項２に記載の銑鉄製造方法。
4. 上記熱風の酸素富化率が、２．５体積％以下である請求項３に記載の銑鉄製造方法。
5. 上記熱風の窒素富化率が、０体積％以上である請求項３に記載の銑鉄製造方法。
   

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