JP3492929B2 - 高炉における微粉炭吹込み羽口構造 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、高炉における微粉
炭吹込み羽口構造に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】周知のように従来、高炉では、鉄鉱石
（ペレット、焼結鉱等を含む）、コークス、副原料（石
灰石等）などを上部から装入する一方、下部の羽口から
高温の空気を供給することで、コークスを燃料（熱源）
及び還元剤として鉄鉱石を還元、溶解し、銑鉄の製造が
なされてきたが、その後、製造コストの高いコークスの
使用量を低減するため、またコークス炉の老朽化対策と
してコークス炉の稼働率を軽減するため、等の理由か
ら、コークスに換わる燃料として高炉羽口から補助燃料
を吹込む高炉への補助燃料吹込み操業方法が広く実施さ
れるようになってきた。

【０００３】補助燃料としては、当初、燃焼性に優れる
重油等の液体燃料が用いられたが、先のオイルショック
以降、重油価格が高騰し、近年では、石炭を粉砕した微
粉炭をコークスの一部代替燃料として羽口から吹込む所
謂微粉炭吹込み操業（以下ＰＣＩ操業と言う）が一般的
となりつつある。また更に、最近になって、環境問題へ
の対応の一環として、廃プラスチックに代表される廃棄
合成樹脂材並びに廃棄物由来の固形燃料を羽口を介して
高炉内に供給し、熱源及び還元剤として供することが提
案されてもいる。

【０００４】ところで、溶銑コストの低減を進めるため
には、微粉炭、重油等の補助燃料の吹込み比を増量しコ
ークスを減量することが最も効果的な方法であるが、従
来よりブローパイプに接続して普通に用いられてきた羽
口〔例えば第３版鉄鋼便覧第II巻製銑・製鋼（第 306頁
図 5・170)、特開昭64−4410号公報、特開平 3−240908
号公報参照〕（以下通常羽口と称す）では、羽口からの
補助燃料吹込み比を増大した場合には、補助燃料が羽口
内で脱揮及び燃焼ガス化するためにガス体積が増し羽口
圧損が上昇すること、更には羽口先のレースウエイ内で
の燃焼性が悪化するためコークスとの置換率が悪化する
こと、等が確認され、これらが補助燃料吹込み比増量を
律速すると言われている。

【０００５】そこで、上記問題を改善するために、上記
通常羽口を用い補助燃料として微粉炭を吹込む場合にお
いて、例えば、微粉炭の吹込みランスの先端位置を最適
位置に設定する、吹込みランス本数や構造を改善する、
あるいは適正な炭種（揮発分、灰分等）の選定や粒度構
成の適正化、等々の改善が図られてきたが、これらの改
善がなされても上記通常羽口より安定して吹き込める微
粉炭の量は微粉炭吹込み比で 150kg／銑鉄ｔ程度であ
る。

【０００６】一方、特公昭53− 19442号公報、特公平 1
− 28804号公報、特開平 2−104604号公報には溶鉱炉
（高炉）の羽口として用いられるラバール(Laval) 型式
の羽口（以下ラバール羽口と称す）の提案がされてい
る。

【０００７】例えば、特公昭53−19442号公報（特に第
１頁第２コラム第８行〜第２頁第３コラム第１行）に
は、溶鉱炉などシャフト炉において使用されるコークス
等の固体燃料の価格が高いことから、その１部を液体状
の炭化水素補助燃料に代え、その補助燃料をシャフト炉
に開口する送風管内に噴射して行う技術に用いる羽口と
してラバール羽口が提案されている。このラバール羽口
は、音速炉口を構成する先細部と末広部及び羽口内で燃
料を噴射する噴射管を有する取換え可能な第１部材と、
この第１部材に連なり第１部材の末広部に延長して末広
部を構成する固定の第２部材とで基本的に構成されてい
る。そして、このラバール羽口では、羽口の末広部にお
いて超音速流の状態から亜音速の状態に推移する条件す
なわち、末広部において衝撃波が形成されるような条件
をつくり、その衝撃波の上流に燃料を噴射することで、
噴射された燃料が衝撃波帯域を通過するときに、燃焼媒
体中への分散作用が効果的になり、煤を生成することな
く燃料の噴射率を高くすることができる。と説明されて
いる。なお、このラバール羽口においては、末広部内に
衝撃波を生じさせるためには、そのシャフト炉の燃焼媒
体の供給速度に応じた、炉口（縮流部）の設計が必要で
あることから、この点に着目し、燃焼媒体供給速度によ
り、炉口の形状を変化できるように、第１部材を取換え
可能としている。

【０００８】また、特公平 1−28804号公報には、高炉
に用いられる送風羽口自体を、中央部が入口径及び出口
径より小径に形成された所謂ラバール羽口とすることが
提案されている。そして同公報には「このラバール羽口
においては、羽口の入側で亜音速の風は中央部（喉部）
ではマッハ数Ｍ＝１となり、羽口の出口側では超音速の
流れとなるもので、この出口側の風速を超音速とするに
は羽口の入口と出口の風の圧力によって決定される。そ
して、このラバール羽口よりの超音速流は乱流圧縮性自
由噴流となり、ラバール羽口の出口の速度が保持されて
高炉の奥深くまでそのエネルギーが伝えられるものであ
り、その速度コアはマッハ数が大きい程長いのであ
る。」と大要説明され、そして更に、このラバール羽口
によれば、次の如き効果があると説明されている。：
デッドマンと称される不活性な炉芯が狭小化し、稼働内
容積の増大による送風量を増加することができ出銑量が
増加する。：高炉下部の反応性が増大し、直接還元率
の上昇による燃料比を低減できる。：高炉の中心操業
化ができ、炉体熱損失減少による燃料比低減と炉床銑滓
流の中心流化により炉体保護及び炉底保護ができる。
：羽口前運動エネルギーの増大及びレースウエイの深
化により羽口破損回数が減少する。：劣性コークス使
用下ではレースウエイが浅くなるといわれているが、レ
ースウエイ維持が可能となる。

【０００９】また、特開平 2−104604号公報には、微粉
炭を多量に吹き込む高炉の羽口構造に係わり、スロート
部（喉部）を境として前部管と後部管とし、その前部管
の長さを羽口長さの0.2 乃至0.6 とする所謂ラバール羽
口が提案されている。そして同公報には「微粉炭が混合
された熱風は後部管から前部管に入るがスロート部を通
るとき流速を105m／s 以上とされ、前部管の先端から高
炉内に吹き込まれる。」、また「スロート部でのガス流
速は逆火限界速度である105m／s 以上としてあるので、
微粉炭の燃焼は後部管より内部で生じたことはな
い。」、更に「このラバール羽口によれば、前部管の長
さを羽口長さの0.2 乃至0.6 としているので、羽口先の
流速を高めて逆火現象が防止され、また前部管の摩耗を
減少することができる。」と説明されている。

【００１０】ところで、上述したラバール羽口の場合、
例えば、特公昭53− 19442号公報に説明されたラバール
羽口では、燃焼媒体（熱風）を末広部内において衝撃波
を生じる条件で供給するとともに、その衝撃波の上流に
燃料（補助燃料）を噴射するので、噴射された補助燃料
が衝撃波帯域を通過するときに熱風中へ分散供給される
ことが期待でき、更に煤を生成することなく燃料の噴射
率を高めることが期待できる反面、次のような問題が懸
念される。すなわち、：第１、第２部材の２つの部材
を必要とするため、従来の通常羽口に比して羽口破損等
のトラブル時には、取り換え・復旧作業が煩雑化し、長
時間を要する可能性から炉冷え等の危険性が増す。：
補助燃料吹込み時に、末広部内で衝撃波を形成するため
に、その時々で衝風条件（生産条件）に適した先細部と
末広部、音速炉口径を有する第１部材に設置し直す必要
がある。：また、近年の主流である炉頂圧力を高く保
つ高圧高炉操業では、第１部材入口での圧力を、末広部
で衝撃波を形成させるに必要な圧力にまで、燃焼媒体を
昇圧させる必要があるため、ブロワー、配管等の設備負
荷が増大する。：補助燃料の噴射孔がラバール羽口の
内周面に形成されているため、補助燃料が必ずしも熱風
中へ分散供給されるとは限らない。：第１部材は、音
速炉口を構成する先細部と末広部及び羽口内で燃料を噴
射する噴射管を有し取換え可能に構成されているため、
形状が複雑である上に末広部において衝撃波を生じる形
状に構成されなければならず、実用性が懸念される。

【００１１】また、特公平 1− 28804号公報に説明され
たラバール羽口では、ラバール羽口からの超音速流は乱
流圧縮性自由噴流となり、ラバール羽口の出口の速度が
保持されて高炉の奥深くまでそのエネルギーが伝えられ
るものの、このラバール羽口を用いて補助燃料を併せて
吹込むことについては記載がされていない。

【００１２】また、特開平 2−104604号公報に説明され
た微粉炭吹込みラバール羽口では、羽口先の流速を高め
て逆火現象を防止し得ることで多量の微粉炭の吹込みが
期待できるものの、その微粉炭の供給は、同公報の第２
頁下段左第７〜11行に「微粉炭が混合された熱風は後部
管から前部管に入るが、スロート部を通るガスは流速を
105m／s 以上とされ、前部管の先端から高炉内に吹き込
まれる。」と大要説明されているように、微粉炭はラバ
ール羽口の上流側で熱風に混合されてラバール羽口より
供給されるため、逆火現象は防止できても、前部管内及
び前部管を出たところで激しく燃焼が起こり背圧が高く
なるため、良好な衝風条件（生産条件）が期待できな
い。

【００１３】

【発明が解決しようとする課題】そこで、本発明は、上
述したように通常羽口を用いたのでは、補助燃料として
安価な微粉炭を用いた場合に、安定して吹き込める微粉
炭量が微粉炭吹込み比でせいぜい 150kg／銑鉄ｔ程度で
あって、これ以上の微粉炭吹込み量の増大が難しく高価
なコークスの使用量の低減（コークス比の低減）が期待
できにくいこと、及び本出願人も特公平 1− 28804号公
報に提案しているように、ラバール羽口を用いると衝風
条件（生産条件）によっては高炉内深く熱風が供給でき
ること、に着目してなしたものであって、その目的は、
高炉への微粉炭吹込みを、微粉炭吹込み比 150kg／銑鉄
ｔ以上を安定して吹込むことのできる高炉における微粉
炭吹込み羽口構造を提供するものである。

【００１４】

【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
め、本発明に係る高炉における微粉炭吹込み羽口構造
は、羽口に接続されたブローパイプの接続部近傍を含む
高炉における微粉炭吹込み羽口構造であって、ブローパ
イプの接続部近傍から羽口先端に至る間の管内に、ブロ
ーパイプの内径及び羽口先端の内径より小径の縮径部を
有するとともに、微粉炭吹込みランスがその先端位置を
前記縮径部より下流側の末広部に臨ませて配設され、更
に、羽口先端の内径側に曲率Ｒ（Ｒ＝10〜60mm)が形成
されるとともに、前記縮径部の最小径部D2、微粉炭吹込
みランスの外径OD、微粉炭吹込みランス本数N とした場
合に下記式を満たす構成を備えてなるものである。 （OD／D2）²×N ＜0.15

【００１５】上記構成では、先願のラバール羽口の構造
を利用するものであるが、羽口の内径が大径であった
り、あるいは羽口の全長が比較的短い場合なども考慮し
て、羽口に接続されたブローパイプの接続部近傍を含め
てラバール羽口に構成してもよいとしたもので、羽口自
体でラバール羽口が構成できる場合には羽口自体でラバ
ール羽口を構成してもよい（以下、本発明の羽口をラバ
ール羽口と称す）。このラバール羽口では縮径部を出た
流れは高速の中心流と縮径部の下流側の末広部に沿った
拡がりのある流れとができ、これによって高炉深く深度
のある且つ拡がりのあるレースウエイが形成できる。

【００１６】そして更に、上記構成では、このラバール
羽口に対して微粉炭吹込みランスを設けるとともに、そ
のランス先端位置を、縮径部より下流側の末広部に臨ま
せて配設するものである。すなわち、微粉炭吹込みラン
スの先端位置をラバール羽口の縮径部より後方（送風方
向の上流側）に配設した場合には、微粉炭が縮径部の上
流側で混合されてしまい、その結果、縮径部より下流側
の末広部内で、あるいはその末広部を出た近傍で激しく
燃焼し背圧（羽口内圧損）が高くなり、良好な衝風条件
（生産条件）が期待できなくなるので、微粉炭吹込みラ
ンスの先端位置はラバール羽口の縮径部より下流側の末
広部に臨ませて配設したもので、このように配設した場
合には、縮径部を経た熱風が微粉炭吹込みランスの先端
部によって攪拌されるので、吹込まれた微粉炭が熱風中
に攪拌分散されながら高速で高炉内に吹込め、これによ
り、縮径部より下流側の末広部内で、あるいはその末広
部を出た近傍で激しく燃焼することがなく羽口内圧損を
低くして高炉内深く微粉炭を吹き込んで燃焼させること
ができる。

【００１７】また、上記のように、微粉炭吹込みランス
の先端位置をラバール羽口の縮径部より下流側の末広部
に臨ませて配設することで、縮径部を経た熱風が微粉炭
吹込みランスの先端部によって攪拌され、その結果、吹
込まれた微粉炭がラバール羽口の縮径部より先で熱風中
に攪拌分散されるので、縮径部の先の末広部での熱風速
度を、特公昭53− 19442号公報に説明されているような
衝撃波を発生させるような超音速（Ｍ＞１）にしてまで
も攪拌分散させる必要がなく、亜音速(0.3＜Ｍ＜0.8)程
度で、十分微粉炭を分散させて着火し、しかも幅のある
且つ長さのある良好なレースウエイを形成させて微粉炭
を高炉内に吹込んで燃焼させることができる。また、亜
音速の場合には、超音速の場合に比較して送風圧力が低
くてよいことから、ブロワーや送風管などの送風設備の
コスト及び送風に要するエネルギーコストを低く抑える
ことができる。

【００１８】 また更に、上記請求項１に記載の高炉に
おける微粉炭吹込み羽口構造においては、ラバール羽口
先端の内径側に曲率Ｒが形成されているので、ラバール
羽口の先端周辺部を出た微粉炭を含む熱風は羽口先端外
側で渦流が発生しにくく抑制されるため、高炉内部への
熱風流れの乱れが減少でき、安定したレースウエイを形
成し高炉操業の安定が可能となる。そして、このような
作用を得るには、曲率Ｒの大きさとしては、より望まし
くはＲ＝ 10 〜 60mm である。

【００１９】また、上記請求項１に記載の高炉における
微粉炭吹込み羽口構造においては、縮径部の最小径部D
2、微粉炭吹込みランスの外径OD、微粉炭吹込みランス
本数Nとした場合に式〔（OD／D2）²×N ＜0.15〕を満た
す構成を備えている。このように縮径部の最小径部D2の
面積に占める微粉炭吹込みランスの断面積の割合を15％
未満とすることにより、ラバール羽口に熱風を吹込んだ
とき、縮径部を流れる熱風の乱れや羽口内圧力損失の増
大が抑制され、特に羽口内圧力損失を許容範囲に抑える
ことができ、また微粉炭吹込みランスの振動も抑えるこ
とができる。また更に、微粉炭吹込みランスより吹込ま
れた微粉炭を適度に攪拌分散させて高炉内に吹込むこと
ができる。なお、この場合、羽口とランスの面積を計算
し易くするため直径を以て表示したが、これらの断面形
状は円形が望ましいが、必ずしも円形でなくてもよい。

【００２０】また、上記請求項１に記載の高炉における
微粉炭吹込み羽口構造においては、縮径部の最小径部D
2、縮径部入側のブローパイプの内径D1とした場合にD2
／D1が0.5 〜0.9 を満たす、又は縮径部入側の絞り角度
βが10〜60度を満たす構成を備えてあってもよく（請求
項２）、このような構成を備えることで、ラバール羽口
に熱風を吹込んだとき、羽口内圧力損失を許容範囲内に
抑えることができるとともに、この許容範囲内で送風量
及び／又は微粉炭の吹込み量の増加が望め、その分出銑
量の増加や溶銑製造コストの低減が期待できる。また、
請求項１に記載の高炉における微粉炭吹込み羽口構造に
おいて、縮径部の最小径部D2、羽口の出口内径D3とした
場合にD2／D3が0.55〜0.95を満たす、又は縮径部出側の
拡がり角度θが 1〜15度を満たす構成としても（請求項
３）、同様の作用効果が期待できる。

【００２１】また、特に限定するものではないが、上記
請求項１に記載の高炉における微粉炭吹込み羽口構造に
おいては、縮径部の最小径部に曲率Ｒが形成されてあっ
てもよい。このように最小径部に曲率Ｒを設けると、ラ
バール羽口に熱風を吹込んだとき、熱風がラバール羽口
の最小径部を通過した後、下流内周面側で渦流が発生し
にくく抑制されるため、羽口内圧力損失の増大が抑制さ
れ、安定した高炉操業が期待できる。そして、このよう
な作用を得るには、曲率Ｒの大きさとしては、羽口入側
の絞り角度と羽口出側の拡がり角度にもよるが、Ｒ＝ 2
〜100mm 程度が好ましい。

【００２２】

【発明の実施の形態】以下、本発明の実施形態を図面に
基づいて説明する。図１は、本発明に係る高炉における
微粉炭吹込み羽口構造の断面説明図であって、この図１
において、１はラバール羽口、２は微粉炭吹込みラン
ス、３はブローパイプである。

【００２３】ラバール羽口１は、本例では羽口自体にラ
バール型が形成された例で、中央部に縮径部４が形成さ
れ、その縮径部４の上流側（ブローパイプ３側）に先細
りに形成された入口部５、下流側に末広に形成された出
口部６を有し、縮径部４の内径D2、入口部５の内径D1、
出口部６の内径D3とした場合に、D1＞D2＜D3の関係を満
たす形状に形成されている。そして、ラバール羽口１の
入口部５側にはブローパイプ３が接続され、またブロー
パイプ３を貫通させて微粉炭吹込みランス２が対称位置
に２本、且つその先端７の位置を縮径部４より僅かに出
口部６側に出して装着されている。

【００２４】上記構成の高炉における微粉炭吹込み羽口
構造を図２に示す燃焼実験装置に装備して、微粉炭遮断
時の羽口支管における風量の変化を調査した。また比較
のためラバール羽口１の入口部５の内径D1と等しい入口
内径、及び縮径部４の内径D2と等しい出口内径を有する
通常羽口Ｈを用い、熱風量、微粉炭量等の諸条件を同じ
条件で同様の調査を行った。その調査結果を図３に示
す。

【００２５】図３から明らかなように、通常羽口Ｈに対
してラバール羽口１では羽口支管風量変化が大きく改善
されていることが分かる。この理由は図４に示すよう
に、通常羽口Ｈでは先細りに形成されているため羽口内
燃焼による体積膨張が大きな背圧となって羽口支管にお
ける風量に大きく影響するのに対して、ラバール羽口１
では出口部６が末広がりに形成されているので背圧がほ
とんどかかることはなく、結果、通常羽口Ｈでは吹き出
された微粉炭流Ｐは細く短いのに対してラバール羽口１
では吹き出された微粉炭流Ｐは太く長いものとなり、高
炉内においては幅のある且つ長さのある微粉炭が分散し
て燃焼するようなレースウエイを形成することができ
る。

【００２６】すなわち、上記図１に示す構成の高炉にお
ける微粉炭吹込み羽口構造では、ラバール羽口１に対し
て微粉炭吹込みランス２の先端７位置を、縮径部４より
僅かに出口部６側に出して配設しているので、高炉に装
備して熱風を供給するとともに、微粉炭吹込みランス２
より微粉炭を供給したとき、熱風は縮径部４を経たとこ
ろでは亜音速(0.3＜マッハ数Ｍ＜0.8)乃至超音速（Ｍ＝
１）程度であるが、その流れは高速の中心流と出口部６
の末広形状に沿った拡がりのある流れとなり、これによ
って高炉深く深度のある且つ拡がりのあるレースウエイ
が形成されるとともに、縮径部４を出た高速の中心流は
微粉炭吹込みランス２の先端部によって攪拌されるの
で、微粉炭吹込みランス２より吹込まれた微粉炭は熱風
中に攪拌分散されながら着火し高速で高炉内に吹込ま
れ、これにより、縮径部４より下流側の出口部６内で、
あるいはその出口部６を出た近傍で激しく燃焼すること
がなく羽口内圧損を低くして高炉内深く微粉炭を吹込ん
で燃焼させることができる。そしてこのような作用によ
り、高炉への微粉炭吹込みを、微粉炭吹込み比 150kg／
銑鉄ｔ以上を安定して吹込むことができ、実際、本発明
に係る微粉炭吹込み羽口構造を通常羽口に替えて高炉に
60％程度装備して操業した結果、通常羽口のみの時の最
大微粉炭吹込み比に対して、微粉炭比を約25％以上（微
粉炭吹込み比 250kg／銑鉄ｔ程度）まで安定して増量す
ることができた。

【００２７】なお、図２は、燃焼実験装置の概略図であ
って、実際の高炉羽口部に模した構造に設計されてい
る。微粉炭８は地上ホッパ９からスクリューコンベア10
によってコールビン11へ搬送される。コールビン11の下
部には粉体燃料定量供給機12が設けられており、この部
分で定量切り出された微粉炭８は、輸送気体13と共に輸
送管14によって微粉炭吹込みランス２へ送られる。一方
高温熱風炉15で得られた熱風は、送風管16からブローパ
イプ３及びラバール羽口１を経て燃焼試験炉17へ送られ
る。符号18は煙突である。

【００２８】高炉の燃料吹込み部は一般の燃焼装置とは
全く異なり、ブローパイプ３及び通常羽口（この実験で
は本発明に係るラバール羽口１）で構成されているの
で、上記燃焼実験装置は実際の高炉吹込み部に近似させ
ている。また燃焼試験炉17には粉体燃料の燃焼状態及び
着火状態を観察するための覗き窓を多数設けるととも
に、炉内温度、炉内ガス組成、炉内ダスト、火炎輻射量
等を測定するための検査孔が設けられ、且つブローパイ
プ３の上流側曲がり部には該ブローパイプ３の壁面への
灰の付着状況を観察するための覗き窓19が設けられてい
る。

【００２９】 図５、上記図１に示す構成の高炉におけ
る微粉炭吹込み羽口構造においてラバール羽口１の出口
部６の先端内径側に曲率Ｒ（Ｒ＝10〜60mm）を形成した
羽口構造を示す説明図であって、このような内径側に曲
率Ｒを設けることで、出口部６の先端周縁部を出た微粉
炭を含む熱風は出口部６の先端外側で渦流が発生しにく
く抑制されるため、高炉内部への熱風流れの乱れが減少
でき、安定した高炉操業が可能となる。

【００３０】 因みに、図５において、ラバール羽口１
の長さ 500mm、ブローパイプ３の内径D1＝175mm 、縮径
部４の最小径部D2＝135mm 、出口部６の内径D3＝168mm
、縮径部４の出側の拡がり角度θ＝ 6度のラバール羽
口１を用いて、ラバール羽口１の出口部６の先端内径側
に曲率Ｒを変化させた場合の、曲率Ｒと局部損失係数と
の関係をシミュレーションした。そのシミュレーション
結果を図６に示す。この図６から明らかなように、曲率
Ｒが2mm未満では局部損失係数が大きく、殆ど曲率Ｒを
設けた意味がないことが分かる。そして曲率Ｒが2mm を
越えると局部損失係数が急激に小さくなり先端外側で渦
流が発生しにくくなることが分かる。一方、その効果は
曲率Ｒが100mmを越えても充分有するが、羽口内冷却水
室を構造する関係で曲率Ｒの上限は100mmとするのがよ
い。そこで、本発明に係る高炉における微粉炭吹込み羽
口構造においては、その好ましい実施態様として羽口先
端の内径側に曲率Ｒ（Ｒ＝2〜100mm)を設けた構造とし
てもよいとするものであり、さらに、この曲率Ｒ（Ｒ＝
10 〜 60mm) を設けた羽口構造がより望ましい実施形態と
いえる。

【００３１】図７は、上記図１に示す構成の高炉におけ
る微粉炭吹込み羽口構造を備える縮尺 1／17の冷間模型
炉を用いて実験を行った場合の、微粉炭吹込みランスの
断面積とラバール羽口の最小径部での面積との比〔（OD
／D2）²×N 〕と、羽口内圧力損失との関係を示すグラ
フ図である。この実験では、ラバール羽口１の長さ（2
7.4mm）、ブローパイプ３の内径D1（11.4mm）、縮径部
４の最小径部D2（6mm 〜10mm）、出口部６の内径D3（1
1.0mm）、微粉炭吹込みランス２の外径OD(2mm）、微粉
炭吹込みランス２の本数を N＝ 2本とした時に、D2を変
更した場合の羽口内圧力損失を測定し、その結果を図７
に示したものである。この図７から明らかなように、微
粉炭吹込みランス２の断面積とラバール羽口１の最小径
部での面積との比｛π(OD/2)²×N ／〔π(D2/2)²〕＝
（OD／D2）²×N ｝が0.15未満であれば、その比が0.15
以上のときよりも、羽口内圧力損失が大きく低減するこ
とが分かる。また、微粉炭吹込みランス２の微振動も抑
制でき、これにより安定した高炉操業ができる。そこ
で、本発明に係る高炉における微粉炭吹込み羽口構造に
おいては、その好ましい実施態様として縮径部の最小径
部D2、微粉炭吹込みランスの外径OD、微粉炭吹込みラン
ス本数N とした場合に（OD／D2）²×N ＜0.15を満たす
構造としてもよいとするものである。なお、本実験で
は、微粉炭吹込みランス２として、断面形状が円形のも
のを使用したが、必ずしも円形である必要はない。

【００３２】図８は、図１に示す構成の高炉における微
粉炭吹込み羽口構造を備える縮尺 1／17の冷間模型炉を
用いて実験を行った場合の、ラバール羽口の最小径部D2
とブローパイプの内径D1との比（D2／D1）と、羽口内圧
力損失との関係を示すグラフ図である。この実験では、
ラバール羽口１の長さ（27.4mm）、ブローパイプ３の内
径D1（11.4mm）、縮径部４の最小径部D2（3mm 〜11.4m
m）、出口部６の内径D3（11.0mm）、微粉炭吹込みラン
ス２の外径OD（1mm 〜2mm)、微粉炭吹込みランス２の本
数を N（ 2本）とした時に、D2を変更した場合の羽口内
圧力損失を測定し、その結果を図８に示したものであ
る。この図８から明らかなように、ラバール羽口１の縮
径部４の最小径部D2とブローパイプ３の内径D1との比
（D2／D1）が0.5 以上であれば、その比が0.5 より小さ
いときよりも、羽口内圧力損失が大きく低減することが
分かる。また、図10に示すように羽口先端で縮流を発生
するためにはD2／D1を 0.9より小さくしなければならな
い。すなわち、これにより、D2／D1が0.5〜0.9 を満た
す構成を備えることで、ラバール羽口に熱風を吹込んだ
とき、羽口内圧力損失を許容範囲内に抑えることができ
るとともに、この許容範囲内で送風量及び／又は微粉炭
の吹込み量の増加が望め、その分出銑量の増加や溶銑製
造コストの低減が期待できる。

【００３３】図９は、図１に示す構成の高炉における微
粉炭吹込み羽口構造を備える縮尺 1／17の冷間模型炉を
用いて実験を行った場合の、縮径部入側の絞り角度βと
羽口内圧力損失との関係を示すグラフ図である。この実
験では、ラバール羽口１の長さ（27.4mm）、ブローパイ
プ３の内径D1（11.4mm）、縮径部４の最小径部D2（6mm
〜10mm）、出口部６の内径D3（11.0mm）、縮径部４の入
側の絞り角度β、微粉炭吹込みランス２の外径OD（2m
m)、微粉炭吹込みランス２の本数を N（ 2本）とした時
に、D2と絞り位置を変えることによりβを変更した場合
の羽口内圧力損失を測定し、その結果を図９に示したも
のである。この図９から明らかなように、縮径部入側の
絞り角度βが60度以下であれば、その角度が60度より大
きくなったときよりも、羽口内圧力損失が大きく低減す
ることが分かる。なお、角度βは、ラバール羽口１の
長さとの関係で10度以上において構成可能であり、更に
図10に示すように羽口先端で縮流が発生するのが10度
以上であることから下限値は10度としたものである。従
って、縮径部入側の絞り角度βが10〜60度を満たす構成
を備えることによっても、上記D2／D1が0.5 〜0.9 を満
たす構成を備えた場合と同様に、ラバール羽口に熱風を
吹込んだとき、羽口内圧力損失を許容範囲内に抑えるこ
とができるとともに、この許容範囲内で送風量及び／又
は微粉炭の吹込み量の増加が望め、その分出銑量の増加
や溶銑製造コストの低減が期待できる。

【００３４】図11は、図１に示す構成の高炉における微
粉炭吹込み羽口構造を備える縮尺 1／17の冷間模型炉を
用いて実験を行った場合の、ラバール羽口の最小径部D2
とラバール羽口の出口内径D3との比（D2／D3）と、羽口
内摩擦損失との関係を示すグラフ図である。この実験で
は、ラバール羽口１の長さ（27.4mm）、ブローパイプ３
の内径D1（11.4mm）、縮径部４の最小径部D2（8mm)、出
口部６の内径D3（8mm 〜16mm）、微粉炭吹込みランス２
の外径OD（2mm)、微粉炭吹込みランス２の本数を N（ 2
本）とした時に、D3を変更した場合の羽口内摩擦損失を
測定し、その結果を図11に示したものである。この図11
から明らかなように、ラバール羽口１の縮径部４の最小
径部D2と出口部６の内径D3との比（D2／D3）が0.55〜0.
95の範囲内であれば、その比が0.55未満あるいは0.95を
越えたときよりも、羽口内摩擦損失が図４ｂに示す従来
構造の羽口における羽口内摩擦損失よりも大きく低減す
ることが分かる。すなわち、これにより、D2／D3が0.55
〜0.95を満たす構成を備えることで、ラバール羽口に熱
風を吹込んだとき、羽口内圧力損失を許容範囲内すなわ
ち通常羽口以下に抑えることができるとともに、この許
容範囲内で送風量及び／又は微粉炭の吹込み量の増加が
望め、その分出銑量の増加や溶銑製造コストの低減が期
待できる。

【００３５】図12は、図１に示す構成の高炉における微
粉炭吹込み羽口構造を備える縮尺 1／17の冷間模型炉を
用いて実験を行った場合の、縮径部出側の拡がり角度θ
と羽口内摩擦損失との関係を示すグラフ図である。この
実験では、ラバール羽口１の長さ（27.4mm）、ブローパ
イプ３の内径D1（11.4mm）、縮径部４の最小径部D2（8m
m)、出口部６の内径D3（8mm 〜16mm）、縮径部４の出側
の拡がり角度θ、微粉炭吹込みランス２の外径OD（2m
m)、微粉炭吹込みランス２の本数を N（ 2本）とした時
に、D3と絞り位置を変えることによりθを変更した場合
の羽口内摩擦損失を測定し、その結果を図12に示したも
のである。この図12から明らかなように、縮径部４の出
側の拡がり角度θが 1〜15度であれば、その角度が 1度
未満あるいは15度を越えたときよりも、羽口内摩擦損失
が図４ｂに示す従来構造の羽口における羽口内摩擦損失
よりも大きく低減することが分かる。なお、角度θは15
度を越えるとラバール羽口１内の冷却流路との取り合い
が悪くなり構造がしにくくなることから上限値を15度と
したものである。このように縮径部出側の拡がり角度θ
が 1〜15度を満たす構成を備えることによっても、上記
D2／D3が0.55〜0.95を満たす構成を備えた場合と同様
に、ラバール羽口に熱風を吹込んだとき、羽口内圧力損
失を許容範囲内すなわち通常羽口以下に抑えることがで
きるとともに、この許容範囲内で送風量及び／又は微粉
炭の吹込み量の増加が望め、その分出銑量の増加や溶銑
製造コストの低減が期待できる。

【００３６】なお、上記例では、基本的な構造を例とし
て説明したが、本発明はこの例に限定されるものではな
く、例えば、上記図５に示す構成の高炉における微粉炭
吹込み羽口構造において、ラバール羽口１の縮径部４の
最小径部を僅かな長さの直線部又は頂部とする外に入出
側を滑らかに結ぶ曲率（ｒ＝ 2〜100mm 程度）に形成し
てもよい。このように曲率（ｒ）に形成することによ
り、直線部や頂部に形成したときよりも、縮径部４の最
小径部周辺での微粉炭を含む熱風は縮径部４の出側で渦
流の発生が抑制され、摩擦損失が抑制され、高炉内部へ
の熱風流れの乱れが減少でき、安定した高炉操業が期待
できる。

【００３７】

【発明の効果】以上説明したように、本発明に係る高炉
における微粉炭吹込み羽口構造であれば、羽口圧損を低
減することができ、高炉への微粉炭吹込みを、従来より
も大量の、微粉炭吹込み比 150kg／銑鉄ｔ以上、更には
微粉炭吹込み比 200kg／銑鉄ｔ乃至 300kg／銑鉄ｔ以上
を安定して吹込むことができるようになり、高価なコー
クスの使用が低減できる。

【００３８】また、微粉炭吹込みランスの先端位置を、
ラバール羽口の縮径部より下流側の末広部に臨ませて配
設することで、縮径部を経た熱風が微粉炭吹込みランス
の先端部によって攪拌されるので、吹込まれた微粉炭が
熱風中に攪拌分散されるため、縮径部の先の末広部での
熱風の速度を亜音速(0.3＜Ｍ＜0.8)程度で十分微粉炭を
分散させることができ、これにより実炉操業では、ブロ
ワーや送風管などの送風設備のコストを低く抑えて操業
できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明に係る高炉における微粉炭吹込み羽口構
造の断面説明図である。

【図２】燃焼実験装置の概略図である。

【図３】本発明に係るラバール羽口と通常羽口による羽
口支管風量変化を比較して示す説明図である。

【図４】本発明に係るラバール羽口と通常羽口による微
粉炭吹込み状態を比較して示す模式図であって、ａはラ
バール羽口、ｂは通常羽口の場合である。

【図５】本発明に係る高炉における微粉炭吹込み羽口構
造の別の例を示す断面説明図である。

【図６】図５に示す微粉炭吹込み羽口構造における出口
部の先端内径側の曲率Ｒと出口部における局部損失係数
との関係を示すグラフ図である。

【図７】微粉炭吹込みランスの断面積とラバール羽口の
最小径部での面積との比〔（OD／D2）²×N 〕と羽口内
圧力損失との関係を示すグラフ図である。

【図８】ラバール羽口の最小径部D2とブローパイプの内
径D1との比（D2／D1）と、羽口内圧力損失との関係を示
すグラフ図である。

【図９】縮径部入側の絞り角度βと羽口内圧力損失との
関係を示すグラフ図である。

【図１０】通常羽口と本発明に係るラバール羽口を用い
た時の羽口先端での流速（動圧）分布を模式的に示すグ
ラフ図である。

【図１１】ラバール羽口の最小径部D2とラバール羽口の
出口内径D3との比（D2／D3）と、羽口内摩擦損失との関
係を示すグラフ図である。

【図１２】縮径部出側の拡がり角度θと羽口内摩擦損失
との関係を示すグラフ図である。

【符号の説明】

１：ラバール羽口 ２：微粉炭吹込みランス ３：ブローパイプ ４：縮径部
５：入口部 ６：出口部 ７：ランス先端

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 野沢 健太郎 兵庫県加古川市金沢町１番地 株式会社 神戸製鋼所 加古川製鉄所内 (72)発明者 佐藤 淳 兵庫県加古川市金沢町１番地 株式会社 神戸製鋼所 加古川製鉄所内 (72)発明者 松井 良行 兵庫県加古川市金沢町１番地 株式会社 神戸製鋼所 加古川製鉄所内 (72)発明者 堀 隆一 兵庫県加古川市金沢町１番地 株式会社 神戸製鋼所 加古川製鉄所内 (56)参考文献 特開 平８−134518（ＪＰ，Ａ) 特開 平５−125411（ＪＰ，Ａ) 特開 昭61−124510（ＪＰ，Ａ) 実開 平５−77241（ＪＰ，Ｕ) 実開 平６−76350（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭53−128306（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭63−183252（ＪＰ，Ｕ) 特公 昭60−53082（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭51−33043（ＪＰ，Ｂ２) 特公 昭52−23964（ＪＰ，Ｂ２)

Claims (3)

(57)【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 羽口に接続されたブローパイプの接続部
   近傍を含む高炉における微粉炭吹込み羽口構造であっ
   て、ブローパイプの接続部近傍から羽口先端に至る間の
   管内に、ブローパイプの内径及び羽口先端の内径より小
   径の縮径部を有するとともに、微粉炭吹込みランスがそ
   の先端位置を前記縮径部より下流側の末広部に臨ませて
   配設され、更に、羽口先端の内径側に曲率Ｒ（Ｒ＝10〜
   60mm)が形成されるとともに、前記縮径部の最小径部D
   2、微粉炭吹込みランスの外径OD、微粉炭吹込みランス
   本数N とした場合に下記式を満たす構成を備えてなるこ
   とを特徴とする高炉における微粉炭吹込み羽口構造。 （OD／D2）²×N ＜0.15
2. 【請求項２】 請求項１に記載の高炉における微粉炭吹
   込み羽口構造において、縮径部の最小径部D2、縮径部入
   側のブローパイプの内径D1とした場合にD2／D1が0.5 〜
   0.9 を満たす、又は縮径部入側の絞り角度βが10〜60度
   を満たす構成を備えてなる高炉における微粉炭吹込み羽
   口構造。
3. 【請求項３】 請求項１に記載の高炉における微粉炭吹
   込み羽口構造において、縮径部の最小径部D2、羽口の出
   口内径D3とした場合にD2／D3が0.55〜0.95を満たす、又
   は縮径部より下流側の末広部の拡がり角度θが 1〜15度
   を満たす構成を備えてなる高炉における微粉炭吹込み羽
   口構造。