JP5779839B2 - 高炉操業方法 - Google Patents

Description

本発明は、安定した低還元材比（低ＲＡＲ）操業を実施するための高炉の操業方法に関する。

近年、炭酸ガス排出量の増加による地球温暖化が問題となっており、製鉄業においてもＣＯ₂削減は重要な課題である。これを受け、最近の高炉操業では低還元材比（低ＲＡＲ）操業が強力に推進されている。尚、ＲＡＲはReduction Agent Ratioの略であり、銑鉄１ｔ製造当たりの、吹き込み燃料と炉頂から装入されるコークスの合計量である。

しかしながら、ＲＡＲが低下すると原理的に送風量が低下し、この結果、高炉のシャフト上部においては装入物の昇温が遅れ、順調な還元が達成されなくなる。加えて、亜鉛化合物などの炉壁への付着が助長され、風圧変動や荷下がり異常などの炉況不調を招くことが懸念される。また、炉頂温度が低下して１００℃以下となるような場合には、排ガス中の水分が配管内に凝縮する問題が生じる。

通常の高炉操業において、上述したような各種炉況不調、特に炉上部での装入物の昇温不良を防止するには、下記（ａ）〜（ｃ）のような対策が実施される。
（ａ）羽口から吹き込む熱風の酸素富化率を下げ、ガス量を増加させる（熱流比を下げ、ガス温度を上昇させる）。
（ｂ）羽口からの微粉炭などの燃料吹き込み量を増加させる（熱流比を下げ、ガス温度を上昇させる）。
（ｃ）還元効率（シャフト効率）を下げ、ＲＡＲを高くする。

しかしながら、上記（ａ）の対策は生産量低下に繋がるため望ましくない。上記（ｂ）の対策は吹き込み能力の余裕代に依存するが、能力限界近くで操業している製鉄所では、その増加量に制約がある。また、燃料吹き込み量を増加させた場合には、ボッシュガス量が増えて生産量を低下させるため、酸素富化を同時に実施する必要がある。しかし、使用できる酸素量にも供給能力上の制限がある。上記（ｃ）の対策は、わざわざ効率を下げた操業を指向することであり、ＣＯ₂削減に関する本来の目的に逆行する。

このように、普通高炉において低ＲＡＲ操業を行う場合、通常の操業範囲内での操業条件の変更により各種炉況不調、特に炉上部の昇温不良を回避することは困難である。

特許文献１には、上述した課題、すなわち普通高炉（酸素富化率が１０体積％以下の羽口熱風吹込みを行う高炉）において低ＲＡＲ操業のシャフト上部での装入物の昇温が遅れるという課題を解決するために、炉頂温度が１１０℃以下となった場合に、炉頂ガス量の１０体積％以下の量をシャフトガスとしてシャフト上部から炉内に吹き込む方法が開示されている。特許文献１には、製鉄所でガスホルダーに貯蔵されている高炉発生ガス、または高炉発生ガスとコークス炉発生ガスとの混合ガスをシャフトガスとして吹き込むこと、或いは炉頂ガスの一部を循環させてシャフトガスとして吹き込むことなども開示されている。

また、特許文献１が対象とするような普通高炉プロセスではなく、純酸素送風を行う酸素高炉プロセスは、原理的に高炉内を通過するガス量が少ないため、本質的に炉上部の昇温が困難なプロセスであると言える。この炉上部温度を上昇させる方法として、炉頂ガスを一部循環させてシャフト上部へ吹き込む方法が知られている（例えば、特許文献２、非特許文献１参照。）。

特許文献２には、高炉ガス（高炉炉頂より排出されるガス）を燃料メタノール用原料ガスとして使用することを目的とし、高炉ガス中に窒素が実質的に含まれない状態（通常高炉では高炉ガス中の窒素が５０〜６０体積％であるのに対し、１０体積％以下の濃度を言う。）にするために、羽口から純酸素と、微粉炭と、羽口先温度調整ガスとして炉頂ガスとを吹き込むとともに、炉の中段から予熱ガス（シャフトガス）を吹き込んで、装入物を予熱し、窒素を実質的に含まない高炉ガスを発生させる方法が開示されている。

特開２００８−２１４７３５号公報 特開昭６２−２７５０９号公報

大野ら著 「鉄と鋼」日本鉄鋼協会 ７５、１９８９年、ｐ．１２７８ 山田ら著 「川崎製鉄技報」Vol.６、１９７４年、No.１、ｐ．１６ 野内ら著 「ISIJ International」Vol.４５、２００５年、No.１０、ｐ．１４２６ 尚、上記の非特許文２、３は下記の［発明を実施するための形態］において参照するものである。

特許文献１に記載の方法を用いれば、低ＲＡＲ操業を行なう際に炉上部の温度を上昇させることが可能となる。しかし、特許文献１には、具体的なガス吹き込み条件、例えば、炉高方向でのガス吹き込み位置、ガス吹き込み手段の構成や炉周方向での本数、ガスの吹き込み角度などついては特に開示されておらず、安定した操業を行なう条件の確立が望まれている。

一方で、特許文献２等に記載の酸素高炉プロセスにおいてもシャフトガスの吹き込みが行われているが、酸素高炉プロセスでは、高炉内を通過するガス量は８００〜９００Ｎｍ³／ｔ（溶銑１ｔを製造するのに必要なガス量を標準状態に換算した量単位であり、「Ｎｍ³／ｔ」は以下同様の意味で用いる。）程度と極めて少ないため、炉上部を昇温させるためには、３００〜４００Ｎｍ³／ｔというような膨大な量のガスをシャフト上部に吹き込む必要があり、またシャフトガス温度も約１０００℃まで高める必要がある。このため大型の昇圧装置や昇温装置などの付帯設備を必要とする。したがって、酸素高炉プロセスにおけるシャフトガスの吹き込み技術は、そのまま低ＲＡＲ操業を行なう通常高炉に適用できるものではない。

したがって本発明の目的は、以上のような従来技術の課題を解決し、羽口からの純酸素送風を行なわない普通高炉の操業において、低ＲＡＲ操業時の炉況不調、特に炉上部での装入物の昇温不良を防止することができ、安定操業が可能な、シャフト部からのガス吹き込みを行なう高炉の操業方法を提供することにある。

このような課題を解決するための本発明の特徴は以下の通りである。
（１）高炉のシャフト部から高炉内にシャフトガスを吹き込むにあたり、前記シャフトガスの吹き込みが水平または下向きであって、水平方向から０度以上、水平方向から４５度以下の角度で吹き込むことを特徴とする高炉の操業方法。
（２）シャフトガスの吹き込みを、水平方向から１５度以上、４５度以下の下向きとすることを特徴とする（１）に記載の高炉の操業方法。

本発明によれば、普通高炉の操業において、低ＲＡＲ操業時の炉上部での装入物の昇温不良を防止できるとともに、炉頂温度低下による水分凝縮や亜鉛化合物の壁付き等も効果的に抑えることができ、これらにより、低ＲＡＲ操業を安定的に実施することができる。また、シャフトガス吹き込み管の閉塞を防止できるため、吹き込み管内での吹き抜けやシャフトガスの逆流の発生等の危険を回避することができ、シャフトガスを安定して高炉内に供給することが可能となる。

シャフト部にシャフトガス吹き込み管を設置した高炉の縦断面の概略図である。 図１のシャフトガス吹き込み管部分の拡大図である（θ＝０度）。 図１のシャフトガス吹き込み管部分の拡大図である（θ＞０度）。 図１のシャフトガス吹き込み管部分の拡大図である（θ＜０度）。 本発明で使用した冷間模型装置の概略を示す図である。 図５のシャフトガス吹き込み管部分の拡大図であり、混合層深度を示す図である。 本発明の冷間模型実験から得られた、シャフトガス吹き込み管先端のガス流速と平均混合層深度との関係を示すグラフである。 本発明の冷間模型実験から得られた、シャフトガス吹き込み角度と原料の流れ込み長さとの関係を示すグラフである。 本発明の冷間模型実験から得られた、シャフトガス吹き込み角度と原料堆積面（吹き込み管直上部の炉壁近傍）におけるガス流速との関係を示す図である。 ２次元モデルによるシャフトガス吹き込みのシミュレーション結果を示す図である（ベース）。 ２次元モデルによるシャフトガス吹き込みのシミュレーション結果を示す図である（ケース１）。 ２次元モデルによるシャフトガス吹き込みのシミュレーション結果を示す図である（ケース２）。

上記のように高炉における低ＲＡＲ操業を行う際に、炉内の還元効率向上や、炉上部の昇温不良を回避するためにシャフト部からガス吹き込みを行う場合、シャフト部の中段位置にシャフトガスの吹き込み管を設置すると、炉内の原料が吹き込み管内に流入して閉塞してしまい、予熱ガスの安定供給の妨げになる恐れがある。高炉で使用される原料の静的安息角は３５〜４５度、また、シャフト中段付近における粉体圧はおよそ０．８〜１．６ｋＰａであることが知られている（例えば、非特許文献２、非特許文献３参照。）。つまり、炉内の原料は原料の安息角に従った流れ込み現象のみならず、炉内の粉体圧によって押し出されるような力が働き、設置されたシャフトガス吹き込み管が閉塞される場合があることが予想される。吹き込み管が閉塞されると、シャフトガス吹き込み時に、シャフトガス吹き込み管内での吹き抜けやシャフトガスの逆流などの危険性も考えられる。そこで本発明者らは、原料によるシャフトガス吹き込み管の閉塞を防止するため、吹き込み管の設置角度を検討した。図１に、シャフト部にシャフトガス吹き込み管４を設置した高炉２の縦断面の概略図を示す。高炉２内の矢印はガス流れを示している。図１において点線で囲ったシャフトガス吹き込み管４部分の拡大図を図２に示す。

図２はシャフトガス吹き込み管４を水平に設置した、シャフトガスの吹き込みを水平に行う、水平方向から０度の吹き込みの場合である。シャフトガス吹き込み管４からシャフトガス１７が高炉内に吹き込まれるが、流れ込み現象や、炉内の粉体圧による押し出しで、炉内のコークス６、鉱石５（原料）のシャフトガス吹き込み管４への流れ込みが発生すると問題となる。１８はシャフトガスの流れを示す。

図３はシャフトガス吹き込み管４を下向きの角度に設置した、シャフトガスの吹き込みを下向きに行う場合であり、下向きに水平方向からθの角度で吹き込みが行なわれる。図３のような場合には原料の流れ込みは発生し難い。

これに対して、図４はシャフトガス吹き込み管４を上向きの角度に設置した、シャフトガスの吹き込みを上向きに行う場合である。原料の流れ込みが容易となり、原料の流れ込み１９によるシャフトガス吹き込み管４の閉塞が発生すると考えられる。

次に本発明者らは、模型実験を行なうことでシャフトガス吹き込み管の閉塞が発生しない条件を検討した。１／２１の高炉冷間模型を製作し、まず、シャフト部からのガス吹き込みにより、吹き込み管先端にレースウェイが形成されるガス流速の調査を行った。シャフト部からのガス吹き込みの際には、吹き込みガス（シャフトガス）による原料充填層の流動化や撹拌を生じさせないことが重要である。原料充填層の流動化は、炉内原料の吹き込みガスから受ける抗力が、原料の降下（荷下がり）の慣性力を上回るため発生する。それゆえ原料充填層の流動化を防止するためには、シャフトガスから受ける抗力が降下の慣性力を下回るように、低ガス流速の吹き込み条件を実現することが好ましい。

図５に模型装置の概略を示す。模型装置１は炉体２、羽口３、シャフトガス吹き込み管４で形成される。炉体２は、内寸炉口半径２７１ｍｍ、炉高１４９３ｍｍであり、下部はＳＵＳ容器を、上部はアクリル容器を用いた。シャフトガス吹き込み管４には内径１０ｍｍのパイプを使用し、これは実機換算で０．０３５ｍ²相当であった。炉内に充填される原料は、実機で使用する原料の焼結鉱５とコークス６を用い、模型の縮尺比に従って粉砕、分級して使用した。また、実機の原料の荷下がりと羽口からの送風を再現するために、炉体下部に設置した振動フィーダー７から原料を切り出し、ボッシュ下端の羽口３からはエアー８を導入した。冷間模型実験で再現した高炉（実機）の操業諸元と模型実験条件を表１に示す。模型装置１の原料切り出し速度と送風条件は、原料がガスから受ける抗力を考慮し、実機とＦｒ数（フルード数）一定の条件とした。

模型実験ではまず、シャフトガス吹き込み角度を０度（水平）とし、シャフトガス吹き込み量を変化させ、シャフトガス吹き込み管４先端のガス速度を制御した。シャフトガス吹き込み管４先端で、混合層の発生状況を観察した。図５中の四角で囲まれた範囲を拡大して図６に示す。図６において、１２はレースウェイに相当し、その下部に形成されるコークスと焼結鉱との混合層１３の混合層深度ａを測定した。

図７にシャフトガス吹き込み管４先端のガス流速と、シャフト部に形成された平均混合層深度（シャフトガス吹き込み管の下部に形成された混合層１３において、５チャージ（１チャージはコークス層と焼結鉱層が１層ずつ、計２層で構成される）の範囲で、炉径方向の混合層１３の深さの平均である。）の関係を示す。ガス流速と平均混合層深度は、実機炉内温度と圧力で補正し、縮尺に応じて実機相当の値に換算した。実験の結果、レースウェイ１２はシャフトガス吹き込み管４先端ガス流速が１００ｍ／ｓ以下では発生せず、混合層が発生しない領域ｂでは混合層１３の形成は見られなかった。それゆえ以下の実験では、シャフトガス吹き込み管４先端ガス流速を１００ｍ／ｓに固定し、シャフトガス吹き込み角度の検討を行った。

シャフトガス吹き込み角度の影響を調べるために、図３におけるθを−３０〜７０度（θ＜０度は上向きのシャフトガス吹き込み、θ＞０度は下向きのシャフトガス吹込みに相当）の範囲で変化させた実験を行なった。図８には、シャフトガス吹き込み角度と原料の流れ込み長さ（炉内原料がシャフトガス吹き込み管の内部に流入して堆積している状況において、吹き込み管先端から流入している原料の先端までの距離であり、図４におけるｄ）の関係を実機での流れ込み長さに換算したものを示す。図８中に示すように、吹き込み管角度が０〜７０度においては、シャフトガス吹き込みの抗力により、原料のシャフトガス吹き込み管４への流れ込みは殆ど観測されなった。しかしながら、−２０〜０度範囲においては、原料のシャフトガス吹き込み管４への流れ込みが著しく、−３０〜−２０度の範囲では、実験開始直後に完全に閉塞してしまった。

また、図９に、模型実験における、原料堆積面（吹き込み管直上部の炉壁近傍）におけるガス流速とシャフトガス吹き込み角度の関係を示す。ここで、堆積面でのガス流速は、熱線流速計を用いて測定した値である。図９によれば、シャフトガス吹き込み角度が−２０〜４５度までは、堆積面壁近傍のガス流速は殆ど変化しないが、４５度以上では壁際のガス流速が増加することが分かる。これは、炉内の径方向のガス流分配が、シャフトガス吹き込みの影響を受けて変化し、周辺ガス流が強化されたことを示唆するものである。一般的に高炉内の周辺ガス流が強化されることは、炉壁からのヒートロスの増加による還元材比増加に繋がるとされるため、壁際のガス流速が増加する現象は好ましいことではない。

以上の模型実験の結果より、シャフトガス吹き込み管内への炉内原料の流れ込みを防止し、また、炉壁からのヒートロスを増加させることなく、シャフトガスの炉内への安定供給を可能とする適正な吹き込み角度は、０度以上、４５度以下の範囲であると考えられる。なお、実機での操業変動を考慮すれば、１５度以上、４５度以下の範囲が好ましい。

次に本発明者らは、シャフトガス吹き込みの効果を見積もるため、炉容積５０００ｍ³の高炉を想定し、２次元モデルによるシミュレーションを行った。シミュレーションの結果を図１０〜１２に示す。図１０に示すベース条件（ＲＡＲ４９７ｋｇ／ｔ、炉頂温度１３７℃）に対し、還元材比を低減させたケース１（ＲＡＲ４２２ｋｇ／ｔ、炉頂温度８２℃）の条件では、図１１に示すように融着帯（高炉内の還元された鉄、または還元途中の酸化鉄が、１２００〜１４００℃で半溶融した領域）１４の垂れ込み１６が観測され、実機高炉では操業不可能な状態が観測された。次に、ケース１に対して、シャフトガス吹き込み１７を行った場合をケース２として図１２に示す。炉頂堆積面からの距離ｃが８ｍの下方位置で水平向きに、８００℃のシャフトガス１７を予熱ガスとして１００Ｎｍ³／ｔ吹き込んだケース２（ＲＡＲ４１９ｋｇ／ｔ、炉頂温度１１２℃）では、炉頂温度が約３０℃上昇して、融着帯の垂れ込みも発生しなかった。以上のことから、還元材比を仮に４２０ｋｇ／ｔまで低下させた場合、炉頂温度を１１０℃以上まで回復させるためには、シャフトガスとして８００℃の予熱ガスを１００Ｎｍ³／ｔを吹き込めばよいことが分かる。

尚、本発明で言う低ＲＡＲ操業とは、ＲＡＲ４７０ｋｇ／ｔ以下の高炉操業を対象とするものとする。

炉内容積５０００ｍ³の高炉において、ＲＡＲ４２０ｋｇ／ｔ、炉頂温度８５℃の低ＲＡＲ操業条件を選択し、Ｃガス（コークス炉ガス）を８００℃に予熱して、炉頂堆積面から８ｍ下の位置で１６本の吹き込み管から円周方向で等間隔にシャフトガス吹込みを実施した。この実機試験では、シャフトガス吹き込み量１００Ｎｍ³／ｔを目標に、シャフトガス吹き込み角度を−１０、０、３０、６０度（角度が負の場合は上向きのシャフトガス吹き込み、角度が正の場合は下向きのシャフトガス吹込みに相当）の４水準に変化させた試験を行った。

ガス吹き込み角度−１０度においては、予想通りシャフトガス吹込み管への原料の流れ込みが発生し、シャフトガス吹き込み管先に設置した圧力計の変動がみられた。その結果、シャフトガスを１００Ｎｍ³／ｔまで吹き込むことができずに、操業試験を中断しなければならなかった。

吹き込み角度０度又は３０度では、原料の流れ込み及び圧力計の変動はみられず、安定したシャフトガスの供給を行うことができた。結果として、炉頂温度を１１４℃まで回復させることができた。吹き込み角度６０度においては、原料の流れ込み及び圧力計の変動はみられず、目標吹き込み量の１００Ｎｍ³／ｔまでシャフトガスを吹き込むことはできたが、炉壁からのヒートロスの上昇が観測された。

１ 模型装置
２ 炉体（高炉）
３ 羽口
４ シャフトガス吹き込み管
５ 焼結鉱
６ コークス
７ 振動フィーダー
８ 送風（エアー）
９ 送風（エアー）
１０ 鉄板
１１ 炉芯
１２ レースウェイ
１３ 混合層
１４ 融着帯
１５ 羽口レベル
１６ 融着帯垂れ込み
１７ シャフトガス吹き込み
１８ シャフトガスの流れ
１９ 原料の流れ込み
ａ 混合層深度
ｂ 混合層が発生しない領域
ｃ 炉頂堆積面からの距離
θ 水平方向からの角度

Claims (2)

1. 酸素富化率が１０体積％以下の羽口熱風吹き込みを行う高炉で、還元材比が４７０ｋｇ／ｔ以下の操業を行う高炉の操業方法であって、
   高炉のシャフト部から、高炉内に、温度が８００℃以上となるシャフトガスを少なくとも１００Ｎｍ ³ ／ｔの流量で吹き込むにあたり、
   前記シャフトガスを１００ｍ／ｓ以下のガス流速で吹き込み、且つ、前記シャフトガスの吹き込みが水平または下向きであって、水平方向から０度以上、水平方向から４５度以下の角度で吹き込むことを特徴とする高炉の操業方法。
2. シャフトガスの吹き込みを、水平方向から１５度以上、４５度以下の下向きとすることを特徴とする請求項１に記載の高炉の操業方法。

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