JPH042642B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

（産業上の利用分野） 本発明は、高炉への粉体燃料の吹込み方法に関
する。 （従来の技術） 高炉操業における補助燃料吹込みは、1973年以
降、石油価格の高騰により、すべての高炉におい
て重油吹込み操業からオールコークス操業へ転換
された。しかし、オールコークス操業では、炉下
部の炉壁近傍および炉芯内の温度が低下するとい
う、いわゆる炉下部不活性現象が多発し、コーク
ス比を高めなければ安定操業ができないという問
題が顕在化してきた。そこで最近は、オールコー
クス操業における前記の問題点を解消し、かつ高
価なコークスを節約するため、補助燃料として安
価な微粉炭等の粉体燃料（以下、粉体燃料とい
う）を通常羽口（以下、羽口という）より高炉内
へ吹込む方法が多くの高炉で実施されるようにな
つてきた。 しかるに粉体燃料は、微粉砕されているとはい
え、重油に比べて燃料速度が小さいと認識されて
おり、かつ灰分等の未燃分が含有されているた
め、吹込みにあたつては種々の対策を講ずること
が必要と考えられてきた。たとえば特公昭60−
53081号公報（以下、引用例１という）では、粉
体燃料の燃焼性を確保し、かつ、粉体燃料中の灰
分の溶融物をブローパイプの内壁面に付着させな
いために、ブローパイプの壁を貫通して、該ブロ
ーパイプ内へ突入させる粉体燃料吹込みバーナー
の先端位置を、羽口とブローパイプの境界位置か
ら、100〜350mm上流のブローパイプ側に位置させ
て行う粉体燃料の吹込み方法が提案されている。
また、Summersら（E.M Summers、L.
MacNaughton and J.R.Morson：JISI、（1963）
August.P.666）は、ブローパイプの壁を貫通し
て、該ブローパイプ内へ突入させる粉体燃料吹込
みバーナの先端位置を試験的に羽口内に位置さ
せ、粉体燃料を吹込んだ。しかしバーナ先端部分
の溶損防止と、粉体燃料の滞留時間を増加するた
めには、結局、粉体燃料吹込みバーナの先端位置
は、羽口先端から600mm上流のブローパイプ内に
位置づけることが望ましいと結論づけている。 このように従来技術は、主として粉体燃料の燃
焼性を高めることを目的として、羽口もしくはブ
ローパイプ内壁への灰分の溶融物の付着を防止で
きる範囲で、粉体燃料吹込みバーナ先端位置を羽
口先端から遠ざけ、ブローパイプ内に位置させる
ものであつた。 すなわち、従来技術では炉内の羽口先端上部に
形成される付着物の防止や、粉体燃料の吹込量、
もしくは空気比の条件に応じてバーナ先端位置を
変更するものではなかつた。 （発明が解決しようとする問題点） 高炉への粉体燃料吹込み操業における解決すべ
き第一の課題は、前述のように、高価なコークス
を節約するために、燃料効率を低下させることな
く、粉体燃料を大量に高炉内へ吹込むための方法
を確立することであり、第二の課題は、できるだ
け安価な粉体燃料、つまり高灰分の粉体燃料を吹
込んでもブローパイプや羽口内壁面、あるいは高
炉内の羽口先端上部に付着物（以下、オーバーハ
ングという）を形成させない技術を確立すること
である。 しかしながら、従来技術による粉体燃料吹込み
操業では、高灰分の粉体燃料を吹込んだ場合に、
付着物の形成に起因すると考えられる現象、つま
り羽口上方の炉壁近傍の温度が低下し、装入物の
降下異常が多発するような現象により、高炉操業
状態が不安定化する現象が顕在化して問題になつ
ている。 さらに、この第二の課題に密接に関連する問題
として、従来の粉体燃料吹込方法では、羽口内壁
面に断熱リングを装着できないことが最近クロー
ズアツプされてきた。というのは、重油吹込操業
およびオールコークス操業では、羽口内壁面に断
熱リングを装着することによつて、羽口内を熱風
が通過する間の送風顕熱の損失を減少する方策が
とられ、これによつてコークス比を低下する方法
が採用されていた。しかし、従来技術による粉体
燃料の吹込み方法のもとで羽口内壁面に断熱リン
グを装着すると、粉体中の灰分の溶融物が羽口内
壁面と断熱リングの段差部分に付着して、該付着
物が成長して送風通路が狭くなり、燃料の安定吹
込みを継続することが困難となるため断熱リング
を装着することが不可能となり、送風顕熱の損失
量が増大し、その分だけコークス比を増加せざる
を得なかつた。 （問題点を解決するための手段） 本発明の粉体燃料吹込み方法は、その目的を達
成するために、高炉の熱風流路に粉体燃料吹込み
用バーナを配設し、該バーナの先端を羽口と連接
したブローパイプの境界位置より下流側の前記羽
口内に位置させて粉体燃料を熱風とともに高炉内
へ吹込む方法において、空気比が1.1以上の場合
には、前記バーナの先端位置と羽口先端位置との
水平距離を60mm以上に設定し、空気比が1.1未満
の場合には、前記水平距離を60mm未満に設定して
粉体燃料を吹込むことを特徴とする。 ただし、空気比μ（−）は、送風中および粉体
燃料中の酸素の容積流量（Ｎm³／ｈ）と粉体燃料
中の炭素と水素の完全燃焼に必要な酸素の容積流
量（Ｎm³／ｈ）の比であり(1)式で表される。 μ＝V_b（O₂）_b／（22.4W_f）＋（Ｏ）_f／16／(C)_f／12
＋（Ｈ）_f／４ ここで V_b：送風量（Ｎm³／ｈ） （O₂）_b：送風中の酸素濃度（容量％） W_f：粉体燃料の吹込量（Kg／ｈ） （Ｏ）_f、(C)_f、（Ｈ）_f：粉体燃料中の酸素、炭素、
水素の含有量（重量％）である。 本発明の方法は、できるだけ安価な粉体燃料を
大量に高炉へ吹込み、粉体燃料の燃焼性の向上、
羽口内および羽・先端上部への付着物の形成の防
止および羽口内壁面への断熱リングの装着による
省エネルギー化の推進によつて、高炉操業能率の
向上が可能となる画期的な粉体燃料の吹込み方法
である。 （実施例） 以下、図面を参照しながら実施例により本発明
の特徴を具体的に説明する。 第２図は、本発明の方法に用いた実験装置の概
要を示したものである。 第２図において、装置の本体はレースウエイ炉
６０であり、炉の内径２ｍ、炉高５ｍ、炉の内容
積は約10m³である。羽口１の内径は70mmφであ
り、実高炉との縮尺比は約1/2である。そして熱
風発生装置１７で重油を空気で燃焼させて発生す
る燃焼排ガスに酸素を富化することにより、所定
の酸素濃度に調整して送風用の熱風として、ブロ
ーパイプ７を通してレースウエイ炉６０内に吹込
む。粉体燃料９は、ブローパイプ７もしくは羽口
１を貫通して設けた吹込みバーナ８の先端から、
ブローパイプ７内もしくは羽口１内へ吹込まれ
る。 さて、レースウエイ炉６０は、炉頂のマンホー
ル１６より実験前に約５トンのコークス１４を装
入しておいてコークス充填条件下で粉体燃料を燃
焼することもできるし、コークスを充填しないで
粉体燃料を燃焼させる（以下、空炉燃焼という）
こともできる。そして、炉頂ダクトに設けたサン
プリング孔１５より、レースウエイ炉内で発生す
る燃焼排ガスおよびダストを採取し、粉体燃料の
燃焼効率を算定し、顕微鏡観察によりダスト中の
粉体燃料の未然チヤーの存在状態を測定した。 なお、レースウエイ炉での燃焼排ガスは多数の
冷却管を配設した煙道１８で冷却され、徐塵後、
燃焼放散される。また、羽口レベルに設置した水
平ゾンデ１１により、羽口レベル炉径方向でのガ
ス組成（CO₂、CO、H₂、O₂）分布を測定し、該
ガス組成分布に基づいて、羽口レベル炉径方向の
燃焼ガスの温度分布を推定した。 次に、本実験装置を用いて、粉体燃料の燃焼効
率を高めるため、粉体燃料の吹込位置、滞留時間
の影響を調査するため、空炉燃焼実験を行つた。 第３図は、第２図のブローパイプの要部の拡大
図である。すなわち、空炉燃焼実験では、ブロー
パイプ７の内筒部分を燃焼筒として利用し、ブロ
ーパイプ後端部に設けたバーナ８より粉体燃料９
を吹込み、吹込位置より水平距離で900mm下流の
Ａ点、および1800mm下流のＢ点に、ダスト採取孔
１０を設け、さらに吹込位置より3100mmのＣ点よ
り、ダストサンプラ１１を用いてダストを採取
し、前記の引用例１に記載の方法と同じ条件、す
なわちダスト中の灰分量が燃焼前の粉体燃料中の
灰分量と同じであると仮定して、灰分量収支から
粉体燃料の燃焼効率を推定した。 第４図に、空炉燃焼の実験条件および前記の方
法で推定した燃焼効率と滞留時間の関係について
の実験結果を示す。第４図に示した実験条件以外
の主要な実験条件は下記の通りである。 (1) 粉体燃料の性状 （工業分析） 揮発分 32重量％ 固定炭素 57 〃 灰 分 10 〃 （元素分析） 炭 素 74重量％ 水 素 ５ 〃 酸 素 ９ 〃 粒 度 200メツシユパス80重量％ (2) 粒体燃料の吹込量：60Kg／時間 (3) 羽口風速：110〜130ｍ／秒 (4) 送風圧力：１〜３Kgｆ／cm²、Ｇ ここにKgｆは重力キログラム、Ｇはゲージ圧力
の意である。 第４図より明らかなように、送風温度が1000℃
前後の空炉燃焼では、引用例１の結果と同様に、
滞留時間が増加するほど粉体燃料の燃焼効率が増
大することが確認された。 しかしながら、高炉内のようにコークスが充填
されて、レースウエイが形成される条件でも、空
路燃焼の場合と同様に、滞留時間を大きくすべき
かを調査するために、レースウエイ炉にコークス
を充填した状態で粉体燃料を吹込む実験を行つ
た。 第５図は、従来の粉体燃料の吹込み方法を示し
たもの（以下、従来方法という）であり、粉体燃
料吹込バーナの先端位置を羽口とブローパイプの
境界位置より上流側のブローパイプ内に位置させ
た方法、すなわち羽口先端より370mm手前に位置
させて粉体燃料を吹き込む方法である。 第１図は本発明の実施態様の例を示す横断面図
であつて、第１図イは、高炉の羽口１を貫通して
粉体燃料吹込み用バーナ８を配設し、該バーナの
先端位置を前記の羽口１の内壁面に位置させて、
該バーナの先端から粉体燃料９を噴出させ、羽口
内を流れる熱風と共に高炉内へ吹込む方法であ
る。本実験においては、粉体燃料の吹込みバーナ
を羽口内を貫通するように配設し、該バーナの先
端と羽口先端との距離Ｌを60mmに設定し、羽口内
壁面に位置させて粉体燃料吹込実験を行つた。 また、第１図ロは、粉体燃料吹込みバーナ８の
先端を、羽口１とブローパイプ７の境界位置より
下流側の羽口１内に位置させて吹込みを行う方法
である。本実験においては、バーナの先端位置と
羽口先端との距離Ｌを200mmに設定し、羽口とブ
ローパイプの境界位置よりわずかに下流側の羽口
内に位置させて粉体燃料吹込みを行つた。 第１図ハは、粉体燃料を大量に吹込んだ場合の
実施態様例であり、実験では粉体燃料の吹込みバ
ーナ８の先端位置と羽口先端との距離Ｌを40mmに
設定して粉体燃料を吹込んだ。 第１図イ，ロ，ハおよび第５図に示した４種類
の粉体燃料吹込み方法によつて、コークス充填下
で粉体燃料の燃焼実験を行つたときの実験条件を
第１表に示す。

【表】

【表】 第１表において、No.１は比較のために行つたコ
ークスのみの燃焼実験（以下、オールコークス実
験という）であり、No.２、No.３、No.４は比較例に
よる粉体燃料の燃焼実験、No.５とNo.６は第１図イ
の方法（以下、実施例１という）による燃焼実
験、No.７とNo.８は第１図ロの方法（以下、実施例
２という）による燃焼実験、No.９は第１図ハの方
法（以下、実施例３という）による燃焼実験であ
る。 第１表において、フレーム温度とは送風中の
O₂と水蒸気が赤熱コークスと反応してすべてCO
とH₂に変化したときの理論燃焼温度であり、羽
口風速とは、送風条件と羽口断面積から計算され
る羽口先端での熱風の流速であり、実験では実高
炉の羽口風速に近い条件を設定した。また、レー
スウエイ深度とは、本発明者らが、特願昭60−
139733号（特開昭62−1808号公報）の発明により
提案した方法で推定した、羽口先端とレースウエ
イ先端との水平距離、つまりレースウエイ空間の
奥行である。また空気比は前記(1)式による計算値
である。 第１表に示すように、コークス充填下での実験
では、レースウエイでのフレーム温度は約2000℃
であり、送風温度の1200℃に比べれば約800℃高
かつたが、熱風として燃焼排ガスを利用している
関係で送風中にCO₂が含まれているので、実高炉
のフレーム温度より約200℃低くなつている。 さらに、前述のように、実験装置の縮尺比が約
１／２のため、燃焼空間として作用するレースウエ
イの深度も実高炉の約1/2となつている。しかし、
羽口風速は実高炉の条件と同じなので、滞留時間
は実炉並である。したがつて、粉体燃料の燃焼条
件としては実高炉よりなり悪い条件で実験したこ
とに留意する必要がある。しかしながら、このよ
うな条件にありながら、粉体燃料の燃焼効率は空
路燃焼の場合の燃焼効率よりもかなり高く、燃焼
性の面では、本発明の方法は従来方法とまつたく
遜色はなかつた。 次にレースウエイ炉を用いた粉体燃料の燃焼実
験終了後、N₂で４日間炉内を冷却した後、炉内
の残留コークスを上部より漸次排出し、炉高方向
４水準のレベルより炉内コークス試料を採取し
て、該試料の粒度と粉率の分析、灰分、灰分の化
学分析を行い、さらにレースウエイ近傍の充填構
造、特にレースウエイの周囲に形成されるレース
ウエイ殻の形状を測定した。 そこで、まずコークス充填での粉体燃料の燃焼
実験で観察されたレースウエイ殻の形成挙動につ
いて説明する。 第６図は、レースウエイ炉内の３mm以下の粉コ
ークスの等粉率分布とレースウエイ殻の形成状況
の代表例を示したものである。ここで、レースウ
エイ殻とは、コークスおよび粉体燃料中の灰分が
溶融して糊状となり、レースウエイの周囲に堆積
している粉コークスやダストあるいは細粒コーク
スを結合して付着物となつたものである。特に羽
口先端上部に形成されるレースウエイ殻、即ちオ
ーバーハングの形成防止に対して本発明法は著し
い効果が認められた。 即ち、粉対燃料を従来方法で燃焼した場合に
は、第６図のｂ，ｃで示すように、羽口先端上部
に大きなオーバーハングが形成された。しかし、
ブローパイプおよび羽口の内壁には付着物は形成
されていなかつた。ところで、前述のように、粉
体燃料吹込み操業の問題は羽口上方の炉壁温度が
低下し、かつ装入物の降下状態が悪化する現象が
顕在化することであつた。本発明者等の行つたレ
ースウエイ炉実験により、このような現象が起き
る原因が、羽口先端上部に形成される大きな（羽
口レベル上方0.6〜0.7ｍの）オーバーハングに起
因することが判明した。というのは、レースウエ
イ炉の縮尺比が実高炉の約1/2であることを勘案
すると、実高炉において従来方法により粉体燃料
を吹込んだ場合には、羽口先端上部に実験値の２
倍の高さである1.2〜1.4ｍのオーバーハング（付
着物）が形成されると推定されるからである。と
ころが、大型高炉でも羽口レベルより0.7〜0.9ｍ
上方の位置に朝顔部の下端位置がくるように炉体
設計されているのが普通である。そして、朝顔部
の炉内壁形状は公知のように上部へゆくほど断面
積が拡大するような末広がりの形状になつている
ため、装入物層内の応力状態が受動状態となるこ
とに加えて、炉壁面からの摩擦力を受けるため、
朝顔部の炉壁近傍では装入物が降下しにくくなつ
ている。このような状況に加えて、朝顔部下部の
炉壁近傍に、羽口先端上部に形成されたオーバー
ハングの頂部が0.3〜0.7ｍもつき出た状態になる
と、該オーバーハングが炉壁近傍を降下してくる
装入物をせき止めるような格好となるため装入物
の降下性が一層悪化するのである。 比較のために行つたオールコークス実験では、
第６図のａに示すように、羽口先端上部にはオー
バーハングは形成されないので、前記のような問
題は生じないと推定される。 上述のように、本発明者等は実高炉のレースウ
エイ状況と類似の条件で粉態燃料を従来方法で燃
料させたときに、羽口先端上部にオーバーハング
が形成し、高炉操業が不安定になることを明らか
にした。実高炉ではレースウエイ周囲には第６図
に示したように大量の粉コークスが堆積している
ため、とくに羽口先端上部に付着物を形成させな
いことが高炉操業の安定化にとつて不可欠なこと
である。 そこで、粉体燃料の吹込方法を変更し、前記の
実施例１および実施例２に示したように、粉体燃
料の吹込用バーナの先端位置を羽口内に位置させ
た場合のレースウエイ殻の形成状況の例を、それ
ぞれ第６図ｄ，ｅ，ｆにしめす。 第６図および第１表に示すように、粉体燃料の
吹込量が約100Kg／時間（空気比が約1.6）とほぼ
同じ条件で比較すると、本発明の方法（実施例１
および実施例２）により、第６図ｄ，ｅに示すよ
うに羽口先端上部にはオーバーハングは形成しな
いことが確認された。しかしながら、No.４の実験
で粉体燃料を大量に吹込み、空気比を1.0にした
場合には、実施例２の条件、つまり粉体燃料吹込
みバーナ先端と羽口先端との距離Ｌが60mmの条件
では、第６図ｆに示すように、羽口先端上部にか
なり大きなオーバーハングが形成された。そこ
で、第１表に示すように、No.４とほぼ同じ条件
で、前記の距離Ｌを40mmにしたNo.９の実験、つま
り実施例３の本発明の方法による実験を行つた結
果、第１表に示すように、羽口先端上部にオーバ
ーハングは形成されず、本発明はオーバーハング
の形成防止に有効であることが確認された。 以下に本発明の方法により粉体燃料を吹込んだ
場合に、羽口先端上部にオーバーハングが形成し
ない理由を説明する。 前述のように、オーバーハングは、粉体燃料お
よびコークスの灰分が溶融し、レースウエイ周辺
の粉コークスもしくはダストを結合したものであ
る。そこで、第６図ｂ，ｃにおいて、羽口先端上
部に形成していたオーバーハングより採取した試
料中の灰分を分析したところ、灰分の分析値は50
〜60重量％であつた。そして、平戸らの方法（平
戸、鈴木、二宮：燃料協会誌、62（1983）P.889）
により、前述のオーバーハングの灰分の融点を測
定した結果、該灰分の融点は約1470℃であつた。
つまり羽口先端での温度が1470℃以上の高温にな
ると、コークスもしくは粉体燃料中の灰分が溶融
飛散し、羽口先端上部に存在する粉コークスやダ
ストを結合してオーバーハングを形成すると推定
された。 そこで、第２図に示した水平ゾンデ１１によ
り、羽口レベルでの炉径方向のCO₂、CO、H₂、
O₂についてのガス組成分布を測定し、該ガス組
成分布を用いて、本発明者の一人が特公昭61−
12002号公報で提案した方法に基づいて、羽口レ
ベルでの炉径方向の燃焼ガスの温度分布を推定し
た。該推定結果の一例を第７図に示す。 第７図において実線は、粉体燃料を比較例によ
り吹込んだ実験No.３の結果である。粉体燃料の吹
込位置は羽口先端から370mm手前であり、粉体燃
料は羽口内部ですでに熱分解と一部燃焼を開始し
ているため、羽口先端ではすでに燃焼ガス温度は
約1600℃に達していると推定された。そして、羽
口先端からの0.3〜0.4ｍの位置で最高温度2500℃
に達し、その後CO₂＋Ｃ＝2COの吸熱反応によつ
て温度が急激に低下し、レースウエイ先端に近い
羽口先端より約0.5ｍの位置で、理論燃焼温度、
つまりフレーム温度に近づいている。 したがつて、1600℃という羽口先端近傍の温度
は、オーバーハングの灰分の融点である1470℃よ
りはるかに高かつたため、前述の理由により実験
No.３の比較例による粉体燃料吹込実験では、羽口
先端上部に大きなオーバーハングが形成されたと
推定される。 つぎに、第７図の一点鎖線は、実験No.１のオー
ルコークス実験の結果であり、羽口先端の温度は
送風温度の1200℃と等しく、燃焼ガスの温度が
1470℃を超えるのは羽口先端から100mm以上前方
の位置であると推定された。 第６図ａに示したように、オールコークス実験
の場合に羽口先端上部にオーバーハングが形成さ
れなかつた理由は、羽口先端の温度が灰分の融点
に達していなかつたためである。 第７図には同様に、本発明法（実施例２）によ
つて、羽口先端手前60mmより粉体燃料を吹込んだ
実験No.８の場合の燃焼ガスの温度分布の推定結果
を点線で示したが、羽口先端の温度は1400℃以下
と推定され、やはり灰分の融点である1470℃より
低いために、第６図ｅに示したように羽口先端上
部にオーバーハングが形成されなかつたと考えら
れる。また、実験No.４で、粉体燃料を大量に吹込
んだ場合にオーバーハングが形成された理由は、
鞭ら（Ji−cheng−He、桑原、鞭：鉄と鋼、72
（1986）、P.1847）が理論的に解析しているよう
に、粉体燃料の吹込量の増加に伴い、羽口先端温
度が上昇し、灰分の融点以上になつたためと推定
される。 以上のように、粉体燃料の吹込位置を羽口内に
位置させ、かつ空気比によつて粉体燃料吹込み用
バーナの先端位置を設定することにより、円滑な
高炉操業を阻害する羽口先端上部のオーバーハン
グの形成を防止できる。 つぎに、粉体燃料の吹込位置を羽口内に位置さ
せても、燃焼効率が低下しなかつたことを本発明
者等の行つた解析結果に基づいて説明する。 空炉燃焼条件下で粉体燃料を燃焼する場合に
は、酸化性雰囲気であるため、灰分（Ash）の量
が不変であるとの仮定に基づいて燃焼効率を推定
する方法が一般に採用されている。しかし、コー
クス充填下でレースウエイを形成させる条件で
は、還元性雰囲気となり、しかも1700℃以上の高
温では灰分中のSiO₂が還元揮発するので、空炉
燃焼の場合のように灰分量一定の仮定が成立しな
くなる。 そこで、本発明者は、還元性雰囲気であつても
レースウエイ炉の温度条件では、灰分中のAl₂O₃
量がほぼ一定（不変）であることを見いだし、第
２表に示すように、Al₂O₃量収支に基づいて、粉
体燃料の燃焼効率を推定した。

【表】

【表】 本発明法により粉体燃料の吹込みを行つたNo.５
の実験データを用いて、第２表の(2)〜(4)式に基づ
いて燃焼効率を計算し、該燃焼効率とレースウエ
イ炉内より採取されるダスト中の灰分量との関係
を第３表に示した。

【表】

【表】 第３表より明らかなように、ダスト中の灰分量
が40〜60重量％であれば、それに対応する燃焼効
率は89〜95％であると推定された。 第８図は実際にNo.５の実験後に炉内より採取し
たダスト中の灰分量分布を示したものである。 第８図において、ダスト採取位置の10段は羽口
レベルであり、13段は羽口レベル上方0.35ｍの位
置であることを示す。そしてこれらの位置は、実
験中にはそれぞれ、レースウエイ頂部およびレー
スウエイ頂部の上方0.35ｍの位置に存在していた
ダストであると推定される。したがつて、第８図
より明らかなように、レースウエイ先端近傍およ
びレースウエイ上方のガスの主流が流れている領
域に存在していた灰分量は実際に40〜70重量％で
あつたと推定されるので、第３表の結果を参考に
すると、この実験での粉体燃料の燃焼効率は約90
％に近いと推定された。そして、コークス充填下
での、本発明法（実施例１）による粉体燃料の燃
焼効率が、第４図に示した空炉燃焼での燃焼効率
よりはるかに大きいことも判明し、燃焼性の面で
も、本発明による粉体燃料の吹込み方法の有効性
が立証された。 つぎに炉全体の総括的な粉体燃料の燃焼効率に
ついて、従来方法と本発明法を比較するため、第
２図で示した炉頂ダクト１５より採取したガス組
成と、送風量、送風ガス組成および粉体燃料の吹
込み量、ならびに粉体燃料とコークスの化学分析
値を用いて、レースウエイ炉内の炭素、水素、酸
素についての総括物質収支式を導出し、これらの
３元連立方程式（省略）を解いて粉体燃料の燃焼
効率を推定した。 計算によつて求めた粉体燃料の燃焼効率を第１
表に示す。第１表より明らかなように、粉体燃料
の吹込量が約100Kg／時間の場合には、従来方法
での燃焼効率は約88％であり、同程度の粉体燃料
の吹込量であつた本発明法によるNo.５、No.７、No.
８の実験での燃焼効率も88％以上であり、本発明
のように、粉体燃料の吹込位置を羽口内に位置さ
せる方法を採用しても、燃焼効率は従来方法に比
べて、まつたく遜色ない。そして、この炭素、水
素、酸素についての総括的物質収支に基づく燃焼
効率の推定値が、前記のAl₂O₃量収支に基づく燃
焼効率の推定値とほぼ同程度であつた。 さらに、粉体燃料の燃焼性を評価するため、前
記のように、灰分量とAl₂O₃量を分析するために
レースウエイ炉内の、ガスの主流が通過するレー
スウエイ上方より採取した微粉ダストおよび、炉
頂ダクトのサンプリング孔より採取したダストを
顕微鏡で観察し、粉体燃料の未燃のチヤーの存在
の有無を調査したが、該領域には未燃のチヤーは
ほとんど見当たらず、前記の燃焼効率の高いこと
が顕微鏡観察によつても確認された。なお、前記
のレースウエイ炉実験での粉体燃料の吹込量100
Kg／時間を実際の高炉操業での粉体燃料の吹込量
に換算すると、銑鉄トン当たりの所要送風量は
1000〜1200Nm³／トン（銑鉄）であり、一方レー
スウエイ炉実験での送風量は第１表に示したよう
に1000〜1160Nm³／時間であるので、レースウエ
イ炉での100Kg／時間は、高炉操業での粉体燃料
比に換算すると約100Kg／トン（銑鉄）となり、
粉体燃料の吹込量としては大量吹込みの範囲に入
つている。 さて、第１表に示すように、本発明の方法によ
つて粉体燃料をさらに大量に吹込んだNo.６および
No.９の実験では、燃焼効率はむしろ増大すると推
定された。このように、本発明の方法によつて粉
体燃料の吹込位置を羽口先端に近付けても燃焼効
率が低下せず、むしろ増大する結果が得られた理
由は、第４図から類推されるように温度上昇の効
果によるものであり、粉体燃料がレースウエイ内
の2000〜2500℃の高温条件で瞬間的に熱分解し、
爆発的に燃焼したためと推定される。 以上、本発明の方法の実施態様例として第１図
イ，ロ，ハについて詳細に説明したが、本発明法
はこれらに限定される必要はなく、粉体燃料の吹
込方法としては、第９図イ〜ニに示す態様例も、
燃焼効率を高く維持しつつ、オーバーハングを防
止する方法として高炉操業安定のために有効であ
る。 とくに、第９図イは、粉体燃料吹込バーナの先
端位置を羽口内壁面に２個配設した例を示したも
のである。すなわち、一方のバーナ先端位置と羽
口先端との距離Ｌを60mm以上に設定し、他のバー
ナの先端位置と羽口先端との距離Ｌを60mm未満に
設定したものであり、粉体燃料の吹込み量が変更
され、前述の空気比が1.1を境にして前後に変更
されても、粉体燃料吹込みバーナの切替弁２０を
操作することによつて操業中でもバーナ先端の位
置を変更することができる。また、バーナ先端位
置は第９図イのように羽口内壁面に２個に限定せ
ず、３個以上配設してもよく、もしくは、第１図
ロの場合には、バーナ先端位置を前後に可動設定
できるようにしておけば、粉体燃料吹込量（もし
くは空気比）に応じて、バーナ先端位置をよりき
め細かく調節することができるので、粉体燃料の
燃焼効率を高く維持しつつ、オーバーハングの形
成を防止するうえでさらに有効である。 （発明の効果） 以上のように、本発明の方法によれば、燃焼効
率を低下させることなく粉体燃料を大量に吹込む
ことができ、かつ10重量％以上の高灰分の粉体燃
料を吹込んでも、従来方法では羽口先端上部に形
成したオーバーハングすなわち付着物の形成を防
止することができ、さらに、羽口内での粉体燃料
の燃焼を抑制できるので、羽口内壁面のかなりの
範囲をカバーする断熱リングを装着しても、該断
熱リングの内壁面に灰分の溶融物による付着物の
生成を防止でき、高炉の安定操業のために本発明
の効果はきわめて大きい。

【図面の簡単な説明】

第１図イ，ロ，ハ本発明法による粉体燃料吹込
みの実施態様を示す縦断面概略図、第２図は、実
験に用いたレースウエイ炉の概要図、第３図は空
炉燃焼実験に用いたレースウエイ炉のブローパイ
プ部の拡大図、第４図は空炉燃焼実験により得た
粉体燃料の滞留時間と燃焼効率の関係図、第５図
は従来の粉体燃料の吹込み方法を示す図、第６図
ａ，ｂ，ｃ，ｄ，ｅ，ｆはレースウエイ炉内の粉
コークスの等粉率分布とレースウエイ殻の形成状
態について本発明法と従来方法を比較した図、第
７図は、レースウエイ炉の羽口レベルの炉径方向
のガス組成分布に基づいて推定した温度分布に及
ぼす粉体燃料の吹込方法の影響を示す図、第８図
は、レースウエイ炉内のダスト中の灰分量分布を
示す図、第９図は、本発明の他の実施態様例を示
した図である。 Ｌ……羽口先端と粉体燃料吹込みバーナ先端と
の水平距離、１……通常羽口、２……大羽口、３
……羽口受金物、４……高炉鉄皮、５……スタン
プ材、６……レンガ（炉壁）、７……ブローパイ
プ、８……粉体燃料の吹込用バーナー、９……粉
体燃料、１０……ダスト採取孔、１１……水平ゾ
ンデ、ダスト採取プローブ、１２……レースウエ
イ、１３……レースウエイ殻、羽口先端上部のオ
ーバーハング、１４……コークス、１５……炉頂
ダクトのガス採取孔、１６……レースウエイ炉の
炉頂マンホール、１７……熱風発生装置、１８…
…レースウエイ炉の煙道、１９……エクスパンシ
ヨン、２０……切替弁、６０……レースウエイ
炉。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 高炉の熱風流路に粉体燃料吹込み用バーナを
   配設し、該バーナの先端を羽口と連接したブロー
   パイプの境界位置より下流側の前記羽口内に位置
   させて粉体燃料を熱風とともに高炉内へ吹込む方
   法において、空気比が1.1以上の場合には、前記
   バーナの先端位置と羽口先端位置との水平距離を
   60mm以上に設定し、空気比が1.1未満の場合には、
   前記水平距離を60mm未満に設定して粉体燃料を吹
   込むことを特徴とする高炉への粉体燃料吹込み方
   法。