JPS59211511A - 高炉操業方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 さらに詳細に述べるならば高炉羽口燃焼帯の温度分布を
制御する方法に関するものである。

高炉羽目燃焼帯の主たる機能は、コークスを燃焼させる
ことにょシ、鉄鉱石の還元に必要な一酸化炭素ガスを発
生すると同時に、鉄鉱石の溶融に必要に熱を発生するこ
とである。とくに後者て関係する羽口燃焼帯の炉径方向
の温度分布は、羽口燃焼帯直上部における炉径方向の鉄
鉱石の溶融速度や溶融領域の大きさ、ひいては、羽口燃
焼帯へ降下するコークスの降下径路や降下速度す々ゎち
、炉内の装入物の降下状況にも多大の影響を及ぼすと推
察される。したがって、羽口燃焼帯の温度分布と密接な
関係をもっと考えられる。

コークスの燃焼挙動を把握する目的で、古くより、羽口
燃焼帯におけるガス組成分布が測定されてきた（たとえ
ば、文献／　、　Ａ、　Ｄ、　ＧＯＴＬＩＢ　（館充訳
）：高炉製銑法の理論（／９乙乙）、ｐ、ｒｇｇ〔日本
鉄鋼協会〕）。すなわち、ガス組成分布を測定するとと
Ｋより、燃焼帯の大きさや、最高燃焼温度の位置Ｃ以下
燃焼焦点という）をある程度推定することができるため
、高炉操業上の有用な指標として利用できたからである
。

しかしながら、羽口燃焼帯内の最高燃焼温度はふつう、
：ｉｓθθ℃以上になると推定されておシ、とのような
高温に耐える温度計がないため、最近のように高送風温
度操業を行っている高炉羽口燃焼帯の燃焼ガスの温度分
布を測定したとの報告例は見受けられない。

そこで、羽口燃焼帯の温度分布特性すなわち、燃焼帯の
温度分布に及ぼす送風条件、たとえば送風温度や羽口風
速などの影響を把握する目的で、送風条件から羽口燃焼
帯の温度分布などを演えき的、理論的に推定する試みも
なされるようＫなった（たとえば、文献２鞭巌編：製錬
化学工学演習（７９７ダ）、Ｐ、ｇ／〔養賢堂〕） しかしながら、羽口燃焼帯の状況は、たとえば燃焼帯の
大きさ一つを例にとっても、燃焼帯上部に存在する鉄鉱
石の融着層の位置や形状、炉壁付着物の脱着の状態およ
び燃焼帯の前面に存在する炉芯の張シ出し具合やコーク
ス粉の発生程度によって大きな影響を受けることは明白
であシ、羽口燃焼帯の温度分布の理論的な推定結果の信
頼性眞は限界があることは言うまでもないことである。

以上のように、稼動中の高炉の羽口燃焼帯における温度
分布は、高炉操業上の重要々指標となるにもかかわらず
、計測が困難なため、はとんど実測した例も々く、また
ガス組成などの実測値から、温度分布を間接的に推定す
る具体的な方法も報告されていなかった。

本発明の目的は、高炉操業上とくて重要な羽口燃焼帯上
部での鉄鉱石の還元・溶融とコークスの降下に多大の影
響を及はす羽口燃焼帯における温度分布を的確に推定す
ることによって、該温度分布を適正な設定目標値と等し
くするように高炉操業条件を調整するための画期的な方
法を提供することにある。ずなわぢ、本発明の要旨は、
高炉羽口よシ炉内ガスを採取して、酸素、−酸化炭素、
ならびに二酸化炭素のうちの任意のρ成分表水素の各ガ
ス組成を計測し、送風量■ｂ、送風温度Ｔｂ。

送風湿度Ｍｂ、および補助燃料の吹込量Ｗａと吹込温度
ｔａからなる送風条件と前記のガス組成の測定値を用い
て、次式に基づいて燃焼ガス温度Ｔｆを算定し、該燃焼
温度の炉径方向の分布が、あらかじめ設定された適正な
温度分布と一致するように前記の送風条件、羽口風速お
よび装入条件の内の一つもしくは複数の条件を調整する
ことを特徴とする高炉操業方法である。

Ｔｆ　−（Ｃ−１−Ｄ十Ｅ十Ｆ＋Ｇ＋Ｈ＋乙ｇ３Ｂ）／
（Ａ−θ７．ＳＢ）・・（１）たたし Ａ＝／４とＳどβ１＋７，２／／β２＋／７乙乙３β３
Ｃ９７ｇ３β４十２乙２乙β５＋−／ｓ、ｓｏ３β６＋
どグＳ／β７（２）Ｂ　−乙ｓｇｇ（β１＋β２＋β３
−β８）　　　　　　　　　　　・・・（３）Ｃ−１０
０θ３９β１＋、２ｇ’１３θβ２−２乙／乙７β３＋
３θ３７β４＋、２９ダグβ５＋７乙３／β６＋、２３
３３β７十（Ｉ乙グー（ΔＨ８°）２９８）　・β８　
　　　　　　　　　・・　（４）Ｄ　−（７／乙石＋７
／７７′２＋６６Ｉりβ４）・Ｔｂ　　　　　・・・・
・（５）Ｅ　−（０！、３０ｒ１＋／、Ｍｒ２＋ＯＪ／
β４）×／θ−３Ｔｂ２・・（６）Ｆ　　−（β４どθ
Ｚｉ−θθどン−２）Ｘ／θ５／Ｔｂ　　　　　　　　
　・・・・・　（７）Ｇ　−（乙３２ｔａ十θ３９×／
θ゛３ｔａ２−θ／、：２×／θ”／　ｔ　ａ）−β７
・・・・（８） Ｈ＝（’ａ／θｔａ＋θ、Ｓ／×／θ−３ｔａ２＋２．
／θ×／θ”／ｌ、）−β８・・・・（９） ここで、　　γｌ−β１＋θｊβ２＋β５　　　　　　
　・・・・ＣＯｔγ２−β３＋β６　　　　　　　　　
　　　　　・・・・・（１１１β１（ｉ−／〜ト）：送
風条件およびガス組成に基づく物質収支から定まる反応
物質（ＣＯ２、ＣＯ＋Ｈ２、Ｎ２　、０２　、　Ｎ２０
および補助燃料のＮ２とＣ）のモル流量。

（ΔＨ８°）２９８　：補助燃料の熱分解に伴うエンタ
ルピー変化。

以下、本発明の具体的な構成、作用および効果を詳細に
説明する。

高炉羽口燃焼帯における主要な反応と関与物質の状態変
化は次式で表される。

０２　（Ｔｂ）＋Ｃ（ｔｃ）＝　ＣＯ２（Ｔｆ）　　　
　　　−＝　（１２）ＳＯ２（Ｔｂ）　十Ｃ（ｔｃ）＝
ＣＯ（Ｔｆ）　　　　　　　　−（１３）Ｎ２０　（Ｔ
ｌｂ）　＋　Ｃ（ｔｃ）　−Ｎ２　（Ｔｆ　）　十Ｃｏ
　（Ｔｆ）　　　−・・・（１４１Ｎ２　（Ｔｂ　）　
＝　Ｎｚ（Ｔｆ）　　　　　　　　　　　・・・・・・
（１５）０２　（Ｔｂ）　＝　０２　（Ｔｆ）　　　　
　　　　　　・・・・・・（１６）Ｎ２０　（Ｔｂ）　
＝　Ｎ２０　（Ｔｆ）　　　　　　　　　　・・・・・
・（１７）Ｎ２　（ｔａ）　−Ｎ２　（Ｔｆ　）　　　
　　　　　　　・−−−（１ａ＋ｃ　（ｔａ）　＝ｃ　
（ｔｏ）　　　　　　’　　　　　　−−−−−・ＩＪ
９）ここで、０内の記号は、物質の温度（Ｋ）を表わし
、Ｔｂ：送風温度（６）、ｔｃ：コークス（炭素）温度
駁）、Ｔｆ：燃焼ガス温度（Ｋ）、ｔａ：補助燃料温度
（（イ）である０そして、（１２１〜（１９）式の反応
のエンタルピー変化をΔＨ４（ｋｃａｌ／ｋｍｏｌ　（
生成物）；ｌ−７〜ｇ）とおくと、（４））〜鰭式が得
られる。

ΔＨ１−（ΔＨ１°）２９８　＋Ａ″：８ＣＰｏｏ２ｄ
Ｔ−ｌ；ＣＰｏ２ｄＴ−ｆ２１ＣＰｃｄＴ・・・（Ｉｆ ΔＨ２−（ΔＨ２°）２９８　＋／Ｘ９’８　ＣＰ（□
　ｄＴ２　Ｊ２Ｌ　ＣＰＯ２ｄＴ−７２９８ｃｐ、　ａ
’ｒ　　　　　　　　　　　−ｃ２１１ΔＨ３−（ΔＨ
３°）２９８　＋４二ＣＰ、２ｄＴ＋４を二ＣＰｏｏｄ
Ｔ’２９Ｂ　”＄。ｄＴ−狐ｃＰｏｔｉ’ｒ　　　　　
、、、、・・（２２１繭−ζ’　ＣＰ、２ｄＴ　　　　
　　　　　・・・・・努）ΔＨ５＝　４　ＣＰｏ２ｄＴ
　　　　　　　　　　　・・−（２ａΔＨ６−４１，Ｃ
ＰＨ□。ｄＴ　　　　　　　　　　・・・・・（２５）
ΔＨ７−ｆｔａ　ＣＰＨ２ｄＴ　　　　　　　　　　　
・・−・ｔ＄）Δ出−（ΔＨ８°）２９８＋ｆ　’Ｃｐ
ｃｄＴ　　　　　　　　　　・・・＠ａ （−２９４７／θｋｃａｌ／　ｋｍｏｌｃｏ）（２ｇ３
９θｋｃａｌ　／　ｋｍｏ　Ｉ　Ｎ２）文献３）日本学
術振興会、日本鉄鋼協会：鉄鋼熱計算用数値（／９１．
１．）、／３３〔日刊工業新聞社〕（ΔＨ８°）２９８
　：補助燃料の熱分解に伴うエンタルピー変化（ｋｃａ
ｌ　／ｋｍｏ　Ｉ　Ｃ）　　であシ（２）式で表わせる
。

（ΔＨ８°）２９８　＝　／　、２θθｑａ／（ｃ）ａ
　　　　　　　　・＝＝（２８＋ここで、　Ｑａ：補助
燃料の分解熱（ｋｅａｌ、Ａｐ）（Ｃ）ａ：　補助燃料
中のＣの重量パーセント鍾）またｓ　　ＣＰｉ　　＝物
質ｌの定圧真比熱（ｋｃａｌｍ）ｃｍｏｌ　”＊Ｉｒ’
）であ勺、一般Ｋ　（２９１式で表わされる。

ＣＰ１＝　ａｔ　十ｂｉ　Ｔ　十ＣＡＴ　　　　　　　
　　　　　−−（２９）文献４） ここで、ａｔ　、　ｂｉ　、　ｃｉは第１表で与えられ
ている０第１表　物質の定圧真比燃 Ｃｐ、＝ａｔ＋ｂ４Ｔ＋ｃｔＴ−（ｋｃａｌ−）ａｎｏ
ｌ　１．に’　）文献Ｚ）　　Ｏ，Ｋｕｂａｓｃｈｅｗ
ｓｋｉ　ａｎｄ　Ｅ、Ｌ、Ｅｖａｎｓ：Ｍｅｔｔａｌｌ
ｕｒｇｉｃａｌ　Ｔｈｅｒｍｏｃｈｅｍｉｓｔｒｙ。

Ｌｏｎｄｏｎ　（／　９　！；　Ａ　）以下、（２０）
〜（資）式に含まれる４゜Ｃ２１ｄＴノ近似式を導出す
る。（２９）式を代入すると次式が得られる。

ここで、（ａｔ　Ｔｔ＋　Ｓ　Ｔｒ　−粁）は、Ｔｆが
／７７３〜３θ７３にの範囲では、第１図に示すように
は！：Ｔｒの／次式（直線関係）で近似できる。

たとえば、ｆ２．９８ＣＰｏｏ２ｄＴけ、（３１）式で
表わせる。

ｆ ＃　／３．ｇ、ＳｇＴｒ　　　／θ／ｇ７　　　　　・
・・　（３１）同様に、ＣＯ，β２　、　Ｎ２　、０２
　、　β２０　およびＣの場合もＴｒもしくはｔｃの７
次式で近似でき、それぞれ次式で表される。

一、２／θ作β２／／Ｔｒ−！；θ／、２　・・・・・
・（３２）−／９３７狛駆３／Ｔｒ−グ２７θ　・・・
・（羽）へ　ＣＰ、２　ｄＴ−乙乙乙Ｔｆ＋θＳ／×／
θ−３Ｔ１−（乙乙乙７１）　　＋θｊ／×／θ−３Ｔ
ζ）と９／どＪＴｒ−３θ３７− （乙乙乙’ｒｂ十θＳ／×／θ−３ｒｒ：　）　　・・
・・　（？Ａ×／θ”／Ｔｂ）と２６２乙’Ｉｒ−，２
９ググ−（７７６％＋θｊθ×／θ−３Ｔ２＋θグθ×
／θ／Ｔｂ）　　　　　　　　　　　・・・・・（３５
）＝（７１７Ｔｂ＋／、、２ｇ×／θ−３Ｔｔ−θθと
×／θ５／Ｔｂ）≠　／３．５θ３Ｔｒ−７乙３／−（
７７７Ｔｂ十／、、２ｇ×／θ−３Ｔｂ２−０θｇ×／
θン”ｒｂ）・・−（あ） 一／９７．２具乙Ｓｇｇｔ０−グど３乙　　　・・　（
あ）この他、０２およびβ２０の温度Ｔｂまでのエンタ
ルピー変化１ｄ＋４０＋　、　＋４１＋式で表せる。

ｆ２９８ＣＰｏ２ｄＴ−７／６Ｔｂ＋θｊθＸ　／　０
　”　Ｔｂ２＋θグθＸ　／　０５／／Ｔｂ−，２３／
　２　　　　　　旧・（４０）ｆ２９８ＣＰＨ２ｏｄＴ
−７／７孔十／２ｇ×／θ−３Ｔｂ２−θθど×／θ５
／Ｔｂ　−，２，２，２３・・・・・（４１）以下、高
炉羽口燃焼帯の温度Ｔｆ（６）の算定式を導出する。

ここで、羽口燃焼帯を断熱系とみなすと（４２）式がな
りたつ。

、Σ　β１・ΔＨｉ　＝　Ｏ−（４２）１−ま ただし、βｉ　：　ｆ１２１〜（１９ｉ式の反応に関与
するｃｏ２　、　ｃｏ。

β２　、　Ｎ２　、０２　、　β２０．　β２　、　オ
よびＣのモル量（１ａｎｏｌ（ｉ）／ｍｉ　ｎ　）であ
シ、後述（６７）〜（例式で表せる。

（３１）〜（４１）式を（２０）〜（潤式および（４２
１式へ代入し、整理すると、燃焼ガス温度Ｔｒおよびコ
ークス温度ｔｃの関係式として（４３）式が得られる。

Ａ−Ｔｒ　　Ｂ−ｔｃ＝Ｃ＋Ｄ＋Ｅ＋Ｆ＋Ｇ＋Ｈ’　　
−−１４３）ただし、 Ａ　−／ｊＵ、３ｇβ１＋７．２／／β２＋／７６乙２
β３＋２／に３β４＋１，２Ａβ５＋／３．３θ３β６
＋ｇ４１Ｓ／β７　　　　−・・・（２）Ｂ−乙Ｓとｇ
（β１＋β２＋β３−β８）　　　　　　　　　　・・
・・（３）Ｃ−／θθθ３ンβ什、２ｇグ３θβ２−、
．２乙／乙７β３＋３θ３７β４＋２９ググβ５＋７４
３　／β６＋、２３３３β７十（，２れＪ−（ΔＨ８゜
）２９８　）β８　　　　　　　・・（４）Ｄ−（７／
６石＋７／７１ｂ十乙乙乙β４　）　・Ｔｂ　　　　　
　−（５１Ｅ−（θｊ０石十／、、２ｇ　１２＋θ、５
７β４）×７Ｏ−３Ｔζ　・・・　（６）Ｆ−（θグθ
γ１−θθどγゑ）×／θ”　／Ｔ　ｂ　　　　　　・
・・（７）Ｇ−（乙３２ｔａ＋θ３９×／θ−３ｔａ２
−θ／、２Ｘ／θ５／ｌａ）・β７・・・・・（８） Ｈ−（’１．／θｔａ十θｊ／×／θ−３ｔａ”十、、
２．／θ×／θ’／　ｔａ　）”β８・・・・・（９） ここで、　　１°、−β１＋θＳβ２＋β５　　　　　
　　・・・・皿ン′２−　β３　＋　β６　　　　　　
　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　・・
・・・　（１１）ここで、簡単化のため（睦式で示す。

Ｒａｍｍ　　の仮、定を採用すると、ＬｃとＴｒの関係
式として（４５）式が得られる。

ｔｃ　−ｃ２７３−θ７．５（Ｔｒ　−，２７３）　　
　　　　　−・−（４４１ｔｃ−θ７．３Ｔｔ＋１．ｇ
、３　　　　　　　　　　、・・　（４５）（４５）式
を（４３）式へ代入して、ＴｒＫついて整理すると（１
）式が得られる。

（１）式によって、羽口燃焼帯における燃焼ガス温度Ｔ
ｒを算定することができる。なお％　ｔｅとＴｒの関係
式として、（４４１式を仮定したが、羽口燃焼帯の炉径
方向におけるコークス温度ｔ。の分布を実測することに
よＬ（４３を式に基づいて、より正確に、Ｔｒを算定で
きることはいうまでもないことである。

つぎに、高炉羽口よりガスを採取して、羽口燃焼帯の任
意の位置から、０２．　Ｃｏ、　ＣＯ２のうちの任意の
２成分とＮ２の各ガス組成を計測し、送風量Ｖｂ（Ｎｉ
（ｄｒｙ）７ｍ１ｎ）、送風湿度Ｍｂ　（ｒ／Ｎｙｙ／
（ｗｅｔ）、および補助燃料吹込量Ｗａ　（ｈ／ｍ　ｉ
　ｎ　）からなる送風条件と前記のガス組成とから、前
記の（２）〜（１１）式に含まれるβ１（ｉ＝／〜Ｋ）
を導出する。

羽口より吹きこまれる０２．、Ｎ２およびＮ２０（水蒸
気）の容積流量をそれぞれＶＯ２１ＶＨ２１”Ｎ２０　
（Ｎｍ”７ｍ１ｎ）とおくと、次式が得られる。

■ｏ２＝θ２　／　Ｖｂ　　　　　　　　　　　　　−
・−＋４６１ｖＮ２−β７９　Ｖｂ　　　　　　　　　
　　　　　−・（４７）鴇。＝Ｍｂ・■ｂ／（ｇｏグー
Ｍｂ　）　　　　　　　　・・・・・（４８）従って（
１）、ガス組成として０２　（＠、　ＣＯ２（＠、　Ｎ
２　（＠を用いる場合を例にすると 以下、燃焼生成ガスの容積流量をＶｔ（Ｎｍ”（ｄｒｙ
）／ｒ１１ｉｎ）とおいて、物質収支からｖｔを導出す
る。

（１６）式に関する未反応０２量を■０２．　Ｒ（Ｎｍ
’／ｍ　ｉ　ｎ　）とおく　　と　、 ０２、、、、、、　（４９） ＶＯ２，Ｒ＝（Ｉπ）ｅＶｔ （１２）式の反応で生成するＣＯ２量をＶＣＯ２（Ｎｒ
ｒｌ／ｍ　ｉ　ｎ　）とおくと、 ＣＯ２・・・・・■ ■ｃｏ２＝ｅｈ７）・ｖｔ 同様Ｋ　（１４）　、　＋１（至）式の反応で生成する
Ｎ２量の合計をＶＨ２（Ｎｒｐｌ／ｍ　ｉ　ｎ　）とお
くと、Ｎ２　　　　　　　　　　　　　　　・・・（５
１）ｖＨ”　＝　’１００）・ｖｔ ところで、（１８１式の反応で、補助燃料の熱分解によ
って生成するＮ２量をＶＨ２、ａ　（Ｎｍ”／ｍ　ｉ　
ｎ　）とおくと、ＶＨ２、ａ　＝（３鍵）　””　・Ｗ
ａ　−（２／　／−２（”）ａ”ａ　・・・・・（５２
１２／θ０ ここで、Ｋ：補助燃料中のＮ２の重量パーセント（４）
したがって、（１４１式の反応で生成するＮ２　および
ＣＯの量をＶＨ２、ｗ　（Ｎｔｒ？／ｍｔ　ｎ　）　　
とおくと、ＶＨ２，Ｗ＝ＶＨ２７Ｈ２９，＝（−−−−
−）ｅＶｔ　　ＶＨ２，ａ　　°曲（５３１／θθ また、＋１η式の反応に関与する未反応のＮ２０量をＶ
Ｈ２０，Ｒ（Ｎｔｒ？／ｍ　＋　ｎ　）とおくと、ＶＨ
２０，Ｒ”ＶＨ２０％２．ｗ　＝”Ｎ２０＋ＶＨ２，ａ
　　（）’；ｉ−，）−Ｖｔ−Ｎところで、０２　Ｋ関
する物質収支よシ、（１３）式の反応で消費されるｏ２
の量Ｖｏ２．ｃｏ　（Ｎｍ”７ｍ１ｎ）　　は次式で与
えられる。

ｖｏ□ｌ　Ｃｏ　＝　ＶＯ２−Ｖｃｏ２　ＶＯ２，Ｒ”
−”、＋ｍ（４９）、　＋５０１式を霞式へ代入すると
、０２　＋Ｃ０２ ＶＯ２，ｃｏ　＝ｖｏ２（）　・Ｖｔ　　　　　　−＝
　（５６１／θθ したがって、＋１３１式および（１４１式の反応で生成
するｃｏの量をＶｃｏ　（Ｎｔνｍ１ｎ）　　とおくと
、次式が成シ立つ０ ｖｃｏ　＝　−２ｖｏ２．ｃｏ　＋ＶＨ２，Ｗ　　　　
　　　　　　　”””　５η（５３＋　、ω）式を（５
η式へ代入して整理すると、しかるＫ、燃焼生成ガス（
ｄｒｙ）は、０２　、　ＣＯ２、Ｃｏ。

Ｎ２　、　Ｎ２よシ構成されているので次式が成シ立っ
。

ＶＯ２，Ｒ＋ＶＣＯ２＋ＶＣＯ＋ＶＨ２＋ＶＮ２−Ｖｔ
８．−　（５９）そこで、［４９１〜（５１）式および
（支）式を６９）式へ代入し、気について整理すると次
式が得られる。

よって、（ω）式から求まるＶｊを、＋４９＋、　＋５
０１．　［５１１，＋５３１．　Ｕ。

□□□式へ代入することＫよシ、ＶＯ２＋　Ｒ＋　ｖＣ
Ｏ２、ＶＨ２＋　”Ｎ２　、　Ｗ。

ＶＨ２０，ＲオヨヒＶｃｏを算定することができる。

次Ｋ　＋２１、ガス組成とし−ｃ　０２（９１）、　Ｃ
Ｏ（％）、　Ｈ２Ｃ％）を用いる場合には、 燃焼生成ガス中のｃｏの量Ｖｃｏ　（ＮＷ？Ａｎ　ｔ　
ｎ　）は、次式で表される。

Ｖｃｏ　＝　（マｖｔ　　　　　　　　　・・曲（６１
）したがって、０９式の反応で生成するｃｏの量ＶＣ０
，１３（Ｎｎｌ／ｍ１ｎ）は、次式で表される。

ｖｃｏ、１３　＝　ｖｃｏ　　”２＋　ｗ　　　　　　
　　・−（６２１（至））、＋［ｉｌ＋式を（６２）式
へ代入すると、したがって、＋１２１式の反応で消費さ
れる０２の量、すなわち、ｃｏ２の生成量をＶＣｏ２（
Ｎｍ”７ｍ１ｎ）とおくと、次式がなシたつ。

／ ＶＣｏ２−ＶＯ２−フｖｃｏ９．３−ＶＯ２，Ｒ・・−
・（６４）よって、（４９）　、　＋６３）式を制）式
へ代入すると次式が得られる。

そこで、ｆｌ１９ｊ、　＋５１）、　＋６１）、　＋６
５＋式を（５９）式へ代入し、ＶｔＩＣついて整理する
と次式が得られる。

なお、導出はしないけれども、ガス組成としてＣ０２ｔ
％）、　Ｃｏ　（％）およびＮ２（支））を用いる場合
の燃焼生成ガスの容積流量Ｖｊも、（田）式で与えられ
、ｖｔが定まれば）前記と同様’ｓ　ＶＯ２，Ｒ，′Ｊ
Ｓｏ２＋　ＶＨ２＋ｖＨ２，Ｗ＋　ＶＨ２０，Ｒ。

ＶＣＯを求めることができる。そして、羽口燃焼帯で行
われる（１２）〜（１９）式の反応に関与するｃｏ２　
、　ｃｏ。

Ｎ２．Ｎ２，０２．Ｎ２０．および補助燃料中のＮ２と
Ｃのモル流量β１（ｉ＝／〜ｇ）は次式で表される。

β、＝Ｖｃｏ２／、２．２り・・・（（資）β２−ＶＣ
ｏ、１３／、２．！グ　　　　　　　　−　＋６８）β
３＝ｖＨ２、Ｗ／　＝２−２．４’　　　　　　　　　
・・・−・（６９）β４　＝　ＶＮ２　／　２．２グ　
　　　　　　　　・・ｆｆ０）Ｂ５＝　ＶＯ２，Ｒ／　
−２−２，’ｌ　　　　　　　　　、（７１）β６−ｖ
ｌ（２０，Ｒ／２．２．’ｌ　　　　　　　　−−（７
２１β７−（も・Ｗａ／、２θθ　　　　　　　・・・
・・・（７３）β８−（Ｃ）ＩＩＷａ／／、２θθ　　
　　　　　・・・１７４ｉ以上、高炉羽口・燃焼帯にお
けるガス組成分布の測定値と送風条件１て基づく、物質
収支から、反応に関与する物質＋　（１；ＣＯ２，ｃｏ
、　Ｎ２１　Ｎ２＋　０２＋　Ｎ２０＋補助燃料中のＮ
２とＣ）のモル流量β工の算定式を導出したが、該β１
を前記（１）〜（］１）式へ代入するこ七によシ；前記
のガス組成分布に対応する燃焼ガス温度Ｔｆの分布を算
定することができる、又後述するように送風条件および
装入条件を調整することによって、前記の燃焼ガス温度
分布を適正な分布と一致させることができる。

以上、本発明の構成を詳細に説明したが、以下実施例に
基づいて、本発明の実施態様とその作用と効果を説明す
る。

第２図は、オールコークス高炉操業時の羽口燃焼帯の炉
径方向における０２．ＣＯ２，Ｎ２の各ガス組成分布の
測定結果および、該ガス組成分布と図中に示した送風条
件とから、本発明の方法で算定した燃焼ガス温度分布を
示したものである。第２図に示すオールコークス操業条
件では、最高燃焼温度は約！乙θθ℃と算定されたが、
かかる高温の燃焼ガス温度を実測することはきわめて困
難であることは自明であり、ガス組成分布の測定結果よ
シ、ＩＨＪ接的に温度分布を算定できる本発明の有効性
を示す証左である。ところで、高炉操業上の重要な指標
として、理論燃焼温度（フレーム温度とも呼ばれる）が
用いられている。すなわち、羽口より吹きこ捷れた０２
およびＮ２０が、全量Ｃと反応してＣＯとＮ２に変成し
たとき、すなわち、０２．ＣＯ２，Ｎ２０がすべてθ係
になったときの燃焼ガス温度を理論燃焼温度と呼んでお
り、送風条件のみから推算することができるが、送風温
度／／θθ℃、送風湿度３θ？／Ｎ？？１１．送風量７
ｊθＯＮｍ’／ｍ　ｉ　ｎ　　（羽口風速、：２３６ｍ
／ｓ）、の送風条件における理論燃焼温度は第２図から
も容易に類推できるように約２３θθ℃と推定されるの
で、前記の最高燃焼温度は、理論燃焼温度より約３θθ
℃高くなっていることがわかる。

そして、この最高燃焼温度の絶対値が鉄鉱石の溶融速度
に大きな影響を及ぼし、さらに、燃焼焦点の位置が鉄鉱
石の溶融領域の大きさや炉下部温度状態と密接々関係を
もつことは自明である。ち々みに、オールコークス操業
では、炉下部とくに羽口直上部の炉壁近傍の温度が、重
油や微粉炭などの補助燃料吹込時に比べて、かなシ低く
なる現象が観察されているが、羽口燃焼帯の温度分布の
ちがいがその一原因と考えられる。すなわち、第２図に
示すように、オールコークス操業時の燃焼焦点の位置は
、羽口先端から約θ１ｍとかなり炉壁から遠ざかってい
るのに対して、補助燃料吹込時は、後述（第３図）のよ
うに、燃焼焦点が羽口先端からθ４１’ｍと、炉壁へ近
づいているためと推察される。

第３図は、補助燃料として、微粉炭を銑鉄ｔあたｐ３９
に９羽口より吹きこんでいたときの羽口燃焼帯のガス組
成分布の測定結果と、本発明の方法で算定した燃焼ガス
温度分布を示したものである。

送風温度／３θθ℃、送風湿度／θグ／Ｎ靜、微粉炭２
３０ｋｇ／ｍｉ　ｎ　（粉炭比３９ｋｑ／ｌ）、送風量
７．２θθＮＪｍｉｎ　（羽目速度、２３３　ｍ／ｓ　
）の送風条件での最高燃焼温度は、約、２７ｊθ℃であ
シ、燃焼焦点の位置も羽口先端から６９ｍの位置にあシ
、第２図の操業時に比べて、炉下部の炉壁近傍の温度も
高く、装入物の降下状態および通気性も安定しておシ、
低燃料比操業を行うことができた。すなわち、羽口燃焼
帯の燃焼ガスの温度分布としては、第２図の分布よシ、
第３図の分布の方がよシ適正なことが判明した。そして
、このように１燃焼焦点を炉壁側へ近づけるためには、
前記のように、補助燃料を吹きこむことの他（（、図示
はしないけれど送風条件としては、羽口風速を小さくす
ること、装入条件としては、炉壁近傍へ装入するコーク
ス粒子径を小さくすることにより、羽口燃焼帯でのコー
クスの燃焼速度を大きくすることが有効であることを見
出した。また、最高燃焼温度を含めて、羽口燃焼帯の燃
焼ガス温度の絶対値を増減するためには、送風温度を増
減し、送風湿度を減増すればよいことは自明であシ、装
入条件とくに、羽口燃焼帯直上部へ降下してくる鉄鉱石
の層厚およびコークスの層厚に応じて、適宜、前記の送
風条件を調整すればよい。

また、羽口燃焼帯の燃焼焦点の位置は、　ＣＯ２が最大
となる位置が決まるが、最高燃焼温度はＣＯ２の最大値
の大小のみでは決定されず、送風条件によっても相当影
響される。たとえば、第２図の場合には、ＣＯ２の最大
値が／ダ係と大きいにもかかわらず最高燃焼温度は２乙
θθ℃であるのに対して、第３図の場合は、　ＣＯ２の
最大値が７３％であっても、最高燃焼温度は、２７ｊθ
℃と高いからである。したかって、この点からも、ガス
組成分布よシは、燃焼ガス温度分布という指標に転換し
た方が、高炉操業上重要な鉄鉱石の溶融に関して有用な
指標を提供することは自明である。

以上、本発明の効果を高炉羽口燃焼帯を例１てとって説
明したが、高炉以外にも、コークスや石炭を主燃料とす
る固定層、あるいは移動層あるいは流動層での燃焼にも
、本発明の方法を応用できることはいうまでもない。以
上の通り本発明の効果は犬である。

【図面の簡単な説明】

一第１図は、高炉羽口燃焼帯での反応に関与する物質の
定圧真比熱の積分値が７５９６℃以上の高温域で温度と
直線関係にあることを示す図。 第β図は、オールコークス高炉操業時の羽口燃焼帯のガ
ス組成分布の測定結果例と゛、本発明の方法によシ算定
した燃焼ガス温度分布の関係を示す図。 第３図は、微粉炭を吹込んでいる場合の羽目燃焼帯のガ
ス組成分布の測定結果例と本発明の方法によシ算定した
燃焼ガス温度分布の関係を示す図である。 出　願　人　新日本製鐵株式会社 第り図 温度Ｔ（’Ｋ） 第２図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 高炉羽口よシ炉内ガスを採取して酸素、−酸化炭素なら
   びに二酸化炭素のうちの任意の２成分と水素の各ガス組
   成を計測し、このガス組成の測定値と送風量Ｖｂ１送風
   温度Ｔｂ、送風湿度Ｍｂおよび補助燃料の吹込量Ｗａと
   吹込温度ｔａからなる送風条件を用いて、次式に基づい
   て燃焼ガス温度Ｔｆを算定し、該燃焼温度の炉径方向の
   分布があらかじめ設定された適正な温度分布と一致する
   ように前記の各送風条件、羽口風速および装入条件の内
   の一つ、もしくは複数の条件を調整することを特徴とす
   る高炉操業方法。 Ｔｆ　−（Ｃ十り十Ｅ＋Ｆ十Ｇ十Ｈ十乙と３Ｂ）／（Ａ
   −θ’７５Ｂ）・・・（１）ただし ｐ、＝／ｉｇｊｇβｌ＋９．２／／β２＋／７６Ａ、２
   β３＋９．７ｇ３β４＋９乙２乙β５＋７３Ｊθ３β６
   ＋にグｊ／β７　　　　　・・・・・・（２）Ｂ　＝乙
   Ｓどｇ（β１＋β２＋β３−β８）　　　　　　　　　
   　　・・・・・（３）Ｃ＝／θθθ３９β、＋３ｇグ３
   θβ２−、２１−／　６７β３＋３θ３７β４＋、２９
   ダグβ５＋７６３／β６＋２３’Ｊ３β７＋（２ｇ６グ
   ー（ΔＨ８°）２９８　）・β８　　　　　・・・・・
   ・（４）Ｄ　＝（７／４７’１＋７／７ｒ２＋Ａ、６６
   β４）”Ｔｏ　　　　　−・−（５１Ｅ　＝、（θｊ０
   ７”１　＋ｉ　、２　ｇ　’ｒｚ十θＳ／β４）×／θ
   　Ｔｂ・・・（６）Ｆ　＝　（０，’ｌＯ）’ｒ　　０
   ０　ｇ　７”２　）　Ｘ　／θ”／Ｔｏ　　　　　　−
   ＝・（７１Ｇ＝（乙、３；２ｔａ十θ３９×／θ−３ｔ
   　Ｘ−θ／２×／θ５／ｌ、ａ）β７　＝４８）Ｈ＝（
   Ｑ、／θｔａ＋θＳ／×／θ−３ｔ、’＋、２．／θ×
   ／θ”／ｌａ）β５−（９１ここで、　　ｎ＝β１＋θ
   Ｓβ２＋β５　　　　　　・・・・・（ｌＯ）乃＝β３
   ＋β６　　　　　　　　　　・・・・・（１１）β１（
   ｉ＝／〜に）：送風条件およびガス組成に基づく物質収
   支から定まる反応物質（ＣＯ２，Ｃ０９Ｈ２＋　Ｎ２　
   ＋　０２＋　”２０および補助燃料のβ２とＣ）のモル
   流量。 （ΔＨ８°）２９８　：　　補助燃料の熱分解に伴うエ
   ンタルピー変化。