WO2006035976A1 - 高炉への還元材吹込み装置、該装置を用いた高炉操業方法 - Google Patents

高炉への還元材吹込み装置、該装置を用いた高炉操業方法 Download PDF

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blowing
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gas
blast furnace
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Hideaki Tsukiji
Tomasu Yamaguchi
Michitaka Sato
Shinji Hasegawa
Akio Shimomura
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    • Y02P10/143—Reduction of greenhouse gas [GHG] emissions of methane [CH4]

Definitions

  • the present invention relates to a reduction blowing device that blows a gaseous reducing agent alone or together with other reducing materials from a tuyere of the blast furnace, and to a blast furnace operating method using the device.
  • blast furnace operation as a substitute for expensive coke, it is common practice to inject low-cost, combustible fuel (pulverized coal, petroleum, naphtha, etc.) from the tuyere, especially natural gas.
  • low-cost, combustible fuel pulverized coal, petroleum, naphtha, etc.
  • the following are known to blow fuel gas from the tuyere.
  • a blast furnace operation method for the purpose of carrying out the process which is characterized by injecting fuel gas before the pulverized coal injection position (see Japanese Laid-Open Patent Application No. 4 _2 6 8 0 0 3) )
  • the lance position determination method is as follows.
  • a lance for injecting pulverized coal passes through the wall of a blow pipe connected to the blast furnace tuyere and passes the tip of the lance.
  • the pulverized coal blown from the lance is plunged into the probe pipe ⁇
  • a lance position determination method for injecting pulverized coal in the method of blowing from a blast furnace tuyere with hot air flowing in a pipe, the distance from the boundary position between the blast furnace tuyeres and the blow pipe to the tip of the lance (hereinafter referred to as lance position) L (mm) force below
  • the gist of the invention is to determine the position of the lance so that the expression (1) is satisfied (see Japanese Patent Laid-Open No. 8-13.4.5 18).
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2 00 _ 1 7 8 6 14 is mainly intended to realize a large amount of synthetic resin, and in order to achieve this purpose, It defines the relative relationship between the injection position and the auxiliary fuel injection position.
  • Japanese Patent Application Laid-Open Nos. Hei 4-2680 800 and Japanese Patent Application No. Heisei 2 0 8 0 1-7 8 6 1 4 disclose a technique for injecting natural gas or the like from the tuyere.
  • natural gas is blown in as a reducing material equivalent to pulverized coal, etc., and does not point out the problems at that time and how to solve them.
  • the present invention points out specific problems in the case where natural gas or the like is blown from the blast furnace tuyere as a gas reducing material, and shows a solution.
  • the maximum temperature position in the raceway in the blast furnace (hereinafter simply referred to as the “maximum temperature position in the furnace”) is closer to the furnace wall than when only pulverized coal is injected. There is a problem that the blast furnace wall temperature rises and heat loss from the furnace wall increases.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 4-2680 800 Japanese Patent Laid-Open No. 20.00- 1 7 8 6 14, although a gas reducing material such as natural gas is blown, It only defines the relative position between the pulverized coal injection lance or synthetic resin injection lance and the gas reducing material injection lance, and there is no mention of the maximum temperature position in the furnace.
  • the problem to be solved by the present invention is that a high coke ratio can be reduced without causing pressure loss even when natural gas or the like is blown from a blast furnace tuyere as a gas reducing material.
  • the purpose is to obtain a reducing material injection device and a blast furnace operating method using the device.
  • Another object of the present invention is to obtain a reducing material blowing device and a blast furnace operating method that can suppress the temperature rise of the blast furnace wall when blowing gas reducing material from the tuyere. Disclosure of the invention
  • a reducing material blowing device is a reducing material blowing device that blows a reducing material from a blast furnace tuyere, and the blowing port of the gas reducing material is located in the vicinity of the front end of the blast furnace tuyere inside the furnace. It is characterized by being provided.
  • the vicinity of the tip of the blast furnace tuyeres inside the furnace may cause pressure loss due to gas volume increase due to combustion of the gas reducing material blown from the gas reducing material blowing port in the tuyere or blow pipe. Says no position.
  • a reducing material blowing device for blowing a gas reducing material from a blast furnace tuyere comprising a gas reducing material blowing lance for blowing the gas reducing material, and blowing the gas reducing material blowing lance
  • the inlet is arranged in the vicinity of the inner end of the blast furnace tuyere.
  • the gas reducing material blowing position is arranged in the range of 0 to 5 Omm from the furnace inner tip of the blast furnace tuyere to the furnace outer side.
  • a solid reducing material blowing lance is provided, and the blowing port of the solid reducing material blowing lance is connected to a run for blowing the gas reducing material. It is arranged on the upstream side in the air blowing direction.
  • the lance for blowing the solid reducing material and the lance for blowing the gas reducing material are arranged so as to intersect each other in the air passage. .
  • the lance for injecting the solid reductant is placed in a range of 50 mm to 200 mm from the furnace inner tip of the blast furnace tuyere to the outside of the furnace. It is characterized by having been arranged in.
  • the lance for blowing a gas reducing material according to the above (2) to (6) is characterized by having a bent portion or a bent portion.
  • the reducing material blowing device according to the present invention is a reducing material blowing device that blows at least a gas reducing material from a blast furnace tuyere, and has a protruding length from the inner surface of the blast furnace to the inside of the furnace.
  • the vicinity of the furnace inner tip of the blast furnace tuyere means that pressure loss due to gas volume increase caused by combustion of the gas reducing material blown from the gas reducing material blowing port in the tuyere or the professional pipe occurs. A position where there is nothing.
  • a reducing material blowing device for blowing at least a gaseous reducing material from a blast furnace tuyere, a tuyere having a protruding length from a blast furnace inner wall surface to a furnace inner side set to 350 mm to 40 Omm, and the tuyere A gas reducing material blowing port provided in the vicinity of the front end of the inside of the furnace of the feather.
  • the maximum temperature in the furnace can be maintained even when a gas reducing material such as city gas is blown from the tuyere. It is possible to prevent the temperature of the blast furnace wall from rising and to prevent the tip of the tuyere from being lost as much as possible.
  • a reducing material blowing device for blowing at least a gaseous reducing material from the blast furnace tuyere, the tuyere whose projecting length from the blast furnace inner wall surface to the furnace inside is set to 350 mm to 60 Omm, and gas reduction
  • a gas reducing material blowing lance for blowing the material is provided, and the blowing port of the gas reducing material blowing lance is arranged in the vicinity of the furnace inner end of the tuyere.
  • a reducing material blowing device for blowing at least a gaseous reducing material from the blast furnace tuyere, the tuyere having a protruding length from the blast furnace inner wall surface to the inside of the furnace of 35 Omm to 40 Omm, and a gas A gas reducing material blowing lance for blowing the reducing material is provided, and the blowing port of the gas reducing material blowing lance is disposed in the vicinity of the furnace inner end of the tuyere. .
  • the lance for blowing the gas reducing material is arranged in the range of 0 to 25 ram from the tip of the tuyere to the outside of the furnace. It is what.
  • the blast furnace operating method according to the present invention uses the reducing material blowing device according to any one of (1) to (12) above, and blows the gas reducing material from the gas reducing material blowing device. It is characterized by Brief Description of Drawings
  • FIG. 1 is an explanatory diagram of a reducing material blowing device according to an embodiment of the present invention.
  • Fig. 2 is an explanatory diagram of the test furnace used in the examples of the present invention.
  • FIG. 3 is a graph of the experimental results of the comparative example in Example 1.
  • FIG. 4 is a graph of experimental results of the example of the present invention in Example 1.
  • Fig. 5 A graph showing the relationship between the rate of change in pressure loss and the city gas injection position in Example 1.
  • Fig. 6 Draft showing the relationship between the amount of dust collected and the pulverized coal injection position in Example 6.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between pressure loss and pulverized coal injection position in Example 6.
  • FIG. 8 is an explanatory diagram of a reducing material blowing device according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 9 is a graph showing the verification result of one embodiment of the present invention.
  • Fig. 10 Graph showing the maximum temperature position in the furnace without city gas injection.
  • Fig. 11 A graph showing the maximum temperature in the furnace when city gas is injected in the conventional example.
  • Figure 12 Explanatory diagram of the length L of the tuyere protruding into the furnace.
  • Figure 13 An illustration of a tuyere defect.
  • Fig. 14 Graph showing the relationship between tuyere protrusion length L and tuyere defect lengths La and Lb.
  • FIG. 15 is a gas reducing material blowing device according to another embodiment of the present invention.
  • FIG. 16 A solid reducing material blowing device according to another embodiment of the present invention. (Explanation of symbols)
  • FIG. 1 is an explanatory view of a main part of a reducing material blowing device into a blast furnace according to the present embodiment.
  • the reducing material blowing device according to the present embodiment includes a gas reducing material blowing lance 5 for blowing city gas as a gas reducing material in a professional pipe 3 connected to a blast furnace tuyere 1, a solid reduction A lance 7 for injecting solid reducing material that injects pulverized coal as a material is installed so that they intersect.
  • liquefied natural gas As city gas, liquefied natural gas is used, with liquefied propane gas added to increase fuel, and the calorific value is controlled to 1 1 0 0 0 ⁇ 10 O kcal / m 3 did.
  • the lance 5 for blowing the gas reducing material is inserted obliquely from the peripheral wall of the outlet pipe 3 toward the center of the blow pipe 3, and is parallel to the axis of the outlet pipe 3 near the center of the professional pipe 3. Is bent in the direction.
  • the gas reducing material blowing port 5a located at the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is disposed at a position retracted by 25 mm toward the outside of the furnace from the inner tip 1a of the furnace.
  • the lance 7 for injecting the solid reducing material is installed by being inserted obliquely from the peripheral wall of the pro pipe toward the center of the pro pipe 3 like the lance 5 for injecting the gas reducing material.
  • the solid reducing material blowing port 7 a located at the tip of the solid reducing material blowing lance 7 extends slightly inward of the furnace from the crossing position with the gas reducing material blowing lance 5.
  • the material reducing lance 5 is disposed outside the furnace with respect to the gas reducing material blowing port 5 a located at the tip of the material blowing lance 5.
  • the rear end side of the gas reducing material blowing lance 5 is connected to a city gas supply pipe that supplies city gas.
  • a city gas supply pipe receives a predetermined pressure and a predetermined amount of city gas from a city gas supply device (not shown). Supplied.
  • the rear end side of the solid reducing material blowing lance 7 is connected to a pulverized coal airflow conveying pipe for airflowly conveying the pulverized coal produced by a pulverized coal production apparatus (not shown).
  • a predetermined amount of city gas is blown from the gas reducing material blowing lance 5
  • a predetermined amount of pulverized coal is blown from the solid reducing material blowing lance 7. It is.
  • the injected city gas and pulverized coal function as coke substitutes as reducing materials.
  • the gas reducing material blowing port 5 a located at the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is in the vicinity of the inside tip of the feather furnace, specifically, from the tuyere tip 1 a to the furnace. Since it is located at a position retracted by 25 mm to the outside, the city gas blown from the lance 5 for blowing the gas reducing material is supplied to the furnace without burning in the pipe 1 and tuyere. It burns in the furnace and becomes reducing gas.
  • the position of the gas reducing material injection port 5a positioned at the tip of the gas reducing material injection lance 5 is set back by 25 mm from the inner tip 1a of the furnace to the outside of the furnace.
  • the present invention is not limited to this, and the position of the gas reducing material blowing port 5a located at the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is the gas reducing material.
  • Any location where there is no pressure loss due to an increase in gas volume due to combustion of the city gas blown from the blowing lance 5 in the professional pipe 3 or tuyere 1 may be used.
  • it is preferably arranged in the range of 0 to 5 Om m from the inner tip 1a of the furnace to the outside of the furnace.
  • the limit position on the outside of the furnace for the gas reducing material blowing lance was set to 50 mm from the tip of the inside of the furnace.
  • the position of the city gas blowing on the lance for blowing the gas reducing material was set at the tip of the inside of the tuyere furnace.
  • the gas reducing material blowing lance 5 inserted from the peripheral wall of the blow pipe 3 is shown as the gas reducing material blowing means.
  • the present invention is not limited to this, for example, FIG.
  • a gas reducing material may be blown in by providing an air passage in the tuyere.
  • the solid reducing material blowing lance is shown as a double tube or multiple tubes more than triple tubes as shown in Fig. 16. You may make it blow in reducing material &, b. By doing so, the blowing efficiency of the solid reducing material can be improved.
  • the solid reducing material blowing port 7a is located on the outer side of the furnace than the gas reducing material blowing port 5a. The specific range was not shown.
  • the solid reducing material has a higher specific heat than the gaseous reducing material, so the rate of temperature rise is slow. For this reason, the preheating time in the professional pipe is longer and the flammability in the blast furnace is improved if the solid reducing material inlet is located on the outside of the furnace from the tuyere tip than the gas reducing material inlet. .
  • the preheating time is short, the flammability in the blast furnace becomes low, the reducing material ratio cannot be lowered, and at the same time, the unburned solid reducing material causes clogging in the coated packed bed, and the ventilation There arises a problem that the sex is deteriorated.
  • the position of the solid reducing material inlet is moved back to the outside of the furnace, the preheating time will be longer, but if it is moved more than a certain distance, the solid reducing material will burn in the blow pipe or tuyere. Become.
  • the position of the solid reductant injection port is preferably retracted more to the outside of the furnace than the front end of the furnace for sufficient preheating. On the other hand, if it is retracted too much, there is a problem of pressure loss. It is important to take this balance well.
  • solid reduction is performed on the premise of a novel configuration in which the gas reducing material injection port shown in the first embodiment is arranged at 0 to 50 mm from the tip of the tuyere to the outside of the furnace.
  • the range of the optimum position of the material inlet was examined.
  • the gas reductant inlet is located at 0 to 5 O mm from the tip of the tuyeres to the outside of the furnace, the position of the solid reductant inlet is 20 O mm from the tip of the tuyere. It has been found that if it is placed within this range, the combustibility of the solid reducing material in the furnace can be maintained at a high level, and there is no problem of pressure loss due to combustion of the solid reducing material in the blow pipe or tuyere.
  • the reducing material blowing device is arranged so that the gas reducing material blowing port 5a shown in FIG. 1 is disposed in the range of 0 to 5 O mm from the tip of the tuyere to the outside of the furnace, and is solid.
  • the reducing material inlet 7a is arranged in the range of 20 O mm from the tip of the tuyere to the outer side of the tuyere.
  • the solid reducing material blowing port 7a is arranged in a range of 75 to 20 O mm from the tip of the tuyere to the outside of the furnace.
  • the solid reducing material is reduced in the furnace due to the auxiliary combustion effect of the gas reducing material.
  • the position of the solid reductant inlet 7a is about 5 O mm from the tuyere tip to the outside of the furnace, a large amount of unburned matter is generated due to the auxiliary combustion effect of the gas reducing agent blown near the tuyere tip.
  • the problem of permeabi lity does not occur.
  • the position of the solid reducing material inlet 7a is 20 O mm from the tip of the tuyere to the outside of the furnace, the solid reducing material is sufficiently preheated and the combustibility in the furnace is further improved. There is concern about the occurrence of pressure loss due to combustion in the blow pipe or tuyere of solid reducing material.
  • Example 6 The specific effect of placing the solid reducing material inlet 7a in the range of 200 mm from the tip of the tuyere to the outside of the furnace will be demonstrated in Example 6 below.
  • the inventor is concerned with how much the maximum temperature position in the furnace moves when city gas is injected.
  • the test was conducted using a coatus-filled test combustion furnace simulating a blast furnace.
  • Coke-filled experimental combustion furnace (.experimental combustion furnace equipped with coke packed bed) 10 is a rectangular furnace with a furnace height of 100 mm and a furnace depth of 100 mm as shown in Fig. 2. There is one tuyere 1 1 on the furnace wall 10 0 a.
  • the tuyere 11 is connected to a professional pipe 13 for blowing hot air, and the professional pipe 13 is provided with an inlet pressure gauge 15 for measuring the pressure in the professional pipe.
  • a coke charging inlet 17 and an exhaust outlet 19 are provided at the upper part of the furnace, and an outlet pressure gauge 21 for measuring the pressure of the exhaust gas is provided at the exhaust outlet.
  • the professional pipe 13 is provided with a lance for blowing a gas reducing material and a lance for blowing pulverized coal.
  • the tuyere 1 1 can be changed as appropriate.
  • hot air is blown from the tuyere 11 as well as the blast furnace, and pulverized coal and city gas as a gas reducing material are blown into the furnace. Burn the coatas.
  • pulverized coal was injected and the gas temperature in the furnace at that time was measured.
  • the results are shown in Fig. 10.
  • the horizontal axis represents the distance from the tuyere tip to the furnace interior, and the vertical axis represents the gas composition and gas temperature.
  • the maximum temperature of the furnace is about 500 mm from the tip of the tuyere.
  • the same experiment was conducted when city gas was injected.
  • the results are shown in Fig. 11.
  • City gas is highly flammable and burns immediately after being blown. For this reason, if the city gas injection position is within the pipe, pressure loss will occur due to an increase in gas volume due to the combustion of city gas. Therefore, the city gas injection position was set near the tip of the tuyere.
  • the pressure loss means the difference between the inlet pressure measured by the inlet pressure gauge 15 and the outlet pressure measured by the outlet pressure gauge 21.
  • the composition of natural gas used in the experiment methane 88.5 volume 0/0, Etangasu 4.6 volume 0/0, Puropanga scan 5.4 volume 0/0, at Putangasu 1.5 volume 0/0,
  • the calorie is 11800kcal / kg. As shown in Fig. 11, when city gas is injected, the maximum temperature in the furnace is about 400 mm from the tip of the tuyere.
  • the maximum temperature position in the furnace is shifted about 100 mm to the outside of the furnace by injecting city gas. Since the maximum temperature in the furnace is determined by the city gas injection position, when the city gas is injected, the maximum temperature in the furnace is the same as when no city gas is injected. To return, the city gas injection position should be moved to the inside of the 10 O mm furnace. However, if only the city gas blowing lance is extended into the furnace beyond the tip of the tuyere, the lance will melt immediately.
  • the inventor can move the tip of the lance to the inside of the furnace while preventing the lance from being melted by increasing the length of the tuyere protruding into the furnace and installing a lance in it. And gained knowledge.
  • the city gas injection position is It is only necessary to move to the inside of the 100 mm furnace, which is the shift due to gas injection.
  • the inventor further considered and, from the viewpoint of preventing the rise in the blast furnace wall temperature, realized that it is desirable to move the highest temperature position in the furnace further to the inside of the furnace than in the case of blowing only pulverized coal. .
  • the inventor conducted the following operation test in order to investigate the effect of the haul projecting inside the furnace from the viewpoint of how the tuyere defect condition changes.
  • the length L in the furnace is the distance from the inner wall surface 31 of the blast furnace to the inner tip 30 a of the furnace in the state where the tuyere 30 is installed in the blast furnace, as shown in Fig. 12. .
  • Fig. 14 is a graph showing the relationship between tuyere protrusion length L and tuyere defect lengths La and Lb.
  • the horizontal axis represents the in-furnace protrusion length L and the vertical axis represents the tuyere tip defect length. Respectively.
  • the in-furnace protrusion length L is increased, the lower tuyere defect length L b is almost unchanged, whereas the upper tuyere defect length L a is It was found that the length increased rapidly when the length exceeded 60 O ram.
  • the tip of the tuyere There are two types of tips at the tip of the tuyere: wear due to swirling of coke in the raceway and melt damage due to dripping hot metal in the furnace. As long as the projecting length L into the furnace is short, wear due to the rotation of the coatus occupies the most, so the defect length at the top and bottom of the tuyere does not change significantly. However, when the protrusion length L exceeds 60 O mm, the upper part of the tuyere is affected by the dripping hot metal, and the defect length is thought to increase rapidly due to melting. As shown in Fig. 12 and Fig. 13, the tuyere has a cooling pipe 33 inside it, and cooling water flows through the pipe.
  • the cooling pipe 33 is broken and water enters the furnace, so that the tuyere 30 can no longer be used. Therefore, the period until the defect reaches the cooling pipe 33 can be considered as the life of the tuyere.
  • the tuyere protrusion length L is preferably 60 O mm or less from the viewpoint of the tuyere life and prevention of traps in the furnace by the cooling pipe.
  • the tuyere protrusion length L may be further increased from the blast furnace inner wall surface 2 to the furnace inner side within a range of 60 mm or less. This is because if the tuyere's protruding length L is in the range of 60 O mm or less, the tuyere life can be practically used without being extremely shortened as described above.
  • a tuyere having a protruding length L from the blast furnace inner wall surface 2 to the furnace inner side set to 400 mm is used.
  • the projecting length L from the inner wall 2 of the blast furnace to the inside of the furnace at the tuyere is for arranging the lance 5 for blowing the gas reducing material inside the furnace, and does not necessarily need to be 40 O mm.
  • Any projecting length may be used as long as the maximum temperature position in the furnace is shifted by gas injection. According to the inventor's consideration, the shift of the maximum temperature position in the furnace due to city gas injection is 50 to 10 O mm, so the tuyere protrusion length is 50 to 10 O mm than usual. The length may be longer and be in the range of 3 50 to 40 O mm.
  • FIG. 8 is an explanatory diagram of a main part of the reducing material blowing device into the blast furnace according to the present embodiment.
  • the gas reducing material blowing device according to the present embodiment is a reducing material blowing device that blows pulverized coal and gas reducing material from the blast furnace tuyere, and has a protruding length from the blast furnace inner wall surface 2 to the inside of the furnace.
  • a tuyere 1 with L set to 40 O mm There is a tuyere 1 with L set to 40 O mm, a gas reducing material blowing lance 5 for blowing city gas as a gas reducing material into a blow pipe 3 connected to the tuyere 1, and a solid pipe
  • a solid reducing material blowing lance 7 for blowing pulverized coal as a body reducing material is installed so that they cross each other.
  • the projecting length L from the blast furnace inner wall surface 2 to the furnace inside at the tuyere was set to 400 mm.
  • the projecting length L from the blast furnace inner wall surface 2 to the inside of the furnace at the normal tuyere was about 300 mm. Therefore, the projecting length of tuyere 1 into the furnace inside is increased by 100 mm, which is the shift amount of the maximum temperature position due to city gas injection, and the city gas injection position is set to 100 mm. This is to allow movement to the inside of the furnace.
  • the lance 5 for blowing the gas reducing material is inserted obliquely from the peripheral wall of the blow pipe 3 toward the center of the professional pipe 3, and in the direction parallel to the axis of the single pipe 3 near the center of the professional pipe 3 Is bent.
  • the tip 5 a of the gas reducing material blowing lance 5 is disposed at the same position as the tip of the inner end 1 a of the furnace.
  • the lance 7 for injecting the solid reducing material is installed by being inserted obliquely from the peripheral wall of the blow pipe toward the center of the professional pipe 3 like the lance 5 for injecting the gas reducing material.
  • the solid reducing material blowing port 7 a located at the tip of the solid reducing material blowing lance 7 extends slightly toward the furnace side from the crossing position with the gas reducing material blowing lance 5.
  • the material reducing lance 5 is disposed outside the furnace with respect to the gas reducing material blowing port 5 a located at the tip of the material blowing lance 5.
  • the rear end side of the gas reducing material blowing lance 5 is connected to a city gas supply pipe that supplies city gas.
  • a city gas supply pipe receives a predetermined pressure and a predetermined amount of city gas from a city gas supply device (not shown). Supplied.
  • the rear end side of the lance 7 for blowing the solid reducing material is connected to a pulverized coal air current carrying pipe for air-conveying the pulverized coal produced by a pulverized coal producing apparatus (not shown).
  • a predetermined amount of city gas is blown from the gas reducing material blowing lance 5, and a predetermined amount of pulverized coal is blown from the solid reducing material blowing lance 7. It is.
  • the injected city gas and pulverized coal function as a substitute for coke as a reducing material.
  • the tuyere 1 having a protruding length L from the blast furnace inner wall surface 2 to the furnace inner side set to 40 O mm is provided, and is positioned at the tip of the lance 5 for blowing the gas reducing material.
  • the gas reducing material injection port 5a is located near the tip of the inside of the furnace, the gas reducing material injection port 5a located at the tip of the lance 5 for blowing the gas reducing material is approximately less than usual. It is located inside the 100 mm furnace, and the maximum temperature position in the furnace can be set to the same position as the normal pulverized coal injection.
  • the gas reducing material injection port 5a located at the tip of the material blowing lance 5 is arranged near the tip inside the feather furnace, so that the gas reducing material injection lance 5 located at the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is used. Mouth 5a can be placed about 10 O mm inside the furnace than usual, and shift of the maximum temperature position in the furnace due to city gas injection can be avoided.
  • Embodiment 3 above shows an example in which the position of the gas reducing material blowing port 5a located at the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is arranged at the same position as the inner end 1a of the furnace.
  • the position of the gas reducing material injection port 5a located at the tip of the gas reducing material injection lance 5 should be extended to the inside of the furnace by the shift of the maximum temperature position in the furnace due to the city gas injection. Since it is essential, if the length of the tuyere inside the furnace is longer than the shift, it is not always necessary to match the tip of the tuyere inside 1 a.
  • Embodiments 1, 2 and 3 since the gas reducing material injection port 5a located at the tip of the gas reducing material injection lance 5 is arranged near the inner tip of the furnace, The city gas supplied does not burn in the tuyere or blowpipe, and there is no problem of pressure loss due to the increase in gas volume generated when burned in the tuyere or professional pipe. Also, since city gas is burned in the furnace, There is no excessive heat load on the cooling system that cools the area around the tuyere 1 and the professional pipe 3, and there is little heat loss.
  • Embodiments 1, 2 and 3 since the lance 7 for injecting the solid reducing material is arranged so as to intersect the lance 5 for injecting the gas reducing material, the lance 7 for injecting the solid reducing material is used.
  • the pulverized coal ejected from the lance 7 is not directly blown onto the lance 5 for blowing the gas reducing material, and the wear of the lance 5 for blowing the gas reducing material can be prevented.
  • the vicinity of the tip of the gas reducing material blowing lance 5 is bent or curved so as to be parallel to the axis of the blow pipe 3.
  • the city gas blowing position is at the center of the tuyere, city gas can be blown evenly into the furnace, enabling stable operation.
  • the city gas injection position is within one-sixth of the tuyere diameter from the tuyere center axis when the tuyere is circular.
  • the gas that passes through the lance 5 for blowing the gas reducing material is a gas, there is no risk of clogging or wear of the pipe even if the lance for blowing the gas reducing material is bent or bent.
  • LNG liquefied natural gas
  • LPG liquefied petroleum gas
  • COG coke gas
  • pulverized coal is used as an example of the solid reducing material, but in addition, atomized synthetic resin, wood chips, or the like may be used.
  • Figures 3 and 4 are graphs of the test results of the Cortas filled test combustion furnace 10 in the above two cases.
  • the vertical axis represents pressure loss (k Pa) and the horizontal axis represents Time (min) is shown.
  • FIG. 3 shows the case of the comparative example
  • FIG. 4 shows the case of the example of the present invention.
  • the pressure loss is the difference between the inlet pressure measured by the inlet pressure gauge 15 and the output J pressure measured by the outlet pressure gauge 21.
  • the pressure loss increased from about 4 k Pa to about 6 k Pa when the city gas injection was started (about 40 minutes after the start of the experiment). Yes. This is thought to be because the city gas burned in the tuyere due to the insufflation of the city gas, the flow resistance increased as the gas volume increased, and the pressure loss increased.
  • the pressure loss change rate was determined by gradually moving the city gas injection position from the inner tip of the furnace. As described above, the pressure loss change rate is obtained by dividing the pressure loss after city gas injection by the pressure loss before city gas injection.
  • Fig. 5 is a graph showing the relationship between the pressure loss change rate and the city gas injection position.
  • the vertical axis shows the pressure drop change, and the horizontal axis shows the distance from the inner tip of the furnace.
  • the pressure loss change rate from the inner tip of the blast furnace to 5 O mm is almost flat at a pressure loss change rate of 1.0, and the pressure loss change rate rises rapidly from the point exceeding 50 mm. From this, it is recognized that the position where city gas can be injected without causing pressure loss is within a range of 50 mm from the inner tip to the outer side. It is more desirable to set the city gas injection position within a range of 25 mm from the inner tip of the blast furnace to the outer side of the furnace, considering the prevention of pressure loss.
  • the base material operation showed that the reducing agent ratio was 500 (kg / T), but in the example of the present invention, it decreased to 490 (kg / T). This shows that the reduction efficiency has improved. This indicates that city gas with high reduction efficiency was effectively used as a reducing material.
  • the reducing agent ratio was 520 (kg / T), which is higher than that in the base operation. Yes. This indicates that despite the introduction of city gas with good reduction efficiency, the increase in pressure loss promoted the reduction of air flow and destabilization of the operation, and it could not be used effectively as a reducing material.
  • the coatus ratio was 3 70 (kg / T), which was 30 (kg / T) lower than that in the base operation. Only.
  • the output amount in the base operation was 1 1 5 0 0 (T / D), but in the example of the present invention, 1 1 7 0 0 (T / D ), And the effect of blowing city gas with good reduction efficiency is reflected in the output.
  • the output amount is 1 1 0 0 0 (T / D), which is lower than that in the base operation. This is because even though city gas with good reduction efficiency was blown in, the method of blowing it was not appropriate, so the increase in pressure loss helped to reduce the air flow and destabilize the operation, making the reducing material effective. It was because it was not available.
  • Example 1 The city gas of Example 1 was replaced with liquefied natural (LNG) gas, and the verification in the test furnace and the effect on the blast furnace cosmetics were verified.
  • the test conditions were the same as those in Example 1 except that the gas was replaced with LNG gas.
  • the composition of the LNG gas is used in this example, methane: 88.8 vol%, Etangasu: 5.6 body product 0 I Propane: 3.7 vol%, butane: 1. 8 vol 0/0
  • the calorie is 11800kcal / kg .
  • pulverized coal used in this example, at 7 4 mu particles that passed through the mesh interval sieve of ⁇ is 80%, stocks are Blackwater charcoal. As a result, it was found that the problem of pressure loss would not occur if the gas reducing material was blown within the scope of the present invention.
  • Table 3 shows the results of verification of the impact on actual blast furnace operation. Table 3
  • the air volume column in Table 3 it is 8005 (NmVmin) in the base operation, 7930 (NmVmin) in the comparative example, and 7770 (NmVmin) in the present invention.
  • the reduced material ratio column the reduced material ratio in the base operation was 500 (kg / T), but in the example of the present invention, it decreased to 495 (kg / T), indicating that the reduction efficiency was improved. I understand. This indicates that LNG gas with high reduction efficiency was effectively used as a reducing material.
  • the same amount of LNG gas as in the present invention example was used.
  • the reducing agent ratio is 522 (kg / T), which is higher than that of the base operation. This indicates that despite the introduction of LNG gas with good reduction efficiency, the increase in pressure loss promoted the reduction of air flow and destabilization of the operation, making it impossible to use it effectively as a reducing material.
  • the base operation had a coatus ratio of 400 (kg / T), but in the example of the present invention, it was 34.5 (kg / T), and the coatus ratio was 5 5 ( kg / T).
  • the coatus ratio was 3 72 (kg / T), which was 28 (k gZT) lower than in the base operation. Only.
  • the output amount column in Table 3 the output amount was 1 1 500 (T / D) in the base operation, but increased to 1 1 600 (T / D) in the example of the present invention.
  • the effect of injecting LNG gas with good reduction efficiency is reflected in the output.
  • the amount of output is 1 1 200 (T / D), which is lower than that in the base operation. This is because even though LNG gas with good reduction efficiency was injected, the injection method was not appropriate, so the increase in pressure loss helped to reduce the air flow rate and make the operation unstable, and the reducing material was effective. It was because it was not available.
  • Example 1 The city gas of Example 1 was replaced with propane gas (LPG), and the verification in the test furnace and the effect on the blast furnace cosmetics were verified.
  • the test conditions were the same as in Example 1 except that city gas was replaced with LPG gas.
  • the composition of the LPG gas used in this example is propane gas: 95% by volume, butane gas: 5% by volume, and the calorie is lllOOkcal / kg.
  • the pulverized coal used in this example is 80% of fine particles that passed through a sieve with a mesh interval of 74 ⁇ m.
  • Table 4 shows the results of verification of the effects on actual blast furnace operation.
  • the base operation 8005 in (NmVm in) Comparative Example 7900 (NmVm in), in the present invention example has a 7890 (Nm 3 / min).
  • the reduced material ratio column the reduced material ratio in the base operation was 500 (kg / T), but in the example of the present invention, it decreased to 488 (kg / T), indicating that the reduction efficiency was improved. I understand. This indicates that LPG gas with high reduction efficiency was effectively used as a reducing material.
  • the reducing material ratio was 517 (kg / T), which was higher than that in the base operation. ing. This indicates that despite the introduction of LPG gas with good reduction efficiency, the increase in pressure loss promoted the reduction of air flow and destabilization of operation, and it could not be used effectively as a reducing material.
  • the amount of output in the base operation was 11500 (T / D), but increased to 11900 (T / D) in the example of the present invention.
  • the effect of blowing a good LPG gas is reflected in the output.
  • the output is 11400 (T / D), which is lower than that in the base operation. A little. This is because despite the introduction of LPG gas with good reduction efficiency, the injection method was not appropriate, and as a result of the increase in pressure loss, the reduction of air flow and the unstable operation were promoted, and reducing material was used. This is because it could not be used effectively.
  • Example 1 The city gas of Example 1 was replaced with coke gas (COG), and the verification in the test furnace and the effect on the blast furnace cosmetics were verified.
  • the test conditions were the same as in Example 1 except that city gas was replaced with COG gas.
  • the composition of the COG gas used in this example is hydrogen: 58.5 volume 0 /. , Rei_0 Gas: 6.4 vol%, CO z gas: 2.0 vol%, methane: 27.4% by volume, ethylene gas: 2.6 vol%,] ⁇ 2 gas 2 vol. /. , In the other, calorie is 4580kcal / Nm 3.
  • the pulverized coal used in this example is 80% of fine particles that passed through a sieve with a mesh interval of 74 ⁇ m, and the brand is Blackwater coal.
  • Table 5 shows the results of verification of the effects on actual blast furnace operation.
  • the left column shows pulverized coal and C OG gas (50 k) at a position of 200 mm from the inner tip of the furnace.
  • gZT (hereinafter referred to as “comparative example”) in the middle column, and using the lance of the present invention example shown in FIG. (kg / T)
  • Invention Example When blown (When COG gas is blown at the inner tip of the blast furnace and pulverized coal is blown from the rear at a position of 200 mm from the inner tip of the blast furnace, It is referred to as “Invention Example”) in the right column.
  • the air flow rate column in Table 5 it is 8 0 0 5 (NmVmin) in the base operation, 7 78 0 (NmVmin) in the comparative example, and 7 7 60 (Nm 3 / min) in the present invention. ing. This indicates that by using the COG gas blowing structure of the present invention example, the same blowing as in the case of the base operation is possible even when COG gas is blown. This is an effect that no pressure loss occurs even when COG gas is injected. Looking at the column of reducing material ratio, the reducing material ratio in the base operation was 50 0 (kg / T), but in the example of the present invention, there was no change to 5 0 0 (kg / T). Despite the same amount of COG gas being blown in, the reducing agent ratio has risen to 5 29 (kg / T).
  • the output amount column in Table 5 the output amount was 1 1 3 0 0 (T / ⁇ ) in the base operation, but 1 1 90 0 (T / D) in the example of the present invention.
  • the effect of injecting COG gas with good reduction efficiency is reflected in the output.
  • comparative example The output is 1 1 3 0 0 (T / D), which is less than in the base operation. This is because, even though COG gas with good reduction efficiency was blown in, the method of blowing it was not appropriate, so the increase in pressure loss helped to reduce the air flow rate and stabilize the operation, and the reducing material was effective. It was because it was not available.
  • Example 5 (The solid reducing material is a synthetic resin)
  • Example 1 Instead of the pulverized coal of Example 1 with synthetic resin (ash content: 3.0 ma SS % (db), C: 85. Omass (daf), H: 15 mass% (daf)), verification in the test furnace and actual blast furnace performance The impact on the cosmetic industry was examined.
  • the test conditions were the same as in Example 1 except that pulverized coal was replaced with synthetic resin.
  • the synthetic resin used in this example has an average particle size of 6.5 mm and the type of resin is polyethylene.
  • Table 6 shows the results of verification of the impact on actual blast furnace operation.
  • the base operation is 7870 (NmVmin)
  • the comparative example is 7950 (NmVmin)
  • the present invention is 7800 (NmVmin). This indicates that by using the city gas blowing structure of the present invention example, the same blowing as in the case of the base operation is possible even when the city gas is blown. This is an effect that no pressure loss occurs even when city gas is blown.
  • the reducing material ratio in the base operation was 50 3 (kg / T), but in the example of the present invention, it decreased to 4 93 (kg / T), and the reduction efficiency was reduced. You can see that it has improved. This indicates that city gas with high reduction efficiency was effectively used as a reducing material.
  • the reducing material ratio was 5 20 (kg / T), which was higher than that in the base operation. ing. This indicates that despite the introduction of city gas with good reduction efficiency, the increase in pressure loss promoted the reduction of air flow and destabilization of the operation, and it could not be used effectively as a reducing material.
  • the output amount in the base operation was 1 1 5 0 0 (T / D), but in the present invention example, 1 1 7 0 0 (T / D ), And the effect of blowing city gas with good reduction efficiency is reflected in the output.
  • the output amount is 1 1 4 0 0 (T / D), which is lower than that in the case of the base operation. This is because even though city gas with good reduction efficiency was blown in, the method of blowing it was not appropriate, so the increase in pressure loss helped to reduce the air flow and destabilize the operation, making the reducing material effective. It was because it was not available.
  • Figure 6 shows a graph showing the relationship between the pulverized coal injection position and the amount of dust collected in the exhaust gas when the pulverized coal injection position is changed by 50 mm from the tip of the tuyere.
  • the vertical axis shows the amount of dust collected
  • the horizontal axis shows the pulverized coal injection position.
  • the amount of dust collected in the exhaust gas decreases as the pulverized coal injection position moves backward from the tip of the tuyere to the outside of the furnace, with or without city gas injection. ing.
  • Fig. 7 shows a graph showing the relationship between the pulverized coal injection position and the pressure loss when the pulverized coal injection position is changed every 50 mm from the tip of the tuyere.
  • the vertical axis indicates pressure loss
  • the horizontal axis indicates the pulverized coal injection position.
  • the blowing position of the gas reducing material when the blowing position of the gas reducing material is set in the range of 0 to 50 mm from the tip of the tuyere, the blowing position of the solid reducing material is located outside the furnace than the blowing position of the gas reducing material. It has been demonstrated that it is desirable to set a range of 20 O mm from the tip of the tuyere. Also, according to Figs. 6 and 7, in order to reduce the amount of dust collected and reduce the pressure loss, the solid reductant blowing position is set within the range of 75 to 20 O mm from the tip of the tuyere. It can be seen that it is more desirable to set.
  • the maximum temperature in the furnace is about 50 O mm from the tip of the tuyere, which is the same as the case where city gas was not injected as shown in Fig. 10 above.
  • the gas reducing material located at the tip of the lance 5 for injecting the gas reducing material and using the tuyere 1 whose protruding length L from the blast furnace inner wall surface 2 to the inside of the furnace is set to 40 O mm is used. It was proved that the shift of the maximum temperature position in the furnace due to city gas injection could be avoided by arranging the inlet 5a near the inner tip of the furnace.
  • the gas reducing material is blown in the furnace without being burned in the tuyere and the pro-pipe by setting the blowing position of the gas reducing material in the vicinity of the tip inside the furnace of the blast furnace tuyere. It is possible to prevent the occurrence of pressure loss in the professional pipe. As a result, the gas reducing material can be used effectively without reducing the reduction efficiency, and the coke replacement rate can be increased. In addition, it can reduce the heat load of the cooling equipment that cools the feathers and professional pipes, and prevents heat loss.
  • a tuyere whose projecting length from the inner wall surface of the blast furnace to the inside of the furnace is set to 35 O mm to 60 O mm, and a gas provided in the vicinity of the tip of the inner side of the tuyere
  • the gas reducing material such as city gas
  • the maximum temperature position in the furnace is prevented from shifting to the furnace wall side.
  • the maximum temperature position can be moved further inside the furnace, and the life of the tuyere is extremely shortened. It is possible to suppress the temperature rise of the blast furnace wall. As a result, low-reducing material ratio operation by city gas injection can be realized.

Landscapes

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Abstract

天然ガス等を気体還元材として高炉羽口から吹込む場合においても、圧損を生ずることなくコークス比を低減できる、また、高炉炉壁の温度上昇を抑制できる高炉への還元材吹込み装置及び該装置を用いた高炉操業方法を得る。　具体的には、高炉羽口１から気体還元材を吹込む還元材吹込み装置であって、気体還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランス５を備え、該気体還元材吹込み用ランス５の先端に位置する気体還元材吹込み口５ａを高炉羽口１の炉内側端部１ａ近傍に配置した。　また、固体還元材吹込み用ランス７を備え、該固体還元材吹込み用ランス７の先端に位置する固体還元材吹込み口７ａを気体還元材吹込み用ランス５の気体噴出し口より送風方向上流側に配置した。また、高炉内壁面２から炉内側への突出長さを３５０ｍｍ～６００ｍｍに設定された羽口を持つものである。

Description

^ ^ %
高炉への還元材吹込み装置、 該装置を用いた高炉操業方法 技術分野
本宪明は、 高炉の羽口部（tuyere)から気体還元材（gaseous reducing agent)を 単独または他の還元材と共に吹き込む還元吹込み装置、 及ぴ該装置を用 、た高炉 操業方法に関する。 背景技術
高炉操業において、 高価なコークス（coke)の代替として、 安価で燃焼性 (combustibility)がよい燃料 （微粉炭、 石油、 ナフサ等） を羽口から吹込むこと が一般に行なわれており、 特に天然ガス等の燃料ガス（fuel gas)を羽口から吹き 込むものとして以下のものが知られている。
( 1 ) 微粉炭を 1 7 0 k g Z t以上吹込んでも、 その燃焼性を確保してコータス との置換率 (replacement ratio)を高く保ち、 生産量、 燃料 J; [ (fuel rate)を維持 することを目的とした高炉操業方法であって、 微粉炭吹込み位置の手前より燃料 ガスを吹込むことを特徴とする高伊操業方法 （特開平 4 _ 2 6 8 0 0 3号公報参 照） 。
( 2 ) 合成樹脂 (plastics)の多量吹き込みを実現することを主目的とした高炉操 業方法であって、 羽口部の送風支管に設置した補助燃料吹込みノズルから天然ガ ス等の補助燃料を吹き込むとともに、 該補助燃料吹込み位置よりも送風の上流側 に設置されたノズル (nozzle)から合成樹脂粒を吹き込むことを特徴とする高炉操 業方法 （特開 2 0 0 0— 1 7 8 6 1 4号公報参照） 。
また、 微粉炭吹込み操業に関し、 微粉炭を多量に吹き込んでも高炉炉下部炉壁 部への熱負荷を増大させることなく、 しかも微粉炭吹込みランスの溶損を防止す ることのできる最適ランス位置を決定する方法が提案されている。
このランス位置決定方法とは、 微粉炭吹込み用ランス（lance)を、 高炉羽口に連 設された熱風吹込み用プ口一パイプ (blow pipe)の壁を貫通して該ランスの先端を 該プローパイプ內へ突入させ、 上記ランスから吹込まれた微粉炭を、 上記プロ一 パイプ内を流れる熱風と共に高炉羽口から吹込む方法における微粉炭吹込み用ラ ンス位置決定方法であって、 高炉羽口とブローパイプの境界位置から前記ランス の先端までの距離 （以下、 ランス位置ということがある） L (mm) 力 下記
( 1 ) 式を満足する様に前記ランスの配設位置を定めることを要旨とするもので ある （特開平 8— 1 3 4 .5 1 8号公報参照） 。
0. 22 X [PCR] +48. 2≤L≤1017. 3-1. 33 X [PCR] -14. 7 X [VM] (1) 伹し、 [PCR] ：微粉炭吹込み量 （kg/銑鉄 t )
[VM] ：微粉炭中の揮発分含有率 （％)
特開平 4一 2 6 8 0 0 3号公報に開示された高炉操業方法においては、 微粉炭 の吹込み量を多くすることに主眼がおかれ、 燃料ガスは微粉炭の熱分解促進を目 的として吹込まれるものである。
したがって、 本願のように燃料ガス等を微粉炭と同様に還元材として用いるも のとは、 基本的に異なるものである。
また、 特開 2 0 0 0 _ 1 7 8 6 1 4号公報に記載のものは、 合成樹脂の多量吹 き込みを実現することを主目的としており、 この目的を達成するために合成樹脂 の吹き込み位置と補助燃料の吹込み位置の相対関係を規定するものである。
このように、 特開平 4— 2 6 8 0 0 3号公報、 特開 2 0 0 0— 1 7 8 6 1 4号 公報には天然ガス等を羽口から吹込む技術についての開示はあるものの、 天然ガ ス等を微粉炭等と同等の還元材として吹込むことを前提として、 その際の問題点 の指摘、 およびその解決手段について言及したものではなく、 このような問題点 の指摘及ぴその解決手段を開示した先行技術はない。
本発明は天然ガス等を気体還元材として高炉羽口から吹込む場合について、 具 体的な問題点の指摘、 およびその解決手段を示すものである。
天然ガス等は燃焼性が高いことから、 高炉羽口から吹込むに際して、 プローパ イブの途中にて吹込むと、 吹込まれた天然ガス等が急激に燃焼してガスボリユー ムが増大し、 その結果プロ一パイプ内で圧損 （pressure drop) が生ずる。 圧損が 生ずると高炉内への送風量が低下させざるを得ず、 生産性の低下等重大な問題が 発生する。 これを回避するためには、 送風能力を大きくする必要があるが、 送風 能力を大きくすることはランニングコスト（running cost)の増加になり、 また圧 損の程度によっては送風機 (ventilator)の能力不足の問題が生ずることもある。 また、 天然ガス等がプロ一パイプ内で燃焼すると、 その熱は羽口やブローパイ プの周囲を冷却する冷却装置 (cooling system)によって奪われることになり、 熱 が無駄になる。 また、 冷却装置の冷却効率の低下にもなる。
天然ガス等の気体還元材を羽口から吹き込むと、 ランスから吹き込まれた都市 ガス（city gas)は瞬時に燃焼する。 このために、 高炉内のレースウェイ（raceway) 内における最高温度位置 （以下、 単に 「炉内最高温度位置」 という。 ） 力 微粉 炭のみを吹込んだときよりも炉壁 (furnace wall)側にシフトし、 高炉炉壁温度が 高くなり、 炉壁からの熱損失が増大するという問題がある。
通常、 炉壁の温度が上昇すると、 炉壁の冷却を強化することになるが、 そうな ると熱効率が低下する。 都市ガス吹き込みは、 低還元材比操業を目的に吹き込む ものであるが、 高炉炉壁温度上昇の問題を解決しないかぎり低還元材比操業を実 現することは難しい。
この点、 特開平 4 - 2 6 8 0 0 3号公報、 特開 2 0 0 0—1 7 8 6 1 4号公報 においては天然ガス等の気体還元材の吹込みを実施しているものの、 微粉炭吹込 みランスまたは合成樹脂吹込みランスと、 気体還元材吹込みランスとの相対位置 を規定するのみであり、 炉内最高温度位置については何らの言及もない。
他方、 特開平 8 - 1 3 4 5 1 8号公報においては、 炉内最高温度位置について の考察がなされているが、 特開平 8 _ 1 3 4 5 1 8号公報においては、 微粉炭吹 込みのみについての考察に止まり、 気体還元材の吹込みについては何ら言及され ていない。
以上のように、 気体還元材を羽口から吹き込むことにより、 炉内最高温度位置 のシフトによる高炉炉壁温度上昇の問題について、 従来は何らの解決もなされて いなかった。
本発明の解決すべき課題は、 天然ガス等を気体還元材として高炉羽口から吹込 む場合においても、 圧損を生ずることなくコークス比（coke rate)を低減できる高 炉への還元材吹込み装置及ぴ該装置を用いた高炉操業方法を得ることを目的とし ている。
また、 気体還元材を羽口から吹き込む場合に、 高炉炉壁の温度上昇を抑制でき る還元材吹込み装置、 及ぴ高炉操業方法を得ることを目的としている。 発明の開示
( 1 ) 本発明に係る還元材吹込み装置は、 高炉羽口から還元材を吹込む還元材吹 込み装置であって、 気体還元材の吹き込み口が前記高炉羽口の炉内側先端部近傍 に設けられてなることを特徴とするものである。
なお、 高炉羽口の炉内側先端部近傍とは、 気体還元材の吹き込み口から吹込ま れる気体還元材が羽口又はブローパイプ内で燃焼することによるガスボリューム 増大に起因する圧損が生ずることがない位置をいう。
(2) また、 高炉羽口から気体還元材を吹込む還元材吹込み装置であって、 気体 還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還元材吹込み用ランス の吹込み口を前記高炉羽口の炉内側端部近傍に配置したことを特徴とするもので ある。
(3) また、 気体還元材吹き込み位置を高炉羽口の炉内側先端部から炉外側に 0 〜5 Ommの範囲内に配置したことを特徴とするものである。
(4) また、 上記 (1) 〜 （3) に記載のものにおいて、 固体還元材吹込み用ラ ンスを備え、 該固体還元材吹込み用ランスの吹込み口を気体還元材吹込み用ラン スの送風方向上流側に配置したことを特徴とするものである。
(5) また、 上記 (4) に記載のものにおいて、 送風通路内において、 固体還元 材吹込み用ランスと気体還元材吹込み用ランスが交差するように配置したことを 特徴とするものである。
(6) また、 上記 （4) または （5) に記載のものにおいて、 固体還元材吹込み 用ランスの吹込み口を高炉羽口の炉内側先端部から炉外側に 50mm〜200m mの範囲內に配置したことを特徴とするものである。 (7) また、 上記 (2) 〜 （6) に記載の気体還元材吹込み用ランスが屈曲部又 は湾曲部を有していることを特徴とするものである。
(8) また、 本発明に係る還元材吹込み装置は、 高炉羽口から少なくとも気体還 元材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さ
^distance between tuyere tip and furnace wall) )^350 mm〜 600 mm に設定された羽口と、 該羽ロの炉内側先端部近傍に設けられた気体還元材吹き込 み口と、 を備えたことを特徴とするものである。
なお、 ·高炉羽口の炉内側先端部近傍とは、 気体還元材の吹き込み口から吹込ま れる気体還元材が羽口又はプロ一パイプ内で燃焼することによるガスボリューム 増大に起因する圧損が生ずることがない位置をいう。
(9) また、 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置で あって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 350mm〜40 Ommに設定さ れた羽口と、 該羽ロの炉内側先端部近傍に設けられた気体還元材吹き込み口と、 を備えたことを特徴とするものである。
高炉内壁面から炉内側への羽口の突出長さを 350mm〜40 Ommに設定す ることにより、 都市ガス等の気体還元材を羽口から吹込む場合にも炉内最高温度 位置が炉壁側にシフトするのを防止して高炉炉壁の温度上昇を抑制できると共に、 羽口先端の欠損を可及的に防止できる。
(10) また、 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置 であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 350mm〜60 Ommに設定 された羽口と、 気体還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還 元材吹込み用ランスの吹込み口を前記羽口の炉内側端部近傍に配置したことを特 徴とするものである。
(11) また、 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置 であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 35 Omm〜40 Ommに設定 された羽口と、 気体還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還 元材吹込み用ランスの吹込み口を前記羽口の炉内側端部近傍に配置したことを特 徴とするものである。 (12) また、 上記 (10) または （11) のものにおいて、 気体還元材吹き込 み用ランスの吹込み口を羽口先端から炉外側に 0〜 25 ramの範囲内に配置した ことを特徴とするものである。
(13) また、 本発明に係る高炉操業方法は、 上記 (1) 〜 （12) のいずれか に記載の還元材吹込み装置を用いて、 該気体還元材吹込み装置から気体還元材を 吹込むことを特徴とするものである。 図面の簡単な説明
図 1 ： 本発明の一実施形態に係る還元材吹き込み装置の説明図である。
図 2 ： 本発明の実施例に用いた試験炉の説明図である。
図 3 ： 実施例 1における比較例の実験結果のグラフである。
図 4 ： 実施例 1における本発明例の実験結果のグラフである。
図 5 ： 実施例 1における圧損変化率と都市ガス吹込み位置との関係を示すダラ フである。
図 6 ： 実施例 6におけるダスト捕集量と微粉炭吹込み位置との関係を示すダラ フである。
図 7 ： 実施例 6における圧損と微粉炭吹込み位置との関係を示すグラフである。 図 8 ： 本発明の一実施形態に係る還元材吹込み装置の説明図である。
図 9 ： 本発明の一実施形態の検証結果を示すグラフである。
図 10 ： 都市ガス吹込みをしない場合の炉内最高温度位置を示すグラフである。 図 11 ： 従来例において都市ガス吹込みを行った場合の炉内最高温度位置を示 すグラフである。
図 12 : 羽口の炉内への突出長さ Lの説明図である。
図 13 : 羽口欠損の説明図である。
図 14 : 羽口突出長さ Lと羽口欠損長さ L a、 Lbとの関係を示すグラフであ る。
図 15 ： 本発明の別の実施形態に係る気体還元材吹込み装置である。
図 16 ： 本発明の別の実施形態に係る固体還元材吹込み装置である。 (符号の説明）
1 ：羽口、 l a :羽ロ炉内側端部、 3 ：プロ一パイプ、 5 ：気体還元材吹込み用 ランス、 5 a :気体還元材吹込み口、 7 ：固体還元材吹込み用ランス、 7 a ：固 体還元材吹込み口。 発明を実施するための最良の形態
(実施の形態 1 )
図 1は本実施の形態に係る高炉への還元材吹込み装置の要部の説明図である。 本実施の形態に係る還元材吹込み装置は、 高炉羽口 1に接続されたプロ一パイプ 3内に、 気体還元材としての都市ガスを吹込む気体還元材吹込み用ランス 5と、 固体還元材としての微粉炭を吹込む固体還元材吹込み用ランス 7とを、 両者が交 差するように設置したものである。
なお、 都市ガスとしては、 液化天然ガスを主に、 増燃用として液ィヒプロパンガ スを加えたもので、 発熱量を 1 1 0 0 0 ± 1 0 O kcal/m3に管理されたものを使用 した。
気体還元材吹込み用ランス 5はプ口一パイプ 3の周壁からブローパイプ 3の中 心に向けて斜めに揷入され、 プロ一パイプ 3の中心近傍でプ口一パイプ 3の軸線 に平行な方向に屈曲されている。 そして、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に 位置する気体還元材吹込み口 5 aが羽ロ炉内側先端部 1 aから炉外側に 2 5 mm 後退した位置に配置されている。
• 固体還元材吹込み用ランス 7は、 気体還元材吹込み用ランス 5と同様にプロ一 パイプの周壁からプロ一パイプ 3の中心に向けて斜めに揷入されて設置されてい る。 そして、 固体還元材吹込み用ランス 7の先端に位置する固体還元材吹込み口 7 aは気体還元材吹込み用ランス 5との交差位置よりも若干だけ炉内側に延出し ており、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 a よりも炉外側に配置されている。 気体還元材吹込み用ランス 5の後端側は都市ガスを供給する都市ガス供給管に 連結されており、 都市ガス供給管には図示しない都市ガス供給装置から所定圧力、 所定量の都市ガスが供給される。
また、 固体還元材吹込み用ランス 7の後端側は、 図示しない微粉炭製造装置に よって製造される微粉炭を気流搬送する微粉炭気流搬送管に連結されている。
上記のように構成された還元材吹込み装置においては、 気体還元材吹込み用ラ ンス 5から都市ガスが所定量吹込まれ、 また固体還元材吹込み用ランス 7から微 粉炭が所定量吹込まれる。 吹込まれた都市ガス及び微粉炭は還元材としてコーク スの代替として機能する。
そして、 本実施の形態においては、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置 する気体還元材吹込み口 5 aが羽ロ炉内側先端近傍、 具体的には羽口先端部 1 a から炉外側に 2 5 mm後退した位置に配置されているので、 気体還元材吹込み用 ランス 5から吹込まれた都市ガスはプ口一パイプ 3及び羽口内で燃焼することな く、 炉内に供給されて炉内にて燃焼して還元性ガスとなる。
なお、 上記の実施の形態においては、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位 置する気体還元材吹込み口 5 aの位置を羽ロ炉内側先端 1 aから炉外側に 2 5 m m後退した位置に配置した例を示したが、 本発明はこれに限られるものではなく、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 aの位置は、 気体還元材吹込み用ランス 5から吹込まれる都市ガスがプロ一パイプ 3又は羽口 1内で燃焼することによるガスボリューム増大に起因する圧損が生ずることがな い位置であればよい。 具体的には、 羽ロ炉内側先端 1 aから炉外側に 0〜5 O m mの範囲に配置されることが好ましい。 また、 羽口先端位置から炉外側に 0〜 2 5 mmの範囲に配置されることがより好ましい。
なお、 気体還元材吹込み用ランスの炉外側の限界位置として羽ロ炉内側先端か ら 5 0 mmとしたのは、 気体還元材吹込み用ランスの都市ガス吹込み位置を羽口 炉内側先端から徐々に炉外側にずらして圧損変化率 （圧損変化率 =都市ガス吹込 み後圧損 Z都市ガス吹込み前圧損） を試験的に調査した結果、 羽ロ炉内側先端か ら 5 0 mmの位置で圧損変化率が急激に上昇することが判明したからである。 詳 細は後述の実施例においてさらに詳細に説明する。
上記実施の形態においては、 気体還元材吹き込み手段としてブローパイプ 3の 周壁から揷入する気体還元材吹込みランス 5を示したが、 本発明はこれに限られ るものではなく、 例えば図 1 5に示すように、 羽口に通気路を設けて気体還元材 を吹き込むようにしてもよい。
また、 複数種類の固体還元材を吹込む場合には、 固体還元材吹込み用ランスを 図 1 6に示すように、 二重管または三重管以上の多重管として一箇所から 2種類 以上の固体還元材&、 bを吹込むようにしてもよい。 このようにすることで、 固体 還元材の吹込み効率を向上させることができる。
(実施の形態 2 )
上記の実施の形態 1においては、 固体還元材吹込み用ランス 7の配置に関し、 固体還元材吹込み口 7 aが気体還元材吹込み口 5 aよりも炉外側に位置している としたが、 その具体的な範囲については示していなかった。
そこで、 この実施の形態 2においては、 固体還元材吹込み口 7 aの最適な配置 について以下検討すると共にその具体的な範囲を示す。
固体還元材は、 気体還元材に比べて比熱が高いので昇温速度が遅い。 そのため、 固体還元材吹込み口は気体還元材吹込み口より羽口先端からより炉外側に配置し た方がプロ一パイプ内での予熱時間が長くなり、 高炉内での燃焼性が向上する。 他方、 予熱時間が短い場合には高炉内での燃焼性が低くなり、 還元材比が下げ られないと同時に未燃の固体還元材がコ一タス充填層内で目詰まりを発生させて、 通気性が悪化してしまうという問題が生ずる。
一方、 固体還元材吹込み口の位置を炉外側に後退させていくと、 予熱時間は長 くなるが、 ある距離以上後退させると固体還元材がブローパイプまたは羽口内で 燃焼してしまうことになる。 固体還元材がプロ一パイプまたは羽口内で燃焼する と、 圧損が生じ、 高炉内への送風量が減少し、 還元効率の低下等重大な問題が発 生する。 このように、 固体還元材吹込み口の位置は、 予熱を十分するためには羽ロ炉内 側先端よりも炉外側により多く後退させることがよいが、 他方、 後退させすぎる と圧損の問題が生ずるので、 このパランスを上手くとることが重要である。 しかしながら、 従来においてはこのパランスをとるのは非常に難しく、 より重 大な問題である固体還元材がブローパイプまたは羽口内で燃焼して圧損が生ずる のを避けるために、 若干未燃の問題が生ずることを許容し、 固体還元材吹込み口 は、 羽口先端から炉内側に 5 0〜1 5 O mmの範囲内に配置していた。
そこで、 本実施の形態 2においては、 実施の形態 1に示した気体還元材吹込み 口を羽口先端から炉外側に 0〜 5 0 mmに配置するという新規な構成を前提とし て、 固体還元材吹込み口の最適位置の範囲について検討した。
その結果、 気体還元材吹込み口を羽口先端から炉外側に 0〜 5 O mmに配置す ることを前提とすれば、 固体還元材吹込み口の位置を羽口先端から 2 0 O mmの 範囲に配置すれば、 固体還元材の炉内での燃焼性を高く維持できると共に固体還 元材のブローパイプまたは羽口内での燃焼による圧損の問題も生ずることがない ことを見出した。
したがって、 本実施の形態 2における還元材吹込み装置は、 図 1に示した気体 還元材吹込み口 5 aを羽口先端から炉外側に 0〜 5 O mmの範囲に配置すると共 に、 固体還元材吹込み口 7 aを羽口先端から伊外側に 2 0 O mmの範囲に配置す るというものである。
また、 より好ましくは、 固体還元材吹込み口 7 aを羽口先端から炉外側に 7 5 〜2 0 O mmの範囲に配置するというものである。
上記の範囲が最適である理由は以下の通りである。
気体還元材を羽口先端近傍で吹込んでいることから、 固体還元材は炉内におい て気体還元材の助燃効果により未燃分が少なくなる。 つまり、 固体還元材吹込み 口 7 aの位置が羽口先端から炉外側に 5 O mm程度であっても、 羽口先端近傍に て吹込まれる気体還元材の助燃効果により未燃分を多量に生ずることがなく、 通 気性 (permeabi lity)悪ィヒの問題が生じないのである。 また、 固体還元材吹込み口 7 aの位置が羽口先端から炉外側に 2 0 O mmの場 合には固体還元材の予熱が十分され炉内での燃焼性はより向上するが、 前述した ような固体還元材のブローパイプまたは羽口内での燃焼による圧損発生の問題が 懸念される。
しかし、 気体還元材を羽口先端近傍で吹込んでいること力 ら、 気体還元材吹込 み口 5 aの近傍では、 炉内における羽口近傍での気体還元材の燃焼おょぴ羽口先 端近傍での圧損を生じない程度の気体還元材の燃焼により、 羽口先端近傍では熱 風中の酸素が消費され予熱 (preheating)が十分された固体還元材が通過しても固 体還元材に圧損を生ずるような燃焼が起こらないのである。
なお、 固体還元材吹込み口 7 aを羽口先端から炉外側に 2 0 0 mmの範囲に配 置したときの具体的な効果については、 以下の実施例 6において実証する。
(実施の形態 3 )
また、 発明者は炉内最高温度位置のシフトによる高炉炉壁温度上昇の問題を解 決するために、 都市ガスの吹込みを行つた場合に炉内最高温度位置がどの程度移 動するのかについて、 高炉を模擬したコータス充填型試験燃焼炉を用いて考察し た。
コークス充 型 験燃焼炉 (.experimental combustion furnace equipped with coke packed bed) 1 0は、 図 2に示すように、 炉内高さ 1 0 0 0 mm、 炉内奥行 き 6 0 0 mmの矩形の炉であり、 炉壁 1 0 aに羽口 1 1を一本有している。 羽口 1 1には熱風吹き込み用のプロ一パイプ 1 3が接続され、 プロ一パイプ 1 3には プロ一パイプ内の圧力を測定する入側圧力計 1 5が設けられている。 また、 炉 の上部にはコークス装入口 1 7と排気口 1 9が設けられ、 排気口には排ガスの圧 力を測定する出側圧力計 2 1が設けられている。
また、 プロ一パイプ 1 3には、 気体還元材吹込み用ランスと微粉炭吹込み用ラ ンスが設けられている。 コークス充填型試験燃焼炉 1 0においては、 気体還元材 吹込み用ランスと微粉炭吹込み用ランスのそれぞれの設置位置、 およぴ
羽口 1 1は適宜変更可能になっている。 上記のように構成されたコータス充填型試験燃焼炉 1 0においては、 高炉と同 様に羽口 1 1から熱風を吹込むと共に微粉炭と気体還元材としての都市ガスを吹 き込み、 炉内のコータスを燃焼させる。
まず、 微粉炭のみの吹込みを行なってそのときの炉内ガス温度を計測した。 そ の結果を図 1 0に示す。 図 1 0においては、 横軸が羽口先端から炉内側への距離 であり、 縦軸がガス組成とガス温度を示している。
図 1 0に示されるように、 都市ガス吹込みを行なわない場合には、 炉內最高温 度位置は羽口先端から約 5 0 0 mmの位置であることが分かる ώ
次に、 都市ガス吹込みを実施した場合について同様の実験を行った。 その結果 を図 1 1に示す。 なお、 都市ガスはその燃焼性が高く吹込み後直ぐに燃焼する。 そのため、 都市ガス吹込み位置がプ口一パイプ内にあると都市ガスの燃焼による ガスボリュームの增加により圧損が生じてしまう。 そこで、 都市ガス吹込み位置 は羽口先端近傍とした。 なお、 ここで圧損とは、 入側圧力計 1 5で計測される入 側圧力と出側圧力計 2 1で計測される出側圧力の差をいう。 なお、 実験で用いた 都市ガスの組成は、 メタンガス 88. 5体積0 /0、 ェタンガス 4. 6体積0 /0、 プロパンガ ス 5. 4体積0 /0、 プタンガス 1. 5体積0 /0で、 カロリ一は、 11800kcal/kgである。 図 1 1に示すように、 都市ガス吹込みを行った場合には、 炉内最高温度位置が 羽口先端から約 4 0 0 mmの位置にあることが分かる。
図 1 0と図 1 1を比較すると、 都市ガスを吹込むことによって炉内最高温度位 置が炉外側に約 1 0 0 mmシフトしていることが分かる。 炉内最高温度位置は都 市ガスの吹込み位置によって決定されるので、 都市ガス吹込みを行った場合にお いて、 炉内最高温度位置を都市ガス吹込みを行わない場合と同様の位置に戻すに は、 都市ガスの吹込み位置を 1 0 O mm炉内側に移動させればよいことになる。 しかしながら、 羽口先端を越えて都市ガス吹込みランスのみを炉内に延出させ ると、 ランスが直ぐに溶損してしまう。
これを防止するために、 発明者は羽口の炉内側への突出長さを長くして、 その 中にランスを設置すれば、 ランスの溶損を防止しつつランス先端を炉内側に移動 できるとの知見を得た。 以上のように、 都市ガス吹込みを行った場合において、 炉内最高温度位置が炉 内側にシフトすることによる高炉炉壁温度上昇の問題を解決するためには、 都市 ガスの吹込み位置を都市ガス吹込みによる前記シフト分である 1 0 0 mm炉内側 に移動させればよいことになる。
発明者はさらに考察を進め、 高炉炉壁温度上昇防止の観点からすれば、 炉内最 高温度位置を微粉炭のみの吹込みの場合よりもさらに炉内側に移動させることが 望ましいことに気づいた。
もっとも、 炉内最高温度位置をさらに炉内側に移動させるには都市ガスの吹込み 位置を炉内側に移動させる必要があり、 その場合には羽ロを炉内側にさらに突出 させることになる。 羽ロを炉内側にさらに突出させると、 コークスゃスラグ等の 炉内物の影響によって羽口が損耗することが考えられる。 そのため、 無作為に羽 口を炉内側に突出させることはできない。
そこで、 発明者は羽ロを炉内側に突出させたときの影響について、 羽口の欠損 状況がどのように変化するかという観点から調査するため、 下記の操業テストを 行った。
1 ) テスト方法
( 1 ) 下記の表 1に示す炉內突出長さの違う羽口を表 1に示す本数準備し、 高炉 に設置した。 なお、 炉内突出長さ Lとは、 図 1 2に示すように、 高炉に羽口 3 0 を設置した状態において高炉炉内壁面 3 1から羽ロ炉内側先端 3 0 aまでの距離 をいう。
表 1
Figure imgf000016_0001
( 2 ) 設置してから 3ヶ月後に羽口を取外して、 図 1 3に示すように羽口先端の 羽口上部欠損長さ L a及ぴ羽口下部欠損長さ L bを測定した。
2 ) テスト結果
図 1 4は羽口突出長さ Lと羽口欠損長さ L a、 L bとの関係を示すグラフであ り、 横軸が炉内突出長さ Lを、 縦軸が羽口先端欠損長さをそれぞれ示している。 図 1 4に示すように、 炉内突出長さ Lを長くした場合、 羽口下部欠損長さ L b はほとんど変化がないのに対して、 羽口上部欠損長さ L aは、 炉内突出長さ が 6 0 O ramを超えると急激に増加することがわかった。
羽口の炉内突出長さ Lが 6 0 O mmを超えると羽口上部欠損が急激に増加する 理由は以下のように考えられる。
羽口先端の欠損は、 レースウェイ部のコークスの旋回による磨耗によるものと、 炉内の滴下溶銑による溶損によるものの 2種類が考えられる。 炉内への突出長さ Lが短いうちは、 コータスの旋回による磨耗がほとんどを占めるため、 羽口上下 部の欠損長さは大きくは変わらない。 しかし、 突出長さ Lが 6 0 O mmを超える と、 羽口上部が滴下溶銑の影響を受け、 溶損により欠損長さが急激に増加したも のと考えられる。 羽口には、 図 1 2、 図 1 3に示すように、 その内部に冷却パイプ 3 3が設けら れており、 パイプ内を冷却水が流れている。 そのため、 欠損が冷却パイプ 3 3に 到達すると冷却パイプ 3 3が破損して炉内に水が浸入することになるので、 その 羽口 3 0はもはや使用することができない。 したがって、 欠損が冷却パイプ 3 3 に到達するまでの期間が羽口の寿命と考えることができる。
このように考えると、 羽口突出長さ Lが 6 0 0 mmを超えることは羽口の寿命 が著しく短くなると同時に、 操業中に冷却パイプ 3 3が破損して炉内に水が浸入 するトラブルが発生する危険性が高くなることを示している。
したがって、 羽口突出長さ Lは 6 0 O mm以下にすることが、 羽口寿命と冷却 パイプ«による炉内トラプル防止の観点から、 好ましいと言える。
もっとも、 微粉炭単独での吹込みの場合よりも、 炉内最高温度位置をさらに炉 内側に移動させて、 炉壁からの熱損失 (heat loss)をさらに小さくして低還元材比 操業を実現するには、 羽口の突出長さ Lを高炉内壁面 2から炉内側へ 6 0 0 mm 以下の範囲でさらに長くしてもよい。 羽口の突出長さ Lが 6 0 O mm以下の範囲 であれば、 前述で述べたように、 羽口寿命が極端に短くなることがなく実用に供 することができるからである。
さらに好ましくは、 下記の理由から 3 5 0〜4 0 O mmである。
下記の実施の形態においては、 高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lが 4 0 0 mmに設定された羽口を用いた例を示す。 羽口における高炉内壁面 2から炉内 側への突出長さ Lは気体還元材吹込み用ランス 5を炉内側に配置するためのもの であり、 必ずしも 4 0 O mmである必要はなく、 都市ガス吹込みによる炉内最高 温度位置のシフト分だけ突出長さを長くしたものであればよい。 発明者の考察に よれば、 都市ガス吹込みによる炉内最高温度位置のシフト分は 5 0〜1 0 O mm であるので、 羽口の突出長さは通常よりも 5 0〜1 0 O mm長くして、 3 5 0〜 4 0 O mmの範囲であればよい。
図 8は本実施の形態に係る高炉への還元材吹込み装置の要部の説明図である。 本実施の形態に係る気体還元材吹込み装置は、 高炉羽口から微粉炭と気体還元 材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lが 4 0 O mmに設定された羽口 1を備え、 羽口 1に接続されたブローパイプ 3 内に、 気体還元材としての都市ガスを吹込む気体還元材吹込み用ランス 5と、 固 体還元材としての微粉炭を吹込む固体還元材吹込み用ランス 7とを、 両者が交差 するように設置したものである。
羽口における高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lを 4 0 0 mmに設定した のは、 通常の羽口における高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lが約 3 0 0 m mであることから、 都市ガス吹込みによる最高温度位置のシフト量である 1 0 0 mmだけ羽口 1の炉内側への突出長さを長くして、 都市ガス吹込み位置を 1 0 0 mm炉内側に移動できるようにするためである。
気体還元材吹込み用ランス 5はブローパイプ 3の周壁からプロ一パイプ 3の中 心に向けて斜めに揷入され、 プロ一パイプ 3の中心近傍でプ口一パイプ 3の軸線 に平行な方向に屈曲されている。 そして、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端部 5 aが羽ロ炉内側先端部 1 aと同位置に配置されている。
固体還元材吹込み用ランス 7は、 気体還元材吹込み用ランス 5と同様にブロー パイプの周壁からプロ一パイプ 3の中心に向けて斜めに揷入されて設置されてい る。 そして、 固体還元材吹込み用ランス 7の先端に位置する固体還元材吹込み口 7 aは気体還元材吹込み用ランス 5との交差位置よりも若干だけ炉內側に延出し ており、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 a よりも炉外側に配置されている。
気体還元材吹込み用ランス 5の後端側は都市ガスを供給する都市ガス供給管に 連結されており、 都市ガス供給管には図示しない都市ガス供給装置から所定圧力、 所定量の都市ガスが供給される。
また、 固体還元材吹込み用ランス 7の後端側は、 図示しない微粉炭製造装置に よつて製造される微粉炭を気流搬送する微粉炭気流搬送管に連結されている。
上記のように構成された還元材吹込み装置においては、 気体還元材吹込み用ラ ンス 5から都市ガスが所定量吹込まれ、 また固体還元材吹込み用ランス 7から微 粉炭が所定量吹込まれる。 吹込まれた都市ガス及ぴ微粉炭は還元材としてコーク スの代替として機能する。 そして、 本実施の形態 3においては、 高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ L が 4 0 O mmに設定された羽口 1を備え、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に 位置する気体還元材吹込み口 5 aが羽ロ炉内側先端近傍に配置されているので、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 aが通常よ りも約 1 0 0 mm炉内側に配置されていることになり、 炉内炉内最高温度位置を 通常の微粉炭のみの吹込みと同様の位置にすることができる。
このように本実施の形態 3においては、 高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lが通常よりも約 1 0 O mm長い 4 0 O mmに設定された羽口 1を用いると共に 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 aが羽ロ炉 内側先端近傍に配置したことにより、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置 する気体還元材吹込み口 5 aが通常よりも約 1 0 O mm炉内側に配置することが でき、 都市ガス吹込みによる炉内最高温度位置のシフトを回避できる。
上記の実施の形態 3においては、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置す る気体還元材吹込み口 5 aの位置を羽ロ炉内側先端 1 aと同位置に配置した例を 示したが、 気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 aの位置は、 都市ガス吹込みによる炉内最高温度位置のシフト分だけ炉内側に延 出させることを本質としているので、 羽口の炉内側延出長さを前記シフト分より も長くした場合には、 必ずしも羽ロ炉内側先端 1 aと一致させる必要がない。 もっとも、 気体還元材吹込み用ランス 5から吹込まれる都市ガスがブ口一パイ プ 3又は羽口 1内で燃焼することによるガスポリユーム増大に起因する圧損が生 ずることがない位置にする必要があり、 その意味では、 羽ロ炉内側先端 l aから 炉外側に 0〜5 0 mm、 さらに好ましくは、 0〜 2 5 mmの範囲に配置されるこ とが好ましい。
また、 上記の実施の形態 1、 2および 3においては、 いずれも気体還元材吹込 み用ランス 5の先端に位置する気体還元材吹込み口 5 aを羽ロ炉内側先端近傍に 配置したので、 供給される都市ガスが羽口内やブローパイプ内で燃焼することが なく、 羽口内やプロ一パイプ内で燃焼した場合に発生するガスボリユームの増大 に起因する圧損の問題がない。 また、 都市ガスの燃焼が炉内で行なわれるので、 羽口 1やプロ一パイプ 3の周囲を冷却している冷却装置に過大な熱負荷をかける こともなく、 また、 熱ロスも少ない。
また、 上記の実施の形態 1、 2および 3においては、 いずれも固体還元材吹込 み用ランス 7を、 気体還元材吹込み用ランス 5と交差して配置したので、 固体還 元材吹込み用ランス 7から噴出される微粉炭が気体還元材吹込み用ランス 5に直 接吹きかけられることがなく、 気体還元材吹込み用ランス 5の損耗を防止できる。 また、 上記の実施の形態 1、 2および 3においては、 いずれも気体還元材吹込 み用ランス 5の先端部近傍を屈曲または、 湾曲して、 ブローパイプ 3の軸線に平 行な方向になるようにし、 かつ都市ガス吹き出し位置が羽口中心位置になるよう にしたので、 都市ガスを炉内に偏りなく吹込むことができ、 安定的な操業ができ る。 安定的な操業をするためには、 都市ガス吹込み位置は羽口が円形の場合、 羽 口の中心軸から半径が羽口口径の 6分の 1以内とするのが好ましい。
都市ガスの吹込みに偏りがあれば、 炉内の還元反応に偏りが生じ、 装入物の降 下異常等の操業状態の悪化を誘発し、 結果として、 還元効率が悪化する。
なお、 気体還元材吹込み用ランス 5内を通過するのは気体であることから、 気 体還元材吹込み用ランスを屈曲または、 湾曲させても管の閉塞や損耗の心配はな い。
なお、 上記の実施の形態 1， 2および 3において気体還元材の例として、 都市 ガスを例に挙げたが、 その他にも液化天然ガス （L N G) 、 液化石油ガス （L P G) 、 コークスガス （C O G) などを用いてもよい。
また、 上記の実施の形態 1， 2および 3においては、 固体還元材の例として微 粉炭を例に挙げたが、 その他に、 微粒化した合成樹脂、 木材チップなどを用いて もよい。
さらに、 上記の実施の形態 1， 2および 3においては、 気体還元材と固体還元 材の両方を吹込む例を示したが、 気体還元材のみを吹込む場合であっても同様で ある。 実施例 1
本発明の効果を確認するために、 高炉を模擬したコークス充填型試験燃焼炉を 用いて都市ガス吹込みと圧損との関係を検証した。
コータス充填型試験燃焼炉 1 0は、 図 2に示したコークス充填型試験燃焼炉を 用いた。
上記のように構成されたコークス充填型試験燃焼炉 1 0においては、 高炉と同 様に羽口 1 1から熱風を吹込むと共に固体還元材としての微粉炭と気体還元材と しての都市ガスを吹き込み、 炉内のコータスを燃焼させる。
本実施例では、 羽ロ炉内側先端から 2 0 O mmの位置で微粉炭及ぴ都巿ガスの 吹込みを行う場合 （比較例） と、 都市ガスを羽ロ炉内側先端位置で吹き込みその 後方から羽ロ炉内側先端から 2 0 O mmの位置で微粉炭の吹込みを行う場合 （本 発明例） の、 2つの場合を行なった。 なお、 本実施例で用いた都市ガスの組成は、 メタンガス 88. 5体積0 /0、 ェタンガス 4. 6体積0 /0、 プロパンガス 5. 4体積0 /0、 プタ ンガス 1. 5体積0 /0で、 カロリーは、 11800kcal/kgである。 また、 本実施例で用い た微粉炭は、 7 4 μ mのメッシュ間隔の篩いを通過した微粒子が 8 0 %で、 銘柄 は、 Blackwater炭である。
図 3、 図 4は上記 2つの場合のコータス充填型試験燃焼炉 1 0による試験結果 をグラフ化したものであり、 図 3、 図 4は共に縦軸が圧損 （k P a ) 、 横軸が時 間 （m i n ) を示している。 図 3が比較例の場合であり、 図 4が本発明の実施例 の場合である。 なお、 ここで圧損とは、 入側圧力計 1 5で計測される入側圧力と 出側圧力計 2 1で計測される出彻 J圧力の差をいう。
図 3に示すように、 比較例においては都市ガスの吹込みを開始した時点 （実験 の開始から約 4 0分の時点） で圧損が約 4 k P aから約 6 k P aに上昇している。 これは、 都市ガスの吹込みによって羽口内で都市ガスが燃焼し、 ガスボリューム の増大によつて流路抵抗が増し、 圧損が上昇したものと考えられる。
他方、 本発明の実施例の場合にほ、 都市ガスの吹込みを開始しても圧損の大き な変化はない。 このように、 本発明の実施例によれば、 気体還元材としての都市ガスを吹込ん でも圧損が生じないことが検証された。
次に、 都市ガス吹込み位置と圧損との関係を調べるために、 都市ガスの吹込み 位置を羽ロ炉内側先端から徐々に炉外側に移動させて圧損変化率を求めた。 圧損 変化率とは、 前述したように、 都市ガス吹込み後圧損を都市ガス吹込み前圧損で 除算したものである。
図 5は圧損変化率と都市ガス吹込み位置との関係を示したグラフであり、 縦軸 が圧損変化を、 横軸が羽ロ炉内側先端からの距離を示している。
図 5から分かるように、 羽ロ炉内側先端から 5 O mmまでは圧損変化率 1 . 0 でほぼ横ばいであり、 5 0 mmを超えた地点から圧損変化率が急上昇している。 このことから、 圧損を生ずることなく都市ガスを吹込むことができる位置とし ては、 羽ロ炉内側先端から炉外側に 5 0 mmまでの範囲であると認められる。 なお、 圧損の発生を確実に防止することを考えれば、 都市ガス吹込み位置は羽 ロ炉内側先端から炉外側に 2 5 mmまでの範囲にするのがより望ましい。
上記の試験炉による検証結果から本発明例のようにして気体還元材を吹き込む ようにすれば、 圧損の問題を生じないことがわかった。 そこで、 この点が高炉の 実操業に与える影響についての検証を行なった。 検証結果を表 2に示す。
表 2
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表 2においては、 微粉炭のみ吹き込み、 都市ガスの吹込み無しの場合 （以下に おいて 「ベース操業」 という。 ） を左欄に、 羽ロ炉内側先端から 2 0 O mmの位 置で微粉炭 (PC (Pulverized Coal) : 1 0 0 k g /T) 及ぴ都市ガス （5 0 k g /丁) の吹込みを行った場合 （以下において 「比較例」 という。 ） を中央欄に、 図 1に示した本発明例のランスを用いて比較例と同様に微粉炭 (PC (Pulverized Coal) : 1 00 k g/T) 及び都市ガスを 50 (k g/T) 吹込んだ場合 （都巿ガ スを羽ロ炉内側先端位置で吹き込みその後方から羽ロ炉内側先端から 200mm の位置で微粉炭の吹込みを行う場合、 以下において 「本発明例」 という。 ） を右 欄にそれぞれ記載している。
表 2における送風量の欄を見ると、 ベース操業では 8005 (NrnVm i n) 、 比較例では 7 930 (NmVm i n) 、 本発明例では 7 770 (NmVm i n) となっている。 これは、 本発明例の都市ガス吹込み構造を用いることで、 都 市ガスを吹込む場合にもベース操業の場合と同様の送風が可能であることを示し ている。 これは、 都市ガスを吹込んでも圧損が生じないことの効果である。
還元材比（RAR (Reducing Agent rate))の欄を見ると、 ベース操業では還元材比 が 500 (k g/T) であったのが、 本発明例では 490 (k g/T) に低下し ており、 還元効率が向上したことが分かる。 このことは、 還元効率の高い都市ガ スを還元材として効果的に利用できたことを示している。 他方、 比較例では本発 明例と同量の都市ガスを吹込んでいるにもかかわらず、 還元材比は 520 (k g /T) であり、 ベース操業の場合よりも還元材比が高くなつている。 これは還元 効率のよい都市ガスを吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や 操業の不安定化が助長され還元材として効果的に利用できなかつたことを示して いる。
また、 コータス比（CR)の欄を見ると、 ベース操業ではコークス比が 400 (k g/T) であったのが、 本発明例では 340 (k g/T) になっており、 コーク ス比が 60 (k g/T) 低下したことが分かる。 都市ガスを 50 (k g/T) 吹 込んだことによってコークス比が 60 (k g/T) 低下しており、 このことは、 吹込んだ都市ガスがコータスと効果的に置換 （コータス置換率： 60/50=4.20) さ れていることを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の都市ガスを吹込 んでいるにもかかわらず、 コータス比は 3 70 (k g/T) であり、 ベース操業 の場合より 3 0 (k g/T) 低下したにすぎない。 これは還元効率のよい都巿ガ スを吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が 助長されコータスとの置換 （コータス置換率： 30/50=0. 60) が効果的にできなか つたことを示している。 結果的に、 コークス置換率の欄に数値を示すが、 比較例 では 0. 60であったのに対し、 本発明では 1. 20と大きくなつており、 コータスの 削減効果が大きいことが分かる。 なお、 コータス置換率は、 コークス比の削減量 を都市ガス比で除して求めた。
さらに、 表 2の出銑量の欄を見ると、 ベース操業では出銑量が 1 1 5 0 0 (T /D) であったのが、 本発明例では 1 1 7 0 0 (T/D) に増えており、 還元効 率のよい都市ガスを吹込んだ効果が、 出銑量に反映されている。 他方、 比較例に おいては、 出銑量が 1 1 0 0 0 (T/D) であり、 ベース操業の場合よりも減少 している。 これは、 還元効率のよい都市ガスを吹込んだにもかかわらず、 その吹 込み方が適切でなかったため、 圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化 が助長され還元材を効果的に利用できなかったためである。
このように、 都市ガスのような還元効率の高い気体還元材を吹込んでも、 その 吹込み方が不適切であれば、 効果的な高炉操業ができない。
この点、 本発明によれば、 効果的な高炉操業が実現され、 その効果は絶大であ る。
(実施例 2 ) (気体還元材が、 L N G)
実施例 1の都市ガスを液化天然 （L N G) ガスに代えて、 試験炉での検証と高 炉の実粧業に与える影響について、 検証を行った。 なお、 試験の条件は、 都巿ガ スを L NGガスに代えた以外は、 実施例 1と同じ方法で行った。 なお、 本実施例 で用いた L N Gガスの組成は、 メタンガス： 88. 8体積％、 ェタンガス ： 5. 6体 積0ん プロパンガス ： 3. 7体積％、 ブタンガス： 1. 8体積0 /0で、 カロリーは、 11800kcal/kgである。 また、 本実施例で用いた微粉炭は、 7 4 μ ιηのメッシュ間 隔の篩いを通過した微粒子が 8 0 %で、 銘柄は、 Blackwater炭である。 その結果、 本発明の範囲で、 気体還元材を吹き込むようにすれば、 圧損の問題 を生じないことが分かった。 また、 高炉の実操業に与える影響について、 検証を 行った効果を表 3に示す。 表 3
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表 3においては、 LNGガスの吹込み無しの場合 （以下において 「ベース操 業」 という。 ） を左欄に、 羽ロ炉内側先端から 20 Ommの位置で微粉炭及び L NGガス （50k g/ T) の吹込みを行った場合 （以下において 「比較例」 とい う。 ) を中央欄に、 図 1に示した本発明例のランスを用いて比較例と同様に LN Gガスを 50 (k g/T) 吹込んだ場合 （LNGガスを羽ロ炉内側 端位置で吹 き込みその後方から羽ロ炉内側先端から 20 Ommの位置で微粉炭の吹込みを行 う場合、 以下において 「本発明例」 という。 ） を右欄にそれぞれ記載している。 表 3における送風量の欄を見ると、 ベース操業では 8005 (NmVm i n) 比較例では 7930 (NmVm i n) 、 本発明例では 7770 (NmVm i n) となっている。 これは、 本発明例の LNGガス吹込み構造を用いることで、 都市ガスを吹込む場合にもベース操業の場合と同様の送風が可能であることを示 している。 これは、 LNGガスを吹込んでも圧損が生じないことの効果である。 還元材比の欄を見ると、 ベース操業では還元材比が 500 (k g/T) であつ たのが、 本発明例では 495 (k g/T) に低下しており、 還元効率が向上した ことが分かる。 このことは、 還元効率の高い LNGガスを還元材として効果的に 利用できたことを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の LNGガスを 吹込んでいるにもかかわらず、 還元材比は 522 (k g/T) であり、 ベース操 業の場合よりも還元材比が高くなっている。 これは還元効率のよい LNGガスを 吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が助長 され還元材として効果的に利用できなかったことを示している。
また、 コークス比の欄を見ると、 ベース操業ではコータス比が 400 (k g/ T) であったのが、 本発明例では 34 5 (k g/T) になっており、 コータス比 が 5 5 (k g/T) 低下したことが分かる。 LNGガスを 50 (k g/T) 吹込 んだことによってコータス比が 5 5 (k g/T) 低下しており、 このことは、 吹 込んだ LNGガスがコータスと効果的に置換 （コークス置換率： 55/50=1.10) さ れていることを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の LNGガスを吹 込んでいるにもかかわらず、 コータス比は 3 72 (k g/T) であり、 ベース操 業の場合より 28 (k gZT) 低下したにすぎない。 これは還元効率のよい LN Gガスを吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定 化が助長されコータスとの置換 （コータス置換率： 28/50=0.56) が効果的にでき なかったことを示している。 実施例 1と同様、 コータス置換率は比較例では 0.58 であったのに対し、 本発明では 1.10と大きくなつていることが分かる。
さらに、 表 3の出銑量の欄を見ると、 ベース操業では出銑量が 1 1 500 (T /D) であったのが、 本発明例では 1 1 600 (T/D) に増えており、 還元効 率のよい LNGガスを吹込んだ効果が、 出銑量に反映されている。 他方、 比較例 においては、 出銑量が 1 1 200 (T/D) であり、 ベース操業の場合よりも減 少している。 これは、 還元効率のよい LNGガスを吹込んだにもかかわらず、 そ の吹込み方が適切でなかったため、 圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安 定化が助長され還元材を効果的に利用できなかったためである。
このように、 LNGガスのような還元効率の高い気体還元材を吹込んでも、 そ の吹込み方が不適切であれば、 効果的な高炉操業ができない。
この点、 本発明によれば、 効果的な高炉操業が実現され、 その効果は絶大であ る (実施例 3) (気体還元材が、 LPG)
実施例 1の都市ガスをプロパンガス （LPG) に代えて、 試験炉での検証と高 炉の実粧業に与える影響について、 検証を行った。 なお、 試験の条件は、 都市ガ スを L P Gガスに代えた以外は、 実施例 1と同じ方法で行つた。 なお、 本実施例 で用いた LP Gガスの組成は、 プロパンガス ： 95体積％、 ブタンガス ： 5体 積％で、 カロリーは、 lllOOkcal/kgである。 また、 本実施例で用いた微粉炭は、 74 μ mのメッシュ間隔の篩いを通過した微粒子が 80 %で、 銘柄は、
Blackwater炭である。
その結果、 本発明の範囲で、 気体還元材を吹き込むようにすれば、 圧損の問題 を生じないことが分かった。 また、 高炉の実操業に与える影響について、 検証を 行った効果を表 4に示す。
表 4
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表 4においては、 LPGガスの吹込み無しの場合 （以下において 「ベース操 業」 という。
) を左欄に、 羽ロ炉内側先端から 20 Ommの位置で微粉炭及び LPGガス （5 0 k g/T) の吹込みを行った場合 （以下において 「比較例」 という。 ） を中央 欄に、 図 1に示した本発明例のランスを用いて比較例と同様に LP Gガスを 50 (k gZT) 吹込んだ場合 （LPGガスを羽ロ炉内側先端位置で吹き込みその後 方から羽ロ炉内側先端から 200 mmの位置で微粉炭の吹込みを行う場合、 以下 において 「本発明例」 という。 ） を右欄にそれぞれ記載している。 表 4における送風量の欄を見ると、 ベース操業では 8005 (NmVm i n) 比較例では 7900 (NmVm i n) 、 本発明例では 7890 (Nm3/m i n) となっている。 これは、 本発明例の LP Gガス吹込み構造を用いることで、 都市ガスを吹込む場合にもベース操業の場合と同様の送風が可能であることを示 している。 これは、 LPGガスを吹込んでも圧損が生じないことの効果である。 還元材比の欄を見ると、 ベース操業では還元材比が 500 (k g/T) であつ たのが、 本発明例では 488 (k g/T) に低下しており、 還元効率が向上した ことが分かる。 このことは、 還元効率の高い LP Gガスを還元材として効果的に 利用できたことを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の LP Gガスを 吹込んでいるにもかかわらず、 還元材比は 517 (k g/T) であり、 ベース操 業の場合よりも還元材比が高くなっている。 これは還元効率のよい LP Gガスを 吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が助長 され還元材として効果的に利用できなかったことを示している。
また、 コークス比の欄を見ると、 ベース操業ではコークス比が 400 (kg/ T) であったのが、 本発明例では 338 (k g/T) になっており、 コータス比 が 62 (k g/T) 低下したことが分かる。 LPGガスを 50 (k g/T) 吹込 んだことによってコータス比が 62 (k g/T) 低下しており、 このことは、 吹 込んだ LNGガスがコータスと効果的に置換 （コータス置換率： 62/50=1.24) さ れていることを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の LP Gガスを吹 込んでいるにもかかわらず、 コークス比は 367 (k g/T) であり、 ベース操 業の場合より 33 (k g,T) 低下したにすぎない。 これは還元効率のよい LP Gガスを吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定 化が助長されコータスとの置換 （コークス置換率： 33/50=0.66) が効果的にでき なかったことを示している。
さらに、 表 4の出銑量の櫚を見ると、 ベース操業では出銑量が 11500 (T /D) であったのが、 本発明例では 11900 (T/D) に増えており、 還元効 率のよい LP Gガスを吹込んだ効果が、 出銑量に反映されている。 他方、 比較例 においては、 出銑量が 11400 (T/D) であり、 ベース操業の場合よりも減 少している。 これは、 還元効率のよい LP Gガスを吹込んだにもかかわらず、 そ の吹込み方が適切でなかったため、 圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安 定化が助長され還元材を効果的に利用できなかったためである。
このように、 LPGガスのような還元効率の高い気体還元材を吹込んでも、 そ の吹込み方が不適切であれば、 効果的な高炉操業ができない。
この点、 本発明によれば、 効果的な高炉操業が実現され、 その効果は絶大であ る .
(実施例 4) (気体還元材が、 COG)
実施例 1の都市ガスをコークスガス （COG) に代えて、 試験炉での検証と高 炉の実粧業に与える影響について、 検証を行った。 なお、 試験の条件は、 都市ガ スを C O Gガスに代えた以外は、 実施例 1と同じ方法で行つた。 なお、 本実施例 で用いた COGガスの組成は、 水素： 58.5体積0 /。、 〇0ガス： 6.4体積％、 COz ガス ： 2.0体積％、 メタンガス： 27.4体積％、 エチレンガス ： 2.6体積％、 ]^2ガ ス 2体積。/。、 その他で、 カロリーは、 4580kcal/Nm3である。 また、 本実施例で用い た微粉炭は、 74 μ mのメッシュ間隔の篩いを通過した微粒子が 80 %で、 銘柄 は、 Blackwater炭である
その結果、 本発明の範囲で、 気体還元材を吹き込むようにすれば、 圧損の問題 を生じないことが分かった。 また、 高炉の実操業に与える影響について、 検証を 行った効果を表 5に示す。
表 5
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表 5においては、 COGガスの吹込み無しの場合 （以下において 「ベース操 業」 という。 ） を左欄に、 羽ロ炉内側先端から 20 0mmの位置で微粉炭及び C OGガス （5 0 k gZT) の吹込みを行った場合 （以下において 「比較例」 とい う。 ） を中央欄に、 図 1に示した本発明例のランスを用いて比較例と同様に CO Gガスを 5 0 (k g/T) 吹込んだ場合 （COGガスを羽ロ炉内側先端位置で吹 き込みその後方から羽ロ炉内側先端から 20 0mmの位置で微粉炭の吹込みを行 う場合、 以下において 「本発明例」 という。 ） を右欄にそれぞれ記載している。 表 5における送風量の欄を見ると、 ベース操業では 8 0 0 5 (NmVm i n) 、 比較例では 7 78 0 (NmVm i n) 、 本発明例では 7 7 6 0 (Nm3/m i n) となっている。 これは、 本発明例の COGガス吹込み構造を用いることで、 C O Gガスを吹込む場合にもベース操業の場合と同様の送風が可能であることを 示している。 これは、 COGガスを吹込んでも圧損が生じないことの効果である。 還元材比の欄を見ると、 ベース操業では還元材比が 50 0 (k g/T) であつ たのが、 本発明例では 5 0 0 (k g/T) と変化はないが、 比較例では同量の C OGガスを吹込んでいるにもかかわらず、 還元材比は 5 2 9 (k g/T) まで上 昇している。
また、 コークス比の欄を見ると、 ベース操業ではコークス比が 4 0 0 (k gZ T) であったのが、 本発明例では 3 5 0 (k g/T) まで低下しており、 高価な コークスを 5 0 (k g/T) 削減できていることが分かる （コークス置換率： 50/50=1.00) 。 他方、 比較例では本発明例と同量の COGガスを吹込んでいるに もかかわらず、 コークス比は 3 7 9 (k g/T) であり、 ベ"ス操業の場合より . 2 1 (k g/T) 低下したにすぎない。 これは還元効率のよい COGガスを吹込 んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が助長され コータス （コータス置換率： 21/50=0.42) との置換が効果的にできなかったこと を示している。
さらに、 表 5の出銑量の欄を見ると、 ベース操業では出銑量が 1 1 3 0 0 (T /Ώ) であったのが、 本発明例では 1 1 90 0 (T/D) に増えており、 還元効 率のよい COGガスを吹込んだ効果が、 出銑量に反映されている。 他方、 比較例 においては、 出銑量が 1 1 3 0 0 (T/D) であり、 ベース操業の場合よりも減 少している。 これは、 還元効率のよい C O Gガスを吹込んだにもかかわらず、 そ の吹込み方が適切でなかったため、 圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安 定化が助長され還元材を効果的に利用できなかったためである。
このように、 C O Gガスのような還元効率の高い気体還元材を吹込んでも、 そ の吹込み方が不適切であれば、 効果的な高炉操業ができない。
この点、 本発明によれば、 効果的な高炉操業が実現され、 その効果は絶大であ る。
(実施例 5 ) (固体還元材が、 合成樹脂）
実施例 1の微粉炭を合成樹脂 （灰分 3. 0maSS% (db)， C : 85. Omass (daf) , H: 15mass% (daf) ) に代えて、 試験炉での検証と高炉の実粧業に与える影響につい て、 検証を行った。 なお、 試験の条件は、 微粉炭を合成樹脂に代えた以外は、 実 施例 1と同じ方法で行った。 なお、 本実施例で用いた合成樹脂は、 平均粒径が 6. 5膽で、 樹脂の種類は、 ポリエチレンである。
その結果、 本発明の範囲で、 気体還元材を吹き込むようにすれば、 圧損の問題 を生じないことが分かった。 また、 高炉の実操業に与える影響について、 検証を 行った効果を表 6に示す。
表 6
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表 6においては、 都市ガスの吹込み無しの場合 （以下において 「ベース操業」 という。 ） を左欄に、 羽ロ炉内側先端から 2 0 O mmの位置で合成樹脂及び都市 ガス （s ok gZT) の吹込みを行った場合 （以下において 「比較例」 とい う。 ） を中央欄に、 図 1に示した本発明例のランスを用いて比較例と同様に都巿 ガスを 5 0 (k gZT) 吹込んだ場合 （都市ガスを羽ロ炉内側先端位置で吹き込 みその後方から羽ロ炉内側先端から 2 0 Ommの位置で合成樹脂の吹込みを行う 場合、 以下において 「本発明例」 という。 ) を右欄にそれぞれ記載している。
表 6における送風量の欄を見ると、 ベース操業では 7 8 70 (NmVm i n) 、 比較例では 7 9 5 0 (NmVm i n) 、 本発明例では 7 8 00 (NmVm i n) となっている。 これは、 本発明例の都市ガス吹込み構造を用いることで、 都 巿ガスを吹込む場合にもベース操業の場合と同様の送風が可能であることを示し ている。 これは、 都市ガスを吹込んでも圧損が生じないことの効果である。
還元材比の欄を見ると、 ベース操業では還元材比が 50 3 (k g/T) であつ たのが、 本発明例では 4 9 3 (k g/T) に低下しており、 還元効率が向上した ことが分かる。 このことは、 還元効率の高い都市ガスを還元材として効果的に利 用できたことを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の都市ガスを吹込 んでいるにもかかわらず、 還元材比は 5 2 0 (k g/T) であり、 ベース操業の 場合よりも還元材比が高くなつている。 これは還元効率のよい都市ガスを吹込ん だにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が助長され還 元材として効果的に利用できなかつたことを示している。
また、 コークス比の欄を見ると、 ベース操業ではコークス比が 40 3 (k gZ T) であったのが、 本発明例では 34 3 (k g/T) になっており、 コータス比 が 6 0 (k g/T) 低下したことが分かる。 都市ガスを 5 0 (k g/T) 吹込ん だことによってコータス比が 6 0 (k g/T) 低下しており、 このことは、 吹込 んだ都市ガスがコータスと効果的に置換 （コータス置換率： 60/50=1.20) されて いることを示している。 他方、 比較例では本発明例と同量の都市ガスを吹込んで いるにもかかわらず、 コークス比は 3 7 0 (k g/T) であり、 ベース操業の場 合より 3 3 (k gZT) 低下したにすぎない。 これは還元効率のよい都市ガスを 吹込んだにもかかわらず圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化が助長 されコータスとの置換 （コータス置換率： 33/50=0. 66) が効果的にできなかった ことを示している。
さらに、 表 6の出銑量の欄を見ると、 ベース操業では出銑量が 1 1 5 0 0 (T /D) であったのが、 本発明例では 1 1 7 0 0 (T/D) に増えており、 還元効 率のよい都市ガスを吹込んだ効果が、 出銑量に反映されている。 他方、 比較例に おいては、 出銑量が 1 1 4 0 0 (T/D) であり、 ベース操業の場合よりも減少 している。 これは、 還元効率のよい都市ガスを吹込んだにもかかわらず、 その吹 込み方が適切でなかったため、 圧損上昇により、 送風量の低下や操業の不安定化 が助長され還元材を効果的に利用できなかったためである。
このように、 都市ガスのような還元効率の高い気体還元材を吹込んでも、 その 吹込み方が不適切であれば、 効果的な高炉操業ができない。
この点、 本発明によれば、 効果的な高炉操業が実現され、 その効果は絶大であ る 実施例 6
実施の形態 2の効果を実証するために図 2に示したコークス充填型試験燃焼炉 によって、 都市ガス吹込がある場合とない場合について微粉炭吹込み位置による 影響を調査する実験を行った。 なお、 都市ガス吹込み位置は羽ロ炉内先端から 2 5 mmで一定とした。
図 6に微粉炭吹込み位置を羽口先端から 5 0 mmごとに変化させた場合の、 微 粉炭吹込み位置と排ガス中のダスト捕集量との関係を示したグラフを示す。 図 6 においては、 縦軸がダスト捕集量を示し、 横軸が微粉炭吹込み位置を示している。 図 6のグラフに示されるように、 排ガス中のダスト捕集量は、 都市ガス吹込み ある場合もない場合も、 微粉炭の吹込み位置が羽口先端から炉外側に後退するほ ど減少している。 これは、 羽口先端からの距離が長くなるほど、 プロ一パイプ内 での微粉炭の予熱が十分となり、 微粉炭の炉內での燃焼性が向上することを示し ている。 また、 都市ガス吹込みを行った場合の方が、 排ガス中のダスト捕集量が減少し ていることから、 都市ガスの炉内における燃焼熱による助燃効果により、 微粉炭 の燃焼性が向上しているものと考えられる。
図 6のグラフから羽口先端近傍にて都市ガス吹込みを行った場合には、 微粉炭 吹込み位置が羽口先端から 5 O mmであっても、 排ガス中のダスト捕集量は都市 ガス吹込みのない場合のほぼ最低値と同等程度であることが分かる。 このことか ら、 実施の形態 2で述べた微粉炭吹込み位置が羽口先端から 5 0 mmであっても 通気性の問題が生じないことが実証された。
図 7は微粉炭吹込み位置を羽口先端から 5 0 mmごとに変化させた場合の、 微 粉炭吹込み位置と圧損の関係を示したグラフを示している。 図 7においては、 縦 軸が圧損を示し、 横軸が微粉炭吹込み位置を示している。
図 7に示されるように、 都市ガス吹込みがない場合、 羽口先端からの距離が 1 5 0 mmを超えると圧損が急上昇するのに対して、 都市ガス吹込みがある場合、 羽口先端からの距離が 2 0 O mmを超えるまで圧損の上昇が認められない。 これは、 都市ガスを吹込んだ場合には、 都市ガスの燃焼が炉内における羽口先 端近傍付近で起こっているため、 ブローパイプから送られる熱風中の酸素が羽口 先端近傍で消費され、 この位置での微粉炭の燃焼が起こりにくくなり、 圧損が上 昇する微粉炭吹込み位置が羽口先端から炉外側に約 5 0 mmずれたものと考えら れる。
このように図 7のグラフから、 羽口先端近傍にて都市ガス吹込みを行つた場合 には、 微粉炭吹込み位置が羽口先端から 2 0 O mmであっても、 圧損は都市ガス 吹込みのない場合のほぼ最低値と同等程度であることが分かる。 このことから、 実施の形態 2で述べた微粉炭吹込み位置が羽口先端から 2 0 O mmであっても圧 損の問題が生じないことが実証された。
以上のように、 気体還元材の吹込み位置を羽口先端から 0〜 5 0 mmの範囲に 設定した場合には、 固体還元材の吹込み位置は気体還元材吹込み位置よりも炉外 側で羽口先端から 2 0 O mmの範囲に設定するのが望ましいことが実証された。 また、 図 6、 図 7によれば、 ダスト捕集量がより少なくかつ圧損も小さくする ためには、 固体還元材の吹込み位置を羽口先端から 7 5〜2 0 O mmの範囲に設 定するのがより望ましいことが分かる。 実施例 7
本発明の効果を確認するために、 前述の図 2に示した高炉を模擬したコークス 充填型試験燃焼炉を用いて、 図 8に示した実施の形態についての炉内最高温度位 置を測定した。 その結果を図 9に示す。
図 9に示されるように、 炉内最高温度位置は羽口先端から約 5 0 O mmの位置 にあり、 前述の図 1 0で示した都市ガスの吹込みを行わなかった場合と同様とな つた
このことから、 高炉内壁面 2から炉内側への突出長さ Lが 4 0 O mmに設定さ れた羽口 1を用いると共に気体還元材吹込み用ランス 5の先端に位置する気体還 元材吹込み口 5 aが羽ロ炉内側先端近傍に配置したことにより、 都市ガス吹込み による炉内最高温度位置のシフトを回避できることが実証された。 産業上の利用可能性
本発明においては、 気体還元材の吹込み位置を高炉羽口の炉内側先端部近傍と したことにより、 気体還元材を羽口及びプロ一パイプ内で燃焼させることなく炉 内で燃焼させることができ、 プロ一パイプ内での圧損の発生を防止できる。 その 結果、 還元効率を低下させることなく気体還元材を効果的に利用でき、 コークス 置換率を高めることができる。 また、 羽ロ及ぴプロ一パイプ等を冷却する冷却設 備の熱負荷を軽減し、 熱ロスを防止できる。
また、 本発明においては、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 O mm〜 6 0 O mmに設定された羽口と、 該羽口の炉内側先端部近傍に設けられた気体還 元材の吹き込み口と、 を備えたことにより、 都市ガス等の気体還元材を羽口から 吹込む場合にも炉内最高温度位置が炉壁側にシフトするのを防止し、 また炉内最 高温度位置をより炉内側に移動することができ、 羽口の寿命を極端に短くするこ となく高炉炉壁の温度上昇を抑制できる。 その結果、 都市ガス吹き込みによる低 還元材比操業を実現できる。

Claims

請求の範囲
1 . 高炉羽口から気体還元材を吹込む還元材吹込み装置であって、 気体還元材の 吹き込み口が前記高炉羽口の炉内側先端部近傍に設けられた高炉への還元材吹込 み装置。
2 . 高炉羽口から気体還元材を吹込む還元材吹込み装置であって、 気体還元材を 吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還元材吹込み用ランスの吹込み 口を前記高炉羽口の炉内側端部近傍に配置した高炉への還元材吹込み装置。
3 . 気体還元材吹き込み位置を前記高炉羽口の炉内側先端部から炉外側に 0〜 5 0 mmの範囲内に配置した請求項 1または 2に記載の高炉への還元材吹込み装置。
4 . 固体還元材吹込み用ランスを備え、 該固体還元材吹込み用ランスの吹込み口 を気体還元材吹込み用ランスの吹込み口より送風方向上流側に配置した請求項 1 〜 3のいずれか一項に記載の高炉への還元材吹込み装置。
5 . 送風通路内において、 固体還元材吹込み用ランスと気体還元材吹込み用ラン スが交差するように配置した請求項 4記載の高炉への還元材吹込み装置。
6 . 固体還元材吹込み用ランスの吹込み口を高炉羽口の炉内側先端部から炉外側 に 2 0 0 mmの範囲内に配置した請求項 4または 5に記載の還元材吹込み装置。
7 . 気体還元材吹込み用ランスは屈曲部又は湾曲部を有している請求項 1〜 6の V、ずれか一項に記載の高炉への還元材吹込み装置。
8 . 請求項 1〜 7のいずれか 1項記載の高炉への還元材吹込み装置において、 高 炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 0 mm〜6 0 O mmに設定された羽口で ある高炉への還元材吹込み装置。
9 . 請求項 1〜 7のいずれか 1項記載の高炉への還元材吹込み装置において、 高 炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 0 mm〜4 0 0 mmに設定された羽口で ある高炉への還元材吹込み装置。
1 0 . 請求項 8または、 9のいずれか 1項記載の高炉への還元材吹込み装置にお いて、 気体還元材吹き込み用ランスの吹込み口を羽口先端から炉外側に 0〜2 5 mmの範囲内に配置した高炉への還元材吹込み装置。
1 1 . 請求項 1〜1 0のいずれか一項に記載の高炉への還元材吹込み装置を用い て、 該高炉への還元材吹込み装置から少なくとも気体還元材を吹込む高炉操業方 法。
1 2 . 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 Ο πιπ！〜 6 0 0 mmに設定された羽口 と、 該羽ロの炉内側先端部近傍に設けられた気体還元材吹き込み口と、 を備えた ことを特徴とする高炉への還元材吹込み装置。
1 3 . 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 0 mm〜4 0 O mmに設定された羽口 と、 該羽口の炉内側先端部近傍に設けられた気体還元材吹き込み口と、 を備えた ことを特徴とする高炉への還元材吹込み装置。
1 4 . 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 O mm〜6 0 O mmに設定された羽口 と、 気体還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還元材吹込み 用ランスの吹込み口を前記羽口の炉内側端部近傍に配置したことを特徴とする高 炉への還元材吹込み装置。
1 5 . 高炉羽口から少なくとも気体還元材を吹込む還元材吹き込み装置であって、 高炉内壁面から炉内側への突出長さが 3 5 0 mm〜4 0 O mmに設定された羽口 と、 気体還元材を吹込む気体還元材吹込み用ランスを備え、 該気体還元材吹込み 用ランスの吹込み口を前記羽口の炉内側端部近傍に配置したことを特徴とする高 炉への還元材吹込み装置。
1 6 . 気体還元材吹き込み用ランスの吹込み口を羽口先端から炉外側に 0〜 2 5 mmの範囲内に配置したことを特徴とする請求項 1 4または 1 5に記載の高炉へ の還元材吹込み装置。
1 7 . 請求項 1 2〜 1 6のいずれか一項に記載の高炉への還元材吹込み装置を用 いて、 該高炉への還元材吹込み装置から少なくとも気体還元材を吹込む高炉操業 方法。
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