JPH0627284B2

JPH0627284B2 - 高炉の操業方法

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Publication number: JPH0627284B2
Application number: JP22505788A
Authority: JP
Inventors: 健二田村; 浩光上野
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1988-09-08
Filing date: 1988-09-08
Publication date: 1994-04-13
Anticipated expiration: 2009-04-13
Also published as: JPH0273908A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）本発明は、高炉の操業方法、特に、微粉炭吹込みに際し
ての装入物分布制御方法に関する。

（従来の技術）高炉の主要な制御手段は、送風制御と装入物分布制御で
ある。

このうち、送風制御要因としては、送風量、送風温度、
送風湿度、酸素富化率、羽口風速および補助燃料の吹込
み量が重量である。ここで、補助燃料としては、液体燃
料である重油、タール、固体燃料である微粉炭、および
気体燃料である天然ガス、コークス炉ガスが一般に使用
されるが、日本では、石油危機を契機として重油の使用
が中止され、補助燃料を使用しないオールコークス操業
へ変化してきた。しかし、コークス比の低減とオールコ
ークス操業での炉下部不活性、すなわち、炉下部炉壁近
傍での温度低下現象を回避する目的で、最近、微粉炭吹
き込み操業を行う高炉が増加している。なお、欧米諸国
では、天然ガスの吹込み操業を行っている高炉が多い。

一方、装入物分布制御要因としては、炉径方向での、
（鉱石／コークス）の重量比（以下、Ｏ／Ｃと略称す
る）の分布、鉱石およびコークスの粒子径の分布、およ
び、鉱石もしくはコークスの銘柄別の使用比率の分布の
制御が重要である。ここで、装入物分布制御は、ベル式
高炉ではムーバブルアーマーの傾動角の調整によって、
また、ベルレス式高炉では旋回シュートの傾動角および
旋回数の調整によって行われる。

さて、装入物分布制御の最大の課題は、最適な装入物分
布の解明と最適な装入物分布を得るための具体的な制御
方法を確立することである。

しかし、従来の技術では最適な装入物分布の概念が不明
確であり、適切な装入物分布制御技術が確立できないと
いう大きな問題があった。

換言すれば、本来、高炉の操業条件、たとえば、出銑
量、燃料比の水準、あるいは、補助燃料の使用の有無に
よって最適な装入物分布は異なると考えられるが、従来
の技術では、補助燃料の吹込みの有無にかかわらず、普
遍的に適用できる最適な装入物分布があるとの考えが一
般的であって、従来の技術での最適な装入物分布に関す
る定説は、炉中心部のごく近傍を除く、炉内半径方向の
広い範囲にわたってＯ／Ｃを高くする分布であった（鉄
と鋼、６７（１９８１），Ｐ．１５７４）。

ちなみに、前記文献における最適な装入物分布は、炉頂
半径方向でのＣＯガスの利用率ηco（ηco＝ＣＯ₂／
（ＣＯ₂＋ＣＯ），ＣＯ₂，ＣＯ：炉頂ガス中のＣＯ₂，
ＣＯの容量％），あるいは、ガス温度の分布を指標とし
て経験的、統計的に得られたものである。また、従来の
技術では、ηcoあるいはガス温度が、炉径方向で基本的
には均一になるようにして炉中心部と炉壁周辺部での強
いガス流れを確保する（ηcoの低下あるいはガス温度の
上昇）装入物分布を試行錯誤で求める方法であった（鉄
と鋼、６８（１９８２），Ｐ．２３１９）。

また、前記と類似の考え方に基づいて、特開昭５９−６
３０７号公報において、補助燃料吹込み時は装入時のＯ
／Ｃを４以上にすることを提案している。

このように、従来の装入物分布制御の技術では、操業を
行いながらηcoの目標分布が得られるように試行錯誤に
よって装入方法を変更するものである。

つぎに、装入物分布に関する第二の問題は、オールコー
クス操業時に、炉下部の炉壁近傍の温度が低下する現
象、すなわち、炉下部不活性現象が起きやすいことであ
り、この不活性現象の生成原因を解明することが重要な
課題である。

オールコークス操業では、理想的には前記文献（鉄と
鋼、６７（１９８１），Ｐ．１５７４）に示されている
ように、炉径方向のＯ／Ｃを均一にして、かつ、該Ｏ／
Ｃをできるだけ大きくすることが望ましいにもかかわら
ず、実際には炉壁近傍（炉壁から約１ｍの領域）のＯ／
Ｃを減少し、該Ｏ／Ｃと装入時の平均Ｏ／Ｃの比、つま
り、炉壁部の相対Ｏ／Ｃを経済的に０．６−０．９の範
囲に設定している。

つぎに、高炉操業に及ぼす微粉炭吹込みの影響に関し
て、本発明者等は、特公昭６１−１２００２号公報にお
いて、高炉内の羽口前方に形成する燃焼帯（以下、レー
スウェイと称する）における炉径方向のガス組成分布を
測定し、該ガス組成分布に基づいて炉径方向の燃焼ガス
の温度分布を熱力学的に推定する方法を提案し、その推
定方法によって、微粉炭吹込み操業時にはオールコーク
ス操業時に比べて、燃焼焦点、すなわち最高燃焼温度の
位置が炉の中心側から羽口側へ移動することを見出した
が、前記温度分布と炉頂での装入物分布を関連づけるま
でには至っていない。

（発明が解決しようとする課題）本発明の目的は、高炉の重要な制御要因である装入物分
布の制御を行うにあたって、試行錯誤によって最適な装
入物分布を探索しなければならないという従来技術の問
題点を改め、微粉炭吹き込み時の羽口レベル炉径方向の
温度分布から、高炉操業にもってもおおきな影響を及ぼ
す炉壁近傍の適正なＯ／Ｃを先験的に推定する方法を提
供し、あわせて、オールコークス操業時の炉下部不活性
の原因を解明する方法を提供することである。

（課題を解決するための手段）本発明は、微粉炭吹込み時の高炉操業を安定化させ、高
炉操業成績を向上させるための画期的な装入物分布の制
御方法であって、高炉における微粉炭吹込み操業に際し
て、塊状帯の設定位置での炉壁から１ｍ以内の炉壁近傍
における（鉱石／コークス）の重量比を算出し、該重量
比と装入時の平均（鉱石／コークス）の重量比の比が
(1) 式によって算出されるγと一致するように、ムーバ
ブルアーマーまたは旋回シュートの傾動角または旋回シ
ュートの旋回数によって、前記の炉壁近傍における（鉱
石／コークス）の重量比を調整することを特徴とする高
炉の操業方法である。

ここで、 γ^＊：オールコークス操業時の炉壁部の相対（鉱石／コ
ークス）の重量比、Ｉ_fp：微粉炭の吹込み位置と羽口先端の間の水平距離、
微粉炭の粒子径および微粉炭の吹込み量によって定まる
炉壁部の溶融能指数、オールコークス操業時の炉壁部の溶融能指数。

以下、図面を参照しながら本発明の特徴を詳細に説明す
る。

第２図は、本発明の方法に用いた実験装置の概要を示し
たものである。第２図において装置の本体はレースウェ
イ炉６であり、炉の内径２ｍ、炉高５ｍ、内容積１０ｍ
^３である。羽口１の内径は７０mmで、実高炉との縮尺比
は約1/2である。送風用の熱風は熱風発生装置１０で重
油を空気で燃焼させて発生する燃焼排ガスに酸素を富化
することにより、所定の酸素濃度に調整してブローパイ
プ７および羽口１を通してレースウェイ炉内に吹き込
む。微粉炭９は、ブローパイプ７もしくは羽口１を貫通
して設けた吹込みバーナー８の先端から吹き込む。

微粉炭の燃焼実験は、レースウェイ炉６の炉頂マンホー
ル３より、あらかじめ約５トンのコークス１２を装入し
て、コークス充填下で行った。実験中、羽口レベルに設
置した水平ゾンデ１１により、羽口レベル炉径方向での
ガス組成（ＣＯ₂，ＣＯ，Ｈ₂，Ｏ₂）分布を測定し、該
ガス組成分布を用いて、前記の特公昭６１−１２００２
号公報に示した方法に基づいて、羽口レベル炉径方向の
燃焼ガスの温度分布を推定した。

さらに、炉頂ダクトに設けたサンプリング孔４より、レ
ースウェイ炉内で発生する燃焼排ガスおよびダストを採
取し、本発明者等が、特願昭６２−１５６５５３号にて
提示した方法、すなわち、ダスト中のＡＩ₂Ｏ₂収支法に
基づいて微粉炭の燃焼効率を算定するとともに、顕微鏡
観察によりダスト中の未然チャーの存在状態を測定し
た。

第３図は、第２図のブローパイプ７および羽口１の要部
の拡大図であり、微粉炭の吹込み方法を示したものであ
る。

本発明の実験において、微粉炭の吹込み位置（吹込みバ
ーナー８の先端）と羽口先端との水平距離Ｌ（ｍ）を変
更するに際し、Ｌ＞０．２ｍの場合には、第３図（ａ）
のようにバーナー８をブローパイプ７を貫通して挿入
し、Ｌ≦０．２ｍの場合には、第３図（ｂ）のようにバ
ーナー８を羽口１を貫通して挿入した。

レースウェイ炉の実験条件を以下に示す。

(1) 微粉炭の化学成分（工業分析値）揮発分３２重量％固定炭素５７重量％灰分１０重量％（元素分析値）炭素７４重量％水素５重量％炭素９重量％ (2) 送風条件送風温度１１００−１３００℃ 送風量１１００Ｎｍ³／ｈ送風圧力２−４重力Kg/cm²(ゲージ圧) 酸素濃度２１−２５容量％理論燃焼温度２１７０℃ (3) 微粉炭の吹込み量Ｒpc(Kg/t) ０，30，60，90，120，150，180 Kg/t (4) 微粉炭の吹込み位置と羽口先端の距離Ｌ（ｍ） 0.03，0.06，0.1，0.2，0.3，0.4，0.5 m (5) 微粉炭の粒子径 dp(mm) 0.05，0.1，0.2，0.3，0.4，0.5 mm なお、前記の実験条件は高炉への微粉炭吹込み操業条件
として想定される範囲の条件であり、かつ、微粉炭の燃
焼効率はすべての微粉炭の吹込み条件においてほぼ１０
０％であることを確認した。

ここで、微粉炭の吹込み量Ｒpc(Kg/t（銑鉄）)は、銑鉄
１トンを製造するための高炉の所要送風量が１１００Nm
³/t であるとみなすことによって実験での微粉炭の吹込
み量(Kg/h)の数値から算出したものである。

前記の微粉炭吹込み方法の組み合わせによる実験を行
い、羽口レベル炉径方向でのガス組成(ＣＯ₂，ＣＯ，Ｈ
₂，Ｏ₂）分布を測定し、該ガス組成分布を用いて、前記
の特公昭６１−１２００２号公報に示した方法に基づい
て、羽口レベル炉径方向の燃焼ガスの温度分布を推定し
た。該推定結果の示例を第４図（ａ），（ｂ）と第５図
（ａ），（ｂ）に示す。

第４図（ａ），（ｂ）は、微粉炭を吹込まない条件、即
ち、オールコークス操業時に対応する条件での結果であ
り、第４図（ａ）はガス組成分布、第４図（ｂ）は温度
分布である。

図中の横軸上にレースウェイ深度Ｄ_R の位置を▽印で示
したが、本実験の条件ではＤ_R＝０．６ｍであった。ち
なみに、本実験装置の縮尺比は約1/2なので、実際の高
炉のレースウェイ深度Ｄ_R は約１．２ｍに相当する。な
お、レースウェイ深度Ｄ_R は、本発明者等が特開昭６２
−１８０８号公報において示した方法に基づいて送風条
件から推定した値である。

第５図（ａ），（ｂ）は微粉炭の大量吹込み操業時に対
応する条件での結果である。即ち微粉炭の吹込み量Ｒpc
＝１７０Kg/t、吹込位置Ｌ＝０．１ｍ、微粉炭の粒子径
dp＝０．３mmである。

第４図と第５図を比較すると明らかなように、オールコ
ークス実験と微粉炭吹込み実験とでは、羽口先端近傍の
温度がまったくことなっており、例えば、レースウェイ
内の羽口先端から０．２ｍの位置の温度を比較すると、
微粉炭吹込み時の温度は、オールコークス時の温度に比
べて約１０００℃高くなっている。すなわち、微粉炭吹
き込み時の方がオールコークス時より、羽口先端近傍で
のガスの溶融能が大きいと推定される。

そこで、以下レースウェイ内羽口先端近傍の装入物の降
下領域でのガスの溶融能指数を計算するために、レース
ウェイ内のガス流速分布の推定式を導出し、該推定式か
ら前記の装入物の降下領域を推定し、該領域でのガスの
平均温度を計算によって求めた。

第６図は、レースウェイ内のガス流速分布の計算用模式
図である。ここでは、レースウェイ内のガスの主流が通
過する領域を明らかにすることが目的のため、等温等圧
で、反応によるガスの体積の増減がない条件を仮定し
た。

羽口１の中心軸上に内径Ｄ_t(m)の円筒を仮想し、羽口先
端より送風の噴流が炉内に噴出するケースを想定し、羽
口先端からの水平距離がx(m)羽口軸からの半径（鉛直距
離）がr(m)の位置におけるガスの炉径方向の速度をｕ
_r,x(m/h),xの位置における円筒内のガスの平均速度をｕ
_x(m/h)とすると、ｕ_r,xおよびｕ_xはそれぞれ(2)，(3)式
で表される（養賢堂発行、製錬化学工学演習（鞭厳
編），（１９７４），Ｐ．８１）。

ｕ_r,x／ｕ_o,x＝〔１＋ａ｛ｒ／（ｘ＋ｌ）｝^２〕^-2
(2) ｕ_x＝ｕ_o,x／〔１＋ａ｛Ｄ_t／（ｘ＋ｌ）｝^２／４〕
(3) ただし、ここで、ｕ_o,x は羽口軸上の羽口先端からの水平距離が
ｘ（ｍ）の位置におけるガスの炉径方向の速度(m/h)、ｕ_ｏは、ｘ＝０、即ち羽口先端における円筒内のガスの
平均速度（羽口風速）（m/h）、 lは噴流の起点（Ｏ点）と羽口先端との距離（ｍ）ａは、以下の（１０）式で与えられるパラメータであ
る。

(2)式の定義より(6)式が成り立つ。

ｕ∞,x／ｕ_o,x＝（１＋ａ・ｔａｎ²θ）^-2 (6) ここで、θは噴流の拡がり角の1/2であつて、第６図に
おいて噴流の境界面OPQRと羽口軸面のなす角である。

なお、第６図において噴流の境界面OPQRがＱ点にて折れ
曲がっているが、これは紙面のスペースの関係で曲げた
のであって実際にはOPQRは直線である。

そして、Ｐ点は噴流の境界面とレースウェイ境界面との
交点、Ｒ点は羽口軸上のｘにおける鉛直面と噴流の境界
面との交点であって、Ｒ点でのガスの炉径方向の速度を
ｕ∞,_x(m/h)とすると、ｕ∞,_x／ｕ_o,x＝０．０５を仮定している。

したがって、第６図においてθ以上の角度の領域にはガ
スがほとんど流れないとみなせる。(4),(5)式を(3)式へ
代入して整理すると(7)式が得られる。

ただし、ここで、(9)式を仮定し、(8),(9)式を(7)式へ代入して
ａについて整理すると(10)式が得られる。

ｘ＝Ｄ_Rにおいて、ｕ_x／ｕ_o＝τ；（τ：定数） (9) さて、レースウェイ先端近傍には粉コークスがかなり堆
積しているため、レースウェイ先端でのガス流速が小さ
いことを勘案して、τ＝０．０５とおくと(10),(5)式か
ら(11),(12)式が得られる。

ａ＝０．００２６３(Ｄ_R／Ｄ_t)² (11) ｌ＝０．０２５６Ｄ_R (12) さらに、実高炉を想定して、Ｄ_R＝１．５ｍ、Ｄ_ｔ＝
０．１４ｍとして、(11)式を(6)式へ代入すると(13)式
が得られる。

θ＝７３゜，ａ＝０．３０，ｌ＝０．０３８ｍ (13) すなわち、羽口先端からの噴流の拡がり角の1/2 は約７
３゜と推定され、第６図において直線ＯＰの上部、つま
り斜線部のガス流はないものとみなせる。

換言すれば、直線ＯＰより下部の領域では羽口からの噴
流の惰性力により、装入物が押しのけられレースウェイ
の空間部が形成されるが、斜線を施して羽口直上部のレ
ースウェイ周辺部はガスの惰性力がほとんど作用しない
ため、この領域から装入物がレースウェイ内へ流入する
と説明できる。

さて、第６図において、装入物が斜線部よりレースウェ
イへ流入するとみなすと、直線ＯＰを羽口軸上に投影し
た直線ＯＴの部分のガス温度が装入物（鉱石の融着層）
の溶融能に関係するため重要である。そこで、直線ＯＴ
の長さをｚ（ｍ）、レースウェイの高さ（直線ＰＴ）を
Ｄ_H（ｍ）とおくと、ｚは(14)式で表される。

ｚ＝Ｄ_H／ｔａｎθ (14) ここで、Ｄ_H＝Ｄ_Rとみなし、(13)式を(14)式へ代入する
と(15)式が得られる。

ｚ＝０．３０Ｄ_R (15) 本発明の方法において、羽口先端よりレースウェイ深度
Ｄ_Rの３０％の範囲までの羽口軸上の平均ガス温度Ｔａ
を炉径方向の温度分布より計算し、(16)式に示すように
該平均ガス温度Ｔａ(℃)と理論燃焼温度Ｔf（℃）の比
を炉壁部の溶融能指数Ｉ_fp（−）と定義する。

Ｉ_fp＝Ｔａ／Ｔｆ (16) ここで、理論燃焼温度Ｔｆは、送風中の酸素と水蒸気が
赤熱コークスと反応し、全量ＣＯとＨ_２に変化した時の
断熱条件下での熱力学的温度であり、レースウェイ先端
（周辺）部のガス温度とほぼ等しいので、炉壁部の溶融
能指数Ｉ_fpは、羽口先端近傍の燃焼ガスの溶融能とレー
スウェイ周辺部から流出してゆく燃焼ガスの溶融能の比
である。

第４図（ｂ）および第５図（ｂ）において、羽口先端か
ら０．３Ｄ_Rの範囲の平均ガス温度Ｔａを計算する方法
としては、図積分による方法あるいは温度分布を多項式
近似して数値積分する方法のいずれでもよい。

つぎに、(16)式によって求められる炉壁部の溶融能指数
Ｉ_fpが炉壁より約１ｍの範囲を降下する装入物、すなわ
ち、鉱石の融着層の溶融能に関与することを第６図を用
いて補足説明する。

第６図において、羽口軸上のＴ点と羽口先端との距離
は、実高炉の場合、０．４−０．６ｍである。さらに、
羽口先端は炉壁から０．４−０．５ｍ炉内側へ突出して
いるので、装入物がレースウェイ内へ流入する境界点Ｐ
の位置と炉壁との水平距離は約１ｍとみなすことができ
る。従って、炉壁より１ｍの範囲を降下する融着層が未
溶融でレースウェイ直上に降下する場合には、燃焼ガス
によってあまり加熱昇温を受けないで、第６図の斜線部
からレースウェイ内へ流入し、レースウェイ内で溶融滴
下する可能性が大きい。

一方、Ｐ点より炉中心側、つまり、炉壁より１ｍ以上離
れた領域を降下する融着層は、レースウェイから流出す
る燃焼ガスによってレースウェイの上方で加熱溶融さ
れ、レースウェイ周辺部を滴下することが推定される。

ところで、安定な高炉操業を維持するためには、レース
ウェイ内に未溶融の融着層が流入することを防止しなけ
ればならない。そのためには、前記の炉壁部の溶融能指
数Ｉ_fpに整合するように炉壁近傍のＯ／Ｃを設定するこ
とが重要である。

第７図（ａ），（ｂ），（ｃ）は、本実験で示した各微
粉炭の吹込み条件での炉壁部の溶融能指数Ｉ_fpを前記の
方法で計算し、微粉炭の粒子径dpおよび、微粉炭の吹込
み位置Ｌをパラメーターとして、炉壁部の溶融能指数Ｉ
_fpと微粉炭吹込み量Ｒ_pcの関係を示したものである。

第７図では、粒子径dpが０．１mm,０．３mm,０．５mmの
場合の結果を示したが、炉壁部の溶融能指数Ｉ_fpに及ぼ
すdp,Ｌ，Ｒpc の影響が大きいことがわかる。とくに、
微粉炭吹込み量Ｒ_pcの影響は大きく、オールコークス条
件での炉壁部の溶融能指数Ｉ_fp、すなわち、は０．５６と小さい。換言すると、オールコークス操業
時の羽口レベルでの炉壁近傍のガスの溶融能は、レース
ウェイから流出する燃焼ガスの平均的な溶融能の５６％
しかないことを意味している。これが、オールコークス
操業時の炉下部不活性の主要な原因であると推定され
る。

したがって、羽口レベルの溶融能から判断すれば、オー
ルコークス操業時の炉壁近傍のＯ／Ｃと装入時の平均Ｏ
／Ｃの比、すなわち、炉壁部の相対Ｏ／Ｃ（γ^＊）を
０．５６に設定することが望ましい。しかしながら、実
際の高炉操業では炉壁近傍を降下する装入物は炉壁から
の摩擦抵抗力を受けるため、とくに朝顔部では装入物の
降下速度が低下することによって炉内滞留時間が増加す
るので、炉内を上昇するガスからの加熱による昇温が有
利に作用することを勘案して、本発明法においてオール
コークス操業時の炉壁近傍の相対Ｏ／Ｃ（γ^＊）を０．
６−０．９の範囲の値に設定する。

つぎに、微粉炭吹込み時の炉壁部の相対Ｏ／Ｃ（γ）
は、炉壁部の溶融能指数Ｉ_fpに正比例するとみなすこと
によって、前記の(1) 式を用いて計算することができ
る。

ここで、微粉炭吹込み時の炉壁部の溶融能指数Ｉ_fpの値
は、第７図（ａ），（ｂ），（ｃ）から読み取って決定
してもよいが、さらに正確に決定したい場合には溶融能
指数Ｉ_fpを、微粉炭の吹込み位置と羽口先端との間の距
離Ｌ（ｍ），粒子径dp(mm)、および、微粉炭吹込み量Ｒ
pc(Kg/t)の関数として求めることができる。

即ち、Ｌとdpで層別して、Ｉ_fpを従属変数、Ｒpcを独立
変数とし、最小二乗法に基づいてＩ_fpをＲpcに関する３
次多項式で近似したＩ_fpの推定式が下記の(17)-(21)式
であり、該推定式に基づくＩ_fpとＲpcの関係図が第１図
である。

０．２＜Ｌ≦０．５，０．３＜dp≦０．６の場合；０．２＜Ｌ≦０．５，０＜dp≦０．３の場合；０＜Ｌ≦０．２，０．３＜dp＜０．６の場合；０＜Ｌ≦０．２，０＜dp≦０．３の場合；ここで、ｘ＝Ｒpc／１００ (21) 第１図より明らかなように、傾向的には、Ｒpc，Ｌ，お
よびdpの増加によってＩ_fpはいずれも増加するが、Ｒp
c，Ｌ，およびdpの変化によって、Ｉ_fpは微妙に変化し
ている。したがって、本発明では正確を期するために、
Ｌとdpを層別して、Ｒpcの３次式でＩ_fpを近似したが、
誤差の増加を許容すれば、２次式、もしくは１次式の近
似が可能であることはいうまでもない。

以上、第７図または第１図または(17)式−(21)式に基づ
く計算によって炉壁部の溶融能指数Ｉ_fpを決定し、(1)
式によって微粉炭の吹込み条件に応じて微粉炭吹き込み
時の適正な炉壁部の相対Ｏ／Ｃ（γ）を計算する方法を
説明したが、実際の高炉操業においては、γが計算値と
一致しているかどうかを判断することが必要であり、そ
のために、本発明法においては、以下に述べる従来の測
定方式によって、炉壁近傍のＯ／Ｃを測定するか、もし
くは、各種の数学的モデルによって推定する。

本発明における炉壁近傍とは、炉壁から１ｍ以内の領域
のことであり、炉壁近傍のＯ／Ｃは、該領域での鉱石と
コークスの層厚比、および、それぞれの嵩比重から容易
に算出できるので、炉壁近傍の鉱石とコークスの層厚比
を検出すればよい。

該層厚比を検出端によって測定するためには、塊状帯、
すなわち鉱石が塊状である領域の層頂部では、従来の測
定方式で測定可能であり、例えばサウンジング式、マイ
クロ波式、あるいはレーザー式のプロフィルメーターに
より、鉱石およびコークスの装入時毎に装入物表面形状
を測定し、鉱石およびコークスの層厚を算出することに
より求めることができる。また、塊状帯の充填層内で
は、マグネットメーター式、あるいは、電気抵抗式の層
厚計が設置されている位置での鉱石とコークスの層厚比
を随時測定することによって求めることができる。

本発明での塊状帯の設定位置とは、層頂部また前記の検
出端の設置位置のことである。また、前記層頂部での炉
壁近傍の鉱石とコークスの層厚比は、装入物分布を推定
するための各種の数学的モデル（たとえば、日本鉄鋼協
会討論会概要集：鉄と鋼、７１（１９８５），Ａ５−Ａ
２４）によっても、比較的精度良く推定できる。したが
って、検出端あるいは数学的モデルのいずれかによっ
て、炉壁近傍のＯ／Ｃおよび炉壁部の相対Ｏ／Ｃ（γ）
を推定することができる。

（実施例）第８図は、微粉炭吹込み量Ｒpcを６０Kg/tから１００Kg
/tまで増加した時の、高炉の重要な操業指標であるＣＯ
ガス利用率ηcoと通気抵抗指数Ｋ値の１０日間平均値の
時系列推移を示したものであるが、各種の微粉炭の吹込
み位置と羽口先端の距離、微粉炭の粒子径および微粉炭
の吹込み量に応じて、本発明の方法によって、ムーバブ
ルアーマーまたは旋回シュートの傾動角または旋回シュ
ートの旋回数によって、炉壁部の相対Ｏ／Ｃ（γ）を調
整した結果、第８図に示すように、ＣＯガス利用率ηco
の増加と通気抵抗指数Ｋ値の低下によって、効率的な安
定操業を継続することができた。なお、ムーバブルアー
マーまたは旋回シュートの傾動角の調整によって層頂部
での装入物の落下位置を変更できるので、鉱石とコーク
スの装入時にそれぞれの傾動角を変えることによって鉱
石とコークスの堆積位置を調整し、また、旋回シュート
の旋回数の調整によって、前記の堆積位置での鉱石とコ
ークスの堆積量を調整した。

（発明の効果）以上のように本発明の方法によれば、微粉炭の吹込み条
件に応じて、羽口レベルでの溶融能からみた炉壁近傍の
適正なＯ／Ｃを推定することができ、高炉操業の安定化
と能率向上に寄与できるので本発明の効果はきわめて大
きい。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明法における炉壁部の溶融能指数に及ぼす
微粉炭吹込み量、微粉炭の粒子径、微粉炭の吹込み位置
の影響を示す図、第２図は本発明の実験に用いたレース
ウェイ炉の側面概要図、第３図（ａ），（ｂ）は微粉炭
の吹込み方法の側面図、第４図（ａ），（ｂ）はオール
コークス操業時のレースウェイ炉の羽口レベル炉径方向
のガス組成分布とガス温度分布を示す図、第５図
（ａ），（ｂ）は微粉炭吹込み時のレースウェイ炉の羽
口レベル炉径方向のガス組成分布とガス温度分布を示す
図、第６図はレースウェイ内のガス流速分布を計算する
ための模式図、第７図（ａ），（ｂ），（ｃ）は炉壁部
の溶融能指数と微粉炭吹込み量の関係を粒子径と吹込み
位置をパラメーターとして示した図、第８図は高炉操業
における本発明の効果を示す図である。１……羽口２……レースウェイ３……レースウェイ炉の炉頂マンホール４……炉頂ダクトのガス採取孔５……レースウェイ炉の煙道６……レースウェイ炉７……ブローパイプ８……微粉炭吹込み用バーナー９……微粉炭１０……熱風発生装置１１……水平ゾンデ１２……コークス

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】高炉における微粉炭吹込み操業に際して、
塊状帯の設定位置での炉壁から１ｍ以内の炉壁近傍にお
ける（鉱石／コークス）の重量比を算出し、該重量比と
装入時の平均（鉱石／コークス）の重量比の比が(1) 式
によって算出されるγと一致するように、ムーバブルア
ーマーまたは旋回シュートの傾動角または旋回シュート
の旋回数によって、前記の炉壁近傍における（鉱石／コ
ークス）の重量比を調整することを特徴とする高炉の操
業方法。ここで、 γ^＊：オールコークス操業時の炉壁部の相対（鉱石／コ
ークス）の重量比、Ｉ_fp：微粉炭の吹込み位置と羽口先端の間の水平距離、
微粉炭の粒子径および微粉炭の吹込み量によって定まる
炉壁部の溶融能指数、オールコークス操業時の炉壁部の溶融能指数。