WO2023190840A1 - ガス還元高炉およびその操業方法 - Google Patents

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    • C21B5/001—Injecting additional fuel or reducing agents
    • C21B2005/005—Selection or treatment of the reducing gases

Definitions

  • the present invention relates to a method for reducing the coke ratio and reducing agent ratio in a blast furnace, and relates to a reduction in CO 2 discharged from the blast furnace.
  • the ratio of carbon monoxide gas reduction, hydrogen gas reduction, and direct reduction is said to be approximately 6:1:3 in a typical blast furnace.
  • the hydrogen that contributes to hydrogen gas reduction is the water vapor (H 2 O) produced by the combustion of the hydrogen component in the moisture brought into the furnace or the fuel, which is converted into hydrogen gas through a water gas reaction.
  • the contributing carbon monoxide is either a by-product gas from direct reduction or carbon dioxide produced by combustion of carbon components in the fuel, which is converted to carbon monoxide through a solution loss reaction. In other words, many of the reduction reactions in the conventional blast furnace method depend on coke consumption.
  • Pig iron produced in a blast furnace contains carbon, and most of that carbon comes from coke, and 1.5 to 20% of the coke consumed in the conventional blast furnace process plays the role of carburizing material.
  • Patent Application No. 7-90034 “Operation Method for Large Volume Injection of Pulverized Coal in Blast Furnace”
  • Patent No. 5722867 “Method for recirculating blast furnace gas and related device”
  • Patent application 2016-168281 “Oxygen blast furnace operating method”
  • a blast furnace operating method in which reducing gas preheated to 800°C or higher is injected into the furnace through the tuyere reduces shaft productivity ((Pd x MR) /Vsh) is expressed by the inequality (Pd ⁇ MR)/Vsh ⁇ 12, where Vsh: Effective furnace volume of the shaft (m 3 ), Pd: Pig iron production per day (tp/day), MR: Furnace top mounting
  • the input material ratio (t/tp) is controlled to satisfy the inequality 3.9 ⁇ K1 ⁇ 3.1.
  • the role of the lower part of the furnace can be limited to melting ore and slag, and the role of the shaft can be limited to reducing ore (100% gas reduction). Therefore, while maintaining the necessary amount of heat (i.e., pig iron temperature) in the lower part of the furnace appropriately with the amount of fuel injected into the furnace tuyeres and the amount of oxygen supplied, the amount of preheated reducing gas can be adjusted according to the shaft conditions (gas reduction rate, furnace top temperature, shaft efficiency). Since the amount can be increased or decreased freely (that is, independently of the heat balance in the lower part of the furnace), blast furnace operation becomes easier and furnace conditions are stabilized.
  • the necessary amount of heat i.e., pig iron temperature
  • the amount of preheated reducing gas can be adjusted according to the shaft conditions (gas reduction rate, furnace top temperature, shaft efficiency). Since the amount can be increased or decreased freely (that is, independently of the heat balance in the lower part of the furnace), blast furnace operation becomes easier and furnace conditions are stabilized.
  • the heat required in the lower part of the furnace is limited to the amount of heat required to melt ore and slag, the amount of gas generated in the lower part of the furnace can be reduced to about half that of conventional blast furnaces, which is compatible with the multi-stage tuyere effect. As a result, even at a low coke ratio, ventilation inside the furnace can be maintained on par with conventional blast furnaces.
  • the coke ratio in pig iron production can be reduced to 100 kg/tp or less while ensuring the ventilation of the blast furnace.
  • FIG. 1 shows an inside diagram of a conventional blast furnace.
  • FIG. 2 shows an inside view of the blast furnace of this embodiment.
  • FIG. 3 shows the temperature distribution in the blast furnace of this embodiment in the case of a three-stage tuyere.
  • FIG. 4 shows the arrangement of controlled items in the blast furnace of this embodiment.
  • FIG. 5 shows a flow diagram of an example of a conventional blast furnace, and the main units of production are also shown in the diagram.
  • FIG. 6 shows a flow diagram of Example 1, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 7 shows a flow diagram of Example 1-2, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 8 shows a flow diagram of Example 2, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 1 shows an inside diagram of a conventional blast furnace.
  • FIG. 3 shows the temperature distribution in the blast furnace of this embodiment in the case of a three-stage tuyere.
  • FIG. 4 shows the arrangement of controlled items in the blast furnace of
  • FIG. 9 shows a flow diagram of Example 3, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 10 shows a flow diagram of Example 4, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 11 shows a flow diagram of Example 5, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 12 shows a flowchart of Examples 6 and 7, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 13 shows a flow diagram of Example 8, and the main basic units are also shown in the diagram.
  • FIG. 14 shows the heat input and heat output in the lower part of the furnace.
  • FIG. 15 shows the heat balance in the lower part of the furnace (conventional blast furnace).
  • FIG. 16 shows a comparison of the heat balance in the lower part of the furnace (conventional blast furnace and the present invention).
  • FIG. 15 shows the heat balance in the lower part of the furnace (conventional blast furnace).
  • FIG. 16 shows a comparison of the heat balance in the lower part of the furnace (conventional blast furnace and the present invention).
  • FIG. 17 shows the calorific value diagram (invention) of the lower part of the furnace.
  • FIG. 18 shows a comparison of the required/consumed energy in the lower part of the furnace vs. the amount of gas passing through the cohesive zone (conventional blast furnace and the present invention).
  • FIG. 19 shows the furnace lower gas consumption rate and ore temperature change in the present invention.
  • FIG. 20 shows a Rist model diagram of an example of a conventional blast furnace.
  • FIG. 21 shows a Wrist model diagram of Example 1.
  • FIG. 22 shows a thermal diagram of an example of a conventional blast furnace.
  • FIG. 23 shows a thermal diagram of Example 1.
  • the thermal diagram (gas) of Example 1-2 is also shown.
  • blast lower part means the area below the cohesive zone.
  • the part of the blast furnace body that bulges in the radial direction is called the ⁇ belly'', and the ⁇ shaft'' refers to the part of the furnace body that is above the belly and below the top of the furnace.
  • intermediate portion is specifically defined and used to mean not only the center of the shaft in the height direction, but also a region that includes one-sixth of the height of the shaft above and below the center.
  • the "effective furnace volume (m 3 )" of the shaft means, for example, the internal furnace volume between the lower end of the shaft and the height up to the stock line, which is the raw material level at the top of the furnace.
  • Partial combustion means combustion that does not lead to complete combustion.
  • the "fuel ratio” is the total weight (kg/tp) of coke and tuyere-injected fuel necessary to produce 1 ton of pig iron, and these days it is often referred to as the reducing agent ratio. Unless otherwise specified, the fuel ratio does not include reducing gas (CO, H 2 ) injected from the tuyere during top gas circulation, etc., and excludes hydrocarbon fuel (CiHjOk; ash component (Ash)). (Ingredients display) shall be included.
  • the method of operating a blast furnace disclosed below is to substantially complete the reduction reaction of iron ore above the cohesive zone by injecting a sufficient amount of reducing gas into the blast furnace. be.
  • Cf [C] amount (mol-C/mol-Fe) of coke charged at the top of the furnace and fuel injected through the tuyere
  • Hf [H] amount (mol-H/mol-Fe) of coke charged at the top of the furnace and fuel injected through the tuyere
  • Cg CO gas amount in preheated reducing gas (mol-C/mol-Fe)
  • Hg [H] amount in preheated reducing gas (mol-H/mol-Fe)
  • Ci [C] amount in pig iron (mol-C/mol-Fe) ⁇ g: Gas utilization rate (%) or secondary combustion rate of furnace top gas (%) It is.
  • Xm, K1 in the following paragraphs represent the following number of moles per mole of iron (Fe) in pig iron.
  • the most important issue is to reduce the use of fossil fuels such as pulverized coal, heavy oil, and natural gas, which are used as coke charged at the top of the blast furnace (hereinafter referred to as coke) and tuyere injection fuel.
  • the furnace top gas circulation method in which the furnace top gas is dehumidified (removes water vapor in the gas) and decarboxylated (removes carbon dioxide in the gas) and then blown into the blast furnace again, is used to produce one ton of pig iron.
  • the fuel can be replaced with renewable energy fuels (biofuels, etc.) and carbon recycled fuels (hydrocarbon fuels converted from CO2 using green fuels). , it may be possible to effectively reduce CO 2 emissions.
  • renewable energy fuels biofuels, etc.
  • carbon recycled fuels hydrocarbon fuels converted from CO2 using green fuels.
  • coke it is considered inevitable to use metallurgical coke (manufactured from a limited amount of coal) because of its 1) role of ensuring ventilation in the furnace (role as a grate) and 2) its role as a carburizing material. Therefore, reducing the coke ratio (coke consumption per ton of pig iron) is the key to reducing CO2 in the blast furnace method.
  • the coke ratio in conventional blast furnaces using hot air is generally about 350 (300-370) kg/tp (TP; means ton of pig iron, the same applies hereinafter), or about 250 kg/tp (TP; meaning ton of pig iron; the same applies hereinafter), or about 250 kg/tp (tp; meaning tons of pig iron, hereinafter).
  • tp is the lower limit.
  • a feature of the oxygen blast furnace method is that while the combustion efficiency of pulverized coal is increased by the use of oxygen, the temperature at the tip of the tuyere (the highest temperature point in the raceway) is abnormal because pure oxygen is blown through the tuyere and combusted directly with the red-hot coke. There was a problem with high temperatures.
  • the ULCOS-NBF method developed in Europe is a blast furnace method that combines an oxygen blast furnace method and a top gas circulation method. Similar to other furnace top gas circulation methods, the reducing gas injected into the furnace is limited to the top gas derived from reducing materials (coke and tuyere-injected fuel), and a portion of the furnace top gas is used as surplus gas. This is a semi-closed circulation method in which the gas is discharged outside the system. The amount of carbon input (the amount of carbon in the reducing agent including coke and tuyere-injected fuel) is only reduced by about 24% compared to the conventional blast furnace method (Non-Patent Document 2).
  • the operational issue in reducing the coke ratio is gas permeability within the furnace.
  • the blast furnace is equipped with a furnace body 1 and a tuyere 2, and raw materials such as ore and coke are alternately charged into the furnace, and an ore layer 8a and a coke layer 8b are stacked in layers.
  • a band 8 is formed.
  • Hot air and fuel are blown through the tuyere 2 to form a raceway (hereinafter also referred to as RW) 3, and rise through the furnace lower part 11 as RW-derived gas 3a generated while reacting with coke.
  • RW raceway
  • a liquid stream 5 drips down the drip zone 10 and the hearth 6 and reaches the bottom of the hearth 15 (see FIG. 2) as a bath 7 of slag and pig iron.
  • the permeability of the cohesive layer 9a which is an aggregate of softened or molten ore, is poorer than that of the ore layer 8a, but the coke sandwiched between the cohesive layers (coke slits 9b)
  • the air permeability of the cohesive zone 9 is maintained by serving as a flow path for the RW-derived gas 3a.
  • the gas flow 4c at the center of the furnace is ensured, and the cohesive zone shape is maintained in an inverted V-shape.
  • the preheated reducing gas in the above calculation does not include the preheated reducing gas blown upward from the middle part of the shaft.
  • Vsh Effective furnace volume of shaft (m 3 )
  • Pd Pig iron production per day (tp/day)
  • MR Furnace top charging raw material ratio (t/tp)
  • K2 Constant determined by direct reduction rate and iron ratio in pig iron Gy: Ratio of oxygen (mol-O) to iron content (mol-Fe) of charged ore and charged metal iron (mol-O/mol-Fe)
  • Xf Total molar ratio of CaCO 3 and MgCO 3 contained in charging raw material per ton of pig iron (kmol/tp)
  • Xo Volume of secondary combustion gas (CO 2 , H 2 O) supplied into the furnace above 2/3 height from the top (1/3 height from the bottom) of the shaft (Nm 3 /tp)
  • blast furnace top gas that has been subjected to dust removal, H 2 O, and CO 2 removal treatment may be recirculated, or hydrogen, carbon monoxide, etc. may be introduced from outside the system without recirculation. It's okay.
  • reducing gas including reducing gas
  • production of reducing gas from combustible fuel since the fuel ratio in the lower part of the furnace is low and to prevent nitrogen gas (N 2 ) from concentrating due to circulation, reducing gas (including reducing gas) from outside the system is actively used in addition to the top gas. , production of reducing gas from combustible fuel).
  • reducing gases (hereinafter also referred to as tuyere-injected gas) are preheated to a high temperature of 1,200 to 1,350°C and then blown into the furnace through the tuyeres.
  • CH4 + CO2 2CO+ 2H2
  • CH4 + H2O CO+3H2
  • the gas reduction rate can be brought close to 100%, and the amount of energy required in the lower part of the furnace is reduced, but at the same time, the reaction heat (coke gasification reaction) and cooling fuel such as methane in the lower part of the furnace can be reduced. It is important to suppress the input and reduce the amount of gas generated in the lower part of the furnace to further reduce the coke ratio and fuel ratio.
  • the total amount of heat of primary combustion in the lower part of the furnace heat of CO and H 2 formation from coke and tuyere-injected fuel
  • sensible heat of the tuyere-injected gas i.e., the total amount of heat supplied to the lower part of the furnace
  • Two or more tuyere groups are arranged in the height direction of the furnace body, and the total amount of oxygen (O 2 ) and secondary combustion gas (CO 2 , H 2 O) is 200Nm 3 /tp from the lowest tuyere (at least).
  • the following oxygen-containing gas is blown in, and reducing gas (total amount of CO and H 2 ) of 500 x (1 - Inject so that the total of CO and H 2 including hydrogen in the injected fuel is 800 ⁇ (1 ⁇ Xm) 1.3 Nm 3 /tp or more.
  • Xm is the ratio of metallic iron (mol-Fe) to the total iron content (mol-Fe) in the raw material charged at the top of the furnace.
  • hydrocarbon fuel in any form gas, liquid, solid
  • carbon fuel in any form gas, liquid, solid
  • composition display excluding ash component or "pig iron or slag
  • Fuels consisting of elemental metals (Si, Ca, Al, Mg, Fe, Si, Mn, C) or their ferroalloys are used singly or in a mixture of two or more together with oxygen.
  • the molar amount (Vo 2 -1) calculated per 1 ton of pig iron using the following formula. ) (O 2 -kmol/tp) or more (Vo 2 +0.2) (O 2 -kmol/tp) or less in an amount of pure oxygen (or oxygen with a purity of 90% or more) is supplied.
  • Vo 2 0.5 ⁇ (C1+C2-C3-C4+S1+S2-O1-O2)+S3+1.5 ⁇ S4 -(10)
  • C1 Amount of C component in tuyere-injected fuel (C-kmol/tp)
  • C2 Carbon molar amount in coke (C-kmol/tp)
  • C3 Carbon molar amount in pig iron (C-kmol/tp)
  • C4 Carbon molar amount required for reduction of metals other than iron in pig iron (C-kmol/tp)
  • O1 Amount of O component in tuyere-injected fuel (O-kmol/tp)
  • O2 Molar amount of CO 2 and H 2 O in the preheated reducing gas (kmol/tp)
  • S1 Mg component not combined with oxygen in tuyere-injected fuel (Mg-kmol/tp)
  • S2 Ca component not combined with oxygen in tuyere-injected fuel (Ca-kmol/tp)
  • Si Si component not combined with oxygen in tuyere-injected fuel
  • Al Al component not combined with oxygen in tu
  • the amount of oxygen is calculated from -1(O 2 -kmol/tp) to +0.2(O 2 -kmol/tp) with respect to the molar amount Vo 2 (O 2 -kmol/tp) calculated by formula (10).
  • the reason for setting the amount in the range of tp) is to adjust Vo 2 according to the gas reduction rate and the carburizing situation. -1(O 2 -kmol/tp) or more is assumed because the gas reduction rate is assumed to be from 100% to 92%, and less than +0.2(O 2 -kmol/tp) is set as This is to prevent carburization of the pig iron from becoming worse due to excessive oxygen content.
  • the Rist operation diagram which is one of the most reliable equilibrium diagrams for blast furnace operation, is easy to understand. Wrist operation diagrams for the conventional blast furnace (example) and the first embodiment of the present invention, which will be described in Examples below, are shown in FIGS. 20 and 21, respectively.
  • CO and H 2 in the tuyere-injected gas are included on the Y axis (O+H 2 ) as tuyere-injected fuel.
  • the direct reduction rate (Yd) of a conventional blast furnace is 30%, but in order to reduce this to 0%, if the W point (the point at which FeO reduction begins) is kept constant, the dot-dashed line in Figure 20
  • the top gas circulation method based on an oxygen blast furnace expands the degree of freedom of the operating line by compensating for the slope of the operating line not only with the fuel ratio but also with the top gas (reducing gas). If the fuel ratio is the same, the operating line will rise by the amount of top gas blown into the furnace, and the direct reduction rate (Yd) will decrease. However, since the aim of the development is to lower the fuel ratio, the fuel ratio will be reduced as the top gas injection increases (Yd increases), and the fuel ratio reduction will also reduce the top gas circulation amount (Yd increases), and so on. The optimal point was fluid.
  • fuel (external fuel) meeting the following formula and oxygen are added to 1 Nm 3 of furnace top gas and heated to a high temperature.
  • FRh (kg/Nm 3 ): Fuel ratio added to 1Nm 3 of furnace top gas [CO 2 ] (kmol /Nm 3 ): CO 2 component in furnace top gas [H 2 O] (kmol /Nm 3 ): Furnace top H 2 O component in gas [C] (kmol/kg) : C component in fuel [O] (kmol/kg) : O component in fuel
  • high-quality reducing gas can be supplied into the furnace in the required amount at any time, so the gas reduction rate in the shaft can be adjusted in equilibrium.
  • a major feature of the present invention is that it can be increased to the ultimate (up to 100%).
  • the preheated reducing gas that satisfies equations (3) and (4) does not include the preheated reducing gas blown upward from the middle part of the shaft because the preheated reducing gas in the furnace above the middle part of the shaft is preheated or reduced to FeO. This is because the region is past the W point (rate-determining point of gas reduction) on the Rist model.
  • the reason why it is set at 800°C or higher is that the W point (the point at which FeO reduction begins) is determined by the heat balance in the countercurrent flow of gas and ore, but in oxygen blast furnaces (high heat flow ratio) and hydrogen reduction. This is because as the (endothermic reaction) ratio increases, the W point shifts to the lower temperature side, so depending on the part where it is blown, it is effective even at a gas temperature of 800°C.
  • Psh ⁇ 12 is an index value derived by the inventor based on the productivity of general direct reduction equipment, and the shaft residence time is obtained by multiplying the inverse number by the raw material bulk density.
  • the Psh of conventional blast furnaces is about 6 to 8 (t raw material/day ⁇ m 3 ), and there is no problem in productivity (residence time) in comparison with direct reduction equipment.
  • the coke ratio is significantly lower than in conventional blast furnaces, and the shaft productivity per pig iron production is greatly reduced (that is, the ore residence time and reduction time are increased), so if the present invention is applied to conventional blast furnaces,
  • the shaft productivity of conventional blast furnaces, which provides room for increased production, is around 6 to 8 (t raw material/day m 3 ), and there is no problem with productivity (residence time) itself.
  • the coke ratio is significantly lower than in conventional blast furnaces, and the ore residence time (i.e., reduction time) in the same furnace volume is also significantly extended, so application of the present invention to conventional blast furnaces provides room for increased production.
  • Methods for producing tuyere-injected gas from fuel include, for example, the steam reforming method for reforming H 2 O as a gas, the dry reforming method for reforming CO 2 as a gas, and the technology for producing synthesis gas from methane. It has also been put into practical use as a partial oxidation method (primary combustion). These include a method in which the reaction is carried out at 600 to 900°C using a catalyst (catalytic partial oxidation), and a method in which the reaction is carried out without a catalyst at 1200 to 1300°C or higher (thermal partial oxidation).
  • the reducing gas is finally blown into the tuyere at a high temperature, there are advantages in terms of thermal efficiency and equipment in performing the reaction at a high temperature, and from the viewpoint of catalyst cost and maintenance, no catalyst is preferable.
  • the generation of soot caused by methane can be an issue, but by adopting a heat storage furnace (alternating cycle of heat storage process using combustion exhaust gas and gas preheating process) such as a blast furnace hot blast furnace, it is possible to Oxidizing gases (CO 2 , H 2 O, O 2 ) facilitate soot removal.
  • the timing of injection of fuel into gas there are no process restrictions when the fuel is CO or H2 , but when the fuel is hydrocarbon gas, liquid fuel, or solid fuel, soot generation can be suppressed.
  • the reducing gas is heated to over 600°C before being blown in.
  • a regenerative heater whose gas contact surface is made of refractory material, such as a blast furnace hot blast furnace, is preferable.
  • a hot-air blast furnace is no longer required, so it is easier to convert the hot-air blast furnace into a reducing gas heater in terms of gas throughput and processing temperature, which is an improvement over the conventional blast furnace method. This is an advantage of improving processes.
  • the fuel for the heater of the present invention it is desirable to use blast furnace top gas as in conventional hot stoves.
  • the top gas contains N2 (derived from raw fuel and utilities), and if the top gas is recycled, it will become concentrated, so a mechanism is used to actively extract it outside the circulation system. is necessary.
  • N2 derived from raw fuel and utilities
  • the CO2 concentration can be reduced to 100% without going through the CO2 separator. %, reducing the capacity and operating burden on CO2 separation equipment.
  • the reducing gases (CO, H 2 ) generated by the primary combustion of methane and oxygen become powerful cooling gases at raceway temperatures of 2000°C or higher, and the coke ratio and tuyere-injected fuel ratio (pulverized coal, etc.) ) worsens (increases).
  • methane is preheated as a countermeasure, at temperatures above 600°C, soot is generated due to the cracking phenomenon (CH 4 ⁇ C + 2H 2 ), which becomes a problem.
  • Gas reforming technology is a conventional technology, and heating reducing gas in a hot blast furnace is not a new idea.
  • a system that clarifies and integrates the roles of furnace top gas, external fuel, and gas heating fuel, and supplies high quality and sufficient amount of reducing gas as tuyere blowing gas to achieve 100% gas reduction. This is a feature of the present invention.
  • Patent Document 1 recommends that the excess oxygen rate be 1 or more when pulverized coal is injected at a rate of 170 kg/tp or less.
  • (excess oxygen rate) (air blown in from the tuyere, pure oxygen, oxygen amount in pulverized coal) / (necessary amount to burn carbon and hydrogen in pulverized coal to CO 2 and H 2 O) oxygen content).
  • tuyere-injected gas reducing gas of CO and H2
  • Non-patent Document 1 Non-Patent Document 9
  • Patent Document 11 In other words, under oxy-fuel combustion, it is quite possible to make the combustion efficiency of the primary combustion of pulverized coal in the raceway space equal to or higher than that of a conventional blast furnace (hot air) (50-70%).
  • unburned char in Bosch gas moves through the dripping zone, it is washed in a volumetric volume of metal/slag that falls more intensely than any heavy rain on Earth (scrubber effect), and is then washed away by narrow pore melting. Pass through the belt (filter effect). During these processes, unburned char is captured and returned to the lower part of the furnace, either carburized or entrained in the metal.
  • Non-patent document 10 states, ⁇ Unburnt char is consumed in carburization and coke gasification reactions, and the carburizing rate becomes rate-limiting in the supply of unburnt char, and pulverized coal injection of about 200 kg/tp does not reach the carburizing rate-limiting rate.'''', it functions as a reducing reaction material for CO 2 and H 2 O. In other words, by recycling unburned char, coke consumption is suppressed, and the combustion efficiency in the lower part of the furnace approaches 100%.
  • the above is common not only to pulverized coal but also to other tuyere-injected fuels.
  • high-temperature reducing gas and igniting materials metal powders such as Mg, Ca, Si, Al, etc. and deoxidizers such as CaC2, FeSi, etc.
  • igniting materials metal powders such as Mg, Ca, Si, Al, etc. and deoxidizers such as CaC2, FeSi, etc.
  • Figure 14 shows the heat input and heat output in the lower part of the blast furnace, including the cohesive zone.
  • Heat Qgr and coke primary combustion heat Qk due to solid oxygen in the raw material.
  • Heat output includes tapping slag heat Qmt, gas heat Qcg flowing out from the cohesive zone, and reactions and heat loss in the lower part of the furnace.
  • FeO reduction direct reduction
  • the heated heat is used as heat Qm2 to heat the ore from the cohesive zone entrance temperature Tcs to the tapping temperature Ti, and as heat consumed in the lower part of the furnace Qm3 (FeO decomposition heat, melting heat, carburizing heat, heat loss).
  • Qm2 becomes the slag heat Qmt together with the raw material heat Qm1 brought into the cohesive zone.
  • Reducing the coke ratio and fuel ratio means reducing RW gas heat, and in Fig. 15, 1) reduce the heat consumed in the lower part of the furnace Qm3, 2) increase the heat Qm1 (temperature Tcs) brought into the lower part of the furnace. 3)
  • FIG. 16 shows the heat balance in the lower part of the furnace between the conventional blast furnace and the present invention.
  • the gas ratio passing through the cohesive zone is Vg >> Vg'
  • Qcg' Qg'1 + Qk'1
  • the primary combustion heat due to solid acid Qk and RW The total gas calorific value (sensible heat brought in and primary combustion heat) Qgr is significantly lower in the present invention. That is, in the present invention, the fuel ratio in the lower part of the reactor can be significantly reduced.
  • FIG. 17 shows a Reichardt diagram of the lower part of the furnace of the present invention using a solid line. If the RW temperature Tg' decreases while the effective heat transfer amount (Qg'2 + Qg'3) to the lower part of the furnace remains constant, the gas operation line moves from the solid line to the two-dot chain line and the reactive heat Qg'1 increases. Therefore, for the same amount of effective heat transfer, a higher RW temperature Tg' (that is, a smaller RW gas amount Vg') is more advantageous in reducing the coke ratio and fuel ratio.
  • Tg' further decreases and the gas operating line becomes less sloped than the two-dot chain line and falls below point A in the figure, it will no longer be possible to raise the temperature of the raw material to the tap iron slag temperature Ti', causing problems in operation.
  • the operational lower limit of the RW temperature Tg' when the pig iron slag temperature Ti' 1500°C is approximately 2000°C, depending on the heat loss in the lower part of the furnace.
  • iron ore is reduced by nearly 100% in the shaft, so the reduction reaction in the lower part of the furnace is limited to metals other than iron (P, Si, Mn, etc.). Therefore, the amount of heat Qh required in the lower part of the furnace is 700 to 1200 MJ/tp (650 to 950 MJ/tp excluding heat loss), although it varies depending on the slag ratio, pig iron temperature, pig slag composition, and furnace body heat loss. This is about 1/3 compared to 2500-3500MJ/tp.
  • the major advantage of the present invention is that the process has been improved to significantly reduce the required heat in the lower part of the furnace and the amount of gas passing through the cohesive zone compared to conventional blast furnaces. This feature has made it possible to significantly reduce the coke ratio and fuel ratio.
  • the ore if the ore reaches high temperatures, it will soften, the porosity will decrease, and the ventilation resistance will increase. Assuming that the softening start point of a 100% gas-reduced ore is 1350°C and the melting point is 1450°C, the longer the residence time and the higher the average temperature per residence time, the worse the air permeability becomes. Therefore, from the viewpoint of the air permeability of the fusion layer, it is desirable that the heat flow ratio be ⁇ 1, which can shorten the residence time at high temperatures.
  • FIG. 18 shows a comparison between the conventional blast furnace and the present invention regarding the relationship between the amount of heat input to the lower part of the furnace other than the sensible heat of the ore (Qk + Qgr) and the required heat Qh in the lower part of the furnace.
  • the heat input to the lower part of the furnace (Qk + Qgr) it is assumed that the effect of the present invention can be fully enjoyed up to a gas reduction rate of about 95%, and is shown as a solid line, and the case of a gas reduction rate of 100% is shown as a dotted line.
  • the amount of heat input into the lower part of the furnace and the amount of gas have a strong correlation with the fuel ratio in the lower part of the furnace, but they are significantly reduced in the present invention.
  • Examples 1 to 8 of the present invention, which will be described later, have a wide variety of fuel and reducing gas compositions, but all of them fall within the region within the dotted line.
  • FIGS. 22 and 23 A comparison of the calorific value diagrams of the conventional blast furnace (example) and the present invention (example 1) results in FIGS. 22 and 23, respectively.
  • the amount of heat (GJ/tp) on the vertical axis represents the enthalpy change of the raw material and gas in the furnace (that is, the amount of heat transfer between the two), and the horizontal axis represents the respective temperatures.
  • the present invention by suppressing the primary combustion of C in the fuel, it is necessary to appropriately suppress the combustion temperature even in pure oxygen operation, while ensuring the raceway (RW) temperature at 2000°C or higher.
  • RW raceway
  • methane is not suitable as a tuyere-injected fuel because its primary combustion temperature is only about 400°C.
  • Coal that has a lot of hidden moisture or attached water is not suitable as a fuel for the lower part of the furnace because the heat of decomposition of the moisture lowers the primary combustion temperature.
  • the fuel used in the lower part of the furnace is oxy-combustion of ⁇ element metals (Si, Ca, Al, Mg, Fe, Si, Mn) or their alloys that make up pig iron and slag.'' That is also very beneficial. Since no by-product gas is generated during combustion, RW gas at any desired temperature can be produced by injecting it through the tuyere together with an appropriate amount of tuyere-injected gas. Furthermore, it goes without saying that the reason for selecting these fuels is that the by-products of these fuels are iron slag components and do not affect the quality of the iron slag.
  • oxygen is injected at the same time as the fuel to burn up to CO (primary combustion) or to oxidize and burn the metal fuel. That is, it is characterized by injecting the following formula of oxygen per ton of pig iron depending on the composition of the tuyere-injected fuel.
  • [O 2 ]f Amount of oxygen injected according to the tuyere-injected fuel (O 2 -kmol/tp)
  • C1 Amount of C component in tuyere-injected fuel (C-kmol/tp)
  • O1 Amount of O component in tuyere-injected fuel (O-kmol/tp)
  • S1 Metallic Mg component in tuyere-injected fuel (Mg-kmol/tp)
  • S2 Metallic Ca component in tuyere-injected fuel (Ca-kmol/tp)
  • S3 Metal Si component in tuyere-injected fuel (Si-kmol/tp)
  • S4 Metal Al component in tuyere-injected fuel (Al-kmol/tp)
  • iron ore contains approximately 300 Nm 3 of oxygen (O 2 ) per ton of Fe, while conventional blast furnaces (direct reduction rate of approximately 30%) contain approximately 85 Nm 3 of oxygen (O 2 ).
  • /tp solid oxygen directly consumes carbonaceous materials through direct reduction.
  • the gas reduction rate can be stably brought close to 100%, so coke is not consumed by direct reduction. Therefore, as shown in the following equation, the coke can be burned in the lower part of the furnace by simply removing carbon, which is necessary for carburizing pig iron and reducing metal components other than iron (Si, Mn, P, etc.) in pig iron, from the coke ratio. Calculate the amount of oxygen required for
  • [O 2 ]c Molar amount of oxygen blown depending on coke (O 2 -kmol/tp)
  • C2 Carbon molar amount in coke (C-kmol/tp)
  • C3 Carbon molar amount in pig iron (C-kmol/tp)
  • C4 Carbon molar amount required for reduction of metals other than iron in pig iron (C-kmol/tp)
  • the amount of oxygen Vo 2 (O 2 -kmol/tp) injected from the tuyere in the lower part of the furnace in the present invention is expressed as the sum of both equations ([O 2 ]f + [O 2 ]c) as shown in the following equation. Obviously, the amount of oxygen Vo 2 (O 2 -kmol/tp) injected from the tuyere in the lower part of the furnace in the present invention is expressed as the sum of both equations ([O 2 ]f + [O 2 ]c) as shown in the following equation. Become.
  • Vo 2 0.5 x (C1 + C2 - C3 - C4 + S1 + S2 - O1) + S3 + 1.5 x S4 - (14)
  • H 2 O and CO 2 may remain in the tuyere-injected gas. If H 2 O or CO 2 (assuming a total O2 kmol/tp) is injected from the tuyeres, that amount (O2 kmol/tp) of coke will be consumed, and the carbon content in the pig iron will also decrease. Take measures.
  • the RW temperature here means an equilibrium gas temperature that includes not only the combustion of the tuyere-injected fuel but also cooling by the tuyere-injected gas, coke gasification reaction with surrounding coke, and combustion.
  • the gas discharged from RW has the role of transmitting high-temperature heat (high-grade heat) to the material to generate and retain the heat of pig iron and slag, and the heat transfer rate is different between the gas and the material (pig iron, slag, coke ) is proportional to the temperature difference. Therefore, the gas temperature from the RW needs to be at least higher than the material temperature, and in the present invention, as explained in Fig. 17, it is controlled at about 2000°C or higher (assuming the tap iron slag temperature is 1500°C). Even if the reducing gas injected is preheated to 1300°C, it functions as a cooling gas relatively compared to the RW temperature. Therefore, similar to the explanation of FIG. 17, there is a restriction on the amount of gas blown into the tuyere in the lower part of the furnace.
  • a means to solve the seemingly contradictory phenomena of the need to increase the amount of gas blown into the tuyere to promote gas reduction and reduce the reducing agent ratio and the need to restrict the amount of RW gas is to install multiple stages in the height direction. This is a method of installing tuyeres.
  • FIG. 2 shows an example in which the tuyeres are divided into two or more stages in the height direction. Fuel and oxygen are blown into the first stage tuyere (lowest stage tuyere) 2a, and preheated reducing gas is blown into the first stage tuyere 2a installed below the cohesive zone 9 to keep the RW at an appropriate temperature. The remaining amount is blown into the tuyeres 2b to 2e of the second stage or higher installed above the cohesive zone 9.
  • the temperature of the preheated reducing gas is preferably the ore temperature directly above the cohesive zone (1200 to 1350°C or higher) as explained in FIGS. 14 to 16.
  • the multi-stage tuyere system of the present invention has the effect of ensuring the cohesive zone is in an inverted V-shape like the center coke charging method, which is characterized by ensuring ventilation inside the furnace. .
  • the gas 3c originating from the third stage tuyere will flow on the furnace wall side, and the gas 3b originating from the second stage tuyere will flow through the middle part of the shaft.
  • the gas temperature difference between the first-stage tuyere/second-stage tuyere/third-stage tuyere is replaced by a temperature difference in the furnace radial direction.
  • a higher gas temperature means a higher reduction reaction rate and temperature increase rate, so the ore on the furnace center side, where the temperature is relatively higher, is higher than the ore on the furnace wall side, where the temperature is lower. It reaches its melting point quickly. Since the radial ore fall rate is approximately the same, early timing means a higher position in the furnace (closer to the charging port). Conversely, the furnace wall side reaches its melting point later, that is, at a lower position in the furnace (far from the charging port). Therefore, the cohesive zone forms an inverted V shape with excellent air permeability.
  • the shape of the inverted V shape and the temperature inside the furnace can be adjusted depending on the temperature and air volume of each tuyere, the air volume ratio and temperature ratio of the first tuyere, second tuyere, and third tuyere, and the distance between the tuyeres.
  • the distribution is determined (see Figure 3).
  • a cohesive zone is formed between the first tuyere (bottom tuyere) and the second tuyere, so by installing the second tuyere and first tuyere close together, the cohesive zone Since the position can be fixed in the lower part of the furnace, the height of the furnace can be lowered. On the other hand, if the furnace height is the same, the preheating zone and reduction zone can be made longer, so productivity can be increased.
  • the second stage tuyere 2b is preferably installed in the "recommended installation range of 2b" shown in FIG.
  • the third stage tuyere is located at the bottom of the shaft located below the middle part in order to lengthen the gas reduction time (residence time) at temperatures below 1000°C (preferably 900°C or below) as described above. It is desirable to install it in the "2c recommended installation range" shown in FIG. 2, which is located above the "2b recommended installation range”.
  • the reason why the blowing temperature of the second stage tuyere is set to 1200 to 1350°C (higher is desirable) is to reduce the heat consumption in the lower part of the furnace by adjusting the ore temperature to the cohesive zone. This is to raise the temperature to a similar temperature.
  • the furnace top temperature it is desirable for the furnace top temperature to be as low as possible without condensing the gas in terms of energy consumption, and many blast furnaces operate at 120 to 180°C.
  • the best temperature for the second stage tuyere injection is 1,300 to 1,350°C from the perspective of the heat balance in the lower part of the furnace, it must be lower than 1,200°C in order to control the furnace top gas temperature, W point temperature (Tr), and gas reduction end temperature ( There are cases where it is desired to inject at T23) (Examples 1 and 8 described later). In such cases, a three-stage tuyere is effective. While blowing the gas amount V2 at 1300°C (T2) from the second-stage tuyere in the bosch section, the gas amount is V3 is injected at a gas temperature (T3) of 1100°C or less. If the specific heat is constant, the relationship between these gas amounts and temperatures is as shown in the following equation.
  • V23 V2+V3 -(16)
  • T23 ⁇ V23 T2 ⁇ V2+T3 ⁇ V3 -(17)
  • the gas amount V2 in the second stage tuyere should be managed so that the total gas amount (Vg + V2) with the cohesive zone passing gas ratio Vg is about 750 to 1000 Nm 3 /tp depending on the coke ratio. desirable.
  • This is related to the heat flow ratio as explained above in Fig. 19, and if the heat flow ratio is >1 (the heat flow of the gas to the raw material is low), the raw material cannot be heated to the second stage tuyere gas temperature, and the furnace This is because the second stage tuyere flow rate is better to be small in order to lower the W point temperature (Tr) and gas reduction end temperature even when the required heat in the lower part increases and the heat flow ratio is ⁇ 1.
  • gas reduction by H 2 is an endothermic reaction, so it may occur if there is a large hydrogen component in the tuyere-injected fuel or tuyere-injected gas (endothermic reduction) or if the coke ratio is high (heat flow ratio increases). ), the furnace top gas temperature decreases.
  • the amount of injection into the first/second stage tuyeres is increased in order to raise the temperature of the furnace top gas (as a result, the amount of reducing gas increases, so the shaft efficiency ) or the temperature of the ore is raised using the pre-reducing tuyere 2d or the raw material preheating tuyere 2e shown in FIG.
  • Preliminary reduction tuyere 2d is a tuyere installed between point M (starting point of magnetite reduction) and point W (starting point of reduction of wustite) on the Rist model, and is within the recommended installation range of ⁇ 2d'' shown in Figure 2. ” from the middle of the shaft to a range of ⁇ 1/6 of the shaft height.
  • Hydrogen reduction is an endothermic reaction, and the heat is given from the gas, so with hydrogen-rich fuel, the temperature difference between the furnace top temperature and the W point temperature (Tr) becomes large.
  • Tr the temperature difference between the furnace top temperature and the W point temperature
  • the pre-reduction tuyeres only need to be able to pre-reduce to point W, so the degree of reduction of the gas only needs to be equal to or higher than the magnetite reduction equilibrium.
  • the moisture content in the furnace top gas increases, so if the furnace top gas is washed and cooled as in conventional blast furnaces, rough dehydration can be easily performed and the degree of gas reduction can be increased. Therefore, the gas after cleaning and cooling is recirculated and the gas partially combusted with oxygen is blown into the same tuyere.
  • the gas temperature in the preliminary reduction tuyeres is set to 1000°C or less (preferably 900°C or less).
  • the advantage of the multi-stage tuyeres is that not only the furnace top temperature, but also the W point temperature (Tr) and gas reduction end temperature can be intentionally adjusted, which is a noteworthy point in the process.
  • the reduction end temperature could be suppressed to 918°C, at which the coke gasification reaction is difficult to occur (see Figure A23).
  • the amount of air blown into the first/second tuyere 2a, 2b was reduced to a heat flow ratio of 1 (the amount was increased by the third tuyere). ), the W point temperature (Tr) and reduction end temperature could be lowered by 100° C. or more while keeping the furnace top temperature the same as in Example 1 (dotted chain line in FIG. 23).
  • the gas flow rate is controlled to reduce the amount of gas blown from the first-stage tuyere 2a and the second-stage tuyere 2b, and increase the amount of gas blown from the third-stage tuyere 2c.
  • the W point temperature (Tr) and the gas reduction end temperature can be reduced.
  • W Control to further reduce the point temperature (Tr) and gas reduction end temperature is possible.
  • the operating system of this embodiment includes a plurality of tuyeres 2 each configured to blow reducing gas into the inside of a furnace body 1 of a blast furnace, the tuyeres being arranged at intervals in the circumferential direction of the furnace body 1. Three or more tuyere groups 2a, 2b, 2c, 2d arranged apart in the height direction of the furnace body 1 (vertical direction in FIG. 2), respectively.
  • a tuyere blown gas flow rate adjustment system consisting of a flow rate measuring device for each tuyere group and a flow rate adjusting device for each tuyere group, and a flow meter FI7 to measure the top gas flow rate, and a component system CA8 (H 2 0), the flowmeter FI8, thermometer TI8, and pressure gauge PI8 to measure the furnace top gas oxidation degree, thermometer TI7 to measure the furnace top temperature, and thermometer TI5 to measure the temperature at the middle part of the shaft 12,
  • a component system CA8 H 2 0
  • the external fuel supply system measures the gas component CA9 and gas flow rate FI9 at the heater inlet, and the gas component CA11 and gas flow rate FI11 at the heater outlet, and supplies the required amount of fuel and oxygen O2 .
  • a heating system including a heater 24, and a control system configured to control the tuyere blow gas flow regulation system.
  • the gas reduction rate can be increased to nearly 100%, and the amount of gas, temperature, and fuel injected from the third-stage tuyere 2c and the preliminary reduction tuyere 2d can be controlled to While maintaining the temperature appropriately, the W point temperature (Tr) and the gas reduction end temperature can be controlled within the range of 600°C or more and 1000°C or less.
  • the flow rate measuring devices for each tuyere group that constitute the tuyere blowing gas flow rate adjustment system are the flow meter FI12 that measures the flow rate of the tuyere group 2b shown in FIG. flowmeter FI13, flowmeter FI14, flowmeter FI11 (minus FI12 and FI13), flowmeter FI5, flowmeter FI6, which measures the flowrate of tuyere group 2d. , mass flowmeter WI6.
  • the flow rate adjustment device for each tuyere group in the tuyere blowing gas flow rate adjustment system is a flow rate adjustment valve provided on the downstream side of each flow meter, as shown in FIG.
  • the lower limit of the temperature range is 600°C or higher because it is difficult for the reduction reaction to proceed unless the ore temperature is 600°C or higher, and the upper limit of the temperature range is 1000°C or lower because the ore temperature is 600°C or higher. This is because the coke gasification reaction becomes active at a temperature of , and the temperature is controlled within this temperature range.
  • the raw material preheating tuyere 2e is a tuyere installed in the upper 1/3 of the shaft above the pre-reduction tuyere 2d, and is not expected to perform pre-reduction, and is used for the purpose of preheating the raw material and controlling the furnace top temperature. It is to be installed. Since no gas reduction is expected, the advantage is that the gas used may have a low degree of gas reduction. Note that functionally, the pre-reducing tuyeres include the raw material preheating tuyeres, and as mentioned above, there is a great advantage in using the pre-reducing tuyeres, especially in hydrogen-rich operations.
  • gas reduction is completed at a temperature (approximately 900 to 1000 degrees Celsius or less) at which the coke gasification reaction can be substantially suppressed kinetically by injecting fuel and reducing gas and controlling the furnace top gas.
  • the major feature is that by doing so, the gas reduction rate can be brought as close to 100% as possible.
  • the air permeability (ventilation pressure loss) of the cohesive zone is determined by the amount of gas passing through the cohesive zone and the ventilation resistance of the cohesive zone, in addition to the shape of the cohesive zone described above. In other words, reducing the amount of gas passing through the cohesive zone can lower the ventilation pressure loss, and by lowering the full-term resistance of the cohesive zone, the ventilation pressure loss can be reduced even with the same amount of gas.
  • Non-Patent Document 3 states, ⁇ (1) The temperature at which the pressure drop starts to increase due to the softening and shrinkage phenomenon of the ore layer depends largely on the ore reduction rate (when the ore reduction rate approaches 100%), (>1300°C). (2) The pressure drop gradient (passage pressure loss per unit thickness) of the cohesive layer is large in conventional blast furnaces where the ore reduction rate is approximately 70% and in oxygen blast furnaces where the gas reduction rate is close to 100%. (In the former, the pressure drop gradient rises to 100 times the pressure drop gradient of the ore layer, but in the latter, the rise is only 10 times the pressure drop gradient of the ore layer.)
  • gas from the second-stage tuyeres does not pass through the cohesive zone, and only gas from the first-stage tuyere (raceway) flows. Furthermore, since the oxygen blast furnace is nitrogen-free, the amount of gas in the furnace is reduced, so for example, in the case of Example 1 shown in Table 4 and Figure 6 below, the amount of gas passing through the cohesive zone is approximately 500Nm 3 /tp. This is approximately 30% of the conventional blast furnace (example) in the same table.
  • Example 1 the coke ratio in Example 1 (the theoretical limit coke ratio required for carburizing pig iron and reducing metals other than iron) is approximately 20% of that of a conventional blast furnace, and the proportion of coke slits in the cohesive zone is proportional to that of the conventional blast furnace. decreases.
  • Non-Patent Documents 6 to 8 The pressure drop gradient in the packed bed part of the blast furnace can be expressed by the following equation (Non-Patent Documents 6 to 8), and can also be applied to ore layers, coke layers, coke slits, and cohesive layers.
  • ⁇ P Pressure loss (Pa/m)
  • L Layer height or gas passage length (m)
  • ⁇ Gas density (kg/m 3 )
  • G Superficial mass flow rate (kg/m 2 ⁇ s)
  • K Ventilation resistance index (see the following table; from non-patent documents 3, 12, 14)
  • the pressure loss is calculated from the amount of gas passing through the cohesive zone of a conventional blast furnace (example) (the sum of gas 4a passing through the coke slit and gas 4b passing through the cohesive layer in Figure 1), and the same Table 2 shows the gas flow rate (Nm 3 /tp) passing through the cohesive zone of the present invention (Example 1), which results in pressure loss.
  • the thickness L of the cohesive zone the thickness of the conventional blast furnace is twice that of the present invention in the same thermal calculation as in FIG.
  • 30Nm 3 /tp is subtracted from the furnace top gas amount as gas derived from the coke gasification reaction above the cohesive zone.
  • the cohesive zone pressure loss in Example 1 decreases according to the coke ratio, but the cohesive layer flow rate increases significantly, so the total required heat mass balance is reduced. Approximately 2.7 times as much gas flows as the amount of 500Nm 3 /tp. This means that at the required flow rate, the pressure loss will be reduced to 20% of that of a conventional blast furnace (example) (from equation (18)).
  • the cohesive layer of the present invention is formed from ore with a reduction rate close to 100%, the melt from the cohesive layer (a low melting point compound made of unreduced FeO) that is conventionally found in blast furnaces drips into the coke slit and is aerated. Since phenomena that impede performance can be suppressed, the amount of ventilation is calculated based on the thickness ratio of the coke slit.
  • Non-Patent Document 14 describes the physical characteristics, high temperature characteristics, charging method, etc.
  • the greatest advantage of coke slits is ensuring the permeability of the cohesive zone, allowing Bosch gas (gas flowing into the cohesive zone) to bypass the cohesive layer with poor air permeability and pass through the coke slits.
  • Bosch gas gas flowing into the cohesive zone
  • the efficiency of heat exchange between the two is poor and there is a drawback as explained in FIG. 16 (increase in reactive heat in the lower part of the furnace). Due to poor heat exchange, the thickness of the fusion layer increases and pressure loss increases.
  • the coke ratio is low and the permeability of the cohesive layer is high, so as shown in Table 2 below, more gas than the coke slit flows through the cohesive layer, dramatically eliminating the drawbacks of conventional blast furnaces. be done.
  • Table 2 shows the total amount mixing method of the present invention, in which the entire amount of Bosch gas is passed through the fusion layer.
  • Table 3 compares the pressure distribution (kPa) in the furnace of a conventional blast furnace (example) and the pressure distribution in the furnace when the raw materials of Example 1 were charged in layers and when the raw materials were charged in a mixed manner (without coke slits). Shown. Note that the charging raw material volume (m 3 /tp) per ton of pig iron varies depending on the coke ratio, and for example, in Example 1, it is 70% of that of the conventional blast furnace (example), so here the residence time of the lump band is constant. It is calculated by assuming the height of the lumpy band to be 70%.
  • Example 1 The coke ratio in Example 1 is about 1/5 that of the conventional blast furnace (example), but in any charging method, the permeability is greatly improved compared to the conventional blast furnace (example), demonstrating the superiority of the present invention. This is the result.
  • a decrease in ventilation pressure loss and an increase in residence time are, on the other hand, room for increased production, and if the present invention is applied to an existing blast furnace while keeping the pressure and furnace height unchanged, production can be increased by more than 40%. If production can be increased by 40%, the heat loss ratio in the lower part of the furnace (MJ/tp) can be reduced by 30%, and the required heat in the lower part of the furnace can be reduced by that amount, making it possible to further reduce the fuel ratio (10 kg/tp can be reduced in Example 1). , it also has great benefits from the perspective of reducing CO2 .
  • the gas flow rate in the lower part of the furnace is reduced to about 1/2 to 1/3 of that of conventional blast furnaces, so the operation is free from flooding.
  • flooding has been a factor that determines the tapping ratio, but in this respect as well, the present invention can increase the tapping ratio more than in conventional blast furnaces.
  • Figure 4 shows the means to keep the gas reduction rate close to 100% and appropriately control fuel and oxygen.
  • the measurement items are as follows. (The numbers in parentheses correspond to the instrument numbers in Figure 4)
  • the H 2 O component of the gas (8) is determined from the vapor pressure of the furnace top gas (after dust removal and dehumidification) (8), and (7) is calculated.
  • the H 2 O ratio in the furnace top gas (7) can be determined from the molar flow rate of (8).
  • the oxygen (10) flow rate (FI_10) is the CO 2 molar flow rate and H 2 O molar flow rate of the gas (9) after the CO 2 separation equipment, as well as the molar flow rate of C, H, and O in the fuel (9). Adjust according to equation (11) so that the gas quality after heating is the best (consisting only of CO and H 2 ).
  • Direct reduction ironmaking is a method of ironmaking in which only the gas reduction section of a blast furnace is removed.
  • the reduction rate of reduced iron (DRI and HBI) produced by the direct reduction method is not 100% (about 95-97%).
  • the main reason for this is that although the gas reduction rate is faster at higher temperatures, the ore temperature is kept below about 900°C for the purpose of suppressing sticking.In the present invention, there is no sticking restriction. Since gas reduction is possible up to temperatures just above the cohesive zone (approximately 1300°C), ore with a reduction rate of nearly 100% can be supplied to the lower part of the furnace.
  • the enthalpy flow rate Q7 visible of the furnace top gas (7) is determined. heat and latent heat) can be calculated.
  • Qfuel includes the latent heat flow rate Q4 from the fuel (4) injection speed (WI_4) and the latent heat flow rate Q6 from the fuel (6) injection speed (WI_6), and also includes the latent heat flow rate Q6 from the fuel (6) injection speed (WI_6).
  • the heat required to make pig iron and slag from the start of softening must be at a high temperature of 2000°C or higher (high-grade heat) and is provided as the primary combustion of the first stage tuyere fuel and coke (Q4 + Q23). Furthermore, the rate of reduction reaction is faster at higher temperatures, and it is virtually difficult for the reaction to proceed unless the ore is preheated to 600°C or higher. Therefore, the coke (2) flow rate (WI_2) and fuel (4) are adjusted so that the temperature (TI_3) of the pig iron (1), the carbon content (CA_3), and the temperature (TI_5) under the preheating tuyere (5) become the required values. Adjust the flow rate (WI_4). At this time, adjust the oxygen (4) flow rate (FI_4) as shown in equation (10), and adjust the distribution ratio between the first-stage tuyere and the second-stage tuyeres and above so that the raceway temperature is appropriate. do.
  • the preliminary reduction tuyere 2d is not used in principle. Keep the heater outlet gas (11) temperature (TI_11) at a high temperature, blow only through the first-stage tuyere 2a/second-stage tuyere 2b, and confirm that the furnace top temperature is within the appropriate range. If the temperature at the top of the furnace or the temperature at the middle part of the shaft (TI_5) is high, the respective flow rates (FI_13) and (FI_14) are distributed from the heater outlet gas and heater inlet gas as shown in Figure 4, and then mixed. Then, blow in from the third stage tuyere 2c at a temperature (TI_13). Thereby, the furnace top temperature ( ⁇ sensible heat loss of the furnace top gas) and the temperature below the middle part of the shaft ( ⁇ Tr temperature and final reduction temperature) can be lowered while the amount of blown reducing gas remains unchanged.
  • the preliminary reduction tuyere 2d is used instead of the third stage tuyere 2c.
  • the fuel (6) in the preliminary reduction tuyere is heated so that the furnace top gas (7) temperature reaches the required temperature.
  • preheating the raw materials and supplying additional preliminary reduction heat has the effect of shifting not only the furnace top temperature but also the W point (the point at which FeO reduction begins) on the Rist model to the right. This leads to a reduction in the amount of reducing gas and a lower final reduction temperature (suppression of coke gasification reaction).
  • the subsequent dehumidifier (including the gas cleaning cooler) Since it can be removed from the circulating gas as water, the influence of the feedstock preheating tuyere fuel can be limited to the dehumidifier from the top of the furnace. As described above, according to the present invention, stable and easy operation can be realized even at a much lower coke ratio and fuel ratio than in conventional blast furnaces.
  • Tables 4 to 7 show the basic unit and temperature of the examples of the present invention in comparison with examples of conventional blast furnaces.
  • FIGS. 5 to 13 Flowcharts of the conventional blast furnace examples in Tables 4 to 7 and Examples 1 to 8 are shown in FIGS. 5 to 13, respectively (Examples 6 and 7 correspond to FIG. 12).
  • the numbers in the figure indicate the basic unit for manufacturing 1 ton (1000 kg) of pig iron, and are part of the basic unit shown in Tables 4 to 7.
  • Each basic unit was calculated using a heat-mass balance model for each zone, including the Rist model and heat balance calculation. However, for dehumidifiers, CO 2 separation equipment, gas reforming, and CO 2 recycling equipment, reaction efficiency was calculated. The basic unit is calculated as 100%.
  • Example 1 is an example of the ultimate coke ratio in which the amount of coke used is limited to the amount of coke required for carburizing and reducing non-ferrous metals, and is an example of using graphite as a fuel.
  • the carbon source (emitted during the process) is kept to the minimum necessary: coke.
  • H 2 O is removed in a dehumidifier 21
  • CO 2 is separated in a CO 2 separator 22
  • the remaining components CO, H 2 , N 2
  • the C (graphite) that has been reconverted into C (graphite) using graphite conversion equipment (for example, HAZER process) is reinjected into the furnace through the first stage tuyere 2a.
  • the heater 24 is a regenerative furnace similar to the hot blast furnace 23 of the conventional blast furnace example (FIG. 5), and the heating fuel contains nitrogen contained in coal or coke and nitrogen mixed inside as a utility, which is concentrated by circulation.
  • the furnace top gas extracted from the latter stage of the dehumidifier 21 is used, mixed with combustion exhaust gas for the purpose of flame temperature adjustment, oxidized combustion in a combustion chamber (not shown), and heated in a heat storage chamber (not shown).
  • the CO 2 -rich exhaust gas is passed through a dehumidifier 21 if necessary, and then sent to a CO 2 recycling facility 25 .
  • N 2 which is an impure gas is discharged from the system during the process of carbonic acid liquefaction (not shown), N 2 is not concentrated in the entire system.
  • the furnace top gas from the CO 2 separator 22 is pressurized by the gas compressor 31, passes through another preheated heat storage chamber (not shown), is preheated to a predetermined temperature, and is supplied to each tuyere. .
  • Example 1-2 in order to lower the W point temperature (Tr) and the reduction end temperature than in Example 1, the blowing amount of the third-stage tuyere and the first-stage tuyere was increased, and the second-stage tuyere was deleted.
  • the second stage tuyere was deleted to simplify the equipment, the first stage tuyere may be returned to 158Nm 3 /tp and the second stage tuyere can be used to inject 250Nm 3 /tp.
  • Example 1 Since both examples do not assume a coke gasification reaction, the amount of fossil fuel used in Example 1 is slightly smaller based on the trial calculation, but due to the difference between the W point temperature (Tr) and the reduction end temperature, actual operation is difficult. Then, there is a possibility that Example 1-2 is superior.
  • the heater inlet gas and heater outlet gas are mixed in Figure 7, but if the hydrogen supply pressure is high, hydrogen is used instead of the heater inlet gas. may be mixed directly.
  • Examples 1-3 to 1-5 are examples in which a certain proportion of the ore in Example 1 is replaced with metallic iron (DRI or scrap), and in Examples 1-3 and 1-4, metallic iron is used. 20%, and 36% for 1-5.
  • Metallic iron does not require reduction and does not contain oxygen, so the heat capacity per ton of iron is small, so the heat flow ratio in the shaft decreases, which has the effect of offsetting the increase in heat flow ratio (shaft) due to oxygen blast furnaces and hydrogen reduction. .
  • the amount of reducing gas in the shaft (lump zone) can be reduced, but the heat balance in the lower part of the furnace remains unchanged, so the fuel ratio remains almost the same.
  • Tr W point temperature
  • Example 1-5 is an example in which the proportion of metallic iron is further increased, and the lumpy zone is further cooled so that even if all the preheated reducing gas is blown into the first/second stage tuyeres, the Tr will reach the required temperature. However, since the temperature at the top of the furnace also decreases, preliminary reduction tuyeres are required.
  • Example 2 is a case in which the tuyere-injected fuel (CO 2 recycled fuel) of Example 1 is not used.
  • coke is used as a combustion heat source and reducing gas generation source, so the coke ratio is higher than in Example 1, but compared to a conventional blast furnace (example) that uses 190 kg/tp of pulverized coal,
  • the fuel ratio (reducing agent ratio) has been reduced to 58% and the fuel ratio (reducing agent ratio) to 36%.
  • Example 3 is a case in which the fuel in Example 2 was changed from hydrogen to methane. Utilizing hydrogen is essential for reducing CO2 , but it will be difficult to utilize hydrogen until infrastructure such as hydrogen production equipment and transportation systems is in place. Therefore, we presented a case using methane, which is highly available, including LNG.
  • methane is directly injected into the furnace as tuyere fuel, but in this example, partial combustion (primary combustion; CO and H 2 generated) and mixed with the furnace top gas ( Figure 9).
  • Example 3-2 shows a case in which Tr was reduced by 100°C or more by using a pre-reducing tuyere. Coke consumption is lower than in Example 2, but by using methane instead of hydrogen, CO 2 emissions excluding the CO 2 recycling effect are higher than in Example 2, but approximately 46% compared to the conventional blast furnace example. It can be reduced (Example 3-2).
  • Example 4 is a case in which the entire amount of external hydrogen is used as the tuyere gas in Example 1 without using the furnace top gas.
  • the furnace top gas (main components are H2, H2O , CO, and CO2 ) passes through the gas cleaning cooler 21a and is used as a byproduct gas as a fuel for the power generation equipment 26 outside the system, and is converted into H2O and CO2 .
  • Exhausted as. H 2 O is removed from the exhaust gas in a dehumidifier 21 to turn it into CO 2 gas, which is converted to graphite (C) in a CO 2 recycling facility 25 and reused as tuyere-injected fuel.
  • the electric power generated by the power generation equipment 26 is used in a hydrogen/oxygen production equipment 27 that produces H 2 and O 2 necessary for the blast furnace.
  • the system is similar to Example 1 in that it does not emit any CO 2 into the atmosphere, but since the top gas is not recirculated within the blast furnace, CO 2 separation equipment is installed both on the blast furnace side and outside the system.
  • the system is characterized by the fact that it is unnecessary.
  • Example 5 shows a case using a metal fuel (powder) containing metal magnesium (Mg), metal calcium (Ca), and metal silicon (Si) in a slag component ratio.
  • Example 5 in order to prevent the concentration of CO gas generated during the reduction of non-ferrous metals and impurity gases ( N2, etc.) that enter even slightly, a portion of the furnace top gas was heated using a heater as in Examples 1 and 3. Extracted as combustion gas.
  • the CO 2 content in the heater combustion exhaust gas is small (several % vol)
  • the gas is released from the gas chimney 28, but CO 2 can also be recovered by installing a dehumidifying device.
  • the top gas contains CO 2 , albeit a small amount, CH 4 is blown into the latter stage of the heater to reform the gas, thereby suppressing the coke gasification reaction caused by CO 2 in the lower part of the furnace.
  • the hydrogen reduction rate which is an endothermic reaction
  • the second stage tuyere injection amount is increased (shaft efficiency decreases).
  • the reducing gas is actively utilized from the preliminary reduction tuyeres.
  • the heat flow ratio at the top of the shaft decreases to nearly 0.6 and the furnace top temperature rises slightly, but when the hydrogen reduction rate is 97%, the reduction start temperature is 650°C, the reduction end temperature is 900°C, and the furnace top temperature is 97%.
  • Temperature ⁇ 200°C was realized based on heat mass balance and equilibrium theory.
  • Examples 6 and 7 are cases in which an open system in which the top gas is not recirculated are used, and cases in which biofuels such as biocoke and biocoal are used for tuyere-injected fuel, and cases in which CO2 is converted into green power, respectively.
  • biofuels such as biocoke and biocoal are used for tuyere-injected fuel
  • CO2 is converted into green power, respectively.
  • E-Fuel which has been converted into fuel, is used.
  • These fuels are considered to have a CO 2 emission coefficient of zero (0), so only the reduction of non-ferrous metals is counted in the CO 2 emissions of the furnace top gas, so CO 2 must be recovered when being combusted and emitted. becomes unnecessary.
  • the furnace top gas has an easy-to-use calorific value (8500 to 8700 kJ/Nm 3 in Examples 6 and 7), it can be widely used as an alternative energy source by using existing gas networks in factories other than blast furnaces. This has the advantage of significantly reducing CO 2 emissions from factories.
  • Example 8 is a case in which the coke ratio and fuel ratio are reduced by using only the fuels (reducing agents) conventionally used in blast furnaces, such as coke, pulverized coal (PCI), and methane (equivalent to natural gas).
  • Pulverized coal can be mixed with bio-coke or bio-coal in any ratio to create a mixed fuel, and if the final result is 100% biofuel, CO 2 emissions from tuyere-injected fuel will be zero. becomes (0).
  • a similar effect can be achieved by switching methane, which is partially combusted in the heater and converted into reducing gas, to CO 2 recycled methane.
  • the figure also shows the carbon (C) intensity before and after fuel conversion in their respective order.
  • the above-mentioned embodiments are merely examples, and it is also possible to utilize intermediate raw materials and fuels or to configure a system by combining Examples 1 to 8.
  • the present invention infinitely expands the options for raw materials and fuels and system configurations for reducing coke and CO2 , which is in itself revolutionary, and it is important to consider the future of CO2 storage/utilization technology as ancillary equipment.
  • the optimal system can be adopted by adjusting the heat balance and material balance according to the development of the system, and taking economic efficiency into account.
  • the technology according to the present invention can also be applied to reduced iron manufacturing equipment and cupolas (scrap melting furnaces).

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Abstract

炉頂装入コークスや羽口吹込燃料以外に、800℃以上に予熱された還元ガスを羽口(2a,2b,2c,2d)から炉内に吹込む高炉の操業方法は、前記シャフトの生産性を不等式(Pd×MR)/Vsh≦12を満たすように制御し、前記還元ガスを、前記シャフトの前記中間部より上方に吹込むガスを含めない量として不等式3.9≧Ｋ1≧3.1、式(Cf+Cg-Ci)+(Hf+Hg)/2＝K1×(1-Xm)（銑鉄中の鉄1モルに対する式）を満たす量を吹き込むことを含む。Ｖsh:前記シャフトの有効炉容積(m3),Pd:1日当りの銑鉄生産量(tp/day),MR:炉頂装入原料比(t/tp),K1:燃料比を決める際の定数,Cf：前記炉頂装入コークスと前記羽口吹込燃料を合わせた[C]量(mol-C/mol-Fe),Hf:前記炉頂装入コークスと前記羽口吹込燃料を合わせた[H]量(mol-H/mol-Fe),Cg:前記還元ガス中のCOガス量(mol-C/mol-Fe),Hg:前記還元ガス中の[H]量(mol-H/mol-Fe),Ci:前記銑鉄中の[C]量(mol-C/mol-Fe),Xm:炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合。

Description

ガス還元高炉およびその操業方法
　本発明は、高炉でのコークス比や還元材比を削減する方法に関するものであり、高炉から排出されるCO2の削減に関するものである。 
　高炉法においては、炉頂からコークスと鉄鉱石を投入し、鋳床部の送風羽口(鋳床羽口)から、熱風（1000℃以上の高温空気）ならびに還元材である燃料（微粉炭等）を吹き込む。それに伴い、微粉炭やコークスが燃焼し、多大な熱量と共にCOやH2などの還元ガスが発生する。このようにして生まれた高温の還元ガスが炉内を上昇しながら、下降してくる鉄鉱石を昇温し還元する。
　鉄鉱石の還元反応には３つの形態（一酸化炭素ガス還元、水素ガス還元、直接還元）がある。この中で、直接還元は、コークス中の炭素を直接消費する反応(FeO＋C＝Fe＋CO)であり、大きな吸熱反応である。更に、燃焼やガス還元により発生するCO2やH2Oも、高温下でコークス中の炭素を消費するソリューションロス反応（CO2＋C＝2CO）や水性ガス反応（H2O＋C＝CO＋H2）を引き起こすが、これらも大きな吸熱反応である。（以下、ソリューションロス反応や水性ガス反応を区別しない場合、“コークスガス化反応”と呼ぶ）
　一酸化炭素ガス還元、水素ガス還元、直接還元の割合は、一般的な高炉で、概ね６：１：３と言われている。水素ガス還元に寄与する水素は、炉内持込水分または燃料中の水素成分の燃焼で生れた水蒸気（H2O）が水性ガス反応により水素ガス化したものであり、一酸化炭素ガス還元に寄与する一酸化炭素も、直接還元からの副生ガスか、燃料中の炭素成分の燃焼で生れた二酸化炭素がソリューションロス反応により一酸化炭素化したものである。つまり、従来高炉法の還元反応の多くが、コークス消費に依存している。
　高炉で製造する銑鉄中には炭素が含まれており、その炭素の殆どがコークス由来であり、従来高炉法のコークス消費量の１．５～２割が浸炭材としての役割を担っている。
特願平７-90034「高炉における微粉炭多量吹込み操業方法」 特許第5722867号「高炉ガスを再循環させる方法、および関連装置」 特願2016-168281「酸素高炉の操業方法」
「小型試験高炉による酸素高炉法の検討」鉄と鋼， 第77巻（1991年）１２号 「製銑技術の100年－技術導入から先進技術への展開，そして次世代技術へ－」鉄と鋼，第100 巻（2014年）1号 p.2－30 「窒素レス還元雰囲気が高炉融着層通気性に及ぼす影響」鉄と鋼， 第104巻（2018）第9号 「環境調和型プロセス技術の開発／水素還元等プロセス技術の開発」NEDO環境部2020年度成果報告会資料 「Environmental Vision 2050」JFEグループ環境経営ビジョン2050説明会資料P14～23< URL：https://www.jfe-holdings.co.jp/investor/zaimu/g-data/jfe/2020/2020-environmental-management-vision210525-01.pdf> 重見彰利著「製銑ハンドブック」、地人書館（1979年） 「鉄鋼便覧（第４版）」(2002年) 「鉄鋼便覧（第５版）」(2014年) 「シャフト炉式還元炉とキュポラ式溶解炉の組合せによる製銑法の開発」鉄と鋼， 第7３巻（1987年）１５号 「高炉への微粉炭吹込み技術の現状」鉄と鋼， 第７８巻（1992年）７号 「高炉への微粉炭吹込みにおける吹込部の構造と燃焼特性」鉄と鋼， 第８２巻（1996年）１２号 「モデル実験による融着帯形成挙動の研究」鉄と鋼， 第６８巻（1982年）１５号 「未燃焼微粉炭の高炉内挙動に関する基礎的検討」鉄と鋼， 第７７巻（1991年）１号 「高炉への鉱石・コークス多量混合装入技術の開発」鉄と鋼， 第９２巻（2006年）１２号
　従来の高炉は、微粉炭やコークスの形態の炭素が鉄鉱石に接してこれを直接に還元する所謂直接還元に相当程度依存するために、多量の炭素を消費することが不可避である。銑鉄一単位あたりの炭素消費量を低減する努力は継続的になされているものの、かかる努力には必然的に限界がある。以下に開示する技術は、炉内の反応を抜本的に見直して低炭素消費の高炉操業を実現することを目的としている。
　炉頂装入コークスまたは羽口吹込燃料あるいはその両方以外に、800℃以上に予熱された還元ガスを羽口から炉内に吹込む高炉の操業方法は、シャフトの生産性（(Ｐｄ×ＭＲ)／Ｖsh）を、不等式(Ｐｄ×ＭＲ)／Ｖsh ≦ 12、ただし、Ｖsh：前記シャフトの有効炉容積(m3)、Ｐｄ：1日当りの銑鉄生産量(tp/day)、ＭＲ：炉頂装入原料比(t/tp)、を満たすように制御し、前記還元ガスを、前記シャフトの中間部より上方に吹込むガスを含めない量として、不等式3.9≧Ｋ1≧3.1、ただし、銑鉄中の鉄1モルに対し、式(Cf＋Cg－Ci)＋(Hf＋Hg)/2 ＝ Ｋ1×(1－Xm)、Ｋ1：燃料比を決める際の定数、Ｃｆ：炉頂装入コークスと羽口吹込燃料を合わせた[C]量(mol-C/mol-Fe)、Ｈｆ：前記炉頂装入コークスと前記羽口吹込燃料を合わせた[H]量(mol-H/mol-Fe)、Ｃｇ：前記還元ガス中のCOガス量(mol-C/mol-Fe)、Ｈｇ：前記還元ガス中の[H]量(mol-H/mol-Fe)、Ｃｉ：前記銑鉄中の[C]量(mol-C/mol-Fe)、Ｘｍ：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合、を満たす量となるよう吹き込む、ことを含む。
　以上の手段により、従来高炉と異なり、炉下部の役割を鉱石やスラグの溶解に限定し、シャフトの役割を鉱石の還元(ガス還元100％)に限定できる。従い、炉羽口吹込燃料と送酸量で、炉下部で必要な熱量（すなわち銑鉄温度）を適切に保ちながら、シャフト状況（ガス還元率や炉頂温度、シャフト効率）に応じて予熱還元ガス量を自在に（すなわち、炉下部熱バランスと独立して）増減させることができるので、高炉操業が容易となり炉況も安定する。
また、炉下部での必要熱を鉱石やスラグの溶解に必要な熱量に限定しているので、炉下部で発生するガス量も従来高炉の半分程度に削減できるので、複数段羽口効果と相俟って、低コークス比でも従来高炉並みの炉内通気性も確保できる。
　本発明によれば、高炉の通気性を確保しながら、銑鉄製造のコークス比を100kg/tp以下に低減することができる。
図１は、従来高炉の炉内図を示す。 図２は、本実施形態の高炉の炉内図を示す。 図３は、本実施形態の高炉において、三段羽口の場合の炉内温度分布を示す。 図４は、本実施形態の高炉における制御品の配置を示す。 図５は、従来高炉例のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図６は、実施例１のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図７は、実施例１-2のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図８は、実施例２のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図９は、実施例３のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図１０は、実施例４のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図１１は、実施例５のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図１２は、実施例６，７のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図１３は、実施例８のフロー図を示し、図中に主な原単位を併記している。 図１４は、炉下部の入熱・出熱を示す。 図１５は、炉下部の熱バランス（従来高炉）を示す。 図１６は、炉下部の熱バランス比較（従来高炉と本発明）を示す。 図１７は、炉下部の熱量線図（本発明）を示す。 図１８は、炉下部の必要／消費エネルギーvs.融着帯通過ガス量の比較（従来高炉と本発明）を示す。 図１９は、本発明での炉下部ガス原単位と鉱石温度変化を示す。 図２０は、従来高炉例のRistモデル図を示す。 図２１は、実施例１のRistモデル図を示す。 図２２は、従来高炉例の熱線図を示す。 図２３は、実施例１の熱線図を示す。実施例1-2の熱線図(ガス)も併記している。
　添付の図面を参照して以下に幾つかの例示的な実施形態を説明する。図面は必ずしも正確な縮尺により示されておらず、従って相互の寸法関係は図示されたものに限られないことに特に注意を要する。
　以下の説明および添付の請求の範囲を通じて、各用語は当業者に周知な定義と整合的な意味に用いられているが、幾つかの用語はそれぞれ次の意味であることを注意的に述べておく。「炉下部」とは、融着帯より下方の領域を意味する。高炉の炉体において径方向に膨出した部位を「炉腹」と称し、「シャフト」は炉体においてかかる炉腹の上方であって炉頂よりは下方の部分を意味するが、シャフトの「中間部」とは、高さ方向においてシャフトの中央のみならず、中央から上下にシャフトの高さの６分の１を含む領域を意味する語として特別に定義して使用する。シャフトの「有効炉容積(m3)」とは、例えば、シャフト下端と炉頂部の原料レベルであるストックラインまでの高さとの間の炉内容積を意味する。「部分燃焼」とは、完全燃焼に至らない燃焼を意味する。「１次燃焼」とは、C＋0.5・O2＝COの反応、ならびに、コークスや羽口吹込燃料からＣＯ、Ｈ２、Ｈ２Ｓを生成する部分燃焼を意味しており、1次燃焼により発生する熱を「1次燃焼熱」と呼ぶ。「２次燃焼」とは、CO＋0.5・O2＝CO2、H2＋0.5・O2＝H2Oの反応を意味しており、ＣＯ2やＨ２Ｏを「２次燃焼ガス」と呼ぶ。「燃料比」とは、銑鉄１tを製造するのに必要なコークスならびに羽口吹込燃料の合計重量(kg/tp)であり、最近では還元材比と称されることも多い。燃料比には、特段の断りが無い限り、炉頂ガス循環等で羽口から吹込まれる還元ガス（CO,H2）を含まず、炭化水素系燃料(CiHjOk；灰成分(Ash)を除いた成分表示)を含むものとする。
　酸素高炉法の研究の中で、炉頂ガスを利用してコークス比や燃料比を低減することは従来から試みられてきたことであり、炉頂ガス（還元ガス）の利用により副次的に直接還元率が低下することも認識されている。しかしながら、還元ガス利用については経済性視点から炉頂ガスを主体に実施研究され、羽口先の燃焼温度や炉下部での熱バランスからコークス比や燃料比の低減には限界(約200kg)があるとされてきた。更には、喩えプロセス上はコークス比が減ぜられたとしても、融着帯での通気経路が乏しくなることにより炉内の通気が著しく妨げられる等の操業上の問題が不可避であり現実的でないと考えられてきた。以下に開示する操業方法は、かかる当業者の技術常識に反して想到されたものである。
　以下に開示する高炉の操業方法は、概括的に言えば、十分な量の還元ガスを高炉に吹き込むことにより、融着帯の上方で実質的に鉄鉱石の還元反応を完了させようというものである。そのような条件は、吹き込む還元ガス量が、生産される銑鉄１モルあたり、
　(Cf＋Cg－Ci)＋(Hf＋Hg)/2＝1.5/ηg　－（１）
に相当することにより達成される。
　ここで、
　Cf：炉頂装入コークスと羽口吹込燃料を合わせた[C]量(mol-C/mol-Fe)
　Hf：炉頂装入コークスと羽口吹込燃料を合わせた[H]量(mol-H/mol-Fe)
　Cg：予熱還元ガス中のCOガス量(mol-C/mol-Fe)
　Hg：予熱還元ガス中の[H]量(mol-H/mol-Fe)
　Ci：銑鉄中の[C]量(mol-C/mol-Fe)
　ηg：ガス利用率(%)または炉頂ガスの2次燃焼率(%)
である。ここで挙げたそれぞれの記号及び以下の段落中の記号Xm, Ｋ1は、銑鉄中の鉄(Fe)1モル当りに対する以下のモル数を表す。
　ただし、炉頂より還元鉄や鉄スクラップのごとき還元状態の鉄が装入されることがあるので、上式は
　(Cf＋Cg－Ci)＋(Hf＋Hg)/2＝1.5/ηg×(1－Xm) －（２）
と修正される。ここで、
　Xm：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合
である。
　右辺の1.5/ηgをパラメータＫ1に置き換えて、表４～７に示すような色々な実施例から適正なＫ１の範囲を求めた結果が、
　(Cf＋Cg－Ci)＋(Hf＋Hg)/2 ＝ Ｋ1×(1－Xm)　 －（３）
　3.9≧Ｋ1≧3.1　－（４）
である。ここで、
　Ｋ1：燃料比を決める際の定数
である。
　以下に本発明をさらに詳細に説明する。
　地球温暖化対策として、高炉法における炉頂装入コークス(以下コークスと記載)や羽口吹込み燃料である微粉炭や重油、天然ガス等の化石燃料を減らすことが最重要課題になっている。炉頂ガスを除湿処理（ガス中の水蒸気を取り除く）や脱炭酸処理（ガス中の二酸化炭素を取り除く）した後に高炉に再度吹込む炉頂ガス循環法により、銑鉄１トンを製造するのに必要な還元材の原単位である還元材比（＝コークス比＋羽口吹込み燃料比）を低下できることが知られている（特許文献２、３）。また、微粉炭等の羽口吹込み燃料については、燃料を再生エネルギー燃料（バイオ燃料等）やカーボンリサイクル燃料（グリーン燃料を用いてCO2から転換された炭化水素系燃料）に代替することで、CO2排出量を実効的に削減できる可能性もある。
　しかしながら、コークスについては、１）炉内の通気性確保(火格子的役割)、ならびに、２）浸炭材料としての役割、から冶金用コークス（限定された石炭から製造）の使用が不可避と考えられており、コークス比（銑鉄１トン当りのコークス原単位）の削減こそが、高炉法におけるCO2削減の鍵である。
　コークスは羽口吹込み燃料に比べてコストが割高なため、常に低コークス比操業を目指してきた歴史がある。熱風を利用した従来高炉でのコークス比は、一般的に約350(300～370)kg/tp（tp；銑鉄トンを意味する。以下も同じ）、または世界的な操業記録でも約250 kg/tpが下限である。
　酸素高炉法の特徴として、酸素利用により微粉炭の燃焼効率が高まる一方で、羽口から純酸素を吹き込んで赤熱コークスと直接燃焼させるため、羽口先温度（レースウェイ内の最高温度点）が異常に高温になるという課題があった。対策として、羽口先温度の異常高温化を抑えるために水蒸気（H2O）や、H2OやCO2などを含む炉頂ガスを吹き込む方法や鉄鉱石を吹き込む方法が考案された（特許文献３）が、それらの吸熱反応により炉下部が冷えるため多くの微粉炭を吹き込む必要がある上に、コークス比も200～250kg/tp（この時の微粉炭比＝300kg/tp、還元材比＝500kg/tp）が下限値と考えられている。
　欧州で開発されているULCOS-NBF法は、酸素高炉法と炉頂ガス循環法を兼ね併せた高炉法である。他の炉頂ガス循環法と同様に、炉内に吹込まれる還元ガスは還元材（コークスと羽口吹込み燃料）由来の炉頂ガスに限定され、炉頂ガスの一部が余剰ガスとして系外排出される準閉循環法(セミクローズド循環法)である。投入炭素量（コークスと羽口吹込み燃料を併せた還元材中の炭素量）は、従来高炉法の約24％削減に留まっている（非特許文献２）。
　地球温暖化対策として日本で開発中の２つの最新高炉法（非特許文献４，５）においても、CCUS(Carbon Capture, Usage and Storage)を利用してもCO2削減量が従来高炉法の３割削減程度に留まり、CCUS効果を除くと1割削減程度であり、コークス比は従来高炉の操業範囲内である約300～350kg/tpである。
　以上のように、コークス比削減やCO2削減を目指して、従来高炉法の操業改善や、従来高炉法に代わる酸素高炉法や炉頂循環法も開発されてきたが、コークス比200kg/tpを下回る(熱物質収支上やRistモデル上の)合理性のあるプロセス提案がこれまでなかったことが、高炉法における最大課題である。
　コークス比低減の操業上の課題は、炉内のガス通気性である。図1に示すように、高炉は、炉体１と羽口２を備え、原料である鉱石とコークスが交互に炉内に装入され、鉱石層８aとコークス層８bが層状に積み重ねられた塊状帯８を形成する。熱風と燃料が羽口２より吹き込まれてレースウェイ（以後ＲＷともいう）３を形成し、コークスとも反応しながら発生するＲＷ由来のガス３aとして炉下部11を上昇する。原料がシャフト12内を下降するにつれて温度上昇と鉱石還元が進み、1100℃近傍になると鉱石の軟化が始まり、1200℃近傍になると鉱石の更なる軟化と溶融が始まり、やがて1400～1500℃で溶融して滴下帯10と炉芯６を滴下する液流れ５となり、スラグと銑鉄の浴７として炉床部15（図２参照）の底部に至る。軟化や溶融した鉱石の集合体である融着層９aの通気性は鉱石層８ａに比べて悪くなるが、融着層と融着層の間に挟まれたコークス（コークススリット９ｂ）が火格子の役割を果たし、ＲＷ由来のガス３aの流路となることで、融着帯９（融着層９ａとコークススリット９ｂの集合体）の通気性が維持される。また、炉中心に中心装入コークス８cが積極装入されることで炉中心のガス流れ４ｃが確保され融着帯形状は逆V字型に維持される。
　低コークス比操業では、鉱石／コークス比（O/C比）が増加することで、融着帯に占める融着層の厚み割合が増加し、コークススリットの厚み割合が減少するため、融着帯の通気性が低下することが大きな課題であった。
　本発明の課題は、以下の手段により解決される。
　シャフトでの原料滞留時間（反応時間）が実効的に確保された設備において、融着帯直上での鉱石還元率が100％に近づくように、炉頂装入コークスまたは羽口吹込燃料あるいはその両方以外に、800℃以上に予熱された還元ガスをシャフト下部より下方の炉内に、銑鉄中の鉄(Fe)1モルに対して、式（３），（４）を満たす量の還元ガス(CO、H2)を吹き込む。
　なお、上記計算の予熱還元ガスには、シャフトの中間部より上方に吹込む予熱還元ガスを含めない。また、シャフトでの必要な滞留時間は、シャフト生産性Ｐsh (t原料/day・m3；シャフト容積当たりの原料処理量)という指標で整理した際に次式を満たす必要がある。
　Ｐsh ＝(Ｐd×MR)／Ｖsh ≦ 12 (t原料/day・m3) －（５）
　Ｖsh：シャフトの有効炉容積(m3)
　Ｐd：1日当りの銑鉄生産量(tp/day)
　MR：炉頂装入原料比(t/tp)
　滞留時間や還元ガス量的に十分であっても、鉱石の還元性やシャフト内のガス通気状況等により、実際のガス還元率は変化することがある。そこで、ガス還元率を管理するために、銑鉄中の鉄(Fe)1t当りの炉頂ガス中のCO2とH2Oの合計ガス量Vpc(Nm3/t-Fe)が次式の範囲(K値の範囲)であるように還元ガス量を調整する。
　Vpc＝Ｋ2×Gy／1.5＋Xf×22.4＋Xo　－（６）
　610≧Ｋ2≧560　－（７）
　Ｋ2：直接還元率や銑鉄中の鉄割合により決まる定数
　Gy：装入鉱石ならびに装入金属鉄の鉄分(mol-Fe)に対する酸素(mol-O)の割合(mol-O/mol-Fe)
　Xf：銑鉄1t当りの装入原料に含まれるCaCO3、MgCO3の合計モル比(kmol/tp)
　Xo：シャフトの上から2/3高さ(下から1/3高さ)より上方にて炉内供給される2次燃焼ガス(CO2、H2O)のガス量(Nm3/tp)
　上記還元ガスには、高炉炉頂ガスを除塵、脱H2O、脱CO2処理したものを再循環しても良いし、再循環せずに系外から水素や一酸化炭素等を導入しても良い。本発明においては、炉下部の燃料比が低いことから、ならびに窒素ガス(N2)が循環により濃縮するのを防止するため、炉頂ガス以外にも積極的に系外からの還元ガス(含、可燃性燃料からの還元ガス製造)を利用することが特徴である。
　これらの還元ガス(以後、羽口吹込ガスとも呼ぶ)は、1200～1350℃の高温に予熱された上で羽口から炉内に吹込まれるが、吹込温度が高いので、羽口吹込ガスを予熱する加熱器の高温領域で、メタン等の可燃性燃料を部分燃焼(CH4 ＋0.5O2＝CO＋H2)させたり、炉頂ガスの一部（CO2やH2O）をガス改質(CH4 ＋CO2＝2CO＋2H2、CH4＋H2O＝CO＋3H2)することで、還元ガスの還元度向上や増量も可能である。
　以上の方法により、ガス還元率を100％に近づけることができるで、炉下部の必要エネルギー量は低下するが、同時に、炉下部での反応熱（コークスガス化反応）やメタン等の冷却燃料の投入を抑え、炉下部のガス発生量を低減することが更なるコークス比や燃料比の削減に重要である。 その指針として、炉下部での1次燃焼熱量(コークスと羽口吹込燃料からのCO、H2生成熱)と羽口吹込ガス顕熱との合計熱量（即ち炉下部に供給される総熱量）を銑鉄1トン当たり2.4GJ/tp以下(望むらくは2.2GJ/tp以下)にすることが重要であり、具体的な手段を以下に列挙する。
　炉体高さ方向に羽口群を2段以上配置し、（少なくとも）最下段の羽口から酸素(O2)と2次燃焼ガス(CO2、H2O)の合計量として200Nm3/tp以下の酸素含有ガスを吹き込み、シャフト下部より下方の羽口から500×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上の還元ガス(COとH2の合計量)を吹き込み、前記還元ガスと羽口吹込燃料中の水素分を含めたCOとH2の合計が800×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上になるように吹き込む。ただし、Ｘｍ：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合、である。
　羽口吹込燃料として、「次式を満たすあらゆる形態(気体,液体,固体)の炭化水素系燃料(CiHjOk；灰成分(Ash)を除いた成分表示)」または「銑鉄やスラグを構成する金属単体(Si,Ca,Al,Mg,Fe,Si,Mn,C)またはその合金鉄からなる燃料」を、単体または2種類以上を混合して酸素と一緒に使用する。
　j/i ≦ 2.3、　－（８）
　(16×k)/(12×i+j+16×k) ≦ 10％　－（９）
　高炉羽口から可燃性燃料（羽口吹込燃料）や予熱還元ガス(羽口吹込ガス)と一緒に吹込む際に、銑鉄１トンあたりに次式にて算出されるモル量（Ｖo2-1）（O2-kmol/tp）以上（Ｖo2+0.2）(O2-kmol/tp)以下の範囲の量の酸素を純酸素(または90%以上の純度の酸素)として供給する。
　Ｖo2＝0.5×(Ｃ1＋Ｃ２－Ｃ３－Ｃ４＋Ｓ1＋Ｓ2－Ｏ1－Ｏ2)＋Ｓ3＋1.5×Ｓ4　－（１０）
　Ｃ1：羽口吹込燃料中のＣ成分量（C-kmol/tp）
　Ｃ2：コークス中の炭素モル量（C-kmol/tp）
　Ｃ3：銑鉄中の炭素モル量（C-kmol/tp）
　Ｃ4：銑鉄中の鉄以外金属の還元に必要な炭素モル量（C-kmol/tp）
　Ｏ1：羽口吹込燃料中のＯ成分量（O-kmol/tp）
　Ｏ2：予熱還元ガス中のCO2とH2Oのモル量(kmol/tp)
　Ｓ1：羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないMg成分（Mg-kmol/tp）
　Ｓ2：羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないCa成分（Ca-kmol/tp）
　Ｓ3：羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないSi成分（Si-kmol/tp）
　Ｓ4：羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないAl成分（Al-kmol/tp）
　なお、酸素の量を式（１０）にて算出されるモル量Ｖo2（O2-kmol/tp）に対して-1(O2-kmol/tp)～＋0.2(O2-kmol/tp)の範囲の量としているのは、ガス還元率や浸炭状況に応じてＶo2を調整するためである。－1(O2-kmol/tp)以上としているのはガス還元率として100%から92%までを想定しているからであり、＋0.2(O2-kmol/tp)以下としているのは、酸素量が過剰になり銑鉄への浸炭悪化を防止するためである。
以下、本発明に関する実施形態を説明する。
　技術背景に述べたように、一般的な高炉において、約3割が直接還元反応として、約４割がH2OやCO2による反応としてコークス消費に繋がっている。そのため、コークス消費を減らすには、(1)ガス還元反応を増やすこと（直接還元反応を減らすこと）、(2)炉内の900～1000℃以上の高温領域に外部よりH2OやCO2を混入しないこと、更には、(3) 炉下部に供給されると共に炉下部で発生する熱量やガス量が炉下部（融着帯から下方）からの外部出熱（銑鉄熱、スラグ熱、ヒートロス）に対して必要十分にすること、が重要である。ここで、900～1000℃以上としているのは、炭素(C)とのコークスガス化反応が実質的に約900℃から始まり1000℃以上で取り分け活発になる温度だからである。
　ところで、ガス還元や直接還元と燃料の関係については、高炉操業で最も信頼性の高い平衡線図のひとつであるRist操作線図が判り易い。後述実施例に記載の従来高炉(例)と本発明実施例１のRist操作線図をそれぞれ図２０と図２１に示す。なお、操作線図上では、羽口吹込ガス中のCOとH2は羽口吹込燃料としてY軸(O＋H2)に算入してある。
　従来高炉(例)の直接還元率(Yd)は30％であるが、これを0％にするにはＷ点(FeOの還元が始まる点)を一定とすれば、図２０中に一点鎖線で示した操作線になる。操作線の傾きは[Fe]1モル当りの[C＋H2]モルを示すので、還元ガスを利用しない従来高炉(例)では燃料比に比例する指標である。従い、現状(Yd=30%)より燃料比(コークスやPCI)を大幅に増やす必要があり、経済性や燃料比削減の観点から逆効果であり、直接還元率を下げること自体は従来操業の目標にはなり得なかった。
　操作線の傾斜を燃料比だけではなく炉頂ガス（還元ガス）で補うことで、操作線の自由度を広げたのが酸素高炉をベースとした炉頂ガス循環法である。同じ燃料比であれば、炉頂ガスが吹込まれる分だけ操作線が立ち上がり直接還元率(Yd)は低下する。しかし、燃料比を下げるのが開発狙いなので、炉頂ガス吹込増に伴い燃料比を削減する（Yd上昇）ので、燃料比削減により炉頂ガス循環量も減少する(Yd上昇)、というように最適点は流動的であった。
　燃料比削減や酸素燃焼下での羽口保護、炉頂温度、経済性等の視点から最適操作線が多種多様に研究されてきたが、（従来法を含めて）Yd＝0％を目標や手段とした研究実績(文献)はこれまでにはない。
　本発明の操作線（図２１）はYd＝0％を通過しており、Ｗ点やシャフト効率を一定とした場合の“最大傾き(燃料比＋還元ガス比)”となっている。本発明の燃料比（表４～７参照）はこれまでのどの方式よりも大幅に低いので、“最大傾き”とは、同じ燃料種においては還元ガス比（羽口吹込ガスの原単位）が他のどの方式よりも大きい、ということになる。
　この傾向は、本発明の多くの実施例を示す表４～７中の羽口吹込みガス（V13）でも確認でき、金属鉄装入のない実施例１～８において、実施例７以外で羽口吹込ガス量が700Nm3/tp以上となっている。実施例７で564Nm3/tpと少ないのは、燃料としてH2を多く含むエチレン(C2H4)を使用しており、疑似的に炉下部にH2吹込みしているためである。そこで、羽口吹込燃料中のH2成分を還元ガスと見做し、“V13＋羽口吹込燃料[H2]”で換算すると890Nm3/tpの還元ガスとなり、従来高炉(例)の8倍以上となっている。なお、金属鉄投入例（金属投入率Xm）も含めて、実施例１～８は全て、800×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上の換算値となっている。
　本発明では、炉頂ガス１Nm3あたりに次式に見合う燃料（外部燃料）と酸素を加え高温に加熱する。このことで、ガス中に残存するCO2やH2Oをガス改質（COやH2に転換）すると共に、外部燃料の１次燃焼（部分酸化）により羽口吹込ガス量(CO、H2)を炉頂ガス量の制限なく任意に増加させることができる。
　[O2](kmol/Nm3)＝FRh／２×([C]－[CO2]－[H2O]－FRh×[O])　－（１１）
　FRh（kg/Nm3）　　　：炉頂ガス１Nm3に加える燃料比
　[CO2]（kmol /Nm3）　：炉頂ガス中のCO2成分
　[H2O]（kmol /Nm3）　：炉頂ガス中のH2O成分
　[C]（kmol /kg）　　：燃料中のC成分
　[O]（kmol /kg）　　：燃料中のO成分
　なお、外部燃料として水素や一酸化炭素を用いる場合には、式（１１）に従って酸素は一切不要である。また、炉頂ガスの全量を、水素を始めとする外部燃料にすることも可能である。
　炉頂ガス量や成分に拠らず（炉頂ガス不使用の場合も含む）、上質な還元ガスをいつでも必要な分だけ炉内に供給できるので、平衡論的にシャフトでのガス還元率を究極(最大100％)に高めることが可能になる、という点が本発明の大きな特徴である。
　ガス還元率を100%に近づけるための羽口吹込ガス(還元ガス)量について、後述の実施例等で示されるようなケース検討を重ねた結果、還元ガスのCO/H2比率や燃料の種類に拠らず、「銑鉄中の鉄(Fe)1モルに対して、炉頂装入コークスまたは羽口吹込燃料あるいはその両方以外に、次式で表される量の還元ガス(CO、H2)を800℃以上の温度にてシャフト下部より下方に吹き込む」のが適正であることが判った。
　なお、式（３），（４）を満たす予熱還元ガスにシャフトの中間部より上方に吹込む予熱還元ガスを含めないのは、シャフトの中間部より上方の炉内では予熱またはFeOまでの還元が行われており、Ristモデル上のＷ点(ガス還元の律速点)を過ぎた領域だからである。800℃以上としているのは、Ｗ点（FeOの還元が始まる点）温度は、ガスと鉱石の対向流での熱バランスの中で決定されるが、酸素高炉(高熱流比化)や水素還元(吸熱反応)比率が高くなるとＷ点は低温側に移行するため、吹き込む部位によっては800℃のガス温度でも有効だからである。
また、上式が成立するには、所要の原料滞留時間(反応時間)が確保される必要があるのは当然である。シャフト生産性Ｐsh(t原料/day・m3；シャフト容積当たりの原料処理量)が少なくとも式（５）を満たす必要がある。
　Ｐsh≦12は、一般的な直接還元設備の生産性を元に発明者が導出した指標値であり、その逆数に原料嵩密度を掛けるとシャフト滞留時間となる。従来高炉のＰshは6～8(t原料/day・m3)程度であり、直接還元設備との比較において生産性(滞留時間)自体に問題はない。本発明ではコークス比が従来高炉より大幅に小さくなり、銑鉄生産量当りのシャフト生産性は大きく下がる（すなち、鉱石滞留時間や還元時間が伸びる）ので、本発明を従来高炉に適用すれば増産余地になる従来高炉のシャフト生産性は6～8(t原料/day・m3)程度であり、生産性(滞留時間)自体に問題はない。本発明においては、コークス比が従来高炉より大幅に小さく、同じ炉容積における鉱石滞留時間（即ち還元時間）も大幅に伸びるので、本発明の従来高炉への適用は増産余地になる。
　羽口吹込ガスを燃料から製造する方法としては、例えばメタンからの合成ガス製造技術として、H2Oをガス改質するスチームリフォーミング法、CO2をガス改質するドライリフォーミング法、メタンの部分酸化法（1次燃焼）として実用化もされている。これらには触媒を用いて600～900℃で反応させる方法(触媒部分酸化)と、1200～1300℃以上で無触媒にて反応させる方法(熱部分酸化)がある。本発明においては、還元ガスを最終的に高温で羽口に吹込むので、高温で反応させることに熱効率や設備上のメリットがあり、触媒コストや保全の観点から無触媒が望ましい。いずれの場合も、メタン起因の煤発生が課題となることがあるが、高炉熱風炉のような蓄熱炉（燃焼排ガスによる蓄熱工程とガス予熱工程の交番サイクル）を採用することで、燃焼排ガス中の酸化ガス（CO2、H2O、O2）により煤の除去が容易になる。
　燃料のガス中への吹込みタイミングについて、燃料がCOやH2の場合にはプロセス上の制約は無いが、燃料が炭化水素ガスや液体燃料や固体燃料の場合には、煤の発生を抑制しながら1次燃焼やガス改質を促進するため、還元ガスが600℃以上に加熱されてから吹込む。更に、無触媒の場合には燃焼効率(煤発生防止)の観点から1000～1200℃以上で吹込むことが望ましい。但し、予熱効果を高めるため、燃焼排ガスによる煤清掃を可能ならしめるため、加熱器出口よりも十分に手前で燃料を吹込む必要がある。
　加熱器の形式としては、還元ガスを1000℃以上に予熱するため、高炉熱風炉を代表とするようにガス接触面が耐火物で構成される蓄熱式加熱器（蓄熱炉）が望ましい。熱風式高炉を酸素高炉に転換利用する際には、熱風炉が不要になるので、ガス処理量や処理温度的に、同熱風炉を還元ガス用加熱器に転用し易いことも従来高炉法をプロセス改善するメリットである。
　本発明の加熱器の燃料には、従来熱風炉と同様に高炉炉頂ガスを利用することが望ましい。純酸素高炉でも、炉頂ガスには(原燃料やユーティリティ由来の)N2が含まれており、炉頂ガスを循環利用すると濃縮することになるので、循環系外に積極的に抽出する仕組みが必要である。従来と同様に系外設備に余剰ガスとして送る方法もあるが、COが含まれておりCO2の分散処理が必要になるので、高炉付帯設備である加熱器でのガス加熱用燃料に使用することが最適である。加熱用燃料として使用するに際して、例えばCO2分離設備の手前で分離し、酸素過剰率1(完全燃焼)近傍で酸素燃焼した後に排ガスを脱湿すれば、CO2分離器を経ずともCO2濃度を100%に近づけることが可能であり、CO2分離設備の能力負担と運転負担を減らすことができる。
　ところで、天然ガス等の燃料は、還元ガスに転換せずに、羽口吹込燃料として炉内に燃料を直接吹き込む方法が一般的であった。しかし、コークス比を下げる際には、吹込燃料中の水素成分の扱いが課題になる。例えばメタンは、完全燃焼により35.8MJ/Nm3の熱量を発するが、H2Oを発生し水性ガス化反応(H2O＋C＝CO＋H2)によりレースウェイ周辺のコークスを消費することになる。酸素量を下げて1次燃焼（CH4＋0.5×O2＝CO＋2H2）に留めると、発熱量が1.6MJ/Nm3に低下し燃焼温度は400℃程度にしかならない。すなわち、メタンと酸素の１次燃焼で発生する還元ガス（CO、H2）は、2000℃以上のレースウェイ温度に対して強力な冷却ガスとなり、コークス比や羽口吹込燃料比(微粉炭等)を悪化（増加）させる。対策としてメタンを予熱すると、600℃以上ではクラッキング現象（CH4→C＋2H2）による煤が発生し問題となる。
　メタンに限らず、１次燃焼熱（CO、H2を生成する際の発熱量）の低い燃料(気体や液体)は同様の問題を内包しており、CO2削減時代の羽口吹込燃料には向かない。常温水素もレースウェイ温度に対しては強力な冷却ガスとして作用する点で同様である。それらの燃料をCO2削減時代の高炉燃料とするには、前述したような燃料添加方法が最も有効であり、それらの燃料の熱的課題を加熱器で補完できる（追加加熱できる）ため炉下部の熱バランスに優位である。
　ガス改質技術は従来技術であり、熱風炉で還元ガスを加熱することも新しい発想ではない。しかし、炉頂ガスと系外燃料、ガス加熱用燃料の役割を明確にして統合し、ガス還元100％を実現するための高品質かつ十分な量の還元ガスを羽口吹込ガスとして供給するシステムにしたことが本発明の特徴である。
　以上により、炉内のガス還元率を100%に近づけるのに必要なガス量とガス品質を確保する手段と方策を明らかにした。
次に、融着帯より下方の高温領域における燃料やコークスの燃焼方法について述べる。
　従来の羽口燃料吹込みでは、完全燃焼に近い酸素を吹込み、2次燃焼由来のCO2やH2Oをレースウエイ廻りのコークスと積極的に反応させて還元ガスを発生させており、特許文献１には、170kg/tp以下の微粉炭吹込みでは過剰酸素率を１以上が推奨されている。ここで、（過剰酸素率）＝（羽口より吹込まれる空気、純酸素、微粉炭中の酸素量）／（微粉炭中炭素、水素をCO2、H2Oまで燃焼するのに必要な酸素量）と定義される。
　熱風の代りに純酸素を利用する際には、N2レスにより燃焼温度が異常高温化し易いことにも留意が必要である。従来高炉と同様の酸素過剰率では、羽口先の異常火炎温度は不可避であり、例えば「酸素燃焼により異常高温化する羽口先端温度を下げる目的でH2OやCO2、鉄鉱石を羽口から同時に吹込む」ような対応(特許文献3)が検討されてきた。しかしながら、H2OやCO2の吹込みはコークスガス化反応(吸熱反応)をひき起こしコークス消費増や炉下部の熱消費の増大に繋がるので、本来避けるべき方策である。
　本発明では、方策は詳細に後述するが、レースウェイでの燃料燃焼を1次燃焼に抑える（＝過剰酸化率を下げる）ことで、純酸素操業においても燃焼温度を大幅に抑えるようにすることが特徴である。更に、レースウェイで燃焼させない1200～1350℃の羽口吹込ガス（ＣＯやＨ２の還元ガス）を羽口吹込燃料と一緒に適正量を吹込むことで、微粉炭や炭素燃料の着火性を高めると共に、それらの最大燃焼温度を適正に管理することができる。
　過剰酸素率を下げれば微粉炭の燃焼効率は低下するが、酸素濃度（酸素分圧）を上げると燃焼効率は飛躍的に上昇することが知られている（非特許文献１、非特許文献９）。更には、レースウェイ空間における微粉炭の酸素燃焼では、化学反応やガス境界膜拡散ではなく乱流拡散が律速になり、微粉炭と酸素の攪拌強化により1次燃焼100％も可能である（非特許文献１１）。つまり、酸素燃焼下では、レースウェイ空間での微粉炭の1次燃焼の燃焼効率を、従来高炉（熱風）と同等(50～70％)以上にすることも十分可能である。
　一方で、従来高炉でもそうであるが、微粉炭のレースウェイ内での燃焼効率が100%に遠く及ばずとも操業に実質支障が無い。つまり、「レースウェイ内での微粉炭燃焼効率＜100％」とは、レースウェイ外への未燃チャーやCO2、H2Oの流出を意味するが、CO2やH2Oとのガス化反応速度はコークスよりも未燃チャーが速く（非特許文献１３）、滴下メタル中の溶存炭素との反応速度は更に数倍早い (非特許文献６、７)ので、それら(未燃チャーや溶存炭素)が存在する中では、コークス消費は実効的に抑制できる。
　ボッシュガス中の未燃チャーは、滴下帯を進む際には体積換算で地球上のどんな大豪雨よりも激しくメタル／スラグが降り注ぐ中で洗浄され（スクラバー効果）、その後には、空隙の狭い融着帯（フィルター効果）を通過する。これらの過程で未燃チャーは捕捉され、メタル中に浸炭または随伴して炉下部に戻る。そして、非特許文献１０に「未燃チャーは浸炭やコークスガス化反応に消費され、浸炭速度は未燃チャーの供給律速となり、200kg/tp程度の微粉炭吹込みでは浸炭速度律速には至らない」とあるように、CO2やH2Oの還元反応材として機能する。つまり、未燃チャーのリサイクルによりコークス消費は抑制されて、炉下部としての燃焼効率は100％に近づく。
　以上の現象(未燃チャーの炉内捕捉と消費現象)は従来高炉でも確認されているが、本発明においては、後述の通り「ボッシュガス量が従来高炉に比べて1/2～1/3程度に低減できるので、スクラバー効果が増大する」ならびに「融着帯におけるコークススリット(フィルター目が粗い)通過ガス量割合が、従来高炉の約９割(表２)から、約４割(表２)～０割（全コークス混合装入時)へと低下する」ことから、レースウェイからの流出チャーが更に捕捉・消費されて、炉下部全体での燃焼効率は従来高炉並み以上になることが合理的に期待できる。
　以上は微粉炭に限らず、他の羽口吹込み燃料にも共通である。燃料や酸素と一緒に、高温の還元ガスや着火材(Mg,Ca,Si,Al等の金属粉やCaC2、FeSi等の脱酸材)を吹込むことで、燃料着火前の雰囲気温度が高くなり、着火性や燃焼速度を更に高めることができる。　
　ここで、本発明の重要要素のひとつである“炉下部（融着帯から炉底まで）の熱バランス”の考え方について説明する。
　図１４は、融着帯を含めた高炉炉下部の入熱・出熱を表し、入熱としては、シャフトから入ってくる原料（鉱石、コークス等）熱Qm1とＲＷガス（レースウェイ由来のガス）熱Qgr、ならびに原料中の固体酸素によるコークス1次燃焼熱Qkであり、出熱としては、出銑滓熱Qmt、融着帯から流出するガス熱Qcg、ならびに炉下部での反応やヒートロス等で消費される熱Qm3であり、０＝Qm1＋Qcg－Qmt－Qgr－Qm3である。なお、炉下部のFeO還元(直接還元)について、次の２つの反応から成り立つものとして熱バランスを考える。
　FeO＝Fe＋0.5×O2　；反応熱(吸熱)はQm3に含まれる
　C＋ 0.5×O2 ＝ CO　；反応熱(発熱)はQkに含まれる
　次に、炉下部内でのガスと原料の熱交換について、図１５にて説明する。縦軸は温度を示し、横幅は熱容量比(kJ/K・tp)を示し、図中の面積(＝温度×熱容量比)は熱量比(kJ/tp)を示す。なお、炉下部では鉄以外の金属（メタロイド）の還元も行われるが、銑鉄1t当りの反応熱がそれ以外の熱と比べても小さく、熱バランス説明（図１４～１７）では無視する。また、ガス比熱（kJ/Nm3K）はガス成分変動の影響があまり大きくないのでCg一定としている。
　炉下部には、QgrとQkが供給され、温度Tcgのガスと共にシャフトに排出される熱量Qcg(＝Qg1＋Qk)以外の熱量(Qg2＋Qg3＋Qk2)は炉下部に着熱する。着熱した熱は、鉱石を融着帯入口温度Tcsから出銑滓温度Tiまで加熱する熱Qm2や、炉下部での消費熱Qm3（FeO分解熱、溶解熱、浸炭熱、ヒートロス）に使われる。Qm2は、融着帯に持ち込まれる原料熱Qm1と共に銑滓熱Qmtとなる。
　コークス比や燃料比を減らすことはＲＷガス熱を減らすことであり、図１５において、１）炉下部消費熱Qm3を減らす、２）炉下部への原料持込熱Qm1(温度Tcs)を増やす、３）炉下部からのガス流出熱Qcg（＝Qg1＋Qk1）を減らす、ことである。Qcg（＝Cg・Vg・Tcg）は炉下部の無効熱（＝着熱しない熱）であり、融着帯通過ガス比Vg(＝ＲＷガス比Vgr ＋ 直接還元由来のガス比)を減らすことが有効である。Vgr（＝Qgr／Tg）を減らす方法としては、ＲＷガス熱量Qgrを減らすことやＲＷガス温度Tgを上げることが有効である。
　図１６に、従来高炉と本発明との炉下部熱バランスを示す。
　ガス還元率が100％近い本発明では、炉下部でのFeO分解熱(FeO＝Fe＋0.5×O2)や固体酸素によるコークス1次燃焼熱Qk’が不要なため、炉下部消費熱(反応熱、ヒートロス、等)Qm3＝Qg3＋Qk2 ＞＞ Qm’3＝Qg’3＋Qk’3となる。鉱石軟化温度が本発明の方が従来高炉より100℃程高くTcs ＜ Tcs’なので、炉下部必要熱Qmr＝Qm2＋Qm3は、本発明の方が格段低い。
　更には、融着帯通過ガス比Vg＞＞Vg’なので、炉下部ガス持出熱Qcg＝Qg1＋Qk1 ＞＞ Qcg’＝Qg’1＋Qk’1であり、結局、固酸による1次燃焼熱ＱｋとＲＷガス熱量(持込顕熱と1次燃焼熱)Qgrの合計熱量は、本発明の方が格段に低くなる。すなわち、本発明において炉下部燃料比を格段に削減できる。
　ここで、羽口吹込み燃料に、ガス量Ｖ・温度Ｔの羽口吹込ガス（CO、H2 等）を混合して吹き込む場合の炉下部熱バランス（炉下部着熱量Ｑ）の変化を考える。羽口吹込ガス混合の前後で炉下部からの流出ガス温度Tcgが不変とすると、炉下部着熱量Ｑは、ガス混合によりΔＱ＝（T－Tcg）×Ｖ が増加する。Ｔ＜Tcgであれば、ΔＱがマイナス(燃料増要因)となるので望ましくない。
　Ｔ≧TcgでもＲＷガス温度(Tg)は低下するので注意が必要である。図１７に本発明の炉下部のReichardt線図を実線にて示す。炉下部への有効着熱量(Qg’2＋Qg’3)一定のまま、ＲＷ温度Tg’が低下すれば、ガス操作線が実線から二点鎖線に移動し無効熱Qg’1が増加する。従い、同じ有効着熱量ならば、ＲＷ温度Tg’は高い（すなわちＲＷガス量Vg’が少ない）方がコークス比や燃料比削減に優位である。更にTg’が低下し、ガス操作線が二点鎖線より傾きが緩くなり図中のA点を下回れば、もはや原料を出銑滓温度Ti’まで昇温できなくなり操業に支障を来たす。銑滓温度Ti’＝1500℃におけるＲＷ温度Tg’の操業上の下限は、炉下部ヒートロスにも拠るが約2000℃である。
　炉下部で必要な熱量Qh(＝Qm2＋Qm3)は、前述したように原料の昇温・融解・反応・浸炭・ヒートロスに必要な熱である。本発明においては、鉄鉱石はシャフトにて100％近く還元されるので、炉下部の還元反応は鉄以外の金属（P、Si、Mn等）に限られる。従い、炉下部で必要な熱量Qhは、スラグ比や銑鉄温度、銑滓成分、炉体ヒートロスによっても異なるが700～1200MJ/tp(ヒートロスを除いて650～950MJ/tp)であり、従来高炉の2500～3500MJ/tpと比べて約1/3となる。
　以上の通り、炉下部の熱バランスの観点からも、炉下部必要熱ならびに融着帯を通過するガス量を、従来高炉に比べて大幅に低減させるようなプロセスに改善したことが本発明の大きな特徴であり、そのことによりコークス比や燃料比の大幅な削減が可能になった。
　次に、融着帯を通過するガスと原料の温度分布について、熱流比の視点から整理したものを図１９（コークス比≒60kgでの試算値）に示す。融着帯通過ガス量Ｖ＝750Nm3/tpにおいて熱流比＝１となり、ガスと原料の温度は約25℃離れた平行線的な変化を示す。Ｖ＝500Nm3/tpでは熱流比＞１となり、下に凸な温度変化となり、低温側（融着帯直上）でガスと鉱石の温度が一致する。一方で、Ｖ＝1000Nm3/tpでは熱流比＜１となり、上に凸な温度変化となり、低温側（融着帯直上）でガスと鉱石の温度が約50℃乖離する。
　低温側のガスと鉱石の温度差が、図１５，１６で説明したTcgとTcsの温度差であり炉下部投入熱として無効熱になる。従い、図１９において、炉下部への投入熱を削減するには、Ｖ＝500Nm3/tpが良く、少なくともＶ≦750Nm3/tpとすることが望ましい。 なお、コークス比が大きくなれば、その分だけ原料の熱容量比(kJ/tp・K)が増加するので、熱流比が釣り合うガス量Ｖも増え、コークス比200kg/tpでＶ＝900Nm3/tpとなる。
　また、鉱石は高温になれば軟化し空隙率が低減し通気抵抗が拡大する。100％ガス還元鉱石の軟化開始点＝1350℃、溶融点＝1450℃とすると、その間の滞留時間が長くなるほど、また、滞留時間当りの平均温度が高い程に通気性が悪化する。従い、融着層の通気性という観点からも、高温での滞留時間を短くすることができる熱流比≧１であることが望ましい。
　以上の特徴について、炉下部への鉱石顕熱以外の投入熱量(Qk＋Qgr)と炉下部必要熱Qhの関係について図１８に従来高炉と本発明とを比較して示す。炉下部投入熱(Qk＋Qgr)については、ガス還元率95％程度までは本発明の効果を十分享受できる範囲と想定し実線表示し、ガス還元率100％の場合を点線にて表示している。炉下部投入熱量とガス量は炉下部での燃料比と強い相関があるが、本発明においては大幅に低下している。後述の本発明の実施例１～８は、多種多様な燃料や還元ガス組成であるが、その全てが点線内の領域に入っている。
　従来高炉(例)と本発明（実施例１）の熱量線図を比較すると、それぞれ図２２と図２３となる。縦軸の熱量(GJ/tp)は原料とガスそれぞれの炉内におけるエンタルピー変化（すなわち両者間での熱移動量）を表し、横軸はそれぞれの温度を示す。これらの比較からも、炉下部での熱移動量が、本発明において従来高炉よりも遥かに少ないことが判る。
　本発明では、前述したように、燃料中Ｃ分の1次燃焼に抑えることで、純酸素操業においても燃焼温度を適正に抑える一方で、レースウェイ(ＲＷ)温度を2000℃以上に確保する必要がある。つまり、炉下部で使用する燃料は「酸素による1次燃焼温度が2000℃以上になる燃料」を選定する必要がある。例えばメタンは、先に述べたように1次燃焼温度が400℃程度しかないので羽口吹込燃料としては適さない。石炭も包蔵水分や付着水を多く抱えたものは水分の分解熱により1次燃焼温度が低くなるため炉下部燃料には適さない。
　炉下部で使用する燃料は、炭化水素系燃料(CiHjOk；灰成分(Ash)を除いた成分表示)であれば、式（８），（９）を満たす必要ある。なお、式（８）のj/i、式（９）の(16×k)/(12×i+j+16×k)は共に低い方が望ましい。
　つまり、コークス比や燃料比を削減するためには、最近の水素還元高炉(CO2削減のため水素主体に還元する高炉法の総称)という言葉とは逆説的であるが、炉下部に使用する炭化水素系燃料は、炭素分の多い燃料が有効であり、それは一重に高い１次燃焼熱が得られるから故である。１次燃焼熱の高い燃料を用いることで、敢えて2次燃焼を減らして１次燃焼主体に留めて純酸素による羽口先の異常燃焼温度を回避しながら炉下部での有効着熱量を効率的に増やすこと、これが本発明の炉下部燃焼の特徴である。
　なお、炉下部で使用する燃料としては炭化水素系燃料以外に、「銑鉄やスラグを構成する金属単体(Si,Ca,Al,Mg,Fe,Si,Mn)またはその合金鉄」を酸素燃焼することも、非常に有益である。 燃焼に伴う副生ガスが発生しないので、適正量の羽口吹込ガスと一緒に羽口吹込みすることで、任意の所要温度のＲＷガスを製造できる。また、これらの燃料の副生物が銑滓成分であり銑滓品質に影響がないことがこれらの燃料の選定理由であることは言うまでもない。
　羽口吹込燃料中の成分に応じて、COまで燃焼（1次燃焼）、または金属燃料を酸化燃焼するのに必要にして十分な酸素を燃料と同時に吹込む。つまり、羽口吹込燃料の成分に応じて、銑鉄１t当たり次式の酸素を吹込むことを特徴とする。
　[O2]f＝0.5×(Ｃ1＋Ｓ1＋Ｓ2－Ｏ1)＋Ｓ3＋1.5×Ｓ4　－（１２）
　[O2]f：羽口吹込燃料に応じて吹込む酸素量（O2-kmol/tp）
　Ｃ1：羽口吹込燃料中のＣ成分量（C-kmol/tp）
　Ｏ1：羽口吹込燃料中のＯ成分量（O-kmol/tp）
　Ｓ1：羽口吹込燃料中の金属Mg成分（Mg-kmol/tp）
　Ｓ2：羽口吹込燃料中の金属Ca成分（Ca-kmol/tp）
　Ｓ3：羽口吹込燃料中の金属Si成分（Si-kmol/tp）
　Ｓ4：羽口吹込燃料中の金属Al成分（Al-kmol/tp）
　鉄鉱石中には、ヘマタイト（Fe2O3）の場合で、Fe１トン当たり約300Nm3の酸素(O2)が含まれており、従来高炉（直接還元率が約30％）では約85Nm3/tpの固体酸素が直接還元により炭材を直接消費する。本発明では前述の通りガス還元率を安定的に100%に近づけることができるので、直接還元によりコークスが消費されることは無い。従い、次式のように、銑鉄への浸炭ならびに銑鉄中の鉄以外の金属成分（Si、Mn、P等）の還元に必要な炭素をコークス比から除くだけで、コークスを炉下部で燃焼させるのに必要な酸素を算出できる。
　[O2]c＝0.5×（Ｃ2－Ｃ3－Ｃ4）　－（１３）
　[O2]c：コークスに応じて吹込む酸素モル量（O2-kmol/tp）
　Ｃ2：コークス中の炭素モル量（C-kmol/tp）
　Ｃ3：銑鉄中の炭素モル量（C-kmol/tp）
　Ｃ4：銑鉄中の鉄以外金属の還元に必要な炭素モル量（C-kmol/tp）
　従い、本発明における炉下部で羽口から吹込む酸素量Ｖo2（O2-kmol/tp）は、両式の合計（[O2]f ＋ [O2]c）として次式の通りとなる。
　Ｖo2＝0.5×(Ｃ1＋Ｃ2－Ｃ3－Ｃ4＋Ｓ1＋Ｓ2－Ｏ1)＋Ｓ3＋1.5×Ｓ4　－（１４）
　本発明の特徴は、従来高炉では必須である鉄の直接還元による炭材と酸素の消費（鉱石中の固体酸素による炭材の酸化反応）を計算に加味していないことであり、更には、従来高炉と比べてコークス比が極めて少ないので、[O2]f ＞＞ [O2]cとなることであり、後述の実施例では、羽口吹込燃料を吹き込まない実施例２、３以外の実施例１、４～８では、[O2]c＝0 となっている。
　さて、羽口吹込ガスの還元ガスとしての品質を100％に管理するのは容易ではなく、結果として羽口吹込ガス中にH2OやCO2が多少残る場合がある。H2OやCO2（合計Ｏ2 kmol/tpと仮定）が羽口から吹き込まれれば、その分だけ（Ｏ2 kmol/tp）のコークス消費に繋がり、銑鉄中の炭素成分も低下するので、次の対策を行う。
　１）式（１４）のＯ1と同様に、羽口吹込み酸素を Ｏ2／2(kmol/tp）減らす。
　２）羽口吹込燃料を炭素成分見合いでＯ2 (kmol/tp)増やす。
　いずれも、CO2やH2Oを羽口吹込燃料中の炭素により高温な炉内(≧2000℃)でCOとH2にガス改質されるのでコークス消費を抑えることができる。そして、いずれの場合も、式（１４）を次式に変更することで対応できる。
　Ｖo2＝[O2]f ＋ [O2]c　－（１５）
　[O2]f＝0.5×(Ｃ1＋Ｓ1＋Ｓ2－Ｏ1－Ｏ2)＋Ｓ3＋1.5×Ｓ4　－（１５-１）
　[O2]c＝0.5×（Ｃ2－Ｃ3－Ｃ4）　－（１５-２）
　先に述べたように、酸素高炉での羽口先端の異常な温度上昇を抑える一方で、レースウェイ(ＲＷ)温度は適切な高温に維持する必要がある。ここでのＲＷ温度は、羽口吹込燃料だけの燃焼ではなく、羽口吹込ガスによる冷却や周囲コークスとのコークスガス化反応や燃焼も含めた平衡ガス温度を意味する。
　ＲＷから排出されるガスは、銑鉄やスラグを生成・保熱するための高温の熱（高級熱）を材料に伝達する役割を持ち、その熱伝達速度は、ガスと材料（銑鉄やスラグ、コークス）の温度差に比例する。そのため、ＲＷからのガス温は少なくとも材料温度よりも高い必要があり、本発明では図１７の説明の通り約2000℃以上(出銑滓温度1500℃前提)に管理されるので、羽口に吹込む還元ガスを1300℃に予熱しても、ＲＷ温度と比べて相対的に冷却ガスとして機能する。従い、図１７の説明と同様に、炉下部の羽口吹込ガス量には制約がある。
　ガス還元の促進や還元材比低減のために羽口吹込ガス量を増やす必要性と、ＲＷガス量を制約する必要性と、一見相反する事象を解決する手段が、高さ方向に複数段の羽口を設置する方法である。
　例えば、高さ方向に二段以上の羽口に分割した例を図２に示す。燃料と酸素については一段目羽口（最下段羽口）２aから吹込み、予熱還元ガスについてはＲＷを適正温度に保つ量だけを融着帯９よりも下に設置された一段目羽口２aから吹込み、残量を融着帯９よりも上に設置された二段目以上の羽口２b～２eから吹込む。これにより、ＲＷ温度を適正温度（2000～2600℃）に保てるだけでなく、還元ガスの温度一定のまま“一段目羽口”対“二段目以上の羽口”への還元ガス分配比を変更することで、全系の熱物質収支（含、還元材比）を変えずに、炉況調整の重要因子であるＲＷ温度やＲＷ風量を調整できる画期的な方法である。なお、予熱還元ガスの温度は、図14～16で説明したように融着帯直上の鉱石温度（1200～1350℃以上）であることが望ましい。
　更に、本発明の複数段羽口方式は、中心コークス装入法のように融着帯を逆Ｖ字型に確保する効果があり、そのことで炉内の通気性が確保できるという特徴がある。
　その原理は、図２に示すように、一段目羽口２aにより形成されるレースウェイ(ＲＷ)３から高温ガス（2000～2600℃）が発生し、二段目羽口２bから中温ガス（1200～1350℃）が吹き込まれ、三段目羽口２cから中低温ガス(800～1100℃)が吹き込まれる構造にあり、必然的に一段目羽口が形成するＲＷ由来のガス３aが炉中心側を上昇し三段目羽口由来のガス３cが炉壁側を流れ、二段目羽口由来のガス３bはシャフトの中間部を流れることになる。つまり、一段目羽口／二段目羽口／三段目羽口のガス温度差は、炉半径方向の温度差に置き換わる。
　同じガス成分でガス温度が高いということは、還元反応速度や昇温速度が大きいことを意味するので、相対的に温度が高い炉中心側の鉱石は、温度の低い炉壁側の鉱石よりも早いタイミングで融点に達する。半径方向の鉱石降下速度は概ね同じなので、早いタイミングとは炉の高い位置（装入口に近い）を意味する。逆に、炉壁側は遅いタイミングで、つまり炉の低い位置（装入口から遠い）で融点に達する。従い、融着帯は通気性の優れた逆Ｖ字型を形成することになる。ゆえに、各羽口の温度と風量ならびに、一段目羽口／二段目羽口／三段目羽口の風量比率や温度比率、羽口間距離によって、逆V字型の形状や炉内温度分布が決定される（図３参照）。
　一段目羽口（最下段羽口）と二段目羽口との間に融着帯が形成されるので、二段目羽口と一段目羽口を近づけて設置することで、融着帯位置を炉内下方に固定できるので、炉高さを低くすることができる。逆に、同一炉高さであれば、予熱帯、還元帯を長く取れるので生産性を高めることができる。その点において、二段目羽口２ｂの設置場所は、図２に示した「２ｂ設置推奨範囲」すなわち朝顔（ボッシュ）１４の中間位置から炉腹（ベリー）１３の上端までが良い。逆に、三段目羽口は、前述したように1000℃未満(900℃以下が望ましい)でのガス還元時間（滞留時間）を長くするために、中間部の下側に位置するシャフト下部の「２ｂ設置推奨範囲」の上側に位置する、図２に示した「２ｃ設置推奨範囲」に設置されるのが望ましい。
　以上は三段羽口に対しての説明であるが、二段羽口においても（効用に多少の優位差はあるとしても）同様の効果が得られるのは説明の主旨から明らかである。 次に、設備的に複雑な三段目羽口を敢えて採用することが合理的になる場合について熱バランスの観点から説明する。
　まず、二段目羽口の吹込み温度を1200～1350℃(高い方が望ましい)とするのは、前述のように、炉下部の熱消費量を削減するために鉱石温度を融着帯に近い温度まで昇温するためである。次に、炉頂温度はガスが結露しない範囲でなるべく低い温度がエネルギー原単位的に望ましく、120～180℃で操業する高炉が多い。
　さて、ガス還元率100％操業において、羽口吹込み燃料やコークス比が決定されると融着帯通過ガス比Ｖg(Nm3/tp)が付随的に決まるので、ガス還元率100％のRistモデル操業線から、二段目以上の羽口から吹込む還元ガス量(Ｖ23)が想定シャフト効率に応じて一義的に決定される。　
　二段目羽口吹込み温度は、炉下部の熱バランス視点では1300～1350℃が最善でも、炉頂ガス温度やＷ点温度(Ｔｒ)、ガス還元終了温度の管理上1200℃未満の温度(Ｔ23)で吹込みたい場合がある（後述の実施例１や８など）。このような場合に3段羽口が有効であり、ボッシュ部の二段目羽口からガス量Ｖ2を1300℃（Ｔ2）で吹込みながら、シャフト下部に設置する三段目羽口からガス量Ｖ3を1100℃以下のガス温(Ｔ3)で吹き込むのである。 これらのガス量と温度は、比熱一定とすれば次式の関係となる。
　Ｖ23＝Ｖ2＋Ｖ3　－（１６）
　Ｔ23×Ｖ23＝Ｔ2×Ｖ2＋Ｔ3×Ｖ3　－（１７）
　但し、二段目羽口のガス量Ｖ2は、融着帯通過ガス比Ｖgとの合算ガス量(Ｖg＋Ｖ2)がコークス比に応じて750～1000 Nm3/tp程度になるように管理することが望ましい。これは、前述の図１９の説明と同様に熱流比に関係しており、熱流比＞１（原料に対するガスの熱流が低い）だと、二段目羽口ガス温度まで原料を加熱できず炉下部必要熱が増加し、熱流比≦１でも、Ｗ点温度(Ｔｒ)やガス還元終了温度を低下させるには、二段目羽口流量は少ない方が良いためである。
　COによるガス還元と異なり、H2によるガス還元は吸熱反応のため、羽口吹込み燃料や羽口吹込みガス中に水素成分が多い場合(吸熱還元)やコークス比が高い場合(熱流比増加)には、炉頂ガス温度が低下する。そのような燃料組合せの場合(実施例２，４～７)には、一段目／二段目羽口の吹込み量を炉頂ガス昇温目的で増やす（結果、還元ガスが増えるのでシャフト効率は低下する）か、図２に記載の予備還元羽口２dや原料予熱羽口２eを利用して鉱石を昇温する。
　予備還元羽口２dは、Ristモデル上のＭ点(マグネタイトの還元開始点)とＷ点(ウスタイトの還元開始点)の間に設置する羽口であり、図２に示した「２d設置推奨範囲」であるシャフトの中間部からシャフト高の±1/6の範囲に設置する。水素還元は吸熱反応であり、その熱はガスから与えられるため、水素リッチな燃料では炉頂温度とＷ点温度(Tr)の温度差が大きくなる。Trの上昇を抑えるため、反応熱や昇温熱を補給する羽口として、予備還元羽口が有効である。
　予備還元羽口は、Ｗ点まで予備還元できれば良いので、ガスの還元度はマグネタイト還元平衡以上であれば良い。水素リッチな操業では炉頂ガス中の水分が高くなるので、従来高炉同様に炉頂ガスを洗浄冷却すれば簡単に粗脱水できてガス還元度を高めることができる。従い、洗浄冷却後のガスを再循環利用し、酸素で部分燃焼させたガスを同羽口から吹込む。コークスガス化防止の観点から予備還元羽口のガス温度は1000℃以下(900℃以下が望ましい)とする。
　複数段羽口のメリットは、炉頂温度は勿論のこと、Ｗ点温度（Ｔｒ）ならびにガス還元終了温度を意図的に調整可能なことが、プロセス上の特筆すべき点である。後述の実施例１では、三段目羽口の利用により還元終了温度をコークスガス化反応が起こり難い918℃に抑えることができた(図追２３参照)。更に実施例１-2では、予備還元羽口も併用することで一段目／二段目羽口２ａ，２ｂの吹込み量を熱流比１にまで減らし（その分を三段目羽口で増量）、実施例１と同じ炉頂温度のまま、Ｗ点温度(Ｔｒ)と還元終了温度を100℃以上低下させることができた(図２３の一点鎖線)。
　以上のように、一段目羽口２ａ、二段目羽口２ｂからのガスの吹込み量を減らし、三段目羽口２ｃからのガスの吹込み量を増やすガス流量の制御およびこれに伴うガス温度の制御、燃料供給量の制御を行うことで、実施例１に示したように、Ｗ点温度（Ｔｒ）ならびにガス還元終了温度を低減することができる。さらに、前記三段目羽口２ｃのガス温度を下げて、予備還元羽口２ｄからもガスを吹込み、その吹込み量を制御することで、実施例１－２に示したように、Ｗ点温度（Ｔｒ）ならびにガス還元終了温度をさらに低減させる制御が可能になっている。
　本実施形態の操業システムは、それぞれ高炉の炉体１の内部に還元ガスを吹き込むべく構成された複数の羽口２であって、炉体１の周方向に間隔をおいて並べられた羽口よりそれぞれなる羽口群２ａ，２ｂ，２ｃ，２ｄであって、炉体１の高さ方向（図２中の上下方向）に離れて配置された３以上の羽口群２ａ，２ｂ，２ｃ，２ｄならびに前記羽口群毎の流量計測機器と前記羽口群毎の流量調整機器から構成される羽口吹込ガス流量調整システムと、流量計ＦI７で炉頂ガス流量を、成分系ＣＡ８（H2O以外）ならびに流量計ＦＩ８、温度計ＴＩ８、圧力計ＰＩ８で炉頂ガス酸化度を、温度計ＴＩ７で炉頂温度を、温度計ＴＩ５でシャフト１２の中間部の温度を、それぞれ計測して、図４中で、加熱器入口のガス成分ＣＡ９とガス流量ＦＩ９、ならびに加熱器出口のガス成分ＣＡ１１とガス流量ＦＩ１１を計測して、必要量の燃料および酸素Ｏ２が供給される外部燃料供給システム、加熱器２４を含む加熱システム、ならびに前記羽口吹込ガス流量調整システムを制御するべく構成された制御システムと、を備える。この操業システムであれば、ガス還元率を100％近くまで高めることができ、さらに、三段目羽口２ｃ、予備還元羽口２ｄから吹き込むガス量、温度、燃料量を制御して、炉頂温度を適正に維持しながら、上記のＷ点温度（Ｔｒ）ならびにガス還元終了温度の温度制御を６００℃以上１０００℃以下の範囲で行うことができる。
　なお、羽口吹込ガス流量調整システムを構成する羽口群毎の流量計測機器とは、それぞれ、図４に示された羽口群２ｂの流量を計測する流量計ＦＩ１２、羽口群２ｃの流量を計測する流量計ＦＩ１３，流量計ＦＩ１４、羽口群２ａの流量を計測する流量計ＦＩ１１（からＦＩ１２とＦＩ１３を差引いたもの）、羽口群２ｄの流量を計測する流量計ＦＩ５，流量計ＦＩ６，質量流量計ＷＩ６である。
　また、羽口吹込ガス流量調整システム羽口群毎の流量調整機器とは、図４に示されるように、各流量計の下流側に設けられた流量調節弁である。
　なお、温度範囲の下限が６００℃以上であることは、鉱石温度が６００℃以上でないと実質的に還元反応が進み難いためであり、温度範囲の上限が１０００℃以下であることは、それ以上の温度ではコークスガス化反応が活発化するためであり、この温度範囲で温度が制御されるものである。
　原料予熱羽口２eは、予備還元羽口２dよりもシャフト上方のシャフトの上部1/3に設置する羽口であり、予備還元は期待しない羽口であり原料予熱と炉頂温度管理を目的として設置するものである。ガス還元を期待しないので、利用するガスのガス還元度が低くて良いというメリットがある。なお、機能的には予備還元羽口が原料予熱羽口を包含し、特に水素リッチな操業においては、上述したように予備還元羽口を利用するメリットが大きい。
　従来高炉法では、融着帯より下方（炉下部）での直接還元が不可避であることは勿論であるが、炉下部へのFeOの存在は、ガス還元も同領域まで発生しコークスガス化反応も不可避的に発生していることを意味しており、これらは熱物質収支的には直接還元と全く同じである。コークスガス化反応は、コークス内部で発生するため、炉下部で重要なコークス強度を著しく悪化させることが知られており直接還元よりもコークス劣化影響が大きい。それにも拘わらず、これまで数多く提案されてきた酸素高炉法も直接還元率０％のものはなく、ガス還元中や還元後のコークスガス化抑制方法の示唆も無かった。
　本発明では、以上の説明の通り、燃料と還元ガス吹込、炉頂ガスの管理により、コークスガス化反応が速度論的に実質抑制可能な温度(約900～1000℃以下)でガス還元を終了させることで、ガス還元率を100％に限りなく近づけることが大きな特徴である。
　次に、本発明における炉体の通気性（融着帯、ボッシュ～炉底、塊状帯）について説明する。
　融着帯の通気性（通気圧損）は、前述の融着帯の形状以外に、融着帯を通過するガス量と融着帯の通気抵抗により決定される。つまり、融着帯を通過するガス量を減らすことが通気圧損を低下させることができ、融着帯の通期抵抗を下げることで同じガス量でも通気圧損を低下させることができる。
　融着帯を通過するガス量について、本発明が従来法に比べて大幅に削減できることは、図１４～図１６で既に説明した。他方、融着帯の通気抵抗に関しては、非特許文献３に「（１）鉱石層の軟化収縮現象により圧損上昇が始まる温度は、鉱石還元率に大きく依存する（鉱石還元率が100%に近づけば ＞1300℃となる）。（２）融着層の圧損勾配（単位厚み当りの通気圧損）が、鉱石還元率が約70％の従来高炉とガス還元率が100％に近い酸素高炉では大きく異なる（前者では鉱石層の圧損勾配の100倍に上昇するが、後者では鉱石層の10倍の上昇に留まる）。」ことが示されている。
　（１）より、複数段羽口を備えた酸素高炉において、一段目羽口の先に2000～2600℃のレースウェイを形成させ、二段目羽口から100％ガス還元率に必要量のガスを1200～1350℃で吹きこめば、鉱石軟化点（約1350℃）を内包した融着帯が、一段目羽口と二段目羽口との間に安定的に形成される。
　同融着帯には、その温度的な形成理由から二段目羽口からのガスは通過せず、一段目羽口（レースウェイ）由来のガスのみが流れる。更に、酸素高炉では窒素フリーなため炉内ガス量が低減されるので、例えば、後述の表４、図６に示す実施例１の場合、融着帯を通過するガス量は約500Nm3/tpであり、同表の従来高炉(例)の約３割になる。一方で、実施例１のコークス比（銑鉄への浸炭と鉄以外の金属還元に必要な理論限界コークス比）は従来高炉の約２割であり、融着帯に占めるコークススリットの割合が比例して減少する。
　高炉充填層部の圧損勾配は、次式で表すことができ（非特許文献６～８）、鉱石層やコークス層、コークススリットや融着層にも適用できる。
　ΔP／L ∝ ρ-1・Ｋ・Ｇ1.7　－（１８）
　ΔP　：圧力損失(Pa/m)
　L　　：層の高さまたはガス通過長さ(m)
　ρ　　：ガス密度(kg/m3) 
　Ｇ　　:空塔質量流量速度(kg/m2・s)
　Ｋ　　:通気抵抗指数（次表参照；非特許文献３、１２、１４より）
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　式（１８）に従い、従来高炉(例)の融着帯の通過ガス量（図１のコークススリットを通過するガス４aと融着層を通過するガス４bの合計）から圧力損失を求め、それと同じ圧力損失となる本発明(本実施例１）の融着帯通過ガス流量(Nm3/tp)を求めると表２の通りである。なお、融着帯の厚みＬについては、図１９と同様の熱計算にて、従来高炉の厚みは本発明の2倍としている。また、従来高炉(例)において、30Nm3/tpを融着帯の上方でのコークスガス化反応由来のガスとして炉頂ガス量から減じている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　従来高炉（例）と同じ融着帯圧力損失の時、実施例１のコークススリット流量はコークス比に応じて低下するが、融着層流量が大きく増加するので、合計で熱物質収支上の所要量である500Nm3/tpの約2.7倍のガスが流れる。これは、所要流量であれば、圧力損失が従来高炉(例)の2割まで低下することを意味する(式（１８）より)。なお、本発明の融着層は還元率100％に近い鉱石で形成されるので、従来高炉でみられる融着層からの溶融物(未還元FeOによる低融点化合物)がコークススリットに垂れて通気性を阻害する現象は抑制できるので、コークススリットの厚み比率で通気量を算出している。
　上述のように、本発明ではコークス比を極限まで減らすので、副原料込の装入鉱石（O）と装入コークス(C)の割合も、従来高炉(例)のO/C＝５に対して実施例１のO/C＝28と大きく異なる。従い、装入原料に占めるコークスの割合C/(O+C)が、実施例１で3.5 wt％であり、従来の鉱石・コークス混合装入の知見の範囲で全量の（O＋C）を混合装入できる。
　鉱石・コークス混合装入は、融着帯の通気性改善等を目的に鉱石（O）の中に予め小粒コークス(C)を数％～10％混合して装入する方法であり、広く知られている。小粒ではない塊コークスを混合するケースも非特許文献１４に、物理的特性や高温特性、装入方法、等が示されている。　
　コークススリットの最大長所は融着帯の通気性確保であり、ボッシュガス（融着帯に流入するガス）を通気性の悪い融着層をバイパスさせてコークススリットを通過させることにある。裏返しに、主なガスが融着層をバイパスするので、両者の熱交換効率が悪く図１６で説明したような欠点(炉下部無効熱の増加)がある。熱交換が悪いため、融着層の厚みが長くなり圧損も増加する。
　本発明においては、コークス比が低く、かつ融着層の通気性も高いので、後述の表２の通り融着層内にコークススリット以上のガスが流れるので、従来高炉の欠点は飛躍的に解消される。更に、それを発展させ、ボッシュガスの全量を融着層に通気させるのが本発明の全量混合方式である。
　表３に従来高炉(例)の炉内圧力分布(kPa)ならびに、実施例１の原料を層状装入した場合と、全量混合装入した場合（コークススリット無し）の炉内圧力分布を比較して示す。なお、銑鉄１t当りの装入原料容積(m3/tp)は、コークス比によって異なり、例えば実施例１では従来高炉(例)の７割になるので、ここでは塊状帯の滞留時間が一定になるように塊状帯高さ7割として計算している。また、滴下帯での圧力損失を正確に算出するのは難しいので、従来高炉の同部圧損を60ｋPaとした上で、Ergun式が充填層内液滞留率を用いて拡張できるものとし(非特許文献７)、質量速度の1乗項だけに簡便化し、従来高炉と比較計算している。ただし、表３に示した質量速度の1乗項だけに簡便化して圧損算出した計算結果は、簡便化しない場合の結果よりも比較計算で実施例１に不利な計算結果がでる計算方法になっている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　実施例１のコークス比は従来高炉(例)の約1/5であるが、いずれの装入方法においても、従来高炉(例)よりも通気性が大きく改善し、本発明の優位性を示す結果となっている。通気圧損の低下と滞留時間の増加は、裏返せば増産余地であり、既設高炉を圧力や炉高さ不変のまま本発明を適用すれば４割以上増産可能である。４割増産できれば、炉下部ヒートロス比(MJ/tp)が３割削減でき、その分の炉下部必要熱が低下し、燃料比を更に削減可能（実施例１で10kg/tp削減可能）であり、CO2削減という観点からもメリットが大きい。
　ところで、炉下部の通気性については、圧損だけではなく、フラッディング(液の吹上げ現象)防止が、もうひとつの重要な操業指針であり、従来高炉では、フラッディング因子(縦軸)とフルイド比(横軸)の対数表示で整理されるフラッディング限界曲線(右肩下がりの曲線)よりやや低い点で操業されている（非特許文献７，８）。空塔液流速v0(∝出銑比)が一定のまま空塔ガス流速u0(∝融着帯通過ガス比)が減少すれば、フルイド比(∝ v0/u0)は増加するが、フラッディング因子(∝u0 2)が2乗で減少するので、右肩下がりのフラッディング限界線の傾きよりも2倍の傾きで下方に離れた安定した操業が可能になる。
　本発明においては、炉下部のガス流速が従来高炉の1/2～1/3程度に低減されるため、フラッディングとは無縁の操業となる。従来高炉においては、フラッディングが出銑比を決定づける要因となっていたが、この点においても、本発明では従来高炉よりも出銑比を増やすことができる。
　ガス還元率を100%近くに保ち、燃料や酸素を適正に制御する手段について図４に示す。計測項目は次の通りである。(カッコ付き番号は図４の計測器番号と呼応)
　(1)鉄鉱石中[O]成分、副原料中[CO2]成分 (CA_1)と投入速度(WI_1)　
　(2)コークス中［C］［H］［O］成分(CA_2)と投入速度(WI_2)
　(3)銑鉄の温度(TI_3)と［C］成分(CA_3)
　(4)羽口吹込燃料の［C］［H］［O］成分(CA_4)と投入速度(WI_4)、酸素流量(FI_4)
　(5)予備還元羽口下部の炉内温度(TI_5)と同羽口への炉頂ガス再循環流量(FI_5)
　(6)予備還元羽口吹込燃料の［C］［H］［O］成分(CA_6)と投入速度(WI_6)、酸素流量(FI_6)
　(7)炉頂ガス流量(FI_7)と温度(TI_7)、ガス圧力(PI_7)
　(8)除塵・除湿後の炉頂ガス流量(FI_8)と温度(TI_8)、ガス圧力(PI_8)、ガス成分(CA_8)
　(9)CO2分離後の炉頂ガス流量(FI_9)とガス成分(CA_9)
　(10)炉頂ガスに混合する燃料の［C］［H］［O］成分(C10_10)と投入速度(WI_10)、酸素流量(FI_10)
　(11)加熱器出側ガスの流量(FI_11)、温度(TI_11)、圧力(PI_11)、[CO2]成分(CA_11)
　(12)二段目羽口吹込ガス流量(FI_12)
　(13)三段目羽口へ送る高温ガス流量(FI_13)と吹込み前温度(TI_13)
　(14)三段目羽口へ送る低温ガスの流量(FI_14)と温度(TI_14)
　(15)炉頂ガスから系外に抽出されるガス流量(FI_15)
　炉頂ガス中のH2O成分については、直接計測は難しいが、炉頂ガス(除塵・除湿後) (8)の蒸気圧からガス(8)のH2O成分を求め、(7)と(8)のモル流量から炉頂ガス(7)中のH2O割合を特定できる。結果、(8)にガス成分計測と併せて、炉頂ガス(7)として排出されるCO、CO2、H2、H2O、N2モル流量を特定できるので、燃焼(6)や副原料(1)から生じるCO2とH2Oを差引けば、炉内ガス還元反応によって生じたCO2とH2Oのモル流量Xが特定できる。一方で、ガス還元率100%とは、COやH2だけで鉄鉱石を還元して（すなわち鉄鉱石中の酸素を取り除き）CO2やH2Oを生み出すことであり、(1)により鉄鉱石中のO(酸素)モル流量Yが特定できるので、ガス還元率RDg＝X／Y＝１に近づくように、式（６），（７）をフィードバック指針にして、ガス(9)流量(FI_9)と燃料(10)投入速度(WI_10)を調整する。
　ここで、酸素(10)流量(FI_10)は、CO2分離設備後のガス(9)のCO2モル流量とH2Oモル流量、並びに燃料(9)中のC、H、Oのモル流量に応じて加熱後のガス品質が最善となる(COとH2だけで構成される)ように式（１１）に従い調整する。
　高炉のガス還元部だけを取出したような製鉄方式が、直接還元製鉄法である。直接還元法により製造される還元鉄(DRIやHBI)の還元率は100％ではない(95～97%程度)。これは、ガス還元速度は温度が高い方が早いにも拘わらず、スティッキング抑制を目的に鉱石温度を900℃程度以下に抑えていることが主な理由であり、本発明では、スティッキング制約は無く融着帯直上温度（約1300℃）までガス還元可能なことから、100％近い還元率の鉱石が炉下部に供給できる。但し、最終還元が1000℃以上になれば、ガス還元で発生するCO2やH2Oによりコークスガス化が発生するので、二段目／三段目羽口流量や予備還元羽口や原料予熱羽口で炉頂温度調整を行うまでは見掛けガス還元率は100％にならない。
　また、必ずしもガス還元率100％の達成だけが合理的な操業目標ではない。特に、シャフト効率が低くなれば、外部燃料や循環ガス量が増加し、炉頂ガス顕熱ロスや加熱器投入熱、ガス処理エネルギーなど、全体的なエネルギー効率低下に繋がる。従い、ガス還元率RDgと並行して、シャフト効率の管理が重要である。シャフト効率の厳密な管理は容易ではないが、本発明においてはガス還元率が高いので、シャフト効率と炉頂ガス量との相関が強く操業的には炉頂ガス流量(FI_7)を管理すれば良いので容易である。
　一方、上記で求めた炉頂ガス(7)のCO、CO2、H2、H2O、N2モル流量と炉頂ガス温度(TI_7)から、炉頂ガス(7)のエンタルピー流量Ｑ7（顕熱と潜熱）が算出できる。同様に加熱器出口ガス(11)のエンタルピー流量Ｑ11（顕熱と潜熱）が算出できる。ヒートロスも含めた高炉本体での銑鉄製造エネルギー量Ｑnetは決まっているので、炉内に投入される燃料の必要合計エンタルピー流量Ｑfuelは、「Ｑfuel＝Ｑnet＋Ｑ7－Ｑ11」と一義的に決まる。ここで、Ｑfuelには、燃料(4)投入速度(WI_4)からの潜熱流量Ｑ4と燃料(6)投入速度(WI_6) からの潜熱流量Ｑ6が含まれ、その他にも、コークス(2)中のCモル流量から銑鉄(3)中に溶け込むCモル流量を差引いた分に相当する潜熱流量Ｑ23が含まれる。つまり、「Ｑfuel＝Ｑ4＋Ｑ6＋Ｑ23」となる。
　軟化開始から銑鉄やスラグを作るのに必要な熱は、2000℃以上の高温（高級熱）でなければならず一段目羽口燃料とコークスの１次燃焼として与えられる（Ｑ4＋Ｑ23）。また、還元反応速度は温度が高い方が早く、そもそも鉱石が600℃以上に予熱されないと実質的に反応が進み難い。従い、銑鉄(1)の温度(TＩ_3)や炭素成分(CA_3)、予熱羽口下(5)温度(TI_5)が所要値になるように、コークス(2)流量(WI_2)や燃料(4)流量(WI_4)を調整する。この際に、酸素(4)流量(FI_4)を式（１０）に示したように調整し、一段目羽口と二段目以上羽口の分配比をレースウェイ温度が適正であるように調整する。
　最後に、炉頂ガス(7)温度(TI_7) ならびに予備還元羽口下(5)温度(TI_5)が所要の温度となるように調整する。
　まず、炉頂ガス温度が高くなる原料・燃料の組合せの場合(炭素成分が多い場合)には、予備還元羽口2dは原則使用しない。加熱器出口ガス(11)温度(TI_11)を高温に保ち、一段目羽口2a／二段目羽口2bだけで吹込み、炉頂温度が適正範囲内であることを確認する。 炉頂温度やシャフトの中間部の温度(TI_5)が高ければ、図４に示すように加熱器出口ガスと加熱器入口ガスから、それぞれの流量(FI_13)、(FI_14)を分配してから混合し、三段目羽口２cから温度(TI_13)で吹き込む。これにより、吹込み還元ガス量不変のまま、炉頂温度（∝炉頂ガスの顕熱ロス）やシャフトの中間部より下方の温度(∝Ｔｒ温度や最終還元温度)を下げることができる。　
　次に、炉頂温度が低くなる原料・燃料の組合せの場合（水素成分が多い場合）には、三段目羽口2cの代りに予備還元羽口2dを使用する。一段目羽口2aと二段目羽口2bから所要の還元ガス量を吹込んだ上で、炉頂ガス(7)温度が所要の温度になるように、予備還元羽口の燃料(6)流量(WI_6)と酸素(6)流量(FI_6)を調整し、同時に、予備還元羽口からの混合ガス温度が700～900℃になるように、炉頂再循環ガス(5)流量(FI_5)を調整する。シャフトガス中に水素成分が多い場合、原料予熱や予備還元熱を追加供給することにより炉頂温度だけではなくRistモデル上のＷ点(FeOの還元が始まる点)を右側にシフトさせる効果があり、還元ガス量の低減や最終還元温度の低温化(コークスガス化反応抑制)に繋がる。
　予備還元羽口2dと併用または代りに、原料予熱羽口2e(図2参照)を利用し燃料に水素を使って完全燃焼させれば、後段の除湿器(ガス洗浄冷却器を含む)にて水として循環ガスから除去できるので、原料予熱羽口燃料の影響を炉頂から除湿器に限定することができる。以上の通り、本発明により、今までの高炉とは格段に低いコークス比や燃料比においても、安定的で容易な操業が実現可能である。　
　本発明の実施例の原単位や温度を従来高炉の例と比較して表４～７に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　表４～７の従来高炉例、実施例１～８のフロー図をそれぞれ図５～１３に示す（実施例６と７は図１２に対応）。図中の数字は銑鉄１ｔ（1000 kg）を製造する原単位を示しており、表４～７に示す原単位の一部になる。各原単位は、Ｒｉｓｔモデルや熱平衡計算を含めた各ゾーン毎の熱物質収支モデルを使って算出したが、除湿器、CO2分離装置、ガス改質、CO2リサイクル設備については、反応効率を100%として原単位算出している。
　実施例１は、コークス使用量を浸炭ならびに非鉄金属の還元に必要なコークス量に限定した究極コークス比の実施例であり、グラファイト(Graphite)を燃料として使用する例である。加熱器２４で炉頂ガスに混合される燃料や、加熱器での加熱用燃料には炉頂ガスを利用し、原料予熱用燃料に水素を利用することで、系内に入る（＝系外に排出される）炭素源を必要最小限コークスのみとしている。
　炉頂ガスは、除塵された後に、除湿器２１にてH2Oを除去され、CO2分離装置２２でCO2を分離され、残りの成分(CO,H2,N2)は加熱器２４に送られる。CO2は系外のCO2リサイクル設備２５に送られ、図示されていないメタネーション反応（CO2＋4H2＝CH4＋2H2O；発熱反応）によりCH4に転換された後に、図示されていないグラファイト転換設備（例えばHAZERプロセス）でＣ（グラファイト）に再転換されたものを、一段目羽口２ａから炉内に再投入する。
　加熱器２４は、従来高炉例（図５）の熱風炉２３と同様の蓄熱炉であり、加熱用燃料には石炭やコークス中に含まれる窒素やユーティリティとして内部に混入する窒素が循環により濃縮するのを防ぐために、除湿器２１の後段から抽出された炉頂ガスが使われ、火炎温度調整目的で燃焼排ガスと混合され燃焼室（図示せず）で酸素燃焼され、蓄熱室（図示せず）を経由し、CO2リッチな排ガスとして必要に応じて除湿器２１を通してから、CO2リサイクル設備２５に送られる。不純ガスであるN2は、炭酸液化する過程(図示せず)で系外に排出されるので、全体系としてN2が濃縮されることはない。CO2分離装置２２からの炉頂ガスは、ガス圧縮機３１で昇圧された後に、予熱済の別の蓄熱室（図示せず）を通過し所定温度まで予熱され、各羽口に供給される。
　以上、化石燃料として必要最小限のコークスのみが投入されるが、それ以外の燃料は循環燃料ならびに水素で賄われ、系外設置されるCO2リサイクル設備を含めればCO2を大気中に一切排出しないシステムである。
　実施例１-2は、Ｗ点温度(Ｔｒ)と還元終了温度を実施例１より低下させるため、三段目羽口と一段目羽口の吹込量を増やして二段目羽口を削除し予備還元羽口を設置した例である。設備簡略化のため二段目羽口を削除したが、一段目羽口を158Nm3/tpに戻して、二段目羽口を250Nm3/tp吹込んでも良い。両実施例共にコークスガス化反応を想定していないので、試算上は実施例１の方が、化石燃料使用量が僅差で少ないが、Ｗ点温度(Ｔｒ)と還元終了温度の差異から実操業では実施例１-2が優位になる可能性もある。 
　三段目羽口温度を加熱器出口温度より低下させる方法として、図７では加熱器入口ガスと加熱器出口ガスを混合しているが、水素供給圧力が高ければ加熱器入口ガスの代りに水素を直接混合しても良い。
　実施例１-3～１-5は、実施例１の鉱石の一定割合を金属鉄(ＤＲＩやスクラップ)に置き換えて装入する実施例であり、実施例１-3、１-4では金属鉄20％、１-5では36％としてある。金属鉄は還元不要であり酸素も含んでいないので鉄１トン当たりの熱容量が小さいため、シャフトでの熱流比が下がるので、酸素高炉や水素還元による熱流比増(シャフト)を相殺する効果がある。また、還元不要なので、シャフト(塊状帯)の還元ガス量を減らせるが、炉下部の熱収支は変らないので燃料比は殆ど変らないという特徴がある。
　実施例１-3は、実施例１の鉄鉱石を20％金属鉄に置換した試算であり、二段羽口の実施例でもあるが、Ｗ点温度(Ｔｒ)が高く(988℃)、還元終了温度は1000℃超になるので、コークスガス化反応（＝見掛け上の直接還元）が不可避である。コークスガス化反応を抑えるため、三段目羽口と予備還元羽口を併用し、Ｔｒ＝851℃と還元終了温度＝890℃としたのが実施例１-4である。
　実施例１-5は金属鉄割合を更に増やした例であり、塊状帯が更に冷えて全予熱還元ガスを一段目／二段目羽口から吹込んでもＴｒが所要の温度に入るようになるが、炉頂温度も低下するので予備還元羽口が必要になっている。
　実施例２は、実施例１の羽口吹込燃料（CO2リサイクル燃料）を使用しないケースである。従来高炉と同様にコークスを燃焼熱源や還元ガス発生源として利用するためコークス比は実施例１よりも高いが、微粉炭を190kg/tp使用している従来高炉(例)と比べても、コークス比で58%、燃料比（還元材比）で36%に低減している。
　実施例３は、実施例２における燃料を水素からメタンに変更したケースである。CO2削減のために水素活用は不可欠だが、水素製造設備や輸送システム等のインフラが整備されるまで水素は活用し難い。そこで、LNGを含めて入手性が高いメタンを利用したケースを示した。従来高炉や他方式(非特許文献５)では、メタンを羽口燃料として炉内に直接吹込むが、本実施例では、蓄熱式の加熱器内で部分燃焼（１次燃焼；COとH2を生成）させて炉頂ガスに混合する（図９）。
　水素の代りにメタンを利用することで、実施例２より吸熱反応が減り2段式羽口でも適正な炉頂温度を維持できるが、Ｗ点温度（Tr）が966℃と高いことが判ったため、敢えて予備還元羽口を利用することでTrを100℃以上低減したケースを実施例３-2として示した。コークス消費量は実施例２より少ないが、水素の代りにメタンを利用することでCO2リサイクル効果を除いたCO2排出量は実施例２よりも多いが、従来高炉例と比べて約46％削減(実施例３-2)できる。
　本発明は、炉頂ガスを再循環しない場合にも適用できる。実施例４（図１０）は、実施例１の羽口ガスに炉頂ガスを利用せずに全量外部水素を利用するケースである。炉頂ガス（主成分は、H2、H2O、CO、CO2）は、ガス洗浄冷却器２１aを経て副生ガスとして系外の発電設備２６の燃料として利用され、H2OとCO2として排気される。同排ガスは除湿器２１にてH2Oが除去されCO2ガスとなり、CO2リサイクル設備２５にてグラファイト（C）に転換され、羽口吹込燃料として再利用される。前記発電設備２６で発電された電力は、高炉で必要なH2やO2を製造する水素・酸素製造設備２７にて利用される。CO2を大気中に一切排出しないシステムとなっている点は実施例１と同様であるが、炉頂ガスを高炉内で再循環しないことで、高炉側にも系外にもCO2分離設備が不要なシステムとなっていることが特徴である。
　以上の実施例は一例に過ぎず、燃料としても水素（H2）やメタン（CH4）、グラファイト（C）を利用した例を示したが、従来から利用してきた重油や微粉炭、廃プラスチックは勿論、バイオマス燃料、コークスガス（ＣＯＧ）、転炉ガス（ＬＤＧ）、CO2転換燃料（気体、液体、固体）、金属系燃料、コークス粉など、あらゆる可燃燃料が利用できる。
　金属マグネシウム（Mg）、金属カルシウム(Ca)、金属珪素（Si）をスラグ成分比で配合した金属燃料(粉状)を利用したケースを実施例５（図１１）として示す。
　最下段羽口から金属燃料や酸素と一緒に適量の羽口吹込ガスを吹込むことで、適正なレースウエイ温度（実施例５では2383℃）を確保しながら炉下部（融着帯以下のゾーン）で必要な熱量を供給することができる。鉄鉱石は外部供給される水素により還元され、水素還元率が100%近く(約97％)まで高まり、文字通りの水素還元高炉となっている。炉内でコークスや化石燃料を燃焼しないので、炉頂からCOやCO2が殆ど排出されない（非鉄金属の還元から発生する分のみ）ため、CO2分離設備やCO2リサイクル設備も不要という画期的なシステムの実施例である。
　実施例５において、非鉄金属還元時に発生するCOガスや僅かにでも入ってくる不純ガス(N2等)の濃縮防止のため、実施例１や３と同様に炉頂ガスの一部を加熱器燃焼ガスとして抽出している。本実施例では、加熱器燃焼排ガス中のCO2含有量が僅か(数%vol)なため、ガス煙突２８からガス放散しているが、脱湿装置を設置してCO2回収することもできる。また、炉頂ガスに僅かとは言えCO2が含まれるため、加熱器後段でCH4を吹込みガス改質することで炉下部でのCO2によるコークスガス化反応を抑えている。
　なお、吸熱反応である水素還元率が97％と高いので、塊状帯での温度低下を抑えて還元反応を促進するために、二段目羽口吹込量を増やし(シャフト効率は下る)、更に、予備還元羽口から還元ガスを積極活用している。この操作により、シャフト上部の熱流比が0.6近くまで低下し炉頂温度が多少上昇するが、水素還元率が97%という中で、還元開始温度≧650℃、還元終了温度≦900℃、炉頂温度≦200℃を、熱物質収支ならびに平衡論上実現できた。
　実施例６と７は、炉頂ガスを再循環しないオープンシステムを採用したケースであり、羽口吹込燃料について、それぞれバイオコークスやバイオコールなどのバイオ燃料を使用したケースとCO2をグリーン電力にて燃料化したE-Fuelを使用したケースである。これらの燃料は、CO2排出係数がゼロ(0)として見做されるため、炉頂ガスのCO2排出量としては非鉄金属還元分だけがカウントされるため、燃焼排出する際にCO2回収が不要になる。炉頂ガスは、使い易い発熱量（実施例６や７で8500～8700 kJ/Nm3）になるので、高炉以外の工場でも既存のガスネットワークを利用して幅広く代替エネルギー減として活用でき、それらの工場のCO2排出量を大幅に低減できるメリットがある。
　実施例８は、コークスならびに微粉炭（PCI）、メタン（天然ガス相当）という従来高炉で利用している燃料（還元材）だけを使用してコークス比ならびに燃料比の削減を行うケースである。 微粉炭は、バイオコークスやバイオコールと任意の割合で混合してミックス燃料化することが可能であり、最終的にバイオ燃料100％になれば、羽口吹込燃料由来のCO2排出量はゼロ（0）になる。加熱器内で部分燃焼させて還元ガスに転換されるメタンについても、CO2リサイクルされたメタンに切り替えて行くことで同様の効果が得られる。図中には、燃料転換前／後の炭素(C)原単位をそれぞれの順序で併記している。
　実施例８の化石燃料ベースにおいても、高炉から系外に排出される炭素量は、（CO2リサイクルを加味せずに）238kg/tpであり、従来高炉の381kg/tpと比べて、見掛けだけでも約4割(38％)ものCO2排出削減が可能である。 更に、1kgのコークス製造には1.7～1.8kgの石炭が必要であることを加味すると、実質的にはCO2排出量を半減(50％削減)できる。
　以上の実施例は一例であり、実施例１～８を組み合わせた中間的な原燃料の活用やシステム構成も可能である。つまり、本発明により、コークス削減やCO2削減のための原燃料の選択肢やシステム構成の選択肢が限りなく広がったこと自体が画期的であり、付帯設備としてのCO2貯蔵/利用技術の今後の発展に応じて、熱収支や物質収支を修正し、経済性を加味して最適なシステムを採用すれば良い。
　特願２０２２－６８５２７号（出願日：２０２２年３月３１日） の全内容は、ここに援用される。
　以上、本発明のいくつかの実施形態を説明したが、これらの実施形態は、例として提示したものであり、発明の範囲を限定することは意図していない。これら新規な実施形態は、その他の様々な形態で実施されることが可能であり、発明の要旨を逸脱しない範囲で、種々の省略、置き換え、変更を行うことができる。これら実施形態やその変形は、発明の範囲や要旨に含まれるとともに、請求の範囲に記載された発明とその均等の範囲に含まれる。
　本発明に係る技術は、還元鉄製造設備やキューポラ（スクラップ溶解炉）への転用も可能である。

Claims (10)

  1. 　炉頂装入コークスまたは羽口吹込燃料あるいはその両方以外に、800℃以上に予熱された還元ガスを羽口から炉内に吹込む高炉の操業方法であって、
    　シャフトの生産性（(Ｐｄ×ＭＲ)／Ｖsh）を、
    　不等式(Ｐｄ×ＭＲ)／Ｖsh ≦ 12、
    ただし、
    　Ｖsh：前記シャフトの有効炉容積(m3)、
    　Ｐｄ：1日当りの銑鉄生産量(tp/day)、
    　ＭＲ：炉頂装入原料比(t/tp)、
    　を満たすように制御し、
    　前記還元ガスを、前記シャフトの中間部より上方に吹込むガスを含めない量として、
    　不等式3.9≧Ｋ1≧3.1、
    ただし、銑鉄中の鉄1モルに対し、
    　式(Cf＋Cg－Ci)＋(Hf＋Hg)/2 ＝ Ｋ1×(1－Xm)、
    　Ｋ1：燃料比を決める際の定数、
    　Ｃｆ：前記炉頂装入コークスと前記羽口吹込燃料を合わせた[C]量(mol-C/mol-Fe)、
    　Ｈｆ：前記炉頂装入コークスと前記羽口吹込燃料を合わせた[H]量(mol-H/mol-Fe)、
    　Ｃｇ：前記還元ガス中のCOガス量(mol-C/mol-Fe)、
    　Ｈｇ：前記還元ガス中の[H]量(mol-H/mol-Fe)、
    　Ｃｉ：銑鉄中の[C]量(mol-C/mol-Fe)、
    　Ｘｍ：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合、
    を満たす量となるよう吹き込む、
    　ことを含む、操業方法。
  2. 　前記銑鉄中の鉄1t当りの炉頂ガス中のCO2とH2Oの合計ガス量Vpc＝Ｋ2×Gy／1.5＋Xf×22.4＋Xo (Nm3/t-Fe)において、
    　不等式610≧Ｋ2≧560、
    ただし、
    　Ｋ2：直接還元率や銑鉄中の鉄割合により決まる定数、
    　Ｇｙ：装入鉱石ならびに装入金属鉄の鉄分(mol-Fe)に対する酸素(mol-O)の割合(mol-O/mol-Fe)、
    　Ｘｆ：銑鉄1t当りの装入原料に含まれるCaCO3、MgCO3の合計モル比(kmol/tp)、
    　Ｘｏ：シャフトの上から2/3の高さ(下から1/3高さ)より上方の位置において炉外から供給される2次燃焼ガスのガス量(Nm3/tp)、
    を満たすように前記還元ガスの前記量をさらに調整する、
    　ことをさらに含む、請求項１に記載の操業方法。
  3. 　炉下部での１次燃焼熱量と羽口吹込ガス顕熱との合計熱量を銑鉄1トン当たり2.4GJ/tp以下にする、
    　ことをさらに含む、請求項１または２に記載の操業方法。
  4. 　前記シャフトならびに炉下部を含めた炉体に、高さ方向に前記羽口を２段以上配置し、
    　前記羽口のうちの最下段の羽口から酸素と２次燃焼ガスの合計量として200Nm3/tp以下の酸素含有ガスを吹き込み、
    　前記還元ガスのうち、シャフト下部より下方の羽口から500×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上、ならびに前記還元ガスと前記羽口吹込燃料中の水素分を含めたCOとH2の合計が800×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上になるよう吹き込む
    ただし、
    　Ｘｍ：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合、
    　ことをさらに含む、請求項１または２に記載の操業方法。
  5. 　前記シャフトならびに前記炉下部を含めた炉体に、高さ方向に前記羽口を２段以上配置し、
    　前記羽口のうちの最下段の羽口から酸素と２次燃焼ガスの合計量として200Nm3/tp以下の酸素含有ガスを吹き込み、
    　前記還元ガスのうち、シャフト下部より下方の羽口から500×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上、ならびに前記還元ガスと前記羽口吹込燃料の中の水素分を含めたCOとH2の合計が800×(1－Xm)1.3Nm3/tp以上になるよう吹き込む
    ただし、
    　Ｘｍ：炉頂装入原料中の全鉄分(mol-Fe)に対する金属鉄(mol-Fe)の割合、
    　ことをさらに含む、請求項３に記載の操業方法。
  6. 　前記還元ガスの少なくとも一部を、融着帯より上の前記羽口と前記融着帯より下の前記羽口を通して1200℃以上において吹き込む、
    　ことをさらに含む、請求項１～５の何れか一項に記載の操業方法。
  7. 　前記羽口吹込燃料として、化学式CiHjOkで表され、
    　灰成分を除いた表示として、
    　j/i≦2.3、
    　(16×k)/(12×i+j+16×k)≦10％、
    を満たす炭化水素系燃料、Si,Ca,Al,Mg,Fe,Si,Mn,Cより選択された一以上を含む合金鉄、または前記炭化水素系燃料と前記合金鉄とを含む混合燃料を、酸素と共に使用する、
    　ことをさらに含む、請求項１～６の何れか一項に記載の操業方法。
  8. 　銑鉄１トンあたり、
    　式Ｖo2＝[O2]f ＋ [O2]c、
    ただし、
    　[O2]f＝0.5×(Ｃ1＋Ｓ1＋Ｓ2－Ｏ1－Ｏ2)＋Ｓ3＋1.5×Ｓ4、
    　[O2]c＝0.5×（Ｃ2－Ｃ3－Ｃ4）、
    　Ｃ1：前記羽口吹込燃料中のＣ成分量（C-kmol/tp）、
    　Ｃ2：コークス中の炭素モル量（C-kmol/tp）、
    　Ｃ3：銑鉄中の炭素モル量（C-kmol/tp）、
    　Ｃ4：銑鉄中の鉄以外金属の還元に必要な炭素モル量（C-kmol/tp）、
    　Ｏ1：前記羽口吹込燃料中のＯ成分量（O-kmol/tp）、
    　Ｏ2：前記予熱された還元ガス中のCO2とH2Oのモル量(kmol/tp)、
    　Ｓ1：前記羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないMg成分（Mg-kmol/tp）、
    　Ｓ2：前記羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないCa成分（Ca-kmol/tp）、
    　Ｓ3：前記羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないSi成分（Si-kmol/tp）、
    　Ｓ4：前記羽口吹込燃料中の酸素と結びついていないAl成分（Al-kmol/tp）、
    　を満たす量に対して-1(O2-kmol/tp)～＋0.2(O2-kmol/tp)の範囲の量の酸素であって純度９０％以上の酸素を、前記羽口吹込燃料および前記予熱された還元ガスとともに、前記炉内に吹き込む、
    　ことをさらに含む、請求項１～７の何れか一項に記載の操業方法。
  9. 　前記炉頂装入コークスの全量を、副原料を含む鉱石と混合して前記炉内に装入する、
    　ことをさらに含む、請求項１～８の何れか一項に記載の操業方法。
  10. 　請求項１～９の何れか一項に記載の操業方法を実施するためのシステムであって、
    　それぞれ前記高炉の炉体の内部に還元ガスを吹き込むべく構成された複数の羽口であって、前記炉体の周方向に間隔をおいて並べられた羽口よりそれぞれなる羽口群であって、前記炉体の高さ方向に離れて配置された３以上の羽口群、ならびに、前記羽口群毎の流量計測機器と前記羽口群毎の流量調整機器から構成される羽口吹込ガス流量調整システムと、　
    　炉頂ガス流量と、炉頂ガス酸化度と、炉頂温度と、シャフトの中間部の温度とを計測して外部燃料供給システムと加熱システムならびに前記羽口吹込ガス流量調整システムを制御するべく構成された制御システムと、
    　を備えた操業システム。
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