(57)【要約】      （修正有）【課題】大幅な減産操業条件下においても、還元材比の増加によるコスト増を招くことなく、安定操業を実現しうる高炉操業方法を提供する。【解決手段】高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量で定義されるボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下の減産操業条件下における高炉操業方法であって、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数が２．０〜３．０になるとともに、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数が１．０〜１．５になるように装入物分布制御および／または羽口前風速の調整を行う。【選択図】図２
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量で定義されるボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下の減産操業条件下における高炉操業方法であって、
炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数が２．０〜３．０になるとともに、
炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数が１．０〜１．５になるように装入物分布制御および／または羽口前風速の調整を行うことを特徴とする高炉操業方法。
【請求項２】
微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ−溶銑以上の高微粉炭比操業条件下で行う請求項１に記載の高炉操業方法。
【請求項３】
鉱石中のペレット配合率が１５質量％以上のペレット多配合操業条件下で行う請求項１または２に記載の高炉操業方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、減産操業条件下における高炉操業方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
経済情勢の変化等による急激な鉄鋼需要の減退があった場合には、高炉の大幅な減産操業を長期間継続する必要が生じることがある。
【０００３】
高炉の減産手段としては、主として、羽口から吹き込む酸素量の低減（富化酸素量および／または送風量の低減）と還元材比の増加の２手段がある。しかしながら、酸素量の低減による減産では、ボッシュガス量が減少して中心ガス流を維持できなくなり高炉の安定操業が確保できなくなることから、ボッシュガス比（高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量）１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）程度に限界があり、それ以上の減産は還元材比の増加による装入物降下速度の低下が必要であった。
【０００４】
ところが、還元材比の増加による減産では、溶銑の製造コストの増加を招き、また溶銑中Ｓｉ濃度の上昇にも繋がり、後工程での脱珪コストも増加する問題があった。
【０００５】
ところで、通常操業時（減産操業時ではない）における高炉の安定操業には、中心ガス流の確保が重要であることがよく知られている。例えば、本出願人は、鉱石中のペレット配合率が５０質量％以上のペレット多配合条件下にてコークス中心装入を行うにあたり、炉内最上部における鉱石層厚さ比Ｌｏ／（Ｌｃ＋Ｌｏ）が、炉中心部領域（Ｒ／Ｒｏ≦０．１）で０．１以下、炉周辺部領域（０．６≦Ｒ／Ｒｏ≦１．０）で０．５以上とすることで、中心ガス流を確保し、炉内のガス流れを安定させて炉内通気性を良好に維持するとともに、炉頂ガス温度を高く維持し、この高温の炉頂ガスに伴って亜鉛ガスが高炉から排出されるので、炉壁への亜鉛の付着が抑制できる高炉操業方法を開発した（特許文献１参照）。
【０００６】
ところが、上記特許文献１に記載の高炉操業方法を酸素量の低減による減産操業に適用しようとすると、酸素量の低減に伴って高炉内を通過するガス総量（ボッシュガス量）が減少するので、中心ガス流を確保するために炉中心部に多くのガス量を振り向けると炉周辺部へ振り向けることができるガス量が減少してしまう。その結果、炉周辺部に存在する鉱石をガス還元（間接還元）し溶解する能力が低下してしまい、炉下部での急激な直接還元（溶融還元）を引き起こし、炉下部の通気性が悪化して送風圧力変動が大きくなって操業の安定性が失われ、棚吊り、スリップ、吹き抜けなどの操業トラブル発生の可能性が高まる。
【０００７】
したがって、一定以上の大幅な減産操業を行うには、酸素量の低減に加えて還元材比の増加による減産操業を採用せざるを得ず、高コスト操業を余儀なくされる状況にあった。
【０００８】
なお、特許文献２には、コークス又は鉱石の装入物を高炉内に装入した後、高炉炉頂のガス温度を、高炉炉頂の炉径方向に複数設置された温度計によって測定し、この測定した高炉炉頂の炉径方向におけるガス温度パターンと、予め設定したガス温度パターンとを比較して、高炉の炉径方向における装入物の流れ込み分布状態を判定する高炉の装入物分布状態の判定方法が開示されている。この方法により、高炉へ装入した装入物の流れ込み挙動を的確に得ることができ、高炉操業を安定に行うことができるとしているが、過去の操業で経験のないような大幅な減産操業条件下では、ガス温度パターンを予め設定すること自体が困難であり、上記一定以上の大幅な減産操業下における課題を解決しうるものではない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】特開２００８−１８４６２６号公報
【特許文献２】特開２００６−２６５６４７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
そこで、本発明は、大幅な減産操業条件下においても、還元材比の増加によるコスト増を招くことなく、安定操業を実現しうる高炉操業方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
請求項１に記載の発明は、高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量で定義されるボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下の減産操業条件下における高炉操業方法であって、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数が２．０〜３．０になるとともに、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数が１．０〜１．５になるように装入物分布制御および／または羽口前風速の調整を行うことを特徴とする高炉操業方法である。
【００１２】
請求項２に記載の発明は、微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ−溶銑以上の高微粉炭比操業条件下で行う請求項１に記載の高炉操業方法である。
【００１３】
請求項３に記載の発明は、鉱石中のペレット配合率が１５質量％以上のペレット多配合操業条件下で行う請求項１または２に記載の高炉操業方法である。
【発明の効果】
【００１４】
本発明によれば、一定以上の減産操業下においても、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数と、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数とを、ともに所定範囲になるように装入物分布制御を行うことで、還元材比を増加することなく、中心ガス流を維持しつつ、炉周辺部へのガス流れをも確保することが可能となり、その結果、炉周辺部に存在する鉱石をガス還元（間接還元）し溶解する能力が保持されるので、炉下部での圧損の変動を来たすことなく、操業の安定性が確保できる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】本発明適用前後における高炉操業結果の変化を示す推移図である。
【図２】ボッシュガス比と中心ガス流指数との関係を示すグラフ図である。
【図３】ボッシュガス比と周辺ガス流指数との関係を示すグラフ図である。
【図４】ボッシュガス比と送風圧変動との関係を示すグラフ図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、本発明を、旋回シュートを用いるベルレス式装入装置を有する高炉の操業に適用する場合を代表例に挙げてさらに詳細に説明する。
【００１７】
〔実施形態〕
本発明は、高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量で定義されるボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下の減産操業条件下における高炉操業方法であって、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数が２．０〜３．０になるとともに、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数が１．０〜１．５になるように装入物分布制御を行うことを特徴とする高炉操業方法である。
【００１８】
上記のとおり、本発明は、高炉内容積１ｍ３当たりのボッシュガス量で定義されるボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下の減産操業条件下における高炉操業に適用される。
【００１９】
なお、ボッシュガス量Ｖｂｏｓｈ（単位：Ｎｍ３／ｍｉｎ）は、下記式（１）で算出される。
【００２０】
Ｖｂｏｓｈ＝ＶＮ２＋ＶＨ２＋２ＶＯ２  …式（１）
ここに、ＶＮ２：羽口からの投入Ｎ２量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）、ＶＨ２：羽口からの投入Ｈ２量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）、ＶＯ２：羽口からの投入Ｏ２量（Ｎｍ３／ｍｉｎ）であり、例えば微粉炭吹き込みを行う場合は、送風中と微粉炭中に含まれる各成分の合計量である。
【００２１】
ここで、ボッシュガス比を１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）以下に限定したのは、ボッシュガス比が１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）超の場合には、高炉内を通過するガス総量（ボッシュガス流量）が十分にあるため、中心ガス流を確保するために炉中心部に多目のガス量を振り向けても、まだ炉周辺部へ十分なガス量を振り向けることができるので、本発明を適用するまでもなく、従来の装入物分布制御により操業の安定性を維持できることによる。
【００２２】
そして、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数が２．０〜３．０になるとともに、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数が１．０〜１．５になるように装入物分布制御を行う。
【００２３】
ここで、装入物分布制御の目標指数として、炉頂中心ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される中心ガス流指数と、炉頂周辺ガス温度（℃）／炉頂ガス平均温度（℃）で定義される周辺ガス流指数を用いたのは、以下の理由による。
【００２４】
すなわち、炉頂ガスはダストを多量に含むことから、炉頂においてガス流速を常時直接測定することは実用的でないので、炉頂ガス流速と正の相関関係を有することが知られており、しかも常時測定することが容易な炉頂ガス温度を用いることとし、これを炉頂ガス平均温度で割って無次元化することにより標準化して用いることとしたものである。例えば、中心ガス流指数（または周辺ガス流指数）が１．０を超えると炉頂の炉中心（または炉周辺）におけるガス流速は、炉頂における平均ガス流速よりも大きいことを意味する。
【００２５】
ここで、炉頂中心ガス温度および炉頂周辺ガス温度は、炉頂の炉径方向に複数設置した温度計で測定した炉頂ガス温度分布から求めることができる。そして、炉頂中心ガス温度については、炉頂の炉中心に温度計が設置できる場合は、その温度計で測定されたガス温度をそのまま炉頂中心ガス温度とすればよいが、炉頂の炉中心に温度計が設置できない場合は、炉中心に最も近い側から２点の温度計で測定されたガス温度を用いて外挿法により炉中心におけるガス温度を推定して求めればよい。例えば、炉中心に最も近い側から２点の温度計の設置位置が、炉中心からの距離でそれぞれａ、ｂ（ａ＜ｂ）で、これらの温度計で測定された温度がそれぞれＴ１、Ｔ２である場合、炉頂中心温度Ｔｃは、Ｔｃ＝Ｔ１＋（Ｔ１−Ｔ２）／（ｂ−ａ）×ａで算出できる。また、炉頂周辺ガス温度についても、炉壁に近接して温度計を設置できる場合は、その温度計で測定されたガス温度をそのまま炉頂周辺ガス温度とすればよいが、炉壁に近接して温度計を設置できない場合は、炉壁に最も近い側から２点の温度計で測定されたガス温度を用い、上記炉頂中心ガス温度の推定と同様の考え方で、外挿法により炉壁におけるガス温度を推定して求めればよい。
【００２６】
また、炉頂ガス平均温度は、炉頂ガス上昇管内に設置した温度計で測定することができる。
【００２７】
中心ガス流指数を２．０〜３．０の範囲としたのは、２．０未満では中心部へのガス量が不足し、炉内通気性が十分に確保できなくなったり、亜鉛ガスの排出が不十分となるおそれが高まるためであり、一方３．０を超えると高温のガスにより炉頂の設備が損傷するおそれが高まるためである。中心ガス流指数の好ましい範囲は２．２〜３．０である。
【００２８】
また、周辺ガス流指数を１．０〜１．５の範囲としたのは、１．０未満では周辺部へのガス量が不足し、炉周辺部に存在する鉱石をガス還元（間接還元）し溶解する能力が低下してしまい、［背景技術］の項で既述したように、炉下部での急激な直接還元（溶融還元）を引き起こし、炉下部の通気性が悪化して送風圧変動が大きくなって操業の安定性が失われ、棚吊りや吹き抜けといった操業トラブルの発生の可能性が高まるためであり、一方１．５を超えると周辺部へのガス量が過剰になって炉壁からの熱損失が過大となり還元材比が過度に上昇するおそれが高まるためである。周辺ガス流指数の好ましい範囲は１．１〜１．５である。
【００２９】
そして、中心ガス流指数と周辺ガス流指数の両方が同時に上記規定範囲に入るように、装入物分布制御および／または羽口前風速の調整を行えばよい。
【００３０】
装入物分布制御は、本例では例えば旋回シュートの傾動角度および旋回数を適宜操作することにより（例えば、特開平１１−１１７００７号公報、段落［００２３］参照）炉半径方向のＯ／Ｃの分布を自由に調整することができる。例えば炉中心部と炉周辺部のＯ／Ｃを減少させると、炉径方向全体の平均Ｏ／Ｃは一定に維持する必要があるので、必然的に炉中間部のＯ／Ｃは増加し、中心ガス流指数と周辺ガス流指数はともに上昇する。
【００３１】
また、羽口前風速の調整は、羽口径の変更、送風温度の昇降で行うことができる。例えば羽口径の縮小および／または送風温度の上昇により羽口前風速を上昇させると、中心ガス流化するので、中心ガス流指数は上昇し、周辺ガス流指数は低下する。
【００３２】
したがって、ボッシュガス比の値（すなわち、減産の程度）に応じて、装入物分布制御と羽口前風速の調整の双方またはいずれか一方を行うことで、中心ガス流指数と周辺ガス流指数をともに所定範囲に入るようにすることができる。
【００３３】
本発明は、微粉炭比１５０ｋｇ／ｔ−溶銑以上の高微粉炭比操業条件下で行う高炉操業に適用するのが推奨される。高微粉炭比操業条件下では、コークス比が小さいため必然的に炉内の平均Ｏ／Ｃが大きくなるので、通常操業時においてさえ炉内の通気性を良好に維持することが難しいことが知られており、ましてや減産操業条件下ではさらに炉内通気性の維持が困難になることが予想されるが、本発明を適用することで、容易かつ確実に炉内通気性の維持が行える。本発明は、微粉炭比１６０ｋｇ／ｔ−溶銑以上、特に１７０ｋｇ／ｔ−溶銑以上の高微粉炭比操業条件下で行う高炉操業に適用するのがさらに推奨される。
【００３４】
また、本発明は、鉱石中のペレット配合率が１５質量％以上のペレット多配合操業条件下で行う高炉操業に適用するのが推奨される。ペレットを多配合すると、ペレットは球体であるためコークス層の斜面上を転がって炉中心部に流れ込み、中心ガス流を阻害しやすいので、通常操業時においてさえ炉内の通気性を良好に維持することが難しいことが知られており、ましてや減産操業条件下ではさらに炉内通気性の維持が困難になることが予想されるが、本発明を適用することで、容易かつ確実に炉内通気性の維持が行える。本発明は、ペレット配合率３０質量％以上、特に５０質量％以上のペレット多配合操業条件下で行う高炉操業に適用するのがさらに推奨される。
【００３５】
なお、鉱石中には通常、ペレットの他、焼結鉱および／または塊鉱石が配合され、さらに必要により高炉スラグの塩基度調整の目的で石灰石、珪石、転炉スラグ等のフラックス成分含有物質が配合されるが、ここでいう鉱石中のペレット配合率は、フラックス成分含有物質を除いた鉱石種のみの合計質量を１００％として算出された値である。
【００３６】
（変形例）
上記実施形態では、本発明をベルレス装入方式の高炉操業に適用する例を示したが、本発明をベル装入方式の高炉操業に適用する場合は、アーマープレートの角度および炉内側への変位量を適宜操作することにより、炉径方向のＯ／Ｃ分布の調整、すなわち、装入物分布制御を行うことができる（例えば、特開２００６−１３１９６７号公報、段落［００１７］〜［００１９］参照）。
【実施例】
【００３７】
本発明の作用効果を確証するため、内容積２１１２ｍ３（炉口半径Ｒｏ＝３．９ｍ）の実機高炉において大幅な減産操業を行った際に本発明を適用し、その適用前後における操業結果の変化を調査した。
【００３８】
操業条件としては、鉱石配合はペレットの配合率７０質量％で外数にて石灰石等を配合したものとし、炉頂圧力はゲージ圧で１．７ｋｇｆ／ｃｍ２［ただし、１ｋｇｆ／ｃｍ２＝９８．０６６５ｋＰａ］に固定した。
【００３９】
本発明適用前後における操業結果の変化を図１に示す。なお、同図中の送風圧力変動は、１ｍｉｎごとに測定した、１日分の送風圧力のデータから求めた標準偏差の値である。
【００４０】
そして、同図に示す、参考例の通常操業期間〔出銑比：約２．０ｔ／（ｄ・ｍ３）〕から、比較例の減産操業期間１〔出銑比：約１．４ｔ／（ｄ・ｍ３）〕まで、富化酸素量と送風量を段階的に減少させて出銑比を低下させ減産操業条件下の操業に移行した際には、羽口径を縮小して羽口前風速を維持するようにするとともに、炉中心部のＯ／Ｃのみを低下させて中心流のみを強化する操業アクションを採った。
【００４１】
その結果、同図に示すように、参考例の通常操業期間には、中心ガス流指数は２．５〜３．５の範囲で、かつ周辺ガス流指数は１．２〜１．５の範囲に維持されていたものが、比較例の減産操業期間１には、中心ガス流指数は２．５〜３．０の範囲に維持されていたものの、周辺ガス流指数が１．０未満に低下し、送風圧力変動が急に大きくなり２．０ｋＰａ以上に達し、操業が不安定化した。
【００４２】
このため、微粉炭比を下げてコークス比を上げる操業アクションにより炉内通気性の改善を試みたが、周辺ガス流指数の１．０以上への回復は認められず、送風圧力変動も大きいままであり、改善効果は得られなかった。
【００４３】
そこで、比較例の減産操業期間１から発明例の減産操業期間２への移行に際して、出銑比は約１．４ｔ／（ｄ・ｍ３）に固定したままで、炉中心部のＯ／Ｃは維持しつつ、炉中間部のＯ／Ｃを上げて炉周辺部のＯ／Ｃを下げる装入物分布制御アクションを行ったところ、同図の発明例に見られるとおり、中心ガス流指数は２．０〜３．０の範囲に維持しつつ、周辺ガス流指数は１．０〜１．５の範囲に回復し、送風圧力変動は参考例の通常操業期間と同程度の２．０ｋＰａ未満まで低下し、操業が安定化した。そこで、発明例の減産操業期間２において、出銑比は約１．４ｔ／（ｄ・ｍ３）に固定したままで、還元材比をほぼ一定に維持しつつ、コークス比を徐々に下げて微粉炭比を徐々に上昇させて参考例の通常操業期間の微粉炭比約１８０ｋｇ／ｔ−溶銑を超える約２００ｋｇ／ｔ−溶銑まで微粉炭比を上昇させたが、中心ガス流指数は２．０〜３．０の範囲で、かつ周辺ガス流指数も１．０〜１．５を確保し、送風圧力変動は参考例の通常操業期間と同程度の低い値に維持され、高微粉炭比操業下でも炉内通気性が確保されて安定操業を実現できることが確認できた。
【００４４】
図２〜４に、以上の操業経過を、ボッシュガス比と中心ガス流指数および周辺ガス流指数との関係、ならびに、ボッシュガス比と送風圧力変動との関係で整理し直して示す。
【００４５】
ここで、図２においてボッシュガス比が約１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）で中心ガス流指数が最小値を示しているが、これは以下の理由による。すなわち、ボッシュガス比を約２．０Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）から約１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）まで下げていく際には、まだ中心流強化の操業アクションを採っていなかったので、ボッシュガス比の低下に伴って炉中心部に向かうガス量が減少し、炉頂中心ガス温度が低下して、中心ガス流指数が低下したのに対し、ボッシュガス比を約１．８Ｎｍ３／（ｍｉｎ・ｍ３）よりもさらに下げていく際には、炉中心部のＯ／Ｃを低下させて中心流を強化する操業アクションを採ったので、ボッシュガス比の低下にも関わらず、炉中心部に向かうガス量が増加し、炉頂中心ガス温度が上昇して、中心ガス流指数が上昇したためである。
【００４６】
一方、図３においては、参考例→比較例の間ではボッシュガス量の低下とともに周辺ガス流指数が低下し、比較例→発明例の間で周辺ガス流指数が上昇しているが、これは、比較例→発明例の間で初めて周辺流強化の操業アクションを採ったことによる。
【００４７】
図１の操業推移図を用いて既に説明したが、図２〜４からも明らかなように、比較例の期間では、中心ガス流指数は２．５〜３．５の範囲にあるものの、周辺ガス流指数は１．０未満であり、送風圧力変動は２．０ｋＰａ以上と大きくなるのに対し、発明例の期間では、中心ガス流指数は２．０〜３．０の範囲で、かつ周辺ガス流指数は１．０〜１．５の範囲にあり、送風圧力変動は２．０ｋＰａ未満に維持されることがわかる。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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