JPS6040482B2 - 高炉の操業方法 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は高炉の操業方法に係り、特に軟化融着帯形状と
位置を制御することで安定かつ効率の良い操業を行なう
操業方法に関する。 高炉では鉱石類とコークスを炉頂から層状に袋入し、羽
口からの送風により加熱積錬する。 炉頂から装入された鉱石類は、炉内を降下しながら上昇
するガスにより加熱還元され、１２５０ｑｏ付近で軟化
融着を開始し１４００ｏｏ付近で溶融滴下する。この軟
化融着帯は極端に通気の悪い状態にあるため、この部分
での炉内の通気を確保するためには軟化融着帯温度域の
高さが炉蚤方向で異なるようにし、鉱石類と鉱石類の間
のコークス層にガスが流れるようにする必要がある。さ
らにその炉内での位置についても過度に下がりすぎると
還元不良による炉熱の変動、また過度に上方にあると高
温城の拡大により通気の悪化を招くことから高炉を安定
にかつ効率良い状態で操業するには、この軟化融着帯温
度城の炉内での高さを適正に制御する必要がある。これ
に対して従来の操業方法では、炉頂部に設置した炉内ガ
スサンプラーで得られる炉径方向のガス組成、温度噴布
を指数化してこれを適正範囲におさめることで安定操業
の維持が行なわれているが、これでは、軟化融着帯の炉
内での高さについても他の要因と交絡した定性的情報し
か与えないため適切を欠く場合が多く、ひいては、操業
の安定と効率化を阻害する結果となっていた。 本発明の目的とするところは、軟化融着帯を代表する１
４００ｏｏの炉内半径方向の等温分布を把握し、これを
適正範囲に制御することで高炉操業の安定化と効率化を
達成する方法を提供することにある。本発明の要指とす
るところは、高炉操業において、装入物面直上に設置し
たガスサンプラ−で測定される炉径万向の温度と炉蓬方
向のＣ○，Ｃ０２，日２，Ｎ２等のガス成分分布と操業
条件とから軟化融着帯形状とその位置を菱入物の１４０
０ｑＣの炉径万向の等温分布として定量的に求め、炉中
心で１４００ｑＣの位置の羽口レベルからの高さＡｍ、
等温線の羽口レベルからの高さの最底値をＲｍ、炉床半
径をＲｈとし、羽口先燃焼帯に入るコークスの温度を羽
□先の理論燃焼温度の７５％として計算される理論燃焼
温度をＴａｄとしたときＡｍ、Ｂｍが下記■，佃式を満
足するように積極的に軟化敵着帯形状を制御することで
安定かつ効率の良い操業を行なうことを特徴とする高炉
操業方法である。 風。斑ミ舎芋青空ミ・‐７３脚 ０．７×ｃｏｓ｛（０
．００１×Ｔａｄ一２）×汀｝十０．５ミＢｍ＜１．２
ｘｃｏｓ｛（０．００１ｘＴａｄ−２）×ｎ｝十０．８
以下、本発明の詳細ならびに実施例を添付図面を参照し
て説明する。 まず高炉内の軟化敵着帯形状を把握する方法についての
べる。 高炉の解体調査や実験室的な実験から炉頂から装入され
た装入物は層状構造を維持した状態で炉内を降下し、鉱
石類は降下中に昇温還元され約１２５０００で軟化融着
を開始し、約１４００℃で溶融滴下することが知られて
いる。従って炉蓬方向の任意の位置で２５０００と１４
００ｑｏの高さが分ればこの高さを炉蚤方向に結んで得
られる等温度線分布は鰍化融着帯の断面形状と位置を示
すこととなる。一方炉内で炉径万向に圧力、温度などに
分布がなく均一で、これらの分布は高さの方向にのみ存
在すると仮定した場合については、操業結果として得ら
れる炉頂ガス温度、成分と複合送風条件などの操業条件
とから物質収支、熱収支にもとづき炉内での反応量を求
めさらに反応温度と伝熱速度から炉高方向の温度分布を
計算する方法は公知である。 従って高炉を多重リング状に分割し、各分割懐城が独立
の高炉とみなせる場合には、各分割領域の炉頂ガス温度
とガス成分は装入物面上の炉窪方向ガスサンプラーから
容易に得られるので、上記の方向で各分割領域の炉窪方
向の温度分布が求まり、また各領域の等温度位置を結ん
で得られる等温度線分布から欧化融着帯形状と位置が求
められる。 本発明者らはこの方法について種々検討した結果実測さ
れる炉内温度分布と計算結果は大きく異ることが判明し
た。 また、この原因は高炉を多重リングに分割した場合、装
入物面から軟化敵着帯までは各分割領域間の物質の出入
りは無視できるほど小さく、独立の高炉とみなせるのに
対して軟化融着帯の下の状況は上部とは異なっているた
めである。これを第１図高炉の部分断面図で説明する。
すなわち、高炉１の下部に羽□２があり、高炉の多重リ
ング状分割境界３を点孫泉で示した。軟化融着帯４より
滴下物５が滴下している。羽□前ガス６が滴下帯で各分
割領域に分配される過程で、鉱石類の直接還元により発
生するＣＯガスが羽□前ガス６に混入し、欧化融着帯４
に到達するガスの組成が各分割領域ごとに異なるため物
質収支、熱収支の計算に大きな誤差を生ずるため実測さ
れる炉内温度分布と計算結果が大きく異なることになる
。さらに羽口前ガスに混入する鋼石類の直後還元から発
生するＣＯガス（以下混入ＣＯと称す）を考慮すれば高
炉を多重リング状に分割した場合、各分割領域を独立の
高炉とみなすことができ、前記の方法で炉内温度分布を
精度良く推定できることが判明した。以下の混入ＣＯを
考慮して炉内温度分布を推定する方法を説明する。 この方法は次の４ステップから構成されている。ステッ
プ１；炉蓬方向での装入物降下速度分布の裏炊きステッ
プ２：物質収支、熱収支による反応軍の計算ステップ３
：袋入物降下速度分布の評価 ステップ４：炉内温度分布の計算 高炉を袋入物直上に設置したガスサンプラーの測定点に
対応させて多重リング状にｎ分割する。 ｎはガスサンプラーの測定点の数で通常４〜１０である
。また以下の各記号の添字ｉは中心側からｉ番目の領域
であることを示す。ステップ１； 高炉内の袋入物降下速度は半径方向でほぼ直線分布とな
っているので、ｉ領域での装入物降下速度を‘１｝式で
与え、パラメータＡに初期値として１〜５の任意の負の
整数を与える。 畑ｉ＝ＡＸ〔Ｒｉ−増李）〕川Ｂ ・・…ここでＵＢｉ
：ｉ領域での菱入物降下速度〔ｍ／ｈ〕ＵＢ：高炉の平
均菱入降下速度〔ｍ／ｈ〕ＳＳ，Ｓｉ：高炉の平均断面
積およびｉ領域の平均断面穣〔〆〕Ｒｉ：ｉ領域の面積
を２分する位贋の 中心からの距離〔ｍ〕 ステップ２； 各分割領域について下記の物質収支と熱収支に＊関する
連立方程式を解いて単位送風量当りの炉頂乾ガス量ＶＴ
ＯＰｉ〔Ｎ〆／１ぴＮｍ３一ｂｌａｓｔ〕、銑鉄生成量
ＰＩＧ１〔ｋ９／１ぴＮｍ３一ｂｌａｓｔ〕、ソリュー
ションロス炭素章ＣＳＯＬｉ〔ｋｇ／１びＮｍ３−ｂｌ
ａｓｔ〕、鉱石類の間接還元により生成した炉頂ガス中
の水蒸気量ＴＨ２功〔ｋ９／１ぴＮｍ３一ｂｌａｓｔ〕
、混入ＣＯ量ＣＯＭＩＸｉ〔Ｎｍ３／１ぴＮｍ３−ｂｌ
ａｓｔ〕を求める。 窒素収支から水素収支から 炭素収支から １公ＩＣ○ｉ＋ＴＣ０２）×ＶＴＯＰｉ＝ＣＢＶ＋ＣＳ
ＯＬｉ十ＣＩＭｍＸＰＩＧｉ＋１２×ＣＯＭＩＸｉ
．．．【４，２２４０
２２４酸素収
支から１６ＸｎＣ側２ＸＴＣ。 ４審ＸＴＨ２び＝ＯＢＶ側ＭＰＸＰ・Ｇｉ十１６×ＯＢ
ＹＦＥＸＲＳＸＰＩＧｉ２２４０
５５
．８５ ２２・４．．・｛５｝熱収支
から こ こでＴＴＯＰｉ，ＴＮ２，ＴＣ０ｊ，ＴＣ０２，Ｔ
Ｈ２：ｉ領域の炉頂ガス温度

〔００〕および炉頂乾ガス
中のＮ２．Ｃ○， Ｃ０２，日２濃度〔％〕 ＮＢＶ，ＨＢＶ，ＯＢＶ，ＣＢＶ：送風が炉内に持込む
窒素、水素、酸素およびこの酸素で燃焼する炭素〔ｋｇ
／１ぴＮｍ３− ｂｌａｓｔ〕 ＣＮ，ＣＨ，ＦＩＸＣ：コークス中の窒素、水素、炭素
含有率〔一〕ＮＣＯＫＥ，ＨＣＯＫＥ；羽口前で燃焼す
るコークスから発生する窒素、水素〔ｋ９／１ぴＮｍ３
−ｂｌａｓｔ〕 ＣＩＭＰ，０１ＭＰ；銑鉄中のＳｉ，Ｍｎ，Ｐ，Ｔｉの
還元で生成するＣＯ中の炭素、酸素〔ｋ９／１ぴＮｍ３
−ｂｌａｓｔ〕 ＯＢＹＦＥ；鉄鉱石類の鉄と結合している酸素と鉄の原
子比〔一〕銑鉄中の鉄分のうち鉱石類に由来する鉄分の
比率〔一〕 Ｑ，；湿分分解熱を考慮した送風顕熱 〔ｋｃａｌ／１ぴＮｍ３一ｂｌａｓｔ〕 Ｑ２：重油の顕熱、分解熱を考慮した重油の燃焼熱〔〃
〕 ぴ：コ−クス燃焼熱〔〃〕 Ｑ４：鉄鉱石類のＣＯガスによる間接還元熱〔〃〕Ｑ：
混入ＣＯが保有する顕熱〔〃〕 ぴ：溶鉄顕熱〔〃〕 Ｑ？：スラグ頭熱〔〃〕 Ｑ８：銑中Ｓｊ，Ｍｎ，Ｔ；，Ｐの還元熱とＣの溶解熱
〔〃〕Ｑ：ソリューショソロス反応熱〔〃〕 Ｑ，ｏ：水成ガス反応〔〃〕 Ｑ，．：収入物水分蒸発熱〔〃〕 Ｑ，２：炉項ガス顕熱〔〃〕 Ｑ，３：熱損失〔〃〕 ｉ番目の領域での送風１０ＯＮｍ３当りに消費される鉱
石類ＯＲＥｉ〔ｋ９／１ぴＮｍ３−ｂｌａｓｔ〕、コー
クスＣＯＫＥｉ〔ｋ９／１ぴＮｍ３−ｂｌａｓｔ〕、還
元べレット量ＲＥＤＰｉ〔ｋ９／１ぴＮｍ３−ｂｌａｓ
ｔ〕はこの連立方程式の解を用いて次式で求まる。 ＯＲＥｉ＝童韓農９ ‐‐‐（７’霊隻亭婦／
主？※Ｅ十ＣＳＬｉ十皿側ｉ…■ ＲＥＤＰｉ＝Ｗ寄留夢ＸＰ・Ｇｉ ここでＴＦＥ：鉱石類の鉄分合有率〔一〕ＣＣＯＫＥ；
送風１０００Ｎｍ３により羽□前で燃焼するコークス中
炭素〔ｋ９／１ぴＮｍ３−ｂｌａｓｔ〕 ＷＲＥＤＰ，ＷＰＩＧ：還元べレット使用量、出銑童〔
ｔｏｎ／ｄｙ〕 ステップ３； 各分配領域に分配される送風量ＢＶｉ〔１ぴＮｍ３／ｈ
〕と炉頂ガス童ＶＶＴＯＰｉ〔Ｎｍ３／ｈ〕は次式で求
まる。 ＵＢｉｘＳｉ
・・・【９｝ＢＶｉ：。 ｐＥｉ／ｐｏｒｅ＋ＣＯＫＥｉ／ｐｃ。ｋｅ十ＲＥＤＰ
ｉ／ＰＲＥＯＰＶＶＴＯＰｉ＝ＶＴＯＰｉ×ＢＶｉ
・・・（１０）ここで、ｐｏｒｅ、ｐＣＯ
ＫＥ、ＰＲＥＤＰ：鉱石類、コークス、還元べレット業
密度〔ｋ９／〆〕 次に各分割領域の計算結果から炉頂ガス温度、乾ガス組
成を次式で求める。 ＴＴＣ。 ＝ＺＴＣ○ｊｘＶＶＴＯＰｉ ．．．（，
，）ＺＶＶＴＯＰｉＴＴＣ０２＝ＺＴＣ０２ｘＶＶＴＯ
Ｐｉ ．．．（，２）ＺＶＶＴＯＰｉＴＴＮ２
＝２ＴＮ公ｘＶＶＴＯＰｉ ．．．（，５
）２ＶＶＴＯＰｉＴＴＨ２＝ＺＴＨ公ｘＶＶＴＯＰｉ
．．．（，３）２ＶＶＴＯＰｉここで・、
ＴＴＣ○，ＴＴＣ０２，ＴＴＮ２，ＴＴＨ２；高炉全体
としての炉頂乾ガスのＣ○，Ｃ０２，Ｎ２，日２濃度〔
％〕 ＴＴＴ；高炉全体としての炉頂ガス温度

〔００〕 ＣＰＣ○，ＣＰＣ０２，ＣＰＮ２，ＣＰＨ２，ＣＰＨ２
０：Ｃ○，Ｃ０２，Ｎ２，日２，日２０の比熱〔ｋｅａ
ｌ／Ｎｍ３℃〕 これらの値を用いて装入物降下速度分布を次式で評価す
る。 評価値をＥＡとする。 博；鯛鹿私ぷ衣滝予 る炉頂ガス温度〔℃〕、Ｃ０，Ｃ０２濃度〔％〕 ここで再びステップ１にもどりＡの値に任意の小さな正
の値（例えば０．０１とか、０．００１のような値）を
加えて、これを改めてＡとしステップ１〜３までの計算
を行ないＥＡを求める。 このようにＡを順次少しづつ大きしながらＡの値が最初
に設定したＡの値の絶対値を越えない範囲でステップ１
〜３までの計算を繰返す。一方、評価値ＥＡはパラメー
タＡが不適当で、【１｝式で表わされる降下速度分布が
実際と大きく異なればＥＡは大きな値となり、Ａが適正
であればＥＡ‘ま零に近づく。 すなわちＥＡが最小となった時がｍ式は炉内の菱入物降
下速度分布に最も近くなり、この時の計算値が高炉内の
状態を最も良く表わす。従ってステップ４の計算にはＥ
Ａが最小のときのステップ１〜３の計算結果を使用する
。ステップ４：高炉では装入物面から装入物が９５０ｏ
ｏ程度に達するまでは反応熱、熱損失は小さく、反応熱
、熱損失を無視して炉内温度の計算に与える影響は小さ
いので、これらを無視すると装入物とガスの温度〔ＴＳ
Ｚｊ，ＴＧＺｉ〕は装入物表面から深さ〔ｍ〕の関数と
して次式で求める。 ここでＴＳＯ：装入物の袋入時の温度〔℃〕ＨＶ：ガス
ー固体間の熱伝達係数〔ｋｃａｌ／で・ｈ・〇０〕ＡＡ
ｉ：ｉ領域のＺにおける断面鏡〔肘〕ＣＣｉ：ｉ領域の
固体の熱容量流量速度〔ｋｃａｌ／ｈ・℃〕ＧＴＵｉ：
ｉ領域でのガスと固体の熱容量流量比〔一〕次に袋入物
温度が９５０００以上の領域での炉高方向の温度分布は
以下の如くして求める。 （１６万羊で装入物が９５０００に達した位置から炉高
方向に距離△Ｚの微小区間に分割する。この微少区間の
任意の境界位置Ｚにおいて装入物とガスの熱容量、流量
速度日，，○．、送風１００州ｍ３当りの装入物重量Ｗ
，およびガ体積ＶＶ，、袋入物の温額貝，、ガス温度Ｔ
，が既知である場合、次の境界位置Ｚ＋△Ｚにおける装
入物温度ら、ガス温度ＬはこのＺ＋△Ｚ間の装入物とガ
スの平均温度をＬ，Ｔｏとすれば次式で計算される。ら
＝ｔ．十ＡＱ２ＸＢＶ長ＤＦＸＡＱＩ ‐‐‐（・８
）ここでＰ＝Ｒ吉舎美事寿男Ａ器Ｅｉでソリュ−ション
ロス反応量〔ｋ９／１ぴＮｍ３一ｂｌａｓｔ〕Ｒ：ソリ
ューションロス反応速度〔１′ｈ〕ＡＱＩ＝３１５０×
ｐでソリューションロス反応熱〔ｋｃａｌ／１ぴＮｍ３
−ｂｌａｓｔ〕ＡＱ２＝ＨＶ×Ｓｉｘｎｏ‐ら）でガス
から固体への伝△Ｚ×ＢＶｉ熱量 〔ｋｃａｌ／１ぴＮｍ３−ｂｌａｓｔ〕 比＝日．−２雫登鼻Ｗ声Ｐで固体の平均熱容量流量速度
〔ｋｃａｌ／ｈ．ＯＣ〕ＣＧＰ：ガスの比熱〔ｋｃａｌ
／Ｎｍ３００〕ＤＦ：固体のソリューションロス反応熱
への寄与率〔一〕しかし、し，Ｔｏは未知だから、ら，
Ｔｏの初期値としてｔｏこｔ，，Ｔｏ＝Ｔ，を与えれば
ｔ２，Ｔ２が求まる。 ここで改めてｔ。＝（ｔ，＋ら）／２、Ｔｏ＝（Ｔ，十
Ｔ２）／２と置いて上２，Ｔ２を（１８）式、（１９）
式で求め、この操作を繰返す収束計算によりｔ２，Ｔ２
が求まる。このときＺ＋△Ｚにおける装入物とガスの温
度、ソリューションロス反応量から菱入物とガスの熱容
量流量速度、送風１００側ｍ３当りの装入物重量とガス
体積も求められるので、次の微小区間について何様の計
算ができ、これを順次繰返せば炉高方向の温度分布が得
られる。一方、装入物温度が９５０ｄｏに達する位置は
（１６）式で、ガス温度は（１７）式で求める。 この位置での装入物とガスの熱容量流量速度、送風１０
０州ｍ３当りの固体重量とガス体積はそれぞれ（ＣＰＯ
ＲＥ×ＯＲＥｉ十ＣＰＣＯＫＥ×ＣＯＫＥｉ＋ＣＰＲＥ
ＤＰ×ＲＥＤＰｉ）×ＢＶｉ、ＣＰＧ×ＶＶＴＯＰｉ、
（ＯＲＥｊ＋ＣＯＫＥｊ＋ＲＥＤＰｊ）、ＶＴＯＰｉで
ある。 従って袋入物温度が９５０００の炉高方向の温度分布は
、これらを計算開始の初期値として記の方法で計算でき
、各分割領域の１２５０００と１４００ｑｏの位置を結
んで得れる等温度線から軟化融着帯形状を定量的に把握
できる。上述の高炉内温度分布の推定は従来の方法から
は全く類推できない混入ＣＯを考慮して各分割領域の反
応量を求めた点に最大の特徴がある。 次に本発明による高炉の操業方法について説明する。上
記のように軟化藤看帯の形状と位置は欧化融着帯が極端
に通気の悪い状態にあるため、この部分での通気を確保
するためには欧化融着帯の高さが炉径万向で異るように
して鉱石類と鉱石類の間のコークス層にガスが流れるよ
うにする必要があること、およびその炉内での位置につ
いても過度に下方に下がると還元不良による炉熱変動を
、また過度に上方にあると高温域の広がりによる通気の
悪化、風圧変動を招くことから適正な範囲に制御する必
要がある。この考えに基づき実際の２０００〜４０００
あの高炉において鉱石／コークス比（以下○／Ｃと記す
）送風温度などの操業条件およびムーバブルアーマーに
より半径方向の装入物分布を変更して上記の計算による
軟化融着帯の位置、形状と操業状態について調査したと
ころ、、計算により推定した軟化融着帯位置と形状が次
の範囲にあれば安定した効率の良い操業が確保できるこ
とが判明した。 すなわち計算によって得られる１４００ｏｏ半径方向の
等温線の炉中心での羽□レベルからの高さＡｍ■）、等
温線の半径方向での羽□レベルからの高さの最低値をＲ
ｍ（ｍ）とし、羽□先に入るコークスの温度を羽□先の
理論燃焼温度の７５％として求まる理論燃焼温度Ｔａｄ
（℃）、羽口レベルでの炉床半径をＲｈ（ｍ）とすると
、通常の理論燃焼温度の範囲（２１５０＜Ｔａｄ＜２５
００）では肌舎吋だ・‐ね 〇．７ＸＣＯＳ｛〇．〇。 ＩＸＴａｄ一２）Ｘ打｝十０．５＜１．２×ｃｏｓ｛（
０．００１×Ｔａｄ−２）×汀｝十０．８に制御すれば
安定した効率の良い操業の確保できることが判明した。
次に上記の制限式について説明する。高炉では鉱石類と
コークス交互に装入されるため炉内では両者は層状に推
積し、この層状構造を維持しながら炉内を下降するが、
装入物が約１２５０００に達すると鉱石類は軟化融着を
開始し、約１４００００で溶融滴下することが知られて
いる。特に鉱石類の軟化融着物は通気性が非常に思いた
め、第１図に示す軟化雛着帯４では図に示した如く軟化
融着物に挟まれたコークス層を通してガスは流れている
。従ってＡｍ−Ｂｍの大きさはこの軟化藤着帯に挟まれ
たコークス層の数に対応し、Ａｍ−Ｂｍが大きくなれば
炉内の通気確保の面では良いが過度に大きくなると中心
吹抜けやガス利用率の低下を招き炉況の悪化、燃料比の
上昇を引き起こす。一方Ａｍ−Ｂｍが４・さくなると上
記のコークス層の減少のため炉内通気抵抗の増大となっ
て、炉況は不安定となる。従って高炉操業の安定化と効
率化のためにはＡｍ−Ｂｍには上限と下限が必要である
。しかしＡｍ−Ｂｍのみを規制するだけでは不充分なこ
とは高炉の大きさを考えれば明らかである。すなわち炉
床径の大きな高炉では当然ながら送風量も大きいので、
融着層での通気抵抗を高炉の大小によらず概略一定に保
持するには、大きな高炉ほど上記コークス層の数を多く
、すなわちＡｍ−Ｂｍを大きくしなければならない。従
って（Ａｍ−Ｂｍ）／Ｒｈとすることにより高炉の大き
さを考慮した形で融着物に挟まれたコークス層の数を基
準化することができる。しかし高炉では羽口は炉墜から
炉内側に約４０肌突出して設置されており、炉下部での
ガス流れからみると正味の炉床蓬はこの４０仇を差引し
、たＲｈ−０．４となり、基準化は（Ａｍ−Ｂｍ）／（
Ｒｈ−０．４）とするのが適当である。このような観点
から、実操業で炉況、燃料比とも良好となる（Ａｍ−Ｂ
ｍ）／（Ｒｈ−０．４）の範囲を調査検討した。次に後
者のＴａｄ，Ｂｍを含む式について説明する。 高炉の燃料効率を向上させるためには高炉の塊状帯の長
さすなわち炉項装入物表面から鉱石類が軟化融着を開始
する位置までの距離、この距離は第１図からも明らかな
ように炉蓬方向で異るがこの距離を長くし、鉱石類の間
接還元率を増大する必要がある。しかしこの距離が余り
大きいと鉱石類は還元不充分で伝熱不足のまま炉床部に
到達するので炉熱低下を引き起し、最悪の場合には冷込
みなどの重大事故に結びつく危険がある。一般に高炉で
は炉頂のムーバブルアーマー位置、装入スケジュールな
どの装入条件の影響を受け、軟化融着帯レベルが最も低
くなる炉径万向の位置は炉壁側にあり、およそ炉壁内面
から３ｈ程度の範囲内にある。この領域は羽口前の高温
ガスに直嬢曝される部分で、鉱石類は約４００００で溶
融し、高温の羽□前ガスにより約１５００ｏ０に急速に
加熱され炉床に到達する。したがってこの部分での欧化
融着帯の位置が低過ぎれば、伝熱不良により炉熱不足と
なり、高過ぎれば、供給熱量が過剰となり、燃料効率の
低下や、いわゆる熱目の風圧上昇を引き起し、炉況は不
安定となる。このように燃料比、炉況の安定化を図る場
合、軟化融着帯が最も低くなる位置での軟化融着帯の高
さ（本発明の場合はＢｍ）には上限と下限が存在するは
ずである。一方鉄鉱類は約１４００００とほぼ一定の温
度で溶融するが、熔融後のガスから溶融物への伝熱は両
者の温度差に大きく依存する。すなわち鉄鉱石類が溶融
する温度はほぼ一定だから羽口前ガス温度に大きく依存
する。それ故、羽□前ガス温度（理論燃焼温度Ｔａｄ）
が高ければＢｍの下限は小さくても伝熱は確保されるが
、Ｔａｄが低い場合はＢｍの下限値は大きくないと伝熱
不足になる。一方Ｂｍの上限はＴａｄが高い場合は、ガ
スから溶融物への伝熱が大きいので下限との差が小さく
なれば伝熱鼠国剰となるのに対して、Ｔａｄが低い場合
はガスから溶融物への伝熱は相対的に小さくなるのでＢ
ｍの上限と下限との差はＴａｄの高い場合よりも大きい
範囲まで許容されることになる。このように高炉燃料比
の低減にはＢｍを小さくする必要があるが、それには上
限と下限が存在し、しかもこれは理論燃焼温度と密接に
関係すると考えられ、この考えにもとづき実操業で炉況
、燃料比ともに良好となる範囲をＢｍとＴａｄの関連と
して調査検討した結果、本発明の関係式が見出された。
特に０．７×ｃｏｓ｛（〇．〇。１ＸＴａｄ一２）Ｘ汀
｝十〇，５＜Ｂｍ＜１．２ＸＣＯＳ｛（０．００１×Ｔ
ａｄ−２）×刀｝十０．８のｃｏｓは調査の結果得られ
た炉熱不足と適正操業範囲および炉熱蔓過剰気味と適正
操業範囲との境界を実験式として適合させたものである
。 次に（Ａｍ−Ｂｍ）／（Ｒｈ−０．４）とＢｍを制御す
る方法としては、前者については１回当りのコ−クスあ
るいは鉱石類の装入量、装入線の高さ、菱入順序、ムー
バプルアーーの位置、ベルレス高炉でのシュート角度な
どにより容易に達成でき、後者については送風温度、湿
分、送風量、重油吹込重さらにはムーバブルアーマーの
位置などにより容易に制御することができる。 実施例 １ 測定値を使用し、計算式で融着帯を求める場合の実施例
であって、炉内容積約３０００での高炉で出銑比１．９
６で操業されていた高炉において前述の各種の操業条件
と、中心からの各測定位置の装入物直上のガスサンプラ
ーのＣ○，Ｃ０２，日２，Ｎ２の測定値（第１表）とか
ら炉内の等温線分布を計算した結果を第２図に示した。 第１表実施例 ２ 第２表、第３表はそれぞれ○／Ｃが３．９０と４．００
のときの本発明例および本発明によらない比較例につい
てのムーバブルアーマーの位置、理論燃焼温度、Ｂｍ、
（Ａｍ−Ｂｍ）／（Ｒｈ−０．４）および炉況を表はす
指標を示す。 第２表、第３表より（Ａｍ−Ｂｍ）／（Ｒｈ−０．４）
とＢｍを本発明による範囲に制御したとき、燃料費は比
較例よりも低く、溶銑Ｓｉの変動、炉内の通気変動、装
入物の降下異常回数も少なく安定して効率の良い操業が
確保されることは明らかである。第 ２ 表 ※ １分毎の風圧測定値の分散の度合を示すもので大き
い数値ほど変動が大きい。 第 ３ 表 本発明によって、炉内の軟化融着帯形状と位置に適正範
囲を設定することで従来はガスサンプラーなどの操業条
件や炉内現象が交絡した情報により操業するため一元的
な操業丈態の制御が困籍であった点を排除し、軟化融着
帯形状と位置を参照しながらこれを適正範囲に入れるよ
うに制御することにより高炉の操業状態を良好に保つこ
とができる。 本発明では（Ａｍ一Ｂｍ）／（Ｒｈ−０．４）およびＢ
ｍを制御することで高炉の操業状態を良好に維持するが
、この軟化融着帯形状と位置を別の指標たとえば直線、
曲線で近似し、その勾配や曲線等で表示しても同様な効
果が期待できる。 また本発明では菱入物直上のガスサンプラーで測定され
る温度、ガス成分を用いているが、シャフト上部に設置
したガスサンプラーの測定値を用いても同様に炉内温度
分布が推定できることは当然である。図面の簡単な説明
第１図は高炉の嵩虫着帯の分布および羽口からのガス流
を示す榛式断面図、第２図は本発明により計算した高炉
の温度分布の一例を示す等温線図である。 １…高炉、２…羽○、４・・・融着体、５・・・滴下物
。 第１図 第２図

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 高炉操業において、装入物面直上に設置したガスサ
   ンプラーで測定される炉径方向の温度と、炉径方向のＣ
   Ｏ，ＣＯ＿２，Ｈ＿２，Ｎ＿２等のガス成分分布と操業
   条件とから、軟化融着帯形状とその位置を装入物の１４
   ００℃の炉径方向の等温線分布として定量的に求め、炉
   中心で１４００℃の位置の羽口レベルからの高さＡｍ、
   等温線の羽口レベルからの高さの最低値をＢｍ、炉床半
   径をＲｈとし、羽口先に入るコークスの温度を羽口先の
   理論燃焼温度の７５％として計算される理論燃焼温度を
   ＴａｄとしたときＡｍ，Ｂｍが、下記（Ａ），（Ｂ）式
   を満足するよう積極的に軟化融着帯形状を制御すること
   で安定かつ効率の良い操業を行なうことを特徴とする高
   炉の操業方法。 （Ａ） ０．５８≦（Ａｍ−Ｂｍ）／（Ｒｈ−０．４）
   ≦１．７３（Ｂ） ０．７×ｃｏｓ｛（０．００１×Ｔ
   ａｄ−２）×π｝＋０．５≦Ｂｍ ≦１．２×ｃｏｓ｛
   （０．００１×Ｔａｄ−２）×π｝＋０．８