JP2003306708A - 高炉の安定操業方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 操業中の高炉における炉下部の通気・通液性
を的確に把握することにより、安定した高炉操業を行な
う技術を開発する。 【解決手段】 操業中高炉１の炉下部での送風圧力の仮
想低下量を求め、これを用いて炉下部の充填物粒子径を
推定すると共に、予め当該高炉の安定操業中の炉下部で
の送風圧力の仮想低下量を求め、両仮想低下量を用いて
そのときの炉下部の充填物粒子径を推定しておく。操業
中高炉の上記充填物粒子径と、安定操業中の上記充填物
粒子径との比を、高炉の操業安定性の指標として用い
る。仮想低下量を求める方法は、羽口の上方で朝顔部１
０に属する２点以上の炉内壁近傍の圧力を用いて羽口軸
４上の仮想の送風圧力Ｐ_b’を求め、Ｐ_b’と、上記２点
以上の圧力の内最も高い位置の圧力測定値Ｐ_minとの圧
力差を仮想低下量とする。仮想低下量から、炉下部の平
均的充填粒子径を、Ｅｒｇｕｎの式を用いて求める。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】この発明は、操業中の高炉に
おける炉下部の通気・通液性を的確に把握することによ
り、安定した高炉操業を行なう技術に関するものであ
る。

【０００２】

【従来の技術】安定した高炉の操業を行なうためには、
炉内の通気性を良好に維持することが必須の要件であ
る。従来、炉内通気性を表わす指標として、図９（ａ）
に模式的に示すように、炉の上部、中央部及び下部の各
通気抵抗指数である上部Ｋ値（Ｋ _u）、中央部Ｋ値
（Ｋ_s）及び下部Ｋ値（Ｋ_l）を、それぞれ下記（４−
１）〜（４−３）式： Ｋ_u＝｛（Ｐ₃ ²−Ｐ₄ ²）／Ｖ^1.7｝×１０⁶‥‥‥‥‥‥‥‥（４−１） Ｋ_s＝｛（Ｐ₂ ²−Ｐ₃ ²）／Ｖ^1.7｝×１０⁶‥‥‥‥‥‥‥‥（４−２） Ｋ_l＝｛（Ｐ₁ ²−Ｐ₂ ²）／Ｖ^1.7｝×１０⁶‥‥‥‥‥‥‥‥（４−３） 但し、 Ｐ₁：送風圧力（ｋｇ／ｃｍ²） Ｐ₂：下段の所定高さ位置における炉壁近傍圧力（ｋｇ
／ｃｍ²） Ｐ₃：上段の所定高さ位置における炉壁近傍圧力（ｋｇ
／ｃｍ²） Ｐ₄ ：炉頂圧力（ｋｇ／ｃｍ²） Ｖ ：ボッシュガス量（Ｎｍ³／ｍｉｎ） で求めており、炉内通気性を表わす指標として用いてき
た。

【０００３】例えば、高炉の炉芯部の通気抵抗を下げ、
高炉を安定状態で操業する技術として、特開平８−１８
８８０８号公報には、次の技術が開示されている。高炉
の操業において、高炉下部の通気抵抗が上昇した場合
に、炉芯内の通気抵抗を下げるために、炉芯内のコーク
ス粒径を大きくする方法が提案され、そのために、ソリ
ューションロス反応量が少ない低反応性のコークスを高
炉の中心部に装入することにより、炉頂から装入された
コークスが炉芯に到達するまでのコークスの減量を抑制
して、炉芯内に粒径の大きなコークスを供給する方法が
提案されている。即ち、上記（４−３）で求められた炉
下部の通気抵抗指数である炉下部Ｋ値（Ｋ _l）が、その
高炉が安定操業中の１ヶ月間における炉下部Ｋ値
（Ｋ_l）の平均値（ここでは基準炉下部Ｋ値という）よ
り１０％以上高くなった場合には、ＣＲＩ（Ｃｏｋｅ
Ｒｅａｃｔｉｖｉｔｙ Ｉｎｄｅｘ）が２０〜２６未満
の範囲内のコークスを高炉の中心部に装入するという方
法が提案されている（以下「先行技術１」とう）。この
ように、先行技術１においては、高炉安定操業の指標と
して、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）が用いられている。

【０００４】また、高炉の炉芯に粉状コークスが蓄積し
たり、コークスの粒径が小さくなって、炉芯コークス部
の通気性が悪化し炉芯温度が低下する、所謂炉芯が不活
性な状態となった場合にこれを改善して、高炉を安定状
態で操業する技術として、特開平７−１５０２０９号公
報には、次の技術が開示されている。高炉操業におい
て、炉芯が不活性と判断された場合に、それ以前の装入
コークスよりも内部摩擦角の大きなコークスを炉頂中心
に装入し、その外側には内部摩擦角の小さなコークスを
装入して、炉芯の大きさを縮小させると共に、その外側
のコークスに対してすべり変形を与えて、炉芯の更新を
促進させることにより、炉芯の活性を速やかに取り戻
し、高炉の安定操業を行なうという方法が開示されてい
る。ここで、炉芯の不活性の判断基準として、炉下部の
通気抵抗が、通常操業時の炉下部通気抵抗以上の値とな
る期間がある一定期間（例えば、１０日間）続いた場合
としている（以下「先行技術２」という）。このよう
に、ここにおいても高炉安定操業の指標として、炉下部
の通気抵抗を採用し、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）が用いられて
いる。

【０００５】このように、高炉の炉芯部の通気抵抗を下
げて良好な通気性を維持していくために、従来、（４−
３）式で求められる炉下部Ｋ値（Ｋ_l）が盛んに用いら
れてきた。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】しかしながら、近年、
高炉の合理化操業を達成するためには、高炉への微粉炭
多量吹込み操業（高微粉炭吹込み比操業）及び低強度コ
ークスの多量使用操業が、必須の要件となっている。こ
うした背景から、高炉の炉内状況は従来と比較して大き
く変化している。本発明者等は、高ＰＣＲ高炉操業にお
いて、低強度コークスを多量に使用すると、コークスの
反応劣化量の増大、炉内滞留時間の増加、コークスのせ
ん断粉化・燃焼粉化量の増加につながり、炉内通気性の
悪化や充填コークス径の低下といった問題が生じ、その
結果、炉芯温度の低下、溶銑中Ｓｉ濃度の変動量増加及
び出銑滓の排出不良といった現象が起こることを明らか
にしている（材料とプロセス ｖｏｌ．１２（１９９
９），６２８）。

【０００７】本発明者等の試験によれば、図９（ｂ）に
示すように、微粉炭の吹込み量の増加につれて、炉内通
気抵抗指数はいずれも増加傾向を示している。但し、微
粉炭吹込み比（ＰＣＲ）が２００ｋｇ／ｔ程度を超える
と、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）の増加傾向挙動に異常が発生し
ている。即ち、このように高ＰＣＲの高炉操業になる
と、微粉炭吹込み比（ＰＣＲ）と炉下部Ｋ値（Ｋ_l）と
の間には相関関係が認められなくなっている。

【０００８】そこで、本発明者等は、炉下部Ｋ値
（Ｋ_l）が炉下部全域の内どの部位の充填構造に最も強
く支配されいるかを調べるために、オールコークス操業
とＰＣＲが１８０〜２３０ｋｇ／ｔの高ＰＣＲ操業とに
ついて、炉の中心、中間及び周辺部のそれぞれの部位に
おける−５ｍｍ粒径コークスの粉率を試験調査した。そ
の試験結果を、図１０に示す。同図より、オールコーク
ス操業においては、炉中心部においては、炉下部Ｋ値
（Ｋ_l）とコークス粉率との相関が高いのに対して、高
ＰＣＲ操業においては、周辺部のコークス粉率のみとの
相関が認められる。この結果より、高ＰＣＩ操業時にお
ける炉下部通気性は、レースウェイ先端から炉芯表層部
にかけての比較的狭い領域の充填構造によって支配され
ているのであって、炉芯中心領域の充填構造の支配は余
り受けていないことが示唆される。

【０００９】更に、高ＰＣＲ高炉操業においては、炉芯
内温度が低下し、滴下帯からの液流れが羽口側に偏流し
ていること、及び炉芯の充填構造が密になっていること
から、炉芯の通気性は悪化していると考えられる。従っ
て、炉下部の充填構造と炉下部現象とは密接に関係して
いると考えられる。そこで、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）とスラ
グインデックス（（スラグの排出時間）／（メタルの排
出時間））との相関関係を調査した。図１１に、高ＰＣ
Ｒ高炉操業において低強度コークスを多量に使用した場
合における、Ｋ_l値とスラグインデックスとの関係を示
す。同図より明らかなように、両者間に相関は認められ
ない。

【００１０】上述した通り、従来、炉下部全域の通気性
を表わす指標として扱われてきた炉下部Ｋ値（Ｋ_l）を
用いても、高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用によ
る高炉操業においては、炉下部現象を十分には把握する
ことができず、安定した高炉操業を行なう際の指標とし
て使用するには問題があることが明らかとなった。

【００１１】以上より、この発明を完成するための解決
すべき課題は、高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用
による高炉操業においても、炉下部全域の通気・通液性
を的確に把握することにより、高炉の安定操業を行なう
際の新しい操業指標を見出し、この新操業指標を適切に
使用することにより、所期目的を達成し得る高炉の操業
技術を開発することである。

【００１２】こうして、この発明の目的は、上記課題を
解決することにより、今後の高ＰＣＲ且つ低強度コーク
スの多量使用による高炉操業において、炉況の不安定を
迅速・的確に予知することにより、炉況が不安定状態に
陥ることを防止すると共に、炉況不安定状態時にはその
立て直しを迅速に行なうことが可能となる、高炉の安定
操業方法を提供することにある。

【００１３】

【課題を解決するための手段】本発明者等は、上記問題
点に鑑み、今後要請される高炉の操業条件下、特に、高
ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用という操業条件下
においては、炉下部Ｋ値（Ｋ₁）を炉況判定の指標とし
て使用したのでは、不充分である。そこで、これを解決
し得る高炉操業における的確な炉況判定の新たな操業指
標を確立するために、鋭意試験・研究を重ねた。そし
て、新たな知見を得た。

【００１４】１．高炉の炉況判定を行なうに際し、炉下
部Ｋ値（Ｋ₁）を操業指標として用いたのでは、高炉の
炉芯、融着帯、滴下帯及びレースウェイシェル等に関
し、これらの充填構造を反映した的確な炉況判定は困難
である。

【００１５】２．また、前記（４−３）式で求められる
炉下部Ｋ値： Ｋ_l＝｛（Ｐ₁ ²−Ｐ₂ ²）／Ｖ^1.7｝×１０⁶
におけるボッシュガス量であるＶ（Ｎｍ³／ｍｉｎ）と
して、実ボッシュガス量であるＶ’（ｍ³／ｍｉｎ）＝
Ｖ（Ｔ／２７３）｛１．０３３／（１．０３３＋
Ｐ）｝、（但し、Ｔは絶対温度（Ｋ）、Ｐはボッシュガ
スの圧力（ｋｇ／ｃｍ³））が用いられていない。従っ
て、炉下部Ｋ値（Ｋ₁）においては、ボッシュガスに対
する羽口先温度の影響が無視されており、炉下部の通気
性評価に対して誤差をぜしめ、通気性の実態を把握する
ためには、その的確性に欠ける。

【００１６】３．そこで、上記１．及び２．項の問題点
を解消すると共に、炉況をより鋭敏且つ的確に把握し得
る手段として、本発明者等は、炉芯、融着帯、滴下帯及
びレースウェイシェル等からなる炉下部全域の反応現象
及び通気・通液性に注目すべきであり、その手段として
炉下部全域の充填構造に注目すべきであると発想を得
た。そして、このような目的達成のための炉下部全域の
充填構造を表わす特性値として、当該充填構造を構成す
る構成物全体の平均的な充填粒子径を用いることに着眼
した。

【００１７】こうして、本発明者等は、充填層におけ
る層流と乱流のいずれの状況をも扱い得ること、しか
も、充填層内の一定要因が当該充填層内における圧力
損失に及ぼす影響が大なる評価式について検討した。そ
の結果、かかる一定要因として、充填層内の充填構造
を構成する平均的粒子径を採用すること、が有効である
ことに着眼した。

【００１８】上記〜の条件を満たす評価式として、
下記（５）式で表わされるＥｒｇｕｎによって提案され
ている式（化学工学便覧 ｐ２７８）に着目した。

【００１９】 ΔＰ／ΔＬ＝１５０｛（１−ε’）²μ’ｕ’／ε’³（φｄｐ）²｝ ＋１．７５｛（１−ε’）ρ’ｕ’²／ε’³（φｄｐ）｝ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（５） 但し、ΔＰ：２点間の圧力損失（ｋｇ／ｍｓ²もしくは
Ｐａ）、ΔＬ：圧力測定の２点間の距離（ｍ）、ε’：
充填構造の空隙率（−）、μ’：流体の粘度（Ｐａ・
ｓ）、ｕ’：流体速度（ｍ／ｓ）、ρ’：流体密度（ｋ
ｇ／ｍ³）、φ：形状係数（−）、ｄｐ：粒子の調和平
均径（ｍ）である。

【００２０】（５）式において、形状係数φと粒子の調
和平均径ｄｐとの積φ・ｄｐを、充填構造を構成する構
成物全体の平均的な充填粒子径であるとみなして、ｄ_l
で表記した。即ち、 ｄ_l＝φ・ｄｐ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（６） そして、かかる充填構造の平均的な充填粒子径ｄ_lを炉
況判定の操業指標として用いることが、迅速且つ的確な
炉況判定に基づく高炉の安定操業に対して効果的である
ことを見出した。この平均的な充填物粒子径ｄ_lを炉況
判定に用いれば、特に、高ＰＣＲ操業下における大量の
未燃チャーの発生や、低強度コークスの多量使用操業下
における炉下部でのコークス粒子の形状や炉内コークス
粉の発生状況が反映される。そして、上記（５）式を用
いて高炉下部の平均的な充填物粒子径を求める際に、炉
内圧力を測定ないし推定すべき２測定点を羽口軸上炉壁
近傍及びその上方位置とした場合、この羽口とその上方
位置との距離ｈ（ｍ）は、その羽口から高炉ストックラ
インまでの距離ｈ₀（ｍ）との間に、下記（３）式： ｈ＝ｋｈ₀ ０．２６＜ｋ＜０．３３ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（３） の関係が満たされるように設定すれば、平均的な充填物
粒子径ｄ_lは、軟化融着帯の性状をも反映されたものと
なる。このように、炉況安定化に対して厳しい高炉操業
条件下にあっても、炉下部全域における炉況判定に対し
て、その効果が発揮されることを見出した。

【００２１】この発明は、上記知見に基づきなされたも
のであり、その特徴は次の通りである。

【００２２】請求項１記載の高炉の安定操業方法は、操
業中高炉の炉下部における送風圧力の仮想低下量を求
め、この仮想低下量を用いて、当該炉下部の充填物粒子
径を推定する。一方、予め、当該高炉の安定操業中に、
当該炉下部における送風圧力の仮想低下量を求め、この
仮想低下量を用いて、当該高炉の安定操業中における炉
下部の充填物粒子径を推定しておく。そして、こうして
推定された上記操業中高炉の炉下部の充填物粒子径と、
当該高炉の上記安定操業中における炉下部の充填物粒子
径との比を、当該高炉の操業安定性の指標として用いる
ことに特徴を有するものである。

【００２３】請求項２記載の高炉の安定操業方法は、請
求項１記載の発明において、上記操業中高炉の炉下部に
おける送風圧力の仮想低下量を求める方法として、操業
中高炉の羽口の上方位置であって、高炉朝顔部に属する
２点以上の所定高さ位置の炉内壁近傍における圧力を測
定し、得られた当該２点以上の位置における圧力測定値
を用いて当該羽口軸上における仮想の送風圧力を求め、
得られた当該仮想の送風圧力（これをＰ_b’と表記す
る）と、上記２点以上の圧力測定点の内最も高い位置に
おける圧力測定値（これをＰ_minと表記する）との圧力
差Ｐ_b’−Ｐ_minを算出し、この圧力差Ｐ_b’−Ｐ_minを、
上記送風圧力の仮想低下量とする方法である。

【００２４】そして、上記送風圧力の仮想低下量に応じ
た、上記操業中高炉の炉下部の充填物粒子径を推定する
方法としては、上記圧力差Ｐ_b’−Ｐ_minと、上記高炉の
操業中データーに基づいて得られる数値とを、下記
（１）式に代入して、炉下部における平均的な充填物粒
子径（これをｄ_lと表記する）を算出して推定する方法
である。

【００２５】一方、上記高炉の安定操業中の炉下部にお
ける送風圧力の仮想低下量については、予め、上記圧力
差Ｐ_b’−Ｐ_minに相当する、当該高炉の安定操業中にお
ける圧力差（これを（Ｐ_b’−Ｐ_min）_STと表記する）を
求めておき、当該圧力差（Ｐ _b’−Ｐ_min）_ST及び当該高
炉の安定操業中における操業データーに基づく数値と
を、下記（２）式に代入して、当該高炉の安定操業中の
炉下部における平均的な充填物粒子径（ｄ_l）_STを算出
して推定することに特徴を有するものである。

【００２６】ここで、上記（１）及び（２）式は、次の
通りである。

【００２７】 （Ｐ_b’−Ｐ_min）／ΔＬ ＝｛１５０（１−ε）²μｕ｝／ε³ｄ_l ² ＋｛１７５（１−ε）ρｕ²｝／ε³ｄ_l ‥‥‥‥‥‥（１） （Ｐ_b’−Ｐ_min）_ST／ΔＬ ＝｛１５０（１−ε_ST）²μｕ_ST｝／ε_ST ³（ｄ_l）_ST ² ＋｛１７５（１−ε_ST）ρｕ_ST ²｝／ε_ST ³（ｄ_l）_ST ‥‥‥（２） 但し、 Ｐ_b’−Ｐ_min、（Ｐ_b’−Ｐ_min）_ST：それぞれ操業時及
び安定操業時の羽口と朝顔部最上圧力測定位置との間の
圧力差（ｋｇ／ｃｍ²） ΔＬ：羽口軸上と、その上方の朝顔部に属する２点以上
の炉内壁近傍における圧力測定点の内最も高い位置にお
ける圧力測定位置との距離（ｍ） ε、ε_ST：それぞれ操業時及び安定操業時の炉下部空隙
率（−） μ：ボッシュガス粘度（Ｐａ・ｓ） ｕ、ｕ_ST：それぞれ操業時及び安定操業時のボッシュガ
ス速度（ｍ／ｓ） ρ：ボッシュガス密度（ｋｇ／ｍ³） ｄ_l、（ｄ_l）_ST：それぞれ操業時及び安定操業時の炉下
部の構成物の平均的な充填粒子径（ｍ） である。

【００２８】請求項３記載の高炉の安定操業方法は、請
求項１又は請求項２記載の発明において、上記操業中高
炉の炉下部の充填物粒子径と、上記高炉の安定操業中に
おける炉下部の充填物粒子径との比が、１未満になるこ
とが予想されるときに、炉況不調発生の可能性があると
みなし、少なくとも１の炉況立て直しアクションをとる
ことに特徴を有するものである。

【００２９】請求項４記載の高炉の安定操業方法は、請
求項１から請求項３のいずれかに記載の発明において、
上記高炉の操業中又は当該高炉の安定操業中における炉
下部の送風圧力の仮想低下量を求める場合の、羽口より
上方における圧力測定点の位置は、当該羽口から当該高
炉のストックラインまでの距離（これをｈ₀と表記す
る）との間に、下記（３）式： ｈ＝ｋｈ₀ ０．２６＜ｋ＜０．３３ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（３） 但し、 ｈ ：羽口から圧力測定点までの距離（ｍ） ｈ₀ ：羽口からストックラインまでの距離（ｍ） の関係を満たすように設定することに特徴を有するもの
である。

【００３０】

【発明の実施の形態】次に、この発明の望ましい実施形
態を説明する。

【００３１】図１に、この発明に係る高炉の安定操業方
法の実施を説明するための高炉断面及び装置の概念図を
示す。１は高炉の炉体、２及び３は朝顔部の炉内壁近傍
の圧力を検出するように取り付けられた圧力検出器であ
る。圧力検出器２、３のセンサー取付け高さ位置はいず
れも、羽口軸４上よりも上方であって、ストックライン
５と羽口軸４上との間の距離ｈ₀の０．２６〜０．３３
倍の範囲内の位置に設定されている、即ち、（３）式の
関係を満たす位置に設定されている。高炉の操業中に、
圧力検出器２、３で測定された圧力測定値を用いて、羽
口軸４上の羽口に近接した点（同図中の点Ｐ）における
圧力を推定する。この点Ｐにおける推定圧力を、この明
細書においては、羽口の上流位置で通常測定される所謂
送風圧力に対して、「仮想の送風圧力」と呼ぶ。

【００３２】図２に、仮想の送風圧力の望ましい推定方
法例の原理図を示す。同図は、朝顔部１０の内壁であっ
て（３）式を満たす位置の４箇所に圧力測定器を取り付
けて測定した場合であって、各位置における圧力測定値
を用いて回帰線を引き、これを羽口軸４上まで外挿して
この点における圧力、即ち仮想の送風圧力Ｐ_b’を求め
る。このようにして求められた仮想の送風圧力Ｐ_b’
と、上記４箇所の内最も高い位置における測定値Ｐ₄と
の差Ｐ_b’−Ｐ₄を算出する。なお、上記最も高い圧力測
定位置と羽口軸４上との間の距離をΔＬと表記する。こ
うして得られた圧力差Ｐ_b’−Ｐ₄及び上記距離ΔＬ、並
びに操業中高炉の操業条件から求められる上記（１）式
中のε、μ、ｕ、ρを、当該（１）式に代入してｄ
_lを、即ち、操業時における炉下部の平均的な充填物粒
子径ｄ_lを求める。

【００３３】一方、同じ高炉の安定操業期間中に、上記
圧力差Ｐ_b’−Ｐ₄並びにε、μ、ｕ、ρに対応するそれ
ぞれの値である圧力差（Ｐ_b’−Ｐ₄）_ST並びにε_ST、μ
_ST、ｕ_ST、ρ_STを、上記高炉操業時における方法に準じ
て求め、これらを用いて上記（２）式により、同じ高炉
の安定操業期間中における炉下部の平均的な充填物粒子
径（ｄ_l）_STを求めておく。

【００３４】こうして求められた、操業時における炉下
部の平均的な充填物粒子径ｄ_lと、安定操業期間中にお
ける炉下部の平均的な充填物粒子径（ｄ_l）_STとの比、
ｄ_l／（ｄ_l）_STを算定する。

【００３５】上述した圧力測定値からの各仮想の送風圧
力の演算は、同図中の仮想の送風圧力演算機６で行な
い、各仮想の送風圧力からの炉下部の平均的な各充填物
粒子径の演算及び上記充填物粒子径の比ｄ_l／（ｄ_l）_ST
の演算は、同図中のｄ_l／（ｄ_l）_ST値演算機７で行な
う。そして、得られたｄ_l／（ｄ_l）_ST値により、炉況判
定を行ない、高炉操業を管理する。即ち、炉況判定指数
ｄ_l／（ｄ_l）_ST値が１を下回りそうになった場合には、
炉況不安定化の可能性有りと判断し、数種類の炉況立て
直しアクションの内から適宜選定し、そのアクションを
実施する。

【００３６】炉況立て直しアクションとしては、次の方
法を適宜実施する。

【００３７】装入コークスの性状コントロールを行な
う。例えば、コークス粒径を、コークス粒径調節機８
で、１．１〜１．２ｄｃ（但し、ｄｃは現状装入してい
るコークス粒径である）に粒径調整を行なったコークス
を、図１に示したコークス中心装入装置９により炉中心
部に装入する。装入コークスの強度を上げたものを使
用する。例えば、ドラム強度で０．２〜１％程度強度を
上げたコークスを使用する。微粉炭の燃焼性向上アク
ションをとる。例えば、アッシュ含有率の低い微粉炭を
使用したり、微粉炭吹込み速度を脈動的に変化させて、
レースウェイシェルを破壊したりする。一次的に、微
粉炭吹込み量を減らして、炉下部通気性の改善を図る。
例えば、微粉炭吹込み比を５〜７％程度減少させる。
焼結粉の吹込みにより、焼結粉に含まれる約１０％のＣ
ａＯ分でレースウェイシェル層内面のＳｉＯ₂及びＡｌ₂
Ｏ₃主体の高融点、高粘度スラグ層を溶解除去して、レ
ースウェイ周りの通気性を向上させる。低ＳｉＯ₂含
有量の焼結鉱の使用により、焼結鉱の被還元性の向上
と、低スラグ比化により、また銑滓の分離・溶け落ち性
の改善により、軟化融着帯の通気性改善を図る。これら
の炉況立て直しアクションを、原料需給や生産工程計
画、及び合理化計画等の状況を勘案しつつ、効果的に実
施することにより、炉況を安定化させる。

【００３８】なお、炉況立て直しアクションとして、
の装入コークスの強度を上げたものを使用する方法は、
この発明の課題解決の前提条件には、低強度コークスを
多量に使用することを上げているので、この立て直しア
クションの濫用は避け、最小限に抑えるべきである。

【００３９】また、炉況立て直しアクション〜は、
それぞれ、高炉操業中において、吹込みのために準備さ
れている微粉炭の工程及び需給関係、アクション用の焼
結粉のストック及びそれへの切替え工程タイミング、低
ＳｉＯ₂含有量焼結鉱の需給工程等と生産計画、並び
に、アクションを要する緊急度等を総合的に考慮して、
アクションとしての採用可否を判断する。

【００４０】次に、炉況判定の指標として、この発明で
導入した炉下部充填構造の充填物の平均的粒子径に基づ
く指標ｄ_l／（ｄ_l）_STと、従来の炉下部の炉況判定指標
としての炉下部Ｋ値（Ｋ_l）とについて、炉況の判定精
度の比較をする。

【００４１】図３に、高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多
量使用条件下における、高炉への微粉炭吹込み比（ＰＣ
Ｒ）と、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）又はこの発明の炉下部の平
均的粒子径に基づく指標ｄ_l／（ｄ_l）_STとのそれぞれの
関係を示す。ＰＣＲと指標ｄ _l／（ｄ_l）_STとの間には相
関が認められ、ＰＣＲの増大につれて指標ｄ_l／（ｄ_l）
_STは低下するが、ＰＣＲと炉下部Ｋ値（Ｋ_l）との間に
は相関が認められない。即ち、ＰＣＲが増大して炉下部
充填構造の平均的粒子径が小さくなった場合でも、従来
の炉下部Ｋ値（Ｋ_l）には明確な変化が認められない。

【００４２】図４に、同じく高ＰＣＲ且つ低強度コーク
スの多量使用条件下における、指標ｄ_l／（ｄ_l）_STと、
スラグインデックス（（スラグの排出時間）／（メタル
の排出時間））との関係を示す。図１１において上述し
た通り、高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用条件下
において、Ｋ_l値とスラグインデックスとの間には相関
が認められなかったが、図４からわかるように、この発
明の指標ｄ_l／（ｄ_l） _STと、スラグインデックスとの間
には、強い相関が認められる。一般に、スラグインデッ
クスが過大になると、直接溶銑の生産率低下につながる
と共に、高炉操業の安定性が阻害される。

【００４３】このように、この発明の指数の炉下部にお
ける充填構造の平均的粒子径についての指数ｄ_l／
（ｄ_l）_STを、炉況判定の指数として用いることによ
り、従来の炉下部Ｋ値（Ｋ_l）をもってしては把握でき
ない炉況の変化を感度良く検知することができる。

【００４４】

【実施例】この発明を実施例により更に詳しく説明す
る。

【００４５】高炉の実操業において、この発明の方法に
より炉況判定を行ない、その判定結果に基づき、所定の
操業アクションを実施したもの（実施例１）及び操業ア
クションをとるべきでないとの炉況判定が下されたもの
（実施例２，３）、並びに従来の炉下部Ｋ値（Ｋ_l）を
用いて炉況判定を行ない、判定結果に基づき操業アクシ
ョンを実施したもの（比較例）についての操業試験結果
について述べる。

【００４６】試験対象高炉は、内容積：３２２３ｍ³の
実用高炉であり、送風温度：１２００℃、酸素富化率：
３．５％の操業条件で試験を実施した。試験方法は、１
ヶ月当たりのスリップと吹抜けの合計発生回数で炉況の
安定性を評価した。ここで、スリップとは、高炉のスト
ックラインが０．５ｍ以上変化した場合、そして吹抜け
とは、炉頂圧が０．０５ｋｇ／ｃｍ²以上瞬時に変化し
た場合とした。図５〜図８に、各試験の結果を示す。同
図はいずれも、炉況判定の指数として、この発明におけ
る炉下部充填構造の平均的充填粒子径から導き出された
炉況判定指数ｄ _l／（ｄ_l）_STと、従来の炉下部Ｋ値（Ｋ
_l）とのそれぞれの経時変化を示し、これら経時変化の
それぞれに対するスリップと吹抜け回数との合計値の経
時変化を示すものである。なお、同図中、（Ｋ_l）
_STは、この対象高炉の安定操業継続期間における炉下部
Ｋ値（この明細書にて、「炉下部Ｋ値の基準値」とい
う）である。

【００４７】実施例１：図５は、実施例１における試験
結果である。炉況判定指数ｄ_l／（ｄ_l）_STが１に近づい
て来たので、粒径が１．１ｄｃのコークスを炉に中心装
入する操業アクションを実施した場合である。その結
果、炉況は良好に保持された。なお、従来法により炉況
を判定すれば、Ｋ_l＜（Ｋ_l）_STであったから、炉況は安
定しているとされる場合である。

【００４８】実施例２：図６は、実施例２における試験
結果である。炉況判定指数ｄ_l／（ｄ_l）_STが、安定して
１を上回って推移していたので、炉況不良対策の操業ア
クションは実施しなかった。そして、安定した炉況が継
続し、安定操業が行なわれた。しかしながら、従来法に
よる炉況判定によれば、Ｋ_l値が（Ｋ_l）_STを上回ってき
たので、炉況立て直しアクションを実施すべきところで
あったが、特別なアクションを実施しなくても、スリッ
プ及び吹抜け共に増加することなく、安定操業が継続さ
れた。

【００４９】実施例３：図７は、実施例３における試験
結果である。炉況判定指数ｄ_l／（ｄ_l）_STが、安定して
１を上回って推移していたので、炉況不良対策の操業ア
クションは実施しなかった。そして、安定した炉況が継
続し、安定操業が行なわれた。なお、従来法により炉況
を判定しても、Ｋ_l＞（Ｋ_l）_STであったから、炉況は安
定しているとされる場合である。

【００５０】比較例：図８は、比較例における試験結果
である。炉況判定指数ｄ_l／（ｄ_l） _STが１に近づき、更
に低下して１を下回ったが、Ｋ_l値が（Ｋ_l）_STを安定し
て下回っていたので、従来の炉況判定基準に従い、炉況
立て直しアクションを実施しなかった。ところが、炉況
判定指数ｄ_l／（ｄ_l）_STが１を下回ったあたりから、ス
リップと吹抜けの回数が多くなり、炉況の悪化が明らか
になった。そこで、装入コークスの粒径を、１．２ｄｃ
に切り替え、炉に中心装入する操業アクションを実施し
て、炉況を立て直した。

【００５１】以上の通り、この発明における炉下部充填
構造の平均的充填粒子径から導き出された炉況判定指数
ｄ_l／（ｄ_l）_STを用いることにより、炉況を不調に陥れ
ることなく、安定した高炉操業を行なうことができた。
また、従来の炉下部Ｋ値（Ｋ _l）を炉況判定に用いた場
合には、炉況を不調に陥れる場合も有り得ることがわか
った。

【００５２】

【発明の効果】以上述べた通り、この発明によれば、操
業中高炉の炉下部全域における通気・通液性を、迅速且
つ的確に把握することが可能となる。そして特に、一段
と要請が強まりつつある、高微粉炭吹込み比条件下にお
いて、低強度コークスの多量使用による高炉操業におい
て、炉況を迅速・的確に判定し、予知することができ
る。従って、炉況不安定時の炉況立て直しアクションを
より効果的に行なうことが可能とり、炉況が不安定状態
に陥ることを防止することができると共に、炉況不安定
状態に突入した場合でも、炉況の立て直しアクションを
迅速に実施することが可能となる。その結果、溶銑製造
コストの低下に大きく寄与することができる。このよう
な効果が発揮される高炉の安定操業方法を提供すること
ができ、工業上有益な効果がもたらされる。

【図面の簡単な説明】

【図１】この発明に係る高炉の安定操業方法の実施を説
明するための高炉断面及び装置の概念図である。

【図２】この発明において仮想の送風圧力を推定する望
ましい方法例を説明する原理図である。

【図３】高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用条件下
における、高炉への微粉炭吹込み比（ＰＣＲ）と、炉下
部Ｋ値（Ｋ_l）又はこの発明の炉下部の平均的粒子径に
基づく指標ｄ_l／（ｄ_l）_STとのそれぞれの関係を示すグ
ラフである。

【図４】高ＰＣＲ且つ低強度コークスの多量使用条件下
における、指標ｄ_l／（ｄ_l）_STと、スラグインデックス
（（スラグの排出時間）／（メタルの排出時間））との
関係を示すグラフである。

【図５】実施例１における、炉況判定指数ｄ_l／（ｄ_l）
_STと、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）とのそれぞれの経時変化を示
すと共に、これら経時変化のそれぞれに対するスリップ
と吹抜け回数との合計値の経時変化を示すグラフであ
る。

【図６】図５に準じた、実施例２におけるグラフであ
る。

【図７】図５に準じた、実施例３におけるグラフであ
る。

【図８】図５に準じた、比較例におけるグラフである。

【図９】（ａ）は炉の上部Ｋ値（Ｋ_u）、中央部Ｋ値
（Ｋ_s）及び下部Ｋ値（Ｋ_l）の模式的説明図であり、
（ｂ）は微粉炭吹込み比（ＰＣＲ）とＫ_u、Ｋ_s及びＫ_l
との関係を示すグラフである。

【図１０】炉の中心、中間及び周辺部のそれぞれの部位
における−５ｍｍ粒径コークスの粉率を、オールコーク
ス操業時と高ＰＣＲ操業（ＰＣＲ１８０〜２３０ｋｇ／
ｔ）時とについて比較試験調査した結果を示すグラフで
ある。

【図１１】高ＰＣＲ高炉操業において低強度コークスを
多量に使用した場合における、炉下部Ｋ値（Ｋ_l）とス
ラグインデックスとの関係を示すグラフである。

【符号の説明】

１ 高炉炉体 ２、３ 圧力検出器 ４ 羽口軸 ５ ストックライン ６ 仮想の送風圧力演算機 ７ ｄ_l／（ｄ_l）_ST値演算機 ８ コークス粒径調節機 ９ コークス中心装入装置 １０ 朝顔部 １１ 融着帯 １２ 滴下帯 １３ 炉芯 １４ レースウェイ

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 有山 達郎 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 村井 亮太 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 後藤 和也 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 下村 昭夫 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 (72)発明者 早坂 祥和 東京都千代田区丸の内一丁目１番２号 日 本鋼管株式会社内 Ｆターム(参考） 4K012 BD00

Claims (4)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 操業中高炉の炉下部における送風圧力の
   仮想低下量を求め、この仮想低下量を用いて、当該炉下
   部の充填物粒子径を推定すると共に、 予め、当該高炉の安定操業中に、当該炉下部における送
   風圧力の仮想低下量を求め、この仮想低下量を用いて、
   当該高炉の安定操業中における炉下部の充填物粒子径を
   推定しておき、 こうして推定された前記操業中高炉の炉下部の充填物粒
   子径と、当該高炉の前記安定操業中における炉下部の充
   填物粒子径との比を、当該高炉の操業安定性の指標とし
   て用いることを特徴とする、高炉の安定操業方法。
2. 【請求項２】 前記操業中高炉の炉下部における送風圧
   力の仮想低下量を求める方法は、操業中高炉の羽口の上
   方位置であって、高炉朝顔部に属する２点以上の所定高
   さ位置の炉内壁近傍における圧力を測定し、得られた当
   該２点以上の位置における圧力測定値を用いて当該羽口
   軸上における仮想の送風圧力を求め、得られた当該仮想
   の送風圧力Ｐ_b’と、前記２点以上の圧力測定点の内最
   も高い位置における圧力測定値Ｐ_minとの圧力差Ｐ_b’−
   Ｐ_minを算出し、この圧力差Ｐ_b’−Ｐ_minを、前記送風
   圧力の仮想低下量とする方法であり、 そして、前記送風圧力の仮想低下量に応じた、前記操業
   中高炉の炉下部の充填物粒子径を推定する方法は、前記
   圧力差Ｐ_b’−Ｐ_minと、前記高炉の操業中データーに基
   づく数値とを、下記（１）式に代入して、炉下部におけ
   る平均的な充填物粒子径ｄ_lを算出して推定する方法で
   あり、 一方、前記高炉の安定操業中の炉下部における送風圧力
   の仮想低下量については、予め、前記圧力差Ｐ_b’−Ｐ
   _minに相当する、当該高炉の安定操業中における圧力差
   （Ｐ_b’−Ｐ_min）_STを求めておき、当該圧力差（Ｐ_b’
   −Ｐ_min）_ST及び当該高炉の安定操業中における操業デ
   ーターに基づく数値とを、下記（２）式に代入して、当
   該高炉の安定操業中の炉下部における平均的な充填物粒
   子径（ｄ_l）_{S T}を算出して推定することを特徴とする、
   請求項１記載の高炉の安定操業方法。ここで、上記
   （１）及び（２）式は、次の通りである。 （Ｐ_b’−Ｐ_min）／ΔＬ ＝｛１５０（１−ε）²μｕ｝／ε³ｄ_l ² ＋｛１７５（１−ε）ρｕ²｝／ε³ｄ_l ‥‥‥‥‥‥（１） （Ｐ_b’−Ｐ_min）_ST／ΔＬ ＝｛１５０（１−ε_ST）²μｕ_ST｝／ε_ST ³（ｄ_l）_ST ² ＋｛１７５（１−ε_ST）ρｕ_ST ²｝／ε_ST ³（ｄ_l）_ST ‥‥‥（２） 但し、 Ｐ_b’−Ｐ_min、（Ｐ_b’−Ｐ_min）_ST：それぞれ操業時及
   び安定操業時の羽口と朝顔部最上圧力測定位置との間の
   圧力差（ｋｇ／ｃｍ²） ΔＬ：羽口軸上と、その上方の朝顔部に属する２点以上
   の炉内壁近傍における圧力測定点の内最も高い位置にお
   ける圧力測定位置との距離（ｍ） ε、ε_ST：それぞれ操業時及び安定操業時の炉下部空隙
   率（−） μ：ボッシュガス粘度（Ｐａ・ｓ） ｕ、ｕ_ST：それぞれ操業時及び安定操業時のボッシュガ
   ス速度（ｍ／ｓ） ρ：ボッシュガス密度（ｋｇ／ｍ³） ｄ_l、（ｄ_l）_ST：それぞれ操業時及び安定操業時の炉下
   部の充填構造を構成する構成物の平均的な充填粒子径
   （ｍ）
3. 【請求項３】 前記操業中高炉の炉下部の充填物粒子径
   と、前記高炉の安定操業中における炉下部の充填物粒子
   径との比が、１未満になることが予想されるときに、炉
   況不調発生の可能性があるとみなし、少なくとも１の炉
   況立て直しアクションをとることを特徴とする、請求項
   １又は請求項２記載の高炉の安定操業方法。
4. 【請求項４】 前記高炉の操業中又は当該高炉の安定操
   業中における炉下部の送風圧力の仮想低下量を求める場
   合の、羽口より上方における圧力測定点の位置は、当該
   羽口から当該高炉のストックラインまでの距離ｈ₀との
   間に、下記（３）式： ｈ＝ｋｈ₀ ０．２６＜ｋ＜０．３３ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥（３） 但し、 ｈ ：羽口から圧力測定点までの距離（ｍ） ｈ₀ ：羽口からストックラインまでの距離（ｍ） の関係を満たすように設定することを特徴とする、請求
   項１から請求項３のいずれかに記載の高炉の安定操業方
   法。