JP6503055B2 - 高炉ガス流れの分布の検出方法 - Google Patents

Description

本出願は、２０１４年０９月０３日に中国特許庁へ提出した、出願番号が２０１４１０４４６５３６.６、発明の名称が「高炉ガス流れの分布の検出方法」である中国特許出願に基づき優先権を主張し、その全ての内容は引用によって本明細書中に援用される。

本出願は、高炉ガス流れの分布数値のシミュレーションの技術分野に関し、特に高炉ガス流れの分布の検出方法に関する。

高炉とは、横断面が円形である製鉄縦型炉をいい、典型的には、鋼板を炉体ハウジングとし、防火性レンガを内壁に積み上げて構成される。高炉本体は、上部から下部にかけて、炉口部、炉芯部、炉腰部、炉腹部、炉床部という５つの部分に分けられている。高炉による製鉄技術は、経済性に優れ、処理プロセスが簡便であり、生産量が大きく、労働生産性が高く、エネルギー消費量が低いなどの利点を有するため、この方法により製造された鉄鋼は世界鉄鋼生産総量の大部分を占めている。

高炉による製造時に、炉頂部から鉄鉱石、コークス、除滓用フラックス（石灰石）を装入し、炉体下部に周方向に設けられた羽口から加熱された空気を吹き入れる。高温下に、コークス（微粉炭や重油や天然ガスなどの補助的燃料を吹き入れる高炉もある）の炭素を空気に吹き込まれた酸素と燃焼させて生じた一酸化炭素、水素ガスは、高炉内部で上昇してゆく過程で鉄鉱石中の酸素を奪って還元して鉄を得る。製造された溶銑は出銑口を通して出銑される。鉄鉱石の中に還元されなかった不純物と石灰石などのフラックスが結合してスラグを生成し、溶銑とともに出銑口から排出され、滓分離器にて分離させる。生成された高炉ガスが炉頂から排気され、粉塵除去された後、熱風炉、加熱炉、コークス炉及びボイラーなどの燃料として利用されている。高炉で製造される主な製品は銑鉄であり、これに加えて、副生成物である高炉スラグと高炉ガスもある。

高炉に影響を及ぼす種々な要因の中で、「製鉄は即ち製ガス」と言われるように、ガス流れの分布は高炉の操業に対して重要であることが認識されるようになってきた。周知のように、ガス流れの分布は、高炉の原料配分メカニズムの調整を行うための最も重要なスタンダードとされ、現在の高炉操業の安定性の良否が反映されるとともに、高炉ガスの利用率の高低が決められている。高炉という高温高圧密閉型容器に対して、如何にガス流れの情報を取得するかは何よりも重要に考えられる。

当分野では、従来より、炉頂搭載型赤外線画像形成により炉口部で燃焼している火炎の大きさを検出することでガス流れの変化を判定し、炉口部における熱電体温度によりエッジ部のガス流れの変化を判定する方法が用いられてきたが、得られる情報量が僅かに少なかった。ある製鉄所では、半径方向におけるガス流れの成分の分布を検討するために、炉口部半径方向高炉ガスサンプリング機器も開発されていたが、オンライン検出ができず、かつ高炉ガスの漏洩問題があった。現在、ほとんどの高炉は炉頂に十字状測温プローブが実装され、ガス流れの温度の半径方向での分布がオンライン検出されているが、得られる情報が限られており、温度分布だけではガス流れの分布を全面的に反映することができない。従来の特許文献の中に、例えばロシアの特許ＳＵ１３３０１６３には、高炉半径方向のガス流れの分布を検出方法も開示されており、係る方法において、炉体原料に挿入された高炉ガスサンプリング装置によって高炉ガスの成分を測定するとともに、配分原料を投入する前、後にガス流れの半径方向の温度分布を赤外線画像形成法で計測し、その後炉頂での平均ガス流量や温度、時間差と炉内原料比熱に基づいて、数式にてガス流れの半径方向分布を算出する。ところが、上記測定は安価な赤外線計測装置に依存し、かつ炉内の高炉ガスサンプリング装置は、原料の投入に影響しつつ高炉内壁への摩損を加速化するおそれがある。また、上記文献では、原料層厚さ及び熱伝導が半径方向に同じであることを仮定した。ところが、実際の高炉操業中に、半径方向での原料層厚さ及び熱伝導が大いに違うことが報告されている。

従って、如何に精度良くかつ簡便な高炉ガス流れの分布の検出方法を提供するかということは、高炉製鉄分野で解決が望まれている技術的問題となっている。

上述したことに鑑みて、本発明が解決しようとする技術的課題は、高炉半径方向のガス流れの分布の検出方法を提供することにある。本発明に係る検出方法により、高炉の操業者は、主な操業パラメータが変化したときに、ガス流れの分布及び原料層の構造分布の変化を迅速に捕捉でき、原料配分メカニズムの調整が速やかかつ正確に行えるので、理想的なガス流れの分布を取得して燃料比を低減させ、高炉の操業安定性を維持することが可能となる。

本発明は、高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１以上の自然数である）ステップ（ａ）と、
各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得するステップ（ｂ）と、
前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成するステップ（ｃ）と、
各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び前記ステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れの速度を求めるステップ（ｄ）と、
前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得するステップ（ｅ）と、
を含む、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出方法を開示している。

好ましくは、ステップ（ｄ）の後に、
各温度測定装置領域内の原料層厚比に基づいて、原料層厚比の平均値を算出し、各温度測定装置領域でのガス流れ速度に基づいて、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求めるステップ（ｄ＃）をさらに含み、
前記ステップにて算出された原料層厚比の平均値を原料層厚比の理論的な平均値と比較して、誤差σ1を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を炉頂ガス流れの理論的な総体積と比較し、誤差σ２を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を炉頂ガス流れの理論的な総熱量と比較し、誤差σ３を取得し、
前記σ1、σ２及びσ３のうちの１つまたは複数の数値が５％以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差と原料粒度分布を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満になるまで、前記ステップ（ｄ）を繰り返し、
一方、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、前記ステップ（ｅ）を行う。

好ましくは、前記原料は、鉱石とコークスであり、
前記原料層厚比の理論的な平均値の計算式は、Ｘ_０＝[Ｌｏ／(Ｌｏ+Ｌｃ)]_０であり、
ここで、式中、Ｌｏは鉱石層の厚さであり、Ｌｃはコークス層の厚さである。

好ましくは、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比をｘ_ｉとし、前記原料層厚比の平均値をＸ_ｔとしたときに、前記原料層厚比の平均値の計算式は、

ここで、Ｓ_iは各温度測定装置領域の面積であり、Ａは高炉炉口部の横断面の総面積である。

好ましくは、前記原料は、鉱石とコークスであり、
前記温度測定領域内の原料層厚比をｘｉとし、前記温度測定装置領域内のガス流れ速度をｕ_iとしたときに、前記温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係は、

ここで、Ｃ_ｇはガス比熱であり、Ｃ_ｓは固体比熱であり、Ｇ_ｇはガス流量であり、Ｇ_ｓは固体流量であり、ρは炉頂のガス密度であり、ｖは固体炉床の下降速度であり、ρ_０は鉱石の密度であり、ρ_Cはコークスの密度である。

好ましくは、前記各高炉塊状帯の通気抵抗の方程式は、

ここで、ｋ_１ ^＊は粘性抵抗係数であり、ｋ_２ ^＊は慣性抵抗係数であり、ΔＰ/Ｌは１単位当たりの長さにおける圧力差であり、εは炉床の空隙率であり、Ｄｐは粒子の平均粒子径であり、μはガス粘度であり、ｕはガス流れ速度であり、ρはガス密度であり、
前記コークスの粘性抵抗係数とコークスの慣性抵抗係数は、それぞれ、

であり、
前記鉱石の粘性抵抗係数及び鉱石の慣性抵抗係数は、それぞれ、

である。
好ましくは、前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差が等しく、
前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差は、この高炉塊状帯内のコークスの１単位当たりの長さにおける圧力差と、鉱石の１単位当たりの長さにおける圧力差との和である。

好ましくは、前記温度測定装置は十字状温度測定プローブである。
本発明は、高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１以上の自然数である）分割手段と、
各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得する第１の取得手段と、
前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成する作成手段と、
各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び前記ステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れ速度を取得する第２の取得手段と、
前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得する結果手段と、
を備える、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出システムを開示している。

好ましくは、各温度測定装置領域内の原料層厚比に基づいて、原料層厚比の平均値を算出し、各温度測定装置領域でのガス流れ速度に基づいて、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求める検証手段をさらに備え、
前記ステップにて算出された原料層厚比の平均値を原料層厚比の理論的な平均値と比較して、誤差σ1を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を炉頂ガス流れの理論的な総体積と比較し、誤差σ２を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を炉頂ガス流れの理論的な総熱量と比較し、誤差σ３を取得し、
前記σ1、σ２及びσ３のうちの１つまたは複数の数値が５％以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差と原料粒度分布を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、前記ステップ（ｄ）を繰り返し、
一方、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、前記ステップ（ｅ）を行う。

本発明は、高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１以上の自然数である）ステップ（ａ）と、各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得するステップ（ｂ）と、前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成するステップ（ｃ）と、各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び前記ステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れの速度を求めるステップ（ｄ）と、前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得するステップ（ｅ）と、を含む、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出方法を開示している。従来の技術と比べて、本発明が提供する測定方法は、ガス流れと固体炉床間の熱交換や、原料層構造の高炉半径方向での分布の高炉半径方向の通気性に及ぼす影響、さらにガラス流れの分布に影響を与える形態を考慮し、また、十字状測温プローブ及び他の主な高炉操業パラメータに基づいて、高炉半径方向における原料層構造及びガス流れの分布を算出する。本発明に係る検出方法により、高炉の操業者は、現在の径方向でのガス流れの温度分布の変化に基づいて、炉口部の径方向における原料層構造及びガス流れの分布の変化方向を迅速且つ精度よく測定することができるので、原料配分メカニズムの調整のための方向性が検討され、これで、高炉の安定な操業を確保しつつ耐用寿命を長持ちさせ、燃料比を低減させることが可能となり、かつ高価な検出機器を別途使用する必要はない。また、本発明に係る検出方法により、異なる操業時間帯での高炉炉口部の半径方向の各々の部位の熱流比の分布、鉱石層厚比の分布及びガス流れ速度の分布を計算するとともに、毎回に原料配分マトリックスが変更される前後の各パラメータの変化を比較する。実験の結果から、毎回に原料配分マトリックスが変更される方向は、本発明で計算された鉱石層厚比の分布の変化方向と一致し、これに伴ったガス流れの分布と温度分布の変更も予測通りであることが報告されている。

本発明の十字状測温プローブの設置及び半径方向での温度測定領域の構成図である。 本発明の高炉内部領域の分割及び高炉塊状帯のガス−固体熱量バランスの模式図である。 本発明の原料位置、固体・ガスの流れ並びに炉内でオンライン検出する位置を示す図面である。 本発明の実施例１における温度測定装置領域から分割された各領域の面積を示す図面である。 本発明の実施例１における高炉原料の半径方向の下降速度の分布を示す図面である。 本発明の宏発社製２５００高炉の２０１３年度２０１４年度初における操業情況を示す図面である。 本発明のＣａｓｅ１からＣａｓｅ２への移行における各パラメータの変化を示す図面である。 本発明のＣａｓｅ２からＣａｓｅ３への移行における各パラメータの変化を示す図面である。 本発明のＣａｓｅ３からＣａｓｅ４への移行における各パラメータの変化を示す図面である。 本発明のＣａｓｅ４からＣａｓｅ５への移行における各パラメータの変化を示す図面である。

本発明をより一層理解すべく、以下、実施例を参照しながら、本発明の好適な実施形態について説明する。しかし、これらの記述は本発明の特徴及び利点を詳しく説明するものに過ぎず、本発明を制限するものではないことが理解されるべきである。

本発明は、
高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１以上の自然数である）ステップ（ａ）と、
各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得するステップ（ｂ）と、
前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成するステップ（ｃ）と、
各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び前記ステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れの速度を求めるステップ（ｄ）と、
前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得するステップ（ｅ）と、
を含む、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出方法を開示している。

本発明で使われている符号や概念の定義については特に制限されないが、当業者が認識できる当分野における常用符号及び概念であればよい。

本発明で引用されている熱力学算式については特に制限されないが、当業者が認識できる熱力学算式であればよい。

本発明では、まず、高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する。前記Ｎは１以上の自然数である。

本発明で前記温度測定装置付き高炉については特に制限されないが、当業者が認識できる製鉄用高炉であればよく、本発明では宏発社製の２５００ｍ^３高炉を使用することが好ましい。本発明で前記温度測定装置について特に制限されないが、当業者が認識できる高炉温度測定用装置であればよく、本発明では十字状測温プローブを使用することが好ましい。本発明で十字状測温プローブの個数については特に制限されないが、当業者が認識できる通常の十字状測温プローブの個数であればよく、本発明では２〜４個を使用することが好ましい。本発明で十字状測温プローブの測温点の個数については特に制限されないが、当業者が認識できる通常の十字状測温プローブの測温点の個数であればよく、本発明では5〜8を使用することが好ましく、６〜７を使用することがより好ましい。本発明で十字測温プローブの位置については特に制限されないが、当業者が認識できる高炉に実装された十字状測温プローブの位置であればよく、本発明では高炉の炉口の四辺壁に対応して実装することが好ましく、東側面と西側面に実装することがより好ましく、南側面と北側面に実装することが更に好ましく、東側、南側、西側及び北側の面に実装することが最も好ましい。本発明で前記温度測定装置の全体実装位置については特に制限されないが、当業者が認識できる全体実装位置であればよく、本発明では、具体的に、高炉炉口の東南西北の４方向に十字状測温プローブを１つずつ配設し、その中の１つで６つの測温点を測定し、別の３つのそれぞれで５つずつの測温点を測定するように実装することが好ましい。本発明で前記測温点の設置方法については特に制限されないが、当業者が認識できる十字状測温プローブの測温点の設置方法であればよく、本発明における測温点の具体的な設置方法は、以下の手順に従い実行されることが好ましい。即ち、測温プローブを下方に１５°斜めにして実装し、測温点を高炉炉口部の半径方向に沿って中心からエッジにかけて等距離で配置する。ここで、２つずつの十字状測温プローブの間隔は、好ましくは５００〜１０００ｍｍであり、更に好ましくは６００〜９００ｍｍであり、最も好ましくは８００ｍｍである。本発明で前記半径方向の向きについては特に制限されないが、当業者が認識できる半径方向の向きであればよく、本発明における半径方向の向きは、高炉炉口の中心から炉体内壁に向いている射線の方向であり、前記半径方向の向きは水平面と平行に配置されてもよいし、平行に配置されていなくてもよい。

本発明で前記温度測定領域の具体的な個数、即ちＮの値については特に制限されないが、当業者は高炉のサイズ及び実際の稼動状況に応じて自ら設定し得る。本発明では、４〜８個とすることが好ましく、５〜７個とすることがより好ましく、６個とすることが最も好ましい。本発明で前記領域の分割方法については特に制限されないが、当業者が認識できる十字状測温プローブの温度測定領域の分割方法であればよく、本発明の具体的な分割方法は、以下の手順に従い実行されることが好ましい。即ち、まず、２つの測温点の中心をとって、高炉炉口の横断面の中心を円心として、高炉中心から測温点の中心までの距離を半径として円を描き、そして、炉口の横断面を半径方向に沿って６つの領域に分割し、それぞれの領域の面積をＳ_１、Ｓ_２、Ｓ_３、Ｓ_４、Ｓ_５、Ｓ_６とする。それぞれの温度測定領域内に、４つの測温プローブに対応する測温点に対して４つの方向に平均値、即ち各温度測定装置領域の温度値を求め、最後に炉頂高炉ガスの炉口の半径方向における温度分布を得る。

上述した十字状測温プローブ及び半径方向における温度測定領域の分割に関する好適な技術案について、図１を参照することができる。図１は、本発明の十字状測温プローブの設置及び半径方向での温度測定領域の配置図である。

本発明は、上記方法により温度測定領域を分割した後、各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得する。

本発明では、高炉塊状帯の部位で熱バランスがとれており、即ち固体とガスの温度が極めて近く、固体とガス間に熱伝達がなく、この領域は熱バランス領域とされる。このとき、化学反応及び炉壁の熱交換による熱損失を考慮せず、ガス熱流量と固体熱流量のバランス方程式を作成する。ここで、ガス熱流量と固体熱流量のバランス方程式は、好ましくは、Ｃ_ｇＧ_ｇ（ｄＴ/ｄＺ）＝Ｃ_ｓＧ_ｓ（ｄｔ/ｄＺ）である。ここで、Ｃ_ｇはガスの比熱（単位：ｋＪ/ｍ³・℃）であり、Ｃ_ｓは固体の比熱（単位：ｋＪ/ｋｇ・℃）であり、Ｇ_ｇはガスの流量（単位：Ｎｍ³/ｈ）であり、Ｇ_ｓは固体の流量（単位：ｋｇ/ｈ）であり、ｄＴ/ｄＺはガスの１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）であり、ｄｔ/ｄＺは固体の１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）である。

本発明では、十字状測温プローブ上の各測温点はいずれも前記ガス熱流量と固体熱流量のバランス方程式、即ちガス−固体熱バランス方程式を満足する。前記各十字状測温プローブの各温度値をバランス方程式に代入すると、十字状測温プローブの半径方向における各測温点の固体-ガス熱流比Ｃ_ｓＧ_ｓ／Ｃ_ｇＧ_ｇを求めることができ、つまり前記高炉塊状帯より上方の相応する温度測定領域の固体-ガス熱流比を算出することができる。前記固体-ガス熱流比の数式は、Ｃ_ｓＧ_ｓ／Ｃ_ｇＧ_ｇ，ｉ＝１…Ｎ；である。ここで、前記相応する温度測定装置領域とは、温度測定装置領域が高炉の高さ方向に沿って高炉塊状帯と一々に対応し、かつ相応する高炉塊状帯の上方に位置していることをいう。前記温度測定装置領域のうちのいずれか１つの温度測定装置領域を第ｉ個目の領域としたとき、１≦ｉ≦Ｎの関係を満たす。ここで、前記ｉは、１以上の自然数である。

本発明で前記高炉塊状帯については特に制限されないが、当業者が認識できる高炉塊状帯であればよい。本発明で高炉内部領域の後続分割については特に制限されないが、当業者が認識できる分割方法であればよい。本発明における高炉は、好ましくは、塊状帯、溶融帯、滴下帯、旋回エリアとスラグという５部分に分割されている。高炉内部での固体及びガスの温度分布について、具体的に図２を参照することができる。図２は、本発明の高炉内部領域の分割及び高炉塊状帯のガス−固体熱量バランスの模式図である。

本発明では、前記ステップにて算出された各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成する。前記原料は、鉱石とコークスであるのが好ましい。前記温度測定領域内の原料層厚比をｘ_ｉとし、前記温度測定装置領域内のガス流れ速度をｕ_iとしたときに、前記温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係は、好ましくは、

である。
ここで、Ｃ_ｇはガス比熱であり、Ｃ_ｓは固体比熱であり、Ｇ_ｇはガス流量であり、Ｇ_ｓは固体流量であり、ρは炉頂のガス密度（単位：ｋｇ／ｍ^３）であり、ｖは固体炉床の下降速度（単位：ｍ／ｓ）であり、ρ_０は鉱石の密度（単位：ｋｇ／ｍ^３）であり、ρ_Cはコークスの密度（単位：ｋｇ／ｍ^３）である。
本発明では、前記各温度測定装置領域内の固体熱流量の方程式は下記式である。

前記ガス熱流量の方程式は（Ｃ_ｇＧ_ｇ）_ｉ＝（Ｃ_ｇρｕＳ）_ｉである。
ここで、Ｓは温度測定装置領域内の固体炉床とガス流れが通過する断面積であり、Ｓ_ｉは各温度測定装置領域の面積である。

において、Ｌ_Ｏは鉱石層厚さ（単位：ｍ）であり、Ｌ_Ｃはコークス層厚さ（単位：ｍ）である。

本発明では、前記高炉内の原料の位置、固液気の３相の流れ方向及び工程プロセスについては特に限定されないが、当業者が認識できる高炉の稼動状況であればよく、具体的に図３を参照することができる。図３は、本発明の原料位置、固体・ガスの流れ並びに炉内でオンライン検出する位置を示す図面である。

本発明では、さらに、各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差（ΔＰ/Ｌ）、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、そして、前記ステップにて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係と関連付けさせることにより、各温度測定装置領域のガス流れ速度を取得する。

本発明では、後続の計算の便宜上、前記高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差（ΔＰ/Ｌ）を予め具体的な値と設定しておくことが好ましい。本発明で前記ΔＰ/Ｌの設定方法については特に制限されないが、当業者が認識できる方法であればよく、本発明では、高炉の実際操業時の全圧力差と、羽口から原料軸線までの距離とに応じて設定することが好ましい。また、前記高炉塊状帯の原料粒度分布（ｄｐ）、即ち高炉半径方向におけるコークスと鉱石の粒度分布を予め具体的な値と設定しておくことが好ましい。本発明で前記原料粒度分布の設定方法については特に制限されないが、当業者が認識できる方法であればよく、本発明では、前記原料粒度分布が炉口半径と関連付けられることで得られ、具体的にｄｐ＝ｆ(ｒ)(０≦ｒ≦１)とすることが好ましい（式中、ｒは無次元の炉口半径である）。その初期値が半径方向に亘って均一に分布し、即ちｄｐ=Ｄ_ｐとするように設定されている。本発明で前記高炉原料粒度分布の具体的な関連付け方法については特に限定されないが、当業者が認識できる粒度分布又は分布曲線の測定方法であればよい。本発明で前記粒子の平均粒子径（Ｄ_ｐ）の算出方法については特に制限されないが、当業者が認識できる平均粒子径の算出方法であればよく、本発明では算術平均法を用いることが好ましい。

好ましくは、前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差が等しい数値とされ、即ち、

である。
好ましくは、前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差は、この高炉塊状帯内のコークスの１単位当たりの長さにおける圧力差と、鉱石の１単位当たりの長さにおける圧力差との和とされ、即ち、

である。
本発明における、前記各高炉塊状帯の通気抵抗の方程式は、好ましくは、下記式である。

式中、ｋ_１ ^＊は粘性抵抗係数であり、ｋ_２ ^＊は慣性抵抗係数であり、ΔＰ/Ｌは１単位当たりの長さにおける圧力差（単位：ｋＰａ／ｍ）であり、εは炉床の空隙率であり、Ｄ_ｐは粒子の平均粒子径（単位：ｍ）であり、μはガス粘度（単位：Ｐａ・ｓ）であり、ｕはガス流れ速度（単位：ｍ／ｓ）であり、ρはガス密度である（単位：ｋｇ／ｍ^３）である。

本発明で前記粘性抵抗係数及び慣性抵抗係数については特に制限されないが、当業者が認識できる算出方法であればよく、本発明では、好ましくは、Ｙａｍａｄａ氏が川崎製鉄技報（１９７４,１６−３６)に発表した“Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｂｕｒｄｅｎ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ Ｇａｓ ｐｅｒｍｅａｂｉｌity in ａ Ｌａｒｇｅ Ｖｏｌｕｍｅ Ｂｌａｓｔ Ｆｕｒｎａｃｅ）に開示された算出方法により算出される。

前記コークスの粘性抵抗係数とコークスの慣性抵抗係数は、それぞれ、

である。
前記鉱石の粘性抵抗係数及び鉱石の慣性抵抗係数は、それぞれ、

である。
本発明では、前記方程式を組み合わせて、ΔＰ/Ｌ、コークスと鉱石の粒度分布ｄｐ＝ｆ(ｒ)(０≦ｒ≦１)が設定されている場合に、前記ステップでの計算によって、最後に、各温度測定装置領域の原料層厚比ｘ_１，ｘ_２，…ｘ_Ｎと、ガス流れ速度の分布ｕ_１，ｕ_２，…ｕ_Ｎとを得る。

本発明では、計算データの確実性を確保し、計算データの正確性を向上させるためには、前記計算するデータを検証することが好ましい。本発明で前記検証方法については特に制限されないが、当業者が認識できる前記高炉データの検証方法であればよく、本発明では、好ましくは、以下の手順ごとに実行される。

まず、各温度測定装置領域内の原料層厚比に基づいて、原料層厚比の平均値を算出し、各温度測定装置領域でのガス流れ速度に基づいて、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求める。

そして、前記ステップにて算出された原料層厚比の平均値を原料層厚比の理論的な平均値と比較して、誤差σ1を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を炉頂ガス流れの理論的な総体積と比較し、誤差σ２を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を炉頂ガス流れの理論的な総熱量と比較し、誤差σ３を取得する。

さらに、誤差の解析を行い、前記σ１、σ２及びσ３のうちの１つまたは複数の数値が５％以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差と原料粒度分布を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満になるまで、前記ステップ（ｄ）を繰り返す。一方、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、前記ステップ（ｅ）を行う。

本発明で検出データの種類については特に制限されないが、当業者が認識できる高炉の通常状態における検出データの種類であればよく、本発明では、コークスのバッチデータ、ガス消耗量、炉頂で検出された各ガスの成分、温度及び圧力などを用いることが好ましい。本発明で検出データの由来については特に制限されないが、当業者が認識できる高炉の通常状態における検出データの由来であればよい。

本発明では、まず、前記ステップで計算された各温度測定装置領域内の原料層厚比から、原料層厚比の平均値を算出する。前記各温度測定装置領域のガス流れ速度から、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求める。上記原料層厚比の平均値、ガス流れの総体積及びガス流れの総熱量は、いずれも、実際に検出したデータをもとに、本発明の前記算出法に従い算出されたデータである。

前記各温度測定装置領域内の原料層厚比は好ましくはｘ_ｉとされ、前記原料層厚比の平均値は好ましくはＸ_ｔとされ、前記原料層厚比の平均値の計算式は、好ましくは、

である。
式中、Ｓ_iは各温度測定装置領域の面積であり、Ａは高炉炉口部の横断面の総面積である。

前記ガス流れの総体積及びガス流れの総熱量について、好ましくは、計算されたガス流れ速度の分布ｕ_ｉに基づいて炉頂高炉ガス体積ｖ_i及び高炉ガス熱量Ｑ_ｉの分布を算出し、そして、各測温点の体積を加算してガス流れの総体積及び総熱量を求める。

Ｖ_ｔ＝Ｖ_１＋Ｖ_２＋…Ｖ_Ｎ，Ｑ_ｔ＝Ｑ_１＋Ｑ_２＋…Ｑ_Ｎ
本発明では、さらに、与えられたコークスのバッチデータと鉱石のバッチデータから、炉頂の鉱石とコークス層厚比の理論的な平均値、即ち原料層厚比の理論的な平均値を算出する。そして、高炉ガス中のＮ_２保存則に従い、炉頂乾燥高炉ガスの体積Ｖ_Ｄを算出する。炉頂におけるＣＯ_２+Ｈ_２=Ｈ_２Ｏ+ＣＯという反応動力学のバランスに従い、炉頂水蒸気の体積Ｖ_Ｈ２Ｏを算出し、さらに炉頂におけるガス総体積Ｖ_０及び総熱量Ｑ_０、即ち炉頂ガス流れの理論的な総体積及び炉頂ガス流れの理論的な総熱量を求める。前記原料は、鉱石とコークスであり、前記原料層厚比の理論的な平均値の計算式は、Ｘ_０＝[Ｌｏ／(Ｌｏ+Ｌｃ)]_０である。ここで、Ｌｏは鉱石層の厚さであり、Ｌｃはコークス層の厚さである。本発明で前記炉頂ガス流れの理論的な総体積及び炉頂ガス流れの理論的な総熱量の算出方法については特に制限されないが、当業者が認識できる前記反応動力学のバランスによる算出方法であればよい。

本発明では、前記方法で算出されたＸ_ｔ、Ｖ_ｔ及びＱ_ｔと、前記数式にて求められた理論値Ｘ_０、Ｖ_０及びＱ_０とを比較し、誤差σ1、σ２及びσ３を得る。本発明で前記誤差の算出方法については特に制限されないが、当業者が認識できる誤差の算出方法であればよい。本発明で前記誤差の検証方式については特に制限されないが、当業者が認識できる補正方式又は補正スタンダードであればよく、本発明では、好ましくは、以下の手順ごとに実行される。即ち、前記誤差値σ1、σ２及びσ３のうちのいずれか１つの数値が誤差極限値以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差（ΔＰ/Ｌ）と原料粒度分布（ｄｐ＝ｆ(ｒ)(０≦ｒ≦１)）を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも誤差極限値未満になるまで、上記各温度測定装置領域のガス流れ速度の算出ステップを繰り返す。一方、前記誤差値σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも誤差極限値未満であれば、検証ステップを停止する。前記誤差極限値は、好ましくは３％〜７％であり、より好ましくは４％〜６％であり、最も好ましくは５％である。

本発明において、前記検証ステップの実行後に、前記誤差値がいずれも極限誤差値未満になった後、前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得する。

本発明は、高炉半径方向の原料層構造及びガス流れの分布の検出方法を開示する。本発明が開示する検出方法は、高炉の主な操業パラメータ、例えば送風条件、コークスと鉄鉱石のバッチ重量、圧力差、炉頂高炉ガスの成分、温度などに基づいて、十字状測温プローブの測温点ごとに、炉口部を若干の円環状の温度測定装置領域に分割すると共に、これらの温度測定装置領域に対してガス−固体熱量バランスとガス流れの原料層での圧力損失の計算を行い、原料の原料層構造及びガス流れ（速度、体積及び熱量を含む）の炉口半径方向に沿った分布を取得すると共に、固体の質量バランス、ガスの質量バランス及び熱量バランスで検証及び補正を行う。これにより、操業員は高炉稼働状況が変化し、例えば送風条件や十字状測温プローブの半径方向の分布方式が変化したときに、間接的手法により原料層構造及びガス流れの半径方向の分布の変化傾向を把握すると共に、高炉の原料配分メカニズムを調整することができ、結果として、適当なガス流れの分布を取得し、高炉の安定な稼働を確保しつつ耐用寿命を延ばし、燃料比の低減を図ることが可能となる。

本発明は、分割手段と、第１の取得手段と、作成手段と、第２の取得手段と結果手段とを備え、好ましくは検証手段をさらに備える高炉ガス流れの分布の検出システムをさらに提供している。前記手段は本発明が開示する高炉ガス流れの分布の検出方法の相応するステップに対応している。本発明に係る検出方法は前記技術的効果を具備するので、本発明が開示する高炉ガス流れの分布の検出システムも同じ技術的効果を奏する。

本発明が開示する検出方法により、異なる操業時間帯での高炉炉口部の半径方向の各々の部位の熱流比の分布、鉱石層厚比の分布及びガス流れ速度の分布を計算するとともに、毎回に原料配分マトリックスが変更される前後の各パラメータの変化を比較する。実験の結果から、毎回に原料配分マトリックスが変更される方向は、本発明で計算された鉱石層厚比の分布の変化方向と一致し、これに伴ったガス流れの分布と温度分布の変更も予測通りであることが報告されている。

本発明をより一層説明するために、以下で実施例を参照しながら本発明が開示する高炉ガス流れの分布の検出方法について詳しく説明する。但し、本発明の保護範囲は以下の実施例により制限されるものではない。

まず、沙鋼宏発社製の２５００ｍ^３高炉内部で、高炉炉頂の十字状測温プローブの測温点の個数及び方位、測温点の間の距離を設定するとともに、高炉炉口の東南西北の４方向に十字状測温プローブを１つずつ配設し、その中の１つで６つの測温点を測定し、別の３つのそれぞれで５つずつの測温点を測定するようにした。２つの測温点の中心をとって、高炉炉口の横断面の中心を円心として、高炉中心から測温点の中心までの距離を半径として円を描き、そして、炉口の横断面を半径方向に沿って６つの領域に分割し、それぞれの領域の面積をＳ_１、Ｓ_２、Ｓ_３、Ｓ_４、Ｓ_５、Ｓ_６とする。Ｓ_１〜Ｓ_６という各温度測定装置領域の面積分布は、図４を参照することができる。図４は、本発明の実施例１における温度測定装置領域から分割された各領域の面積を示している。十字状測温プローブを下方に１５°斜めにして実装し、測温点を中心からエッジにかけて等距離で配置し、２つずつの十字状測温プローブの間隔を８００ｍｍとする。４つの測温プローブに対応する測温点を４方向に平均値を求めると、炉頂高炉ガスの炉口半径方向での温度分布図が示されている。前記設置方式について、図１〜３を参照する。

その後、表１に示すように、高炉内でオンライン検出し、検出数値を得る。表１は、高炉のオンライン検出時の操業パラメータである。

熱平衡領域の温度を１０００℃としている。本発明のモデルは、高炉炉頂から熱平衡領域までの熱量平衡をカバーしている。塊状帯の化学反応、ガスと炉壁の熱交換、及び、固体と炉壁の熱交換による熱損失を考慮しない。ガスと固体間の熱量バランスにより、ガスの熱量がちょうど固体まで伝達され、そうすると、Ｃ_ｇＧ_ｇ（ｄＴ/ｄＺ）＝Ｃ_ｓＧ_ｓ（ｄｔ/ｄＺ）となる。各々の半径方向での温度測定装置領域はいずれも熱量バランス、即ち、

を満足する。
ここで、Ｔｓ(ｔｏｐ)=２５℃、Ｔ_ｇ,ｉ(ｔｏｐ)は、各温度測定装置領域のオンライン検出時の温度値である。以上の数式から、各々の半径方向での温度測定装置領域内の固体‐ガス熱流比Ｃ_ｓＧ_ｓ/Ｃ_ｇＧ_ｇを算出する。表２に示すように、表２は、本発明の実施例１で計算された各パラメータの数値分布である。

固体-ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比ｘ_ｉと、ガス流れ速度ｕ_iとの間の関数関係を作成する。

ここで、ρ_０は鉱石の密度であり、２２１０ｋｇ／ｍ^３とし、ρ_Cはコークスの密度であり、５００ｋｇ／ｍ^３とし、Ｌ_Ｏは鉱石層厚さｍであり、Ｌ_Ｃはコークス層厚さｍであり、Ｃ_ｓ=１２４５Ｊ/ｋｇ・℃である。

ＩＣＨＩＤＡ氏が「ＩＳＩＪ ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ,Ｖｏｌ.３６(１９９６),Ｎｏ.５,ｐｐ. ４９３−５０２」に発表した「Ｒａｄｉａｌ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｂｕｒｄｅｎ Ｄｅｓｃｅｎｔ Ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｎｅａr Ｂｕｒｄｅｎ Ｓｕｒｆａｃｅ ｉｎ Ｂｌａｓｔ Ｆｕｒｎａｃｅ」により、高炉炉口部の半径方向での高炉原料の下降速度は均一ではなく、その半径方向での下降速度の分布は、ｖ＝０．２２５９ｒ＋０.８５２９（０≦ｒ≦１）である。ここで、ｒは無次元の炉口半径であり、図５を参照して、図５は、本発明の実施例１における高炉原料の半径方向での下降速度の分布図である。半径方向でのガス流れの温度が異なるので、これに応じて、ガス流れの密度も異なる。ガス流れの密度は、

に従い算出できる。式中、ρ_０，Ｐ_０，Ｔ_０はそれぞれ標準状態でのガス密度、圧力及び温度であり、Ｐ及びＴはそれぞれ稼動状態での圧力及び温度であり、オンライン機器で計測される。半径方向でのガス流れの温度が異なり、これに応じて、半径方向での各測温点のガス比熱が異なる。『高炉製鉄製造技術案内』に指摘されているように、各温度におけるガス比熱は、

であり、なお、係数ａ、ｂ、ｃは表３に示す通りである。従って、各温度測定装置領域の平均比熱は、

である。半径方向での各測温点のガス成分が同じであり、比熱が温度のみによって変化することを仮定したら、炉頂の半径方向での各測温点のガス比熱は、

となる。ここで、ａは各ガス成分の質量％である。表３に示すように、表３は、本発明の実施例１における各ガス成分の質量％である。

最後に、十字状測温プローブの半径方向での各測温点の鉱石層厚比ｘ_ｉと、ガス流れ速度ｕ_iの分布を算出する。
前記原料層厚比ｘ_ｉと、ガス流れ速度ｕ_iとの間の関数関係により、下記式（１）となる。

高炉塊状帯において、通気抵抗方程式、下記式（２）を適用する。

下記式（３）に示すように、各測温点の１単位当たりの長さにおける圧力損失は、１単位当たりのコークスと鉱石の圧力損失の和である。

かつ、下記式（４）に示すように、各測温点での１単位当たりの長さにおける圧力損失は塊状体において等しい。

ここで、コークスの空隙率が０.５であり、鉱石の空隙率が０.４３である。Ｄ_ｐは粒子の平均粒子径（単位：ｍ）であり、コークスの平均粒子径は０.０４５ｍであり、鉱石の平均粒子径は０.０１７３ｍである。

半径方向でのガス流れの温度が異なり、これに応じて半径方向での各測温点のガス粘度も異なる。μはガス粘度（単位：Ｐａ・ｓ）であり、Ｓｕｔｈｅｒｌａｎｄ式

に従い算出される。ここで、Ｔは現在のガス温度である。
ｋ_１ ^＊は粘性抵抗係数であり、ｋ_２ ^＊は慣性抵抗係数である。
コークスに対して、

となる。
鉱石に対して、

となる。
方程式（１）、（２）、（３）、（４）を組み合わせると、下記式（５）が得られる。

ａ_ｉｕ^３＋ｂ_ｉｕ^２＋ｃ_ｉｕ＋ｄ_ｉ＝０ 式（５）
上記式中、ａ_ｉ、ｂ_ｉ、ｃ_ｉ、ｄ_ｉはｘ_ｉ，ε，Ｄ_ｐ，ｉ，ｋ_１ ^＊ _，ｉ，ｋ_２ ^＊ _，ｉの表現式である。上記記述から、下記式を導き出すことができる。

実際の高炉の全圧力差及び軸線高さに応じて、ΔＰ/Ｌの初期値を０.７７Ｋｐａ／ｍとする。コークスと鉱石の炉口半径方向での粒度が均一に分布していることを仮設したら、与えられる条件下での方程式（５）を解くことができる。即ち、鉱石層厚比分布ｘ_１，ｘ_２，…ｘ_６、ガス流れ速度の分布：ｕ_１，ｕ_２，…ｕ_６。表２に示すように、表２は、本発明の実施例１で算出された各パラメータの数値分布である。

検証ステップ
（１）炉頂の原料層厚比の炉論的な平均値、炉頂ガス流れの理論的な総体積Ｖ_０及び炉頂ガス流れの総熱量Ｑ_０の算出
表１から与えられる固体消耗、ガス消耗、炉頂で検出されたガス成分、及び炉頂温度に基づいて、１チャージ当たりのコークス量を１２.２ｔとし、１チャージ当たりの鉱石量を７１ｔとし、計算により、平均原料層構造Ｘ_０=[Ｌ_Ｏ/(Ｌ_Ｏ＋Ｌ_Ｃ)]_０=０.５６９を得る。羽口領域での送風状況は、風量が４５４７Ｎｍ^３/ｍｉｎであり、富酸素量が１７９６４Ｎｍ^３/ｈであり、石炭吹込み量が４２.０５ｔ/ｈである。炉頂オンラインガス解析器により検出されたガス成分は、ＣＯ：２０.３４％、ＣＯ_２：１８.９３％、Ｈ_２：２.８２％、Ｎ_２：５６.４％、ガス圧力Ｐ_ｔｏｐ=２０７ｋＰａ、ガス温度Ｔ_ｔｏｐ＝１２１.２７℃。そうすると、羽口から吹き込まれたＮ_２の体積は下記式で表される。

ここで、ＢＶは冷風風量（単位：Ｎｍ^３/ｍｉｎ）であり、Ｎ_２ｃｏａｌは、微粉炭のキャリアガスＮ_２の流量（単位：Ｎｍ^３/ｈ）であり、ＰＣＩは石炭吹込み量（単位：ｔ/ｈ）であり、Ｎ_ＰＣＩは微粉炭中のＮの含量である。

Ｎ_２の平衡から炉頂乾燥高炉ガスの総体積を算出でき、即ちＶ_Ｄ＝Ｖ_Ｎ２/（Ｎ_２％）=６０４７.４Ｎｍ^３/ｍｉｎ。炉頂水蒸気の４５０℃での反応はＣＯ＋Ｈ_２Ｏ＝ＣＯ_２＋Ｈ_２であり、反応の平衡定数は、Ｋ＝ｐ_Ｈ２・ｐ_ＣＯ２/ｐ_ＣＯ・ｐ_Ｈ２Ｏ＝４．５となる。計算により、炉頂水蒸気ＶＨ_２Ｏ=６３.５Ｎｍ^３/ｍｉｎが得られる。そうすると、炉頂高炉ガスの総体積は、Ｖ_０＝Ｖ_Ｄ＋Ｖ_Ｈ２Ｏ＝６１１０.９Ｎｍ^３/ｍｉｎとなる。
炉頂ガスの総熱量は、Ｑ_０＝Ｃ_ｐ・Ｖ_０・（Ｔ_ｔｏｐ−２５）＝８２８７１４ＫＪ/ｍｉｎである。

（２）表２に示す上記方法で算出された温度測定装置領域内の原料層厚比から、原料層厚比の平均値Ｘ_１を算出する。表２における前記各温度測定装置領域のガス流れ速度から、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積Ｖ_ｉを算出し、さらに、温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量Ｑ_ｉを算出する。前記Ｖ_ｉ及びＱ_ｉは、表２に示す通りである。表２は、本発明の実施例１で算出された各パラメータの数値分布である。

原料層厚比の平均値が

となる。Ａ：炉口横断面の総面積が５４.１ｍ^２である。算出されたガス速度ｕ_ｉから、各測温点から通過するガスの体積が、Ｖ_ｉ＝ｕ_ｉ・Ｓ_ｉ（ｉ＝１…６）となる。各測温点の体積を加算すれば、ガス流れの総体積が得られ、つまり、Ｖ_ｔ＝Ｖ_１＋Ｖ_２＋…Ｖ_６となる。同じように、各測温点のＱ_ｉ＝Ｃ_ｐ・Ｖ_ｉ・[Ｔ_ｉ（ｔｏｐ）−２５]（ｉ＝１…６）を加算すれば、ガスの総熱量が得られ、つまり、Ｑ_ｔ＝Ｑ_１＋Ｑ_２＋…Ｑ_６となる。

（３）検証データ
理論的な原料層構造Ｘ_０は、鉱石とコークスの計算チャージから得られ、炉頂ガス流れの理論的な総体積Ｖ_０と炉頂ガス流れの総熱量Ｑ_０は前記Ｎ_２平衡から算出される。Ｘ_１、Ｖ_ｔ、Ｑ_ｔとＸ_０、Ｖ_０とＱ_０をそれぞれに比較し、誤差σ_１＝[Ｘ_ｔ−Ｘ_０]/Ｘ_０，σ_２＝（Ｖ_ｔ−Ｖ_０）/Ｖ_０，σ_３＝（Ｑ_ｔ−Ｑ_０）/Ｑ_０ （０＜σ_１，σ_２，σ_３＜５％）となるように設定する。σ₁，σ₂及びσ₃はこの範囲を超えた場合に、ΔＰ/Ｌを補正するとともに、誤差が選定範囲内に収まるように、原料層厚比ｘ_１，ｘ_２，…ｘ_６とガス流れ速度ｕ_１，ｕ_２，…ｕ_６を新たに算出し、最後に、ΔＰ/Ｌが１.５４５ ｋｐａ/ｍとなるまで、計算を停止し、各パラメータの高炉炉口の半径方向での最終的な分布を得る。表３に示すように、表３は、本発明の実施例１で算出されたパラメータと、理論的に算出されたパラメータとの比較解析である。

実施例２
原料層構造とガス流れ速度分布の実際高炉操業での検証
沙鋼宏発社製の１＃高炉は、２０１３年１２月０１日から２０１４年１月２０日までの期間に、高炉の燃料品質が悪化し、スラグ比が３２０ｋｇ／ｔ-ＨＭまで上昇し、Ｍ４０が８４から８１まで低下したことが発見された。原料条件が悪化したものの、図６に示すように、操業員は原料配分マトリックスを調整することにより高炉の圧力差を低減させつつ高炉ガスの利用率を向上させている。主な操業パラメータはＣaｓｅ１からＣaｓｅ５へと変化が生じ、具体的なパラメータは下記表４に示すとおりである。

この５つの操業区間に基づいて、この５つの時間帯での高炉炉口半径方向における各温度測定領域の熱流比分布、原料層厚比及びガス流れ速度の分布をそれぞれに算出するとともに、毎回に原料配分マトリックスが変更される前後の各パラメータの変化を比較する。その結果、毎回に原料配分マトリックスが変更される方向は、鉱石層厚比の分布の変化方向と一致し、これに伴ったガス流れの分布と温度分布の変更も予測通りであることが報告されている。

具体的な解析：図７を参照して、図７は、本発明のＣａｓｅ１からＣａｓｅ２への移行における各パラメータの変化を示している。図７に示すように、Ｃａｓｅ１からＣａｓｅ２に移行すると、操業員は原料配分マトリックスを

に切り替え、式中、Ｃ_ｂ ^ａ、Ｃは、原料配分マトリックス中のコークスの操作項目であり、ａはポジションであり、ｂはターン数である。ポジション１０が炉壁に近く、ポジション１が高炉中心にあり、鉱石エッジがポジション９であって、１ターンから２ターンに変わる。これによって、エッジ部位の鉱石層厚比が増え、エッジ部位のガス流れ速度が低下し、計算された鉱石層厚比ｘ_ｉ分布変化及びガス流れ速度ｕ_ｉの分布の変化方向と一致していることが推測される。

図８を参照して、図８は、本発明のＣａｓｅ２からＣａｓｅ３への移行における各パラメータの変化を示している。図８に示すように、Ｃａｓｅ２からＣａｓｅ３に移行すると、Ｍ４０が著しく低下し、スラグ比が速やかに上昇するから、操業員は原料配分マトリックスを

に切り替え、２ターンのコークスをポジション３から除去する。これによって、対応する中間部位のコークスが増え、鉱石層厚比が低下し、計算された鉱石層厚比分布ｘ_ｉの変化と一致していることが推測される。

図９を参照して、図９は、本発明のＣａｓｅ３からＣａｓｅ４への移行における各パラメータの変化を示している。図９に示すように、Ｃａｓｅ３からＣａｓｅ４に移行すると、操業員は原料配分マトリックスを

に切り替え、鉱石のポジション１０とポジション４に２ターンずつ設ける。これによって、中心部位と中心部位の鉱石層厚比が増え、中間部位の鉱石層厚比が低下し、計算された結果とほぼ一致していることが推測される。

図１０を参照して、図１０は、本発明のＣａｓｅ３からのＣａｓｅ４への移行における各パラメータの変化を示している。図１０に示すように、Ｃａｓｅ４からＣａｓｅ５に移行すると、操業員は原料配分マトリックスを

に切り替え、コークスの中間ポジジョン「６」、「７」及び「８」は２ターンから３ターンに変わり、対応する中間部位の鉱石層厚比が低下し、計算結果と一致していることも推測される。また、鉱石のポジション１０が２ターンから３ターンに変わり、対応するエッジ部位の鉱石層厚比が上昇し、計算結果と一致していることも推測される。

以上の解析から、本発明が開示する高炉半径方向の鉱石層厚比とガス流れ分布の検出方法の正確性が報告され、実際の高炉操業中でこの方法を利用する価値が実証されている。

以上で、本発明が開示する高炉ガス流れの分布の検出方法について詳しく説明している。本文では、具体的な実施例を用いて本発明の原理及び実施形態について述べていたが、以上の実施例への説明は、本発明の方法及び基本的な構想を効果的に理解するものに過ぎない。本発明の趣旨から逸脱することなく、本発明に対して種々の変更や修飾を実施できることは、当業者には明白であろう。これらの変更や修飾も、本出願の範囲内に含まれるべきであることは意図されるべきである。

Claims (8)

1. 高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１よりも大きい自然数である）ステップ（ａ）と、
   各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得するステップ（ｂ）であって、前記ガス熱流と前記固体熱流の前記バランス方程式は、
   
   であって、ここで、Ｃ_ｇはガスの比熱（単位：ｋＪ/ｍ³・℃）であり、Ｃ_ｓは固体の比熱（単位：ｋＪ/ｋｇ・℃）であり、Ｇ_ｇはガスの流量（単位：Ｎｍ³/ｈ）であり、Ｇ_ｓは固体の流量（単位：ｋｇ/ｈ）であり、ｄＴ/ｄＺはガスの１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）であり、ｄｔ/ｄＺは固体の１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）であるステップ（ｂ）と、
   前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成するステップ（ｃ）であって、前記原料層厚比と前記ガス流れ速度との前記関数関係は、前記温度測定装置領域内の前記原料層厚比をｘ_ｉとし、前記温度測定装置領域内の前記ガス流れ速度をｕ_iとしたときに、
   
   であって、ここで、前記原料は鉱石とコークスであり、Ｃ_ｇはガス比熱であり、Ｃ_ｓは固体比熱であり、Ｇ_ｇはガス流量であり、Ｇ_ｓは固体流量であり、ρは炉頂のガス密度（単位：ｋｇ/ｍ³）であり、ｖは固体炉床の下降速度（単位：ｍ/ｓ）であり、ρ_０は鉱石の密度（単位：ｋｇ/ｍ³）であり、ρ_Cはコークスの密度（単位：ｋｇ/ｍ³）であるステップ（ｃ）と、
   各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び前記ステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れの速度を求めるステップ（ｄ）であって、前記通気抵抗の方程式は、
   
   であって、ここで、ｋ_１ ^＊は粘性抵抗係数であり、ｋ_２ ^＊は慣性抵抗係数であり、ΔＰ/Ｌは１単位当たりの長さにおける圧力差であり、εは炉床の空隙率であり、Ｄ_ｐは粒子の平均粒子径であり、μはガス粘度であり、ｕはガス流れ速度であり、ρはガス密度であり、
   前記コークスの前記粘性抵抗係数と前記コークスの前記慣性抵抗係数は、それぞれ、
   
   であり、
   前記鉱石の前記粘性抵抗係数及び前記鉱石の前記慣性抵抗係数は、それぞれ、
   
   であるステップ（ｄ）と、
   前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得するステップ（ｅ）と、
   を含む、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出方法。
2. ステップ（ｄ）の後に、
   各温度測定装置領域内の原料層厚比に基づいて、原料層厚比の平均値を算出し、各温度測定装置領域でのガス流れ速度に基づいて、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求めるステップ（ｄ＃）をさらに含み、
   前記ステップにて算出された原料層厚比の平均値を原料層厚比の理論的な平均値と比較して、誤差σ1を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を炉頂ガス流れの理論的な総体積と比較し、誤差σ２を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を炉頂ガス流れの理論的な総熱量と比較し、誤差σ３を取得し、
   前記σ1、σ２及びσ３のうちの１つまたは複数の数値が５％以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差と原料粒度分布を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満になるまで、前記ステップ（ｄ）を繰り返し、
   一方、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、前記ステップ（ｅ）を行う、ことを特徴とする請求項１に記載の検出方法。
3. 前記原料は、鉱石とコークスであり、
   前記原料層厚比の理論的な平均値の計算式は、Ｘ_０＝[Ｌ_ｏ／(Ｌ_ｏ+Ｌ_ｃ)]_０であり、
   ここで、式中、Ｌ_ｏは鉱石層の厚さであり、Ｌ_ｃはコークス層の厚さである
   ことを特徴とする請求項２に記載の検出方法。
4. 前記各温度測定装置領域内の原料層厚比をｘ_ｉとし、前記原料層厚比の平均値をＸ_ｔとしたときに、前記原料層厚比の平均値の計算式は、
   
   ここで、Ｓ_iは各温度測定装置領域の面積であり、Ａは高炉炉口部の横断面の総面積であることを特徴とする請求項２に記載の検出方法。
5. 前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差が等しく、
   前記各高炉塊状帯の原料層の１単位当たりの長さにおける圧力差は、この高炉塊状帯内のコークスの１単位当たりの長さにおける圧力差と、鉱石の１単位当たりの長さにおける圧力差との和である、
   ことを特徴とする請求項１に記載の検出方法。
6. 前記温度測定装置は十字状温度測定プローブである、請求項１に記載の検出方法。
7. 高炉炉頂温度測定装置の個数及び位置に応じて、高炉炉口部の横断面に対して領域分割を行い、Ｎ個の温度測定装置領域を取得する（ここで、前記Ｎは１よりも大きい自然数である）分割手段と、
   各温度測定装置の温度値及び相応する温度測定装置領域よりも下方の高炉塊状帯のガス熱流と固体熱流のバランス方程式に従って、各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比を取得する第１の取得手段であって、前記ガス熱流と前記固体熱流の前記バランス方程式は、
   
   であって、ここで、Ｃ_ｇはガスの比熱（単位：ｋＪ/ｍ³・℃）であり、Ｃ_ｓは固体の比熱（単位：ｋＪ/ｋｇ・℃）であり、Ｇ_ｇはガスの流量（単位：Ｎｍ³/ｈ）であり、Ｇ_ｓは固体の流量（単位：ｋｇ/ｈ）であり、ｄＴ/ｄＺはガスの１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）であり、ｄｔ/ｄＺは固体の１単位当たりの高さにおける温度変化（℃/ｍ）である第１の取得手段と、
   前記各温度測定装置領域の固体−ガス熱流比に基づいて、各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係を作成する作成手段であって、前記原料層厚比と前記ガス流れ速度との前記関数関係は、前記温度測定装置領域内の前記原料層厚比をｘ_ｉとし、前記温度測定装置領域内の前記ガス流れ速度をｕ_iとしたときに、
   
   であって、ここで、前記原料は鉱石とコークスであり、Ｃ_ｇはガス比熱であり、Ｃ_ｓは固体比熱であり、Ｇ_ｇはガス流量であり、Ｇ_ｓは固体流量であり、ρは炉頂のガス密度（単位：ｋｇ/ｍ³）であり、ｖは固体炉床の下降速度（単位：ｍ/ｓ）であり、ρ_０は鉱石の密度（単位：ｋｇ/ｍ³）であり、ρ_Cはコークスの密度（単位：ｋｇ/ｍ³）である作成手段と、
   各高炉塊状帯の原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差、原料粒度分布及び通気抵抗の方程式に従って、各温度測定装置領域内の原料層厚比を取得し、前記各温度測定装置領域内の原料層厚比、及び請求項１に記載のステップ（ｃ）にて得られた各温度測定装置領域内の原料層厚比とガス流れ速度との関数関係に基づいて、各温度測定装置領域のガス流れ速度を取得する第２の取得手段であって、前記通気抵抗の方程式は、
   
   であって、ここで、ｋ_１ ^＊は粘性抵抗係数であり、ｋ_２ ^＊は慣性抵抗係数であり、ΔＰ/Ｌは１単位当たりの長さにおける圧力差であり、εは炉床の空隙率であり、Ｄ_ｐは粒子の平均粒子径であり、μはガス粘度であり、ｕはガス流れ速度であり、ρはガス密度であり、
   前記コークスの前記粘性抵抗係数と前記コークスの前記慣性抵抗係数は、それぞれ、
   
   であり、
   前記鉱石の前記粘性抵抗係数及び前記鉱石の前記慣性抵抗係数は、それぞれ、
   
   である第２の取得手段と、
   前記各温度測定装置領域の分布及びガス流れ速度をグラフにて示し、ガス流れの分布の検出結果を取得する結果手段と、
   を備える、ことを特徴とする高炉ガス流れの分布の検出システム。
8. 各温度測定装置領域内の原料層厚比に基づいて、原料層厚比の平均値を算出し、各温度測定装置領域でのガス流れ速度に基づいて、温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を求めて、さらに温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を求める検証手段をさらに備え、
   前記ステップにて算出された原料層厚比の平均値を原料層厚比の理論的な平均値と比較して、誤差σ1を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総体積を炉頂ガス流れの理論的な総体積と比較し、誤差σ２を取得し、前記ステップにて求められた温度測定装置領域を通過するガス流れの総熱量を炉頂ガス流れの理論的な総熱量と比較し、誤差σ３を取得し、
   前記σ1、σ２及びσ３のうちの１つまたは複数の数値が５％以上であれば、原料層の１単位あたりの長さにおける圧力差と原料粒度分布を補正し、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、請求項１に記載のステップ（ｄ）を繰り返し、
   一方、σ1、σ２及びσ３の数値がいずれも５％未満であれば、請求項１に記載のステップ（ｅ）を行う、ことを特徴とする請求項７に記載の検出システム。