JPH06299215A

JPH06299215A - 高炉の操業法

Info

Publication number: JPH06299215A
Application number: JP10881193A
Authority: JP
Inventors: Kenji Tamura; 健二田村; Morimasa Ichida; 守政一田
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 1993-04-13
Filing date: 1993-04-13
Publication date: 1994-10-25

Abstract

(57)【要約】【目的】融着帯内面形状を高精度で簡便に推定し、適
正な形状に調整して高炉操業を安定化する。【構成】高炉の朝顔部下端からの高さ方向設定距離Ｌ
_P における炉壁稼働面の炉の内径を計測し、該内径と炉
床径ならびに前記Ｌ_P から定まる朝顔角、レースウェイ
深度の計測値もしくは推定値、壁面摩擦角及び装入物の
内部摩擦角を用いて速度特性線の応力式を解析的に解
き、融着帯内面形状を算定し、融着帯内面形状があらか
じめ設定した適正な形状と一致するように、前記設定距
離Ｌ_P における炉壁稼働面の炉の内径およびレースウェ
イ深度の１個もしくは２個の因子を調整する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は高炉内の融着帯内面形状
の調整方法に関する。

【０００２】

【従来の技術】高炉内の融着帯の模式図の例を図２に示
したが、高炉内の融着帯は、炉頂より層状に装入された
鉄鉱石が約１１００℃から軟化融着を開始し、約１４５
０℃で溶融滴下するまでの高温領域において形成される
融着層とコークス層（コークススリットという）が交互
に積層している集合体である。換言すれば、融着帯は外
面形状１と内面形状２で囲まれた領域であり、通気性の
悪い融着層３と通気性の良いコークススリット４で構成
されている。そして、炉芯７および滴下帯（擬停滞層）
８を上昇するガスは、コークススリット４内を通って塊
状帯９へ抜けるため、融着帯は重要なガス分配機能を担
っている。

【０００３】一方、融着層３に着目すると、外面形状１
の近傍では温度が約１１００℃と比較的低く、鉄鉱石の
還元率も３０％〜５０％であるのに対して、内面形状２
の近傍では温度が約１４５０℃の高温に達し、還元率も
８０％〜１００％である。すなわち、融着帯は鉄鉱石の
化学変化に着目すれば大きな吸熱を伴う直接還元反応領
域であり、物理性状の変化に着目すれば固体から軟化溶
融までの急激な状態変化を受ける領域であるため、融着
帯の形状を適正状態に調整することは極めて重要であ
る。

【０００４】したがって、近年の高炉技術はこの融着帯
の形状を推定もしくは計測するために多大の努力を傾注
してきたといってよい。例えば、肥田らは、高炉の半径
方向を２０等分して、各分割ゾーンがピストンフローで
あると仮定して微分収支の反応伝熱モデルを構築し、炉
頂ガスの温度およびガス組成の分布を境界条件として炉
内の温度分布と融着帯外面形状を推定した（特公昭５６
−２９７２１号公報）。

【０００５】本発明者の一人は、塊状帯９の層内に設置
したシャフトプローブにより、装入物の降下速度、ガス
温度、ガス組成分布を測定し、該測定結果に基づいて炉
内のガス流速分布を推定した。そして、該ガス流速分布
および炉頂ガスの温度とガス組成の分布を境界条件とし
て微分収支の反応伝熱モデルに基づいて塊状帯のガス組
成分布を推定して、ガス中のＣＯ₂ 濃度が０％になる位
置、すなわち、直接還元反応が終了する位置から融着帯
外面形状を推定する方法を提案した（田村ら：「鉄と
鋼」６８（１９８２），ｐ．２２８７）。また、杉山ら
は、前記の肥田らおよび田村らが高炉の各種検出端の計
測値から融着帯外面形状を帰納的に推定した方法とは異
なり、ガス流れ、伝熱、反応を組込んだ高炉の数学モデ
ルに基づいて、高炉の操作条件のみから演繹的に炉内の
温度分布と融着帯外面・内面形状を推定する方法を報告
している（杉山ら：「ＮｉｐｐｏｎＳｔｅｅｌＴｅ
ｃｈｎｉｃａｌＲｅｐｏｒｔ」Ｎｏ．３５（１９８
７），ｐ．３２）。

【０００６】一方、融着帯を直接計測する方法として、
福島らは、計測ケーブルを炉内に挿入して装入物と共に
降下させ、前記のケーブルの一端からパルス電流を加え
て、ケーブルの先端が溶融したときの反射波の到達時間
から、融着帯を検出する方法を提案している（福島ら：
「鉄と鋼」，６７（１９８１），Ｎｏ．４，ｓ．６
９）。

【０００７】次に、従来技術として融着帯形状を本発明
のように土質力学的方法で推定する特許出願は見当たら
ないが、本発明の要点は、融着帯内面形状が降下速度の
極めて遅い領域（以下、擬停滞層という）の境界面とほ
ぼ一致するとの技術思想を見出したことにあるので、以
下、擬停滞層の推定方法についての従来技術の概要を説
明する。高橋らは、擬停滞層の境界面が後述のように速
度特性線により近似できることを報告し、模型実験にお
ける速度特性線を図式解法で求めている（高橋ら：「Ｉ
ＳＩＪＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ」，２９（１９８
９），Ｎｏ．２，ｐ．１１７）。ここで、図式解法と
は、降下速度０の死領域の傾斜角を仮定したときに定ま
るすべり線と速度特性線が一定の角度φを保持して変化
することを利用して、多数のすべり線群を作図し前記の
φだけ変位した方向をあらかじめ求めておき、排出口の
先端から出発して、逐次前記の方向を探索して得られる
軌跡から速度特性線を推定する方法である。

【０００８】

【発明が解決しようとする課題】数学モデルを用いて融
着帯形状を推定する従来の方法では、層頂近傍における
ガスの温度分布やガス組成分布を境界条件として用い、
ピストンフローによるガス流れや降下速度の分布など多
くの仮定を設けて、炉頂から１５〜２５ｍ下方の融着帯
形状を推定するために、推定結果の信頼性に大きな問題
があった。とくに、融着帯内のコークススリット内で
は、ガスは水平方向に流れるので、ピストンフローの仮
定が成立しなくなり、融着帯の内面形状を正確に推定す
ることは原理的に無理である。

【０００９】また、前記の計測ケーブルにより融着帯を
直接検出する方法においても、炉頂より挿入したケーブ
ルがどのような経路を通って降下してゆくかが不明であ
り、溶融したケーブルの先端の炉高位置と半径位置を正
確に推定すること、換言すれば、融着帯形状を適確に推
定することは不可能といえる。そして、従来の数学モデ
ルによる推定法の場合は勿論、直接検出する方法の場合
でも、融着帯形状を推定するためにはコンピューターに
よる複雑な数値計算あるいは計測値のデーター処理が不
可欠であった。

【００１０】さらに、速度特性線を図式解法で求める高
橋ら：「ＩＳＩＪＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ」，２
９（１９８９），Ｎｏ．２，ｐ．１１７の方法では、死
領域の傾斜角を仮定しなければならない問題のほかに、
作図が不可欠なため、速度特性線を正確かつ簡便に推定
することは困難であった。したがって、本発明の重要な
構成要因である擬停滞層の境界面を、図式解法や数値計
算法でなく解析的に推定する方法を見出し、さらに、死
領域の傾斜角を仮定しないで、朝顔角や炉壁面の摩擦係
数の境界条件に基づいて擬停滞層の境界面を正確に推定
する方法を見出すことが重要な課題であった。

【００１１】本発明の目的は、これらの従来技術の問題
点をまったく新しい視点から解決し、融着帯の内面形状
を高精度でかつ簡単な方法で推定し、適正な形状に調整
することである。

【００１２】

【課題を解決するための手段】本発明は、かかる課題を
解決するため、滴下帯（擬停滞層）８の境界面が融着帯
内面形状に相当することを見出し、該滴下帯の境界面を
土質力学的方法で解析することにより、融着帯内面形状
を算定し調整することを特徴とする。すなわち、本発明
の要旨は、高炉の朝顔部下端からの高さ方向設定距離Ｌ
_P における鉄皮から炉壁稼働面までの距離を計測して炉
壁稼働面の炉の内径Ｄ_B を算定し、該内径Ｄ_B と炉床径
Ｄ_H 、前記Ｌ_P から定まる朝顔角、レースウェイ深度Ｄ
_R の計測値もしくは推定値、壁面摩擦角、及び装入物の
内部摩擦角を用いて融着帯内面形状を算定し、Ｄ_B ある
いはＤ_R の１種以上を調整し、前記算定により求めた融
着帯内面形状の頂層の高さＬ_C とＤ_H の比（Ｌ_C ／Ｄ
_H ）を０．８〜１．１とすることを特徴とする高炉の操
業法である。

【００１３】またここにおいて、下記（１）式〜（１
８）式に基づいて高炉中心軸を含む断面における半径方
向ｒ、垂直方向ｙの座標（ｒ，ｙ）の集合として、融着
帯内面形状を算定することを特徴とする。ｒ＝Ａ｛α・cos ２η＋ln｜ｕ｜・sin ２η｝（１）Ｐ₁ 線（０≦ｒ≦ｒ_D ）；ｙ＝−Ｃ₁ ＋Ａ｛０．５ln｜ｓ² ＋１｜・cos ２η＋（α−η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ−１｜／ｃ｝（２）Ｐ₂ 線（ｒ_D ≦ｒ≦Ｒ）；ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ² ＋１｜・cos ２η−（α＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ＋１｜／ｃ｝（３）Ｒ＝Ａ｛α_R ・cos ２η＋ln｜ｕ_R ｜・sin ２η｝（４）Ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ_R ² ＋１｜・cos ２η−（α_R ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_R ＋１｜／ｃ｝（５） α_R ＝（φ_w ＋β＋２φ_B ）／２（６）ただし、Ａ＝ｒ_D ／｛α_D ・cos ２η＋ln｜ｕ_D ｜・sin ２η｝（７）Ｃ₁ ＝Ａ｛０．５ln｜ｓ_D ² ＋１｜・cos ２η−（α_D ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ_D −１｜／ｃ｝（８）Ｃ₂ ＝Ａ｛０．５ln｜ｔ_D ² ＋１｜・cos ２η−（α_D ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_D ＋１｜／ｃ｝（９）ここで、ｃ＝tan （η＋π／４）（１０）ｓ＝tan （α−η），ｓ_D ＝tan （α_D −η）（１１）ｔ＝tan （α＋η），ｔ_D ＝tan （α_D ＋η），ｔ_R ＝tan （α_R ＋η）（１２）ｕ＝cos （α−η) ／cos （−η) ，ｕ_D ＝cos （α_D −η）／cos （−η），ｕ_R ＝cos （α_R −η）／cos （−η）（１３） η＝π／４−φ_i ／２（１４） β＝sin ^-1（sin φ_w ／sin φ_i ）（１５） φ_B ＝π／２−α_B （１６） α_B ＝tan ^-1｛２Ｌ_P ／（Ｄ_B −Ｄ_H ）｝（１７）ｒ_D ＝０．５Ｄ_H −Ｄ_R （１８）ここで、Ａ，Ｃ₁ ，Ｃ₂ ：積分定数，Ｄ_B ：朝顔部下端
からの設定高さＬ_P における炉壁稼働面の炉の内径
（ｍ）（Ｌ_P が朝顔高さの場合は炉腹径に等しい），Ｄ
_H ：炉床径（ｍ），Ｄ_R ：レースウェイ深度（ｍ），Ｌ
_P ：Ｄ_B を計測するための朝顔部下端からの設定高さ
（ｍ），ｒ：融着帯内面の半径（ｍ），Ｒ：Ｐ₂線と炉
壁との交点のｒ（ｍ），ｒ_D ：コークスの消滅位置を朝
顔部下端（ｙ＝０）とみなしたときのｙ＝０での融着帯
内面（Ｐ₁ 線とＰ₂ 線の交点）のｒ（ｍ），ｙ、融着帯
内面の朝顔部下端からの炉高距離（下向きを正）
（ｍ），Ｙ：Ｐ₂線と炉壁との交点のｙ（ｍ），α：最
大主応力面が水平面となす設定角度（反時計まわりを
正；０≦α≦α_R ）（ｒａｄ），α_B ：朝顔角（ｒａ
ｄ），α_D ：朝顔部下端のＰ₁ 線とＰ₂ 線の交点（ｒ
_D ，０）におけるα（（２）式と（３）式を等置して定
まるαに関する方程式の根）（ｒａｄ），α_R ：朝顔部
の炉壁における受働状態でのα（ｒａｄ），φ_i ：装入
物の内部摩擦角（＝０．９０ｒａｄ），φ_w ：壁面摩擦
角（＝０．３０ｒａｄ），その他，ｃ，ｓ，ｔ，ｕ，
η，β，φ_B ：数式を簡略化するための変数。

【００１４】

【作用】以下、本発明を詳細に説明する。向流式移動層
におけるガスと固体の熱交換の理論によれば、移動層内
の温度分布は（１９）式で定義される熱流比γ_H で決定
されることが知られている（田村ら：「鉄と鋼」，６８
（１９８２），ｐ．２２８７）。 γ_H ＝ｕ_s ρ_s ｃ_s ／ｕ_G ρ_G ｃ_G （１９）ここで、ｕ_s ，ρ_s ，ｃ_s ：固体の降下速度（ｍ／
ｓ），密度（ｋｇ／ｍ³ ），平均比熱（Ｊ／ｋｇ・Ｋ）ｕ_G ，ρ_G ，ｃ_G ：ガスの流速（ｍ／ｓ），密度（ｋｇ
／ｍ³ ），平均比熱（Ｊ／ｋｇ・Ｋ）

【００１５】すなわち、熱流比γ_H が減少すると炉内の
固体とガスの温度が共に上昇し、とくに固体の降下速度
ｕ_s がほとんど０の場合には熱流比γ_H も０に近づくの
で、固体の温度は下方から上昇してくる高温のガス温度
と等しくなり等温帯が形成される。

【００１６】図２に示したように、高炉下部には降下速
度の極めて小さい領域すなわちコークス主体の滴下帯
（擬停滞層）８が形成し、その下方に炉芯（停滞層）７
が存在することを本発明者らは模型実験で確かめている
（一田ら：「鉄と鋼」７７（１９９１），ｐ．１６１
７）。したがって、本発明のポイントは、滴下帯（擬停
滞層）８ではコークスの降下速度および熱流比が極めて
小さいことにより、１４５０℃以上の等温帯が形成され
るので、この滴下帯（擬停滞層）８の境界面がまさに融
着帯内面形状に相当することを見出したことである。す
なわち、融着帯内面形状を反応伝熱モデルを用いて推定
したり、検出端により直接計測するのではなく、高炉内
の充填構造と物流に着目して簡便に推定できることを見
出した。

【００１７】さて、融着帯の内面に接する、降下速度の
極めて小さい滴下帯（擬停滞層）８の境界は以下のよう
に算定することができる。高橋らは前記のように、降下
速度が極めて遅い領域を擬停滞層と名づけ、該擬停滞層
の境界面が（２０）式および（２１）式の速度特性線に
より近似できることを報告し、模型実験における速度特
性線を図式解法で求めている（高橋ら：「ＩＳＩＪＩ
ｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ」，２９（１９８９），Ｎ
ｏ．２，ｐ．１１７）。ｄｙ／ｄｒ＝tan （α＋π／４）（２０）ｄｙ／ｄｒ＝tan （α−π／４）（２１）

【００１８】以下、図３にしたがって高炉の融着帯の内
面形状（速度特性線）を解析的に算定する方法を説明す
る。図３に示すように朝顔部下端の中心を新たに座標の
原点にとり、重力方向をｙ軸，半径方向をｒ軸にとり、
融着帯内面（速度特性線）の下端が朝顔部下端面の半径
ｒ_D で接するとみなすと、（２０）式で表される速度特
性線（以下、Ｐ₁ 線という）および（２１）式で表され
る速度特性線（以下、Ｐ₂ 線という）に対応するｓｌｉ
ｐｌｉｎｅの応力特性式からｒとαの関係は（２２）
式で表される（高橋ら：化学工学，３８（１９７４），
ｐ．７４６）。ｄｙ／ｄα＝２σ_v ・sin φ_i ・cos （α＋η）／｛ｇ・ρ_s ・cos （α−η）｝（２２）ただし、η＝π／４−φ_i ／２（１４）

【００１９】ここで、ｇ：重力加速度（＝９．８ｍ／ｓ
² ），σ_v は装入物の垂直応力（Ｐ_a ）であり半径方向
で一定と仮定する。（２２）式を積分して整理すると
（２３）式が得られる。ｒ＋Ｃ₃ ＝Ａ｛（α−η）・cos ２η＋ln｜cos （α−η）｜・sin ２η｝（２３）ただし、Ａ＝２σ_v ・sin φ_i ／（ｇ・ρ_s ）（２４）

【００２０】Ｃ₃ は積分定数であり、境界条件として、
ｒ＝０（炉中心）でα＝０（受働状態）とおくと（２
５）式が得られ、（２５）式を（２３）式へ代入すると
（１）式が成立する。Ｃ₃ ＝Ａ｛−η・cos ２η＋ln｜cos （−η）｜・sin ２η｝（２５）ｒ＝Ａ｛α・cos ２η＋ln｜cos （α−η）／cos （−η）｜・sin ２η （１）

【００２１】次に、Ｐ₁ 線（０≦ｒ≦ｒ_D ）は、（２
２）式を（２０）式へ代入して積分して整理すると
（２）式が得られる。ｙ＝−Ｃ₁ ＋Ａ｛０．５ln｜ｓ² ＋１｜・cos ２η＋（α−η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ−１｜／ｃ｝（２）ただし、ｓ＝tan （α−η）（１１）

【００２２】同様に、Ｐ₂ 線（ｒ_D ≦ｒ≦Ｒ）は、（２
２）式を（２１）式へ代入して積分して整理すると
（３）式が得られる。ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ² ＋１｜・cos ２η−（α＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ＋１｜／ｃ｝（３）ただし、ｔ＝tan （α＋η）（１２）

【００２３】ここで、ｒ_D は朝顔部下端の炉壁からレー
スウェイ深度Ｄ_R だけ離れた位置の半径であり、（１
８）式で与える。ｒ_D ＝０．５Ｄ_H −Ｄ_R （１８）

【００２４】レースウェイ深度Ｄ_R は計測値もしくは本
発明者が提案している（２６）式により推定できる（特
公平１−３６５２３号公報および田村ら：「鉄と鋼」，
７３（１９８７），１５，ｐ．１９８０）。Ｄ_R ＝５Ｄ_t ・ｕ_t ［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_P （Ｔ_b ＋２７３）｝］^1/2 （２６）ここで、Ｄ_t ：羽口径（ｍ），ｕ_t ：羽口風速（ｍ／
ｓ），Ｔ_b ：送風温度（℃），Ｐ_b ：送風圧力（ｋｇｆ
／ｃｍ² （＝９８ｋＰａ）ゲージ），ρ_C ：装入時のコ
ークスのみかけ密度（ｋｇ／ｍ³ ），ｄ_p ：装入時のコ
ークスの平均粒子径（ｍ）である。

【００２５】レースウェイ深度Ｄ_R の計測方法として
は、羽口視孔部より金棒を挿入し、金棒の挿入深度か
ら、羽口視孔部と羽口先端間の距離を差し引いた値とし
て求める方法が簡便であるが、レーザー光もしくはマイ
クロ光を照射して、その反射波の検知遅れ時間から計測
することもできる。

【００２６】以下、（１），（２），（３）式中の積分
定数Ａ，Ｃ₁ ，Ｃ₂ の決定方法の例を説明する。図３に
示すように、Ｐ₂ 線と朝顔部の炉壁面との交点の座標
（Ｒ，Ｙ）におけるαをα_R （ｒａｄ），Ｐ₂ 線と朝顔
部下端面との交点の座標（ｒ_D０）におけるαをα_D
（ｒａｄ）とおくと（２７）式〜（３０）式が成立す
る。Ｒ＝Ａ｛α_R ・cos ２η＋ln｜ｕ_R ｜・sin ２η｝（２７）ｒ_D ＝Ａ｛α_D ・cos ２η＋ln｜ｕ_D ｜・sin ２η｝（２８）Ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ_R ² ＋１｜・cos ２η−（α_R ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_R ＋１｜／ｃ｝（２９）Ｃ₂ ＝Ａ｛（０．５ln｜ｔ_D ² ＋１｜・cos ２η−（α_D ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_D ＋１｜／ｃ｝（３０）ただし、ｔ_D ＝tan （α＋η），ｔ_R ＝tan （α_R ＋η）（１２）ｕ_D ＝cos （α_D −η) ／cos （−η) ，ｕ_R ＝cos （α_R −η）／cos （−η) （１３）ｃ＝tan （η＋π／４）（１０）

【００２７】α_R は受働状態を仮定すると、図４に示す
モール円の幾何より（６）式で表される。 α_R ＝（φ_w ＋β＋２φ_B ）／２（６）ただし、β＝sin ^-1（sin φ_w ／sin φ_i ）（１５） φ_B ＝π／２−α_B （１６） α_B ＝tan ^-1｛２Ｌ_P ／（Ｄ_B −Ｄ_H ）｝（１７）

【００２８】さらに、ＹとＲは、朝顔角α_B と炉床径Ｄ
_H との関係から（３１）式が成立する。Ｙ＝（０．５Ｄ_H −Ｒ）・tan α_B （３１）

【００２９】したがって、（２７）式〜（３１）式の５
元連立方程式を解くことにより、未知変数Ｒ，Ｙ，Ａ，
Ｃ₂ およびα_D を以下のように決定することができる。

【００３０】（２７）式より、Ａは（３２）式で表され
る。Ａ＝Ｒ／Ｂ（３２）ただし、Ｂ＝α_R ・cos ２η＋ln｜ｕ_R ｜・sin ２η （３３）

【００３１】（３０）式および（３２）式を（２９）式
へ代入して整理すると（３４）式が得られる。Ｙ＝Ｒ・Ｅ／Ｂ（３４）ただし、Ｅ＝Ｄ−｛０．５ln｜ｔ_D ² ＋１｜・cos ２η −（α_D ＋η）sin ２η−ln｜ｃ・ｔ_D ＋１｜／ｃ｝（３５）Ｄ＝０．５ln｜ｔ_R ² ＋１｜・cos ２η−（α_R ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_R ＋１｜／ｃ｝（３６）

【００３２】（３１）式および（３４）式を等置すると
（３７）式が成立する。Ｒ＝０．５Ｄ_H ・tan α_B ／（Ｅ／Ｂ＋tan α_B ）（３７）

【００３３】一方、（３２）式を（２８）式へ代入して
整理すると（３８）式が成立する。Ｒ＝Ｂ・ｒ_D ／Ｆ（３８）ただし、Ｆ＝α_D ・cos ２η＋ln｜ｕ_D ｜・sin ２η （３９）

【００３４】（３７）式および（３８）式を等置すると
（４０）式が成立する。ｆ（α_D ）＝（０．５Ｄ_H ・Ｆ−Ｂ・ｒ_D ）tan α_B −ｒ_D ・Ｅ＝０（４０）すなわち、α_D は（４０）式の方程式の根として求める
ことができ、例えば、ＮｅｗｔｏｎＲａｐｈｓｏｎ法
を適用することにより、以下のように（４０）式を簡便
かつ正確に解くことができる。

【００３５】α_D の初期値として、α_D ≦α_R を満足す
る任意のα_D,i を設定すると、α_Dの近似値α_D,i+1 は
（４１）式で与えられる。 α_D,i+1 ＝α_D,i −ｆ（α_D,i ）／ｆ′（α_D,i ）（４１）

【００３６】ただし、ｆ′（α_D,i ）はｆ（α_D,i ）の
微分関数であり（４２）式で与えられる。ｆ′（α_D,i ）＝０．５Ｄ_H （ｄＦ／ｄα_D ）・tan α_B −ｒ_D ・（ｄＥ／ｄα_D ）（４２）ここで、ｄＥ／ｄα_D ＝sin ２η−｛ｔ_D ・cos ２η／（ｔ_D ² ＋１） −１／（ｃ・ｔ_D ＋１）｝／cos ² （α_D ＋η）（４３）ｄＦ／ｄα_D ＝cos ２η−tan （α_D −η）・sin ２η （４４）

【００３７】（４１）式で得られたα_D,i+1 を新たにα
_D,i とおいて、（４０）〜（４４）式の計算を２〜３回
繰り返すことによりα_D を正確に求めることができる。
得られたα_D を（３０）式、（３２）式，（３４）式，
（３８）式へ代入することによりＣ₂ ，Ａ，Ｙ，Ｒを決
定することができ、（２）式において、ｙ＝０，α＝α
_D とおくと、Ｃ₁ は（８）式で与えられる。Ｃ₁ ＝Ａ｛０．５ln｜ｓ_D ² ＋１｜・cos ２η＋（α_D −η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ_D −１｜／ｃ｝（８）ただし、ｓ_D ＝tan （α_D −η）（１１）

【００３８】以上の手順により、（１）〜（３）式に基
づいて０≦α≦α_D を満足する任意の設定角度αに対応
する融着帯内面形状の座標（ｒ，ｙ）を解析的に算定す
ることができる。そして、中心軸上（ｒ＝０）における
ｙの値を融着帯内面の頂層の高さＬ_C と称することにす
る。

【００３９】

【実施例】以下、実施例に基づいて本発明を具体的に説
明する。図１は炉床径Ｄ_H が１２ｍ、朝顔高さＬ_P が４
ｍの高炉（以下、Ａ高炉という）の炉腹部の炉壁稼働面
の炉の内径（以下、炉腹径Ｄ_B という）が１４．９ｍ
（実線、以下、比較例１という）と１４．２ｍ（破線、
以下、本発明例１という）の場合の融着帯内面形状を本
発明の方法で算定し比較した図である。ここで、比較例
１は火入れ後７年経過して炉腹部の炉壁レンガが損耗し
た高炉において炉壁近傍のＯｒｅ／Ｃｏｋｅを４．３で
操業した場合であり、本発明例１は比較例１と同じ高炉
であるが、炉壁近傍のＯｒｅ／Ｃｏｋｅを３．８に減少
することにより、炉腹部の炉壁に擬停滞層（降下速度が
極めて遅い領域）が形成して炉腹径Ｄ_B が１４．２ｍに
減少した場合である。その結果、比較例１の朝顔角α_B
が１．２２ｒａｄ（７０°）に対して、本発明例１の朝
顔角α_B は１．３１ｒａｄ（７５°）に増加した。な
お、レースウェイ深度Ｄ_R はいずれも１．５ｍであっ
た。

【００４０】本発明者らは、炉内現象が実際の高炉とで
きる限り相似となるように設計した模型実験を行い、炉
壁近傍のＯｒｅ／Ｃｏｋｅを減少することにより炉腹部
の炉壁に擬停滞層が形成すること、および、冷却盤やス
テーブのΓ部のような突起物の炉内突出長さが増加する
と、前記の擬停滞層の厚みが増加することを確認してい
る（一田ら：「鉄と鋼」，７７（１９９１），Ｎｏ．１
２，ｐ．２１０７）。したがって、炉壁近傍のＯｒｅ／
Ｃｏｋｅを変化させた時の炉腹部の炉壁に形成する擬停
滞層の厚みを正確に計測することが、調整因子の１つで
ある炉腹径Ｄ_Bの正確な算定のために重要である。な
お、ここでは朝顔部下端からの設定高さＬ_P は朝顔高さ
を採用したので、炉内径は炉腹径Ｄ_B と等しいが、炉の
末期のように朝顔部の炉壁レンガが損耗した場合には、
後述の例示のように、朝顔部の設定高さＬ_P における炉
の内径を採用する方が朝顔角α_B をより正確に推定でき
る。

【００４１】炉腹径Ｄ_B の算定のための鉄皮から炉壁稼
働面までの距離の計測方法としては、休風時に炉壁近傍
のボーリングを行い稼働面を判別して距離を計測する方
法が簡便であるが、測定頻度を増加するためには、操業
時にファイバースコープ内蔵の可動式プローブを炉壁か
ら挿入して、稼働面の位置を正確に測定する方法を採用
してもよい。

【００４２】次に、適正な融着帯形状の決定方法と炉腹
径Ｄ_B の調整方法をＡ高炉を例にとり説明する。比較例
１の場合は、朝顔角α_B が１．２２ｒａｄ（＝７０°）
と小さいので、融着帯内面の頂層の位置がシャフト中部
にあり、融着帯内面の頂層と朝顔部下端の距離Ｌ_C （以
下、融着帯内面の頂層の高さという）は１５．０ｍと大
きい。一方、本発明例１の場合は、融着帯内面の頂層の
位置がシャフト下部にあり、融着帯内面の頂層の高さＬ
_C は１１．２ｍに減少している。

【００４３】図５は、Ａ高炉のステーブ温度の炉高方向
分布を比較した図である。比較例１ではシャフト中部の
ステーブ温度が高く、シャフト圧力変動や装入物の降下
状態も不良であった。この原因としてはシャフト下部か
らシャフト中部にかけての融着帯のコークススリットか
ら炉壁へのガス流の吹出しが増加したことに加えて、融
着帯が上方へ肥大化し装入物の降下断面積が減少したた
めに、炉壁近傍の装入物が降下しにくくなり鉱石とコー
クスの混合層が形成されたためと推定される。

【００４４】一方、本発明例１では、融着帯内面の頂層
の位置が低いために融着帯のコークススリットから炉壁
へのガス流の吹出しも少なくシャフト部のステーブ温度
は比較例１より低く、ステーブ全体からの熱損失量も８
６ＭＪ／ｈであり、比較例１より２１ＭＪ／ｈ減少し、
シャフト圧力変動も半減し、装入物の降下状態も良好で
あった。換言すれば、本発明例１の場合には、炉壁近傍
のＯｒｅ／Ｃｏｋｅを低めに操業することにより、炉壁
部に比較的安定な擬停滞層を形成し、炉腹径Ｄ_B の減少
と朝顔角α_B を増加させることによって融着帯内面の頂
層の位置を低下させたために、炉壁近傍のガス流が抑制
され、ステーブ温度やシャフト圧力変動を低下できたと
言える。

【００４５】図６は、Ａ高炉について、融着帯内面の頂
層の高さＬ_C および炉腹径Ｄ_B と（１７）式より算定し
た朝顔角α_B の関係を示した図である。Ａ高炉の火入れ
後の操業指標（ステーブ温度およびシャフト圧力の変動
状況、装入物の降下状況）、本発明の方法で算定した融
着帯内面の頂層の高さＬ_C および朝顔角α_B の時系列デ
ータを用いて統計解析した結果、前記操業指標を安定さ
せる面から、Ａ高炉の朝顔角の適正範囲は図６に示すよ
うに１．２７ｒａｄ（７３°）から１．３６ｒａｄ（７
８°）の範囲であると推定され、該朝顔角α_B の適正範
囲に対応する融着帯内面の頂層の高さＬ_C の適正範囲は
１３〜１０ｍと推定された。

【００４６】ちなみに、融着帯内面の頂層の高さＬ_C の
適正範囲１３〜１０ｍに対応する炉腹径Ｄ_B の適正範囲
は、図６に示すように１４．４〜１３．７ｍと推定され
た。つまり、Ａ高炉における適正な融着帯内面の形状
は、融着帯内面の頂層の高さＬ_C が１３〜１０ｍの範囲
内にある場合と同じことであり、前記の本発明例１のケ
ースは融着帯内面の頂層の高さＬ_C が１１．２ｍであっ
たので、融着帯内面の形状は適正な分布例といえる。し
たがって、炉壁近傍のＯｒｅ／Ｃｏｋｅを操作し、炉腹
径Ｄ_B を１４．４〜１３．７ｍの範囲に調整することに
より、融着帯内面の頂層の高さＬ_C を適正範囲１３〜１
０ｍの範囲に調整することができる。該Ｌ_C の適正範囲
を無次元化するために、Ｌ_C と炉床径Ｄ_H の比（Ｌ_C ／
Ｄ_H ）の適正範囲で表すと０．８〜１．１となる。

【００４７】図７は、炉床径Ｄ_H で１３．７ｍの高炉
（以下、Ｂ高炉という）において、朝顔部下端からの設
定高さＬ_P が２．５ｍの位置における炉壁稼働面の炉の
内径Ｄ_B が１５．６ｍ（点線、以下、比較例２という）
と１４．４ｍ（実線、以下、本発明例２という）の場合
の融着帯内面形状を本発明の方法で算定し比較した図で
ある。ここで、比較例２は、炉芯温度が低下し、炉芯肥
大によってレースウェイ深度Ｄ_R が０．６ｍと極端に小
さくなっていたケースである。そこで、炉壁近傍のＯｒ
ｅ／Ｃｏｋｅを４．５（比較例２）から３．６（本発明
例２）に減少することにより、図７の斜線部に厚みが
０．６ｍの擬停滞層が形成され、前記の設定高さＬ_P に
おける炉壁稼働面の炉の内径Ｄ_B を１５．６ｍから１
４．４ｍに調整することができ、融着帯内面の頂層の高
さＬ_C を１５．８ｍから１１．０ｍに低下することがで
きた。換言すれば、Ｌ_C の無次元高さＬ_C ／Ｄ_H を１．
１５から０．８（Ｌ_C ／Ｄ_H の適正範囲内）へ減少する
ことができた。そして、炉壁近傍のＯｒｅ／Ｃｏｋｅ減
少による炉下部の温度上昇効果も相乗効果として加味さ
れて、炉芯内温度の上昇と通気性改善により高炉の操業
成績を向上することができた。

【００４８】図８は、前記のＢ高炉において、レースウ
ェイ深度Ｄ_R を１．４ｍ（比較例３）から１．０ｍ（本
発明例３）へ変更した時の融着帯内面形状の変化を示し
た図である。ここで、レースウェイ深度Ｄ_R は（２６）
式による推定値であり、レースウェイ深度Ｄ_R の低下
は、羽口径の拡大による羽口風速の減少により行った。
その結果、融着帯内面の頂層の高さＬ_C は１０．２ｍか
ら１２．２ｍへ増加し（Ｌ_C ／Ｄ_H は０．７４から適正
範囲である０．８９へ増加し）、通気性が大幅に改善さ
れた。この通気性の改善の原因は、融着帯内面の頂層の
高さＬ_C の適正範囲への増加とレースウェイ深度の低下
によるレースウェイ周辺の粉コークスの発生量の減少に
よると推定された。以上のように、レースウェイ深度Ｄ
_R あるいは羽口風速の調整（減少）によっても、融着帯
内面形状を適正にすることができる。

【００４９】

【発明の効果】以上の通り、本発明は高炉内の融着帯内
面形状を適確に推定し、これを調整する上で有用な操業
指針を提示できるので多大な効果を収めることができ
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】高炉（Ａ）内の融着帯内面形状に及ぼす炉腹径
と朝顔角の影響を示す図

【図２】高炉内の融着帯の模式図

【図３】高炉内の融着帯内面形状を推定するための座標
系と高炉の寸法を示す図

【図４】朝顔部の炉壁部における受働状態を示すモール
円

【図５】図１に対応する炉高方向のステーブ温度分布の
比較図

【図６】融着帯内面の頂層の高さおよび炉腹径と朝顔角
の関係を示す図

【図７】高炉（Ｂ）内の融着帯内面形状に及ぼす炉腹径
と朝顔角の影響を示す図

【図８】融着帯内面形状に及ぼすレースウェイ深度の影
響を示す図

【符号の説明】１融着帯外面形状２融着帯内面形状３融着層４コークススリット５融着帯の根６レースウェイ７炉芯（停滞層）８滴下帯（擬停滞層）９塊状帯

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【手続補正書】

【提出日】平成５年６月１５日

【手続補正１】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００１８

【補正方法】変更

【補正内容】

【００１８】以下、図３にしたがって高炉の融着帯の内
面形状（速度特性線）を解析的に算定する方法を説明す
る。図３に示すように朝顔部下端の中心を新たに座標の
原点にとり、重力方向をｙ軸，半径方向をｒ軸にとり、
融着帯内面（速度特性線）の下端が朝顔部下端面の半径
ｒ_Ｄで接するとみなすと、（２０）式で表される速度特
性線（以下、Ｐ_１線という）および（２１）式で表され
る速度特性線（以下、Ｐ_２線という）に対応するｓｌｉ
ｐｌｉｎｅの応力特性式からｒとαの関係は（２２）
式で表される（高橋ら：化学工学，３８（１９７４），
ｐ．７４６）。ｄｒ／ｄα＝２σ_ｖ・ｓｉｎφ_１・ｃｏｓ（α＋η）／｛ｇ・ρ_ｓ・ｃｏｓ（α−η）｝（２２）ただし、η＝π／４−φ_１／２（１４）

【手続補正２】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００１９

【補正方法】変更

【補正内容】

【００１９】ここで、ｇ：重力加速度（＝９．８ｍ／Ｓ
^２），σ_ｖは装入物の垂直応力（Ｐａ）であり半径方向
で一定と仮定する。（２２）式を積分して整理すると
（２３）式が得られる。ｒ＋Ｃ_３＝Ａ｛（α−η）・ｃｏｓ２η＋１ｎｌｃｏｓ（α−η）ｌ・ｓｉｎ２η｝（２３）ただし、Ａ＝２σ_ｖ・ｓｉｎφ_１／（ｇ・ρ_ｓ）（２４）

【手続補正３】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００２０

【補正方法】変更

【補正内容】

【００２０】Ｃ_３は積分定数であり、境界条件として、
ｒ＝０（炉中心）でα＝０（受働状態）とおくと（２
５）式が得られ、（２５）式を（２３）式へ代入すると
（１）式が成立する。Ｃ_３＝Ａ｛−η・ｃｏｓ２η＋ｌｎｌｃｏｓ（−η）ｌ・ｓｉｎ２η｝２５）ｒ＝Ａ｛α・ｃｏｓ２η＋ｌｎｌｃｏｓ（α−η）／ｃｏｓ（−η）１・ｓｉｎ２η｝（１）

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】高炉の朝顔部下端からの高さ方向設定距
離Ｌ_P における鉄皮から炉壁稼働面までの距離を計測し
て炉壁稼働面の炉の内径Ｄ_B を算定し、該内径Ｄ_B と炉
床径Ｄ_H 、前記Ｌ_P から定まる朝顔角、レースウェイ深
度Ｄ_R の計測値もしくは推定値、壁面摩擦角、及び装入
物の内部摩擦角を用いて融着帯内面形状を算定し、Ｄ_B
あるいはＤ_R の１種以上を調整し、前記算定により求め
た融着帯内面形状の頂層の高さＬ_C とＤ_H の比（Ｌ_C ／
Ｄ_H ）を０．８〜１．１とすることを特徴とする高炉の
操業法。
【請求項２】下記（１）式〜（１８）式に基づいて高
炉中心軸を含む断面における半径方向ｒ、垂直方向ｙの
座標（ｒ，ｙ）の集合として、融着帯内面形状を算定す
ることを特徴とする請求項１記載の高炉の操業法。ｒ＝Ａ｛α・cos ２η＋ln｜ｕ｜・sin ２η｝（１）Ｐ₁ 線（０≦ｒ≦ｒ_D ）；ｙ＝−Ｃ₁ ＋Ａ｛０．５ln｜ｓ² ＋１｜・cos ２η＋（α−η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ−１｜／ｃ｝（２）Ｐ₂ 線（ｒ_D ≦ｒ≦Ｒ）；ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ² ＋１｜・cos ２η−（α＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ＋１｜／ｃ｝（３）Ｒ＝Ａ｛α_R ・cos ２η＋ln｜ｕ_R ｜・ｓin２η｝（４）Ｙ＝−Ｃ₂ ＋Ａ｛０．５ln｜ｔ_R ² ＋１｜・cos ２η−（α_R ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_R ＋１｜／ｃ｝（５） α_R ＝（φ_w ＋β＋２φ_B ）／２（６）ただし、Ａ＝ｒ_D ／｛α_D ・cos ２η＋ln｜ｕ_D ｜・sin ２η｝（７）Ｃ₁ ＝Ａ｛０．５ln｜ｓ_D ² ＋１｜・cos ２η＋（α_D −η）sin ２η −ln｜ｃ・ｓ_D −１｜／ｃ｝（８）Ｃ₂ ＝Ａ｛０．５ln｜ｔ_D ² ＋１｜・cos ２η−（α_D ＋η）sin ２η −ln｜ｃ・ｔ_D ＋１｜／ｃ｝（９）ここで、ｃ＝tan （η＋π／４）（１０）ｓ＝tan （α−η），ｓ_D ＝tan （α_D −η）（１１）ｔ＝tan （α＋η），ｔ_D ＝tan （α_D ＋η），ｔ_R ＝tan （α_R ＋η）（１２）ｕ＝cos （α−η) ／cos （−η) ，ｕ_D ＝cos （α_D −η）／cos （−η），ｕ_R ＝cos （α_R −η）／cos （−η）（１３） η＝π／４−φ_i ／２（１４） β＝sin ^-1（sin φ_w ／sin φ_i ）（１５） φ_B ＝π／２−α_B （１６） α_B ＝tan ^-1｛２Ｌ_P ／（Ｄ_B −Ｄ_H ）｝（１７）ｒ_D ＝０．５Ｄ_H −Ｄ_R （１８）ここで、Ａ，Ｃ₁ ，Ｃ₂ ：積分定数，Ｄ_B ：朝顔部下端
からの設定高さＬ_P における炉壁稼働面の炉の内径
（ｍ）（Ｌ_P が朝顔高さの場合は炉腹径に等しい），Ｄ
_H ：炉床径（ｍ），Ｄ_R ：レースウェイ深度（ｍ），Ｌ
_P ：Ｄ_B を計測するための朝顔部下端からの設定高さ
（ｍ），ｒ：融着帯内面の半径（ｍ），Ｒ：Ｐ₂線と炉
壁との交点のｒ（ｍ），ｒ_D ：コークスの消滅位置を朝
顔部下端（ｙ＝０）とみなしたときのｙ＝０での融着帯
内面（Ｐ₁ 線とＰ₂ 線の交点）のｒ（ｍ），ｙ：融着帯
内面の朝顔部下端からの炉高距離（下向きを正）
（ｍ），Ｙ：Ｐ₂線と炉壁との交点のｙ（ｍ），α：最
大主応力面が水平面となす設定角度（反時計まわりを
正；０≦α≦α_R ）（ｒａｄ），α_B ：朝顔角（ｒａ
ｄ），α_D ：朝顔部下端のＰ₁ 線とＰ₂ 線の交点（ｒ
_D ，０）におけるα（（２）式と（３）式を等置して定
まるαに関する方程式の根）（ｒａｄ），α_R ：朝顔部
の炉壁における受働状態でのα（ｒａｄ），φ_i ：装入
物の内部摩擦角（＝０．９０ｒａｄ），φ_w ：壁面摩擦
角（＝０．３０ｒａｄ），その他，ｃ，ｓ，ｔ，ｕ，
η，β，φ_B ：数式を簡略化するための変数。