JPH0635606B2

JPH0635606B2 - 高炉炉熱低下予測方法

Info

Publication number: JPH0635606B2
Application number: JP4459287A
Authority: JP
Inventors: 維人門口; 武矢場田; 浩一松田; 喜久大塚; 信幸永井
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 1987-02-26
Filing date: 1987-02-26
Publication date: 1994-05-11
Anticipated expiration: 2009-05-11
Also published as: JPS63210222A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）この発明は、高炉の安定な操業を行うための高炉炉熱低
下予測方法に関する。

（従来の技術とその問題点）高炉の安定操業の維持のためには、溶銑温度を一定にす
ることが必要であることが従来より知られている。この
ため、高炉操業者は高炉炉熱変化を予測する必要性があ
った。

高炉炉熱変化において、特に温度低下によって溶銑が凝
固し、高炉から流出しなくなる可能性があるため、温度
低下の予測は極めて重要なものとなる。

高炉炉熱の予測方法としては、特開昭６０−３９１０７
に開示されたものがある。この方法は炉腹部周辺装入物
温度が溶銑温度と強い相関関係を持つという見地から、
予め第１３図に示す様に高炉１に設置したセンサ（炉腹
ゾンデ）２により検出される炉腹部周辺部温度と溶銑温
度との関係を第１４図に示す如く直線回帰する。この直
線式に基づき、炉腹部周辺部温度から溶銑温度Ｔpig を
予測するのである。

しかしながら、この方法では炉内の内壁近傍の温度を測
定するために炉腹ゾンデ２を挿入する必要があり、この
ため温度測定を間欠時点でしか行なえず、溶銑温度予測
精度も当然悪化してしまうという問題点があった。

また、溶銑温度が同じ値でも、生産計画や原料袋入条件
等の変化により、炉内温度が変化する場合がある。した
がって第１４図で示した炉壁温度の絶対値に基づく直線
式では、必ずしも正確な予測ができないという問題点が
あった。

一方、従来より、高炉の還元状態の良否を示すソリュー
ションロスカーボン量（以下「ソルロスＣ量」と言う）
の増減により、高炉炉熱の予測が別の予測方法として行
なわれている。ソルロスＣ量の増加は、以下に示すいわ
ゆるソルロス反応が促進することを示している。

Ｃ＋ＣＯ_２→２ＣＯこの反応は、吸熱反応であるため高炉炉熱が低下するこ
とが予測できる。

ソルロスＣ量は、通常炉頂ガスの組成を分析するガスク
ロマトグラフィーの分析周期（３分程度）毎に、炉頂ガ
ス中のＣＯ，ＣＯ_２，Ｎ_２等の割合や送風条件や原料袋
入条件をもとに計算され、従来は１時間毎のソルロスＣ
量の平均値により炉熱低下を管理していた。

第１５図(a),(b) において、同図(a) は、３分毎のソル
ロスＣ量（ｌ１）および１時間毎のソルロスＣ量平均値
（ｌ２）の経時変化を示し、同図(b) は溶銑温度の経時
変化を示すグラフである。同図において、時刻１７時に
閾値ε_１を越えているが昇熱アクションをとらず、その
後のように溶銑温度は大幅低下している。第１６図
は、閾値ε_２を越えた時刻１３時に昇熱アクションＡを
起した時の各々の経時変化を示している。なお第１５図
と同様、図中ｌ１が３分毎の瞬間値、ｌ２が１時間平均
のソルロスＣ量を示している。第１５図，第１６図を比
較することにより、昇熱アクションＡにより第１５図
(b) ののような溶銑温度低下が、第１６図で示すよう
にある程度回避できているのがわかる。

しかしながら、１時間毎のソルロスＣ量の平均値の予測
では、急激なソルロスＣ量の増加があった時、最悪の場
合、ほぼ１時間程度も炉熱低下の予測に遅れが生じてし
まう問題点があった。例えば第１６図の場合にしても、
予測おくれのため昇熱アクションＡをとるのは溶銑温度
が管理温度Ｔ_ｃをある程度下まわってからになってしま
っている。そこで、この問題点を回避するため、３分程
度の間隔で測定したソルロスＣ量の瞬時値で炉熱低下予
測した場合、第１５図，第１６図のｌ２で示したように
個々のバラツキが大きく、ノイズ成分が大きいためデー
タの持続性がない。したがってソルロスＣ量の瞬時値で
は炉熱低下予測が不可能に近い。

（発明の目的）この発明の目的は、上記従来技術の問題点を解消し、予
測ができるだけ早く得られ、しかも溶銑温度の低下を正
確に予測することのできる高炉炉熱低下予測方法を提供
することである。

（目的を達成するための手段）上記目的を達成するため、この発明における高炉炉熱低
下予測方法は、高炉の所定箇所に内壁温度計を設置し、
該内壁温度計にて、所定時間間隔ごとの内壁温度差を測
定し、ある時刻における前記内壁温度差の正の値を示す
部分の合計値が閾値を越えた時に所定期間評価点を与え
る第１の予測手段と、ある時刻における前記内壁温度差
の負の値を示す部分の合計値が閾値を越えた時に所定期
間評価点を与える第２の予測手段と、ある時刻における
前記内壁温度差の正の値を示す部分の所定時間幅の移動
平均値の総和が閾値を越えた時に所定期間評価点を与え
る第３の予測手段と、ソリューションロスカーボン量を
所定時間間隔ごとに求め、この求めた値の所定時間幅に
おける移動平均値が閾値を越えた時に評価点を与える第
４の予測手段と、炉頂ガス成分中の窒素量を所定時間間
隔ごとに求め、この求めた値の所定時間幅における移動
平均値が閾値を下回った時に評価点を与える第５の予測
手段とのうちの少なくとも１つを備え、前記少なくとも
１つの予測手段の評価点による総和評価値を予め定めら
れた総合閾値と比較することで炉熱低下の度合いを予測
するに際し、前記総和閾値の高炉作業中に、炉熱低下の
度合いの予測精度が高まるように時々刻々変化させるよ
うにしている。

（実施例）Ａ．第１の炉熱低下理由高炉の炉熱低下の一因として、以下に示すものが考えら
れる。

高炉羽口から吹き上げる溶銑温度及び溶銑量調整のため
の高温空気（ガス流）は通常、炉内中央部に吹き込んで
いる。ところで原料袋入条件，装入物分布等の理由によ
り、急にガス流が炉内周辺部に多く流れる場合がある。
その結果、ＦｅＯ＋Ｃ→Ｆｅ＋ＣＯの吸熱反応が促進され、炉熱低下が起こる。

ところで、ガス流が多量に炉内周辺部に流れるとＮa ，
Ｋ，Ｐb 等の炉内付着物及び停滞層が剥離し、壁落ちす
ることにより、その部分の炉壁温度が急激に上昇する。
この急激な温度上昇を検知すれば炉熱低下が予測でき
る。

Ｂ．第２の炉熱低下理由また、高炉の炉熱低下の一因として、以下に示すものが
考えられる。

高炉内の荷下がり速度がＡ．と同様の理由で上がると、
いわゆる生鉱下りにより高炉内の融着帯レベルが下が
り、炉熱低下が起こる。

ところで、融着帯レベルが下がると、該当部分における
炉壁温度も急激に下降する。この急激な温度下降を検知
すれば炉熱低下が予測できる。

Ｃ．第３の炉熱低下理由さらに、高炉の炉熱低下の一因として、以下に示すもの
が考えられる。

高炉羽口から吹き上げる溶銑温度及び溶銑量調整のため
の高温空気（ガス流）は通常、炉内中央部に吹き込んで
いる。ところが、Ａ．，Ｂ．と同様の理由により、ガス
流の一部が炉内周辺部に流れる場合がある。この状態が
長時間続くと、高炉の炉壁からのガス流の熱放散が正常
操業時より多くなり、その結果、炉熱低下が起こる。

ところで、ガス流の一部が定常的に炉内周辺部に流れる
と、炉壁温度が徐々に上昇する。このような比較的長時
間のゆるやかな温度上昇を検知すれば炉熱低下が予測で
きる。

Ｄ．第１〜第３の予測手段第１図(a),(b) は、各々この発明の一実施例で用いられ
る内壁温度計の配置を示す側面断面図、平面断面図であ
る。内壁温度計３は同図(a) に示すように、高炉１の高
さ方向に７個（背部３個，腹部２個，朝顔部２個）、同
図(b) に示すように高炉１の周方向に４個設置する。つ
まり、４方向７レベルで計２８個の内壁温度計３を設置
する訳である。

内壁温度計は例えば、本出願人による実開昭５７−８１
５３１，実公昭５９−１６８１６に開示されたものを用
いてもよく、第２図は後者に開示された内壁温度計（以
下これを「ＦＭセンサ」という。）を示す概念図であ
る。

同図において、４は２本の導線５が絶縁的に平行して埋
設され前方端側に感温部６を有するシース型測温体であ
り、シース型測温体４は複数本を、夫々の感温部６が長
さ方向の異なる部位に配置される様に平行配列されてお
り、さらにシース型ダミー棒７を感温部６の先端に接続
して、最先端を揃えている。シース型ダミー棒７は２本
の導線５が絶縁的に平行して埋設され、シース型測温体
４と実質的に同一の熱伝導性を有する。ＦＭセンサ３は
このシース型測温体４を絶縁材８で相互に非接触に保
ち、シース管９内に収納することにより形成される。

第３図はＦＭセンサ３の設置説明図である。同図におい
て、１０〜１３は高炉の炉壁であり、１０はレンガ、１
１はステーブ、１２はスタンプ、１３は鉄皮である。Ｆ
Ｍセンサ３は同図に示すように、パッキン１４及び溶接
部１５への溶接により、炉壁内部に設置されている。な
お、１６は充填材であり、１７はミルク注入口であり充
填材１６を注ぎ込む箇所である。

なお、ここで説明したＦＭセンサ３はその設置及び構造
上、炉壁の侵食と共にＦＭセンサ３自体も侵食され、シ
ース型測温体４が炉壁近傍の炉内に露出する場合もあ
り、実際には「炉壁温度」と共に「炉壁近傍の炉内温
度」を測定していることになる。以下、両者を含めた概
念を「炉壁温度」として述べる。ＦＭセンサ３は上述の
ように、従来のシース熱電対等の温度計に比べ、多数の
測定点を有し、迅速な測温応答を満足し、長期の連続的
な温度測定が可能であり、信頼性の向上、耐久性の向
上、施工性の向上等が計られている。

各ＦＭセンサ３は、第４図に示すように所定サンプリン
グ時間Δｔごとに高炉１の内壁温度を測定している。こ
こで、時刻ｊのｉ番目のＦＭセンサ３の内壁温度をＴ
_j,i とし、時刻ｊの１サンプリング時間Δｔ前の内壁温
度をＴ_j-1,i とすると、Ｔ_j,i とＴ_j-1,i との内壁温度
差（差分値）ΔＴ_j,i は、 ΔＴ_j,i ＝ΔＴ_j,i −Ｔ_j-1,i …(1) となる。この状態を第５図に示す。

この差分値ΔＴ_j,i に、各ＦＭセンサ３毎の高さ、周方
向等を考慮して重みｗ_ｉを乗ずる。さらに、差分値ΔＴ
_j,i が負のものに対しては、ｖ_ｉ＝０、それ以外のもの
に対しては、ｖ_ｉ＝１を示す正負パラメータｖ_ｉも乗
じ、時刻ｊの補正差分値（正の差分値）ＣＴ_j,i を得
る。

ＣＴ_j,i ＝ｗ_ｉ・ｖ_ｉ・ΔＴ_j,i …(2) 次に、補正差分値ＣＴ_j,i の全ＦＭセンサ３に対する総
和をとり、これをＳＴ１_ｊとする。

そして次(4) 式に従い、この差分値総和ＳＴ１_ｊの値が
予め定められた閾値ε_１より大きくなれば、急激な温度
上昇があったとみなし所定期間評価点１を与える。

ＳＴ１_ｊ≧ε_１ …(4) 以上がＡ．の理由に基づく第１の予測手段である。

Ｂ．の理由に基づく第２の予測手段は、以下に示す通り
である。

(2) 式において、正負パラメータｖ_ｉは差分値ΔＴ_j,i
が正のものに対しては、ｖ_ｉ＝０、それ以外のものに対
しては、ｖ_ｉ＝１とし、次に、補正差分値ＣＴ_j,i の絶
対値の全ＦＭセンサ３に対する総和をとり、これをＳＴ
２_ｊとする。

そして次(4) ′に従い、(3)′式に基づく差分値総和Ｓ
Ｔ２_ｊの値が予め定められた閾値ε_２より大きくなれ
ば、生鉱下りによる急激な温度下降があったとみなし、
所定期間評価点１を与える。

ＳＴ２_ｊ≧ε_２ …(4)′ Ｃ．の理由に基づく第３の予測手段は、以下に示す通り
である。

(2) 式の正負パラメータｖ_ｉは第１の予測手段と同様、
差分値ΔＴ_j,i が負のものに対しては、ｖ_ｉ＝０、それ
以外のものに対してはｖ_ｉ＝１とする。また時刻ｊのｋ
サンプリング時間前（すなわちΔｔ×ｋ時間前）の補正
差分値をＣＴ_j-k,i とし、この補正差分値の所定の時間
幅ｎΔｔの移動平均の時刻ｊにおける値の全ＦＭセンサ
３に対する総和をとり、これをＳＴ３_ｊとする。

そして、次(4) ″式に従い、この移動平均総和ＳＴ３_ｊ
の値が予め定められた閾値ε_３より大きくなれば、ゆる
やかな温度上昇が長期間あったとみなし、所定期間評価
点１を与える。

ＳＴ３_ｊ≧ε_３ …(4) ″ 上記した第１〜第３の予測手段は、各々炉壁温度差（差
分値）により行なっているため、炉壁温度の絶対値の上
下によらず、正確な予測を行なうことができる。しか
も、ＦＭセンサ３はその施工性の良さ及び測温応答性の
良さから、高炉全周を覆うように配置でき、連続的な内
壁温度差が把握できることで、さらに正確な予測を行な
うことができる。

また、上記した第１〜第３の予測手段は、コンピュータ
により実現が可能となる。第６図は第１の予測手段の処
理の流れを示すフローチャートである。同図において、
ステップＳ１で各ＦＭセンサ３の炉壁温度Ｔ_j,i をサン
プリング時間Δｔ毎に測定する。次に、ステップＳ２に
おいて各ＦＭセンサ３の差分値を(1) 式に基づき計算す
る。

そして、ステップＳ３において、(2),(3) 式に基づく正
の差分値総和ＳＴ１_ｊを求める。さらに、ステップＳ４
において、この正の差分値総和ＳＴ１_ｊと予め定められ
た閾値ε_１との比較を行い、(4) 式を満足すればステッ
プＳ５においてガス流の急激な炉内周辺流化による炉熱
低下が起こるであろうとみなし、所定期間評価点１を与
える。一方、(4) 式を満足しない場合は、異常なしとみ
なしステップＳ１に戻り、以下ステップＳ１〜ステップ
Ｓ４を繰り返すことで炉熱低下評価を行なう。

第７図は第２の予測手段の処理の流れに示すフローチャ
ートである。同図において、ステップＳ１１で各ＦＭセ
ンサの炉壁温度Ｔ_j,i をサンプリング時間Δｔ毎に測定
する。次に、ステップＳ１２において各ＦＭセンサ３の
差分値を(1) 式に基づき計算する。

そして、ステップＳ１３において、(3)′式に基づく負
の差分値総和ＳＴ２_ｊを求める。さらに、ステップＳ１
４において、この負の差分値総和ＳＴ２_ｊと予め定めら
れた閾値ε_２との比較を行い、(4)′式を満足すればス
テップＳ１５において荷下り速度が上ったことによる炉
熱低下が起こるであろうとみなし、所定期間評価点１を
与える。一方、(4)′式を満足しない場合は、異常なし
とみなしステップＳ１１に戻り、以下ステップＳ１１〜
ステップＳ１４を繰り返すことで炉熱低下評価を行な
う。

第８図は第３の予測手段の処理の流れを示すフローチャ
ートである。同図において、ステップＳ２１で各ＦＭセ
ンサ３の炉壁温度Ｔ_j,i をサンプリング時間Δｔ毎に測
定する。次に、ステップＳ２２において各ＦＭセンサ３
の差分値を(1) 式に基づき計算する。

そして、ステップＳ２３において(3)″式に基づく正の
差分値の時間幅ｎΔｔにおける移動平均総和ＳＴ３_ｊを
求める。さらに、ステップＳ２４において、この正の差
分値移動平均総和ＳＴ３_ｊと予め定められた閾値ε_３と
の比較を行い、(4)″式を満足すればステップＳ２５に
おいて炉体熱放散による炉熱低下が起こるであろうとみ
なし、所定期間評価点１を与える。一方、(4)″式を満
足しない場合は、異常なしとみなしステップＳ２１に戻
り、以下ステップＳ２１〜ステップＳ２４を繰り返すこ
とで炉熱低下評価を行なう。

Ｅ．第４，第５の予測手段ガスクロマトグラフィーによる炉頂ガス成分分析、送風
条件、原料装入条件などにより、ソルロスＣ量（Kg／t-
p ）をサンプリング時間Δｔごとに算出する。ここで、
時刻ｊにおけるソルロスＣ量をｘ_ｊとし、時刻ｊよりも
ｋサンプリング時間前（すなわちΔｔ×ｋ時間前）のソ
ルロスＣ量をｘ_j-k とすると、現在の時刻ｊにおける所
定時間幅ｎΔｔの移動平均ｘ_Ｍは、で計算できる。

(5) 式に基づくｘ_Ｍをサンプリング時間Δｔごとに計算
し、下記(6) 式により、ｘ_Ｍが予め定めておいた閾値ε
_ｘｉ(i=1〜n)（ε_x1＜ε_x2…＜ε_xn）を置けた時の最大
の閾値ε_xiにより評価点ｉを与え、評価を行なう。

ｘ_Ｍ＞ε_xi (i=1〜n) …(6) 以上が第４の予測手段である。

また、ガスクロマトグラフィーにより検出される炉頂ガ
ス中の窒素量(%) （以下、「ガスクロＮ_２量」と言
う。）はソルロスＣ量と強い負の相関があり、ソルロス
Ｃ量の増加に代え、ガスクロＮ_２量の減少により、高炉
炉熱低下が予測できる。

このことにより、現在の時刻ｊにおけるガスクロＮ_２量
をｙ_ｊとし、時刻ｊよりもｋサンプリング時間前（すな
わちΔｔ×ｋ時間前）のガスクロＮ_２量をｙ_j-k とする
と、現在の時刻ｊにおける所定時間幅ｎΔｔの移動平均
ｙ_Ｍは、で計算できる。

(7) 式に基づくｙ_Ｍをサンプリング時間Δｔ毎に計算
し、下記(8) 式により、ｙ_Ｍが予め定めておいた閾値ε
_yj(j=1〜n)（ε_y1＞ε_y2…＞ε_ｙｎ）を下回った時の最
小の閾値ε_yjにより評価点ｊを与え、炉熱低下評価を行
なう。

ｙ_Ｍ＜ε_yj (j=1〜n) …(8) 以上が第５の予測手段である。

さらに、第４の予測手段であるソルロスＣ量の移動平均
を求めるに際し、ソルロスＣ量の瞬時値が第９図（ａ）
に示すようにノイズ等の原因で異常値Ｅ１，Ｅ２を発生
する場合がある。ここで、時刻ｊのソルロスＣ量を
ｘ_ｊ，１サンプリング時間Δｔ前のソルロスＣ量をｘ
_j-1 とすると、ソルロスＣ量の差分値の絶対値Δｘ_ｊは Δｘ_ｊ＝｜ｘ_ｊ−ｘ_j-1 ｜ …(9) となる。このΔｘ_ｊを閾値ε_ｚと同図（ｂ）のように比
較するとで異常値Ｅ１，Ｅ２を見つけだし同図（ｃ）に
示すように直前の測定値と置き換えることにより平滑化
をはかる方法が考えられる。この方法を適用することに
より、より正確なソルロスＣ量の移動平均が求まり、そ
の結果、かなり精度の高い予測が可能となる。

このような異常値補正を含んだソルロスＣ量の移動平均
による炉熱低下予測方法はコンピュータを用いて実現す
ることが可能である。第１０図はその処理の流れを示す
フローチャートである。同図において、まず、ステップ
Ｓ３１において、ｎ段階にε_x1＜ε_x2…ε_xnの大きさ
で、閾値ε_x1〜ε_xnを設定する。そして、ステップＳ３
２でソルロスＣ量の瞬時値ｘ_ｊをサンプリング時間Δｔ
毎に求める。ステップＳ３３においてソルロスＣ量の差
分値の絶対値Δｘ_ｉを求め、次にステップＳ３４におい
て差分値の絶対値Δｘ_ｊが閾値ε_ｚと比較して大きい場
合、ステップＳ３５において、この瞬間値ｘ_ｊは異常値
とみなし、直前の測定値ｘ_j-1 に置き換え、ステップＳ
３６に移行する。一方、ステップＳ３３において閾値ε
_ｚより小さい場合は、瞬時値ｘ_ｊを変更することなく、
ステップＳ３６に移行する。ステップＳ３６では時間幅
ｎΔｔの移動平均ｘ_Ｍを求め、次のステップＳ３７にお
いて評価点ｉを０に初期設定する。

そして、ステップＳ３８において、ソルロスＣ量移動平
均値ｘ_Ｍと閾値ε_x1（ｉ＝０より）との比較が行なわ
れ、ｘ_Ｍ≧ε_x1ならば、ステップＳ３９においてｉの値
を０→１と１増し、ステップＳ４０においてｉ＝ｎと判
定されるか、ステップＳ３８においてｘ_Ｍ＜ε_x(i+1)と
判定されるまで閾値ε_x(i+1)の値を段階的に増加させな
がらステップＳ３８〜Ｓ４０を繰返して評価点ｉを算出
し、ステップＳ４１に移行する。またｘ_Ｍ＜ε_x1なら
ば、ステップＳ３９，Ｓ４０は１度も実行されず、評価
点ｉは０としてステップＳ４１に移行する。最後にステ
ップＳ４１において、ステップＳ３８〜Ｓ４０により求
められた評価点ｉを出力する。

なお、当然のことながら、上記した異常値処理，コンピ
ュータへの適用は、ガスクロＮ_２量の移動平均値ｙ_Ｍに
よる炉熱低下予測の場合においても同様に実現できる。

上述した第４，第５の予測手段はサンプリング時間Δｔ
毎の移動平均に基づいているため、予測を早く得ること
ができ、しかも精度も十分確かなものといえる。

Ｆ．総合予測手段Ｄ．Ｅ．で述べた第１〜第５の予測手段のうちの少なく
とも１つの予測手段の評価点を用いることで、以下に述
べるように総合予測を行なう。この総合予測手段は第１
〜第５の予測手段の評価点を各々ｆ_１〜ｆ_５、重みを各
々ω_１〜ω_５とすると、（使用しない予測手段は重み
０）Ｃ＝ω_１ｆ_１＋ω_２ｆ_２＋ω_３ｆ_３＋ω_４ｆ_４＋ω_５ｆ_５ …(10) で求められた総合評価Ｃに基づいており、この総合評価
Ｃの値を、予め多段階に設けられた総合閾値ε_c1〜ε_cn
と比較することで、炉熱低下レベル０〜ｎに応じた予測
が行なわれる訳である。このように総合評価Ｃの値に応
じて、アラームの度合いを変えることで、昇熱アクショ
ンを細かく変化させることができる。その結果、必要十
分な昇熱アクションを選択することが実現できるように
なり、炉熱低下を確実に防止できるのは勿論、過度の昇
熱アクションによる不要な炉熱上昇を招くことがなく、
安定かつ経済的な高炉操業が可能になる。

しかしながら、当初最適であった総合評価Ｃによる炉熱
低下レベルの予測が高炉操業中において、生産計画や原
料条件などの諸条件の変化に伴い、必ずしも最適でなく
なる可能性がある。このため、総合評価Ｃの値による炉
熱低下レベルを決定づける総合閾値ε_c1〜ε_cnを高炉操
業中に適切に変化させる必要があり、総合閾値ε_c1〜ε
_cnの学習を以下に示すように行なう。

第１１図は第１〜第５の予測手段全ての評価点による総
合予測手段の処理の流れを示すフローチャートである。
以下同図を参照しつつ説明する。

まずステップＳ５１で総合評価Ｃを(10)式より算出す
る。次にスップＳ５２で炉熱低下レベルを決定する閾溶
銑温度Ｔ_ｉ（ｉ＝１〜ｎ）を降順に設定（第１２図参
照）する。そして、ステップＳ５３において、過去に逆
のぼった一定期間における多数の総合評価Ｃの値と、各
総合評価Ｃにより予測される所定期間後の溶銑温度実績
値Ｔとの関係を調べ以下に示すように、最小二乗法でＣ
−Ｔの近似直線を導く。

第１２図は、溶銑温度実績値Ｔと総合評価Ｃの値の相関
を示すグラフであり、ｘは測定データを示す。Ｌは測定
データにより最小二乗法で求められたＣ−Ｔ近似直線で
あり、直線式は下(11)のように決定できる。

Ｃ＝ａＴ＋ｂ …(11) ステップＳ５３で求めたＣ−Ｔ近似直線Ｌ(11)式に基づ
き、ステップＳ５４において、各閾溶銑温度Ｔ_ｉに対応
する各総合閾値ε_ciを、第１２図の破線に示すように決
定する。そしてステップＳ５５において、ステップＳ５
１で算出された総合評価Ｃと、ステップＳ５４で決定さ
れた各総合閾値ε_ciとを比較することで、炉熱低下レベ
ルｌ（ε_cl≦Ｃ＜ε_c(l+1)）を決定する。そして最後
に、炉熱低下レベルｌに応じたアラームを出力すること
で炉熱低下を警告し、以降ステップＳ５１に戻り、ステ
ップＳ５１〜Ｓ５６を繰り返すことで炉熱低下を予測す
る。

このように、総合閾値ε_ciを、総合評価Ｃの値と溶銑温
度実績値Ｔの相関に基づき、耐えず自動的に更新するこ
とで高炉操業中に生産計画や原料条件が変化したような
場合においても、正確に炉熱低下レベルに応じた予測が
行える。

Ｇ．補足尚、この実施例における第１〜第３の予測手段では内壁
温度計にＦＭセンサを用いたが、通常の測温センサ（例
えばシース熱電対）でも寿命の点で問題はあるものの代
用可能である。また、ステーブ温度計，レンガ埋め込み
温度計を用いてもその信頼性，測温応答性の低さから予
測精度は若干低下するものの、代用可能である。

また、この実施例における第１〜第３の予測手段では、
ＦＭセンサ３を７レベル４方向に２８個設置したが、高
炉の特性により適当に設置すれば良いのは勿論である。

さらに、総合予測はＦ．で述べたように第１〜第５の予
測手段全てを用いるのが望ましいが、最低限第１〜第５
の予測手段の少なくとも１つを用いることで、Ｆ．で述
べた例とほぼ同様の効果が期待できる。また総合閾値の
更新の代りに、各予測手段の少なくとも１つの閾値を変
更する等の変形例も考えられ、第１〜第３の予測手段も
第４，第５の予測手段と同様に複数の閾値を設けること
も考えられる。

（発明の効果）以上説明したように、この発明によれば、予測が早く得
られ、しかも総合閾値の変更などにより炉熱低下の度合
いの予測精度の向上を自動的に行なう総合予測によるた
め、溶銑温度の低下をより正確に予測し、必要に応じた
昇熱アクションをとることができる。

【図面の簡単な説明】

第１図(a),(b) は各々、この発明の一実施例に用いられ
るＦＭセンサの高炉炉壁内の配置を示す側面断面図，平
面断面図、第２図，第３図は各々ＦＭセンサの概念図及
び設置説明図、第４図はＦＭセンサによる測定炉壁温度
の経時変化を示すグラフ、第５図はＦＭセンサによる測
定炉壁温度の差分値の経時変化を示すグラフ、第６図は
第１の予測手段の処理の流れを示すフローチャート、第
７図は第２の予測手段の処理の流れを示すフローチャー
ト、第８図は第３の予測手段の処理の流れを示すフロー
チャート、第９図(a),(b),(c) は各々異常値を含んだソ
ルロスＣ量の瞬時値，ソルロスＣ量の差分値の絶対値，
異常値を取り除いたソルロスＣ量の瞬時値を示すグラ
フ、第１０図は第４の予測手段の処理の流れを示すフロ
ーチャート、第１１図は総合予測手段の処理の流れを示
すフローチャート、第１２図は総合評価と溶銑温度実績
値との関係を示すグラフ、第１３図は従来技術における
炉腹ゾンデの高炉内の配置を示す側面断面図、第１４図
は溶銑温度と炉腹部周辺部温度の相関を示すグラフ、第
１５図はソルロスＣ量の１時間平均値と溶銑温度の経時
変化を時間的に対応させて示したグラフ、第１６図は昇
熱アクションを起こした時のソルロス量の１時間平均値
と溶銑温度の経時変化を時間的に対応させて示したグラ
フである。１……高炉、３……ＦＭセンサ

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】高炉の所定箇所に内壁温度計を設置し、該
内壁温度計にて、所定時間間隔ごとの内壁温度差を測定
し、ある時刻における前記内壁温度差の正の値を示す部分の
合計値が閾値を越えた時に所定期間評価点を与える第１
の予測手段と、ある時刻における前記内壁温度差の負の値を示す部分の
合計値が閾値を越えた時に所定期間評価点を与える第２
の予測手段と、ある時刻における前記内壁温度差の正の値を示す部分の
所定時間幅の移動平均値の総和が閾値を越えた時に所定
期間評価点を与える第３の予測手段と、ソリューションロスカーボン量を所定時間間隔ごとに求
め、この求めた値の所定時間幅における移動平均値が閾
値を越えた時に評価点を与える第４の予測手段と、炉頂ガス成分中の窒素量を所定時間間隔ごとに求め、こ
の求めた値の所定時間幅における移動平均値が閾値を下
回った時に評価点を与える第５の予測手段とのうちの少
なくとも１つを備え、前記少なくとも１つの予測手段の評価点による総合評価
値を予め定められた総合閾値と比較することで炉熱低下
の度合いを予測するに際し、前記総合閾値を高炉操業中
に、炉熱低下の度合いの予測精度が高まるように時々刻
々変化させることを特徴とする高炉炉熱低下予測方法。