JPH07305105A - 高炉レースウェイ状態の評価方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【目的】 高炉レースウェイの崩壊周期およびレースウ
ェイにおける微粉炭の燃焼率の評価方法を提供する。 【構成】 高炉羽口覗孔部に放射温度カメラを設置し，
レースウェイの輝度を非接触で測定し，該輝度を画像解
析装置により温度に変換し，該温度の時系列データのス
ペクトル解析に基づいて，パワー密度スペクトルが最大
となる周波数の逆数から高炉レースウェイの崩壊周期θ
_R,0 を算定し，一方，羽口風速，微粉炭比，羽口径，お
よび微粉炭の元素分析値に基づくレースウェイ周りの物
質収支よりレースウェイの崩壊周期の関係式と前記の崩
壊周期θ_R,0 を用いて微粉炭吹込み高炉操業における微
粉炭の燃焼率η_PCを評価する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は，高炉レースウェイの崩
壊周期およびレースウェイにおける微粉炭の燃焼率を推
定するための高炉レースウェイ状態の評価方法に関す
る。

【０００２】

【従来の技術】羽口部に各種の温度計を設置して，高炉
レースウェイを観察し，その温度状態を測定する試みは
従来より多数報告されている（例えば，特開平05−2567
05号公報）。図４に，羽口覗孔部に放射温度カメラを設
置して高炉レースウェイ状態を観測するシステム構成図
の本発明の方法による実施例を示す。図４において，放
射温度カメラ８は羽口覗孔部３に接続されており，該放
射温度カメラにより測定した，羽口１の前方に形成され
るレースウェイ状態の温度信号を画像解析装置９で処理
する。

【０００３】さて，このように高炉レースウェイ状態を
観測する主たる目的は，前記のように，レースウェイの
温度状態を把握することであり，たとえば，レースウェ
イ内を旋回するコークスの輝度あるいは温度を直接測定
する方法が提案されている（特開平03−291315号公
報）。また，レースウェイの温度の測定値が設定値（下
限値）以下の頻度を計測して，いわゆる生鉱落ちの頻度
を計測して，レースウェイの熱的状態を評価する方法も
提案されている（特開平05−186811号公報）。つぎに，
高炉レースウェイ状態を観測する他の目的として，レー
スウェイ内を旋回するコークスの平均粒子径を計測する
方法が提案されている（特開昭54−109014号公報）。

【０００４】さらに，最近は，コークス比の低減と高炉
の安定操業を目的として，図４に示したように，微粉炭
バーナー４をブローパイプ２を貫通して羽口１内に設置
して，高炉へ微粉炭を吹込む操業が普及してきたため
に，微粉炭の燃焼状態を観察して，羽口部の測定視野内
における等温度領域の面積の測定値に基づいて，微粉炭
の燃焼性を評価する方法が提案されている（特開平05−
17808 号公報）。しかし，該羽口部の温度測定に基づく
微粉炭の燃焼性評価方法は，微粉炭の燃焼に伴う温度上
昇を前提としているが，前記のように，測定される温度
はレースウェイ内を旋回するコークス温度あるいは生鉱
落ちの影響をかなり強く受けているために，微粉炭の燃
焼性を評価する信頼度が低いという問題点があった。

【０００５】本発明者らは，燃料比FRが 500〜550 kg/t
の場合に，高炉レースウェイにおいてほぼ100 ％燃焼可
能な微粉炭吹込み量（微粉炭比 PCR) の上限値は 180〜
215kg/tであることを実験的および理論的に解析し報告
しているが（田村健二ら：鉄と鋼， 77 ，（1991），p.
775 ），微粉炭多量吹込み高炉操業において微粉炭の燃
焼率を実際に測定し報告している例は見当たらない。本
発明では，後述のように，従来技術とはまったく異なる
方法により，すなわち，レースウェイ内温度の時系列デ
ータのスペクトル解析に基づいて，高炉レースウェイの
崩壊周期（測定値）を算定し，一方，高炉操業条件とレ
ースウェイ周りの物質収支から定まるレースウェイの崩
壊周期（理論値）の比較から，微粉炭の燃焼率η_PCを評
価する方法を提案するが，前記のスペクトル解析方法と
しては，B.W.ボルチらの方法を採用した（B.W.ボルチ
ら，中村慶一訳：「応用多変量解析」，（1976），p.23
4 ，［森北出版］）。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】本発明は，レースウェ
イへの装入物の降下状態の判定指標として重要な微粉炭
多量吹込み操業時の高炉レースウェイの崩壊周期，およ
び，レースウェイにおける微粉炭の燃焼率を適確に推定
する方法を提供することを目的とする。

【０００７】

【課題を解決するための手段】本発明は，かかる課題を
解決するために，高炉羽口覗孔部に放射温度カメラを設
置し，羽口内視野の設定点の輝度を非接触で測定し，該
輝度を画像解析装置により温度に変換し，該温度の設定
期間の平均値の時系列データのスペクトル解析に基づい
て，パワー密度スペクトルが最大となる周波数の逆数か
ら高炉レースウェイの崩壊周期θ_R,0 を算定することを
特徴とする高炉レースウェイ状態の評価方法である。

【０００８】また，本発明は，微粉炭吹込み高炉操業に
おいて，高炉レースウェイにおける微粉炭の燃焼率η_PC
（−）を（１）式に基づいて算定することを特徴とする
高炉レースウェイ状態の評価方法である。 η_PC＝ 100（ｃ・Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ／θ_R,0 −ａ） ／［Ａ・PCR ・Ｐ_V ・｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝］ ・・・（１） ただし， ｕ_t ＝Ｖ_b ／（Ａ・Ｎ_t ・Ｄ_t ² ） ・・・（２） ａ＝（12／22.4) Ａ・｛0.42＋ 2Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）＋Ｍ_b /(804 −Ｍ_b ) } ・・・（３） ｃ＝1.843 ρ_C ・（Ｃ）_C ・（１−ε）・Ｂ^5/2 ・・・（４） Ａ＝12865(Ｐ_b ＋１）／ ［（Ｔ_b ＋ 273）・｛804/(804−Ｍ_b ) ＋Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2)}］ ・・・（５） Ｂ＝3.418 ［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_p ・（Ｔ_b ＋273)} ］^1/2 ・・・（６） Ｐ_V ＝｛１＋4.76Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）｝／（ 5.026FR−1274） ・・・（７） ここで， η_PC：微粉炭の燃焼率（−） ｕ_t ：羽口風速（m/s) Ｄ_t ：羽口径（ｍ） θ_R,0 ：請求項１記載の方法で算定される高炉レースウ
ェイの崩壊周期（min) PCR ：微粉炭比(kg/t) （Ｏ）_PC：微粉炭中酸素の元素分析値（％ dry） （Ｃ）_PC：微粉炭中炭素の元素分析値（％ dry） Ｖ_b ：送風量（Ｎｍ³ ( dry air)/min） Ｎ_t ：羽口数（−） Ｘ_O2：酸素富化率（％） Ｍ_b ：送風湿度（g/Ｎｍ³ (wet)) Ｔ_b ：送風温度（℃） Ｐ_b ：送風圧力 (kgf/cm² ,gauge) ρ_C ：装入コークスのみかけ密度（kg/m³ ） （Ｃ）_C ：コークス中の炭素の含有率（−） ε：レースウェイ内に供給されたコークス堆積層の層空
間率（−） ｄ_p ：装入コークスの平均粒子径（m) Ｐ_V ：送風量１Ｎｍ³ 当たりの銑鉄生成量（t/Ｎｍ³ (
dry air)） FR：燃料比(kg/t)である。

【０００９】

【作用及び実施例】以下，実施例に基づいて，本発明を
作用とともに詳細に説明する。図４は，本発明で採用し
た高炉レースウェイ観測システムの構成図の例である。
微粉炭吹込みバーナー４は，通常，ブローパイプ２の横
側から水平に挿入される。図４において，微粉炭吹込み
バーナー４の先端部に示した二重斜線部６は，吹込まれ
た微粉炭の未燃焼部で，観察時に黒く見える部分（以
下，微粉炭の陰影部という）を模式図的に示しており，
前記の放射温度カメラによる羽口部の観察実施例を図５
に示す。図５において，（ａ）は実施例１で微粉炭を吹
込まない（微粉炭比 0 kg/t)時の観察例，（ｂ）は実施
例２で微粉炭比 100 kg/t 時の観察例，（ｃ）は実施例
３で微粉炭比 200 kg/t 時の観察例を示した模式図であ
る。図中，（イ）部は微粉炭吹込みバーナー４の先端
部，（ロ）部は，微粉炭の陰影部であるが，微粉炭の吹
込み量の増加に伴って微粉炭の陰影部が拡大している。
したがって，図５から明らかなように，レースウェイ内
状態を観察するためには，前記の微粉炭の陰影部以外の
高輝度領域（ハ）部の輝度あるいは温度を測定する必要
がある。

【００１０】ところで，図４に示したように，レースウ
ェイ内におけるコークスの旋回方向は垂直断面で時計方
向なので，コークスは羽口視野内を上方から下方に向か
って運動する。したがって，レースウェイ内におけるコ
ークスの温度情報を，微粉炭燃焼の影響をなるべく受け
ないように高精度で検出するためには，温度測定の位置
を，前記の微粉炭の陰影部上方の高輝度領域（ハ）部に
設定することが肝要である。そこで，本発明では，温度
測定の位置を図５のＳ_i 点（ｉ＝１〜３）に設定した。
すなわち，本発明では，Ｓ_i 点（ｉ＝１〜３）における
コークスの輝度を放射温度カメラで連続的に測定し，該
輝度を画像解析装置により１分間毎の平均温度に換算
し，さらに，前記３点の測定点の平均温度の時系列デー
タに基づいてスペクトル解析を行った。ここで，各測定
点単独の平均温度を採用してよいことはいうまでもな
く，また，平均値を算定する期間を１分間に限定する必
要はなく，さらに，平均値でなく瞬時値を採用してもよ
いことはいうまでもない。

【００１１】表１は，本発明の方法で測定した実施例１
（微粉炭比 0 kg/t)，実施例２（微粉炭比 100 kg/
t），および，実施例３（微粉炭比200 kg/t）における
１分間毎の温度平均値Ｙ_t （ｔ＝１，２，・・・，30）
の時系列データ（ 30 分間）を示したものであり，該時
系列データを推移図として示したものが図１（ａ），図
２（ａ），図３（ａ）である。いずれの図も，周期と振
幅は異なるものの，高炉レースウェイ内（のコークス）
温度が周期的に変動していることを示している。このよ
うに，レースウェイ内を旋回するコークス温度が周期的
に温度低下と温度上昇を繰り返す原因は，レースウェイ
が周期的に崩壊するためと推定される。すなわち，レー
スウェイは羽口前面に形成する空洞であり，レースウェ
イ周辺部をコークスが旋回している。そして，該コーク
スは羽口から送風される空気，酸素，水蒸気と反応し消
失するため，時間の経過と共にレースウェイは拡大する
が，レースウェイ深度が送風の慣性力とレースウェイ周
辺部のコークス充填層の重力の釣り合いで定まる一定値
を越えるとレースウェイは崩壊する。そして，レースウ
ェイ崩壊時に比較的低温の新たなコークスが上部よりレ
ースウェイ内に供給されるため，レースウェイ崩壊時に
温度が急激に低下する。

【００１２】しかし，レースウェイ内に供給されたコー
クスは，次回の崩壊時までレースウェイ内に滞留し，レ
ースウェイ内を旋回する過程で，コークス自身の燃焼と
微粉炭燃焼により加熱され時間の経過と共にコークス温
度が上昇する。したがって，高炉レースウェイ内（のコ
ークス）温度の時系列データをスペクトル（周波数）解
析することにより，高炉レースウェイの崩壊周期θ_R,0
を算定できる。以下，B.W.ボルチらのスペクトル解析方
法を適用して，θ_R,0 を算定する方法を説明する（B.W.
ボルチら， 中村慶一訳：「応用多変量解析」，（197
6），p.234 ，［森北出版］）。

【００１３】

【表１】

【００１４】周波数ｆ_i （ｉ＝ 0，1 ，2 ，・・・，2
L）におけるスペクトルの頻度，すなわち，パワー密度
スペクトルＰ（ｆ_i ）は（８）式で表される。

【００１５】

【数１】

【００１６】ここで， Ｋ＝ 1， 2，・・・L-1 ；ｉ＝ 0，1 ，2 ，・・・，2L ただし，ｇ（Ｋ）はラグウインドウ（ lag window ）と
呼ばれ，（９）式で与えられる。

【００１７】

【数２】

【００１８】ここで，Ｌ：打切り点と呼ばれ，本発明で
はＬ＝12を採用した。また，ｒ（Ｋ）は標本自己相関関
数であり（１０）式で定義される。 ｒ（Ｋ）＝Ｃ（Ｋ）／Ｃ（０） ・・・（１０） ここで，Ｃ（Ｋ）は自己共分散関数であり（１１）式で
定義される。

【００１９】

【数３】

【００２０】また，Ｙ_m は１分間毎の温度平均値Ｙ_t の
平均値であり（１２）式で表される。

【００２１】

【数４】

【００２２】Ｎ：データ数であり，本発明ではＮ＝30を
採用した。表１のデータを用いて（８）式〜（１２）式
に基づいて算定した，実施例１〜３のパワー密度スペク
トルＰ（ｆ_i ）の頻度分布，すなわち，Ｐ（ｆ_i ）と周
波数ｆ_i との関係を図１（ｂ），図２（ｂ），図３
（ｂ）に示す。ここで，パワー密度スペクトルＰ（ｆ
_i ）が最大となる周波数をｆ_R （ min^-1）とおくと，該
周波数ｆ_R に対応する周期θ_R,0 は（１３）式で定義さ
れる。本発明では，（１３）式で算定されるθ_R,0 を高
炉レースウェイの崩壊周期（測定値）と定義する。 θ_R,0 ＝１／ｆ_R ・・・（１３） 以上の方法に基づいて実施例１〜３の条件で算定した周
波数ｆ_R および高炉レースウェイの崩壊周期（測定値）
θ_R,0 を表２に示す。

【００２３】

【表２】

【００２４】表２より，微粉炭吹込み量（微粉炭比 PC
R）の増加に伴って高炉レースウェイの崩壊周期θ_R,0
が顕著に増加することがわかる。このように，微粉炭比
PCRの増加と共に高炉レースウェイの崩壊周期θ_R,0 が
増加する理由は，微粉炭比 PCRの増加に伴って送風中の
酸素が微粉炭燃焼によって優先的に消費されるため，コ
ークスの燃焼速度（量）が減少して，レースウェイ崩壊
時に供給されたコークスを全量消費するまでの必要時間
が増加するからである。したがって，もし，微粉炭吹込
み操業において，高炉レースウェイにおける微粉炭の燃
焼率が低い場合には，レースウェイの崩壊周期θ_R,0 の
増加幅が減少することになる。

【００２５】参考までに，実施例の条件での温度の平均
値Ｙ_m および分散Ｃ（０）の計算結果を表２に示した
が，微粉炭比の増加に伴って，レースウェイ温度Ｙ_m の
上昇傾向およびばらつきＣ（０）の減少傾向が認められ
る。

【００２６】以下，送風条件とレースウェイ周りの物質
収支に基づいてレースウェイの崩壊周期θ_R の推定式を
理論的に導出し，前記のレースウェイの温度測定から算
定したレースウェイの崩壊周期θ_R,0 との組み合わせに
より，微粉炭の燃焼率η_PCを評価する方法を説明する。
図６は，高炉レースウェイの模式図である。簡単化のた
めにレースウェイの垂直断面は円形，水平断面は楕円で
あると仮定する。

【００２７】図６において，外側の太線がレースウェイ
崩壊直前のレースウェイ形状，内側の細線がレースウェ
イ崩壊直後のレースウェイ形状である。したがって，斜
線部がレースウェイ崩壊時にレースウェイ内に供給され
たコークスの堆積領域である。図６において，Ｄ_R は，
レースウェイ崩壊直前のレースウェイ深度であり，通
常，レースウェイ深度と呼び，Ｄ_R の推定式として本発
明者らは（１４）式を提案している（特公平１− 36523
号公報）。 Ｄ_R ＝ 5Ｄ_t ・ｕ_t ・［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_p ・（Ｔ_b ＋273)} ］^1/2 ・・・（１４） ここで，レースウェイ崩壊直後のレースウェイ深度をＤ
_R0とし，レースウェイに供給されるコークス性状が装入
時のコークス性状と等しいと仮定すると（１５）式が得
られる（田村健二ら：鉄と鋼，７３（1987），p.198
0）。 Ｄ_R0＝0.684 Ｄ_R ・・・（１５） Ｗ_R は，レースウェイ崩壊直前のレースウェイの幅であ
り，中村らの実験値（中村正和ら：鉄と鋼，６３（197
7），p.28））を整理すると（１６）式で近似できる。
なお，Ｗ_R0はレースウェイ崩壊直後のレースウェイの幅
である。

【００２８】 Ｗ_R ＝ 2（Ｄ_R ・Ｄ_t ）^1/2 ・・・（１６） ここで，レースウェイの幅Ｗ_R （またはＷ_R0）とレース
ウェイ深度Ｄ_R （またはＤ_R0）の比をζ（−）とおくと
（１７）式が成立する。 ζ＝Ｗ_R ／Ｄ_R ＝ 2（Ｄ_R ／Ｄ_t ）^-(1/2) ・・・（１７） そして，レースウェイが楕円の短径（Ｗ_R またはＷ_R0）
軸を中心軸とする回転体とみなすと，崩壊直前のレース
ウェイの体積Ｖ_R （ｍ³ ）は（１８）式で表され，（１
７）式を（１８）式へ代入すると（１９）式が得られ
る。 Ｖ_R ＝π・Ｗ_R ・Ｄ_R ² ／６ ・・・（１８） Ｖ_R ＝π・ζ・Ｄ_R ³ ／６ ・・・（１９） ここで，π：円周率（−）である。したがって，図６の
斜線部に堆積するコークス，すなわち，レースウェイ崩
壊時にレースウェイに供給されるコークスの体積Ｖ_C
（ｍ³ ）は（２０）式で表され，レースウェイ内に供給
されるコークス中の炭素の重量Ｗ_C （kg）は（２１）式
で与えられる。

【００２９】 Ｖ_C ＝π・ζ・（Ｄ_R ³ −Ｄ_R0 ³ ）／６ ・・・（２０） Ｗ_C ＝ρ_C ・（Ｃ）_C ・（１−ε）・Ｖ_C ・・・（２１） そこで，（１４）式，（１５）式，（１７）式，（２
０）式を（２１）式へ代入して整理すると，Ｗ_C は（２
２）式で表される。 Ｗ_C ＝ｃ・Ｄ_t ³ ・ｕ_t ^5/2 ・・・（２２） ただし，ｃ＝1.843 ρ_C ・（Ｃ）_C ・（１−ε）・Ｂ^5/2 ・・・（４） Ｂ＝3.418 ［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_p ・（Ｔ_b ＋273)} ］^1/2 ・・・（６）

【００３０】つぎに，レースウェイの崩壊周期θ_R （mi
n)の推定式を導出する。送風中の富化酸素流量をＶ
_O2（Nm³ (dry) ／min ），水蒸気流量をＶ_H2O （Nm³ (w
et) ／min ）とおくと，それぞれ（２３）式，（２４）
式が得られる。 Ｖ_O2＝｛Ｘ_O2／（79−Ｘ_O2）｝・Ｖ_b ・・・（２３） Ｖ_H2O ＝｛Ｍ_b ／（804 −Ｍ_b ）｝・Ｖ_b ・・・（２４） ここで， Ｖ_b ：送風量（Nm³ (dry) ／min ） Ｘ_O2：酸素富化率（％） Ｍ_b ：送風湿度（g/Nm³ (wet))である。 したがって，羽口風速ｕ_t （m/s)は（２５）式で表され
る。 ｕ_t ＝（Ｖ_b ＋Ｖ_O2＋Ｖ_H2O ）・（Ｔ_b ＋273)／ ｛(60)・(273) ・( π/4) ・Ｄ_t ² ・Ｎ_t ・（Ｐ_b ＋１）｝ ・・・（２５）

【００３１】（２３）式，（２４）式を（２５）式へ代
入して整理すると羽口風速ｕ_t は（２）式で表される。 ｕ_t ＝Ｖ_b ／（Ａ・Ｎ_t ・Ｄ_t ² ） ・・・（２） ただし，Ａ＝12865(Ｐ_b ＋１）／ ［（Ｔ_b ＋ 273）・｛804/(804−Ｍ_b ) ＋Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2)}］ ・・・（５） ここで，羽口１本当りの送風量Ｖ_AIR （Nm³ (dry) ／mi
n ）は（２６）式で表される。 Ｖ_AIR ＝Ｖ_b ／・Ｎ_t ＝Ａ・ｕ_t ・Ｄ_t ² ・・・（２６）

【００３２】さて，羽口１本当り吹込まれる微粉炭中の
炭素の質量流量をＷ_C,PC（kg/min）とおくと（２７）式
が成立する。 Ｗ_C,PC＝Ｍ_PC・（Ｃ）_PC・Ｖ_AIR ／ 100 ・・・（２７） ここで， Ｍ_PC：微粉炭の吹込み濃度（kg/ Nm³ (air) ） （Ｃ）_PC：微粉炭中炭素の元素分析値（％，dry ）であ
る。そして，微粉炭中の炭素Ｃがコークス中の炭素Ｃよ
りも優先的に（２８）式の反応により酸素Ｏ₂を消費す
るとみなすと，微粉炭中のＣの燃焼により消費されるＯ
₂ の体積流量Ｖ_C,PC（Nm³ ／min ）は（２９）式で表さ
れ，（２７）式を（２９）式へ代入すると（３０）式が
得られる。

【００３３】 Ｃ＋（1/2)Ｏ₂ ＝ＣＯ ・・・（２８） Ｖ_C,PC＝（22.4／24）η_PC・Ｗ_C,PC ・・・（２９） Ｖ_C,PC＝（22.4／2400）η_PC・Ｍ_PC・（Ｃ）_PC・Ｖ_AIR ・・・（３０） ここで，η_PC：微粉炭の燃焼率（−）であり，後述
（１）式で算定される。また，羽口１本当り吹込まれる
酸素Ｏ₂ の体積流量Ｖ_O （Nm³ ／min ）は（３１）式で
表される。

【００３４】 Ｖ_O ＝（0.21Ｖ_b ＋Ｖ_O2＋Ｖ_O,PC）／Ｎ_t ・・・（３１） ただし， Ｖ_O,PC：微粉炭中の酸素Ｏ₂ の体積流量（Nm³ ／min ）
であり（３２）式で表される。ここで， （Ｏ）_PC：微粉炭中酸素の元素分析値（％，dry ）であ
る。 Ｖ_O,PC＝（22.4／3200）η_PC・Ｍ_PC・（Ｏ）_PC・Ｖ_b ・・・（３２） したがって，（２８）式の反応により，コークス中のＣ
が消費する羽口１本当りの酸素Ｏ₂ の体積流量Ｖ
_O2,COKE （Nm³ ／min ）は（３３）式で表されるので，
（２８）式の反応により，消費されるコークス中Ｃの質
量流量Ｗ_O2,COKE （kg/min）は（３４）式で表される。 Ｖ_O2,COKE ＝Ｖ_O −Ｖ_C,PC ・・・（３３） Ｗ_O2,COKE ＝（24／22.4）Ｖ_O2,COKE ・・・（３４）

【００３５】つぎに，送風中の水蒸気Ｈ₂ Ｏは（３５）
式の反応により，すべてコークス中のＣと反応するとみ
なすと，Ｈ₂ Ｏにより消費されるコークス中Ｃの質量流
量Ｗ_H2O,COKE（kg/min）は（３６）式で表される。 Ｃ＋Ｈ₂ Ｏ＝ＣＯ＋Ｈ₂ ・・・（３５） Ｗ_H2O,COKE＝（12／22.4）Ｖ_H2O ／Ｎ_t ・・・（３６） したがって，羽口１本当り，羽口先レースウェイにおい
て消費されるコークス中Ｃの質量流量Ｒ_C （kg/min）は
（３７）式で表される。 Ｒ_C ＝Ｗ_O2,COKE ＋Ｗ_H2O,COKE ・・・（３７） そこで，（２３）式，（２４）式，（２６）式，（３
０）式，（３１）式，（３２）式，（３３）式，（３
４）式，および（３６）式を（３７）式へ代入して整理
すると（３８）式が得られる。 Ｒ_C ＝Ｖ_AIR ・［（12／22.4）｛0.42＋ 2Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2) ＋Ｍ_b ／(804− Ｍ_b )}＋｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝・η_PC・Ｍ_PC／ 100］ ・・・（３８）

【００３６】以下，（３８）式中のＭ_PCと微粉炭比 PCR
（kg/t）の関係式を導出する。本発明者らは銑鉄１ｔ当
りの所要送風量ｖ_P （Nm³ (air)/t)の推定式として（３
９）式を報告している（田村健二ら：鉄と鋼，７３（19
87），p.1980）。 ｖ_P ＝（0.0124ｒ＋3.91）・FR＋3.29ｒ−1570 ・・・（３９） ここで， ｒ：シャフト効率（％） FR：燃料比（kg/t）であり，簡単化のためにｒ＝90％と
仮定し，ｖ_P を（４０）式で近似する。 ｖ_P ＝ 5.026 FR −1274 ・・・（４０） ここで，酸素富化操業時の銑鉄１ｔ当りの送風量をｖ
_b,O （Nm³ (air)/t)，酸素量をｖ_O2,O（Nm³ /t) とおく
と，（２３）式と同様の関係から（４１）式が成立す
る。 ｖ_O2,O＝Ｘ_O2・ｖ_b,O /(79−Ｘ_O2) ・・・（４１）

【００３７】ところで，燃料比に及ぼす酸素富化率の影
響は少ないので，酸素収支から（４２）式が近似的に成
立する。 0.21ｖ_b,O ＋ｖ_O2,O＝0.21ｖ_P ・・・（４２） したがって，（４１）式を（４２）式へ代入して整理す
ると（４３）式が得られる。 ｖ_b,O ＝ｖ_P ／｛１＋ 4.76 Ｘ_O2／(79 −Ｘ_O2）｝ ・・・（４３） そして，Ｍ_PC， PCR，ｖ_b,O の間には定義より（４４）
式の関係があるので，（４０）式および（４３）式を
（４４）式へ代入して整理すると（４５）式が得られ
る。 Ｍ_PC＝ PCR／ｖ_b,O ・・・（４４） ∴Ｍ_PC＝ PCR・Ｐ_V ・・・（４５） ただし， Ｐ_V ＝｛１＋4.76Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）｝／（ 5.026FR−1274） ・・・（７）

【００３８】したがって，（２６）式および（４５）式
を（３８）式へ代入して整理すると，羽口１本当り，羽
口先レースウェイにおいて消費されるコークス中Ｃの質
量流量Ｒ_C （kg/min）は（４６）式で表される。 Ｒ_C ＝（ａ＋ｂ・PCR ）・ｕ_t ・Ｄ_t ² ・・・（４６） ただし， ａ＝（12／22.4) Ａ・｛0.42＋ 2Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）＋Ｍ_b /(804 −Ｍ_b ) } ・・・（３） ｂ＝η_PC・Ａ・Ｐ_V ・｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝／100 ・・・（４７）

【００３９】さて，高炉レースウェイの崩壊周期θ_R
（min)は，（２２）式で算定されるレースウェイ崩壊時
に供給されたコークス中の炭素量Ｗ_C が，（２８）式お
よび（３５）式の反応により全量消費されるまでの時間
とみなすことができるので，レースウェイの崩壊周期θ
_R は（４８）式で表され，（２２）式および（４６）式
を（４８）式へ代入すると（４９）式が得られる。 θ_R ＝Ｗ_C ／Ｒ_C ・・・（４８） ∴θ_R ＝ｃ・Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ／（ａ＋ｂ・PCR ） ・・・（４９）

【００４０】つぎに，（４９）式によって理論的に推定
される高炉レースウェイの崩壊周期θ_R が前記のレース
ウェイ温度（測定値）のスペクトル解析に基づいて算定
されるレースウェイの崩壊周期θ_R,0 と等しいとおくこ
とにより微粉炭の燃焼率η_PC（−）の推定式を導出す
る。はじめに，レースウェイ内に供給されたコークス堆
積層の空間率ε（−）を推定する。（４）式を変形する
とεの推定式として（５０）式が得られる。 ε＝１−ｃ／｛1.843 ρ_C ・（Ｃ）_C ・Ｂ^5/2 ｝ ・・・（５０） ここで，（４９）式において，PCR ＝0 の場合のθ_R を
θ_R,0(PCR=0)とおくと，ｃは（５１）式で与えられる。 ｃ＝ａ・θ_R,0(PCR=0)／（Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ） ・・・（５１）

【００４１】表２に示した実施例１〜３の結果を得た時
の微粉炭比 PCR以外の共通の高炉操業条件を表３に示
す。実施例１のレースウェイの崩壊周期θ_R,0(PCR=0)＝
5.33minおよび表３の高炉操業条件を用いて，レースウ
ェイ内に供給されたコークス堆積層の空間率εを（５
０）式に基づいて推定すると 0.473が得られた。従来，
粒子径が 10 〜50mmのコークス移動層の空間率は 0.46
〜0.49であることが実験的に確認されており（一田守政
ら：鉄と鋼，77 （1991），p.1561），本発明の方法に
よる空間率ε，および高炉レースウェイの崩壊周期θ_R
の推定式の妥当性が傍証されたといえる。

【００４２】

【表３】

【００４３】さて，微粉炭吹込み操業時の微粉炭の燃焼
率η_PC（−）の推定式は，（４７）式を変形することに
より，（５２）式で表される。 η_PC＝ 100ｂ／［Ａ・Ｐ_V ・｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝］ ・・・（５２） ただし，ｂは（４９）式を変形することにより（５３）
式で与えられるので，（５３）式を（５２）式へ代入
し，θ_R ＝θ_R,0 とおくと，η_PC（−）の推定式として
（１）式が得られる。 ｂ＝（ｃ・Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ／θ_R −ａ）／ PCR ・・・（５３） η_PC＝ 100（ｃ・Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ／θ_R,0 −ａ） ／［Ａ・PCR ・Ｐ_V ・｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝］ ・・・（１）

【００４４】表２および表３に示す実施例２（PCR=100k
g/t)および実施例３（PCR=200kg/t)の高炉操業条件とレ
ースウェイの崩壊周期θ_R,0 の算定結果を用いて，
（１）式に基づいて推定した，実施例２および実施例３
の微粉炭の燃焼率η_PC（−）の推定値を表２に示した
が，いずれも，約 97 ％と推定され，微粉炭比が約 200
kg/t までならば，羽口から吹込まれる微粉炭はレース
ウェイ内でほぼ 100％近く燃焼することが確認された。

【００４５】

【発明の効果】本発明は以上の通り，高炉レースウェイ
の崩壊周期および微粉炭多量吹込み操業時の高炉レース
ウェイにおける微粉炭の燃焼率を高精度で評価する方法
を提供するものであり，発明の効果はきわめて大であ
る。

【図面の簡単な説明】

【図１】実施例１での放射温度カメラにより測定したレ
ースウェイ温度の時系列分布（ａ）とパワー密度スペク
トルの頻度分布（ｂ）を示す図。

【図２】実施例２での放射温度カメラにより測定したレ
ースウェイ温度の時系列分布（ａ）とパワー密度スペク
トルの頻度分布（ｂ）を示す図。

【図３】実施例３での放射温度カメラにより測定したレ
ースウェイ温度の時系列分布（ａ）とパワー密度スペク
トルの頻度分布（ｂ）を示す図。

【図４】本発明の方法によりレースウェイの温度状態を
測定するシステム構成図。

【図５】実施例１〜３での放射温度カメラによるレース
ウェイの観察状態の模式図。

【図６】高炉レースウェイの模式図。

【符号の説明】

１ 羽口 ２ ブローパイプ ３ 羽口覗孔部 ４ 微粉炭バーナー ５ レースウェイ ６ 微粉炭の陰影部 ７ コークス ８ 放射温度カメラ ９ 画像解析装置 １０ 高炉 イ 微粉炭バーナーの先端部 ロ 微粉炭の陰影部 ハ 高輝度領域 Ｓｉ（ｉ＝１〜３）：温度測定点

【手続補正書】

【提出日】平成６年６月１０日

【手続補正１】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】請求項２

【補正方法】変更

【補正内容】

【手続補正２】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】０００８

【補正方法】変更

【補正内容】

【０００８】また，本発明は，微粉炭吹込み高炉操業に
おいて，高炉レースウェイにおける微粉炭の燃焼率η
_ＰＣ（−）を（１）式に基づいて算定することを特徴と
する高炉レースウェイ状態の評価方法である。 η_ＰＣ＝１００（ｃ・Ｄ_ｔ・ｕ_ｔ ^３／２／θ_Ｒ，Ｏ−ａ） ／［Ａ・ＰＣＲ・Ｐ_Ｖ・｛（２４／３２）（Ｏ）_ＰＣ−（Ｃ）_ＰＣ｝ ］ ・・・（１） ただし， ｕ_ｔ＝Ｖ_ｂ／（Ａ・Ｎ_ｔ・Ｄ_ｔ ^２） ・・・（２） ａ＝（１２／２２．４）Ａ・｛０．４２＋２Ｘ_Ｏ２／（７９−Ｘ_Ｏ２）＋Ｍ_ｂ ／（８０４−Ｍ_ｂ）｝ ・・・（３） ｃ＝１．８４３ρ_Ｃ・（Ｃ）_Ｃ・（１−ε）・Ｂ^５／２ ・・・ （４） Ａ＝１２８６５（Ｐ_ｂ＋１）／ ［（Ｔ_ｂ＋２７３）・｛８０４／（８０４−Ｍ_ｂ）＋Ｘ_Ｏ２／（７９− Ｘ_Ｏ２）｝］ ・・・（５） Ｂ＝３．４１８［（Ｐ_ｂ＋１）／｛ρ_Ｃ・ｄ_ｐ・（Ｔ_ｂ＋２７３）｝］^{１／ ２} ・・・（６ ） Ｐ_Ｖ＝｛１＋４．７６Ｘ_Ｏ２／（７９−Ｘ_０２）｝／（５．０２６ＦＲ−１ ２７４） ・・・（７） ここで， η_ＰＣ：微粉炭の燃焼率（−） ｕ_ｔ：羽口風速（ｍ／ｓ） Ｄ_ｔ：羽口径（ｍ） θ_Ｒ，Ｏ：請求項１記載の方法で算定される高炉レース
ウェイの崩壊周期（ｍｉｎ） ＰＣＲ：微粉炭比（ｋｇ／ｔ） （Ｏ）_ＰＣ：微粉炭中酸素の元素分析値（％ ｄｒｙ） （Ｃ）_ＰＣ：微粉炭中炭素の元素分析値（％ｄｒｙ） Ｖ_ｂ：送風量（Ｎｍ^３（ｄｒｙ ａｉｒ）／ｍｉｎ） Ｎ_ｔ：羽口数（−） Ｘ_Ｏ２：酸素富化率（％） Ｍ_ｂ：送風湿度（ｇ／Ｎｍ^３（ｗｅｔ）） Ｔ_ｂ：送風温度（℃） Ｐ_ｂ：送風圧力（ｋｇｆ／ｃｍ^２，ｇａｕｇｅ） ρ_Ｃ：装入コークスのみかけ密度（ｋｇ／ｍ^３） （Ｃ）_ｃ：コークス中の炭素の含有率（−） ε：レースウェイ内に供給されたコークス堆積層の層空
間率（−） ｄ_ｐ：装入コークスの平均粒子径（ｍ） Ｐ_Ｖ：送風量１Ｎｍ^３当たりの銑鉄生成量（ｔ／Ｎｍ^３
（ｄｒｙ ａｉｒ）） ＦＲ：燃料比（ｋｇ／ｔ）である。

【手続補正３】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００２７

【補正方法】変更

【補正内容】

【００２７】図６において，外側の太線がレースウェイ
崩壊直前のレースウェイ形状，内側の細線がレースウェ
イ崩壊直後のレースウェイ形状である。したがって，斜
線部がレースウェイ崩壊時にレースウェイ内に供給され
たコークスの堆積領域である。図６において，Ｄ_Ｒは，
レースウェイ崩壊直前のレースウェイ深度であり，通
常，レースウェイ深度と呼び，Ｄ_Ｒの推定式として本発
明者らは（１４）式を提案している（特公平１−３６５
２３号公報）。 Ｄ_Ｒ＝５Ｄ_ｔ・ｕ_ｔ・［（Ｐ_ｂ＋１）／｛ρ_Ｃ・ｄ_ｐ・（Ｔ_ｂ＋２７３）｝］^１／２ ・・・（ １４） ここで，レースウェイ崩壊直後のレースウェイ深度をＤ
_ＲＯとし，レースウェイに供給されるコークス性状が装
入時のコークス性状と等しいと仮定すると（１５）式が
得られる（田村健二ら：鉄と鋼，７３（１９８７），
ｐ．１９８０）。 Ｄ_ＲＯ＝０．６８４Ｄ_Ｒ ・・・（ １５） Ｗ_Ｒは，レースウェイ崩壊直前のレースウェイの幅であ
り，中村らの実験値（中村正和ら：鉄と鋼，６３（１９
７７），ｐ．２８））を整理すると（１６）式で近似で
きる。なお，Ｗ_ＲＯはレースウェイ崩壊直後のレースウ
ェイの幅である。

【手続補正４】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００２９

【補正方法】変更

【補正内容】

【００２９】 Ｖ_Ｃ＝π・ζ・（Ｄ_Ｒ ^３−Ｄ_ＲＯ ^３）／６ ・・・（２０ ） Ｗ_Ｃ＝ρ_Ｃ・（Ｃ）_Ｃ・（１−ε）・Ｖ_Ｃ ・・・（２１） そこで，（１４）式，（１５）式，（１７）式，（２
０）式を（２１）式へ代入して整理すると，Ｗ_Ｃは（２
２）式で表される。 Ｗ_Ｃ＝ｃ・Ｄ_ｔ ^３・ｕ_ｔ ^５／２ ・・・（２２ ） ただし，ｃ＝１．８４３ρ_Ｃ・（Ｃ）_Ｃ・（１−ε）・Ｂ^５／２ ・・・ （４） Ｂ＝３．４１８［（Ｐ_ｂ＋１）／ρ_Ｃ・ｄ_ｐ・（Ｔ_ｂ＋２７３）｝］^１／２ ・・・（６）

【手続補正５】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００３１

【補正方法】変更

【補正内容】

【００３１】（２３）式，（２４）式を（２５）式へ代
入して整理すると羽口風速ｕ_ｔは（２）式で表される。 ｕ_ｔ＝Ｖ_ｂ／（Ａ・Ｎ_ｔ・Ｄ_ｔ ^２） ・・・（２） ただし，Ａ＝１２８６５（Ｐ_ｂ＋１）／ ［（Ｔ_ｂ＋２７３）・｛８０４／（８０４−Ｍ_ｂ）＋Ｘ_Ｏ２／（７９ −Ｘ_Ｏ２）｝］ ・・・（５） ここで，羽口１本当りの送風量Ｖ_ＡＩＲ（Ｎｍ^３（ｄｒ
ｙ）／ｍｉｎ）は（２６）式で表される。 Ｖ_ＡＩＲ＝Ｖ_ｂ／・Ｎ_ｔ＝Ａ・ｕ_ｔ・Ｄ_ｔ ^２ ・・・（２６ ）

【手続補正６】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００３５

【補正方法】変更

【補正内容】

【００３５】つぎに，送風中の水蒸気Ｈ_２Ｏは（３５）
式の反応により，すべてコークス中のＣと反応するとみ
なすと，Ｈ_２Ｏにより消費されるコークス中Ｃの質量流
量Ｗ_{Ｈ２Ｏ，ＣＯＫＥ}（ｋｇ／ｍｉｎは（３６）式で表
される。 Ｃ＋Ｈ_２Ｏ＝ＣＯ＋Ｈ_２ ・・・（３５） Ｗ_{Ｈ２Ｏ，ＣＯＫＥ}＝（１２／２２．４）Ｖ_Ｈ２Ｏ／Ｎ_ｔ ・・・（３６） したがって，羽口１本当り，羽口先レースウェイにおい
て消費されるコークス中Ｃの質量流量Ｒ_Ｃ（ｋｇ／ｍｉ
ｎ）は（３７）式で表される。 Ｒ_Ｃ＝Ｗ_{Ｏ２，ＣＯＫＥ}＋Ｗ_{Ｈ２Ｏ，ＣＯＫＥ} ・・・（３７） そこで，（２３）式・（２４）式，（２６）式，（３
０）式，（３１）式，（３２）式，（３３）式，（３
４）式，および（３６）式を（３７）式へ代入して整理
すると（３８）式が得られる。 Ｒ_Ｃ＝Ｖ_ＡＩＲ・［（１２／２２．４）｛０．４２＋２Ｘ_Ｏ２／（７９−Ｘ_Ｏ２ ）＋Ｍ_ｂ／（８０４− Ｍ_ｂ）｝＋｛（２４／３２）（Ｏ）_ＰＣ−（Ｃ）_ＰＣ｝・η_ＰＣ・Ｍ_ＰＣ ／１００】 ・・・（３８）

【手続補正７】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００３８

【補正方法】変更

【補正内容】

【００３８】したがって，（２６）式および（４５）式
を（３８）式へ代入して整理すると，羽口１本当り，羽
口先レースウェイにおいて消費されるコークス中Ｃの質
量流量Ｒ_Ｃ（ｋｇ／ｍｉｎ）は（４６）式で表される。 Ｒ_Ｃ＝（ａ＋ｂ・ＰＣＲ）・ｕ_ｔ・Ｄ_ｔ ^２ ・・・（４６ ） ただし， ａ＝（１２／２２．４）Ａ・｛０．４２＋２Ｘ_Ｏ２／（７９−Ｘ_Ｏ２）＋Ｍ_ｂ ／（８０４−Ｍ_ｂ）｝ ・・・（３） ｂ＝η_ＰＣ・Ａ・Ｐ_Ｖ・｛（２４／３２）（Ｏ）_ＰＣ−（Ｃ）_ＰＣ｝／１０ ０ ・・・（４７ ）

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 高炉羽口覗孔部に放射温度カメラを設置
   し，羽口内視野の設定点の輝度を非接触で測定し，該輝
   度を画像解析装置により温度に変換し，該温度の設定期
   間の平均値の時系列データのスペクトル解析に基づい
   て，パワー密度スペクトルが最大となる周波数の逆数か
   ら高炉レースウェイの崩壊周期θ_R,0 を算定することを
   特徴とする高炉レースウェイ状態の評価方法。
2. 【請求項２】 微粉炭吹込み高炉操業において，高炉レ
   ースウェイにおける微粉炭の燃焼率η_PC（−）を（１）
   式に基づいて算定することを特徴とする高炉レースウェ
   イ状態の評価方法。 η_PC＝ 100（ｃ・Ｄ_t ・ｕ_t ^3/2 ／θ_R,0 −ａ） ／［Ａ・PCR ・Ｐ_V ・｛（24／32）（Ｏ）_PC−（Ｃ）_PC｝］ ・・・（１） ただし， ｕ_t ＝Ｖ_b ／（Ａ・Ｎ_t ・Ｄ_t ² ） ・・・（２） ａ＝（12／22.4) Ａ・｛0.42＋ 2Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）＋Ｍ_b /(804 −Ｍ_b ) } ・・・（３） ｃ＝1.843 ρ_C ・（Ｃ）_C ・（１−ε）・Ｂ^5/2 ・・・（４） Ａ＝12865(Ｐ_b ＋１）／ ［（Ｔ_b ＋ 273）・｛804/(804−Ｍ_b ) ＋Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2)}］ ・・・（５） Ｂ＝3.418 ［（Ｐ_b ＋１）／｛ρ_C ・ｄ_p ・（Ｔ_b ＋273)} ］^1/2 ・・・（６） Ｐ_V ＝｛１＋4.76Ｘ_O2/(79−Ｘ_O2）｝／（ 5.026FR−1274） ・・・（７） ここで， η_PC：微粉炭の燃焼率（−） ｕ_t ：羽口風速（m/s) Ｄ_t ：羽口径（ｍ） θ_R,0 ：請求項１記載の方法で算定される高炉レースウ
   ェイの崩壊周期（min) PCR ：微粉炭比(kg/t) （Ｏ）_PC：微粉炭中酸素の元素分析値（％ dry） （Ｃ）_PC：微粉炭中炭素の元素分析値（％ dry） Ｖ_b ：送風量（Ｎｍ³ ( dry air)/min） Ｎ_t ：羽口数（−） Ｘ_O2：酸素富化率（％） Ｍ_b ：送風湿度（g/Ｎｍ³ (wet)) Ｔ_b ：送風温度（℃） Ｐ_b ：送風圧力 (kgf/cm² ,gauge) ρ_C ：装入コークスのみかけ密度（kg/m³ ） （Ｃ）_C ：コークス中の炭素の含有率（−） ε：レースウェイ内に供給されたコークス堆積層の層空
   間率（−） ｄ_p ：装入コークスの平均粒子径（m) Ｐ_V ：送風量１Ｎｍ³ 当たりの銑鉄生成量（t/Ｎｍ³ (
   dry air)） FR：燃料比(kg/t)である。