JPS5910405B2 - 高炉の操業方法 - Google Patents
高炉の操業方法Info
- Publication number
- JPS5910405B2 JPS5910405B2 JP51035379A JP3537976A JPS5910405B2 JP S5910405 B2 JPS5910405 B2 JP S5910405B2 JP 51035379 A JP51035379 A JP 51035379A JP 3537976 A JP3537976 A JP 3537976A JP S5910405 B2 JPS5910405 B2 JP S5910405B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- furnace
- gas flow
- heat
- flow distribution
- ventilation resistance
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
Links
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21B—MANUFACTURE OF IRON OR STEEL
- C21B5/00—Making pig-iron in the blast furnace
- C21B5/006—Automatically controlling the process
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Control Of Heat Treatment Processes (AREA)
- Manufacture Of Iron (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は、高炉の炉内ヒートパターン、半径方向ガス流
れ分布、炉内通気抵抗を制御し、安定かつ高能率の高炉
操業を行う方法に関するものである。
れ分布、炉内通気抵抗を制御し、安定かつ高能率の高炉
操業を行う方法に関するものである。
従来の高炉操業法は、主として、Ｓｉ、溶鉄温度で代表
される炉下部温度、送風圧、荷下り状況、羽口前ガス温
度、燃焼状況の管理を主体として行なわれてきたが、炉
内高さ方向のヒートパターン、炉内通気抵抗、及び半径
方向ガス流れ分布状況等の内部状態については、常時的
確にとらえることが困難なため、これらの制御を十分行
うことはできなかった。
される炉下部温度、送風圧、荷下り状況、羽口前ガス温
度、燃焼状況の管理を主体として行なわれてきたが、炉
内高さ方向のヒートパターン、炉内通気抵抗、及び半径
方向ガス流れ分布状況等の内部状態については、常時的
確にとらえることが困難なため、これらの制御を十分行
うことはできなかった。
しかし、これら内部状態と炉況との間には、（１）炉内
通気抵抗が上昇すれば，通気性が悪化し、極端な場合は
棚吊り、スリップ、吹抜け等の異常を起し、さらには炉
冷えを起す （１１）ヒートパターン（内部温度）が上昇すれば、通
気性の悪い軟化溶融帯の上昇を伴い、通気抵抗が上昇し
、かつ単位生産量当りの人熱量が多いことから能率の低
下を伴い、燃料比が上昇する一方内部温度が低下すれば
炉冷えの危険が伴う。
通気抵抗が上昇すれば，通気性が悪化し、極端な場合は
棚吊り、スリップ、吹抜け等の異常を起し、さらには炉
冷えを起す （１１）ヒートパターン（内部温度）が上昇すれば、通
気性の悪い軟化溶融帯の上昇を伴い、通気抵抗が上昇し
、かつ単位生産量当りの人熱量が多いことから能率の低
下を伴い、燃料比が上昇する一方内部温度が低下すれば
炉冷えの危険が伴う。
（ｌｉｉ）半径方向ガス流れ分布については、炉芯流傾
向となっても、炉壁流傾向となっても通気抵抗が上昇し
炉況不調をまねく 等の関係があり、従ってこれら内部状態を常に適切な範
囲に制御することは、高炉を安定でかつ高能率で操業す
るために重要である。
向となっても、炉壁流傾向となっても通気抵抗が上昇し
炉況不調をまねく 等の関係があり、従ってこれら内部状態を常に適切な範
囲に制御することは、高炉を安定でかつ高能率で操業す
るために重要である。
そこで、本発明は、これらの内部状態を、炉内現象を数
式化した高炉数式モデルを用いて、刻々に観測される高
炉データから計算することにより求め，刻々のこれらの
内部状態の変動を把握し、炉内高さ方向ヒートパターン
、通気抵抗、半径方向ガス流れ分布を理想的な設定目標
範囲に維持するように制御することにより、高炉の安定
かつ高能率操業を行うための方法を提供せんとするもの
である。
式化した高炉数式モデルを用いて、刻々に観測される高
炉データから計算することにより求め，刻々のこれらの
内部状態の変動を把握し、炉内高さ方向ヒートパターン
、通気抵抗、半径方向ガス流れ分布を理想的な設定目標
範囲に維持するように制御することにより、高炉の安定
かつ高能率操業を行うための方法を提供せんとするもの
である。
以下添付図面を参照して、本発明の方法を説明する。
まず最初に、高炉の炉内状態を把握するための方法から
説明する。
説明する。
■ 高炉数式モデル利用による炉内高さ方向ヒートパタ
ーン及び半径方向ガス流れ分布の検出方法 本発明に用いた高炉数式モデルは、本出願人が特公昭５
０−２０９４２号に於いて開示したモデルを更に発展さ
せたモデルで、相違点は、（ｉ）既出願モデルで使用さ
れていた複雑な化学反応速度による炉内反応量及び炉内
物質移動量の計算を簡潔化し、高炉の入出力データより
直接求められるようにしたこと、（ｉ１）既出願モデル
は計算出来なかった半径方向ガス流れ分布状況を表わす
指標（ｈｗ）及びガス固体間熱交換有効係数即ち、ガス
固体接触状況を表わす指標（ｈｐ）の炉況パラメータを
算出可能とし、かつ炉内温度推定精度向上を図ったこと
に要約される。
ーン及び半径方向ガス流れ分布の検出方法 本発明に用いた高炉数式モデルは、本出願人が特公昭５
０−２０９４２号に於いて開示したモデルを更に発展さ
せたモデルで、相違点は、（ｉ）既出願モデルで使用さ
れていた複雑な化学反応速度による炉内反応量及び炉内
物質移動量の計算を簡潔化し、高炉の入出力データより
直接求められるようにしたこと、（ｉ１）既出願モデル
は計算出来なかった半径方向ガス流れ分布状況を表わす
指標（ｈｗ）及びガス固体間熱交換有効係数即ち、ガス
固体接触状況を表わす指標（ｈｐ）の炉況パラメータを
算出可能とし、かつ炉内温度推定精度向上を図ったこと
に要約される。
以下本発明において使用する高炉モデルについて詳述す
る。
る。
この高炉モデルは、第１図に示す如く、炉最上部の予熱
帯（第１層）、Ｆｅ２０３の還元帯（第２層）、Ｆｅ３
０４の還元帯（第３層）、ＦｅＯの還元及びカーボンソ
リューション反応帯（第４層）、及びカーボン燃焼帯（
第５層）の５つの層に分割して、各層について物質、圧
力、熱の収支式を立てた数式モデルであり、高炉の刻々
観測される送風条件、炉頂ガス分析値、装入物組成の各
データを用いて、刻々の各層温度、炉況パラメータｈｐ
・ｈｗを算出するものである。
帯（第１層）、Ｆｅ２０３の還元帯（第２層）、Ｆｅ３
０４の還元帯（第３層）、ＦｅＯの還元及びカーボンソ
リューション反応帯（第４層）、及びカーボン燃焼帯（
第５層）の５つの層に分割して、各層について物質、圧
力、熱の収支式を立てた数式モデルであり、高炉の刻々
観測される送風条件、炉頂ガス分析値、装入物組成の各
データを用いて、刻々の各層温度、炉況パラメータｈｐ
・ｈｗを算出するものである。
本発明者らは、実際の高炉データについて、種種検討、
解析することにより以下に述べる物質、熱、圧力の収支
式が成立することを確認した。
解析することにより以下に述べる物質、熱、圧力の収支
式が成立することを確認した。
（１）物質収支式
本発明において、高炉を前記の如く、５層に分割したと
きの各層における滞留、移動物質は、第２図に示すとお
りである。
きの各層における滞留、移動物質は、第２図に示すとお
りである。
ここで、
Ｒｕ（Ｋｍｏｌ／分） ： Ｆｅ２ ０ｓのＣＯ還元
反応速度 Ｒ２（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：第３層で起るカーポンンリ
ューション反応速度 Ｒ３ ［．Ｋｍｏ Ｉ／Ｏ） ： Ｆｅ３ ０４のＣ
Ｏ還元反応速度 Ｒ４（Ｋｍｏｌ／分〕 ：第４層で起きるカーボンンリ
ューション反応速度 Ｒ５（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：ＦｅＯのＣＯ還元反応速度
Ｒ６ （Ｋｍｏｌ／％〕 ：第５層における炭素の燃焼
反応速度 Ｒ７（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：第５層における水性ガス？
応速度 Ｒ８〔ｋν分〕 ：第５層における重油の分解反応
速度 Ｒ９ （Ｋｍｏ ｌ／分〕 ：第３層における水素還元
反応速度 Ｒゎ（Ｋｍｏｌ／’分〕 ：第３層における石灰石分解
反応速度 ＰｏｉｌＨ（ − ） ：重油の水素含有率とする
と、ＣＯ ，ＣＯ２，Ｈ２，Ｆｅ２０３ ，Ｆｅ３０４
，： ａ Ｃ０ ３の各物質収支より、次のような物
質収支曵が得られる。
反応速度 Ｒ２（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：第３層で起るカーポンンリ
ューション反応速度 Ｒ３ ［．Ｋｍｏ Ｉ／Ｏ） ： Ｆｅ３ ０４のＣ
Ｏ還元反応速度 Ｒ４（Ｋｍｏｌ／分〕 ：第４層で起きるカーボンンリ
ューション反応速度 Ｒ５（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：ＦｅＯのＣＯ還元反応速度
Ｒ６ （Ｋｍｏｌ／％〕 ：第５層における炭素の燃焼
反応速度 Ｒ７（ＫｍｏＩ／Ｏ） ：第５層における水性ガス？
応速度 Ｒ８〔ｋν分〕 ：第５層における重油の分解反応
速度 Ｒ９ （Ｋｍｏ ｌ／分〕 ：第３層における水素還元
反応速度 Ｒゎ（Ｋｍｏｌ／’分〕 ：第３層における石灰石分解
反応速度 ＰｏｉｌＨ（ − ） ：重油の水素含有率とする
と、ＣＯ ，ＣＯ２，Ｈ２，Ｆｅ２０３ ，Ｆｅ３０４
，： ａ Ｃ０ ３の各物質収支より、次のような物
質収支曵が得られる。
（Ｃｏ）。
＝−（Ｒ１＋Ｒ３＋Ｒ５）＋２（Ｒ２＋Ｒ４）＋Ｒ
６−１７Ｒ７ （１）（ＣＯ）。
６−１７Ｒ７ （１）（ＣＯ）。
＝（Ｒ１＋Ｒ３＋Ｒ５） −（Ｒ２＋Ｒ４）＋Ｒ１０
（２） ？３） （Ｆｅ２ ｏ３） ｏ ＝３ Ｒ（４） （Ｆｅ３０４ ） ｏ ＝Ｒ３ ＋ Ｒ７ ２Ｒ１
（５）（ＣａＣＯ３ ）ｏ ”Ｒｔｏ
（６）（ＣＯ）ｏ ，（ＣＯ２ ）
６，（Ｈ２２）０ ， （Ｆｅ２０ｓ ）ｏ ，（Ｆ
ｅ３０４）０ ，（ＣａＣＯ３）０ は、炉頂でのそ
れらの単位時間当りの流量、装入量である。
（２） ？３） （Ｆｅ２ ｏ３） ｏ ＝３ Ｒ（４） （Ｆｅ３０４ ） ｏ ＝Ｒ３ ＋ Ｒ７ ２Ｒ１
（５）（ＣａＣＯ３ ）ｏ ”Ｒｔｏ
（６）（ＣＯ）ｏ ，（ＣＯ２ ）
６，（Ｈ２２）０ ， （Ｆｅ２０ｓ ）ｏ ，（Ｆ
ｅ３０４）０ ，（ＣａＣＯ３）０ は、炉頂でのそ
れらの単位時間当りの流量、装入量である。
更に、一般に、吹込み０２，Ｈ２０，重油は全量直ちに
反応するので、次式が成立する。
反応するので、次式が成立する。
２（０）５ ＝Ｒ６ （’
ｉ＞（Ｈ２０）５ ＝Ｒ７
（８）（ｏｉ ｌ ）５ ＝ＲＢ
（９）（０２）５ ，（Ｈ２０）５ ，（０１
１）５ は、羽口よりの酸素、水蒸気、重油の単位時
間当りの吹き込み量である。
ｉ＞（Ｈ２０）５ ＝Ｒ７
（８）（ｏｉ ｌ ）５ ＝ＲＢ
（９）（０２）５ ，（Ｈ２０）５ ，（０１
１）５ は、羽口よりの酸素、水蒸気、重油の単位時
間当りの吹き込み量である。
又、カーボンソリューション反応の全量のγ分率だけ第
３層で生じるとすることにより、次式を得る。
３層で生じるとすることにより、次式を得る。
γ＝Ｒ２／（Ｒ２＋Ｒ，’） ．ＣＩＯ
）以上の物質収支式（１）〜００）を、羽口部、炉頂部
で観測される炉頂から装入される固体成分の流量〔（Ｓ
）。
）以上の物質収支式（１）〜００）を、羽口部、炉頂部
で観測される炉頂から装入される固体成分の流量〔（Ｓ
）。
：ｋｍｏｌ／分〕、炉頂から排出されるガス成分の流量
（（Ｇ）。
（（Ｇ）。
二ｋｍｏｌ／分つ、羽目から吹き込まれるガス成分の流
量（ （Ｇ） ５ ：ｋｍｏ ｌ／％〕などの高炉デー
タを用いて解くことにより、炉内で生じる各反応速度Ｒ
１〜Ｒ１ｏが求められる。
量（ （Ｇ） ５ ：ｋｍｏ ｌ／％〕などの高炉デー
タを用いて解くことにより、炉内で生じる各反応速度Ｒ
１〜Ｒ１ｏが求められる。
なおγ分率については、推定値により予じめ値を与えて
おく。
おく。
更に隣接する層間の物質移動量は、上記の如く求められ
たＲ１〜ＲＩＯを用いて一般に、次の物質収支式より計
算する。
たＲ１〜ＲＩＯを用いて一般に、次の物質収支式より計
算する。
ここで
（Ｓ）ｉ−１（ｋｍｏｌ／’分〕 ：第１層へ上から流
入する固体成分の流量 （Ｇ） ｉ （ｋｍｏ １／％〕 ：第ｉ層へ下か
ら流入するガス成分の流量 Ｒ１ｏマですべての反応が行なわれてはいないので、反
応が生じているものについてのみ計算することは自然で
あろう。
入する固体成分の流量 （Ｇ） ｉ （ｋｍｏ １／％〕 ：第ｉ層へ下か
ら流入するガス成分の流量 Ｒ１ｏマですべての反応が行なわれてはいないので、反
応が生じているものについてのみ計算することは自然で
あろう。
ここで炉頂からの固体成分装入量（Ｓ）。
及び羽口からのガス成分吹込量（Ｇ）５は、それぞれ高
炉データから与えることができるから、これを用いて順
次上記物質収支弐〇〇，（１２）より、各層間物質移動
量（Ｓ）ｉ，（Ｇ）ｉが求められる。
炉データから与えることができるから、これを用いて順
次上記物質収支弐〇〇，（１２）より、各層間物質移動
量（Ｓ）ｉ，（Ｇ）ｉが求められる。
各層での滞留物質量は、（各層での平均流量）×（滞留
時間）より、一般に次式より計算する。
時間）より、一般に次式より計算する。
ここで（Ｓ）ｉｃｋｍｏｌ）：固体物質Ｓの第１層での
滞留量 Ｖｉ（ｍ”） ：第ｉ層の体積 εｉ（−） ：第ｉ層の空隙率 ＷｓＣｋｇｈｍｏｌ） ・ｓＣｋ９Ａｎ” ） ：物質
Ｓの比重・嵩 密度 高炉操業データすなわち（Ｃｏ）。
滞留量 Ｖｉ（ｍ”） ：第ｉ層の体積 εｉ（−） ：第ｉ層の空隙率 ＷｓＣｋｇｈｍｏｌ） ・ｓＣｋ９Ａｎ” ） ：物質
Ｓの比重・嵩 密度 高炉操業データすなわち（Ｃｏ）。
，（ＣＯ２）。，（Ｈ２）． ，（Ｓ）。
即ち（ （Ｆｅ２ ｏ３）ｏ ，（Ｆｅ３０４ ） ｏ
〕，（ＣａＣＯ３ ）ｏ ｓ（Ｇ）ｓ即ち（０２）
５，（Ｈ２０）＝，，（ｏｉｌ）５）及び予じめ与えら
れるγ分率ｖ Ｖ １ ｔεｉ，更にはＷｓ，ρＳ等の
物理定数を前述した計算式に代入することにより、各層
間の物質移動量及び滞留物質量を求めることができる。
〕，（ＣａＣＯ３ ）ｏ ｓ（Ｇ）ｓ即ち（０２）
５，（Ｈ２０）＝，，（ｏｉｌ）５）及び予じめ与えら
れるγ分率ｖ Ｖ １ ｔεｉ，更にはＷｓ，ρＳ等の
物理定数を前述した計算式に代入することにより、各層
間の物質移動量及び滞留物質量を求めることができる。
（２）圧力収支式
各層の圧力損失ΔＰｉは、充填層におけるＥｒｇｕｎの
実験式（Ｌ４）より計算することができる。
実験式（Ｌ４）より計算することができる。
が、実測圧損ΔＰ（送風圧一炉頂圧）に一致するように
収束計算により算定する。
収束計算により算定する。
このときε１からε，に至る空隙率の減少のパターンは
予め適当に設定し、ε１は装入物データより決るので、
ε５をパラメータとして収束計算する。
予め適当に設定し、ε１は装入物データより決るので、
ε５をパラメータとして収束計算する。
ΔＰｉ ＣｋｇＡｎ２，ｌ ：第ｉ層の圧力損失Ｈｉ（
ｍ） ：第ｉ層の高さ Ｕｉ（ｍ／ｓｅｅ）：第ｉ層におけるガス平均流速 ｉ（ｋｙ／ｔ♂〕 ：第ｉ層におけるガス平均密度 μｉ（ｋｇ／ｍ−ｓｅｃ〕：第ｉ層におけるガス平均粘
性係数 ＤＣｍ’） ：炉内固体平均粒子径ｐ （３）熱収支式 各層における固体、ガスの熱エネルギーの増減は、物質
移動に伴う流入出熱、反応熱、ガス固体熱交換熱、炉壁
からの熱損失熱の各熱収支より、次式から計算すること
が出来る。
ｍ） ：第ｉ層の高さ Ｕｉ（ｍ／ｓｅｅ）：第ｉ層におけるガス平均流速 ｉ（ｋｙ／ｔ♂〕 ：第ｉ層におけるガス平均密度 μｉ（ｋｇ／ｍ−ｓｅｃ〕：第ｉ層におけるガス平均粘
性係数 ＤＣｍ’） ：炉内固体平均粒子径ｐ （３）熱収支式 各層における固体、ガスの熱エネルギーの増減は、物質
移動に伴う流入出熱、反応熱、ガス固体熱交換熱、炉壁
からの熱損失熱の各熱収支より、次式から計算すること
が出来る。
固定成分の温度変化率
（１−Ｐｊ）＋Ｚｉ＊−（ＴＧｉ−ＴＳｉ）α■
ガス成分の温度変化率
ここで、
ＴＳｉ（”Ｃ）第第ｉ層の固体成分平均温度ＴＧｉ（’
Ｃ，ｌ ：，第ｉ層のガス成分平均温度Ｃｓ １ （Ｋ
ｃａ ｌ／’Ｃ ｋｍｏ １ ） ：固体比熱Ｃｇｉ
（ｋｃａｌ／’Ｃｋｍｏｌ）：ガス比熱Ｃｓｉ（ｋｃａ
ｌ／’Ｃｋｍｏｌ）：固体成分平均比熱 ＣｇｉＣｋｃａｌ，／’Ｃｋｍｏｌ）：ガス成分平均比
熱 Ｚ−＊（ｋｃａｌ／’Ｃ） ：ガス固体熱交換
１ 係数 ΔＨｊ（ｋｃａｌ／ｋｍｏｌ） ：反応ｊの反応熱
Ｐｊ（−） ：反応ｊの反応熱のガス
取得率 ＲＸｉｊ（−） ：第ｉ層での反応′ｊ
の発生する割 合 Ｈし・〔ｋｃａｌＺ分〕 ：炉壁からの熱損１ 失 （１５），ａｅ式においてｚｉ＊については、次の充填
層における実験式を用いる。
Ｃ，ｌ ：，第ｉ層のガス成分平均温度Ｃｓ １ （Ｋ
ｃａ ｌ／’Ｃ ｋｍｏ １ ） ：固体比熱Ｃｇｉ
（ｋｃａｌ／’Ｃｋｍｏｌ）：ガス比熱Ｃｓｉ（ｋｃａ
ｌ／’Ｃｋｍｏｌ）：固体成分平均比熱 ＣｇｉＣｋｃａｌ，／’Ｃｋｍｏｌ）：ガス成分平均比
熱 Ｚ−＊（ｋｃａｌ／’Ｃ） ：ガス固体熱交換
１ 係数 ΔＨｊ（ｋｃａｌ／ｋｍｏｌ） ：反応ｊの反応熱
Ｐｊ（−） ：反応ｊの反応熱のガス
取得率 ＲＸｉｊ（−） ：第ｉ層での反応′ｊ
の発生する割 合 Ｈし・〔ｋｃａｌＺ分〕 ：炉壁からの熱損１ 失 （１５），ａｅ式においてｚｉ＊については、次の充填
層における実験式を用いる。
Ｚ−＊”ｈ ｅＺ． （ｌＬ７
）ｌ ｐｉ Ｚ − ＝ ６ （ １−ｅ− ）ＶｉＨ −１０
α印Ｐｉ Ｐ ＨＤい＝Ｋｉ （ ２．０＋０．６ Ｒ８ｉ ’７２−
明い）／ＤＤ（１９） Ｒ− （レイルズ数） ＝ ｉＵＩＤｐ ／μ．ｅ
Ｉ Ｐ ・ （プラントル数）＝Ｃｇｉμｉ／Ｋｉγ１ 但し Ｋｉ（ ｋ ｃ ａ １／ｍ”ｃ分〕：第ｉ層ガス熱伝
導度ｈ（−）：ガス固体間熱交換有効 ｐ 係数 （１６）式において、炉壁からの熱損失熱ＨＬｉは、各
層炉壁部温度Ｔ ．と大気温度Ｔ との差（Ｔｗｉ−Ｔ
ａ）に比例して生じるが、モデルでは、？層の平均温度
を計算せんとするものであるから，補正係数ｈｗを導入
し、次式により熱損失熱を計算する。
）ｌ ｐｉ Ｚ − ＝ ６ （ １−ｅ− ）ＶｉＨ −１０
α印Ｐｉ Ｐ ＨＤい＝Ｋｉ （ ２．０＋０．６ Ｒ８ｉ ’７２−
明い）／ＤＤ（１９） Ｒ− （レイルズ数） ＝ ｉＵＩＤｐ ／μ．ｅ
Ｉ Ｐ ・ （プラントル数）＝Ｃｇｉμｉ／Ｋｉγ１ 但し Ｋｉ（ ｋ ｃ ａ １／ｍ”ｃ分〕：第ｉ層ガス熱伝
導度ｈ（−）：ガス固体間熱交換有効 ｐ 係数 （１６）式において、炉壁からの熱損失熱ＨＬｉは、各
層炉壁部温度Ｔ ．と大気温度Ｔ との差（Ｔｗｉ−Ｔ
ａ）に比例して生じるが、モデルでは、？層の平均温度
を計算せんとするものであるから，補正係数ｈｗを導入
し、次式により熱損失熱を計算する。
ＨＬ−＝πＤｉＨｉ ＢＫｉ （Ｔｗｉ−Ｔａ＞１
＝π［）ｉＨｉＢＫｉ（ＴＧｉ−Ｔａ）ｈｗ（２０）π
ＤｉＨｉＣｍ２〕：第ｉ層の炉壁表面積Ｄｉ
＝第ｉ層の炉体直径 Ｈｉ：第ｉ層の高さ ＢＫｉＣｋｃａｌ／ｍ２℃分〕：炉壁熱伝達率各層の固
体成分及びガス成分の温度Ｔ Ｓ １ ｔ ＴＧ ｉに
関する（１０元の熱平衡式をＴ一（ＴＳ１・・・・・・
ＴＳ５，ＴＧ・・・・・・ＴＧ，）とすれば、マトリク
ス木，塾，ψを用いて次のようにマトリックス型式で表
わされる。
ＤｉＨｉＣｍ２〕：第ｉ層の炉壁表面積Ｄｉ
＝第ｉ層の炉体直径 Ｈｉ：第ｉ層の高さ ＢＫｉＣｋｃａｌ／ｍ２℃分〕：炉壁熱伝達率各層の固
体成分及びガス成分の温度Ｔ Ｓ １ ｔ ＴＧ ｉに
関する（１０元の熱平衡式をＴ一（ＴＳ１・・・・・・
ＴＳ５，ＴＧ・・・・・・ＴＧ，）とすれば、マトリク
ス木，塾，ψを用いて次のようにマトリックス型式で表
わされる。
刻々観測される送風条件、装入物組成、炉頂ガス分析値
を用いて（２１式の連立方程式を解くことにより、ＴＳ
ｉｔＴＧｉの動的推移が求められる、更に一日平均等の
平均データについては、ほぼ定常と考えられるのでｄＴ
ｓｉ／ｄｔ〜ＯｄＴＧｉ／ｄｔ〜０である。
を用いて（２１式の連立方程式を解くことにより、ＴＳ
ｉｔＴＧｉの動的推移が求められる、更に一日平均等の
平均データについては、ほぼ定常と考えられるのでｄＴ
ｓｉ／ｄｔ〜ＯｄＴＧｉ／ｄｔ〜０である。
従ってＡＶ ＝Ｂを解くことによりＴＳｉ ｔＴＧｉ
の定常値が求められる。
の定常値が求められる。
ここで、ＴＧ１は実測炉頂ガス温度Ｔ に対応する
よｔｏｐ に、又、ＴＳ，は実測溶銑温度Ｔ ・ に対応すｐ１ｇ るように、ｈ，，ｈｗを収束計算し決定する。
よｔｏｐ に、又、ＴＳ，は実測溶銑温度Ｔ ・ に対応すｐ１ｇ るように、ｈ，，ｈｗを収束計算し決定する。
ここでｈｗは（２ｖ：．より炉壁厚が一定であればとな
り，断面平均値に対する炉壁部温度の割合即ち、炉芯、
炉壁流の割合を表わす指標と考えられる。
り，断面平均値に対する炉壁部温度の割合即ち、炉芯、
炉壁流の割合を表わす指標と考えられる。
以上の如く高炉数式モデルにより炉内高さ方向ヒートバ
タン（ＴＳ１〜ＴＳ，）及び半径方向ガス流分布指標（
ｈｗ）が求められる。
タン（ＴＳ１〜ＴＳ，）及び半径方向ガス流分布指標（
ｈｗ）が求められる。
■ 炉内通気抵抗検出方法
炉内通気抵抗については、特願昭５０−５３７６２号に
記載の方法により高炉の観測される入出力データを用い
て、次式により高炉の絶対通気抵抗ＫＲが算出される。
記載の方法により高炉の観測される入出力データを用い
て、次式により高炉の絶対通気抵抗ＫＲが算出される。
但し ΔＰＣｋｇＡｎ２〕：全圧損（送風圧一炉頂圧）
μ（ｋｙＡｎ・ｓｅｅ）：炉内平均ガス粘性係数ｆｇ（
ｋｙ／♂〕 ：炉内平均ガス密度 Ｕ（ｍ／ｓｅｅ） ：炉内平均カス流速Ｄ，：想定粒
子径 Ｚ ：想定形状係数 ε ：想定空隙隙率 β〔一〕：流れの補正係数 β−＝１．Ｏ Ｒｅ≦２００のときＲｅ β＝１．０一α５ｌｏｇ−Ｒｅ〉２ｏｏＯときタ００Ｉ Ｒｅ（ −） ：炉内平均レイノルズ数一般に第３
層の内部温度（ＴＳ３）が上昇すれば、通気性のわるい
炉内鉱石の軟化、溶融帯の上昇を伴い、通気抵抗ＫＲが
上昇する。
μ（ｋｙＡｎ・ｓｅｅ）：炉内平均ガス粘性係数ｆｇ（
ｋｙ／♂〕 ：炉内平均ガス密度 Ｕ（ｍ／ｓｅｅ） ：炉内平均カス流速Ｄ，：想定粒
子径 Ｚ ：想定形状係数 ε ：想定空隙隙率 β〔一〕：流れの補正係数 β−＝１．Ｏ Ｒｅ≦２００のときＲｅ β＝１．０一α５ｌｏｇ−Ｒｅ〉２ｏｏＯときタ００Ｉ Ｒｅ（ −） ：炉内平均レイノルズ数一般に第３
層の内部温度（ＴＳ３）が上昇すれば、通気性のわるい
炉内鉱石の軟化、溶融帯の上昇を伴い、通気抵抗ＫＲが
上昇する。
この影響分を八
ＫＲとすれば次の如くなる。
Δ
ＫＲ−ｌ１ＴＳ３＋ｌ２
（例えばｌ１−１２，ｌ２＝−３５０）
（２４）
そこで絶対通気抵抗ＫｇからＴＳ３の影響ＫＲを除去し
た通気抵抗をＤｋＲと定義する。
た通気抵抗をＤｋＲと定義する。
ＤｋＨ＆Ｌ炉熱以外のＯｒｅ／ｃｏｋｅ、装入物性状、
ガス流れ付着物等の要因によって阻害される通気抵抗を
表わすもので、ここで装入物通気抵抗と称する。
ガス流れ付着物等の要因によって阻害される通気抵抗を
表わすもので、ここで装入物通気抵抗と称する。
以上の如く、本発明においてはＫＲ，ＤＫＲによって炉
内通気抵抗を認識するものである。
内通気抵抗を認識するものである。
■ 本発明による操業方法
次に、以上の計算によって得られた、炉内ヒートパター
ン、半径方向ガス流分布、炉内通気抵抗による高炉操業
を制御する方法を説明する。
ン、半径方向ガス流分布、炉内通気抵抗による高炉操業
を制御する方法を説明する。
まず、炉内ヒートパターン、炉芯炉壁流分布指標（ｈｗ
）、絶対通気抵抗（ＫＲ）、装入物通気抵抗（ＤＫＲ）
を制御目標として高炉操業を制御するために、炉波安定
で且つ低燃料比高出銑比をもたらす設定目標範囲を実績
データの解析から定める。
）、絶対通気抵抗（ＫＲ）、装入物通気抵抗（ＤＫＲ）
を制御目標として高炉操業を制御するために、炉波安定
で且つ低燃料比高出銑比をもたらす設定目標範囲を実績
データの解析から定める。
ここで、簡略化のために炉内ヒートパターンをＴＳ３と
ＴＳ，に代表させて処理する。
ＴＳ，に代表させて処理する。
（ｊ）ＴＳ５は通常１５００℃近辺を目標とされる。
他方ＴＳ３については、低いほど通気性がよく、低燃料
比となり効率はよいが、低すぎると炉冷えの危険がある
ので、通常炉冷えを起さない範囲で出来るだけ低い範囲
Ｔ′Ｓ３±δＴＳ３を目標とする。
比となり効率はよいが、低すぎると炉冷えの危険がある
ので、通常炉冷えを起さない範囲で出来るだけ低い範囲
Ｔ′Ｓ３±δＴＳ３を目標とする。
本発明者の解析によれば７ ５ ０＋２ ５℃の範囲が
好ましいことがわかった。
好ましいことがわかった。
（１１）通気抵抗ＫＲについては、低いほど通気性はよ
いが、高くなれば吹抜けの危険が生じるので適当な上限
（ＫＲ）ｕ以下に制御する必要がある。
いが、高くなれば吹抜けの危険が生じるので適当な上限
（ＫＲ）ｕ以下に制御する必要がある。
本発明者の解析によれば（ＫＲ）ｕく１００００が好ま
しいことがわかった。
しいことがわかった。
一方、ＫＲは、ＴＳ３，ＤＫＲ の制御によって制御さ
れる。
れる。
従ってＴＳ３の値にＤＫＲ についてその適当な範囲Ｏ
±δＤＫＲを目標とする。
±δＤＫＲを目標とする。
これは、０±２５０が好ましいことがわかった。
Ｇｉｉ） ｈｗについては、極端な炉芯、炉壁流はい
ずれも通気抵抗を悪化させるので、通気抵抗最小とする
値のまわりの適当な範囲ｒｗ±δｈｗを設定する。
ずれも通気抵抗を悪化させるので、通気抵抗最小とする
値のまわりの適当な範囲ｒｗ±δｈｗを設定する。
これについては、０．５±０．２５が好ましい値である
ことがわかった。
ことがわかった。
以上の如くして得られた設定目標範囲に各値をおさめる
べく制御を行う。
べく制御を行う。
そのためには、刻々の実測される高炉入出力データ（送
風条件、装入物組成、炉頂ガス温度、分析値、溶銑温度
）を用いて、定期的に前述の高炉数式モデル及び通気抵
抗算出式より、炉内ヒートパターン（この場．ｍｓ３，
ＴＳ，で代表）、炉芯炉壁流分布指標（ｈｗ）、及び絶
対通気抵抗（ＫＲ）及び／または装入物通気抵抗（ＤＫ
Ｒ）の各炉内状態を算出する。
風条件、装入物組成、炉頂ガス温度、分析値、溶銑温度
）を用いて、定期的に前述の高炉数式モデル及び通気抵
抗算出式より、炉内ヒートパターン（この場．ｍｓ３，
ＴＳ，で代表）、炉芯炉壁流分布指標（ｈｗ）、及び絶
対通気抵抗（ＫＲ）及び／または装入物通気抵抗（ＤＫ
Ｒ）の各炉内状態を算出する。
そして、これら刻々算出されるＴＳ３ ，ＴＳ５ ，ｈ
ｗ ｔＤＫＲについて、それぞれの設定目標範囲から逸
脱した偏差量ΔＴＳ３，Δ’ｒｓ，，ΔｈｗｔΔＤＫＲ
を求める。
ｗ ｔＤＫＲについて、それぞれの設定目標範囲から逸
脱した偏差量ΔＴＳ３，Δ’ｒｓ，，ΔｈｗｔΔＤＫＲ
を求める。
そしてこの検出された偏差量に基づいて、ＴＳ３，ＴＳ
，，ｈｗ，ＤＫＲを設定目標範囲に制御するように送風
量、送風温度、送風湿分、吹込み酸素量、重油量の送風
条件、及びコークス比等の装入物条件を変更する。
，，ｈｗ，ＤＫＲを設定目標範囲に制御するように送風
量、送風温度、送風湿分、吹込み酸素量、重油量の送風
条件、及びコークス比等の装入物条件を変更する。
次に、送風条件、装入物条件を変更するための操作量算
出方法について述べる。
出方法について述べる。
上記状態量を制御する操作変数として、例えば鉱石コー
クス混合比（０／Ｃ）、吹込酸素量、重油吹込量及び、
炉頂アーマ角を用いた場合について以下説明する。
クス混合比（０／Ｃ）、吹込酸素量、重油吹込量及び、
炉頂アーマ角を用いた場合について以下説明する。
鉱石コークス混合比、酸素吹込量、重油吹込量の各ステ
ツク量変更八〇／Ｃ，Δ０。
ツク量変更八〇／Ｃ，Δ０。
，（社）ｉｌに伴うＴＳ３ｔ’ｓ’Ｓ，ｔＤＫＲの応答
量の関係？り、次の制御式が得られる。
量の関係？り、次の制御式が得られる。
ΔＴＳ３ ＝ａ１，Δ０／Ｃ＋ａ１２”Ｏ ｉ Ａ＋ａ
Ｉ Ｂｌｓ０２ （２６）’△Ｔ ｐ ｉ ｇ ””
ａ２ １Δ０／Ｃ＋ａ２２ １ｓｏ ｉ ｌ＋ａ２３
１ａ２（２７）ΔＤＫＲ ＝ａｓ１△０／Ｃ＋ａ３，
［ ｉ ｌ＋ａｓｓ”０２ （２８）例えば、実際の高
炉で実験した結果各係数として次の値が得られた。
Ｉ Ｂｌｓ０２ （２６）’△Ｔ ｐ ｉ ｇ ””
ａ２ １Δ０／Ｃ＋ａ２２ １ｓｏ ｉ ｌ＋ａ２３
１ａ２（２７）ΔＤＫＲ ＝ａｓ１△０／Ｃ＋ａ３，
［ ｉ ｌ＋ａｓｓ”０２ （２８）例えば、実際の高
炉で実験した結果各係数として次の値が得られた。
Ｂ，１：−７７８ ， ａ１：ｌ．５５，ａ１３二
−０．４７ａ２１”” ４００ ｔ ８２＝ ０
． ７ ０，ａ２３二−０．０９ａ３、， ４０００
， 但し各単位はΔＴＳ３，△’ｒ，，ｉｇｃ”ｃ） ｔ△
ＤＫＲ（レ層〕，ΔＯｉｌ（ｋｌ？／分〕，ｔａ／Ｃ（
− ） ，Δ０２ （Ｎｍ２／５＋ ）である。
−０．４７ａ２１”” ４００ ｔ ８２＝ ０
． ７ ０，ａ２３二−０．０９ａ３、， ４０００
， 但し各単位はΔＴＳ３，△’ｒ，，ｉｇｃ”ｃ） ｔ△
ＤＫＲ（レ層〕，ΔＯｉｌ（ｋｌ？／分〕，ｔａ／Ｃ（
− ） ，Δ０２ （Ｎｍ２／５＋ ）である。
又炉芯、炉壁流指標ｈｗについては例えば、炉頂アーマ
（装入物反射板装置）を用いる。
（装入物反射板装置）を用いる。
アーマを１ノッチ動かし、コークスを炉芯に押込む操作
を単位とするアーマ操作量をΔＡ−Ｍとすれば、アーマ
角のステップ変更に伴う、ｈｗの応答量の関係より次の
制御式が得られる。
を単位とするアーマ操作量をΔＡ−Ｍとすれば、アーマ
角のステップ変更に伴う、ｈｗの応答量の関係より次の
制御式が得られる。
Δｈｗ−ｂ・ΔＡＭ （２９）例え
ば、実際の高炉で実験した結果ではｂ＝− ０．２ ５
が得られた。
ば、実際の高炉で実験した結果ではｂ＝− ０．２ ５
が得られた。
上記（２６）〜（２９）の制御式を用いて、各目標から
の偏差量を零の方向に制御するための操作量は、これら
の連立解として次の如く求められる。
の偏差量を零の方向に制御するための操作量は、これら
の連立解として次の如く求められる。
・Δ０２ ””ｇ１（Ａｌｌ”ＴＳ３ ＋Ａ１２ｘ’
ｒｐｉｇ＋Ａ１３ΔＤＫＲ） （３０） △ＯｉＡ＝ｇ２ （Ａ２１△ＴＳ３＋Ａ２ΔＴ両＋Ａ２
３△ＤＫＲ） （３１） ΔＯ／Ｃ＝ｇ３（Ａ３３ΔＤＫＲ）
（３２）ΔＡ｛ＩｉｌＩ＝ｇ４（Ｂ−△ｈ ｗ ）
（３３）但し ｇ〜ｇ＋ ”ゲイン ？３０）〜（３３）の各係数は、例えば上記実験結果に
よれば、次の如き値が得られた。
ｒｐｉｇ＋Ａ１３ΔＤＫＲ） （３０） △ＯｉＡ＝ｇ２ （Ａ２１△ＴＳ３＋Ａ２ΔＴ両＋Ａ２
３△ＤＫＲ） （３１） ΔＯ／Ｃ＝ｇ３（Ａ３３ΔＤＫＲ）
（３２）ΔＡ｛ＩｉｌＩ＝ｇ４（Ｂ−△ｈ ｗ ）
（３３）但し ｇ〜ｇ＋ ”ゲイン ？３０）〜（３３）の各係数は、例えば上記実験結果に
よれば、次の如き値が得られた。
Ａ１＝３．９２９ Ａ１２＝９．２５ｔ Ａ１３−
０．１６Ａ２１−０．５０， Ａ２＝２．６２， Ａ
２３＝０．１６Ａ３３−０．００２５ Ｂ＝−４．０ ここで、式（３０） ，（３１）で算出された酸素量、
重油量については、さらに重油の完全燃焼のための酸素
過剰係数、ＥＯ２及び適切な羽口前理論燃焼温度Ｔｐｊ
’Ｃ）が、ＥＯ。
０．１６Ａ２１−０．５０， Ａ２＝２．６２， Ａ
２３＝０．１６Ａ３３−０．００２５ Ｂ＝−４．０ ここで、式（３０） ，（３１）で算出された酸素量、
重油量については、さらに重油の完全燃焼のための酸素
過剰係数、ＥＯ２及び適切な羽口前理論燃焼温度Ｔｐｊ
’Ｃ）が、ＥＯ。
〉Ｃ１及びＣ２〉ＴＦ〉Ｃ３（例えば、Ｃ１＝１．５
，Ｃ２＝２ ４ ０ ０℃，Ｃ３＝２２００℃）を満し
ているかどうかをチェックし、満す範囲で出力表示し、
満さない場合は、その旨表示し、オペレータ判断を要請
する。
，Ｃ２＝２ ４ ０ ０℃，Ｃ３＝２２００℃）を満し
ているかどうかをチェックし、満す範囲で出力表示し、
満さない場合は、その旨表示し、オペレータ判断を要請
する。
以上説明した本発明による高炉操業制御のためのデータ
処理のフローチャートを第３図に示す。
処理のフローチャートを第３図に示す。
ただし、ヒートパターンに関する偏差値ΔＴＳ、ΔＴＧ
と炉内通気抵抗に関するΔＤＫＲと半径方向ガス流れ分
布に関するΔｈｗは式（３０）＠３３）について個々に
零にするよう解くことができ、従ってヒートパターン、
通気抵抗、炉内ガス流れ分布をそれぞれ独立に制御町能
であることは勿論である。
と炉内通気抵抗に関するΔＤＫＲと半径方向ガス流れ分
布に関するΔｈｗは式（３０）＠３３）について個々に
零にするよう解くことができ、従ってヒートパターン、
通気抵抗、炉内ガス流れ分布をそれぞれ独立に制御町能
であることは勿論である。
■ 実施例
次に、以上説明した本発明の高炉の操業制御方法を実施
する装置例を説明する。
する装置例を説明する。
第４図は、本発明の方法によって炉内高さ方向ヒートパ
ターン（ＴＳ３，ＴＳ，）通気抵抗（ＤＫＲ），ガス流
分布（ｈｗ）を制御する装置の概略ブロックダイヤグラ
ムを表わす。
ターン（ＴＳ３，ＴＳ，）通気抵抗（ＤＫＲ），ガス流
分布（ｈｗ）を制御する装置の概略ブロックダイヤグラ
ムを表わす。
第４図に於いて、参照番号１は高炉を示し、２は高炉１
の羽口、３は炉頂ガス上昇管、４は原料装入装置、４′
はアーマー即ち装入物反射板装置、５は送風本管、６は
重油吹込量調整弁、７は送風機、８は熱風炉、８′は冷
空気混合調整弁、９は送風量測定器９′は送風中湿分測
定器、１０は酸素量測定器、１０′は酸素供給量調整弁
、１１は送風温度測定器、１２は送風圧測定器、１３は
重油供給量測定器、１４は鉱石切出し量測定器、１５は
コークス切出量測定器、１６は炉頂圧測定器１６′は反
射板４′の位置検出装置であり、参照番号１７から２５
は、測定器９から１６′にそれぞれ付属する．測定信号
発生器であり、それらからの信号は、信号処理装置２６
が受け、演算装置２７へ送られる。
の羽口、３は炉頂ガス上昇管、４は原料装入装置、４′
はアーマー即ち装入物反射板装置、５は送風本管、６は
重油吹込量調整弁、７は送風機、８は熱風炉、８′は冷
空気混合調整弁、９は送風量測定器９′は送風中湿分測
定器、１０は酸素量測定器、１０′は酸素供給量調整弁
、１１は送風温度測定器、１２は送風圧測定器、１３は
重油供給量測定器、１４は鉱石切出し量測定器、１５は
コークス切出量測定器、１６は炉頂圧測定器１６′は反
射板４′の位置検出装置であり、参照番号１７から２５
は、測定器９から１６′にそれぞれ付属する．測定信号
発生器であり、それらからの信号は、信号処理装置２６
が受け、演算装置２７へ送られる。
演算装置２７は、刻々のデータを例えば一日平均し、そ
れに基づいて前述の数式モデルにより前述の各炉内状態
量（例えばＴＳ３，ＴＳ５９ｈＷｔＤＫＲ）及び予め設
定され記憶された各状態量の設定目標範囲に制御するた
めの鉱石コークス混合比（０／Ｃ）．酸素吹込量、重油
吹込蔽、アーマ角度の操作量を計算し、表示装置２８に
表示させる。
れに基づいて前述の数式モデルにより前述の各炉内状態
量（例えばＴＳ３，ＴＳ５９ｈＷｔＤＫＲ）及び予め設
定され記憶された各状態量の設定目標範囲に制御するた
めの鉱石コークス混合比（０／Ｃ）．酸素吹込量、重油
吹込蔽、アーマ角度の操作量を計算し、表示装置２８に
表示させる。
この表示された指示量にもとすいて、オペレータが各操
作量を変更して炉況制御を実施する。
作量を変更して炉況制御を実施する。
第５図，第６図及び次の表１は、それぞれ本発明の方法
の実施前と実施後の炉内状態量と操作量時系列グラフ、
ＫＲ−ＴＳ３グラフ、各諸元の平均値を表わしたもので
、本発明の方法の実施により、炉内状態はそれぞれ望ま
しい範囲ｈｗ；０，５±０．２５ＫＲ＜１００００，Ｄ
ＫＲ；０±５００，ＴＳ３；７５０±２５，ＴＤｉｇ；
１５００±１０に制御され、炉況が安定した。
の実施前と実施後の炉内状態量と操作量時系列グラフ、
ＫＲ−ＴＳ３グラフ、各諸元の平均値を表わしたもので
、本発明の方法の実施により、炉内状態はそれぞれ望ま
しい範囲ｈｗ；０，５±０．２５ＫＲ＜１００００，Ｄ
ＫＲ；０±５００，ＴＳ３；７５０±２５，ＴＤｉｇ；
１５００±１０に制御され、炉況が安定した。
実施後の期間のコークス強度が実施前よりよい３０
ため（［）１ ９１．０→９ ３．０ ） Ｏ／Ｃ
が上昇出１５ 来、その熱補償としてＯｉｌ上昇している。
が上昇出１５ 来、その熱補償としてＯｉｌ上昇している。
ＴＳ３が実施前は高すぎ、結果ＫＲも高く炉況不安定で
あっだので、０２上昇によりＴ８３低下をはかることに
より、炉況安定化している。
あっだので、０２上昇によりＴ８３低下をはかることに
より、炉況安定化している。
その結果燃料比低下、出銑増となった。
前記の期間ではｈｗはいずれも目標範囲内であったがｈ
ｗが大きく目標を逸脱した期間の制御実施例を第７図に
示す、これよりｈｗが設定目標範囲に制御されているこ
とが分ろう。
ｗが大きく目標を逸脱した期間の制御実施例を第７図に
示す、これよりｈｗが設定目標範囲に制御されているこ
とが分ろう。
以上から明らかなように、本発明の方法によれば、炉内
高さ方向ヒートパターン、通気抵抗、半径方向ガス流れ
分布を単独あるいは組合せて安定化することにより、炉
況安定化が達成出来かつ、低燃料比高能率の高炉操業を
行うことが出来る。
高さ方向ヒートパターン、通気抵抗、半径方向ガス流れ
分布を単独あるいは組合せて安定化することにより、炉
況安定化が達成出来かつ、低燃料比高能率の高炉操業を
行うことが出来る。
第１図は、炉内ヒートパターン、ガス流れ分布を認識す
るために本発明で用いた５層分割高炉数式モデルの図、
第２図は、５層分割された高炉各層の滞留物質、移動物
質を示す模擬図、第３図は本発明の方法演算フローチャ
ート、第４図は、本発明の方法を実施する装置の概略ブ
ロックダイヤグラム、第５図は本発明による方法の実施
前，後の炉内ヒートパターン、通気抵抗、ガス流分布状
況と操作量の時系変化を表わしたグラフ、第６図１は、
第５図のグラフに示される炉内状態を、絶対通気抵抗Ｋ
Ｒと第３層温度ＴＳ３とについて比較したグラフ、そし
て第７図は、アーマー角による半径方向ガス流れ分布（
ｈｗ）の制御例を示すグラフである。
るために本発明で用いた５層分割高炉数式モデルの図、
第２図は、５層分割された高炉各層の滞留物質、移動物
質を示す模擬図、第３図は本発明の方法演算フローチャ
ート、第４図は、本発明の方法を実施する装置の概略ブ
ロックダイヤグラム、第５図は本発明による方法の実施
前，後の炉内ヒートパターン、通気抵抗、ガス流分布状
況と操作量の時系変化を表わしたグラフ、第６図１は、
第５図のグラフに示される炉内状態を、絶対通気抵抗Ｋ
Ｒと第３層温度ＴＳ３とについて比較したグラフ、そし
て第７図は、アーマー角による半径方向ガス流れ分布（
ｈｗ）の制御例を示すグラフである。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 高炉炉内の高さ方向に多層の炉内反応モデルを想定
し、各層における物質移動、熱、圧力の収支方程式より
、操業データを用いて、炉内高さ方向のヒートパターン
を求めるに際して、ヒートパターン式が実測炉頂温度、
および実測溶銑温度を満足す乞ように、炉内半径方向ガ
ス流れ分布指標を収束計算し、ヒートパターン及び炉内
半径方向ガス流れ分布指標を決定し、更に操業データよ
り炉内の通気抵抗指標を求め、ヒートパターン計算．値
の目標値からの偏差の少なくとも１層の値を零とすると
同時に炉内通気抵抗指標の計算値と目標値の差を零とす
るように送風条件及び装入物条件、操作量を制御するこ
とを特徴とする高炉の操業方法。 ２ 更に、半径方向ガス流れ分布指標の計算値と目標値
の偏差が零となるよう炉頂アーマ角等を操作して炉頂部
での装入物の分布を一諸に制御して、ヒートパターン炉
内通気抵抗、半径方向ガス流れ分布指標の各値が各目標
値に常に一致するように、送風条件、装入物条件及び炉
頂アーマ角等装入方法に関する操作量を制御することを
特徴とする特許請求の範囲第１項記載の高炉の操業方法
。 ３ 高炉炉内の高さ方向に多層の炉内反応モデルを想定
し、各層における物質移動、熱、圧力の収支方程式より
操業データを用いて、炉内高さ方向のヒートパターンを
求めるに際して、ヒートパターン式が実測炉頂温度、お
よび実測溶銑温度を満足するように、炉内半径方向ガス
流れ分布指標を収束計算し、ヒートパターン及び炉内半
径方向ガス流れ分布指標を決定し、更に操業データより
炉内の通気抵抗指標を求め、半径方向ガス流れ分布指標
の計算値と目標値の偏差が零となるよう炉頂アーマ角等
を操作して炉頂部での装入物の分布を制御することを特
徴とする高炉の操業方法。 ４ 更に、ヒートハターン計算値の目標値からの偏差の
少なくとも１層の値を零とすると同時に炉内通気抵抗指
標の計算値と目標値の差を零とするように送風条件及び
装入物条件、操作量を一諸に制御して、ヒートパターン
炉内通気抵抗、半径方向ガス流れ分布指標の各値が各目
標値に常に一致するように、送風条件、装入物条件及び
炉頂アーマ角等装入方法に関する操作量を制御すること
を特徴とする特許請求の範囲第３項記載の高炉の操業方
法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP51035379A JPS5910405B2 (ja) | 1976-03-31 | 1976-03-31 | 高炉の操業方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP51035379A JPS5910405B2 (ja) | 1976-03-31 | 1976-03-31 | 高炉の操業方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS52117821A JPS52117821A (en) | 1977-10-03 |
| JPS5910405B2 true JPS5910405B2 (ja) | 1984-03-08 |
Family
ID=12440252
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP51035379A Expired JPS5910405B2 (ja) | 1976-03-31 | 1976-03-31 | 高炉の操業方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5910405B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20170047377A (ko) * | 2014-09-03 | 2017-05-04 | 인스티튜트 오브 리서치 오브 아이론 앤드 스틸, 지앙수 프로빈스/샤-스틸, 씨오. 엘티디 (중국) | 용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법 |
Families Citing this family (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS61508A (ja) * | 1984-06-14 | 1986-01-06 | Kawasaki Steel Corp | 高炉操業法 |
Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4883020A (ja) * | 1972-02-09 | 1973-11-06 | ||
| JPS5020942A (ja) * | 1973-06-26 | 1975-03-05 | ||
| JPS50103404A (ja) * | 1974-01-23 | 1975-08-15 |
-
1976
- 1976-03-31 JP JP51035379A patent/JPS5910405B2/ja not_active Expired
Patent Citations (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS4883020A (ja) * | 1972-02-09 | 1973-11-06 | ||
| JPS5020942A (ja) * | 1973-06-26 | 1975-03-05 | ||
| JPS50103404A (ja) * | 1974-01-23 | 1975-08-15 |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| KR20170047377A (ko) * | 2014-09-03 | 2017-05-04 | 인스티튜트 오브 리서치 오브 아이론 앤드 스틸, 지앙수 프로빈스/샤-스틸, 씨오. 엘티디 (중국) | 용광로에서의 공기 유동 분포 검출 방법 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS52117821A (en) | 1977-10-03 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP6503055B2 (ja) | 高炉ガス流れの分布の検出方法 | |
| US11493273B2 (en) | Device and method for measuring softening and melting performances of iron ore in blast furnace under reducing condition | |
| TWI789760B (zh) | 還原鐵之製造方法 | |
| TWI758977B (zh) | 高爐的作業方法 | |
| WO2014088031A1 (ja) | 高炉の操業方法及び溶銑の製造方法 | |
| KR101121701B1 (ko) | 입상 금속철의 제조방법 및 그 장치 | |
| CN102414328B (zh) | 高炉操作方法 | |
| JPS5910405B2 (ja) | 高炉の操業方法 | |
| US4227921A (en) | Method of controlling a blast furnace operation | |
| US2630373A (en) | Process and apparatus for the thermal synthesis of carbon compounds | |
| JP7151228B2 (ja) | 高炉の操業方法 | |
| US3690632A (en) | Blast furnace control based on measurement of pressures at spaced points along the height of the furnace | |
| JP2009242906A (ja) | 高炉の操業方法 | |
| TWI481722B (zh) | 高爐爐下部透液性之判斷方法與判斷系統 | |
| CN110938453B (zh) | 一种高炉用铁焦生产竖炉的温度控制方法 | |
| WO2022168396A1 (ja) | 供給熱量推定方法、供給熱量推定装置、及び高炉の操業方法 | |
| JPS6055561B2 (ja) | 高炉の操業方法 | |
| JP6737107B2 (ja) | 高炉の操業方法 | |
| TW202403057A (zh) | 鋅的去除方法及鋅的去除裝置 | |
| JPS58117805A (ja) | 高炉操業法 | |
| RU2229074C1 (ru) | Способ управления процессом обжига окатышей на конвейерной машине | |
| CN113699293A (zh) | 一种确定高炉冶炼最低焦比的方法 | |
| SU1553809A1 (ru) | Способ управлени плавкой чугуна в вагранке | |
| JP2016160494A (ja) | 高炉操業方法 | |
| JPS6039722B2 (ja) | 高炉の通気性制御方法 |