JPS63210217A - 高炉炉熱予測方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

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なうための高炉炉熱
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、高炉操業者は常に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（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、高炉をブラックボックス
とみなし、統計的解析によるモデルを得る方法として、
ＡＲ（＾ｕｔｏ　−Ｒｃｇｒｅｓｓｉｖｅ）　（自己回
帰）モデルによるものがある。

上記したＡＲモデルは高炉の実際の炉熱レベルの時間的
変動を予測するモデルとして優れた特性を有するが、以
下に述べる６４１題点がある。

第１７図は溶銑温度の実績値と予測値の経時変化を示す
図であり、同図において１１は実績値Ｘ、（２は予測値
・に基づく曲線である。同図に示すように、実績値の変
化に対し、予測値の変化はτサンプリング時間（すなわ
ちサンプリング間隔をΔｔとしてＸΔを時間）程度遅れ
、その振幅も小さなものを示す傾向がみられる。このた
め、予測機能を十分に果たせなく、しかもその予測値の
精度も十分には正確でないという問題点があった。

コノ問題点を解決するためＡ　ＲＭ　Ａ　（Ａｕｔｏ−
Ｒｅｇｒｅｓｓｉｖｅ　Ｍｏｖｉｎｇ　Ａｖｅｒａｇｅ
）　（自己回帰移動平均）モデルによるものが、特開昭
６０−２４８８０４゜「鉄と鋼」１９８４年、第１号、
５４頁等に開示されているが、未だＭＡ項に導入する変
数として決定的なものが見つけだせていないのが現状で
ある。

（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
測が遅れることなく、しかも溶銑温度変化を正確に予測
することのできる高炉炉熱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、この発明による高炉炉熱予測
方法は、高炉の操業結果を用いて、高炉炉熱レベルの時
間的変動をＡＲＭＡモデルにより予測するに際し、高炉
の所定箇所に設置された内壁温度計により所定時間間隔
毎に測定される内壁温度差に関する変数と、ソリューシ
ョンロスカーボン量または炉頂ガス成分中の窒素量の所
定時間幅にａ３ける平均値をＭＡ項に導入している。

（実施例） １、ＭＡ　　に　　する、　の 高炉の炉熱低下の第１の理由として、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。ところが原料装入条件、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、Ｆｅ　Ｏ＋Ｃ−）Ｆｃ　十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
　、に、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。そしてその後、遅からず炉熱は低下することになる
。

また、高炉の炉熱低下の第２の理由として、以下に示す
ものが考えられる。

高炉内の荷下り速度が原料装入条件、装入物分布等の理
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。そしてその後、遅からず炉
熱は低下することになる。

上記した２つの理由により、炉壁温度差は高炉炉熱変化
に対して先見性があると言える。そこで、ＭＡ項に炉壁
温度差に関する変数を導入したＡＲＭＡモデルが考えら
れる。

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ｒＦＭ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８Ｉｌ淘体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？
ＩＩＩ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。

−〇　− 第３図はＦＭセセン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、パツキン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
ース型側温体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セセン３の内壁温度をＴｊ
、、とし、時刻ｊの１サンプリング時間Δを前の内壁温
度を王、　、とすると、Ｊ−１，Ｉ ■・・とＴ・　・との内壁温度差（差分値）Δ丁Ｊ、　
ｌ　　　Ｊ−１，１ ｊ、ｉは・ ６丁・・−王、・−Ｔｊ−１，ｉ　　　　　・・・（１
）Ｊ、Ｉ　　　　　　Ｊ、１ となる。この状態を第５図に示す。

この差分値ΔＴｊ、ｉに、各ＦＭセンサ３毎の高さ１周
方向等を考慮して重みＷ、を乗する。さら■ に、差分値ΔＴｊ、、が負のものに対しては、Ｖ。

−〇、それ以外のものに対しては、ｖ、　−１を示す正
負パラメータＶ、も乗じ、時刻ｊの補正差分値（正の差
分値）Ｃ−ｒ、、を得る。

Ｊ、Ｉ ＣＴ・・−Ｗ、・Ｖ、・６丁１．　　・・・（２）Ｊ、
Ｉ　　　Ｉ　　　Ｉ　　　　Ｊ、１次に、補正差分値Ｃ
Ｔ、、の全ＦＭセンザ３にＪ、１ 対する総和をとり、これをＳＴ１　、とする。

ＳＴ１、−　ε　ＣＴ、、　　　　　　　・・・（３）
Ｊ７．１Ｊ１１ そして次（４）式に従い、この差分値総和ＳＴ１　。

の値が予め定められた閾値ε１より大きくなれば、炉内
付着物の壁落ちによる炉壁の急激な温度上昇があったと
みなせることにより、この事象を数値化することでＭＡ
項に変数として導入できる。

８丁１・≧ε１　　　　　　　　　　・・・（４）また
、（２）式において、正負パラメータ■・は差分値ΔＴ
ｊ、、が正のものに対しては、Ｖ、＝Ｑ、それ以外のも
のに対しては、ｖ　Ｈ＝　１とし、次に、補正差分値Ｃ
’Ｔ・・の絶対値の全ＦＭセンサ３にＪ、１ 対する総和をとり、これを５Ｔ２ｊとする。

ＳＴ２．　−Σ　ＩｃＴ、　　・　１　　　　　　　　
・・・（３）。

Ｊ、ユ、Ｊ、１ そして次（４）式に従い、（３）°式に基づく差分値総
和ＳＴ２・の値が予め定められた閾値ε２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だとみなせ
ることにより、この事象を数値化することでＭＡ項に変
数として導入できる。

ＳＴ２．≧ε２　　　　　　　　　　　・・・（４）（
４）式（（４）’式も可）を満たす事象が、現在時刻ｔ
から時間幅ＮΔを過去に逆のぼり存在すれば、Ｆｌ　（
ｔ）＝ｌ存在しなければＦｌ　（ｔ）＝−１とする変数
Ｆ１　（ｔ）をＭＡ項として導入することが考えられる
。

この場合、１時点先の溶銑温度予測値Ｖ（ｔ＋Δｔ２）
は次式により推定できる。

、￥（を十Δｔ２） ＝九ａ　１．ｙ　（ｔ　−ｉΔｔ２）＋ｂ１Ｆ１（ｔ）
・・・（５） 右辺の第１項がＡＲ項、第２項がＭＡ項である。

なお、ａｌｌ、ｂｌは係数である。

第６図、第７図は（５）式における予測例を示しており
、（ａ）は溶銑温度、（ｂ）は正の差分値総和ＳＴ１・
、（Ｃ）はＦｌ　（ｔ）の経時変化を示すグラフである
。

また、現在時刻ｔから時間幅ＮΔを過去に逆のぼり、（
４）式を満たず事象が何回起きたかを示す変数Ｆ２（ｊ
）を次（６）式に示すようにＭＡ項として導入すること
も考えられる。

ｙｒｔ＋Δｔ２） ＝、Ｅ、ａ　２．ｙ　（ｔ−ｉΔｔ２）＋ｂ２Ｆ２（ｔ
）・・・（６） なお、ａ２１．ｂ２は係数である。

第８図、第９図は（６）式における予測例を示しており
、（ａ）は溶銑温度、（ｂ）は正の差分値総和５Ｔ１１
、（ｃ）はＦ２（ｔ）の経時変化を示したグラフである
。

Ｉｌ、ＭＡ項に導入する　２の 従来より、高炉の還元状態の良否を示すソリコーション
ロスカーボン量（以下「ツルロスＣ量」と言う）の増減
は、高炉炉熱の温度と強い相関があることが知られてい
る。すなわちツルロスＣＩの増加は、以下に示すいわゆ
るツルロス反応が促進することを示しており、 Ｃ＋ＣＯ２→２ＣＯ この反応は吸熱反応であるから、遅からず（実際には数
時間程度後に）炉熱は低下することになる。

従って、ツルロスＣ量の増減は高炉炉熱変化に対し先見
性があると言える。

そこで、ＭＡ項にツルロスＣ量の平均値を導入したＡＲ
ＭＡモデルが考えられる。

第１０図（ａ）、　（ｂ）は各々溶銑温度の瞬時値とツ
ルロスＣ量平均値の経時変化を示している。同図（ａ）
において、Ｌｌは実績値、Ｌ２は予測値である。ツルロ
スＣＡＩ　（Ｋｇ／　ｔ−１１）の瞬時値は炉頂ガス成
分中のＧｏ、Ｃｏ　　、Ｎ２等の割合、送風条件、原料
装入条件などをもとに例えばガスクロマトグラフィーの
サンプリング時間ごとに算出され、第８図（ｂ）を参照
して、ツルロスＣ量平均値ｕ（ｔ−にΔｔ１）（ｋ＝１
〜Ｎ）は、所定時間幅ＮΔｔ　内の前記瞬時値を時間幅
Δｔ１ごとに平均して求められている。一方、溶銑温度
の瞬時値ｙ（ｔ）は、サンプリング時間Δｔ２ごとに求
められている。なおｔは現在の時刻である。

このような変数によりＡＲＭＡモデルで、１時点先の溶
銑温度予測値Ｖ（ｔ＋Δｔ２）は次式により推定できる
。

９　　（’ｔ　　−１−△　ｔ　２　）右辺の第１項が
ＡＲ項、第２項がＭＡ項である。

なおａ・、Ｃｊは係数である。

１［［、、ＭＡ項に導入する２つの変数１工、ＬＬで述
べた変数は、各々単独でＭＡ項に導入しても、かなりの
効果が期待できるが、さらに予測精度を向上させるため
、２つの変数を同時にＭＡ項として、導入することが考
えられる。

この場合１時点先の溶銑温度予測値’５７（ｔ＋Δｔ２
）は次式により推定できる。

’５７（ｔ＋Δｔ２） −Σ　ａ、ｙ（ｔ−ｉΔｔ２） ＝０１＋ ＋ｂ１Ｆ１（ｔ） 十　　Σ　　ｃ、ｕ（ｔ−ｊ　　Δ　ｔ　　１　）　　
　　・　（８）、ｊ＝ｔ　　” ’Ｓ／（ｔ＋Δｔ２） −Σ　ａ　・ｙ（ｔ−ｉΔｔ２） 、、、　　　２＋ ＋ｂ２Ｆ２　（ｔ） ＋　、Ｅ、　ｃ２ｊｕ　（ｔ　−ｊΔｔ１）　　−（９
）なお、ａｌｉｌｂｌｌＣｌｊ、ａ２１．ｂ２．Ｃ２ｊ
は係数である。

第１１図は（８）式に基づいた予測の処理手順を示すフ
ローチャートである。ステップＳ１で（１）〜（３）式
により正の差分総和５Ｔ１ｊを求め、次にステップＳ２
で現在時刻ｔから時間幅ＮΔを過去に逆のぼり、（４）
式を満足したか否かを判定する。１度でも（４）式を満
足した場合、ステップＳ３においてＦｌ　（ｔ）＝１と
し、１度も（４）式を満足しなかった場合、ステップＳ
４において、Ｆｌ　（ｔ）＝−１とする。

そして、ステップＳ５で、現在時刻ｔから時間幅ＮΔｔ
１過去に逆のぼり、ツルロスＣ量の区間Δｔ１ごとの平
均値ｕ（ｔ−にΔｔ１）（ｋ＝１〜Ｎ）をＮ個算出する
。なお、上記したステップ８１〜Ｓ４．ステップＳ５の
処理はサンプリング時間Δｔ２毎に行なっている。

そして、ステップＳ６において、現在時刻ｔの溶銑温度
実績値ｙ（ｔ＞より、これを予測結果Ｖ（１）と比較す
ることにより（８）式の係数ａ１１゜ｂｌＣｌｊを決定
する。次にステップＳ７において１時点先の溶銑温度予
測値Ｖ（ｔ＋Δｔ２）を、上述のステップＳ６で求めた
係数ａ１１．ｂ１Ｃ１ｊを用いた（８）式より求め、次
のステップＳ８でこの予測値Ｖ（ｔ＋Δｔ２）を出力す
ることで、高炉炉熱を予測する。以降、ステップＳ１に
戻り、ステップ８１〜Ｓ８を練り返しながら炉熱を予測
する。

第１２図は、（９）式に基づいた予測の処理手順を示す
フローチャートである。同図においてステップＳ１１で
（１）〜　（３）式により正の差分値総和５Ｔ１ｊを求
め、ステップ８１２で現在時刻ｔｈ−ら期間ＮΔｔ１過
去に逆のぼる間に（４）式を満たしたか否かを判定する
。（４）式を満足した場合、ステップＳ１３において、
５Ｔ１ｊ≧ε１が起った回数がｐであれば、Ｆ２　（ｔ
）＝ｐとする。一方、（４）式を１度も満足しなかった
場合は、ステップＳ１４においてＦ２　（ｔ）−〇とし
、以降ステップ８１５〜８１８は第１１図のステップ８
５〜Ｓ８と同様の処理を施している。

このように炉熱潤度に対し先見性の高い炉壁温度差（差
分値）に関する変数とツルロスＣＩの平均値をＭＡ項に
導入することによって、より正確な炉熱が予測できる。

■、出銑口による温度偏差の考慮 ところで、通常高炉は２箇所の出銑口により交互に出銑
を行なうため、異なる出銑口Ａ、Ｂでは第１３図の１出
銑ごとの溶銑温度の経時変化に示すように溶銑温度に偏
差が生じることが多く、この様な場合には予測精度に影
響が生じてしまう。

そこで、出銑ロＡ、Ｂ別に（８）、　（９）式によるＡ
ＲＭＡモデルを立てて溶銑温度を予測する方法が考えら
れる。１時点先の出銑が出銑口Ａによる出銑の場合、出
銑口Ａから出銑された溶銑温度ｙＡ（１）を用い、 Ｖ　　（ｔ＋Δｔ３） −Ａ、　ａ　ＡＨｙＡ（ｔ　　ｉΔｔ３）＋ｂＡＦ１　
（ｔ） 十　　Ｌｃ−ｕ（ｔ−ｊ　　Δ　ｔ　　　　）　　　　
　　・　（１０）、、、　　　ＡＪ　　　　　　　　　
２により溶銑温度を推定する。一方、出銑口Ｂによる出
銑の場合、出銑口Ｂから出銑された溶銑温度ｙＢ　（ｔ
）を用い、 Ｖ　　（ｔ＋Δｔ３） ＝Σａ、ｙ　　（ｔ−＋Δｔ３） 、Ｂ＋８ ＋ｂＢＦ１　　（ｉ　＞ 」−Σ　ｃ、ｕ（ｔ−ｊΔｔ　　＞　　　・（１１）−
ＢＪ　　　　　　　　２ ４；１ により溶銑温度を推定する。なお、ａＡｉ、ｖ、。

ＣＡｊ、ａＢｉ、ｂＢ、ＣＢｊは各々係数であり、Δｔ
３が出銑日別のサンプリング時間となる。

第１４図は変数Ｆ１　（ｔ）をＭＡ項に導入した出銑日
別ＡＲＭＡモデルによる推定の処理手順を示すフローチ
ャートである。同図においてステップＳ２１〜Ｓ２４で
、上述と同様に変数Ｆ１　（ｔ）を求める。次にステッ
プＳ２５で、ツルロスＣ量平均値ｕ（ｔ−、ｊｔΔ２）
をＮ個算出する。

そして、ステップ８２６において、１時点先の出銑口の
区別を行ない１時点先の出銑が出銑口Ａであれば、ステ
ップ８２７，８２８で（１０）式に基づき出銑口Ａの溶
銑温度予測値Ｖ　（を十Δｔ３）八 を求め、ステップＳ２９においてＶ＾　（を十Δｔ３）
を出力した後ステップ８２１に戻る。

一方、ステップＳ２６において、１時点先の出銑が出銑
口Ｂであれば、ステップＳ３０．Ｓ３１で（１１）式に
基づき溶銑温度予測値’Ｓｌ’Ｂ（ｔ＋Δｔ３）を求め
、ステップＳ３２で予測値ｙＢ　（ｔ＋Δｔ３）を出力
し、ステップＳ２１に戻る。

変数Ｆ２　（ｔ）をＭＡ項に導入した出銑日別ＡＲＭＡ
モデルも同様に、（６）式によるＡＲＭＡモデルを出銑
日別に立てることで実現できることは勿論であり、その
処理手段を第１５図のフローチャートに示す。ステップ
８４１〜３５２は前述のステップ８２１〜８３２に対応
している。

このように出銑日別にＡＲＭＡモデルを設けることによ
り、出銑口の違いによる溶銑温度偏差の影響を取り除く
ことができ、予測精度がかなり向上する。

■、補足 なお、この実施例では（４）式を満たず事象を数値化し
ＭＡ項に導入した例について述べたが、（４）°式を満
たす事象を数値化してＭＡ項に導入しても同様の効果を
奏する。

また、この実施例では内壁温度計に「Ｍ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り、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ｆするものの、代用
可能である。

さらに、この実施例では、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Ｊ：り適当に設置
すれば良いのは勿論である。

また、ツルロスＣｆｉの区間Δｔ１ごとの平均を求める
に際し、ツルロスＣ量の瞬時値が第１６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のツルロスＣ量をＸ・、１サ
ンプリング時間Δを前のツルロスＣがをｘｊ−ｉとする
と、ツルロスＣｆ、の差分値の絶対値はΔＸ、は ΔＸ・−Ｉ×、＝ｘｊ−１１・・・（１３）Ｊ　　　　
　　　　Ｊ このΔＸ・を閾値ε２と同図（Ｃ）のように比較するこ
とで異常値Ｅ１．Ｅ２を見つけだし、同図（ｂ）に示す
ように直前の値と置きかえること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
正確なツルロスＣｆｉの平均値が求まり、その結果さら
に精度の高い予測が可能となる。

なお、この実施例では、所定期間ＮΔｔ、内のツルロス
Ｃ量の平均値として、区間へｔ１ごとの平均値を求めた
が、所定時間幅の移動平均値を所定時間間隔でサンプリ
ングしてもよい。

また、ガスクロ７１〜グラフイーにより検出される炉頂
ガス中の窒素量（％）（以下、「ガスクロＮ２量」と言
う。）はツルロスＣ量と強い負の相関があり、ガスクロ
Ｎ２１１の最小値をツルロスＣ量の最大値の代りにＭＡ
項に用いることによっても同様の効果が期待できる。

（発明の効果） 以上説明したように、この発明によればＭＡ項に高炉の
内壁温度差に関する変数と、ツルロスＣ量またはガスク
ロＮ２ｆｆ１の平均値を変数として用いたＡＲＭＡモデ
ルにより、高炉炉熱、特に炉熱低下を遅れることなく、
しかも正確に予測できる。

【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で用
いられるＦＭセンサ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「Ｍセンサの概念図、設置説
明図、第４図は内壁渇痕の経時変化を示すグラフ、第５
図は内壁温度差の経時変化を示すグラフ、第６図ないし
第９図は各々この発明の一実施例における予測例を示し
、（ａ）は溶銑温度、（ｂ）は正の差分値総和、（Ｃ）
は内壁温度差に関する変数の経時変化を示すグラフ、第
１０図（ａ）、（ｂ）は各々溶銑温度の瞬時値とツルロ
スＣｍの平均値の経時変化を示すグラフ、第１１図、第
１２図は各々この発明の実施例における予測方法の処理
手順を示すフローチャート、第１３図は出銑口の違いに
より、溶銑温度に違いが生じる場合の溶銑温度の経時変
化を示すグラフ、第１４図、第１５図は各々この発明の
他の実施例である出銑日別ＡＲＭＡ法の処理手順を示す
フローチャート、第１６図（ａ）、　（ｂ）、　（ｃ）
は各々異常値を含んだツルロスＣ量の瞬時値、ツルロス
Ｃ量の差分値の絶対値、黄常値を取り除いたツルロスＣ
量の瞬時値を示すグラフ、第１７図は従来のＡＲ法に基
づく溶銑温度実績値による予測結果を示すグラフである
。

Claims (2)

【特許請求の範囲】
1. （１）高炉の操業結果を用いて、高炉炉熱レベルの時間
   的変動をＡＲＭＡモデルにより予測するに際し、 高炉の所定箇所に設置された内壁温度計により所定時間
   間隔毎に測定される内壁温度差に関する変数と、ソリュ
   ーションロスカーボン量または炉頂ガス成分中の窒素量
   の所定時間幅における平均値をＭＡ項に導入したことを
   特徴とする高炉炉熱予測方法。
2. （２）前記ＡＲＭＡモデルは、出銑口によって各々異な
   るものである特許請求の範囲第１項記載の高炉炉熱予測
   方法。