(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
高炉の出銑時に、スラグ中のＦｅＯ，ＭｎＯ濃度の測定値およびメタル中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ濃度の測定値と、高炉内のＦｅとＭｎのスラグ−メタル間の平衡反応より、下記（１）式より高炉内のスラグ−メタル界面の温度を求め、その温度を用い下記（２）式から酸素分圧を求め、さらにスラグ中のＣａＯ，ＳｉＯ2 ，Ａｌ2 Ｏ3 ，ＭｇＯ濃度の測定値と、前記スラグ−メタル界面の温度および酸素分圧より、高炉内のＳｉのスラグ−メタル反応の平衡到達率を算出し、前記平衡到達率の値が通常操業時の平衡到達率の７０％未満となる場合に燃料比を増大させることを特徴とする高炉操業方法。
Ｔ＝（２０１２４−４２３３［％Ｓｉ］−ｔ1 ｌｎγMnO (t1) ＋ｔ2 ｌｎγFeO (t2)＋３９１５（ｘC ／（１−ｘC ））2 ） ／（９．４１＋０．１２４［％Ｃ］−２．２２［％Ｓｉ］ −０．８２９（ｘC ／（１−ｘC ））2 ＋ｌｎ（ＸMnO ・（１−２ｘC ）
／（［％Ｍｎ］・ＸFeO ・（１−ｘC ））））            ・・・（１）
ＰO2＝（（γMnO ・ＸMnO ）／（ｆMn・［％Ｍｎ］））2 ・ｅｘｐ（−９７５１８／Ｔ＋３０．５８）            ・・・（２）
ただし、Ｔ  ：絶対温度［Ｋ］
γMnO (t1)：温度ｔ1 ［Ｋ］におけるスラグ中のＭｎＯの活量係数［−］
γFeO (t2)：Ｆｅと平衡する純溶融ＦｅＯを基準とする温度ｔ2 ［Ｋ］におけるスラグ中のＦｅＯの活量係数［−］
［％Ｃ］：メタル中のＣ濃度［ｍａｓｓ％］
［％Ｓｉ］：メタル中のＳｉ濃度［ｍａｓｓ％］
［％Ｍｎ］：メタル中のＭｎ濃度［ｍａｓｓ％］
ｘC ：メタル中のＣのモル分率［−］
ｆMn：温度Ｔ［Ｋ］におけるメタル中のＭｎの活量係数［−］
ＸMnO ：スラグ中のＭｎＯのモル分率［−］
ＸFeO ：スラグ中のＦｅＯのモル分率［−］
ＰO2：酸素分圧［ａｔｍ］
γMnO ：温度Ｔ［Ｋ］におけるスラグ中のＭｎＯの活量係数［−］
【請求項２】
高炉の出銑時に、スラグ中のＦｅＯ，ＭｎＯ濃度の測定値およびメタル中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ濃度の測定値と、高炉内のＦｅとＭｎのスラグ−メタル間の平衡反応より、下記（１）式より高炉内のスラグ−メタル界面の温度を求め、その温度を用い下記（２）式から酸素分圧を求め、さらにメタル中のＳおよびスラグ中のＣａＯ，ＳｉＯ2 ，Ａｌ2 Ｏ3 ，ＭｇＯ，Ｓ濃度の測定値と、前記スラグ−メタル界面の温度および酸素分圧より高炉内のＳのスラグ−メタル反応の平衡到達率を算出し、前記平衡到達率の値が通常操業時の平衡到達率の８０％未満となる場合に燃料比を増大させることを特徴とする高炉操業方法。
Ｔ＝（２０１２４−４２３３［％Ｓｉ］−ｔ1 ｌｎγMnO (t1) ＋ｔ2 ｌｎγFeO (t2)＋３９１５（ｘC ／（１−ｘC ））2 ） ／（９．４１＋０．１２４［％Ｃ］−２．２２［％Ｓｉ］ −０．８２９（ｘC ／（１−ｘC ））2 ＋ｌｎ（ＸMnO ・（１−２ｘC ）
／（［％Ｍｎ］・ＸFeO ・（１−ｘC ））））            ・・・（１）
ＰO2＝（（γMnO ・ＸMnO ）／（ｆMn・［％Ｍｎ］））2 ・ｅｘｐ（−９７５１８／Ｔ＋３０．５８）            ・・・（２）
ただし、Ｔ  ：絶対温度［Ｋ］
γMnO (t1)：温度ｔ1 ［Ｋ］におけるスラグ中のＭｎＯの活量係数［−］
γFeO (t2)：Ｆｅと平衡する純溶融ＦｅＯを基準とする温度ｔ2 ［Ｋ］におけるスラグ中のＦｅＯの活量係数［−］
［％Ｃ］：メタル中のＣ濃度［ｍａｓｓ％］
［％Ｓｉ］：メタル中のＳｉ濃度［ｍａｓｓ％］
［％Ｍｎ］：メタル中のＭｎ濃度［ｍａｓｓ％］
ｘC ：メタル中のＣのモル分率［−］
ｆMn：温度Ｔ［Ｋ］におけるメタル中のＭｎの活量係数［−］
ＸMnO ：スラグ中のＭｎＯのモル分率［−］
ＸFeO ：スラグ中のＦｅＯのモル分率［−］
ＰO2：酸素分圧［ａｔｍ］
γMnO ：温度Ｔ［Ｋ］におけるスラグ中のＭｎＯの活量係数［−］
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【産業上の利用分野】
本発明は、操業悪化の前兆を検知し短時間で操業を安定化し、炉底長寿命化を目指した高炉操業方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
高炉の通気・通液性、特に、炉芯部の通気性および炉底部の通液性を良好に保つことは、高炉の安定操業にとって不可欠なことである。通気・通液性を良好に保つためには、温度を低下させないことが重要である。この理由は、温度の低下とともに液相、特にスラグ相の粘度が増大し、コークス層中にホールドアップする割合が増え、通気・通液性を妨げるからである。
ところで、炉底部の温度は主に溶銑顕熱により入熱する。すなわち、炉底部の湯流れが良好な部分は入熱量が多く温度も高い。
【０００３】
一方で、炉底保護の観点から、レンガ表面に溶銑凝固層を生成させることが必要である。溶銑凝固層を生成させるためには入熱量を減らさなければならないので、湯流れを停滞させる必要がある。
炉底部で特に浸食を受けやすい部位が側壁部であることは、高炉解体調査結果や過去の炉底破損事故から知られており、この部分に溶銑凝固層を生成させ保護する必要がある。つまり、通気・通液性を良好に保ちながら炉底を保護するためには、湯流れが炉底周辺部に集中しないようにすればよい。
【０００４】
これまで、炉底部の湯流れは炉底レンガ温度で推定されていた。すなわち、炉底底部レンガの円周方向、半径方向および側壁部レンガの円周方向、高さ方向の数ケ所から数十ケ所に熱電対を埋設し、温度の測定結果から高炉内のレンガ表面に生成する溶銑凝固層の厚さを計算し、溶銑凝固層の薄い部分では湯流れが活発であり、溶銑凝固層の厚い部分では湯流れが停滞していると推定していた。従って、通気・通液性を良好に保ちながら炉底を保護するためには、炉底底部の温度が高く炉底側壁部の温度が低い状態に保持する必要がある。
【０００５】
逆に、炉底底部の温度が低下し、側壁部の温度が高くなった場合には、炉底底部に溶銑凝固層が発達した状態になっている。このため、もとの状態に戻すためには燃料比を増大させ、炉底底部の溶銑凝固層を溶解させる必要がある。この場合、アクションを行ってから炉底の変化がレンガ温度に表れるまでには約２〜３週間かかるため、対応が遅れがちになる。
また、スラグ−メタル反応を利用した炉内状況推定方法がいくつか文献（例えば日本鉄鋼協会編、中間報告書「高炉内現象とその解析」（１９７９），ｐ．１２６）で報告されているが、スラグ−メタル界面の温度を溶銑温度あるいは（溶銑温度＋ΔＴ）で代用するものであり、必ずしも実際のスラグ−メタル界面温度を表すものではない。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
炉底の湯流れは、炉体保護と炉芯の通気・通液性を良好に保持するという観点から炉底底部全体に流れるのが望ましい。炉底の湯流れを均等化する直接的なアクションは無いが、燃料比を上げたり炉底底部の冷却を緩和する等の対応を行い炉底底部の溶銑凝固層を薄層化する方法が一般的である。
しかし、従来の技術では、炉底の変化を短時間のうちに推定することが不可能であるため、溶銑凝固層が肥大した状態から対応せざるを得なかった。さらに、実際には炉底の状態が良好に戻っても、それがレンガ温度に表れるまでの間はそれを検知する手段が無いため、燃料比増大等のアクション等を行い続けなければならない等の問題がある。
本発明は、炉底の状態を短時間のうちに検知することにより、溶銑凝固層が肥大する前に対応することを可能にするとともに、過剰なアクションを行わずに対処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、上記の課題を解決するために、以下の手段をとることにある。すなわち、
（１）高炉の出銑時に、スラグ中のＦｅＯ，ＭｎＯ濃度の測定値およびメタル中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ濃度の測定値と、高炉内のＦｅとＭｎのスラグ−メタル間の平衡反応より、下記（１）式より高炉内のスラグ−メタル界面の温度を求め、その温度を用い、下記（２）式から酸素分圧を求め、さらにスラグ中のＣａＯ，ＳｉＯ2 ，Ａｌ2 Ｏ3 ，ＭｇＯ濃度の測定値と、前記スラグ−メタル界面の温度および酸素分圧より高炉内のＳｉのスラグ−メタル反応の平衡到達率を算出し、前記平衡到達率の値が通常操業時の平衡到達率の７０％未満となる場合に燃料比を増大させることを特徴とする高炉操業方法。
Ｔ＝（２０１２４−４２３３［％Ｓｉ］−ｔ1 ｌｎγMnO (t1) ＋ｔ2 ｌｎγFeO (t2)＋３９１５（ｘC ／（１−ｘC ））2 ） ／（９．４１＋０．１２４［％Ｃ］−２．２２［％Ｓｉ］ −０．８２９（ｘC ／（１−ｘC ））2 ＋ｌｎ（ＸMnO ・（１−２ｘC ）
／（［％Ｍｎ］・ＸFeO ・（１−ｘC ））））            ・・・（１）
ＰO2＝（（γMnO ・ＸMnO ）／（ｆMn・［％Ｍｎ］））2 ・ｅｘｐ（−９７５１８／Ｔ＋３０．５８）            ・・・（２）
【０００８】
（２）高炉の出銑時に、スラグ中のＦｅＯ，ＭｎＯ濃度の測定値およびメタル中のＣ，Ｓｉ，Ｍｎ濃度の測定値と、高炉内のＦｅとＭｎのスラグ−メタル間の平衡反応より、下記（１）式より高炉内のスラグ−メタル界面の温度を求め、その温度を用い、下記（２）式から酸素分圧を求め、さらにメタル中のＳおよびスラグ中のＣａＯ，ＳｉＯ2 ，Ａｌ2 Ｏ3 ，ＭｇＯ，Ｓ濃度の測定値と、前記スラグ−メタル界面の温度および酸素分圧より高炉内のＳのスラグ−メタル反応の平衡到達率を算出し、前記平衡到達率の値が通常操業時の平衡到達率の８０％未満となる場合に燃料比を増大させることを特徴とする高炉操業方法。
【０００９】
この時の温度Ｔ［Ｋ］におけるγMnO ．ｆMnは（３）式、（４）式により求める。
0003590442.tif 000002
【００１０】
【作用】
スラグ−メタル間の各成分の分配平衡はスラグ−メタル間の温度と酸素分圧により大きく影響される。スラグ−メタル間の酸素分圧を決める反応としては、下記（５）式が一般的である。
Ｆｅ＋１／２Ｏ２  ＝ＦｅＯ                                                                ・・・（５）
ところで、（５）式からＰＯ２を求めるためにはＴの値を知る必要がある。従来は、このＴとして、溶銑温度または（溶銑温度＋ΔＴ）を代入して求めていた。しかし、これらの温度は必ずしもスラグ−メタル間の温度を表しているとはいえない。このため、湯だまりでの溶銑の滞留時間の変動内ではほぼ平衡に到達していると考えられるＭｎとの反応を考え、スラグ組成とメタル組成のデータのみからスラグ−メタル界面温度Ｔを推定する。すなわち、下記（６）式の反応を考えることにより、スラグ組成とメタル組成からスラグ−メタル界面温度を推定することができる。さらに、このようにして算出したＴを前記（２）式に代入することにより、スラグ−メタル界面の酸素分圧を求めることができる。
【００１１】
以下に、Ｆｅ，Ｍｎのスラグ−メタル間の分配平衡から、炉内のスラグ−メタル界面温度と酸素分圧を計算する方法を示す。
スラグ−メタル間のＦｅ，Ｍｎの反応として、下記（６）式の反応を考える。
0003590442.tif 000003
ここで、ｌｎ  γＦｅＯ  ＝ｔ２  ｌｎγＦｅＯ （ｔ２）／Ｔ
ｌｏｇ  ａＦｅ（１）  ＝−（０．３６＋１７００／Ｔ）（ｘＣ  ／（１−ｘＣ  ））２  ＋ｌｏｇ（（１−２ｘＣ  ）／（１−ｘＣ  ））
の関係および前記（３）式および（４）式を用いてＴについて整理すると、下記（１）式が得られる。
【００１２】
Ｔ＝（２０１２４−４２３３［％Ｓｉ］−ｔ１  ｌｎγＭｎＯ （ｔ１）＋ｔ２  ｌｎγＦｅＯ （ｔ２）＋３９１５（ｘＣ  ／（１−ｘＣ  ））２  ）／（９．４１＋０．１２４［％Ｃ］−２．２２［％Ｓｉ］−０．８２９（ｘＣ  ／（１−ｘＣ  ））２  ＋ｌｎ（ＸＭｎＯ  ・（１−２ｘＣ  ）／（［％Ｍｎ］・ＸＦｅＯ  ・（１−ｘＣ  ））））          ・・・（１）
ここで、
ΔＧ°（６）  ：（６）式の反応の標準自由エネルギー変化［Ｊ／ｍｏｌ］
Ｋ（６）  ：（６）式の反応の平衡定数［−］
ｆＭｎ：温度Ｔ［Ｋ］におけるメタル中のＭｎの活量係数［−］
γＭｎＯ  ：温度Ｔ［Ｋ］におけるスラグ中のＭｎＯの活量係数［−］
γＦｅＯ  ：Ｆｅと平衡する純溶融ＦｅＯを基準とする温度Ｔ［Ｋ］
におけるスラグ中のＦｅＯの活量係数［−］
ａＦｅ（１）  ：メタル中のＦｅの活量［−］
ｘＣ  ：メタル中のＣのモル分率［−］
Ｒ：気体定数［Ｊ／Ｋ］
【００１３】
また、下記（７）式の反応を考える。
0003590442.tif 000004
ＰＯ２について整理すると、下記（２）式が得られる。（２）式中のＴは、前記（１）式により算出した値を用いる。
ＰＯ２＝（（γＭｎＯ  ・ＸＭｎＯ  ）／（ｆＭｎ・［％Ｍｎ］））２  ・ｅｘｐ（−９７５１８／Ｔ＋３０．５８）          ・・・（２）
ここで、
ΔＧ°（７）  ：（７）式の反応の標準自由エネルギー変化［Ｊ／ｍｏｌ］
Ｋ（７）  ：（７）式の反応の平衡定数［−］
【００１４】
以上の方法で求めたＴおよびＰＯ２は、γＭｎＯ （ｔ１）等の物性値により異なるが、通常の管理では常に一定の値を用いる限りにおいては、これらの物性値は概略値を用いても差し支えない。つまり、ＴおよびＰＯ２の絶対値はγＭｎＯ （ｔ１）等の物性値により変わるが、通常操業時との比較において平衡到達率は大きく変わらないからである。
【００１５】
平衡到達率が炉底温度と相関がある理由については、以下のように推定できる。
炉底底部の温度が高い場合、すなわち湯流れが炉底底部全体を通る場合は、炉底側壁部の温度が高い場合、すなわち湯流れが炉底周辺部に集中する場合に比べ、湯の滞留時間が長い。これは、出銑速度が一定ならば、湯流れが炉底周辺部に集中する場合は、湯が通る部分の体積が小さいためである。従って、湯流れが炉底周辺部に集中する場合には、スラグ−メタルの接触時間が短く、平衡到達率が低くなると推定される。
ここで、発明者らはＳｉ，Ｓは湯だまりでの溶銑の滞留時間の変動に対応して平衡到達率が変動することを見出したことにより、本発明を完成するに至ったものである。
【００１６】
次に、前記（１）式および（２）式で求めた温度、酸素分圧を用いて、平衡Ｓｉ濃度、平衡Ｓ分配比を求める方法を示す。
スラグ−メタル界面でのＳｉの反応は下記（８）式で表される。
0003590442.tif 000005
ここで、
ΔＧ°（８）  ：（８）式の反応の標準自由エネルギー変化［Ｊ／ｍｏｌ］
Ｋ（８）  ：（８）式の反応の平衡定数［−］
［％Ｓｉ］ｅｑ：平衡Ｓｉ濃度［ｍａｓｓ％］
【００１７】
また、スラグの脱硫能の尺度である、サルファイドキャパシティＣＳ  が、温度とスラグ組成の関数として、高炉スラグの場合には下記（９）式で表される。
ｌｎＣＳ  ＝７．９２ＸＣａＯ  ＋０．７９ＸＭｇＯ  −６．３４ＸＡｌ２Ｏ３  −７．９２ＸＳｉＯ２−２２７８０／Ｔ＋４．７２    ・・・（９）
一方、定義より、
ＣＳ  ＝（％Ｓ）・（ＰＯ２／ＰＳ２）１／２                      ・・・（１０）
【００１８】
ここで、下記（１１）式の反応を考える。
0003590442.tif 000006
（９）式、（１０）式、（１２）式からＣＳ  ，ＰＳ２を消去すると、
0003590442.tif 000007
【００１９】
前記（１３）式に前記（１）式および（２）式で求めた温度、酸素分圧および他の数値を代入し、ＬＳ ｅｑを求めることができる。
ここで、
ΔＧ°（１１）：（１１）式の反応の標準自由エネルギー変化［Ｊ／ｍｏｌ］
Ｋ（１１）：（１１）式の反応の平衡定数［−］
ＰＳ２：Ｓ２  分圧［ａｔｍ］
ＸＣａＯ  ：スラグ中のＣａＯのモル分率［−］
ＸＭｇＯ  ：スラグ中のＭｇＯのモル分率［−］
ＸＡｌ２Ｏ３  ：スラグ中のＡｌ２  Ｏ３  のモル分率［−］
ＬＳ  ：Ｓ分配比［−］
ＬＳ ｅｑ：平衡Ｓ分配比［−］
【００２０】
次に、炉内のスラグ−メタル反応の平衡到達率ＮＳｉ’，ＮＳ  ’を下記（１４）式および（１５）式で定義する。
ＮＳｉ’＝［％Ｓｉ］ｅｑ／［％Ｓｉ］×１００              ・・・（１４）
ＮＳ  ’＝ＬＳ ｅｑ／ＬＳ  ×１００                          ・・・（１５）
【００２１】
本発明者らは、このように定義したＮＳｉ’，ＮＳ  ’が、炉底底部の温度が高く側壁部の温度が低い場合、すなわち炉況が良好な場合には１００に近い値となり、側壁部の温度が上昇し炉底底部の温度が低下する場合には低下することを見出した。
従って、ＮＳｉ’，ＮＳ  ’を管理し、所定の基準値よりも低下した場合に燃料比を増大させることにより、炉底レンガ温度で検知する方法よりも速やかにアクションを行うことができる。
【００２２】
また、燃料比増大等のアクションにより、炉底底部の溶銑凝固層が薄層化した場合、従来の方法ではレンガ温度に表れるまでの期間は炉内の状況を検知する手段が無いために燃料比増大等のアクションを行い続けなければならないが、本発明方法では、速やかに炉内の状況が検知できるため、余分なアクションを行う必要がなくなる。
平衡到達率が通常操業時に対し、Ｓｉの場合は７０％未満、Ｓの場合は８０％未満となる場合に燃料比を増大させる理由は、ＳｉはＳに比べ平衡するまでの時間が長いためであり、実炉データを解析した結果、Ｓｉで７０％未満、Ｓで８０％未満の状態が続くケースで炉底底部の温度が低下することが見出されたからである。
【００２３】
【実施例】
以下に、本発明での実施例を説明する。
実施例１は、日平均データを基にＳｉの平衡到達率ＮＳｉ’を管理し、対応した例である。
Ａ高炉では安定操業を継続している時は、［％Ｓｉ］ｅｑ＝０．２〜０．４に対して、［％Ｓｉ］＝０．２５〜０．５であり、ＮＳｉ’＝８０〜８５の範囲である。ところが、ある時期からＮＳｉ’が低下し、［％Ｓｉ］ｅｑ＝０．３に対し、［％Ｓｉ］＝０．６となり、通常操業時のほぼ６０％である５０まで低下した。このため、燃料比をそれまでの４８０ｋｇ／ｔから４８５ｋｇ／ｔまで増加した操業を１週間継続したところ、ＮＳｉ’は従来の安定域である８２まで回復した。また、このとき炉底中心部のレンガ温度は管理下限である２００℃を下回らなかった。
【００２４】
実施例２は、日平均データを基にＳの平衡到達率ＮＳ  ’を管理し、対応した例である。
Ｂ高炉では安定操業を継続している時は、ＬＳ ｅｑ＝２５〜３０，ＮＳ  ’＝９５〜１００の範囲である。ところが、ＮＳ  ’が低下し、ＬＳ ｅｑ＝２５に対し、ＬＳ  ＝３７となり、通常操業時のほぼ７０％である６８まで低下した。このため、燃料比をそれまでの４７５ｋｇ／ｔから４８０ｋｇ／ｔまで増加し、炉底底部の冷却水量を５０％少なくした操業を５日間継続したところ、ＮＳ  ’は従来の安定域である９６まで回復した。この場合も、炉底中心部のレンガ温度は管理下限である１５０℃以上確保されていた。
【００２５】
比較例１は、炉底レンガ温度による管理を行った例である。
Ａ高炉では安定操業を継続している時は、炉底中心部のレンガ温度は２００〜３５０℃の範囲にある。ところが、ある時期からレンガ温度が低下し始め管理下限を下回ったため、燃料比をそれまでの４８０ｋｇ／ｔから４８５ｋｇ／ｔまで増加し、炉底底部の冷却水量を３０％少なくした操業を継続したが、炉底中心部のレンガ温度が管理下限の２００℃以上になるまでに約２ケ月かかった。この間は、減産操業となり経済的損失は膨大なものであった。
【００２６】
比較例２は、Ａ高炉で炉底中心部のレンガ温度が管理範囲内にあったが、レンガ温度が低下し始めた時点で対応した例である。
それまで炉底中心部のレンガ温度は２５０℃に保たれていたが、ある時期からレンガ温度が低下し始めた。直ちに燃料比をそれまでの４８０ｋｇ／ｔから４８５ｋｇ／ｔまで増加した操業を行ったが、レンガ温度の低下は止まらず管理下限である２００℃を下回った。このため、さらに炉底底部の冷却水量を３０％少なくした操業を継続したが、炉底中心部のレンガ温度が管理範囲になるまでに約１ケ月を要した。
【００２７】
【発明の効果】
本発明により、炉底状況を回復させるための速やかな対応が可能である。これにより、生産率を下げる期間を大幅に短縮することが可能となった。