JP2008291358A - 焼結鉱の製造方法および焼結機 - Google Patents

Abstract

【課題】下方吸引式焼結機の操業において、装入層中に、希釈した気体燃料を供給することで、装入層全体の通気性を悪化させることなく、高強度の焼結鉱を高歩留で製造できる焼結機を提供する。
【解決手段】下方吸引式のドワイトロイド（ＤＬ）焼結機において、上記点火炉１０の下流側に、気体燃料供給装置１２が配設されてなる焼結機において、上記気体燃料供給装置は、パレットの幅方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプ１２ａを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を設けるかまたはノズル１２ｂを配設してなる構造を有するものであり、点火炉のパレット進行方向の下流側で、気体燃料を装入層上辺大気中に高速で吐出し、空気と混合させて、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とする。
【選択図】図７

Description

本発明は、下方吸引式のドワイトロイド（ＤＬ）焼結機を用いて、高炉原料用焼結鉱を製造する方法、およびこの方法に用いる焼結機に関するものである。

高炉製銑法の主原料である焼結鉱は、一般に、図１に示すような工程を経て製造される。原料は、鉄鉱石粉、製鉄所内回収粉、焼結鉱篩下粉、石灰石及びドロマイトなどの含ＣａＯ系副原料、生石灰等の造粒助剤、コークス粉や無煙炭などである。これらの原料は、ホッパー１・・・の各々から、コンベヤ上に所定の割合で切り出される。切り出した原料は、ドラムミキサー２等により適量の水を加えて混合し、造粒して、３．０〜６．０ｍｍの平均径を有する擬似粒子である焼結原料とする。この焼結原料は、焼結機上に配置されているサージホッパー４、５からドラムフィーダー６と切り出しシュート７を介して、無端移動式の焼結機パレット８上に装入し、焼結ベッドともいう装入層９を形成する。装入層の厚さ（高さ）は４００〜８００ｍｍ前後である。その後、装入層９の上方に設置された点火炉１０で、この装入層表層中の炭材に点火するとともに、パレット８の下に配設されているウインドボックス１１を介して空気を下方に吸引することにより、該装入層中の炭材を順次燃焼させ、このときに発生する燃焼熱によって、前記焼結原料を燃焼し、溶融し、焼結ケーキを生成する。得られた焼結ケーキは、その後、破砕、整粒され、５．０ｍｍ以上の塊成物からなる成品焼結鉱として回収される。

前記製造プロセスにおいては、まず、点火炉１０により装入層表層に点火が行われる。点火された装入層中の炭材は、ウインドボックスにより装入層の上層部から下層部に向かって吸引される空気によって燃焼を続け、その燃焼帯はパレット８の移動につれて次第に下層にかつ前方（下流側）に進行する。この燃焼の進行にともない、装入層中の焼結原料粒子中に含まれる水分は、炭材の燃焼で発生する熱によって気化し、下方に吸引されて、まだ温度が上昇していない下層の焼結原料中に濃縮し湿潤帯を形成する。その水分濃度がある程度以上になると、吸引ガスの流路である原料粒子間の空隙を、水分が埋めるようになり、通気抵抗を増大させる。なお、燃焼帯に発生する焼結化反応に必要な溶融部分も、通気抵抗を高める要因となる。

焼結機の生産量（ｔ／ｈｒ）は、一般に、焼結生産率（ｔ／ｈｒ・ｍ^２）×焼結機面積（ｍ^２）により決定される。即ち、焼結機の生産量は、焼結機の機幅や機長、原料堆積層の厚さ（装入層厚さ）、焼結原料の嵩密度、焼結（燃焼）時間、歩留などにより変化する。そして、焼結鉱の生産量を増加させるには、装入層の通気性（圧損）を改善して焼結時間を短縮する、あるいは、破砕前の焼結ケーキの冷間強度を高めて歩留を向上することなどが有効であると考えられている。

図２は、厚さが６００ｍｍの装入層中を移動する燃焼（火炎）前線が、該装入層のパレット上約４００ｍｍ（装入層表面から２００ｍｍ）の位置にあるときにおける装入層内の圧損と温度の分布を示したものである。このときの圧損分布は、湿潤帯におけるものが約６０％、燃焼・溶融帯におけるものが約４０％である。

図３は、焼結鉱の高生産時と低生産時の装入層内の温度分布を示したものである。原料粒子が溶融し始める１２００℃以上の温度に保持される時間（以降、「高温域保持時間」と称する）は、低生産の場合にはｔ_１、生産性を重視した高生産の場合にはｔ_２で表されている。高生産の場合、パレットの移動速度を上げるため、高温域保持時間ｔ_２が低生産場合のｔ_１と比べて短くなる。高温域保持時間が短くなると、焼成不足となって、焼結鉱の冷間強度の低下を招き、歩留が低下する。したがって、高強度焼結鉱の生産量を上げるためには、短時間の焼結においても、焼結ケーキの強度、即ち焼結鉱の冷間強度を上げて、歩留の維持、向上を図ることができる何らかの手段を講じる必要がある。なお、焼結鉱の冷間強度を表す指標としては、一般に、ＳＩ（シャッターインデックス）、ＴＩ（タンブラーインデックス）が用いられる。

図４（ａ）は焼結機パレット上の装入層における焼結の進行過程を、図４（ｂ）は装入層内の焼結過程における温度分布（ヒートパターン）を、図４（ｃ）は焼結ケーキの歩留分布を示したものである。図４（ｂ）からわかるように、装入層の上部は下層部に比べて温度が上昇し難く、高温域保持時間も短くなる。そのため、この装入層上部では、燃焼溶融反応（焼結化反応）が不十分となり、焼結ケーキの強度が低くなるため、図４（ｃ）に示すように、歩留が低く、生産性の低下を招く要因となっている。

こうした問題点に鑑み、装入層上層部に高温保持を付与するための方法が従来から提案されている。例えば、特許文献１は、装入層に点火後、装入層上に気体燃料を噴射する技術を開示している。しかし、上記技術は、気体燃料（可燃性ガス）の種類が不明であるが、プロパンガス（ＬＰＧ）や天然ガス（ＬＮＧ）であるとしても、高濃度のガスを使用している。しかも、可燃性ガスの吹き込みに際し、炭材量を削減していないため、焼結層内が、１３８０℃を超える高温となる。そのため、この技術では、十分な冷間強度の向上や歩留の改善効果を享受できていない。しかも、点火炉直後に可燃性ガスを噴射した場合には、可燃性ガスの燃焼により焼結ベッド上部空間で火災を起こす危険が高く、現実性に乏しい技術であって、実用化には至っていない。

また、特許文献２も、装入層に点火後、装入層に吸引される空気中に可燃性ガスを添加する技術を開示している。点火後、約１〜１０分程度の供給が好ましいとされているが、点火炉での点火直後の表層部は、赤熱状態の焼結鉱が残存しており、供給の仕方によっては可燃性ガスの燃焼により火災を起こす危険が高く、また、具体的記述は少ないが、焼結済みの焼結帯で可燃ガスを燃焼させても効果は無く、焼結帯で燃焼すると、燃焼ガスによる温度上昇と熱膨張により通気性を悪化させるため、生産性を低減させてしまう傾向にあるので、これまで実用化には至っていない。

また、特許文献３は、焼結原料の装入層内を高温にするため、装入層の上にフードを配設し、そのフードを通じて空気やコークス炉ガスとの混合ガスを点火炉直後の位置で吹き込むことを開示している。しかし、この技術も、焼結層内の燃焼溶融帯の温度が１３８０℃を超える高温となるため、コークス炉ガス吹き込みの効果を享受できないとともに、可燃性混合ガスが焼結ベッド上部空間で発火し、火災を起こす危険性があり、実用化されていない。

さらに、特許文献４は、低融点溶剤と炭材や可燃性ガスを同時に、点火炉直後の位置で吹き込む方法を開示している。しかし、この方法もまた、表面に火炎が残留した状態で可燃性ガスを吹き込むため、焼結ベッド上部空間で火災になる危険性が高く、また、焼結帯の幅を十分に厚くできない（約１５ｍｍ未満）ため、可燃性ガス吹き込みの効果を十分に発現することができない。さらに、低融点溶剤が多く存在するため、上層部において過剰な溶融現象を引き起こして、空気の流路となる気孔を閉塞してしまい、通気性を悪化させて、生産性の低下を招くことから、この技術もまた、現在に至るまで実用化されていない。

以上説明したように、これまで提案された従来技術は、いずれも実用化されておらず、実施可能な可燃性ガス吹込み技術の開発が切望されていた。
特開昭４８−１８１０２号公報 特公昭４６−２７１２６号公報 特開昭５５−１８５８５号公報 特開平５−３１１２５７号公報

ところで、焼結鉱の品質は、燃焼時の最高到達温度や高温域保持時間などによって決定されることから、これら最高到達温度や高温域保持時間の制御が重要である。この点について、特許文献１に記載の方法は、気体燃料を装入層の表面で燃焼させることにより、焼結手段の前半部分の該装入層上部温度を高める技術である。しかし、この方法では、気体燃料の濃度が高く、そのために燃焼を支える空気（酸素）量が不足し、焼結原料の炭材（コークス）の燃焼低下を招くおそれがあり、焼結鉱の品質改善が果せないという問題がある。

また、特許文献２にしても具体性に乏しく、供給の仕方によっては、火災を起こす危険が高く、また、焼結済みの焼結帯位置では可燃性ガスを燃焼させても効果は無く、これまで実用化されていない。

さらに、特許文献３に記載の方法は、焼結原料の装入層内を高温にするために、この装入層の上にフードを配設し、そのフードを通じて空気とコークス炉ガスとの混合ガスを点火炉直後の位置で吹き込む技術である。しかし、コークス比をそのままにして、混合ガスを吹き込むと、高温保持時間の延長と共に、最高到達温度も上昇するため、ガラス質の低強度鉱物が多く生成し、混合ガス吹き込みの効果を享受できなくなる。また、可燃性混合ガスが発火し、火災を起こす危険性があり、実用化されていない。

また、特許文献４に記載された方法は、空気（酸素）量を増加させると共に、低融点溶材や炭材を混合しているため、可燃性ガスおよびコークスの燃焼速度は大きくなるものの、低融点溶材や粉体を一緒に吹き込むため、燃焼用空気の通気性が低下するという問題点がある。

本発明の目的は、下方吸引式焼結機の操業において、気体燃料を供給し、これを装入層中で燃焼させることで、装入層全体の通気性を悪化させることなく、高強度の焼結鉱を高歩留で製造する方法、および、この方法の実施に当たって用いられる焼結機を提供することにある。

上記目的を達成するために、本発明は、循環移動するパレットと、そのパレット上に粉鉱石と炭材を含む焼結原料を装入して装入層を形成する原料供給装置と、その焼結原料中の炭材に点火するための点火炉と、上記パレットの下方にウインドボックスを備える焼結機において、上記点火炉の下流側に、気体燃料供給装置が配設されてなる焼結機において、上記気体燃料供給装置は、点火炉のパレット進行方向の下流側で、気体燃料を装入層上辺大気中に高速で吐出し、空気と混合させて、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とするためのものであることを特徴とする焼結機を提供する。

本発明における上記気体燃料供給装置は、
（ａ）パレットの幅方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を設けるかまたはノズルを配設してなる構造を有するものであること、
（ｂ）パレット進行方向における気体燃料の供給量を制御するものであること、
を特徴とする。

また、本発明における上記気体燃料供給装置は、
（ａ）焼結機の機長方向の点火炉下流側に少なくとも１以上配設されてなること、
（ｂ）パレット進行方向において、燃焼前線が装入層表層下に進行した段階から焼結が完了するまでの間の位置に配設されてなること、
を特徴とする。

また、本発明における上記気体燃料供給装置は、
（ａ）可燃性ガスを燃焼下限濃度の７５％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであること、
（ｂ）可燃性ガスを燃焼下限濃度の６０％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであること、
（ｃ）可燃性ガスを燃焼下限濃度の２５％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであること、
を特徴とする。

また、本発明における上記気体燃料は、
（ａ）高炉ガス、コークス炉ガス、高炉・コークス炉混合ガス、都市ガス、天燃ガス、メタンガス、エタンガス、プロパンガスおよびそれらの混合ガスのうちから選ばれるいずれかの可燃性ガスであること、
（ｂ）ＣＯ含有量が５０ｍａｓｓｐｐｍ以下のものであること、
（ｃ）都市ガス１３Ａ、プロパンガスのいずれかであること、
を特徴とする。

本発明によれば、下方吸引式焼結機の操業において、装入層の上方で気体燃料を大気中に吐出して所定の濃度に希釈調整された希釈気体燃料を装入層中に供給（導入）し、装入層内の目標とする位置で燃焼させることができる。しかもこの場合において、希釈気体燃料の供給位置や燃焼時の最高到達温度、高温域保持時間を制御することにより、燃焼不足から、焼結鉱の冷間強度が低くなりやすい装入層上部のみならず、装入層中層以下の任意の部分における焼結鉱強度を高めるような操業を行うことができる。しかも、本発明では、装入層全体の通気性を悪化させることなく、とくに燃焼・溶融帯での反応、例えば、この帯域の上下方向の厚みやパレット進行方向における幅の制御を通じて、任意の位置における焼結ケーキの強度を制御することができるので、焼結鉱全体として冷間強度の高い成品焼結鉱を歩留りよくかつ高い生産性を確保しつつ製造することができる。そして、本発明の焼結機を用いれば、こうした焼結機の操業を安定して行うことができる。

本発明に係る焼結鉱の製造方法は、装入工程、点火工程、希釈気体燃料生成工程および燃焼工程とを含んで構成されている。この製造方法において、前記装入工程は、循環移動するパレット上に粉鉱石と炭材を含む焼結原料を装入して、パレット上に焼結原料の装入層を形成する工程であり、前記点火工程は、装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する工程である。また、前記希釈気体燃料生成工程は、気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈し、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料を得る工程であり、前記燃焼工程は、パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、上記希釈気体燃料と空気とを装入層内に吸引し、該希釈気体燃料を装入層内において燃焼させると同時に、装入層内に吸引した空気により、該装入層内の炭材を燃焼させ、発生する燃焼熱によって、焼結原料を焼結し、焼結ケーキを生成させる工程であり、上記希釈気体燃料生成工程および燃焼工程が本発明における特徴である。

前記希釈気体燃料生成工程は、点火炉のパレット進行方向の下流側で、気体燃料を装入層上辺大気中に高速で吐出し、空気と混合させて、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料をとし、これを装入層中に導入させるための工程であり、本発明の焼結機は、上記希釈気体燃料を得るための気体燃料供給装置を有することを特徴としている。

上記気体燃料供給装置としては、具体的には、図５に示したように、パレットの幅方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を設けるかまたはノズルを配設した構造を有するものが好ましい。図５（ａ）は、その断面の一例を示したもので、パレットの幅方向に向かって、焼結ベッド（ここでは装入層表面に焼結ケーキが形成されている）上方に、幅方向に複数の気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を有する気体燃料供給パイプが配置されている。側方・上方は、フードで覆われており、上方フードは、その中央部を開口として、大気が導入可能になっている。この導入される大気と、吐出された気体燃料が混合して、所定濃度の希釈気体燃料となるのである。

前記気体燃料供給パイプへの気体燃料の供給は、図５（ｂ）の斜視図にて示すように、焼結機の進行方向に沿って配置された燃料ガス供給ヘッダー管が接続され、気体燃料が供給されるもので、ガス供給ノズルが設置された各気体燃料供給パイプ毎に、流量調整弁を介して気体燃料が供給可能になっている。そして、本例では、前記気体燃料を吐出するスリットあるいは開口が下向きとなって気体燃料が吐出され、周囲の大気を巻き込んで希釈気体燃料となり、焼結ベッド内に吸引されるようになっている。

焼結機幅方向の焼結ベッドを介して下方に吸引される焼結ベッド上の吸引風速のバラツキに対しては、各ヘッダー管のガス供給量を、各ヘッダー管に設置した流量調節弁により調整することおよび／または後述する気体燃料供給パイプに配置されているスリットあるいは開口で調整することにより、均一な濃度の希薄燃料ガスを安定供給することが可能となり、焼結鉱の品質向上が実現される。

また、上記気体燃料供給装置は、例えば、気体燃料供給パイプ毎に流量調整弁を設けて流量制御を行うほか、各気体燃料供給パイプに設置されたスリットあるいは開口、あるいは開口としてのノズル等に流量制御手段を設けることにより、パレット幅方向における気体燃料の供給量を制御することができることが好ましい。

前記スリットあるいは開口、あるいは開口としてのノズル等の流量制御手段としては、スリット、開口、ノズルの開口面積の制御による流量制御のほか、配置間隔（配置ピッチ）の変更などを挙げることができる。配置間隔変更では、吸引風速のバラツキに対して、吸引風速が高い部分に配置間隔を他の部位より短くしてスリット、開口、ノズルを多く配置する等で流量制御が可能である。さらに、焼結原料配合状態、焼結機パレット速度の変化等により、焼結ベッド内の焼成ケーキ生成速度が異なるため、装入層内の温度を最適状態（１２００〜１３５０℃）にコントロールするために、パレット進行方向での気体燃料供給量を調製する必要がある時の焼結パレット進行方向の気体燃料供給量制御は、前記各気体燃料供給パイプの流量調整弁で行うことができる。

また、パレット幅方向のサイドウォール近傍では、横風の影響を受けて、供給した気体燃料が機側方向に流されたり、機外に漏出したりして、気体燃料濃度が希薄になるおそれが高いので、そのサイドウォール近傍に、気体燃料を多く供給できるようにしたものであることが好ましい。

なお、前記説明で気体燃料供給パイプとして説明した気体燃料供給手段は、断面円形、多角形を問わず、気体燃料が供給できる供給手段であればかまわない。さらに、上記気体燃料供給装置のガス供給量調整は、焼結機幅方向における各位置での最適供給ガス量を、焼結機上の吸引風速あるいはベッド内温度等に基づき予め設定しておき、気体燃料供給パイプに設置されるガス供給ノズルであるスリット、開口、ノズルの流量制御あるいは口径・ピッチを変化させることで実施する。

なお、気体燃料供給装置の設置にあたり、気体燃料供給パイプに設置されるガス供給ノズルであるスリット、開口、ノズル等は、比較的細径となるため、該スリット、開口、ノズル部分に色付けして目視可能にしておけば、設置時の配置工事等での誤工事防止にもなり、また、設置後の気体燃料吐出部の保守管理も容易となる。

本発明において、前記のように装入層の上方で、気体燃料を大気中に高速で吐出し、その気体燃料を燃焼下限濃度以下の濃度に希釈する理由は、下記による。
表１は、本発明で用いることができる代表的な気体燃料の燃焼下限濃度、供給濃度等を示したものである。焼結原料中に気体燃料を供給する時のガス濃度は、火災の発生を防止するためには、燃焼下限濃度より低いほど安全である。この点、都市ガスは、Ｃガス（コークス炉ガス）と燃焼下限濃度が近似しているが、熱量がＣガスよりも高いことから、供給濃度を低くできる。したがって、安全性を確保する観点からは、供給濃度を低くすることができる都市ガスの方がＣガスより優位である。しかも、都市ガスは、後述するように、成分として、人体に有害なＣＯ（一酸化炭素）を含まず、また、水素も含有していない。

表２は、気体燃料中に含まれる燃焼成分（水素，ＣＯ，メタン）と、それら成分の燃焼下限・上限濃度、層流、乱流時の燃焼速度等を示したものである。焼結中における火災発生を防止する、すなわち、焼結中に供給している気体燃料による火災発生を防止するためには、逆火防止を図る必要があるが、そのためには、少なくとも層流燃焼速度以上、好ましくは乱流燃焼速度以上の高速で気体燃料を吐出させれば良い。例えば、都市ガスの主要燃焼成分であるメタンを気体燃料とする場合には、３．７ｍ／ｓを超える速度で吐出させれば、逆火の恐れはないわけである。一方、水素ガスは、乱流燃焼速度がＣＯやメタンと比較して速いため、安全を確保するためには、その分、高速で吐出させる必要がある。この点から、表１に示した気体燃料を比較すると、水素成分を含まない都市ガスは、水素成分を５９ｖｏｌ％も含有しているＣガスと比較して、吐出速度を遅くすることができる点で有利である。しかも、都市ガスは、ＣＯ成分を含まないので、ガス中毒を起こすおそれもなく安全である。したがって、安全性を確保する観点からは、都市ガスは、気体燃料として使用する上で好ましい特性を有すると言うことができる。天然ガスも同様のことが言える。なお、Ｃガスも、気体燃料として使用することができるが、その場合には、ガス吐出速度を高める（速める）こと、および、ＣＯ対策を別途講ずることが必要となる。

表３は、気体燃料を供給する形式による得失を評価した結果を示したものである。表中、直上吹込みとは、都市ガスやＣガス等の気体燃料を、そのまま供給（吐出）して周囲の大気を巻き込ませることにより所定の濃度に希釈し、装入層中に吸引（導入）させる形式、予混合吹込みとは、あらかじめ大気と気体燃料とを混合して所定の濃度まで希釈したものを装入層上に供給し、装入層中に吸引（導入）させる、いわゆるプレミックス形式をさす。直上吹込み形式では、上述した乱流燃焼速度以上の速度で気体燃料を吐出すれば、逆火防止は容易であるが、予混合吹込み形式では、濃度偏差が発生したとき、逆火を起こす可能性がある。一方、直上吹込み形式では、気体燃料を周囲の大気と混合し希釈させる際、濃度ムラが発生しやすいため、異常燃焼を起こす可能性が、予混合吹込み形式に比べて大きい。しかし、設備コストを含めて総合的に評価した場合には、都市ガスの直上吹込みが最も優位である。

また、本発明では、上記気体燃料供給装置により、気体燃料を、装入層の上方で、大気中に高速で吐出させ、それによって周囲の空気と短時間で混合し、その気体燃料が有する燃焼下限濃度以下の濃度に希釈し、その後、装入層中にその希釈気体燃料を導入する必要がある理由は、下記による。

図６（ａ）に示したように、内径３００ｍｍφ×高さ４００ｍｍの焼結鍋に焼結ケーキを充填し、その焼結ケーキの中央部の上から深さ９０ｍｍの位置にノズルを埋め込んで、対空気で１ｖｏｌ％となるよう１００％濃度のメタンガスを吹き込み、焼結ケーキ内の円周方向および深さ方向におけるメタンガス濃度を測定した結果を表４に示した。一方、図６（ｂ）に示したように、同じノズルを用いて、焼結ケーキの上方３５０ｍｍの位置からメタンガスを供給した場合について、上記と同様にしてメタンガス濃度の分布を測定した結果を表５に示した。これらの結果から、メタンガスを焼結ケーキ中に直接導入した場合には、メタンガスの横方向の拡散が不十分であるのに対して、メタンガスを焼結に横方向に拡散していることがわかる。以上の結果から、気体燃料は、焼結ケーキの上方で空気中に供給することにより、装入層内に導入される前に、均一に希釈しておくことが好ましいことがわかる。

なお、焼結パレットにおけるウインドボックスによる空気の吸引速度は、焼結原料の配合状態や焼結機パレットへの原料供給状態によって、幅方向でバラツキが生ずる。また、気体燃料をパレット幅方向で等量に供給したとしても、焼結機周囲の風（通常、風速０．５〜１．５ｍ／ｓ）の速度により、焼結ベッド内に吸引される希釈気体燃料のガス濃度にバラツキが生ずる。従って、風による幅方向のバラツキを防止し、均一濃度の希釈気体燃料を供給するためには、ベッド上の風速に合わせて、パレット幅方向の吹込量を制御することが好ましい。

また、本発明では、前記気体燃料として、可燃性ガスに含まれる燃焼成分の濃度を、大気中の常温における燃焼下限濃度の７５％以下まで希釈した気体燃料として使用するのが好ましく、より好ましくは燃焼下限濃度の６０％以下、さらに好ましくは燃焼下限濃度の２５％以下の濃度にケーキ上方で供給した場合には、焼結ケーキ内のメタンガス濃度はほぼ均一であり、十分まで希釈したものを使用する。燃焼下限濃度以下の７５％以下に希釈した可燃性ガスを使用する理由は、下記の二つである。
（ａ）装入層上部への可燃性ガスのそのままでの供給は、時として、爆発的燃焼を招くおそれがあり、少なくとも常温では、火種があっても燃焼しない状態とする必要がある。
（ｂ）装入層中で完全に燃焼せずに未燃焼のままウインドボックスの下流にある電気集塵器等に達したとしても、電気集塵器の放電で燃焼するおそれがないことが必要である。

また、希釈気体燃料の濃度は、後述するように、焼結原料中の総炭材（固体燃料＋気体燃料）の燃焼に必要な空気（酸素）の不足を招いて、燃焼不足を起こさない程度に希釈されたものを用いる必要がある。
ただし、希釈気体燃料は、燃焼下限濃度の２％以上の濃度であるのが好ましい。２％未満の濃度では、燃焼による発熱によっても、焼結鉱の強度の向上と歩留まりの改善が得られないからである。また、希釈気体燃料は、その濃度を炭材量（固体燃料）に応じて調節するのが好ましい。さらに、希釈気体燃料は、濃度を調整することにより、装入層中の所定の位置で燃焼を起こさせることができる。

本発明に係る焼結鉱の製造方法では、装入層中の炭材に点火された後に、希釈された気体燃料を装入層中へ供給（導入）する。その理由は、点火直後の位置で希釈気体燃料を供給しても、装入層の表層上で燃焼するだけであり、焼結層に何ら影響を与えることはないからである。したがって、装入層上部の焼結原料が焼成されて、焼結ケーキの層が形成された後に、希釈気体燃料を装入層へ供給する必要がある。なお、希釈気体燃料の供給は、装入層の表面に焼結ケーキの層が形成されていれば、焼結が完了するまでの任意の位置で行うことができる。希釈気体燃料の供給を焼結ケーキの層が形成された後に行う上記以外の理由は、下記の通りである。
（ａ）装入層の上部に焼結ケーキが生成していない状態で希釈気体燃料の供給を行うと、該装入層上で爆発的な燃焼を起こす危険性がある。
（ｂ）希釈気体燃料の供給は、焼結鉱の歩留りを向上させる必要のある部分に対して行う、即ち、焼結鉱の強度を上昇させたい部分で燃焼を起こすよう供給するのが好ましい。

装入層最高到達温度または高温域保持時間のいずれかまたは両方を調整するためには、燃焼・溶融帯の厚みが少なくとも１５ｍｍ以上、好ましくは２０ｍｍ以上、より好ましくは３０ｍｍ以上となった状態において、希釈気体燃料の供給を行うことが好ましい。燃焼・溶融帯の厚みが１５ｍｍ未満では、焼結層（焼結ケーキ）を通して吸引される空気と希釈気体燃料による冷却効果によって、気体燃料を燃焼させてもその効果が不十分となり、燃焼・溶融帯の厚みの拡大を図れないからである。一方、前記燃焼・溶融帯の厚みが１５ｍｍ以上、好ましくは２０ｍｍ以上、より好ましくは３０ｍｍ以上となる段階で希釈気体燃料を供給すると、燃焼・溶融帯の厚みが大きく拡大し、高温域保持時間を延長することができ、ひいては冷間強度の高い焼結鉱を得ることができる。

なお、前記燃焼・溶融帯の厚みの確認は、例えば、透明石英製窓付き竪型管状試験鍋を用いて行うことができる。この試験鍋は、希釈気体燃料の供給位置の決定に有効な手段である。

また、希釈気体燃料の装入層への導入は、燃焼前線が表層下に下がり、燃焼・溶融帯が表層から１００ｍｍ以上、好ましくは２００ｍｍ以上下がった位置、すなわち、装入層の中・下層領域を対象として行うのが好ましい。つまり、希釈気体燃料は、装入層の表層に生成した焼結ケーキ領域（焼結層）を燃焼することなく通過し、燃焼前線が表層から１００ｍｍ以上移動した段階で燃焼するように供給するのが好ましい。その理由は、燃焼前線が表層から１００ｍｍ以上下がった位置であれば、焼結層を通して吸引される空気による冷却の悪影響が軽減され、燃焼・溶融帯の厚みの拡大を図ることができるからである。さらに、表層から２００ｍｍ以上下がった位置であれば、空気による冷却の影響がほぼ解消されて、燃焼・溶融帯の厚みを３０ｍｍ以上に拡大することができる。また、希釈気体燃料の供給は、歩留り低下の大きいパレット幅方向両端部のサイドウォール近傍で行うことがより好ましい。

なお、希釈気体燃料生成装置は、焼結機の規模にもよって異なるが、例えば、気体燃料供給量が１０００〜５０００ｍ^３（標準）／ｈ、生産量が約１．５万ｔ／日で、機長が９０ｍの規模の焼結機では、点火炉の下流側約５ｍ以降の位置に配置するのが好ましい。
本発明に係る製造装置では、希釈気体燃料の供給位置（装入層への導入位置）は、パレット進行方向における点火炉出側で、焼結ケーキが生成した後のいわゆる燃焼前線が表層下に進行した位置（例えば、表層下１００ｍｍ以上、好ましくは２００ｍｍ程度以下で気体燃料の燃焼が起こる位置）から焼結が完了するまでの間の１ヶ所以上の任意の位置で行うことが好ましい。このことは、上述したように、燃焼前線が装入層の表層下に移った段階で該気体燃料の導入を開始することを意味しており、その結果、気体燃料の燃焼が装入層の内部で起り、そして次第により下層に移るので、爆発のおそれがなく、安全な焼結操業が可能になることを意味している。

本発明に係る製造方法では、装入層中への希釈気体燃料の導入は、生成した焼結ケーキの再加熱を促進するものであることも意味している。即ち、この希釈気体燃料の供給は、もともと高温域保持時間が短く熱不足となりやすく、焼結鉱の冷間強度が低い部分に対して、固体燃料に比べて反応性の高い気体燃料を供給することによって、不足しやすいこの部分の燃焼熱を補填し、燃焼・溶融帯の再生−拡大を図るという意義を担うものだからである。

また、本発明に係る焼結鉱の製造方法では、点火後の装入層上部からの希釈気体燃料の供給は、装入層内する導入された希釈気体燃料の少なくとも一部が未燃焼のまま、燃焼・溶融帯にまで到達して、燃焼熱の補填を図りたい目標位置で燃焼するようにするのが好ましい。それは、希釈気体燃料の供給、即ち装入層中への導入効果を単に装入層上部のみならず、厚み方向の中央部である燃焼・溶融帯にまで波及させることがより効果的と考えられるからである。つまり、気体燃料の供給が、熱不足（高温域保持時間の不足）になりやすい装入層の上層部で行われると、十分な燃焼熱を提供することになり、この部分の焼結ケーキの品質を改善することができ、さらに、希釈気体燃料の供給作用を中層部以下の帯域にまで及ぶようにすると、本来の炭材による燃焼・溶融帯の上に希釈気体燃料による再燃焼・溶融帯を形成するのと等しい結果となり、燃焼・溶融帯の上下方向の拡幅につながるので、最高到達温度を上げることなく、高温域保持時間の延長を果すことが可能になるので、パレットの移動速度を落すことなく十分な焼結が実現できるからである。その結果、装入層全体の焼結ケーキの品質改善（冷間強度の向上）をもたらし、ひいては成品焼結鉱の品質（冷間強度）と生産性の向上につながる。

本発明は、前記希釈気体燃料の供給を、その供給の作用・効果を装入層中のどこに及ぼすかという観点から、その供給位置を決定する点に第１の特徴があり、またこの燃料の供給とともに、装入層内における最高到達温度や高温域保持時間を、熱量一定基準の下で固体燃料の量に応じてどの程度に制御するかという点に第２の特徴がある。

従って、本発明において、希釈気体燃料を装入層中へ導入（供給）するに当っては、その供給位置を調整するだけでなく、燃焼・溶融帯自体の形態を制御し、ひいては、燃焼・溶融帯における最高到達温度および／または高温域保持時間をも制御するようにすることが好ましい構成である。

一般に、点火後の装入層では、パレットの移動に伴って燃焼（火炎）前線が次第に下方にかつ前方（下流側）に拡大していく中で、燃焼・溶融帯の位置が図４（ａ）に示すように変化する。そして、図４（ｂ）に示すように、焼結層内の焼結過程で受ける熱履歴は、上層、中層、下層で異なり、上層〜下層間では、高温域保持時間（約１２００℃以上となる時間）は大きく異なる。その結果、パレット内の位置別焼結鉱の歩留まりは、図４（ｃ）に示すような分布を示す。即ち、表層部（上層部）の歩留は低く、中層、下層部で高い歩留分布となる。そこで、本発明方法に従って、前記気体燃料を供給すると、燃焼・溶融帯は、上下方向の厚みやパレット進行方向の幅などが拡大し、これが成品焼結鉱の品質向上に反映されるのである。そして、高い歩留分布となる中層部や下層部は、さらに高温域保持時間を制御できるため、歩留をより上昇させることができる。

前記気体燃料の供給（導入）位置を調整することにより、燃焼・溶融帯の形態、即ち、燃焼・溶融帯の高さ方向の厚さおよび／またはパレット進行方向の幅を制御できると共に、最高到達温度や高温域保持時間を制御することができる。これらの制御は、本発明の効果をより一層際立たせて、燃焼・溶融帯の上下方向の厚さやパレット進行方向の幅の拡大や、最高到達温度、高温域保持時間の制御を通じて、常に十分な焼成を果し、成品焼結鉱の冷間強度の向上に有効に寄与する。

また、本発明において、装入層中への希釈気体燃料の供給（導入）は、成品焼結鉱全体の冷間強度を制御するためであると言うこともできる。すなわち、希釈気体燃料を供給するそもそもの目的は、焼結ケーキ、ひいては焼結鉱の冷間強度を向上させることにあり、とくに、気体燃料の供給位置制御や、焼結原料が燃焼・溶融帯に滞在する時間である高温域保持時間の制御、最高到達温度の制御を通じて、焼結鉱の冷間強度（シャッターインデックスＳＩ）を７５〜８５％程度、好ましくは８０％以上、より好ましく９０％以上にすることである。

この強度レベルは、本発明では、とくに前記希釈気体燃料の濃度、供給量、供給位置および供給範囲を、好ましく焼結原料中の炭材量を考慮した（投入熱量を一定にする条件下で）上で調整することによって、安価に達成することができる。なお、焼結鉱の冷間強度の向上は、一方で、通気抵抗の増大と生産性の低下を招くことがあるが、本発明では、そうした問題を最高到達温度や高温域保持時間をも制御することによって解消した上で、焼結鉱の冷間強度を向上させる。なお、実機焼結機によって製造された焼結鉱の冷間強度ＳＩ値は、鍋試験で得られる値よりもさらに１０〜１５％高い値を示す。

本発明の製造方法において、パレット進行方向における前記希釈気体燃料の装入層中への導入位置は、装入層中に生成した焼結ケーキから湿潤帯までの間の任意の帯域における焼結鉱の冷間強度をどのようにするかということを基準とする。この制御のために、本発明では、気体燃料供給装置の規模（大きさ）、数、位置（点火炉からの距離）、ガス濃度を、好ましくは焼結原料中の炭材量（固体燃料）に応じて調整することにより、主として燃焼・溶融帯の大きさ（上下方向の厚さおよびパレット進行方向の幅）のみならず、高温到達温度、高温域保持時間をも制御し、このことによって、装入層中に生成する焼結ケーキの強度を制御する。

本発明の上記製造方法において、装入層中に供給する気体燃料としては、高炉ガス、コークス炉ガス、高炉・コークス炉混合ガス、都市ガス、天然ガスあるいはメタンガス、エタンガス、プロパンガス、ブタンガス、またはこれらの混合ガスのいずれかを用いることが好ましい。これらは、いずれも燃焼成分を含有しており、これらの気体燃料のいずれかを空気中に高速で吐出させて空気と混合して希釈し、燃焼下限濃度の７５％程度以下の希釈気体燃料として装入層中に供給（導入）する。

なお、本発明のおいては、上記気体燃料の中でも、ＣＯ含有量が５０ｍａｓｓｐｐｍ以下のものを用いることが好ましい。それは、ＣＯガスは、人体に対して有害であり、装入層上に供給された気体燃料が全量装入層中に導入されないで、機外に漏洩した場合には、人災を起こす可能性があるからである。具体的には、都市ガス１３Ａやプロパンガスを用いることがより安全性だけでなく、コストの面からも好ましい。

また、本発明の方法によって焼結鉱を製造するに当たっては、循環移動するパレットと、そのパレット上に粉鉱石と炭材を含む焼結原料を装入して装入層を形成する原料供給装置と、その焼結原料中の炭材に点火するための点火炉と、上記パレットの下方にウインドボックスを備える焼結機において、上記点火炉の下流側に、装入層上方で気体燃料を空気中に供給して燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料としてから装入層に導入するための気体燃料供給装置が配設されてなることを特徴とする焼結機を用いる。

本発明の焼結機における前記気体燃料供給装置は、焼結機の幅方向に沿って、パレットの両サイドウォールを跨がるように配設されるのが好ましい。具体的には、前記気体燃料供給装置は、気体燃料を供給する配管を、複数本、好ましくは４００ｍｍピッチ以下で、パレット進行方向に対して垂直方向に配列し、そのそれぞれの配管には、気体燃料を大気中に高速で供給するためのスリットや噴出穴、あるいはノズルを複数取り付けたものにて構成されることが好ましい。

なお、前記気体燃料供給装置は、点火炉の下流側かつ燃焼・溶融帯が装入層中を進行する過程におけるパレット進行方向のいずれかの位置に一つ以上配設され、装入層中への前記気体燃料の供給は、該装入層中の炭材への点火後の位置で行われるのが好ましい。即ち、この装置は、点火炉の下流側で、燃焼前線が表層下に進行した以降の任意の位置に一つないし複数個配設されるものであり、目標とする成品焼結鉱の冷間強度を調整する観点から、大きさ、位置、数が決められる。また、この気体燃料供給装置は、両サイドウォール近傍の低歩留り部の位置に配設すること、前記気体燃料は、燃焼下限濃度の７５％以下かつ２％以上、あるいは燃焼下限濃度の６０％以下かつ２％以上、あるいは燃焼下限濃度の２５％以下かつ２％以上の濃度に希釈された可燃性ガスを用いることが好ましい。

図７は、本発明に係る焼結鉱の製造装置の一実施形態を示したものであるが、本発明は、この例示の形態に限定されるものではない。この図７に示した例は、点火炉１０のパレット進行方向の下流側に当たる装入層の上辺に、高炉ガスとコークス炉ガスとの混合ガス（Ｍガス）等の気体燃料を大気中に吐出し、所望の濃度の希釈気体燃料とするための気体燃料供給装置１２を１基だけ配設したものである。その気体燃料供給装置１２は、パレットの幅方向に沿って複数の気体燃料供給パイプ１２ａを配設し、そのパイプには、気体燃料を高速で大気中に吐出するノズル１２ｂを下向きにかつパレット幅方向に複数個配列させたものを、図示しないサイドウォールの上から装入層を覆うように配設したものである。この気体燃料供給装置１２から供給された前記Ｍガスは、周辺の空気と混合して希釈気体燃料となり、その後、パレット８下のウインドボックス（図示されていない）の吸引力を利用して、装入層の上から表層に生成した焼結ケーキを経て、装入層の深部（下層）にまで導入される。なお、この気体燃料供給装置１２は、特に、パレット両側端（図４（ｃ）の歩留り６０％の領域）の歩留り向上を図りたいときは、パレットの両サイドウォール近傍に気体燃料を多く供給できるよう、前記ノズル１２ａを重点的に配置することが好ましい。

この気体燃料供給装置１２から供給する気体燃料としては、例えば、高炉ガス（Ｂガス）、コークス炉ガス（Ｃガス）、高炉ガスとコークス炉ガスとの混合ガス（Ｍガス）、都市ガス、天然ガス（ＬＮＧ）またはメタン、エタン、プロパン、ブタンガス、あるいはこれらの混合ガスなどが用いられる。これらの気体燃料は、点火炉１０とは別途に独立した配管系の下で供給してもよく、また、点火炉用燃料配管と同じ種類として、点火炉１０へのガス供給管（図示せず）の延長上に接続するように構成してもよい。

下記の表６は、本発明で使用する各種気体燃料の燃焼下限濃度と、その気体燃料の吹き込み上限濃度（燃焼下限濃度の７５％、６０％、２５％）を示したものである。
例えば、プロパンガスは、燃焼下限濃度は２．２ｖｏｌ％であるから、７５％に希釈したガス濃度上限は１．７ｖｏｌ％、６０％に希釈したガス濃度上限は１．３ｖｏｌ％、２５％に希釈したガス濃度は０．６ｖｏｌ％のものを用いるということである。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。なお、希釈したガス濃度の下限、即ち、気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は、プロパンガスの場合は０．０５ｖｏｌ％である。
好ましい範囲（１）： ２．２ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： １．７ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： １．３ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： ０．６ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％

また、Ｃガスは、燃焼下限濃度は５．０ｖｏｌ％であるから、７５％に希釈したガス濃度上限は３．８ｖｏｌ％、６０％に希釈したガス濃度上限は３．０ｖｏｌ％、２５％に希釈したガス濃度は１．３ｖｏｌ％のものを用いるということである。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。なお、Ｃガスの場合、気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．２４ｖｏｌ％である。
好ましい範囲（１）： ５．０ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３．８ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ３．０ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １．３ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％

また、ＬＮＧガスは、燃焼下限濃度は４．８ｖｏｌ％であるから、７５％に希釈したガス濃度上限は３．６ｖｏｌ％、６０％に希釈したガス濃度上限は２．９ｖｏｌ％、２５％に希釈したガス濃度は１．２ｖｏｌ％のものを用いるということである。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。なお、ＬＮＧガスの気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．１ｖｏｌ％である。
好ましい範囲（１）： ４．８ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３．６ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ２．９ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １．２ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％

また、高炉ガスは、燃焼下限濃度は４０．０ｖｏｌ％であるから、７５％に希釈したガス濃度上限は３０．０ｖｏｌ％、６０％に希釈したガス濃度上限は２４．０ｖｏｌ％、２５％に希釈したガス濃度は１０．０ｖｏｌ％のものを用いるということである。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。なお、高炉ガスの気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．２４ｖｏｌ％である。
好ましい範囲（１）： ４０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ２４．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％

次に、表７は、Ｃガス、ＬＮＧ、Ｂガス中に燃焼成分として含まれる水素、ＣＯ、メタン、エタン、プロパンの含有量と発熱量を示したものである。

以下、本発明に係る焼結鉱の製造方法を開発する契機となった実験について説明する。
この実験は、図８に示す実験装置、即ち、透明石英製窓付き竪型管状の試験鍋（１５０ｍｍφ×４００ｍｍＨ）を用い、使用する気体燃料として、高炉ガス・コークス炉ガスの混合ガス（Ｍガス）を用い、出願人会社の焼結工場で使用しているのと同じ焼結原料、即ち、表８に示す焼結原料を使って、下方吸引圧力１１．８ｋＰａ一定の条件で焼結鍋試験を行った例である。ここで、前記Ｍガスの燃焼成分の濃度は、空気で希釈して、０．５〜１５ｖｏｌ％の範囲内で変動させた。なお、この実験に用いたＭガスの燃焼下限濃度は１２ｖｏｌ％である。

図８は、また、前記試験鍋の透明石英窓から燃焼溶融帯をビデオ観察した様子、とくに燃焼前線の移動に伴う燃焼帯の下降状況を示している。この図からわかるように、試験鍋内原料堆積層中に、燃焼下限濃度（１２ｖｏｌ％）を超える１５ｖｏｌ％のＭガスを含む気体燃料を吹き込んだ場合、気体燃料は装入層表面ですぐに燃焼を開始し、装入層の下層にまでは届かず吹込みの効果が得られなかった。これに対して、本発明に従い、前記気体燃料の燃焼下限濃度（１２ｖｏｌ％）の７５％以下である３ｖｏｌ％まで空気で希釈した気体燃料を用いた場合、原料堆積層表面で燃焼することがなく、装入層内深く、即ち、燃焼・溶融帯相当域まで到達し、燃焼した。その結果、空気のみで焼結したときの、燃焼帯（燃焼・溶融帯とも呼ぶ）の厚みは７０ｍｍであったのに対し、Ｍガスを希釈して用いた場合には、燃焼帯の厚み幅を１５０ｍｍ、即ち２倍以上に拡大させることができた。この燃焼帯の厚みの拡大は、高温域保持時間の延長が達成されることをも意味する。

しかも、この試験鍋による実験においては、実機焼結機におけるパレットの移動に伴う燃焼前線の進行速度に相当する燃焼帯の降下速度（この逆数が焼結時間である）は、希釈気体燃料の供給によって速くなり、しかも、コークスを増量したときや高温空気を吹き込んだときと同じように、燃焼帯の上下方向の厚み幅を拡大させることができた。このように、焼結原料の装入層中に適切に希釈された気体燃料を吹き込んだ場合、従来のような固体燃料、液体燃料、希釈しない可燃性ガスを使う場合と比較すると、燃焼帯幅の拡大効果が著しくなり、しかも、コークスを増量したときのような燃焼前線の降下速度の低下を招くことがなく、大気焼結の場合とほとんど変わらず同じ速度で進むことがわかった。

図９（ａ）〜（ｄ）は、上記焼結鍋試験結果をまとめたものである。この結果によれば、本発明に従って原料装入層中に適切に希釈されたＭガスを吹き込んだ場合、焼結時間はほとんど変化しないにも拘らず、歩留が若干向上し（図９（ａ））、焼結生産性も増加している（図９（ｂ））。しかも、高炉の操業成績に大きく影響する冷間強度の管理指標であるシャッター強度（ＳＩ）は１０％以上（図９（ｃ））も改善し、還元粉化特性（ＲＤＩ）は８％も改善している（図９（ｄ））。

本発明では、装入層中に導入する前記気体燃料として、希釈された可燃性ガスを用いるが、以下に、その希釈の程度について説明する。表４は、高炉ガス、コークス炉ガスおよび両者の混合ガス（Ｍガス）、プロパン、メタン、天然ガスの燃焼下限濃度および燃焼上限濃度を示している。例えば、このような燃焼限界をもつガスが、装入層内で燃焼せずに排風機に向かうと、途中の電気集塵機などで爆発や燃焼の危険が生じる。そこで、発明者らは、試行錯誤の結果、上記危険がない濃度、即ち、燃焼下限以下の濃度に希釈した気体燃料を装入層中に導入することとし、さらに、より安全性を高めるべく、その燃焼下限濃度の７５％以下の濃度の希釈気体燃料を用いた実験を数多く行った結果、何の問題も生じないことが確認できた。

例えば、大気中で常温において高炉ガスが燃焼する濃度範囲は、表９に示すとおり、燃焼下限が４０ｖｏｌ％（即ち、４０ｖｏｌ％未満では燃焼しない）であり、また、その燃焼上限は７１ｖｏｌ％である。これは、７１ｖｏｌ％を超えると、高炉ガス濃度が濃くなりすぎて、この場合もまた燃焼しない状態となることを意味している。以下に、この数値の根拠について図面に基づき説明する。

図１０は、高炉ガスの前記燃焼限界を求める方法の一例を示すものである。図中の高炉ガスに含まれる燃焼成分（可燃性ガス）とその他（イナート：不活性ガス）の割合については、Ｈ_２とＣＯ_２およびＣＯとＮ_２との組み合わせで検討すると以下のとおりである。
（１）「Ｈ_２とＣＯ_２」部分の組み合わせについての、（イナートガス）／（可燃性ガス）の比は、２０．０／３．５＝５．７である。
そこで、この燃焼限界図の（イナートガス）／（可燃性ガス）の比を示す横軸の、５．７の軸と交差するＨ_２＋ＣＯ_２曲線の交わる部分（燃焼限界）を求めた。下限は３２ｖｏｌ％、上限は６４ｖｏｌ％となる。即ち、Ｈ_２＋ＣＯ_２の燃焼限界の下限は３２ｖｏｌ％、上限は６４ｖｏｌ％となる。
（２）一方、残りの燃焼成分である「ＣＯとＮ_２」の組み合わせの場合における、（イナートガス）／（可燃性ガス）の比は、５３．５／２３．０＝２．３であるから、同様にして、同図から横軸２．３と、ＣＯ＋Ｎ_２の曲線と交わる点から下限：４４ｖｏｌ％、上限：７４ｖｏｌ％が求まる。従って、この場合の燃焼限界の下限は４４ｖｏｌ％、上限が７４ｖｏｌ％である。
（３）さらに、両燃焼成分を含む高炉ガスの燃焼下限は、図１０中左方最下段の式で求めることができる。また、同式で前記（１）、（２）の上限値をあてはめれば燃焼上限が求まる。このようにして高炉ガスの燃焼下限ならびに燃焼上限を求めることができる。

また、本発明において、気体燃料の燃焼下限に着目したもう一つの理由は、燃焼限界には温度依存性がある点である。燃料便覧（社団法人燃料協会編）では、温度の影響として、温度が高いときには、熱の逸散速度が遅くなるので、熱の発生、逸散両速度曲線の交わりは深くなって、爆発範囲（燃焼範囲）は左右に広がってくる、と説明している。すなわち、燃焼限界は、上述のようにして求められるものの、該燃焼限界には温度依存性があって、メタンガスの燃焼範囲の温度による影響として、燃料便覧（社団法人燃料協会編）では、表１０に記載の例が示されている。これを燃焼下限濃度の温度依存性として作図すると、おおよそ図１１に示すようになる。図中●印は、表１０に記載されたメタンガスの例である。

また、図１２は、大気中常温下における気体燃料の燃焼成分（燃焼ガス）濃度と温度との関係を示すものである。燃焼限界は、上述のようにして求められるものの、該燃焼限界には温度依存性があって、その温度依存傾向を例示すると、常温での燃焼下限値（図中では燃焼ガス濃度に相当）がおおよそ４０ｖｏｌ％であっても、２００℃領域では２６〜２７ｖｏｌ％と変化し、１０００℃領域では数％、１２００℃領域では１ｖｏｌ％未満でも燃焼する。

このことから、装入層に供給する気体燃料の濃度（燃焼成分の含有量）は、常温の燃焼下限よりもさらに低い濃度とすればより安全であり、その希釈ガスの濃度さえ適正範囲に調整しておけば、気体燃料の、装入層内の厚み方向での燃焼位置制御の自由度も高くなることがわかった。

そして、気体燃料の燃焼には、このように、温度依存性があり、例えば、燃焼範囲は雰囲気温度が高温になればなるほど広がり、焼結機の燃焼・溶融帯近傍の温度場ではよく燃焼するものの、焼結機の下流側にある電気集塵機内などの２００℃程度の温度場では、本発明の好適実施例で示すような気体燃料の濃度では燃焼しないこともわかった。

ところで、焼結鉱の製造に当たって、焼結原料の装入層中に供給される前記希釈気体燃料は、パレット下のウインドボックスによって吸引され、該装入層中の固体燃料（粉コークス）の燃焼により形成される燃焼・溶融帯の高温域で燃焼する。従って希釈気体燃料の供給は、装入層への投入熱量を一定にするという条件下において、前記希釈気体燃料の濃度や供給量などを制御すれば、焼結原料中の粉コークス量を調整（減少）することができる。また、希釈気体燃料の濃度調整は、この気体燃料の燃焼を装入層中の予期した位置（濃度領域）で起こるように制御することを意味している。

この意味において、従来技術の下での装入層中の燃焼・溶融帯とは、固体燃料（粉コークス）のみが燃焼する帯域であるが、本発明の場合、その粉コークスに加えてさらに気体燃料も並行して燃焼させる帯域ということができる。従って、本発明において、その希釈気体燃料の濃度や供給量、その他の供給条件は、燃料の一部として粉コークスがあることを前提として、これとの関係において好適に変化させると、最高到達温度および／または高温域保持時間の望ましい制御が可能となり、焼結ケーキの強度向上をもたらすことになる。

本発明方法において、希釈された気体燃料を用いるさらにもう一つの理由は、上述した焼結・溶融帯の形態制御を通じて焼結ケーキの強度、歩留りを制御するためである。それは、この焼結ケーキを高温帯域（燃焼・溶融帯域）にどれくらいの時間保持するか、また、どれくらいの温度にまで到達させるかという制御を行う上で、この希釈気体燃料の役割が有効に機能するからである。言い換えると、前記希釈気体燃料の使用は、焼結原料の高温域保持時間が長くかつ最高到達温度が適度に高くなるように制御することを意味している。そして、このような制御は、焼結原料中の固体燃料量（粉コークス量）に応じて、燃焼雰囲気中で支燃性ガス（空気または酸素）の量が過不足を起さないように希釈調整された前記気体燃料を用いることを意味している。この点、従来技術では、焼結原料の固体燃料量と無関係に、しかも可燃性ガスを濃度調整することなしに吹き込むために、固体燃料や可燃性ガスの量に見合う量の支燃性ガス（酸素）が供給されないため、燃焼不良を起こしたり、逆に部分的に過燃焼を起こしたりして、強度のバラツキを招いていたのである。つまり、本発明は、気体燃料を希釈しかつ濃度調整をすることで、このような問題点を回避しているのである。

次に、気体燃料の種類による希釈気体燃料の影響について示す。図１３は、数種類の気体燃料を燃焼下限濃度以下に希釈した希釈気体燃料を使用した本発明焼結法と、気体燃料の吹き込みなしの従来焼結法とを比較した実験結果を示すものである。なお、希釈気体燃料の吹き込みをしない従来焼結例では、粉コークス添加量を５ｍａｓｓ％とし、一方、希釈気体燃料を吹き込む本発明例では、粉コークス０．８ｍａｓｓ％相当の希釈気体燃料を吹き込むため、総熱量を一定とするために、粉コークス添加量を４．２ｍａｓｓ％とした。この図からわかるように、希釈気体燃料を使用した場合は、いずれの例においても、シャッター強度、成品歩留、生産性の向上が認められた。このように、希釈気体燃料使用例において、シャッター強度、成品歩留等が向上した理由は、燃焼状況として示した燃焼・溶融帯の拡大と、それによる高温域保持時間の延長によるものと考えられる。

図１４は、気体燃料として、プロパンガスを用いた場合の吹きこみガス濃度の影響を示す図であり、希釈気体燃料の濃度と、シャッター強度（ａ）、歩留（ｂ）、焼結時間（ｃ）、生産率（ｄ）との関係を示したものである。この図からわかるように、プロパンガスの場合、これを希釈気体燃料として使用する場合は、シャッター強度向上のためには０．０５ｖｏｌ％の添加で効果が生じ、歩留りもほぼ同様な改善効果を示す。明確な作用効果が出るのは、プロパンガスでは０．１ｖｏｌ％から、好ましくは０．２ｖｏｌ％である。この結果を、Ｃガスを吹き込みガスとして用いた場合に換算すると、Ｃガスでは０．２４ｖｏｌ％の添加で効果を生じ、好ましくは０．５ｖｏｌ％以上、明確な改善効果は１．０ｖｏｌ％以上で生ずることになる。したがって、プロパンガスでは、少なくとも０．０５ｖｏｌ％以上、好ましくは０．１ｖｏｌ％以上、より好ましくは０．２ｖｏｌ％以上となる。一方、Ｃガスでは、少なくとも０．２４ｖｏｌ％以上、好ましくは０．５ｖｏｌ％以上、より好ましくは１．０ｖｏｌ％以上であり、上限は燃焼下限濃度の７５％である。なお、プロパンガスの場合、０．４ｖｏｌ％の添加でほぼ効果は飽和しており、この時のガス濃度は、燃焼下限濃度の２５％に相当する。

次に、本発明方法に従って、焼結原料中の炭材量を考慮し、前記気体燃料の供給を行って製造した焼結鉱の冷間強度と還元粉化特性（ＲＤＩ）について説明する。「鉱物工学」（今井秀喜、武内寿久禰，藤木良規編、１９７６、１７５、朝倉書店）によると、焼結反応は、図１５の模式図のようにまとめられる。また、表１１に、焼結過程で生成する各種鉱物の引張強度（冷間強度）と被還元性の値を示す。図１５から明らかなように、焼結過程では、１２００℃で融液が生成し始め、焼結鉱の構成鉱物の中で最も高強度であり、被還元性も比較的高いカルシウムフェライトが生成する。さらに昇温が進んで約１３８０℃を超えると、冷間強度と被還元性とが最も低い非晶質珪酸塩（カルシウムシリケート）と、還元粉化しやすい二次ヘマタイトとに分解することとなる。したがって、焼結鉱の冷間強度の向上とＲＤＩを改善するには、カルシウムフェライトを分解させずに、これを安定的に生成させ続けられるかどうかが課題となる。

また、上記刊行物「鉱物工学」によると、焼結鉱の還元粉化の起点となる二次ヘマタイトの析出挙動について、図１６により説明している。その説明によると、鉱物合成試験の結果では、還元粉化の起点となる骸晶状二次ヘマタイトは、Ｍａｇ．ｓｓ＋Ｌｉｑ．域まで昇温し冷却したのちに析出するため、状態図上では、（１）の経路でなく、（２）の経路を介して焼結鉱を製造することで、還元粉化性を抑制できるとしている。したがって、低ＲＤＩ焼結鉱と高強度焼結鉱とを兼備する焼結鉱を製造するには、１２００℃（カルシウムフェライトの固相線温度）と約１３８０℃（転移温度）の範囲内に、如何にして長時間保持したヒートパターンを装入層内において実現するかが重要となる。よって、添加する炭材量を気体燃料の供給により調整し、装入層内の最高到達温度を１２００℃超え１３８０℃未満の範囲とすることが重要であり、好ましくは１２０５〜１３５０℃の範囲とするのが望ましいことがわかる。

次に、発明者らは、燃焼帯の上下方向の厚さ（幅）と希釈燃料ガスとの関係を知るために、透明石英製窓付き竪形管状試験鍋を用い、焼結機クーラーの排ガスで希釈したプロパンガスを、この鍋の上方から焼結原料の装入層中に吹き込む実験を行った。この実験で使用した焼結原料は、出願人会社で使用している一般的なものであり、吸引圧力は１２００ｍｍＡｑ一定とした。この実験で、吹き込むプロパンガスは、０．５ｖｏｌ％と２．５ｖｏｌ％の濃度に希釈したものを用いた。なお、投入熱量を換算すると、０．５ｖｏｌ％のプロパンガス吹き込みは、粉コークス１ｍａｓｓ％配合にほぼ相当する。

図１７は、この実験におけるプロパンガス吹込み時の燃焼帯の形態を観察した結果を示す写真である。この図に示すように、燃焼下限濃度（理論値、対空気）に近い２．５ｖｏｌ％に希釈したプロパンガスでは、吹込み直後に原料装入層上で燃焼し、気体燃料が装入層内に入っていかず気体燃料供給の効果が得られなかった。これに対し、プロパンガスの希釈濃度が空気に対して０．５ｖｏｌ％濃度のものを用いると、装入層上部で燃焼することなく、装入層内まで入っていき、しかも装入層内で速い速度で燃焼した。その結果、大気条件で焼結したときの燃焼帯の上下方向幅（厚さ）は約７０ｍｍであったのに対し、このような希釈プロパンガスを吹込んだ時の燃焼帯の幅は１５０ｍｍと、２倍以上に拡大した。これは、高温域保持時間が延長されたことに相当する。

したがって、燃焼帯の厚みの拡大効果は、プロパンの燃焼下限濃度の１／５の濃度である０．５ｖｏｌ％でも発現することがわかった。逆に、本発明にかかる気体燃料吹込み技術では、希釈された気体燃料でないと、装入層内における燃焼制御が困難であることもわかる。

さらに、この実験においては、燃焼帯の降下速度（この逆数が高温域保持時間）についても検討した。その結果、単にコークスを増量した場合や高温の空気を吹き込んだ場合には、降下速度が大きく低下して、生産性が低下するが、希釈した気体燃料を用いた場合には、固体燃料を増量した例と比較して燃焼速度を速くすることができるため、燃焼帯の降下速度は大気焼結の場合とほとんど差異が認められなかった。

次に、発明者らは、希釈気体燃料の装入層中への供給位置の影響について調査するため、気体燃料としてコークス炉ガス（Ｃガス）を２％に希釈して用い、希釈気体燃料の吹込み位置を、装入層表面から１００〜２００ｍｍの位置、２００〜３００ｍｍの位置、３００〜４００ｍｍの位置と変化させて焼結鍋実験を行い、その結果を図１８に示した。

ここで、図１８の横軸における吹込み位置１００〜２００ｍｍとは、図中、明るく（白く）示されている燃焼・溶融帯が装入層表面から１００ｍｍ位置に移動した時から、試験鍋上方より希釈気体燃料の供給を開始し、その燃焼・溶融帯が２００ｍｍの位置に到達するまでの間、希釈気体燃料を吹き込んで燃焼させた例であり、その場合の燃焼・溶融帯（図中、燃焼・溶融帯は、明るく（白く）示されている）の進行状況を観察した結果を縦軸に示している。同様に、吹込み位置２００〜３００ｍｍとは、燃焼・溶融帯が２００ｍｍ位置に達した段階から３００ｍｍに到達するまでの間、希釈気体燃料を供給して燃焼させた例、そして吹込み位置３００〜４００ｍｍとは、燃焼・溶融帯が３００ｍｍ位置に達した段階から４００ｍｍに到達するまでの間、希釈気体燃料を供給して燃焼させた例を示したものである。また、比較として、希釈気体燃料の吹込みを行わない従来法の場合についても、燃焼・溶融帯の進行状況を調査した。なお、試験鍋の燃焼用空気の供給は、通常の焼結操業と同様に上方から下方に流れるので、気体燃料添加時は、この燃焼用空気に気体燃料が所定濃度になるように添加され、供給される。

図１８からわかるように、燃焼・溶融帯が装入層表面から１００〜２００ｍｍ領域で希釈気体燃料を供給した場合には、従来法に比べ燃焼・溶融帯の厚さがわずかに大きくなる程度にとどまっている。これに対して、燃焼・溶融帯が２００〜３００ｍｍ領域で希釈気体燃料を供給した場合には、従来法に比べ明確に燃焼・溶融帯の厚みが増しており、３００〜４００ｍｍ領域も従来法に比べ明確な差を有していることがわかる。

以上のことから、希釈気体燃料の吹込みは、燃焼・溶融帯の位置が装入層表面から２００ｍｍ以下の領域となる部分に対して行われることが好ましい。そして、装入層表面から２００ｍｍ未満の領域については、無理に気体燃料を供給しなくても、２００ｍｍ以下の領域において気体燃料を供給することにより、この領域の焼結鉱のシャッター強度を大幅に向上できることから、成品焼結鉱の歩留りを全体として向上させることができる。したがって、気体燃料コストの低減を図ることもできる。

図１９は、装入層表面から２００ｍｍまでの上層部と、２００ｍｍ以下の中、下層部の燃焼状況を模式的に示したものである。この図に示した矢印Ａは、焼結の進行方向（燃料方向）を示し、図１９（ａ）は上層部（＜２００ｍｍまで）における粉コークスと気体燃料との燃焼位置を示している。この場合、粉コークスの燃料により形成される燃焼帯が装入層の上部では元々狭く、この粉コークスの燃焼帯と、この燃焼帯域で燃焼する気体燃料の燃焼点とが互いに接近しているため、同図の右側に記載したような温度パターンとなる。なお、この温度分布において、粉コークス（固体燃料）の燃焼域をハッチング部分として示してあり、その上方で燃焼する気体燃料の温度域を非ハッチング部分として示してある。この図からわかるように、装入層上部では、コークスと気体燃料との燃焼が同時期に起るため（両者が互いに接近して燃焼することになる）、図中のＴ_１、Ｔ_２で示す間の高温域保持時間（約１２００℃相当）が図示のように狭いものになる。すなわち、ハッチング部分で示すコークス燃焼域がわずかに拡大する程度の温度分布となる。このことは、装入層中への前記気体燃料の供給は、燃焼・溶融帯の厚みが１５ｍｍ以上になってから行うことが好ましいとしたように、元々の高温域保持時間が狭い時、気体燃料の吹込み効果が低いとしたことと一致する。
一方、図１９（ｂ）は、中層、下層部分に気体燃料を供給した場合であり、中層、下層域では燃焼帯が上層から下方へ移行するに従って装入層の温度上昇もあって、燃焼帯幅が拡大し、図１９（ａ）の場合よりも離れた位置で燃焼するようになる。その結果、図１９（ｂ）の右側に示すような温度分布となる。即ち、気体燃料の燃焼点は、ハッチングして示す固体燃料（コークス）燃焼点より離れているため、合成された温度分布曲線はすそ野の大きい温度分布になる。従って、Ｔ_３、Ｔ_４で示される固体燃料と気体燃料の燃焼に基づく高温域保持時間が延長されて、得られる焼結鉱のシャッター強度が向上するのである。

なお、図１９（ｂ）のケースにおいて、高温域保持時間を制御する（延長する）ための気体燃料の着火温度は、４００℃〜８００℃が好ましく、より好ましくは５００〜７００℃である。この理由は、着火温度を４００℃未満にすると、高温域の拡大につながらず、単に低温域分布を拡大するに止まるだけであり、一方、８００℃を超えると固体燃料の燃焼による高温域保持時間と接近しすぎて、最高到達温度の上昇を招くだけで、高温域保持時間の延長の効果が小さいためである。

次に、希釈気体燃料を供給して装入層中の最高到達温度（層内温度）を制御する方法の一例を説明する。図２０は、焼結時における装入層内の温度分布を模式的に示すものであり、従来焼結法に相当する固体燃料（粉コークス）５ｍａｓｓ％添加における温度分布例を基準として、Ｃガスを希釈して吹き込み、その分、コークス量を減らした本発明に係る焼結法を説明するものである。ここで、コークスを５ｍａｓｓ％添加して焼結した従来焼結法の層内温度と時間との関係を示したのが曲線ａである。一般に、高温域保持時間を延長するには、粉コークスの使用量を増加させることが行われているが、例えば、粉コークスを１０ｍａｓｓ％添加した場合の曲線を破線ｂで示したように、コークスの増量により高温域保持時間は（０−Ａ）から（０´−Ｂ）に拡大するものの、最高到達温度も約１３００℃から約１３７０〜１３８０℃にまで上昇することになり、低ＲＤＩ焼結鉱でかつ高強度焼結鉱を得ることはできなくなる。

この点、本発明法に従う焼結操業方法（曲線ｃ）では、粉コークスの使用量を４．２ｍａｓｓ％に抑える一方で、希釈Ｃガスを吹込むため、最高到達温度は１２７０℃に抑えることができると同時に、高温域保持時間は（０−Ｃ）に拡大するため、従来法では実現できなかった低ＲＤＩ、高強度焼結鉱の製造という当初の目的を十分に果すことができる。

要するに、従来焼結法は、高温域保持時間か最高温度制御のいずれか一方に着目した操業方法であった。これに対して、本発明法は、粉コークス使用量の調整（例えば、４．２ｍａｓｓ％に抑制）の下で、最高到達温度を（１２０５〜１３５０℃）に調整する一方、希釈気体燃料の吹込みにより、高温域保持時間をも調整する操業方法である。なお、図２０の曲線ｄは、固体燃料使用量を単に４．２ｍａｓｓ％に下げた例を示すものであり、最高到達温度も低く、高温域保持時間も短い。

図２１は、従来焼結法として、粉コークス５ｍａｓｓ％を用いた例、および本発明の適合例として、粉コークス使用量を４．２ｍａｓｓ％として濃度を２．０ｖｏｌ％にした希釈Ｃガス吹込みを併用した例における燃焼状況を示したものである。この図のサーモビアからわかるように、従来法では、１４００℃を超える燃焼状況が生じている。一方、粉コークスの使用量を４．２ｍａｓｓ％にとどめ、濃度２ｖｏｌ％のＣガス吹込みを行った本発明の場合、１４００℃領域はなくなり、最高到達温度は１３５０℃以下に抑えることができると同時に、高温域保持時間の延長が実現できていることがわかる。

図２２は、投入熱量一定条件下において、希釈されたプロパンガスの吹込みによる、装入層内温度（ａ）、排ガス温度（ｂ）、通過風量（ｃ）、排ガス組成（ｄ）の経時変化を示すものである。なお、装入層内温度は、上記試験鍋において、装入層表面下４００ｍｍ（装入層厚：６００ｍｍ）の位置に装入した熱電対で測定した値であり、また、試験鍋の円周方向では、中心部と壁から５ｍｍの２箇所で測定した。これらの図から、希釈したプロパンガスを吹き込むことで、焼結原料が１２０５℃以上に加熱され、溶融している時間（高温域保持時間）は２倍以上に増加しているが、最高到達温度は上昇していないことが確認された。また、希釈気体燃料として、プロパンガスを吹き込むことで、排ガス中の酸素濃度が低下しており、酸素が効率的に燃焼反応に使われていることを推測させる。

また、図２３は、希釈されたプロパンガスを吹き込んだ（０．５ｖｏｌ％）時とコークスを増量（１０ｍａｓｓ％）した時における、装入層内温度（ａ）、（ａ’）と、排ガス濃度（ｂ）、（ｂ’）の経時変化を対比して示したものである。これらの図より、粉コークスの使用割合を倍増させた場合、１２００℃以上の高温域保持時間は、濃度０．５ｖｏｌ％に希釈されたプロパンガス吹込み時とほぼ同等であるが、最高到達温度が１３５０℃を超えている。また、粉コークスの量を増加させることで、排ガス中のＣＯ_２濃度が２０ｖｏｌ％から２５ｖｏｌ％に大きく上昇し、ＣＯ濃度も増加しており、粉コークスが燃焼に寄与する割合が低下していることが確認された。

次に、表１２に示す条件で焼結実験を行い、操業状況や焼結鉱の品質に及ぼす影響を調査した。実験Ｎｏ．１は、焼結原料中のコークスを５ｍａｓｓ％配合した現状ベース条件、実験Ｎｏ．２は、粉コークスを１ｍａｓｓ％低下させて４ｍａｓｓ％とし、その代わりに０．５ｖｏｌ％のプロパンガスを吹き込んだ投入熱量一定条件、実験Ｎｏ．３は、粉コークスを１０ｍａｓｓ％配合した条件、実験Ｎｏ．４は、保熱炉（特開昭６０−１５５６２６号公報）との差異を検証する目的で４５０℃の高温ガスを吹き込む条件である。

図２４は、これらの試験における各種の特性試験結果をまとめたものである。この図から明らかなように、希釈されたプロパンガス吹込みにより焼結時間が若干延長するものの、歩留やシャッター強度（ＳＩ）、生産率がともに改善されるとともに、還元粉化性（ＲＤＩ）も被還元性（ＲＩ）も大きく改善されており、希釈気体燃料の吹込みを適正化することにより、生産率や歩留の改善の他、焼結鉱の高品質化が可能になることが確認された。

これに対し、粉コークスを１０ｍａｓｓ％まで増加させただけの場合は、焼結時間が延長するだけでなく、最高到達温度が必要以上に上昇するため、却って低強度の非晶質珪酸塩が多く生成して、シャッター強度と歩留がいずれも大きく低下した。また、４５０℃の高温ガスを吹き込むケースでは、シャッター強度と歩留の改善効果が小さく、これまでの商業設備における結果とほぼ一致した。

以上説明したことからわかるように、希釈された気体燃料を用いる場合、このガスが装入層内で燃焼して、該層内の燃焼帯の拡大をもたらすとともに、焼結原料中のコークスによる燃焼熱と、希釈されたプロパンガスの燃焼熱との相乗的な作用により、広い燃焼帯が形成される。その結果、最高燃到達温度が過剰に上ることなく、高温域保持時間を延長することができる。

次に、発明者らは、希釈された気体燃料の吹き込みによる、成品焼結鉱の被還元性、冷間強度等への影響について、従来法（５ｍａｓｓ％、１０ｍａｓｓ％コークス、熱風吹込み）と対比して調査した。測定した項目は、成品焼結鉱中の鉱物組成割合（冷間強度と被還元性に影響）、見掛け比重（冷間強度に影響）、０．５ｍｍ以下の気孔径分布（被還元性に影響）である。

図２５は、粉末Ｘ線回折法によって定量化した、成品焼結鉱中の鉱物相の組成割合を調査した結果を示したものである。この図から、投入熱量一定（コークス４ｍａｓｓ％＋プロパン０．５ｖｏｌ％）として固体燃料と希釈プロパンガスを併用した場合には、カルシウムフェライトが安定して生成していることがわかる。そして、このことが、被還元性の向上と冷間強度の増加をもたらすものと考えられる。

図２６は、プロパンガスの吹き込み有無による、成品焼結鉱の見掛け比重の変化を、また、図２７は、プロパンガスの吹き込み有無による、水銀圧入式ポロシメーターによる０．５ｍｍ以下の気孔径分布の変化を測定した結果を示すものである。図２６より、希釈されたプロパンガスの吹込みにより、見掛け比重が大きくなっていることがわかる。これは、プロパンガス吹込みにより、造粒粒子外側からも加熱が行われる結果、融液流動が促進され、０．５ｍｍ以上の気孔率が低下したためと考えられ、この結果は、冷間強度の向上に寄与することとなる。また、図２７より、投入熱量一定として希釈プロパンガスを吹き込むことにより、０．５ｍｍ以下の気孔径分布が増加していることがわかる。これは、焼結原料粒子中の熱源が減少することで、被還元性に影響を及ぼす鉱石由来の５００μｍ以下の微細気孔が残留しやすくなったためであり、その結果、高被還元性焼結鉱の製造が可能となるものと考えられる。

図２８は、コークスのみを使用した場合（ａ）とコークスと希釈気体燃料を併用した場合（ｂ）の焼結挙動を模式図に示したものである。この図に示すように、従来のコークスのみを利用する焼結では、粉コークス燃焼によって擬似粒子内部から加熱していたのに対し、本発明のように、コークス＋気体燃料の併用方法では、気体燃料の燃焼により擬似粒子外部からも加熱されるようになるため、鉱石内の微細気孔が残留しやすくなり、ＲＤＩが低い割に、還元率（ＲＩ）を比較的高くできるものと推察される。

図２９は、希釈した気体燃料を吹き込んだ場合における焼結鉱の気孔分布の変化を模式的に示したものである。この図に示すとおり、焼結鉱の生産性の向上には、歩留と冷間強度に影響を及ぼす０．５〜５ｍｍ径の気孔の合体を促進してその数を減少させること、および、通気性に影響を及ぼす５ｍｍ径以上の気孔の割合を増加させることが有効である。また、焼結鉱の被還元性の向上には、主に鉄鉱石中に存在する０．５ｍｍ以下の微細気孔を多く残留させた気孔構造とすることが望ましい。この点、本発明によれば、希釈した気体燃料吹込みにより、理想的な焼結鉱の気孔構造に近づけることが可能であると考えられる。

図３０は、所望の冷間強度を維持できる限界コークス比を把握する試験の結果を示すものである。ここで、上記限界コークス比とは、シャッター強度（ＳＩ）が、希釈されたプロパンガス不使用の場合に得られる最大値（７３％）と同等となるコークス添加量と定義する。この図に示すように、希釈された０．５ｖｏｌ％のプロパンガス吹込みにより、現状と同じ冷間強度（シャッター強度７３％）を得ることができるコークス比は、図３０（ａ）に示すように、５ｍａｓｓ％から３ｍａｓｓ％に低減（約２０ｋｇ／ｔ）している。また、図３０（ｂ）、（ｃ）に示すように、７４％の歩留りおよび１．８６ｔ／ｈｒ・ｍ^２の生産率を得るためのコークス比は、それぞれ５ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％に低下していることがわかる。

以上説明したところから明らかなように、本発明は、パレットの進行に伴って、燃焼・溶融帯が装入層の表層から下層へ移る間に、含有する炭材量に応じて適切に希釈された気体燃料を、適所を選んで供給することにより、装入層内の燃焼・溶融帯の機能を拡大するような作用を生じさせることができ、焼結鉱の品質改善、生産性の向上を図ることができる。

図８に示す試験鍋を用いて、気体燃料として、１〜２．５ｖｏｌ％に希釈したコークス炉ガス（Ｃガス）を用い、その他の条件は前述した実験条件（００７５段落）と同一として、炭材（コークス）を５ｍａｓｓ％含む焼結原料の焼結鍋試験を行った。その結果を図３１に示す。この図に示すとおり、本発明法に従い希釈したＣガスを使用するときは、Ｃガスの濃度を上げると、燃焼帯の幅（厚さ）の拡大が顕著で、しかも歩留りや生産率が向上すると共に、冷間強度（ＳＩ）も改善できることがわかった。

希釈気体燃料として、０．０２〜０．５ｖｏｌ％に希釈したプロパンガスを用い、その他の条件は、実施例１と同一条件として、炭材（コークス）を５ｍａｓｓ％含む焼結原料の焼結鍋試験を行った。その結果を図３２に示す。この図から、本発明法に従い希釈したプロパンガスを使用するときには、そのプロパンガスの濃度を上げると、燃焼帯の幅（厚さ）の拡大が顕著で、しかも歩留りや生産率が向上すると共に、冷間強度（ＳＩ）も改善できることがわかった。

図８に示す試験鍋を用いて、表１３に示したように、粉コークスの含有量（外数）を４．９ｍａｓｓ％と４．８ｍａｓｓ％の２水準に変化させた焼結原料からなる装入層中に、鍋の上方から、クーラー排ガスで濃度を１．０ｖｏｌ％と２．０ｖｏｌ％（対空気）の２水準に希釈したコークス炉ガス（Ｃガス）を吹き込み、焼結鍋試験（Ｎｏ．２〜７）を行った。また、比較例として、粉コークスの含有量（外数）を５．０ｍａｓｓ％とし、希釈ガスを吹き込まない例（Ｎｏ．１）についても同様に焼結鍋試験を行った。なお、この実施例においては、試験鍋に装入した焼結原料は、全厚を６００ｍｍとし、その上層部の４００ｍｍには、上記粉コークスを含む焼結原料を積層し、その下層の２００ｍｍには返鉱を積層した。

また、上記希釈したＣガスの吹き込みは、燃焼・溶融帯の位置が装入層表面から１００〜２００ｍｍ、２００〜３００ｍｍ、３００〜４００ｍｍのそれぞれの位置にあるときに、吸引圧力１２００ｍｍＡｑ（差圧１０００ｍｍＡｑ）で装入層中に導入した。なお、上記希釈Ｃガスの吹込み位置は、ＤＬ焼結機の全長を８０ｍとしたとき、吹込み位置１００〜２００ｍｍの場合は、８０（ｍ）×１００〜２００／６００（ｍｍ）＝１３．３〜２６．６（ｍ）の位置、つまり、パレット進行方向に向かって、パレットの移動起点から１３．３〜２６．６ｍの間に、長さ１３．３ｍの気体燃料供給装置を設置して希釈気体燃料を吹き込み、焼結操業を行った例に相当する。同様に、吹込み位置２００〜３００ｍｍの場合は、パレットの移動起点から２６．６〜３９．９ｍの位置に、長さが１３．３ｍの気体燃料供給装置を設置して焼結操業を行った例に、吹込み位置３００〜４００ｍｍの場合は、パレットの移動起点から３９．９〜５３．２ｍの位置に、長さが１３．３ｍの気体燃料供給装置を設置して焼結操業を行った例に相当する。

表１４は、上記焼結鍋試験の結果を示すものである。この結果から、気体燃料を吹き込まない比較例のＮｏ．１に比べ、気体燃料を吹き込む本発明例のＮｏ．２〜Ｎｏ．７は、いずれも焼結鉱の冷間強度（ＳＩ強度）や歩留りが向上しており、とくに、気体燃料の吹込み位置が装入層の中段以降であるＮｏ．３、４、６、７の例において改善が著しいことがわかる。また、コークス量を４．９ｍａｓｓ％とし、Ｃガス濃度を１ｖｏｌ％とした条件において、生産率が最も高くなることがわかった。また、焼結鉱の品質に及ぼす希釈気体燃料の吹き込み（供給）位置の影響については、還元率（ＲＩ）、還元粉化率（ＲＤＩ）ともに、燃焼・溶融帯の位置が装入層表面から２００〜３００ｍｍの中段位置にある時に気体燃料の供給を行うことが最も効果的であることがわかった。

本発明に係る焼結鉱の製造方法を、日産２万トン規模のＤＬ型焼結機に適用した。使用したＤＬ焼結機の機長は、点火炉から排鉱部までが９０ｍであり、この焼結機の点火炉の後方約３０ｍの位置には、装入層上方５００ｍｍの高さに、長さ５ｍの気体燃料供給パイプをパレットの幅方向に沿って平行に１５本配設し、そのパイプのそれぞれには、下方に向けて気体燃料を噴出するノズルを１００ｍｍ間隔で５０個取り付けた（合計７５０個）構造の気体燃料供給装置を設置し、そのノズルから気体燃料として都市ガスを、高速で大気中に吐出させて、都市ガス濃度が０．８ｖｏｌ％の希釈気体燃料として装入層上に供給した。なお、装入層の全厚を６００ｍｍ（粉コークスを４．２ｍａｓｓ％含有する焼結原料）積層し、上記気体燃料の供給位置は、燃焼・溶融帯が２００〜３００ｍｍの位置に存在するときに相当する。上記のようにして供給した希釈気体燃料は、焼結機パレット下方のウインドボックスの吸引負圧制御により、装入層中に吸引・導入され、焼結層を通して上記位置に存在する燃焼・溶融帯で燃焼される。なお、このときの都市ガス使用量は２３００ｍ^３（標準状態）／ｈｒであった。

この実機焼結機による操業の結果、得られた焼結鉱のタンブラー強度（ＴＩ）は、全体として通常操業のときよりも約３％向上し、還元粉化性（ＲＤＩ）は通常操業のときよりも約３％改善し、還元率（ＲＩ）も通常操業のときより約４％改善された。しかも、生産率は０．０３ｔ／ｈｒ・ｍ^２増加し、本発明の効果を確認することができた。

本発明の技術は、製鉄用、とくに高炉用原料として使われる焼結鉱の製造技術として有用であるが、その他の鉱石塊成化技術としても利用することができる。

焼結プロセスの説明する図である。 焼結層内における圧損と温度分布を説明する図である。 高生産時と低生産時の温度分布を比較した説明図である。 焼結機内における温度分布と歩留分布のグラフである。 本発明に係る気体燃料供給装置の構造例を説明する図である。 焼結ケーキへの気体燃料供給位置の影響を調べる実験を説明する図である。 本発明に係る気体燃料供給プロセスを説明する図である。 Ｍガス吹き込みによる試験鍋内の燃焼溶融帯の変化を示す図（写真）である。 Ｍガス吹き込みを行った時の焼結操業条件、焼結鉱の特性に及ぼす影響を説明するグラフである。 高炉ガスの燃焼限界を求める方法を説明する図である。 メタンガスの燃焼下限濃度の温度依存性を示すグラフである。 大気中常温下における気体燃料の燃焼成分（燃焼ガス）濃度と温度との関係を説明する図である。 希釈気体燃料を吹き込み効果とガス種の関係を示す図である。 プロパンガスを吹き込んだ時のガス濃度とシャッター強度、歩留、焼結時間、生産との関係を示すグラフである。 焼結反応について説明する図である。 骸晶状二次ヘマタイトが生成する過程を説明する状態図である。 希釈プロパンガス吹込み時の燃焼帯の形態を観察した図（写真）である。 吹込み位置が燃焼状況に及ぼす影響を示す図（写真）である。 吹込み位置が燃焼状況に及ぼす影響を説明する図である。 焼結時における装入層内の温度分布を説明する模式図である。 粉コークスのみの場合と、粉コークスと希釈Ｃガス吹込みを併用した場合における燃焼状況を比較した説明図である。 投入熱量一定条件下において、希釈されたプロパンガスの吹込みによる、装入層内温度、排ガス温度、通過風量、排ガス組成の経時変化を示すグラフである。 希釈されたプロパンガス吹込み（０．５ｖｏｌ％）の時とコークス増量（１０ｍａｓｓ％）のみの時の、装入層内温度と、排ガス濃度の経時変化を示すグラフである。 各種吹込み条件下における焼結特性試験験結果を示すグラフである。 各種吹込み条件下における成品焼結鉱中の鉱物相の組成割合の変化を示すグラフである。 プロパンガスの吹き込み有無による、成品焼結鉱の見掛け比重の変化を示すグラフである。 プロパンガスの吹き込み有無による、水銀圧入式ポロシメーターによる０．５ｍｍ以下の気孔径分布の変化を示すグラフである。 コークスのみを使用した場合とコークスと希釈気体燃料を併用した場合の焼結挙動を示した模式図である。 希釈した気体燃料を吹き込んだ場合における焼結鉱の気孔分布の変化を示す模式図である。 冷間強度を維持できる限界コークス比を把握する実験結果を示すグラフである。 実施例１の結果を示す図（写真）である。 実施例２の結果を示す図（写真）である。

符号の説明

１ 原料ホッパー
２ ドラムミキサー
３ ロータリーキルン
４、５ サージホッパー
６ ドラムフィーダー
７ 切り出しシュート
８ パレット
９ 装入層
１０ 点火炉
１１ ウインドボックス
１２ 気体燃料供給装置
１２ａ 気体燃料供給配管
１２ｂ ノズル

Claims (11)

1. 循環移動するパレットと、
   そのパレット上に粉鉱石と炭材を含む焼結原料を装入して装入層を形成する原料供給装置と、
   その焼結原料中の炭材に点火するための点火炉と、
   上記パレットの下方にウインドボックスを備える焼結機において、
   上記点火炉の下流側に、気体燃料供給装置が配設されてなる焼結機において、
   上記気体燃料供給装置は、点火炉のパレット進行方向の下流側で、気体燃料を装入層上辺大気中に高速で吐出し、空気と混合させて、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とするためのものであることを特徴とする焼結機。
2. 上記気体燃料供給装置は、パレットの幅方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を設けるかまたはノズルを配設してなる構造を有するものであることを特徴とする請求項１に記載の焼結機。
3. 上記気体燃料供給装置は、パレット進行方向における気体燃料の供給量を制御するものであることを特徴とする請求項１〜２のいずれかに記載の焼結機。
4. 上記気体燃料供給装置は、焼結機の機長方向の点火炉下流側に少なくとも１以上配設されてなることを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の焼結機。
5. 上記気体燃料供給装置は、パレット進行方向において、燃焼前線が装入層表層下に進行した段階から焼結が完了するまでの間の位置に配設されてなることを特徴とする請求項１〜４のいずれかに記載の焼結機。
6. 上記気体燃料供給装置は、可燃性ガスを燃焼下限濃度の７５％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであることを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載の焼結機。
7. 上記気体燃料供給装置は、可燃性ガスを燃焼下限濃度の６０％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであることを特徴とする請求項１〜６のいずれかに記載の焼結機。
8. 上記気体燃料供給装置は、可燃性ガスを燃焼下限濃度の２５％以下かつ２％以上の濃度に希釈した希釈気体燃料として装入層に導入するものであることを特徴とする請求項１〜７のいずれかに記載の焼結機。
9. 上記気体燃料は、高炉ガス、コークス炉ガス、高炉・コークス炉混合ガス、都市ガス、天燃ガス、メタンガス、エタンガス、プロパンガスおよびそれらの混合ガスのうちから選ばれるいずれかの可燃性ガスであることを特徴とする請求項１〜８のいずれかに記載の焼結機。
10. 上記気体燃料は、ＣＯ含有量が５０ｍａｓｓｐｐｍ以下のものであることを特徴とする請求項１〜９のいずれかに記載の焼結機。
11. 上記気体燃料は、都市ガス１３Ａ、プロパンガスのいずれかであることを特徴とする請求項１〜１０のいずれかに記載の焼結機。

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