JP5504956B2 - Sintering machine - Google Patents
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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、高強度高品質の焼結鉱を製造する焼結機に関するものである。 The present invention uses a lower suction type Dwight Lloyd (DL) sintering machine, in which about the sintering machine for producing sintered ore of the high strength and high quality.
高炉製銑法の主原料である焼結鉱は、一般に、図４２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（返鉱）、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１０１・・・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１０２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。一方、整粒した塊鉱石を床敷ホッパー１０４から切り出して焼結機パレット１０８のグレート上に床敷層を形成させる。
The sintered ore, which is the main raw material of the blast furnace ironmaking method, is generally manufactured through a process as shown in FIG. The raw materials are iron ore powder, iron mill recovered powder, sintered ore sieve powder (returning), CaO-containing auxiliary raw materials such as limestone and dolomite, granulation aids such as quick lime, coke powder and anthracite. These raw materials are cut out from each of the
焼結原料は、焼結機上に配置されているサージホッパー１０５からドラムフィーダー１０６と切り出しシュート１０７を介して、無端移動式の焼結機パレット１０８上の床敷層上に装入され、焼結ベッドともいわれる焼結原料の装入層１０９を形成する。装入層の厚さ（高さ）は通常４００〜８００ｍｍ前後である。その後、装入層１０９の上方に設置された点火炉１１０で、この装入層９の表層中の炭材に点火するとともに、パレット１０８の下に配設されているウインドボックス１１１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、溶融して焼結ケーキを得る。このようにして得た焼結ケーキは、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。
The sintering raw material is charged on the floor layer on the endless moving type
前記製造プロセスにおいては、まず、点火炉１１０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１１１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１０８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。
In the manufacturing process, first, the
焼結機の生産量（ｔ／ｈｒ）は、一般に、焼結生産率（ｔ／ｈｒ・ｍ２）×焼結機面積（ｍ２）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４３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。
The production amount (t / hr) of the sintering machine is generally determined by the sintering production rate (t / hr · m 2 ) × sintering machine area (m 2 ). That is, the production volume of the sintering machine includes the machine width and length of the sintering machine, the thickness of the raw material deposition layer (charge layer thickness), the bulk density of the sintering raw material, the sintering (combustion) time, the yield, etc. It depends on. In order to increase the production of sintered ore, the air permeability (pressure loss) of the charging layer is improved to shorten the sintering time, or the cold strength of the sintered cake before crushing is increased. It is considered effective to improve the retention.
FIG. 43 shows the inside of the charging layer when the combustion (flame) front moving through the charging layer having a thickness of 600 mm is at a position of about 400 mm (200 mm from the surface of the charging layer) on the pallet of the charging layer. This shows the pressure loss and temperature distribution. The pressure loss distribution at this time is about 60% in the wet zone and about 40% in the combustion / melt zone.
図４４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ｔ１、生産性を重視した高生産の場合にはｔ２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ｔ２が低生産場合のｔ１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。 FIG. 44 shows the temperature distribution in the charging layer at the time of high production and low production of sintered ore. The time during which the raw material particles begin to melt is maintained at a temperature of 1200 ° C. or higher (hereinafter referred to as “high temperature region holding time”) is t 1 in the case of low production, and in the case of high production with an emphasis on productivity. It is represented by t 2. For high productivity, to increase the movement speed of the pallet, the high temperature zone holding time t 2 is shorter than the t 1 when low production. When the high temperature region holding time is shortened, firing becomes insufficient, resulting in a decrease in the cold strength of the sintered ore and a decrease in yield. Therefore, in order to increase the production amount of high-strength sintered ore, the yield strength is maintained and improved by increasing the strength of the sintered cake, that is, the cold strength of the sintered ore, even in the short-time sintering. It is necessary to take some measures that can be done. In general, SI (shutter index) and TI (tumbler index) are used as indices representing the cold strength of sintered ore.
図４５（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４５（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４５（ｃ）は焼結ケーキの歩留分布を示したものである。図４５（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４５（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。 45 (a) shows the progress of sintering in the charging layer on the sintering machine pallet, FIG. 45 (b) shows the temperature distribution (heat pattern) in the sintering process in the charging layer, and FIG. 45 (c). ) Shows the yield distribution of the sintered cake. As can be seen from FIG. 45 (b), the temperature of the upper portion of the charging layer is less likely to rise than the lower layer portion, and the high temperature region holding time is also shortened. Therefore, in the upper part of the charging layer, the combustion melting reaction (sintering reaction) becomes insufficient and the strength of the sintered cake is lowered, so that the yield is low and the productivity is low as shown in FIG. It is a factor that causes a decline in
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。
In view of these problems, a method for imparting high temperature retention to the upper portion of the charging layer has been conventionally proposed. For example,
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、この技術にしても可燃性ガスの吹込みに際し、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、十分な冷間強度の向上や歩留の改善効果を享受できない。さらに得られる焼結鉱にしても被還元性の悪い焼結鉱となる。
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。
Further, even in this technique, the amount of carbon material is not reduced when the combustible gas is blown, so that the inside of the sintered layer becomes a high temperature exceeding 1380 ° C. Therefore, it is not possible to enjoy a sufficient improvement in cold strength and a yield improvement effect. Furthermore, even if the obtained sintered ore is a sintered ore with poor reducibility.
In
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。
Further,
As described above, none of the conventional techniques proposed so far has been put into practical use, and the development of a combustible gas blowing technique that can be implemented has been eagerly desired.
上記問題点を解決する技術として、本出願人は、特許文献５において、焼結機のパレット上に堆積させた焼結原料の装入層の上から燃焼下限濃度以下に希釈した各種気体燃料を供給して装入層中に導入し、燃焼させることにより、装入層内の最高到達温度および高温域保持時間の何れか一方又は双方を調整する方法を提案している。また、さらに改良を加えた技術として、特許文献６，７において、焼結原料の装入層の上で気体燃料を大気中に供給し、装入層上で燃焼下限濃度以下に希釈した気体燃料を供給する方法を提案している。
As a technique for solving the above-mentioned problems, in the
上記特許文献５の技術は、下方吸引式焼結機において、所定の濃度に希釈した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気体燃料供給を行うことにより、焼結原料の燃焼時の最高到達温度や高温域保持時間を適正に制御することができ、ひいては、熱量不足で焼結鉱の冷間強度が低くなりやすい装入層上層部のみならず、装入層中層部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。
The technique of the above-mentioned
しかし、上記気体燃料供給焼結操業を行う場合、焼結ベッドや焼結ケーキのひび割れ部などの高温部が火種となって気体燃料に逆火し、気体燃が燃焼する（着火）おそれがある。このような引火状態で焼結操業を続けると（爆発の問題は別として）、気体燃料を装入層内に供給できなくなるばかりでなく、気体燃料の燃焼によって酸素が消費された酸素不足の大気が装入層中に供給（導入）されることになる。その結果、燃焼時の最高到達温度や高温域保持時間を制御できなくなるばかりでなく、燃焼不足を起こして、焼結鉱の強度低下を招き、歩留りや生産性を低下させるため、焼結操業に重大な悪影響を及ぼすことになる。特許文献６，７の技術では、爆発の問題は回避されるが、まだ改良の余地があった。
However, when performing the above gas fuel supply sintering operation, there is a risk that the high temperature part such as the cracked part of the sintering bed or the sintered cake will become a fire, and the gas fuel will be backfired and the gas fuel may burn (ignition). . If the sintering operation is continued in such a flammable state (aside from the explosion problem), not only the gaseous fuel cannot be supplied into the charging layer, but also the oxygen-deficient atmosphere in which oxygen is consumed by the combustion of the gaseous fuel. Is supplied (introduced) into the charging layer. As a result, not only can the maximum temperature and high temperature range holding time during combustion not be controlled, but also a lack of combustion, resulting in a decrease in strength of the sintered ore and a decrease in yield and productivity. It will have a serious adverse effect. In the techniques of
また、気体燃料を装入層の上方から供給する際に、良好な気体燃料吹込み状態を確保するためには、装入層の上面と気体燃料を噴射する気体燃料噴射ノズルとの間の吹込み高さを所定値に維持する必要があるが、装入層９の上面は焼結機パレット上に原料装入装置によって焼結材料が装入される関係で平坦とはならないとともに、気体燃料噴射ノズルの本数も多いので、吹込み高さを所定値に維持することが困難であるという未解決の課題がある。
そこで、本発明は上記従来例の課題に着目してなされたものであり、下方吸引式の焼結機において、装入層の上面に対する気体燃料の吹込み高さを所定値に維持して、高強度高品質の焼結鉱を、高歩留りでかつ安全に製造することができる焼結機を提供することを目的としている。
Further, when supplying gaseous fuel from above the charging layer, in order to ensure a good gaseous fuel blowing state, the blowing between the upper surface of the charging layer and the gaseous fuel injection nozzle for injecting the gaseous fuel is performed. However, the upper surface of the
Therefore, the present invention has been made paying attention to the problems of the above-described conventional example, in the downward suction type sintering machine, maintaining the blowing height of the gaseous fuel with respect to the upper surface of the charging layer at a predetermined value, An object of the present invention is to provide a sintering machine capable of producing high strength and high quality sintered ore with high yield and safety.
また、本発明の請求項１に係る焼結機は、循環移動するパレットと、前記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、前記装入層の炭材に点火するための点火炉と、前記パレットの下方に配設したウインドボックスと、前記点火炉の下流側に配設された、前記装入層の上部を囲むフードと、前記フード内における前記装入層の上方で前記パレットの移動方向に延長する複数の気体燃料噴射ノズルから気体燃料を噴射し、空気と混合して希釈気体燃料として当該装入層に供給する気体燃料供給装置と、前記気体燃料噴射ノズルを昇降させて気体燃料吹込み高さを個別に制御する吹込み高さ制御機構と、前記フードの入側で前記装入層の装入高さを当該パレットの移動方向と直交する幅方向で複数測定する装入高さ測定装置と、前記装入高さ測定装置で測定した前記装入層の装入高さに基づいて前記吹込み高さ制御機構の吹込み高さを制御する制御装置とを備えたことを特徴としている。
Further, sintering machine according to
また、請求項２に係る焼結機は、請求項１に係る発明において、前記装入高さ測定装置は、少なくとも前記気体燃料噴射ノズル間の気体燃料吹込み範囲の装入高さを測定するように構成されていることを特徴としている。
また、請求項３に係る焼結機は、請求項２に係る発明において、前記装入高さ測定装置は、前記気体燃料噴射ノズル間に配設されたレーザー距離計を有することを特徴としている。
In the sintering machine according to
According to a third aspect of the present invention, there is provided the sintering machine according to the second aspect , wherein the charging height measuring device has a laser distance meter disposed between the gaseous fuel injection nozzles. .
また、請求項４に係る焼結機は、請求項３に係る発明において、前記レーザー距離計は回動機構によって首振り回動可能に支持されていることを特徴としている。
また、請求項５に係る焼結機は、請求項１乃至４の何れか１つに係る発明において、前記制御装置は、前記気体燃料噴射ノズル毎の気体燃料吹込み範囲の平均装入高さに基づいて前記吹込み高さ制御機構の吹込み高さを制御するように構成されていることを特徴としている。
According to a fourth aspect of the present invention, in the invention according to the third aspect , the laser distance meter is supported by a rotation mechanism so as to be swingable.
Further, sintering machine according to
また、請求項６に係る焼結機は、請求項１乃至４の何れか１つに係る発明において、前記制御装置は、前記気体燃料噴射ノズル毎の気体燃料吹込み範囲の平均装入高さと最大装入高さとに基づいて前記吹込み高さ制御装置の吹込み高さを制御するように構成されていることを特徴としている。
また、請求項７に係る焼結機は、請求項１乃至６の何れか１つに係る発明において、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合を測定するＦｅＯ測定装置を備え、前記気体燃料供給装置は、ＦｅＯ測定装置で測定したＦｅＯ割合を所定の冷間強度を達成する管理指標とし、当該ＦｅＯ割合の目標値を、前記気体燃料供給装置を装備しない場合より低い値に設定して冷間強度を制御する操業を行うことを特徴としている。
Further, sintering machine according to
Further, sintering machine according to
また、請求項８に係る焼結機は、請求項１乃至７の何れか１つに係る発明において、前記気体燃料供給装置は、気体燃料を噴出口から吹き消え現象が起こる流速で噴出させることを特徴としている。
また、請求項９に係る焼結機は、請求項１乃至８の何れか１つに係る発明において、前記気体燃料は、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、天然ガス、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１つの可燃性ガスであることを特徴としている。
Further, sintering machine according to
A sintering machine according to
本発明によれば、下方吸引式焼結機の操業において、前記フード内における気体燃料噴射ノズルと焼結原料の装入層表面との距離を３００ｍｍ以上として操業することにより、高強度高品質の焼結鉱を、高歩留りでかつ安全に製造することができる。
また、下方吸引式焼結機の操業において、循環移動するパレット上に形成された装入層の上部を囲むフード内で、気体燃料供給装置によって、装入層の上方側から気体燃料を噴射し、空気と混合した希釈気体燃料として装入層に供給する際に、気体燃料供給装置を構成する気体燃料噴射ノズルの装入層上面に対する吹込み高さを装入高さに応じて適正高さに制御するので、高強度高品質の焼結鉱を、高歩留りでかつ安全に製造することができる。
According to the present invention, in the operation of the downward suction type sintering machine, by operating the distance between the gaseous fuel injection nozzle in the hood and the charged layer surface of the sintering raw material to be 300 mm or more, high strength and high quality can be achieved. Sintered ore can be produced with high yield and safety.
Further, in the operation of the lower suction type sintering machine, the gaseous fuel is injected from the upper side of the charging layer by the gaseous fuel supply device in the hood surrounding the upper part of the charging layer formed on the pallet moving in circulation. When the diluted gaseous fuel mixed with air is supplied to the charging layer, the blowing height with respect to the charging layer upper surface of the gaseous fuel injection nozzle constituting the gaseous fuel supply device is set to an appropriate height according to the charging height. Therefore, a high-strength, high-quality sintered ore can be produced with high yield and safety.
以下、本発明の一実施形態を図面に基づいて説明する。
図１は本発明の焼結機を示す概略構成図であって、鉄鉱石粉を貯留するホッパー１ａ、石灰石及びドロマイトなどの含ＣａＯ系副原料を貯留するホッパー１ｂ、製鉄所内回収粉、返鉱（焼結鉱篩下粉）等を貯留するホッパー１ｃ、粉コークスや無煙炭などを貯留するホッパー１ｄ等を有する原料供給部１を有する。この原料供給部１の各ホッパー１ａ〜１ｄから切り出された各原料は、ドラムミキサー２によって適量の水を混合して造粒し、３．０〜６．０ｍｍの平均径を有する疑似粒子である焼結原料を焼結機３のサージホッパー５に貯留すると共に、細粒の焼結鉱を床敷ホッパー４に貯留しておく。
Hereinafter, an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings.
FIG. 1 is a schematic configuration diagram showing a sintering machine according to the present invention, in which a
この焼結機３は、床敷ホッパー４及びサージホッパー５の下方に配設された無端移動式の焼結機パレット８を有し、焼結機パレット８の移動に伴って、床敷ホッパー４から細粒の焼結鉱を切り出して焼結機パレット８のグレート上に床敷層を形成させ、この床敷層上にサージホッパー５からドラムフィーダー及び切り出しシュートを使用して焼結原料が装入されて、焼結ベッドとも言われる４００〜８００ｍｍ程度の厚さ（高さ）の装入層９を形成する。
The
そして、サージホッパー５の下流側には、装入層９の上方に点火炉１１が配設され、この点火炉１１で、装入層９の表層中の炭材に点火する。この点火炉１１には、製鉄所内のコークス炉で発生する所謂Ｃガスと称されるコークス炉ガスが供給されており、このコークス炉ガスを燃焼させることにより、装入層９の表層中の炭材に点火する。
この点火炉１１の下流側には、例えば４台の気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｃが焼結機パレット８の搬送方向に直列に隣接して配設されている。
An
On the downstream side of the
そして、焼結機３で形成された焼結ケーキが粉砕機６１によって粉砕され、次いで焼結機クーラー６２で冷却された後、篩６３で５．０ｍｍ以上の塊成物からなる成品焼結鉱が高炉６４に供給される。
気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄのそれぞれは、図２に示すように、点火炉１１の下流側且つ燃焼・溶融帯が装入層９中を進行する過程におけるパレット進行方向の何れかの位置に一つ以上配設され、装入層９中への希釈気体燃料の供給は、装入層９中の炭材への点火後の位置で行われるのが好ましい。この気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｃは、点火炉１１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又は複数個配設されるものであり、目標とする製品焼結鉱の冷間強度及び被還元性を調整する観点から、大きさ、位置、配置数が後述するように決められる。
Then, the sintered cake formed by the
As shown in FIG. 2, each of the gaseous
焼結機３は、具体的には、図２（ａ）及び（ｂ）に示すように、焼結機パレット８の下段側から上段側へ折り返す左端位置に床敷ホッパー４及びその下流側に配設されたサージホッパー５を有する焼結原料供給装置としての給鉱部１４が形成され、この給鉱部１４で、床敷ホッパー４から切り出された細粒の焼結鉱が焼結機パレット８のグレート上に敷き詰められて床敷層が形成され、この床敷層上にサージホッパー４から定量切り出しされた焼結原料が装入されて所定厚みの装入層（焼結ベッド）９が形成される。
Specifically, as shown in FIGS. 2 (a) and 2 (b), the
そして、給鉱部１４の下流側における装入層９の上面に対向して点火炉１１が配設され、この点火炉１１の下流側に隣接して気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄが同様に装入層９の上面に対向して連続して配設され、さらに焼結機パレット８の最下流側に焼結機パレット８上に生成された焼結ケーキを排出する排鉱部１５が形成されている。焼結機パレット８は排鉱部１５で折り返されて給鉱部１４に向かう。
An
ここで、上下の焼結機パレット８間における給鉱部１４及び排鉱部１５間には、上側の焼結機パレット８上に形成された装入層９の表層部の炭材に点火炉１１で点火することにより形成される装入層９の燃焼・溶融帯を、焼結機パレット８の移動に伴って順次装入層９の下層側に移動させるための焼結機パレット８の上方から装入層９を通って空気を吸引するウインドボックス１６が配設されている。このウインドボックス１６は、主排気ダクト１７を介して乾式の電気集塵機１８に接続され、この電気集塵機１８の出側に主排風装置１９が接続されている。この主排風装置１９から出力される排風が煙突２０から大気に放散される。
Here, between the
そして、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄのそれぞれは、概略的には、図３及び図４に模式的に示すように、焼結機パレット８の上部を囲う上端を開放した燃料供給部囲繞フード２１で囲われている。
この燃料供給部囲繞フード２１は、焼結機パレット８の搬送方向の前後ウォール２１ａと、これら前後ウォール２１ａの左右端部間を連結する焼結機パレット８の搬送方向に沿う左右ウォール２１ｂとで上端及び下端を開放した方形枠状に形成された囲繞部２１ｃと、この囲繞部２１ｃを構成する前後ウォール２１ａおよび左右ウォール２１ｂの上端に配設された透過率が２５％以上、５５％以下の例えば４５％に設定されたパンチメタルで構成される飛散防止フェンス２１ｄとで構成されている。
Each of the gaseous
The fuel supply
囲繞部２１ｃ内には焼結機パレット８の搬送方向に沿って延長し、頂部を上方とする等辺山形状の整流板２２を焼結機パレット８の搬送方向と直交する幅方向に所定ピッチを保って所定本数平行に配設した構成を有する例えば上下方向に３列の整流板列２２ａ〜２２ｃが配設されている。
これら整流板列２２ａ〜２２ｃは、上下方向に隣接する整流板列２２ａ及び２２ｂ間並びに２２ｂ及び２２ｃ間で、一方の整流板列の整流板２２間に他方の整流板列の整流板２２が位置するように千鳥状に配設されている。
したがって、整流板列２２ａ〜２２ｃによって、吸引された整流板列２２ａ〜２２ｃ間を通過する空気と、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄから供給される気体燃料との混合を図り、気体燃料を希釈できるとともに、希釈された希釈気体燃料が外部に漏洩することを防止する機能を持たせている。
In the surrounding
These rectifying
Therefore, by the rectifying
燃料供給部囲繞フード２１の具体的構成は、図５及び図６に示すように、焼結機パレット８の外側に垂設された支柱２３間に配設された支持梁２４に外側フード部２５が固定され、この外側フード部２５の内側に内側フード部２６が相対移動機構２７によって上下に相対移動可能に支持されている。
燃料供給部囲繞フード２１は、前述したように前後ウォール２１ａ及び左右ウォール２１ｂとで方形枠状に形成された囲繞部２１ｃと、この囲繞部２１ｃの上端に形成された方形枠状の飛散防止フェンス２１ｄとで構成されているが、これを外側フード部２５として、前記したように支持梁２３に固定配置されている。
As shown in FIGS. 5 and 6, the specific configuration of the fuel supply
As described above, the fuel supply
一方、燃料供給部囲繞フード２１内に配置されている整流板２２、すなわち整流板列１２２ａ〜２２ｃは、内側フード部２６に支持されている。この内側フード部２６は、外側フード部２５の上端から外側に延長する支持枠２６ａと、この支持枠２６ａの前後枠部２６ｂに固定された外側フード部２５の前後ウォール２１ａの内側に沿って下方に焼結機パレット８上の装入層（焼結ベッド）の上方となる位置まで延長する所定本数例えば４本の垂直支持板部２６ｃと、これら垂直支持板部２６ｃの下端位置に複数段、例えば３段配設された水平支持板部２６ｄとで構成されている。そして、水平支持板部２６ｄ間に、焼結機パレット８の搬送方向と直交する幅方向に所定ピッチＰ（例えば４００ｍｍ）で平行に前述した等辺山形状の山形の整流板２２が配列されて上下方向に３段の整流板列２２ａ〜２２ｃが配設されている。すなわち、整流板列２２ａ〜２２ｃは、水平支持板部２６ｄで支持され内側フード部２６に吊下されている。
On the other hand, the rectifying plate 22 disposed in the fuel supply
ここで、整流板列２２ａ〜２２ｃの整流板２２の幅Ｗは、図４で見て水平方向の間隔Ｌｈの２倍以上に設定することが好ましい。具体的には山形の整流板１７の幅Ｗが１００ｍｍ以上であり、整流板２２の水平方向及び垂直方向の間隔Ｌｈ及びＬｖが５０ｍｍ以上、望ましくは１００ｍｍ以上であることが好ましい。このように、整流板２２の大きさを設定することによって、整流板２２の表面における境界層形成による通気抵抗を小さくすることができる。
Here, it is preferable that the width W of the rectifying plates 22 in the rectifying
また、整流板２２の垂直方向の配列は、トーナメント状（千鳥状）又はラビリンス状に多段に配設することが好ましい。このような配列構造とすることにより、吸引される空気の流速が平均化され、空気の巻き込みによる渦流の形成を抑制することができる。ただし、整流板２２の垂直方向の段数を多くし過ぎると開口部の圧力損失が大きくなって、空気を焼結機パレット８の下で吸引しているウインドボックス１６の負荷が増大し、吸引空気量が減少するため、焼結操業に支障を来すことになりかねない。そこで、開口部への整流板列２２ａ〜２２ｃの設置による圧力損失は１０ｍｍＨ２Ｏ以下に制御することが好ましい。このため、開口部の内部に設置される整流板２２は、本例では、幅Ｗ＝３００ｍｍの整流板２２を、水平方向の間隔Ｌｈ＝１００ｍｍで配列され、さらに垂直方向の間隔Ｌｖ＝７０ｍｍで３段、トーナメント状に配列されている。また、装入層９の下方では、ウインドボックス１３で空気を吸引速度約０・９ｍ／ｓで吸引している。
Further, the vertical arrangement of the current plate 22 is preferably arranged in a tournament shape (staggered shape) or a labyrinth shape in multiple stages. With such an arrangement structure, the flow velocity of the sucked air is averaged, and the formation of vortex flow due to the entrainment of air can be suppressed. However, if the number of steps in the vertical direction of the rectifying plate 22 is increased too much, the pressure loss at the opening increases, and the load on the
因みに、整流板列２２ａ〜２２ｃを設置しない場合には、気体供給部囲繞フード２１内には渦流が形成され、その結果、後述するように整流板列２２ｃの下側に気体燃料噴射ノズル３１を配置して気体燃料を水平方向に噴射した場合に気体燃料が散逸する。一方、上述したように整流板列２２ａ〜２２ｃを設置した場合、気体供給部囲繞フード２１の開口部の圧力損失は若干上昇しているもののフード２１内の渦流形成も抑制され、さらに最下段の整流板列２２ｃとその上端との間には気体燃料が微量認められるが、その上部では気体燃料は存在しない状態を作り出すことができる。その結果、気体燃料の散逸率（０．１％以下）も低減することができる。
Incidentally, when the rectifying
さらに、本発明では、外側フード部２５と内側フード２６を相対的に移動可能としており、本例では、内側フード２６を移動可能とする相対移動機構２７を有する。内側フード２６を移動昇降させる相対移動機構２７は、図５に示すように、外側フード部２７の左右ウォール２１ｂにシリンダチューブ２７ａが固定配置され、且つピストンロッド２７ｂが上方に突出する例えば左右２本ずつ計４本の油圧シリンダ２７ｃで構成され、ピストンロッド２７ｂの先端が内側フード部２６の支持枠２６ａに連結されている。また、図６では、外側フード部２５の前後ウォール２１ａ側にシリンダチューブ２７ａを配置できるブラケット２７ｄを設け、該ブラケット２７ｄ上に相対移動機構２７を配した例を示す。相対移動機構２７は、前後ウォール２１ａ側あるいは左右ウォール２１ｂ側いずれでもかまわない。さらに飛散防止フェンス２１ｄに内側フード２６を支持する強度があるようであれば、飛散防止フェンス２１ｄ上に相対移動機構２７を搭載してもかまわない。なお、油圧シリンダに代えジャッキでもよく、相対移動機構２７としては、昇降機能を有する昇降装置で十分である。
Furthermore, in the present invention, the
そして、外側フード部２５の基部２１ｃを構成する前後ウォール２１ａ間に気体燃料供給機構１２ｉ（ｉ＝ａ〜ｄ）が配設されている。この気体燃料供給機構１２ｉは、図５に示すように、焼結機パレット８の搬送方向に沿う幅方向に所定ピッチを保って平行に配設された例えば７本の気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７と、これら気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に気体燃料を供給する気体燃料供給部３１とで構成されている。
And the gaseous
気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７は、前述した図３に示すように、各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の内、幅方向の両端の気体燃料噴射ノズルＮ１及びＮ７については内側向きに気体燃料を水平方向に噴射する気体燃料噴出口３２が配設され、残りの気体燃料噴射ノズルＮ２〜Ｎ６については隣接する気体燃料噴射ノズルに対向する対称位置に焼結機パレット８の搬送方向に所定ピッチで所定数の気体燃料を水平方向に噴射する気体燃料噴出口３２が配設されている。気体燃料噴出口３２から水平方向に噴射される気体燃料は、外側フード部２５を介して導入される大気中に拡散し、所定濃度に希釈された希釈気体燃料となって装入層（焼結ベッド）９に吸引される。なお、噴射方向は、水平方向のほか、下向き、斜め上方向きであってもかまわない。噴射された気体燃料は、速やかに大気中に拡散して希釈された希釈気体燃料となる。
As shown in FIG. 3 described above, the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 horizontally arrange the gaseous fuel inward with respect to the gaseous fuel injection nozzles N1 and N7 at both ends in the width direction among the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7. A gas
また、各気体燃料噴射ノズルＮｊ（ｊ＝１〜７）は、図６及び図７に示すように、前後ウォール２１ａ間に橋架された中空丸棒で形成されたノズル受け材３４と、このノズル受け材３３の下方に配設されたノズル撓み防止チラス構造体３５と、このチラス構造体３５の底面に配設された支持板部３６に前後方向に所定間隔を保って取付けられた気体燃料噴射ノズルＮｊを支持する前後サポート材３７とで構成されるノズル受け構造３８によって支持されている。このように、気体燃料噴射ノズルＮｊをラチス構造体３５で支持することにより、上下方向の断面係数を向上させ、気体燃料噴射ノズルＮｊの撓みを防止することができる。
Each gaseous fuel injection nozzle Nj (j = 1 to 7) includes, as shown in FIGS. 6 and 7, a
ここで、各気体燃料噴射ノズルＮｊを受けるノズル受け構造３８は、図６及び図８に示すように、ノズル受け材３４の両端がそれぞれ前後ウォール２１ａにそれぞれ形成した上下方向スリットＳ１を貫通して外部に延長され、その上流側および下流側の延長端が吹込み高さ制御機構３９Ｕおよび３９Ｄによって上下に昇降可能に支持されている。
吹込み高さ制御機構３９Ｄは、図８に示すように、前後ウォール２１ａの上下方向スリットＳ１の上方位置に固定された回転駆動源としての電動モータ３９ａと、この電動モータ３９ａの出力軸にカップリング３９ｂを介して連結された一対の支持片３９ｃによって回転自在に支持されたねじ軸３９ｄと、このねじ軸３９ｄに螺合するノズル受け材３４の先端に固定されたナット３９ｅとで構成されている。そして、電動モータ３９ａを例えば正転させるとナット３９ｅが上昇してノズル受け構造３８およびこれによって支持している気体燃料噴射ノズルＮｊが上昇し、逆に、電動モータ３９ａを逆転させるとナット３９ｅが下降してノズル受け構造３８及びこれによって支持している気体燃料噴射ノズルＮｊが下降する。なお、気体噴射ノズルＮｊは、前後ウォール２１ａの外部で可撓性を有する可撓性管４０を介して後述する分岐管４６に連結されている。吹込み高さ制御機構３９Ｕも上記吹込み高さ制御機構３９Ｄと同様の構成を有する。
Here, as shown in FIGS. 6 and 8, the
As shown in FIG. 8, the blow
そして、隣接する気体燃料噴射ノズルＮｊ及びＮｊ＋１間で、図９に示すように、一方の気体燃料噴射ノズルＮｊの気体燃料噴射口３２が他方の気体燃料噴射ノズルＮｊ＋１の気体燃料噴射口３２間の中央位置に配置されるように隣接する気体燃料噴射ノズルＮｊおよびＮｊ＋１間で水平方向に気体燃料噴射口３２が千鳥状に配置されている。このため、隣接する気体燃料噴射ノズルＮｊおよびＮｊ＋１で噴射される気体燃料が互いに干渉することなく、均一に分散されて装入層９上に噴射されて空気と混合されて希釈気体燃料３８となる。その後、焼結機パレット８下の図示されていないウインドボックスの吸引力を利用して、装入層９の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。
Then, between the adjacent gaseous fuel injection nozzles Nj and Nj + 1, as shown in FIG. 9, the gaseous
また、気体燃料供給部３２は、図５及び図６に示すように、都市ガス供給本管４１及び窒素ガス供給本管４２から供給される気体燃料としての都市ガス及びパージ用窒素ガスがバルブスタンド４３に供給される。このバルブスタンド４３には、詳細説明は省略するが、圧力計、流量計等の各種計器が配設されているとともに、各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に気体燃料を分配する分配部とこの分配部で分配された各気体燃料の流量及び圧力を調整する調整弁等が配設され、このバルブスタンド４３から出力される圧力及び流量が調整された気体燃料が分岐管４６を介して各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に供給される。
Further, as shown in FIGS. 5 and 6, the gas
このように、気体燃料供給装置１２ｉは、気体燃料を、装入層９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、その気体燃料の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３８を導入する必要がある。
上記のように、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。すなわち、常温状態では燃焼しない（できない）ようにして供給することが安全のため必要である。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。さらにＣガスは、Ｈ２を主成分としているので逆火速度が都市ガスに比べ非常に早く、都市ガスに比べ危険でもある。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、また逆火速度の低い都市ガスの方がＣガスより優位である。
Thus, the gaseous
As described above, the reason why the gaseous fuel is diluted to a concentration lower than the lower combustion limit concentration is as follows.
Table 1 shows the lower combustion limit concentration, supply concentration, and the like of typical gaseous fuels that can be used in the present invention. In order to prevent the occurrence of fire, the gas concentration when supplying gaseous fuel into the sintered raw material is safer as it is lower than the lower combustion limit concentration. That is, it is necessary for safety to supply the fuel so that it does not burn (cannot) at room temperature. In this respect, city gas has a lower combustion limit concentration that is similar to that of C gas (coke oven gas), but since the amount of heat is higher than that of C gas, the supply concentration can be lowered. Furthermore, since C gas is mainly composed of H 2 , the flashback speed is very fast compared to city gas, and it is dangerous compared to city gas. Therefore, from the viewpoint of ensuring safety, city gas capable of lowering the supply concentration and city gas having a low flashback rate are superior to C gas.
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。 Table 2 shows the combustion components (hydrogen, CO, methane) contained in the gaseous fuel, the lower and upper combustion concentrations of these components, laminar flow, combustion speed during turbulent flow, and the like. In order to prevent the occurrence of fire during sintering, that is, to prevent the occurrence of fire due to gaseous fuel supplied during sintering, it is necessary to prevent backfire, but for that purpose, at least laminar combustion The gaseous fuel may be discharged at a speed higher than the speed, preferably higher than the turbulent combustion speed. For example, when methane, which is a main combustion component of city gas, is used as a gaseous fuel, there is no fear of backfire if it is discharged at a speed exceeding 3.7 m / s.
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。Ｃガスも、気体燃料として使用することができるが、以上述べた問題があり、困難を伴う。本発明では、これらの点も合わせて解決する。
On the other hand, since hydrogen gas has a higher turbulent combustion speed than CO and methane, it is necessary to discharge hydrogen gas at a higher speed in order to ensure safety. From this point, when comparing the gaseous fuel shown in Table 1, the city gas that does not contain the hydrogen component can slow down the discharge speed compared to the C gas containing 59 vol% of the hydrogen component. Is advantageous.
Moreover, since city gas does not contain a CO component, it is safe without causing gas poisoning. Therefore, from the viewpoint of ensuring safety, it can be said that city gas has favorable characteristics when used as gaseous fuel. C gas can also be used as a gaseous fuel, but has the above-mentioned problems and is difficult. In the present invention, these points are also solved.
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、装入層中で燃焼ムラを起こす可能性が、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。 Table 3 shows the results of evaluating the advantages and disadvantages of the type of supplying the gaseous fuel. In the table, direct top blowing means that gas fuel such as city gas or C gas is supplied (discharged) as it is, and is diluted to a predetermined concentration by entraining the surrounding atmosphere and sucked into the charging layer (introduced) The premixed blowing is a so-called pre-mixing method in which air and gaseous fuel are mixed in advance and diluted to a predetermined concentration and supplied to the charging layer and sucked (introduced) into the charging layer. Refers to the mix format. In the direct injection type, it is easy to prevent backfire if gaseous fuel is discharged at a speed higher than the turbulent combustion rate described above, but in the premixed injection type, when a concentration deviation occurs, backfire is caused. there is a possibility. On the other hand, in the direct-injection type, when gaseous fuel is mixed with the surrounding atmosphere and diluted, uneven concentration tends to occur, so there is a possibility of causing uneven combustion in the charged layer compared to the premixed injection type. large. However, in the case of comprehensive evaluation including equipment costs, direct injection of city gas is the most advantageous.
また、本発明では、気体燃料供給装置１２ｉにより、気体燃料を、装入層９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１０（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１０（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。
Further, in the present invention, the gaseous fuel is supplied to the gaseous fuel by the gaseous
As shown in FIG. 10 (a), a sintered pan having an inner diameter of 300 mmφ × height of 400 mm is filled with a sintered cake, and a nozzle is embedded at a position of 90 mm in depth from the center of the sintered cake, Table 4 shows the results of measuring the methane gas concentration in the circumferential direction and the depth direction in the sintered cake by blowing 100% methane gas to 1 vol% against air. On the other hand, as shown in FIG. 10 (b), the distribution of the methane gas concentration was measured in the same manner as described above for the case where methane gas was supplied from a position 350 mm above the sintered cake using the same nozzle. This is shown in FIG. From these results, when methane gas was directly introduced into the sintered cake, the lateral diffusion of methane gas was insufficient, whereas when methane gas was supplied above the sintered cake, It can be seen that the methane gas concentration in the cake is almost uniform and diffuses sufficiently in the lateral direction. From the above results, it is understood that the gaseous fuel is preferably diluted uniformly before being introduced into the charging layer by supplying it into the air above the sintered cake.
次に、本発明においては、気体燃料供給装置の気体燃料供給パイプに設けられたスリットやノズル等の噴出口から気体燃料を噴出させる速度は、逆火を防止する観点から高速で吐出させる必要がある。すなわち、気体燃料は、装入層表層に吸引・導入される段階までに、希釈されて燃焼下限濃度以下となっているが、本発明の焼結操業においては、焼結パレット内に燃焼・溶融帯を形成するあるいは形成しつつある焼結層が存在し、常に火種を有する状態において、装入層の上方で、気体燃料の供給が行われる。従って、何らかの火種によって、気体燃料供給装置１２ｉから供給された気体燃料に着火した場合、ノズル等から吐出させる気体燃料の流速が遅いと、逆火を起こして、気体燃料供給装置１２ｉや気体燃料供給パイプ内で爆発・燃焼を起こすおそれがある。そこで、気体燃料に着火しても、逆火しないようにするために、気体燃料の噴出速度は、その気体燃料が有する燃焼速度以上、より好ましくは、乱流燃焼速度以上の速度で吐出させるのが望ましいと考えられる。因みに、メタンガスの層流燃焼速度は、約０．４ｍ／ｓ、乱流燃焼速度は、約４ｍ／ｓである。
Next, in the present invention, the speed at which the gaseous fuel is ejected from the outlet of the gaseous fuel supply pipe of the gaseous fuel supply apparatus, such as a slit or nozzle, needs to be discharged at a high speed from the viewpoint of preventing flashback. is there. That is, the gaseous fuel is diluted by the stage of being sucked and introduced into the surface layer of the charging layer and is below the lower limit of combustion concentration. In the sintering operation of the present invention, combustion and melting are performed in the sintering pallet. Gas fuel is supplied above the charging layer in a state where there is a sintered layer forming or forming a band and always has a fire type. Accordingly, when the gaseous fuel supplied from the gaseous
そこで、上記燃焼速度で実際に吹き消えが起こる条件を確認する実験を行った。
この実験では、図１１に示したように２５Ａの配管に、開口径が１ｍｍφ、２ｍｍφおよび３ｍｍφの噴出口を加工し、この配管にＬＮＧガスを供給して上記噴出口からＬＮＧガスを噴出させ、その噴出したＬＮＧガスに点火源を用いて点火し、その後、上記点火源を引き離したときに吹き消えが起こる噴出速度を測定した。ここで、上記噴出速度は、ＬＮＧガスのヘッダー圧を変えることにより制御した。
Therefore, an experiment was conducted to confirm the conditions under which the blowout actually occurs at the above burning rate.
In this experiment, as shown in FIG. 11, a jet outlet having an opening diameter of 1 mmφ, 2 mmφ, and 3 mmφ is processed in a pipe of 25A, LNG gas is supplied to the pipe, and LNG gas is jetted from the jet outlet. The ejected LNG gas was ignited using an ignition source, and then the ejection speed at which blow-off occurred when the ignition source was separated was measured. Here, the ejection speed was controlled by changing the header pressure of the LNG gas.
その結果、噴出口の開口径が１ｍｍφでは、ＬＮＧガスのヘッダー圧を３００ｍｍＨ２Ｏ以上とし、気体燃料の噴出速度を７０ｍ／ｓ以上としたときに、また、２ｍｍφの開口径では、ＬＮＧガスのヘッダー圧を５５０ｍｍＨ２Ｏ以上とし、気体燃料の噴出速度を１３０ｍ／ｓ以上としたときに吹き消えが起こることがわかった。一方、３ｍｍφの開口径では、ＬＮＧガスのヘッダー圧を２０００ｍｍＨ２Ｏとして音速を超える速度で気体燃料を噴出させても、噴出口での気体燃料の燃焼は防止できたとしても、その下流の低速部で燃焼を起こす、いわゆる煽火が発生し、確実に吹き消すことはできなかった。参考として、開口径が１ｍｍφのときの実験結果を図１２に示した。 As a result, when the opening diameter of the jet port is 1 mmφ, when the header pressure of the LNG gas is 300 mmH 2 O or more and the jet speed of the gaseous fuel is 70 m / s or more, and when the opening diameter is 2 mmφ, the LNG gas It was found that blowout occurred when the header pressure was 550 mmH 2 O or higher and the gas fuel injection speed was 130 m / s or higher. On the other hand, with an opening diameter of 3 mmφ, even if gaseous fuel is ejected at a speed exceeding the speed of sound by setting the header pressure of LNG gas to 2000 mmH 2 O, combustion of gaseous fuel at the jet outlet can be prevented, but the downstream low speed A so-called bonfire, which causes combustion in the part, occurred and could not be blown out reliably. As a reference, the experimental results when the opening diameter is 1 mmφ are shown in FIG.
上記のように、ＬＮＧガスあるいはＬＮＧガスと同等の燃焼速度を有する燃料ガス（例えば、メタン、エタン、プロパンガス等）を用いる場合、吹き消しを起こさせて逆火を防止するには、少なくとも開口径は３ｍｍφ未満とする必要があることがわかった。また、気体燃料の噴出速度は、単に燃焼速度以上としただけでは、噴出口での燃焼は防止できても、その下流で低速となった部分での燃焼（煽火）を防止することはできない。そこで、本発明では、斯かる煽火をも防止するために、吹き消え現象が起こる速度以上で噴出口から気体燃料を噴出させることとした。そして、この吹き消え現象を起こさせるためには、気体の噴出口を開口径３ｍｍφ未満の大きさとして高速で気体燃料を噴出させる必要があり、例えば、開口径が１ｍｍφ相当の場合は７０ｍ／ｓ以上、開口径が１．５ｍｍφ相当の場合は１００ｍ／ｓ以上、開口径が２ｍｍφの場合は１３０ｍ／ｓ以上の高速で噴出させることが好ましい。 As described above, when using a LNG gas or a fuel gas having a burning rate equivalent to that of the LNG gas (for example, methane, ethane, propane gas, etc.), in order to prevent blowback and prevent backfire, at least open it. It was found that the aperture needs to be less than 3 mmφ. Moreover, even if the jet speed of the gaseous fuel is simply set to be equal to or higher than the combustion speed, combustion at the jet outlet cannot be prevented even though combustion at the jet outlet can be prevented. . Therefore, in the present invention, in order to prevent such a fire, the gaseous fuel is ejected from the ejection port at a speed higher than the speed at which the blow-off phenomenon occurs. In order to cause this blow-off phenomenon, it is necessary to jet the gaseous fuel at a high speed with the gas outlet being less than the opening diameter of 3 mmφ. For example, when the opening diameter is equivalent to 1 mmφ, 70 m / s As described above, it is preferable to eject at a high speed of 100 m / s or more when the opening diameter is equivalent to 1.5 mmφ, and 130 m / s or more when the opening diameter is 2 mmφ.
なお、本発明を実機に適用する場合の好ましい開口径は０．８〜１．５ｍｍφの範囲である。０．８ｍｍφ未満では、配管に穴加工することが難しくなり、また、ガス中に含まれる粉塵等によって閉塞を起こしやすくなるからである。一方、１．５ｍｍφ超えでは、吹き消しを起こさせるためには比較的大きな噴出速度が必要となるため、安全性を確保するためには噴出速度は低い方が好ましいからである。 A preferable opening diameter when the present invention is applied to an actual machine is in the range of 0.8 to 1.5 mmφ. If it is less than 0.8 mmφ, it is difficult to drill a hole in the pipe, and it is easy to cause clogging by dust contained in the gas. On the other hand, if it exceeds 1.5 mmφ, a relatively large ejection speed is required to cause blowout, and therefore it is preferable that the ejection speed be low in order to ensure safety.
ところで、上記説明では、噴出口の形状を円とし、その直径で大きさを説明してきたが、開噴出口の形状は、同一の開口面積を有するものであれば特に円に限定されるものではなく、例えば、楕円形状のものや溝状（スリット）としたものでもよい。
また、気体燃料の噴出速度は、開口径の他に、気体燃料の供給圧力によっても変化するため、上記吹き消えが起こる噴出速度を確保するには、開口を形成するノズル圧力とノズル流速（噴出速度）の関係に基づき制御を行えばよい。図１３は、空気を噴出させる場合を例にとって、ノズル圧とノズル流速との関係を示したものであり、気体燃料のガス密度（ρ）を代入すれば、下記式；
ΔＰ＝ρ・Ｖ２／（２・ｇ）
ここで、ΔＰ：ノズル差圧（ｍｍＨ２Ｏ）、ρ：３０℃における気体燃料の密度（ｋｇ／ｍ３）、Ｖ：ノズル流速（ｍ／ｓ）、ｇ：重力加速度（ｍ／ｓ２）である。
を用いてノズル流速を求めることができる。
By the way, in the above description, the shape of the jet outlet is assumed to be a circle and the size is described by its diameter. However, the shape of the open jet outlet is not particularly limited to a circle as long as it has the same opening area. For example, an elliptical shape or a groove shape (slit) may be used.
In addition, since the ejection speed of the gaseous fuel changes depending on the supply pressure of the gaseous fuel in addition to the opening diameter, in order to secure the ejection speed at which the blowout occurs, the nozzle pressure and nozzle flow velocity (ejection Control may be performed based on the relationship of (speed). FIG. 13 shows the relationship between the nozzle pressure and the nozzle flow velocity, taking the case of jetting air as an example. If the gas density (ρ) of the gaseous fuel is substituted, the following formula:
ΔP = ρ · V 2 / (2 · g)
Here, ΔP: Nozzle differential pressure (mmH 2 O), ρ: Gaseous fuel density (kg / m 3 ) at 30 ° C., V: Nozzle flow velocity (m / s), g: Gravitational acceleration (m / s 2 ) It is.
Can be used to determine the nozzle flow rate.
また、ＬＮＧガスを開口径が１ｍｍφの孔から噴出させる場合には３００ｍｍＨ２Ｏで７０ｍ／ｓ、１．５ｍｍφの孔から噴出させる場合には７００ｍｍＨ２Ｏで１００ｍ／ｓの速度で噴出させることが可能で、吹き消しを起こさせることができる。
また、気体燃料を吐出させる配管が長尺である場合、一般に、気体燃料の供給元に近いほど高速で噴出し、供給元から遠くなるほど噴出速度が遅くなることが予想される。そこで、図１４の写真に示したように、開口径１ｍｍφの噴出口をピッチ１６０ｍｍで７６個開け、先端を閉塞した長さ６ｍの長尺配管（２５Ａ）を用い、この配管の片側端から空気を元圧０．１〜１．００ｋｇ／ｃｍ２・Ｇの範囲で変化させて供給し、上記噴出口から空気を噴出させ、このときの配管長さ方向の圧力変化を測定した。その実験の結果は表６に示したが、この実験条件（配管径、噴出口）の範囲内では、元圧と配管末端部の圧力にほとんど差はなく、したがって、各噴出口から均等にガスが噴出していることがわかった。
When LNG gas is ejected from a hole having an opening diameter of 1 mmφ, it is ejected at a speed of 70 m / s at 300 mmH 2 O, and when ejected from a hole at 1.5 mmφ, it is ejected at a speed of 100 m / s at 700 mmH 2 O. Yes, it can be blown out.
In addition, when the piping for discharging the gaseous fuel is long, it is generally expected that the jetting speed is higher as the gas fuel is closer to the supply source, and the jetting speed is lower as the distance from the supply source is longer. Therefore, as shown in the photograph of FIG. 14, 76 jet nozzles with an opening diameter of 1 mmφ are opened at a pitch of 160 mm, and a 6 m long pipe (25A) with a closed end is used, and air is passed from one end of this pipe. Was supplied in a range of 0.1 to 1.00 kg / cm 2 · G of the original pressure, air was ejected from the ejection port, and the pressure change in the pipe length direction at this time was measured. The results of the experiment are shown in Table 6, but within the range of this experimental condition (pipe diameter, jet outlet), there is almost no difference between the original pressure and the pressure at the end of the pipe. I found out.
ただし、上記実験範囲を外れる条件では、元圧と配管の末端部の圧力差が大きくなる可能性がある。そこで、そのような場合には、
（ａ）配管内の断面積を徐々に小さくしたテーパー状配管を用いる
（ｂ）燃料供給元ヘッダーより遠ざかるほど、開口断面積を大きくする
（ｃ）燃料供給元ヘッダーより遠ざかるほど、開口部やノズルのピッチを狭め、単位配管長さ当りの開口部ないしノズル断面積の和が大きくする、
のいずれか１つを適用するか、これらを組み合わせて適用することにより、均等に燃料を供給することができる。
However, under conditions that deviate from the above experimental range, there is a possibility that the difference between the original pressure and the pressure at the end of the pipe becomes large. So, in such a case,
(A) Use a tapered pipe with a gradually reduced cross-sectional area in the pipe. (B) Increase the opening cross-sectional area as it is farther from the fuel supply header. (C) Opener and nozzle as it is farther from the fuel supply header. Narrow the pitch and increase the sum of openings or nozzle cross-sectional area per unit pipe length.
By applying any one of these, or applying them in combination, the fuel can be supplied evenly.
なお、上記気体燃料供給装置での気体燃料の吐出は、装入層表面の上方３００ｍｍ以上（適正値５００ｍｍ）の高さで行うことが好ましい。すなわち、装入層表面と気体燃料を突出させる配管の高さ方向の差は、３００ｍｍ以上で行うことが好ましい。その理由は、以下の通りである。
図１５に示したような、気体燃料の噴出方向が水平方向となるよう２５Ａの配管の両側面に開口径が１ｍｍφの噴出口を１１２ｍｍピッチで開けた気体供給配管を、焼結ベッド（装入層）の上の５００ｍｍ位置に、４００ｍｍの間隔をもたせてパレット進行方向に平行に配列し、上記噴出口から２００ｍ／ｓの速度でＬＮＧを大気中に噴出して周囲の空気と混合し、ＬＮＧを目標濃度０．８％に希釈させたときの均一化状況をシミュレーションした。なお、上記気体供給配管は、隣接する配管の噴出口が互いに５６ｍｍずつずれ、噴出した気体燃料が衝突しないように配列した。また、実焼結機を模して、焼結ベッドの上表面では、下方に０．９ｍ／ｓの吸引速度で空気が吸引されているものとした。
In addition, it is preferable to perform discharge of the gaseous fuel in the said gaseous fuel supply apparatus at the height of 300 mm or more (
As shown in FIG. 15, gas supply pipes having openings of 1 mmφ opening diameters at 112 mm pitches on both sides of the pipe of 25A so that the jet direction of the gaseous fuel becomes the horizontal direction are connected to the sintering bed (charging). Is arranged in parallel with the pallet traveling direction at a distance of 400 mm at a position of 500 mm above the layer), and LNG is ejected from the above-mentioned jet outlet into the atmosphere at a speed of 200 m / s and mixed with the surrounding air. A simulation was conducted of the homogenization situation when the solution was diluted to a target concentration of 0.8%. The gas supply pipes were arranged so that the jet outlets of adjacent pipes were shifted by 56 mm from each other so that the ejected gaseous fuel did not collide. In addition, imitating an actual sintering machine, air was sucked downward at a suction speed of 0.9 m / s on the upper surface of the sintering bed.
図１６は、開口径が１ｍｍφの噴出口から２００ｍ／ｓの速度で噴出されたＬＮＧが、焼結ベッド上方で周囲の空気と混合して希釈されて行く様子を示したものである。この図１６から、上記条件で噴出されたＬＮＧの濃度は、噴出口から約１００ｍｍ程度のところで、ＬＮＧの燃焼下限濃度である４．３％まで希釈されていること、したがって、それ以降であればＬＮＧは理論上燃焼を起こすおそれがないことがわかる。 FIG. 16 shows a state in which LNG ejected at a speed of 200 m / s from a spout having an opening diameter of 1 mmφ is mixed with ambient air and diluted above the sintering bed. From FIG. 16, the concentration of LNG ejected under the above conditions is about 100 mm from the jet outlet and is diluted to 4.3%, which is the lower combustion limit concentration of LNG. It can be seen that LNG has no possibility of causing combustion in theory.
また、図１７は、開口径が１ｍｍφの噴出口から２００ｍ／ｓの速度で噴出されたＬＮＧが、焼結ベッド表面に到達するまでおよび焼結ベッド層内でどのように拡散し、希釈されていくかを示したものである。この図から、上記噴出条件であれば、ＬＮＧは、焼結ベッド上２００ｍｍ（噴出口下３００ｍｍ）の位置では０．２８〜１．１４％に、また、焼結ベッド表面に達した段階では０．５１〜１．１４％にまで希釈されており、さらに、焼結ベッド層中層に至るまでに０．６９〜０．８７％に、さらに焼結ベッド下面に至るまでに０．７５〜０．８１％に希釈されていることがわかる。しかも、図１７では、中央部の気体燃料噴射ノズルではＬＮＧを噴射していないが、両側の気体燃料噴射ノズルから噴射されるＬＮＧが拡散してＬＮＧを噴射していない気体燃料噴射ノズルの下方にまでＬＮＧを吹込むことができ、前述した図９のように千鳥状にＬＮＧを噴射しても焼結ベッド表面にＬＮＧをムラなく吹込むことができる。
FIG. 17 shows how LNG spouted from a spout with an opening diameter of 1 mmφ is diffused and diluted until it reaches the surface of the sintering bed and within the sintering bed layer. It shows how to go. From this figure, under the above-mentioned ejection conditions, LNG is 0.28 to 1.14% at a
以上の結果から、ＬＮＧを、焼結ベッド上方で高速で空気中に噴出させることにより、空気と十分に混合して均一に希釈されること、特に、噴出口の下３００ｍｍでは、おおむね均一に希釈されていることがわかった。そこで、本発明では、この結果と、噴出した気体燃料の装入層表面における跳ね返りを考慮し、気体燃料の大気中への供給は、装入層表面の上方３００ｍｍ以上の高さで行うこととする。なお、あまり高くすると燃料供給部囲繞フード２１の高さも高くなるため、好ましくは８００ｍｍ、望ましくは５００ｍｍまでで行うこととする。
From the above results, LNG is jetted into the air at a high speed above the sintering bed, so that it is sufficiently mixed with air and diluted uniformly, especially at the bottom of the
本発明において、装入層中に供給する気体燃料としては、高炉ガス（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のいずれかを用いることができる。本発明では、これらの気体燃料のいずれかを空気中に高速で吐出し、空気と混合させて希釈気体燃料とし、装入層中に供給（導入）する。 In the present invention, the gaseous fuel supplied into the charging layer includes blast furnace gas (B gas), coke oven gas (C gas), mixed gas of blast furnace gas and coke oven gas (M gas), city gas, natural gas Either gas (LNG) or methane, ethane, propane, butane gas, or a mixed gas thereof can be used. In the present invention, any one of these gaseous fuels is discharged into the air at a high speed, mixed with air to form a diluted gaseous fuel, and supplied (introduced) into the charging layer.
上記希釈気体燃料は、その中に含まれる可燃性ガス（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であることが好ましく、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％以下の濃度にまで希釈したものであるのが好ましい。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）装入層上部への高濃度の可燃性ガスの供給は、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しておく必要がある。
（ｂ）装入層中で完全に燃焼せず、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到達したとしても、電気集塵器の放電によって燃焼するおそれがないことが必要である。
The diluted gaseous fuel is preferably a gaseous fuel in which the concentration of the combustible gas (combustion component) contained therein is diluted to 75% or less of the lower limit concentration of combustion at normal temperature in the atmosphere, and more preferably the lower limit of combustion. It is preferably diluted to a concentration of 60% or less of the concentration, more preferably 25% or less of the lower combustion limit concentration. There are two reasons for using the combustible gas diluted to 75% or less below the lower combustion limit concentration.
(A) The supply of a high concentration of combustible gas to the upper part of the charging layer may sometimes cause explosive combustion, and at least at room temperature, it is necessary to keep it from burning even if there is a fire type.
(B) Even if it reaches the electrostatic precipitator etc. downstream of the windbox without burning completely in the charge layer, it must not be burned by the discharge of the electrostatic precipitator. It is.
さらに、希釈気体燃料の濃度は、その希釈気体燃料の燃焼による酸素の消費によって、焼結原料用に含まれる総燃料（固体燃料＋気体燃料）の燃焼に必要な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であることが必要である。ただし、希釈気体燃料の濃度は、燃焼下限濃度の２％以上であるのが好ましい。濃度が２％未満では、燃焼による発熱量が不足し、焼結鉱の強度向上と歩留まりの改善が得られないからである。 Furthermore, the concentration of the diluted gas fuel causes a shortage of oxygen due to the consumption of oxygen due to the combustion of the diluted gas fuel, leading to a shortage of oxygen necessary for the combustion of the total fuel (solid fuel + gas fuel) contained in the sintering raw material. It must be diluted to such an extent that it does not cause However, the concentration of the diluted gas fuel is preferably 2% or more of the lower combustion limit concentration. This is because if the concentration is less than 2%, the amount of heat generated by combustion is insufficient, and the strength of the sintered ore and the yield cannot be improved.
また、本発明における焼結機では、装入層中の炭材に点火した直後に、希釈された気体燃料を装入層中へ供給（導入）することも可能である。希釈気体燃料の供給が、吹き消えを生じる気体燃料の供給で行なえるため、逆火のおそれなく、装入層の上層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。
気体燃料の供給を装入層表層に焼結ケーキ層が形成された後に行うことが好ましい他の理由は、焼結ケーキが生成していない状態で装入層の上部に希釈気体燃料の供給を行うと、該装入層上で燃焼のみを生じるからである。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が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ことからである。
In the sintering machine of the present invention, it is also possible to supply (introduce) diluted gaseous fuel into the charging layer immediately after igniting the carbonaceous material in the charging layer. Diluted gas fuel can be supplied by supplying gas fuel that causes blowout, so that sintering can be completed if a sintered cake layer is formed on the upper surface of the charging layer without fear of flashback. Can be performed at any position up to.
Another reason why the gaseous fuel is preferably supplied after the sintered cake layer is formed on the surface of the charging layer is that the diluted gaseous fuel is supplied to the upper part of the charging layer in the state where the sintered cake is not formed. This is because, if done, only combustion occurs on the charge layer. This is because it is preferable to supply the diluted gas fuel to a portion where it is necessary to improve the yield of the sintered ore, that is, to supply combustion to a portion where it is desired to increase the strength of the sintered ore. .
また、点火後の装入層中に希釈気体燃料を供給し、装入層内の最高到達温度と高温域保持時間のいずれかまたは両方を制御するためには、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。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・溶融帯の厚みの拡大や高温域保持時間の延長を実現することができ、ひいては高強度の焼結鉱を得ることができるからである。なお、上記燃焼・溶融帯の厚みの確認は、後述するように、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。この試験鍋を用いた焼結試験は、希釈気体燃料の供給位置を決定するのに有効な手段となる。 In addition, in order to supply diluted gas fuel into the charged layer after ignition and control either or both of the highest attained temperature and the high temperature region holding time in the charged layer, the thickness of the combustion / melting zone must be at least It is preferable to supply the diluted gas fuel in a state where it is 15 mm or more, preferably 20 mm or more, more preferably 30 mm or more. When the thickness of the combustion / melting zone is less than 15 mm, the cooling effect by the air sucked through the sintered layer (sintered cake) and the diluted gas fuel makes the effect insufficient even if the gas fuel is burned, and combustion / melting. The band thickness cannot be increased. On the other hand, when the diluted gas fuel is supplied at a stage where the thickness of the combustion / melting zone is 15 mm or more, preferably 20 mm or more, more preferably 30 mm or more, the thickness of the combustion / melting zone is increased and the holding time of the high temperature region is extended. This is because it can be realized and a high-strength sintered ore can be obtained. The thickness of the combustion / melting zone can be confirmed using a vertical tubular test pan with a transparent quartz window, as will be described later. The sintering test using this test pan is an effective means for determining the supply position of the diluted gas fuel.
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５０ｍｍ以上、好ましくは１００ｍｍ以上、より好ましくは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５０ｍｍ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５０ｍｍ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、燃焼・溶融帯の厚みを有効に拡大することができるからである。なお、気体燃料は、上記のように吹き消え現象が起こる高速で噴出しているので、点火炉での着火直後からの気体燃料供給でも、逆火を起こすおそれもなく実現できる。 In addition, the introduction of the diluted gas fuel into the charging layer is performed at a position where the combustion front is lowered below the surface layer and the combustion / melting zone is lowered from the surface layer by 50 mm or more, preferably 100 mm or more, more preferably 200 mm or more. It is preferable to carry out for the middle and lower layer regions of the layer. That is, the diluted gas fuel passes through the sintered cake region (sintered layer) generated in the surface layer of the charging layer without burning, and is supplied so as to be burned when the combustion front moves 50 mm or more from the surface layer. Is preferred. The reason is that if the combustion front is at a position lower than the surface layer by 50 mm or more, the adverse effect of cooling by air sucked through the sintered layer is reduced, and the thickness of the combustion / melting zone can be increased. This is because the thickness of the melting zone can be effectively expanded. In addition, since the gaseous fuel is ejected at a high speed at which the blow-off phenomenon occurs as described above, even if the gaseous fuel is supplied immediately after ignition in the ignition furnace, it can be realized without causing a backfire.
上記理由から、希釈気体燃料を生成する気体燃料供給装置は、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１０００〜５０００ｍ３（標準）／ｈｒ、生産量が約１．５万ｔ／日で、機長が９０ｍの規模の焼結機では、点火炉の出側直後から、または、下流側約５ｍ以降の位置に配置するのが好ましい。
上述したように、本発明に係る焼結機では、希釈気体燃料の供給位置（装入層への導入位置）は、パレット移動方向における点火炉下流で、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、燃焼前線が装入層の表層下に移った段階で気体燃料の導入を開始すること、したがって、気体燃料の燃焼が装入層の内部で起り、次第に下層へ移行することになるので、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。
For the above reasons, the gaseous fuel supply device that generates the diluted gaseous fuel varies depending on the size of the sintering machine. For example, the gaseous fuel supply amount is 1000 to 5000 m 3 (standard) / hr, and the production amount is about 1. In a sintering machine having a scale of 50,000 t / day and a length of 90 m, it is preferable to arrange the sintering machine immediately after the ignition furnace exit side or at a position on the downstream side about 5 m or later.
As described above, in the sintering machine according to the present invention, the dilution gas fuel supply position (introduction position to the charging layer) is the so-called combustion after the sintered cake is formed downstream of the ignition furnace in the pallet moving direction. It is preferable to carry out at one or more arbitrary positions between the position where the front line has progressed under the surface layer and the completion of sintering. This means that the introduction of the gaseous fuel starts when the combustion front moves below the surface of the charging layer, and therefore the combustion of the gaseous fuel takes place inside the charging layer and gradually moves to the lower layer. Therefore, it means that there is no risk of explosion and safe sintering operation becomes possible.
また、本発明における焼結鉱の製造方法では、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を意味している。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いために熱不足となり、焼結鉱の冷間強度が低くなりやすい部分に対して、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、不足している燃焼熱を補填し、燃焼・溶融帯の再生−拡大を図るという役割を担うものだからである。 Moreover, in the manufacturing method of the sintered ore in this invention, introduction | transduction of the diluted gas fuel in a charging layer means that reheating of the produced | generated sintered cake is accelerated | stimulated. That is, the supply of the diluted gaseous fuel is originally a gas fuel that is more reactive than solid fuel for the portion where the cold strength of the sintered ore tends to be low due to the short holding time in the high temperature range. It is because it plays a role of replenishing the combustion / melting zone to compensate for the shortage of combustion heat by supplying.
さらに、本発明における焼結鉱の製造方法では、装入層上部からの希釈気体燃料の供給は、装入層内に導入された希釈気体燃料を未燃焼のまま燃焼・溶融帯にまで到達させ、そこで燃焼させることによって、燃焼熱の補填を図るようにするのが好ましい。それは、希釈気体燃料の装入層中への供給（導入）は、装入層上部のみならず、厚み方向中央部の燃焼・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（高温域保持時間不足）になりやすい装入層の上層部で行われると、この部分に十分な燃焼熱が提供されるので、焼結ケーキの品質改善を図ることができる。さらに、希釈気体燃料の作用効果を中層部以下の帯域にまで及ぶようにすると、本来の炭材によって形成された燃焼・溶融帯の上に希釈気体燃料による燃焼・溶融帯を形成するのと等しいことになり、結果として燃焼・溶融帯の上下方向の拡幅につながり、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図ることができるので、パレットの移動速度を落すことなく十分な焼結効果を得ることができる。その結果、装入層全体にわたって品質が改善（冷間強度の向上）されるので、成品焼結鉱の歩留り向上と生産性の向上を図ることができる。 Further, in the method for producing sintered ore according to the present invention, the supply of the diluted gas fuel from the upper part of the charging layer is caused to reach the combustion / melting zone with the diluted gas fuel introduced into the charging layer unburned. Therefore, it is preferable to compensate for the heat of combustion by burning the fuel there. This is because the supply (introduction) of diluted gas fuel into the charging layer is considered to be more effective not only in the upper part of the charging layer but also in the combustion / melting zone in the central part in the thickness direction. . In other words, if the supply of gaseous fuel is carried out in the upper layer of the charging layer, which tends to be short of heat (insufficient holding time in the high temperature region), sufficient combustion heat is provided to this part, so the quality of the sintered cake is improved. Can be achieved. Furthermore, if the effect of the diluted gas fuel is extended to the zone below the middle layer, it is equivalent to forming the combustion / melting zone by the diluted gas fuel on the combustion / melting zone formed by the original carbon material. As a result, the combustion / melting zone is widened in the vertical direction, and the holding time in the high temperature range can be extended without increasing the maximum temperature, so that sufficient calcination can be achieved without reducing the pallet movement speed. A result can be obtained. As a result, the quality is improved over the entire charged layer (improving cold strength), so that it is possible to improve the yield and productivity of the product sintered ore.
また、本発明は、前記希釈気体燃料の供給位置を、気体燃料供給の作用・効果を装入層中のどこに及ぼすかという観点から決定している。また、気体燃料の供給によって、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制御している。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、燃焼・溶融帯における最高到達温度および高温域保持時間の少なくとも一方を制御するようにすることが好ましい。 Further, according to the present invention, the supply position of the diluted gaseous fuel is determined from the viewpoint of where in the charging layer the action / effect of the gaseous fuel supply is exerted. In addition, by supplying gaseous fuel, the maximum temperature reached and the high temperature region holding time in the charging layer are controlled according to the amount of solid fuel under a constant amount of heat. Accordingly, in the present invention, when the diluted gas fuel is introduced (supplied) into the charging layer, not only the supply position is adjusted, but also the form of the combustion / melting zone itself is controlled, and the combustion / melting zone is controlled. It is preferable to control at least one of the maximum attained temperature and the high temperature region holding time in.
一般に、点火後の装入層内では、燃焼（火炎）前線が、パレットの移動に伴って次第に前方（下流側）かつ下方に拡大していくため、燃焼・溶融帯の位置は、図４５（ａ）に示すように変化する。そして、図４５（ｂ）に示すように、焼結過程で受ける焼結層上層、中層、下層の熱履歴は大きく異なり、したがって、上層〜下層間では、高温域保持時間（約１２００℃以上となる時間）も大きく異なる。その結果、パレット内の焼結鉱の位置別歩留まりは、図４５（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、下層部で高い歩留となる。そこで、本発明に従って、前記気体燃料を供給すると、燃焼・溶融帯の上下方向の厚みやパレット進行方向の幅が拡大し、これが成品焼結鉱の品質向上につながる。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（延長）できるため、歩留がより向上する。 Generally, in the charged layer after ignition, the combustion (flame) front gradually expands forward (downstream) and downward as the pallet moves, so the position of the combustion / melting zone is shown in FIG. It changes as shown in a). And, as shown in FIG. 45 (b), the thermal history of the sintered layer upper layer, middle layer, and lower layer received in the sintering process is greatly different. Therefore, the upper layer to the lower layer have a high temperature range holding time (about 1200 ° C. or more). Time) is also very different. As a result, the yield according to position of the sintered ore in the pallet shows a distribution as shown in FIG. That is, the yield of the surface layer portion (upper layer portion) is low, and the yield is high in the middle layer and lower layer portions. Therefore, when the gaseous fuel is supplied according to the present invention, the vertical thickness of the combustion / melting zone and the width in the pallet traveling direction are expanded, which leads to improvement in quality of the product sintered ore. Further, since the middle layer portion and the lower layer portion having a high yield distribution can further control (extend) the high temperature region holding time, the yield is further improved.
上記のように、本発明では、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パレット移動方向の幅の少なくとも一方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。そして、これらの制御を通じて、常に十分な焼成を達成し、ひいては成品焼結鉱の冷間強度を高め、品質向上を実現することができる。 As described above, in the present invention, by adjusting the supply (introduction) position of the gaseous fuel, the form of the combustion / melting zone, that is, the thickness in the height direction of the combustion / melting zone and the width in the pallet moving direction are adjusted. At least one of them can be controlled, and the maximum temperature reached and the high temperature region holding time can be controlled. And through these controls, sufficient firing can always be achieved, and as a result, the cold strength of the product sintered ore can be increased and quality can be improved.
また、本発明における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、本発明において、希釈気体燃料を供給するそもそもの目的は、焼結ケーキ（焼結鉱）の冷間強度を向上させることにあり、具体的には、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。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％高い値を示すのが一般的である。 In addition, it can be said that the supply (introduction) of the diluted gas fuel into the charging layer in the present invention is for controlling the strength of the entire product sintered ore. In other words, in the present invention, the original purpose of supplying the diluted gaseous fuel is to improve the cold strength of the sintered cake (sintered ore). The cold strength (shutter index SI) of the sintered ore is about 75 to 85%, preferably 80% through the control of the high temperature range holding time during which the raw material stays in the combustion / melting zone and the control of the maximum temperature. More preferably, it is 90% or more. In general, the cold strength (SI value) of the sintered ore produced by the actual sintering machine is 10 to 15% higher than the value obtained by the pan test.
この強度レベルは、本発明によれば、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、好ましくは焼結原料中の炭材量をも考慮した上で（投入熱量を一定にする条件下で）調整することによって、安価に達成することができる。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制御することによって解消することができる。 According to the present invention, this strength level is determined according to the concentration, supply amount, supply position, and supply range of the diluted gas fuel, preferably taking into account the amount of carbonaceous material in the sintered raw material (the amount of heat input is kept constant). Can be achieved inexpensively by adjusting (under conditions). On the other hand, the improvement of the cold strength of sintered ore may lead to an increase in ventilation resistance and a decrease in productivity. In the present invention, such problems are controlled by controlling the maximum temperature and the high temperature range holding time. Can be solved.
したがって、本発明の焼結機において、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制御するかという観点も考慮して決定される。そして、この観点から、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って、燃焼・溶融帯の大きさ（上下方向の厚さおよびパレット移動方向の幅）だけでなく、高温到達温度、高温域保持時間をも制御し、もって、生成する焼結ケーキ（焼結鉱）の強度の向上を図っている。 Therefore, in the sintering machine of the present invention, the introduction position of the diluted gas fuel into the charging layer is set so that the sinter ore is cooled in any zone between the sintered cake formed in the charging layer and the wet zone. It is determined in consideration of how to control the interstitial strength. From this viewpoint, in the present invention, the scale (size), number, position (distance from the ignition furnace), gas concentration of the gaseous fuel supply device, preferably the amount of carbonaceous material (solid fuel) in the sintered raw material By adjusting according to the temperature, not only the size of the combustion / melting zone (the thickness in the vertical direction and the width in the pallet movement direction), but also the high temperature reached temperature and the high temperature range holding time are controlled, and the generated firing The strength of the cake (sintered ore) is improved.
本発明の焼結機において、装入層中に供給する気体燃料としては、先述したように、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できるが、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。 In the sintering machine of the present invention, as described above, the gaseous fuel supplied into the charging layer is blast furnace gas, coke oven gas, blast furnace / coke oven mixed gas, city gas, natural gas or methane gas, ethane gas, propane. Either gas, butane gas, or a mixed gas thereof can be used. Among the gaseous fuels, it is preferable to use one having a CO content of 50 massppm or less. That is, CO gas is harmful to the human body, and if gaseous fuel supplied onto the charging layer is not introduced into the charging layer in its entirety, it may cause human injury if it leaks out of the machine. Because there is. Specifically, the use of city gas 13A or propane gas is preferable from the viewpoint of cost as well as safety.
さらに、本発明の焼結機では、上記気体燃料以外に、気体状態での着火温度が、焼結ベッド表層の温度より高い、アルコール類、エーテル類、石油類、その他の炭化水素系化合物類等の液体燃料を気化させたものを用いることもできる。本発明で用いることができる液体燃料とその特性について、表７に示した。斯かる液体燃料を気化させた気体燃料は、着火温度が、上述した気体燃料と比較して着火温度が高いため、焼結ベッド表層の温度より高い、装入層のより内部で燃焼するため、吹き込む位置での燃焼・溶融帯のすその温度の拡大に有効である。特に、着火温度が５００℃近いものは、その効果が大きい。なお、液体燃料を気化した気体燃料を用いる場合には、気体供給配管は、気化した燃料が再液化しないよう、該液体燃料の沸点以上着火温度未満の温度に保持することが好ましい。 Furthermore, in the sintering machine of the present invention, in addition to the gaseous fuel, the ignition temperature in the gaseous state is higher than the temperature of the surface layer of the sintering bed, alcohols, ethers, petroleums, other hydrocarbon compounds, etc. The liquid fuel vaporized can also be used. Table 7 shows liquid fuels that can be used in the present invention and their characteristics. Since the gas fuel vaporized from such a liquid fuel has an ignition temperature higher than that of the gas fuel described above, it burns inside the charging layer, which is higher than the temperature of the sintered bed surface layer, It is effective for expanding the temperature of the burning / melting zone at the blowing position. In particular, the effect is large when the ignition temperature is close to 500 ° C. In addition, when using the gaseous fuel which vaporized liquid fuel, it is preferable to hold | maintain gas supply piping to the temperature more than the boiling point of this liquid fuel and less than ignition temperature so that the vaporized fuel may not re-liquefy.
なお、廃油等は、引火しやすい成分や着火温度の低い成分を含むことがあるので、本発明で用いるには好ましくない。着火温度や引火点の低い成分を含む廃油等の液体燃料を予め気化させて、焼結原料ベッド上に供給した場合には、原料ベッド中の燃焼帯近傍に到達する前の原料ベッド表層の上部空間ないしは原料ベッド表層近傍で燃焼してしまうため、本発明が意図する焼結原料ベッドの燃焼帯近傍で燃焼させて高温保持時間の延長を図るという効果を得ることができないためである。 In addition, since waste oil etc. may contain the component which is easy to ignite, and the component with low ignition temperature, it is unpreferable for using by this invention. When liquid fuel such as waste oil containing components with low ignition temperature and flash point is vaporized in advance and supplied onto the sintering material bed, the upper part of the material bed surface before reaching the vicinity of the combustion zone in the material bed This is because it burns in the space or in the vicinity of the surface layer of the raw material bed, so that the effect of extending the high temperature holding time by burning in the vicinity of the combustion zone of the sintered raw material bed intended by the present invention cannot be obtained.
本発明の焼結機における気体燃料供給装置１２ｉは、焼結機の幅方向に沿って、パレット８の両サイドウォール８ａに跨がるように配設されるのが好ましい。すなわち、上記気体燃料供給装置は、パレット８の両サイドウォール８ａを跨がるようにフード２１が配設され、その内部には気体燃料を供給する配管を、単数または複数本、好ましくは２〜１５本、パレット進行方向に対して平行に、あるいは垂直に配列し、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。
The gaseous
前記気体燃料供給装置１２ｉは、点火炉１１の下流側でかつ燃焼・溶融帯が装入層内を進行中の過程（状態）にある、パレット進行方向のいずれかの位置に１以上配設され、その位置において、希釈気体燃料の装入層中への供給が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ないし複数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。
One or more of the gaseous
この気体燃料供給装置１２から供給する気体燃料は、点火炉１１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１１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。
次に、表８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。
The gaseous fuel supplied from the gaseous
Next, Table 8 shows the contents and heat values of hydrogen, CO, methane, ethane, and propane contained as combustion components in C gas, LNG, and B gas.
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９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。このような燃焼限界をもつガスが、例えば、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を起こす危険が生じる。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、燃焼下限濃度以下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、安全性をより高めるべく、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。 In the present invention, a diluted combustible gas is used as the gaseous fuel introduced into the charging layer. The degree of dilution will be described below. Table 9 shows the lower combustion limit concentration and upper combustion limit concentration of blast furnace gas, coke oven gas, mixed gas (M gas), propane, methane, and natural gas. For example, when a gas having such a combustion limit is directed to the exhaust fan without being burned in the charging layer, there is a risk of causing an explosion or combustion in the middle of the electrostatic precipitator. Therefore, as a result of trial and error, the inventors decided to introduce a gaseous fuel diluted to a concentration at which there is no danger, that is, below the lower limit concentration of combustion, into the charging layer, and to further improve safety, As a result of many experiments using a diluted gas fuel having a concentration of 75% or less of the lower combustion limit concentration, it was confirmed that no problem occurred.
例えば、表９に示すとおり、大気中かつ常温において、高炉ガスが燃焼する濃度範囲は、燃焼下限が４０ｖｏｌ％で、燃焼上限は７１ｖｏｌ％である。即ち、４０ｖｏｌ％未満では燃焼せず、また、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。 For example, as shown in Table 9, the concentration range at which the blast furnace gas burns in the atmosphere and at room temperature has a combustion lower limit of 40 vol% and a combustion upper limit of 71 vol%. That is, if it is less than 40 vol%, it does not burn, and if it exceeds 71 vol%, it means that the blast furnace gas concentration becomes too high, and in this case also, no combustion occurs. Below, the basis of this numerical value is demonstrated based on drawing.
図１８は、高炉ガスの燃焼限界を求める方法の一例を説明するものである。
図中の高炉ガスに含まれる燃焼成分（可燃性ガス）とその他の成分（イナート：不活性ガス）の割合については、Ｈ２とＣＯ２およびＣＯとＮ２との組み合わせで検討すると以下のとおりである。
（１）「Ｈ２とＣＯ２」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Ｈ２＋ＣＯ２曲線の交わる部分（燃焼限界）を求めると、下限は３２ｖｏｌ％、上限は６４ｖｏｌ％となる。即ち、Ｈ２＋ＣＯ２の燃焼限界の下限濃度は３２ｖｏｌ％、上限濃度は６４ｖｏｌ％となる。
FIG. 18 illustrates an example of a method for obtaining the combustion limit of blast furnace gas.
The ratio of combustion components (combustible gas) and other components (inert: inert gas) contained in the blast furnace gas in the figure is as follows when examined in combination with H 2 and CO 2 and CO and N 2 It is.
(1) The ratio of (inert gas) / (combustible gas) for the combination of the “H 2 and CO 2 ” portions is 20.0 / 3.5 = 5.7.
Therefore, when the portion (flammability limit) where the H 2 + CO 2 curve intersects the axis of 5.7 on the horizontal axis indicating the ratio of (inert gas) / (combustible gas) in this combustion limit diagram is obtained, the lower limit is 32 vol%, and the upper limit is 64 vol%. That is, the lower limit concentration of the combustion limit of H 2 + CO 2 is 32 vol%, and the upper limit concentration is 64 vol%.
（２）一方、残りの燃焼成分である「ＣＯとＮ２」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＋Ｎ２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濃度は４４ｖｏｌ％、上限濃度は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濃度は、図１８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濃度が求まる。このようにして高炉ガスの燃焼下限濃度ならびに燃焼上限濃度を求めることができる。
(2) On the other hand, the ratio of (inert gas) / (combustible gas) in the case of the combination of the remaining combustion components “CO and N 2 ” is 53.5 / 23.0 = 2.3. Similarly, the lower limit: 44 vol% and the upper limit: 74 vol% are obtained from the point where the horizontal axis 2.3 intersects with the curve of CO + N 2 from FIG. Therefore, the lower limit concentration of the combustion limit in this case is 44 vol%, and the upper limit concentration is 74 vol%.
(3) Further, the lower combustion limit concentration of the blast furnace gas containing both combustion components can be obtained by the lowermost expression on the left side in FIG. Further, if the upper limit values of (1) and (2) are applied in the same formula, the combustion upper limit concentration can be obtained. In this way, the lower combustion limit concentration and upper combustion limit concentration of the blast furnace gas can be obtained.
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１９に示すようになる。図中●印は、表５に記載されたメタンガスの例である。 In the present invention, another reason for focusing on the lower limit of combustion of gaseous fuel is that the combustion limit has temperature dependence. In the Fuel Handbook (edited by the Japan Fuel Association), as the effect of temperature, the heat dissipation rate slows down when the temperature is high, so the intersection of both the heat generation and dissipation velocity curves becomes deeper and the explosion range ( Explains that the (combustion range) extends to the left and right. That is, although the combustion limit is obtained as described above, the combustion limit is temperature-dependent, and as a result of the temperature in the combustion range of methane gas, Table 10 The example described in is shown. When this is plotted as the temperature dependence of the lower combustion limit concentration, it is as shown in FIG. The ● marks in the figure are examples of methane gas listed in Table 5.
また、図２０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。 FIG. 20 shows the relationship between the temperature of the combustion component (combustion gas) concentration of gaseous fuel at normal temperature in the atmosphere and the temperature. Although the combustion limit is obtained as described above, the combustion limit is temperature-dependent, and the temperature-dependent tendency is exemplified by the lower limit of combustion at room temperature (corresponding to the combustion gas concentration in the figure). Even if it is approximately 40 vol%, it varies from 26 to 27 vol% in the 200 ° C. region, and it burns even if it is several percent in the 1000 ° C. region and less than 1 vol% in the 1200 ° C. region.
これから、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るのがより安全であり、また、その希釈ガスの濃度を適正範囲に調整してやることにより、気体燃料の装入層内の厚み方向における燃焼位置を自由に制御することができることがわかった。
そして、気体燃料の燃焼範囲には、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く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。
From this, it is safer that the concentration of gaseous fuel (combustion component content) supplied to the charging layer is lower than the lower limit of combustion at room temperature, and the concentration of the diluted gas is within an appropriate range. It was found that the combustion position in the thickness direction in the charged layer of the gaseous fuel can be freely controlled by adjusting.
The combustion range of the gaseous fuel is thus temperature dependent. For example, the combustion range expands as the ambient temperature increases, and the combustion range of the sintering machine burns well in the temperature field near the combustion / melting zone of the sintering machine. It has also been found that in a temperature field of about 200 ° C. in an electrostatic precipitator on the downstream side of the sintering machine, combustion does not occur at a gaseous fuel concentration as shown in the preferred embodiment of the present invention.
ところで、焼結鉱を製造するに当たって、焼結原料の装入層９中に供給された希釈気体燃料は、焼結パレット８下のウインドボックス１６によって吸引されて、該装入層９中の固体燃料（粉コークス）の燃焼により形成された燃焼・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定した位置（濃度領域）で起こるように制御することを意味している。
By the way, in producing the sintered ore, the diluted gas fuel supplied into the
この意味において、従来技術における装入層中の燃焼・溶融帯は、固体燃料（粉コークス）のみが燃焼する帯域であるが、本発明における燃焼・溶融帯は、その粉コークスの燃焼に加えてさらに気体燃料も並行して燃焼する帯域である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。 In this sense, the combustion / melting zone in the charging layer in the prior art is a zone where only solid fuel (powder coke) burns, but the combustion / melting zone in the present invention is in addition to the combustion of the powder coke. Furthermore, it can be said that the gas fuel is also a zone where the fuel is burned in parallel. Therefore, in the present invention, if the concentration, supply amount, and other supply conditions of the diluted gas fuel are premised on that there is coke breeze as part of the fuel, if it is suitably changed in relation to this, the maximum temperature reached And / or desirable control of the high temperature holding time is possible, leading to improved strength of the sintered cake.
さらに本発明の焼結機において、希釈された気体燃料を用いるもう一つの理由は、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）に対して、燃焼雰囲気中で支燃性ガス（空気または酸素）が過不足を起さないように希釈調整された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、焼結原料中の固体燃料の量と無関係に、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、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）が供給されずに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。これに対して、本発明では、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。
また、焼結反応は、「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、図２１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。
Furthermore, another reason for using the diluted gaseous fuel in the sintering machine of the present invention is to control the strength and yield of the sintered cake through the above-described sintering / melting zone shape control. The role of this diluted gas fuel functions effectively in controlling how long the sintered cake is kept in the high temperature zone (combustion / melting zone) and how much temperature is reached. Because it does. In other words, the use of the diluted gas fuel means that the high temperature range holding time of the sintered raw material is long and the maximum attained temperature is controlled to be appropriately high. Such control is diluted and adjusted so that the amount of combustion-supporting gas (air or oxygen) is not excessive or insufficient in the combustion atmosphere with respect to the solid fuel amount (powder coke amount) in the sintered raw material. This means using a gaseous fuel. In this regard, in the conventional technology, the amount of combustible gas is commensurate with the amount of solid fuel or combustible gas because the combustible gas is blown without adjusting the concentration, regardless of the amount of solid fuel in the sintering raw material. (Oxygen) was not supplied, causing poor combustion, or conversely causing partial overcombustion, leading to variations in strength. On the other hand, in the present invention, such a problem is avoided by diluting the gaseous fuel and adjusting the concentration.
Further, the sintering reaction is summarized as shown in the schematic diagram of FIG. 21 according to “Mineral engineering” (Hideki Imai, Toshihisa Takeuchi, Yoshiki Fujiki, 1976, 175, Asakura Shoten). Table 11 shows the values of tensile strength (cold strength) and reducibility of various minerals generated during the sintering process.
図２１から明らかなように、焼結過程では、１４００℃以下の低温焼成領域では、昇温過程で、まず、鉄鉱石に含まれる一次ヘマタイト（元鉱）が生成され、次いで一次ヘマタイトからマグネタイトが生成される。そして、１２００℃で融液が生成し始め、鉄鉱石と石灰石とが反応して、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℃を超える高温焼成領域となると、カルシウムフェライトが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。なお、カルシウムフェライトは、図２２に示すように、１２００℃で、鉄鉱石及び石灰石が反応して針状カルシウムフェライトが生成し、この針状カルシウムフェライトが１３５０℃まで維持され、１３５０℃を超えると柱状カルシウムフェライトに変化し、この状態が１３８０℃まで維持されるが、１３８０℃を超えると非晶質珪酸塩（カルシウムシリケート）と二次ヘマタイトに分解する。
したがって、焼結鉱の冷間強度の向上と還元粉化指数（ＲＤＩ）の改善を図るには、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重要な課題となる。
As is clear from FIG. 21, in the sintering process, primary hematite (original ore) contained in iron ore is first generated in the low temperature firing region of 1400 ° C. or lower, and then magnetite is generated from the primary hematite. Generated. Then, a melt starts to be generated at 1200 ° C., and iron ore and limestone react to generate calcium ferrite having the highest strength among the constituent minerals of the sintered ore and relatively high reducibility. Further, when the temperature rises to a high temperature firing region exceeding about 1380 ° C., the calcium silicate has the lowest cold strength and reducibility, and the secondary hematite that is easily reduced to powder. Disassembled into As shown in FIG. 22, calcium ferrite reacts with iron ore and limestone at 1200 ° C. to produce acicular calcium ferrite, which is maintained up to 1350 ° C. and exceeds 1350 ° C. It changes to columnar calcium ferrite and this state is maintained up to 1380 ° C., but when it exceeds 1380 ° C., it decomposes into amorphous silicate (calcium silicate) and secondary hematite.
Therefore, in order to improve the cold strength of sintered ore and the reduction powder reduction index (RDI), it is important whether or not calcium ferrite can be stably produced without decomposition. Become.
そして、高炉６４から要求される焼結鉱品質は、図２３に示すように、焼結鉱の高炉６４への装入時に粉化しないシャッター強度（冷間強度）と、シャフト上部（約５５０℃）で還元粉化しない還元粉化指数（ＲＤＩ）と、熱保存帯（約９００℃）でガス還元しやすい被還元性（ＲＩ）との３つの指標で管理している。
高炉６４での低還元材比操業に向けて、図２４に示すように、焼結鉱品質への要求が高くなり、炉内通気性改善のために高強度焼結鉱を必要とし、熱流比上昇（コークス比下降）による低温還元粉化領域を拡大するために低還元粉化性（ＲＤＩ）の焼結鉱を必要とし、さらに、鉄鉱石／コークスの比を上昇させて未還元層の増加を図るために高被還元性焼結鉱を必要とし、さらにまた良好な溶け落ち特性が得られることが要求されている。
As shown in FIG. 23, the quality of the sintered ore required from the
As shown in FIG. 24, the demand for sintered ore quality is increased, and high strength sintered ore is required to improve the air permeability in the furnace, as shown in FIG. Low-reduction dusting (RDI) sintered ore is required to expand the low-temperature reduced-powdering area due to the rise (decrease in coke ratio), and the ratio of iron ore / coke is increased to increase the unreduced layer Therefore, a highly reducible sintered ore is required, and a good burn-off characteristic is required.
高炉６４から要求される焼結鉱品質の測定としては、図２５に示すように、品質保証として焼結鉱強度を表すシャッター強度（ＳＩ）又はタンブラー強度（ＴＩ）、低温還元粉化性（ＲＤＩ）及び被還元性（ＲＩ）のそれぞれについて粒度（ｍｍ）及び重量（ｋｇ）及び測定方法が設定されている。ここで、シャッター強度（ＳＩ）は、粒度１０〜５０ｍｍで重量２０ｋｇの成品焼結鉱を、２ｍの高さから４下位落下後の１０ｍｍの篩上に残る重量割合を測定する。また、タンブラー強度（ＴＩ）は、粒度１０〜４０ｍｍで重量１５ｋｇの成品焼結鉱を、１ｍφドラム（２５ｒｐｍ）で２００回転後の６．３ｍｍの篩上に残る重量割合を測定する。さらに、低温還元粉化性（ＲＤＩ）は、粒度１６〜２０ｍｍで重量０．５ｋｇの成品焼結鉱を、５５０℃でＣＯ／Ｎ２＝３０／７０ｖｏｌ．％の還元ガスで３０分還元後、１３０ｍｍφドラム（３０ｒｐｍ）で９００回転後の２．８ｍｍ以下の重量割合を測定する。さらにまた、被還元性（ＲＩ）は、粒度１９〜２１ｍｍで重量０．５ｋｇの成品焼結鉱を、９００℃でＣＯ／Ｎ２＝３０／７０ｖｏｌ．％の還元ガスで１８０分還元後の重量減少率を測定する。
還元性粉化指数（ＲＤＩ）および被還元性（ＲＩ）については一次ヘマタイトと針状カルシウムフェライトの組織が好ましい。
As shown in FIG. 25, the quality of sintered ore required from the
For the reducing powder index (RDI) and the reducibility (RI), a structure of primary hematite and acicular calcium ferrite is preferable.
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２６に示すＣａＯ−Ｆｅ２Ｏ３二元系状態図により説明している。その説明によれば、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．＋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、１４００℃を超える（１）の経路でなく、１３８０℃未満の（２）のマグネタイトが生成する経路または１３５８℃未満の（３）のマグネタイトが未生成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。 In addition, according to the above-mentioned publication “Mineral Engineering”, the precipitation behavior of secondary hematite, which is the starting point for reducing powderization of sintered ore, is explained by the CaO—Fe 2 O 3 binary phase diagram shown in FIG. Yes. According to the explanation, in the result of the mineral synthesis test, the skeletal secondary hematite that is the starting point of the reduction powdering is Mag. + Liq. In order to precipitate after cooling up to the region and cooling, on the phase diagram, not the route of (1) exceeding 1400 ° C, but the route of formation of (2) magnetite of less than 1380 ° C or less than 1358 ° C ( It is said that reducing powdering properties can be suppressed by producing sintered ore through a path in which magnetite of 3) is not formed.
そして、電気炉実験により、前述した図２１の焼結過程における鉱物組織の変化を調査したところ、図２７に示す結果が得られた。この図２７では、各温度における焼結後の鉱物組成割合を粉末Ｘ線回折法で定量した結果を示し、焼結温度を１２００℃で２５０秒保持した場合には、ヘマタイトが５０％、カルシウムフェライトが４５％で残りがマグネタイトとカルシウムシリケートである。焼結温度を１２５０℃で２５０秒保持した場合には、重量割合は１２００℃で２５０秒保持した場合とさほど変化がないが、焼結温度を１３００℃で２５０秒保持した場合には、マグネタイト及びカルシウムシリケートが増加し、これに応じてカルシウムフェライトが減少する。さらに、焼結温度を１３５０℃で２５０秒保持した場合には、カルシウムシリケートが１０％、マグネタイトも５％となり、この分カルシウムフェライトがさらに減少する。さらに、焼結温度を１４００℃で２５０秒保持した場合には、カルシウムシリケートが３０％を超え、マグネタイトも１０％を超え、カルシウムフェライトが１０％未満に低下している。 And when the change of the mineral structure in the sintering process of FIG. 21 mentioned above was investigated by the electric furnace experiment, the result shown in FIG. 27 was obtained. FIG. 27 shows the result of quantitative determination of the mineral composition ratio after sintering at each temperature by a powder X-ray diffraction method. When the sintering temperature is held at 1200 ° C. for 250 seconds, hematite is 50%, calcium ferrite. Is 45% and the remainder is magnetite and calcium silicate. When the sintering temperature is held at 1250 ° C. for 250 seconds, the weight ratio is not much different from that when the sintering temperature is held at 1200 ° C. for 250 seconds, but when the sintering temperature is held at 1300 ° C. for 250 seconds, magnetite and Calcium silicate increases and calcium ferrite decreases accordingly. Further, when the sintering temperature is held at 1350 ° C. for 250 seconds, the calcium silicate is 10% and the magnetite is 5%, and the calcium ferrite is further reduced by this amount. Furthermore, when the sintering temperature is maintained at 1400 ° C. for 250 seconds, calcium silicate exceeds 30%, magnetite also exceeds 10%, and calcium ferrite decreases to less than 10%.
この結果、カルシウムフェライトは、１２００℃から生成し、１４００℃以上ではカルシウムシリケート＋ヘマタイトに分解融解されていることが実証された。
したがって、低ＲＤＩと高強度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。
As a result, it was demonstrated that calcium ferrite was generated from 1200 ° C. and decomposed and melted into calcium silicate + hematite at 1400 ° C. or higher.
Therefore, in order to produce a sintered ore having both low RDI and high strength, it can be maintained for a long time within the range of 1200 ° C. (solidus temperature of calcium ferrite) and about 1380 ° C. (transition temperature). It is important to realize the heat pattern in the charging layer.
ところで、本発明の焼結機のように気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを使用しない従来の焼結機では、図２８（ｂ）に示すように、点火炉１１で炭材に点火し、点火炉１１の下流側に隣接する保温炉１３で２５０℃程度の熱風を吹き込んで、燃焼溶融帯をパレット８の移動に伴って順次下層に移動させて焼結ケーキを形成するようにしている。
この場合、粉コークス量を５％に設定すると、図２８（ｃ）で破線図示のように、点火炉１１で点火して約７分経過後に、層内温度が急激に上昇して１２００℃を超えてから、その後約２分経過した時点で１２００℃未満に低下し、最高到達温度が約１３００℃となる。したがって、１２００℃以上の状態を保持する高温保持時間は２分程度と短い。
By the way, in the conventional sintering machine which does not use the gaseous
In this case, if the amount of coke breeze is set to 5%, as shown by the broken line in FIG. 28 (c), after about 7 minutes have elapsed after ignition in the
この高温保持時間を長くするために、粉コークス量を６％に増加させると、図２８（ｃ）で実線図示のように、保持時間を４分程度に増加させることができるが、最高到達温度が１４００℃を超えてしまい、カルシウムフェライトが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してしまう。
粉コークス量（％）と焼結鉱強度（％）及び被還元性（％）との関係は、図２８（ｄ）に示すようになる。
If the amount of coke breeze is increased to 6% in order to lengthen this high temperature holding time, the holding time can be increased to about 4 minutes as shown by the solid line in FIG. 28 (c). Exceeds 1400 ° C., and calcium ferrite is decomposed into amorphous silicate (calcium silicate) having the lowest cold strength and reducibility and secondary hematite that is easily reduced to powder.
The relationship between the amount of powder coke (%), the sinter strength (%), and the reducibility (%) is as shown in FIG.
ここで、焼結鉱強度は粉コークス量が５．０％〜５．５％の間で７０％程度保持するが、５．０％未満では、高温保持時間が短縮されることにより、粉コークス量の減少に伴って焼結鉱強度が低下し、５．５％を超えると最高到達温度が１４００℃を超えることによる非晶質珪酸塩（カルシウムシリケート）が生成されることにより粉コークス量の増加に伴って焼結鉱強度が低下する。 Here, the strength of the sintered ore is maintained about 70% when the amount of coke breeze is between 5.0% and 5.5%. As the amount of sinter decreases, the strength of sinter decreases, and when it exceeds 5.5%, amorphous silicate (calcium silicate) is generated due to the highest temperature exceeding 1400 ° C. The sinter strength decreases with the increase.
一方、被還元性は、粉コークス量が４．０％であるときに７０％を超えているが、粉コークス量を増加させると、これに応じて被還元性か徐々に低下し、粉コークス量が５．０％で６５％となり、５．５％で６２％まで低下し、その後さらに粉コークス量の増加に応じて被還元性が低下する。
ところで、焼結・高炉プロセスにおけるＣＯ２削減には、焼結鉱の強度と被還元性の向上が有効である。しかしなから、上述したように粉コークスのみを使用して焼結を行う場合には、図２８（ａ）に示すように、焼結鉱の冷間強度を向上させるために、焼結用粉コークス比の増加が効果的である。しかし、焼結用粉コークス比を増加させて焼結鉱の強度を向上させると、最高到達温度が１４００℃を超えることによる非晶質珪酸塩（カルシウムシリケート）が生成されることにより、被還元性が低下してしまう。
On the other hand, the reducibility exceeds 70% when the amount of coke breeze is 4.0%. However, when the amount of powder coke is increased, the reducibility gradually decreases accordingly, and the powder coke is reduced. The amount becomes 65% at 5.0% and decreases to 62% at 5.5%, and then the reducibility is further reduced in accordance with the increase in the amount of powder coke.
By the way, for the reduction of CO 2 in the sintering / blast furnace process, it is effective to improve the strength and reducibility of the sintered ore. However, as described above, when sintering is performed using only powder coke, as shown in FIG. 28 (a), in order to improve the cold strength of the sintered ore, Increasing the coke ratio is effective. However, increasing the powder coke ratio for sintering to improve the strength of the sintered ore results in the formation of amorphous silicate (calcium silicate) due to the highest reached temperature exceeding 1400 ° C. The nature will decline.
一方、焼結鉱の被還元性を向上させるために、多孔質鉱石を使用すると、冷間強度が低下してしまい。粉コークス量だけで、冷間強度と被還元性との双方を向上させることは困難であり、焼結・高炉プロセスにおけるＣＯ２削減効果を向上させることができない。
そして、従来の焼結機では、シャッター強度、被還元性（ＲＩ）及び還元粉化指数（ＲＤＩ）を管理するには、図２９に示すように、シャッター強度、被還元性（ＲＩ）及び還元粉化指数（ＲＤＩ）と成品焼結鉱中のＦｅＯ割合との間に相関関係があるので、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合を例えば２時間に１回測定し、管理指標としている。
On the other hand, if a porous ore is used to improve the reducibility of the sintered ore, the cold strength is lowered. It is difficult to improve both the cold strength and the reducibility only by the amount of powder coke, and the CO 2 reduction effect in the sintering / blast furnace process cannot be improved.
In the conventional sintering machine, in order to manage the shutter strength, reducibility (RI) and reduction powder index (RDI), as shown in FIG. 29, the shutter strength, reducibility (RI) and reduction Since there is a correlation between the pulverization index (RDI) and the FeO ratio in the product sintered ore, the FeO ratio in the product sintered ore is measured once every 2 hours, for example, as a management index.
一般的に、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合は、焼結層内の熱レベルを表し、所定の冷間強度（シャッター強度）を達成する管理指標の一つとして、測定が、例えばＦｅＯ測定用磁気天秤（エバンス法）を適用することにより、強度や被還元性、還元粉化指数（ＲＤＩ）よりも迅速・簡易であることから、実機操業で採用されている。
このため、従来の焼結機では、図２９に示すように、シャッター強度を高目の例えば８９％に設定する場合には、成品焼結鉱中のＦｅＯ（％）の目標値を６．４％程度に設定し、この目標値を維持するように粉コークス量を調整するようにしている。
In general, the FeO ratio in the sintered product ore represents the heat level in the sintered layer, and as one of the management indicators for achieving a predetermined cold strength (shutter strength), the measurement is, for example, for FeO measurement. By applying a magnetic balance (Evans method), it is faster and simpler than strength, reducibility, and reduced powder index (RDI).
For this reason, in the conventional sintering machine, as shown in FIG. 29, when the shutter strength is set to a high value, for example, 89%, the target value of FeO (%) in the product sintered ore is set to 6.4. The amount of coke breeze is adjusted to maintain this target value.
しかしながら、従来の焼結機では、前述したように、最高到達温度を１２００℃以上で例えば１４００℃未満に制御する場合には、図３０（ａ）に示すように、例えば粉コークス量を５．０％に設定したときに、燃焼・溶融帯が装入層９の中間部に存在する状態で、層内温度に対する時間を表すグラフで破線図示のように１２００℃以上を継続する高温保持時間が短くなる。この高温保持時間を長くするために、粉コークス量を６．０％に増加させると、層内温度に対する時間を表すグラフで実線図示のように１２００℃以上の高温保持時間は長くなるが、最高到達温度が１４００℃を超えてしまう。このため、カルシウムフェライトがカルシウムシリケート及びヘマタイトに分解融解されて、焼結鉱強度及び被還元粉化指数ＲＤＩが低下してしまい。良好な焼結鉱を得ることができない。
However, in the conventional sintering machine, as described above, when the maximum attainable temperature is controlled to 1200 ° C. or higher and lower than 1400 ° C., for example, as shown in FIG. When set to 0%, a high temperature holding time in which the combustion / melting zone is present in the middle portion of the
これに対して、本発明の焼結機では、図３０（ｂ）に示すように、粉コークス量を５％から４．６％に減少させ、これに代えて希釈された液化天然ガス（ＬＮＧ）を０．４％分装入層９の上方から吹き込み、ウインドボックス１６で装入層９内に吸引すると、吸引された希釈された液化天然ガス（ＬＮＧ）が燃焼・溶融帯の上側で燃焼する。このため、図３０（ｂ）における層内温度に対する時間を表すグラフで実線図示のように、破線図示の粉コークス量５％のみで温度制御する場合に比較して最高到達温度を１２００℃以上で１３８０℃未満の範囲に収めながら高温保持時間を２倍以上に長くすることができる。この結果、カルシウムフェライトがカルシウムシリケート及び二次ヘマタイトに分解融解することを確実に防止することができ、焼結鉱強度を向上させることができる。
On the other hand, in the sintering machine of the present invention, as shown in FIG. 30 (b), the amount of coke breeze is reduced from 5% to 4.6%, and diluted liquefied natural gas (LNG) instead. ) Is injected from above the
このように、本発明では、添加する炭材量を少なくし、不足分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℃を以上で１３８０℃未満の範囲に制御することが重要であり、好ましくは還元粉化性（ＲＤＩ）を低下させて被還元性（ＲＩ）を向上させるためには針状カルシウムフェライトが得られる１２００〜１３５０℃の範囲とするのが好ましい。 Thus, in the present invention, the amount of carbon material to be added is reduced, the shortage is adjusted by supplying gaseous fuel, and the maximum temperature reached in the charging layer is controlled to a range of 1200 ° C. or more and less than 1380 ° C. It is important to reduce the reduced powdering property (RDI) and improve the reducibility (RI). .
図３１は、気体燃料としてＬＮＧを気化させた都市ガス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を行わない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行わない従来焼結例では、粉コークスの添加量を５ｍａｓｓ％とし、一方、粉コークス０．４ｍａｓｓ％相当の希釈気体燃料を吹き込む本発明例では、総熱量を一定とするため、粉コークスの添加量を４．６ｍａｓｓ％とした。図３１からわかるように、希釈気体燃料を使用した場合は、燃焼・溶融帯幅が１５０ｍｍと従来例の２．５倍程度延びており、冷間強度（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、希釈気体燃料の使用例において、シャッター強度、成品歩留等が向上した理由は、燃焼・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。 FIG. 31 compares the sintering method of the present invention using diluted gaseous fuel obtained by diluting city gas vaporized LNG as a gaseous fuel below the lower combustion limit concentration and the conventional sintering method in which gaseous fuel is not injected. The experimental results are shown. In addition, in the conventional sintering example in which the diluted gas fuel is not injected, the amount of added powder coke is 5 mass%, while in the present invention example in which the diluted gas fuel equivalent to 0.4 mass% of powder coke is injected, the total heat amount is constant. Therefore, the amount of powdered coke added was 4.6 mass%. As can be seen from FIG. 31, when the diluted gas fuel is used, the combustion / melting zone width is 150 mm, which is about 2.5 times longer than the conventional example, and the cold strength (shutter strength), product yield, and productivity are increased. Improvement was observed. As described above, in the use example of the diluted gas fuel, the reason why the shutter strength, the product yield, and the like are improved is considered to be due to the expansion of the combustion / melting zone and the extension of the high temperature region holding time.
次に、気体燃料の種類による影響について示す。
図３２は、プロパンガス、コークス炉ガス（Ｃガス）及びＬＮＧを気化させた都市ガスの３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を行わない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行わない従来焼結例では、粉コークスの添加量を５ｍａｓｓ％とし、一方、粉コークス０．８ｍａｓｓ％相当の希釈気体燃料を吹き込む本発明例では、総熱量を一定とするため、粉コークスの添加量を４．２ｍａｓｓ％とした。図３２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、希釈気体燃料の使用例において、シャッター強度、成品歩留等が向上した理由は、燃焼・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。
Next, the influence by the kind of gaseous fuel is shown.
FIG. 32 shows the sintering method of the present invention using diluted gaseous fuel obtained by diluting three types of gaseous fuels of propane gas, coke oven gas (C gas) and city gas vaporized LNG to below the lower combustion limit concentration, The experimental result compared with the conventional sintering method which does not inject a fuel is shown. In addition, in the conventional sintering example in which the diluted gas fuel is not injected, the amount of added powder coke is 5 mass%, while in the present invention example in which the diluted gas fuel equivalent to 0.8 mass% of powder coke is injected, the total heat amount is constant. Therefore, the amount of powdered coke added was 4.2 mass%. As can be seen from FIG. 32, when diluted gas fuel was used, in any of the examples, improvements in shutter strength, product yield, and productivity were observed. As described above, in the use example of the diluted gas fuel, the reason why the shutter strength, the product yield, and the like are improved is considered to be due to the expansion of the combustion / melting zone and the extension of the high temperature region holding time.
この図３２の結果から気体燃料の種類による有意差は認められないが、火災発生防火のためには、燃焼下限濃度が低く、高熱量である都市ガスが有利である。また、逆火災防止のためには、火炎伝播速度がＣガス（Ｈ２主成分）より遅い都市ガス（ＣＨ４主成分）が優位である。さらに、都市ガスにはＣＯが含有されておらず、ガス中毒の観点から都市ガスが優位である。さらにまた、都市ガスは、高圧で供給可能であるため、建設コスト上優位である。
このため、安全防災上および建設コストから気体燃料として都市ガスを採用することが好ましい。
Although there is no significant difference depending on the type of gaseous fuel from the results of FIG. 32, city gas having a low combustion lower limit concentration and a high calorie is advantageous for fire prevention. In order to prevent reverse fire, city gas (CH 4 main component) having a flame propagation speed slower than C gas (H 2 main component) is superior. Furthermore, city gas does not contain CO, and city gas is superior from the viewpoint of gas poisoning. Furthermore, since city gas can be supplied at high pressure, it is advantageous in terms of construction cost.
For this reason, it is preferable to employ city gas as gaseous fuel for safety and disaster prevention and construction costs.
以上のように、点火炉１１で装入層９の炭材に点火したした後に、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄで、装入層９の上面側から気体燃料を噴射して、空気と混合した希釈気体燃料３８をウインドボックス１６によって吸引して装入層９内に導入することにより、燃焼・溶融帯の最高到達温度を１３８０℃未満に制御しながら、燃焼・溶融帯を拡大して、高温保持時間を長くすることができ、シャッター強度、および被還元性（ＲＩ）を向上させながら、還元粉化性（ＲＤＩ）を抑制することができる。
As described above, after igniting the carbon material of the
このように、本発明では、粉コークスと気体燃料とを併用することにより、焼結層内の熱レベルを表し、所定の冷間強度を達成するための管理指標の一つとなる成品焼結鉱中のＦｅＯ割合（％）とシャッター強度（％）、被還元性（ＲＩ）および還元粉化性（ＲＤＩ）との関係は、図３３に示すように、前述した図２９について説明した気体燃料を含まない従来例の粉コークスのみを使用する焼結法に比較して、同等のシャッター強度８９％を得るためには、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合を約６．４％から約５．４％に約１％低下させることができる。このため、低ＦｅＯ割合の目標値を設定して冷間強度（シャッター強度）を制御することができる。ここで、ＦｅＯ割合を約１％低下させることは、焼結機３での粉コークス比を約５ｋｇ／ｔ低下させることが可能となり、焼結工程で発生するＣＯ２量を減少させることができる。
As described above, in the present invention, the combined sintered ore that represents the heat level in the sintered layer and is one of the management indices for achieving a predetermined cold strength by using the coke breeze and the gaseous fuel together. As shown in FIG. 33, the relationship between the FeO ratio (%), shutter strength (%), reducibility (RI), and reduced dustability (RDI) in the gas fuel described with reference to FIG. In order to obtain an equivalent shutter strength of 89% as compared with the sintering method using only the powder coke of the conventional example not including, the FeO ratio in the product sintered ore is about 6.4% to about 5.4. % Can be reduced by about 1%. For this reason, it is possible to control the cold intensity (shutter intensity) by setting a target value for the low FeO ratio. Here, reducing the FeO ratio by about 1% makes it possible to reduce the powder coke ratio in the
このため、本発明では、気体燃料供給部３２は、図３４に示すように、都市ガス供給本管４１から供給される気体燃料としての都市ガスが各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄへの都市ガス供給枝管４２ａ〜４２ｄに分岐されて、個別気体燃料制御部４３ａ〜４３ｄに供給される。これら個別気体燃料制御部４３ａは、都市ガス供給枝管４２ａに遮断弁４４が介挿され、この遮断弁４４の下流側に分岐部４５が配設されている。この分岐部４５では、遮断弁４４を介して供給される都市ガスを７本の気体燃料噴射ノズル３１に供給するために７系統の分岐管４６に分岐し、各分岐管４６には、流量計４７及び流量調節弁４８がその順に介挿され、流量調節弁４８の下流側に気体燃料噴射ノズル３１が接続されている。他の個別気体燃料制御部４３ｂ〜４３ｄも、詳細説明はこれを省略するが上記個別気体燃料制御部４３ａと同様の構成を有する。
For this reason, in this invention, as shown in FIG. 34, the gaseous
そして、各個別気体燃料制御部４３ａ〜４３ｄの遮断弁４４及び流量調節弁４８が制御装置５０によって制御される。
この制御装置５０には、図３４に示すように、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの個別気体燃料制御部４３ａ〜４３ｄの流量計４７の流量検出データが入力されるとともに、フード２１の内側で焼結パレット８の装入層９の上面と気体燃料噴射ノズル３１との間に配設された着火検知器５１の着火検知信号及びフード２１の上端部に配設された漏洩検知機５２の漏洩検知信号が入力され、さらに、成品焼結鉱のＦｅＯ割合を測定する例えばＦｅＯ測定用磁気天秤（エバンス法）で構成されるＦｅＯ測定装置５３のＦｅＯ割合データが入力されている。
Then, the
As shown in FIG. 34, flow rate detection data of the
また、制御装置５０は、その出力側に各個別気体燃料供給部４２ａ〜４２ｄの気体燃料供給枝配管４４ａ〜４４ｄに介挿された遮断弁４４を駆動制御する遮断弁駆動回路５４が接続され、これら遮断弁駆動回路５４を制御する遮断弁制御信号を出力するとともに、各個別気体燃料供給部４２ａ〜４２ｄの気体燃料噴射ノズル３１への流量を制御する流量調節弁４８を駆動制御する調節弁駆動回路５５が接続され、これら流量調節弁駆動回路５５を制御する流量制御指令値を出力する。
Further, the
そして、制御装置５０では、図３５に示すように、気体燃料供給制御処理を実行する。この気体燃料供給制御処理は、所定時間毎のタイマ割込処理として実行され、先ず、ステップＳ１で、着火検知器５１及び漏洩検知機５２で検出した検出信号を読込み、次いで、ステップＳ２に移行して、着火検知器５１の検出信号が着火状態を検出しているか否かを判定し、着火状態を検知しているときには、ステップＳ３に移行して、着火状態を検知した気体燃料供給装置１２ｉ(ｉ＝ａ,ｂ,ｃ,ｄ)に配設された遮断弁４４を閉状態に制御するオン状態の制御信号ＳＣを出力してから気体燃料制御処理を終了する。
And in the
一方、ステップＳ２の判定結果が、着火検知器５１で着火状態を検知していないときにはステップＳ４に移行して、漏洩検知機５２のいずれかで漏洩状態を検知しているか否かを判定し、何れかの漏洩検知機５２で漏洩状態を検知したときには、ステップＳ５に移行して、漏洩状態を検知した漏洩検知機５２が配置されている気体供給装置１２ｉに配設された遮断弁４４を閉状態に制御するオフ状態の制御信号ＳＣを出力してから気体燃料制御処理を終了する。
On the other hand, when the determination result of step S2 is not detecting the ignition state by the
また、ステップＳ４の判定結果が全ての漏洩検知機５２で漏洩状態を検知していないときには、ステップＳ６に移行して、ＦｅＯ測定装置５３からＦｅＯ割合データが入力されたか否かを判定し、ＦｅＯ割合データが入力されていないときには、そのままタイマ割込処理を終了して所定のメインプログラムに復帰し、ＦｅＯ割合データが入力されたときにはステップＳ７に移行する。
Further, when the determination result of step S4 does not detect the leakage state in all the
このステップＳ７では、入力された成品焼結鉱中のＦｅＯ割合データが前述した図３３の結果に基づいて予め設定した気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを有さない場合の目標値６．４％より約１％程度低い目標値５．４％に許容幅±αを設けた許容範囲（５．４％±α）内であるか否かを判定し、許容範囲内であるときには、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄからの気体燃料供給量が適正状態であると判断してそのままタイマ割込処理を終了し、許容範囲外であるときにはステップＳ８に移行する。
In this step S7, from the target value 6.4% when the inputted FeO ratio data in the product sintered ore does not have the gas
このステップＳ８では、ＦｅＯ割合データが許容範囲の上限値を上回っているか否かを判定し、許容範囲の上限値を超えている場合には、ステップＳ９に移行して、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの個別気体燃料制御部４３ａ〜４３ｄの流量調節弁４８の流量を設定する前回の流量指令ＳＦ(n-1)に対して所定量ΔＦ１を減算した値を新たな流量指令ＳＦ(n)として算出し、次いでステップＳ１０に移行して、算出した流量指令ＳＦ(n)を各調節弁駆動回路５５に出力してからタイマ割込処理を終了する。
In this step S8, it is determined whether or not the FeO ratio data exceeds the upper limit value of the allowable range. If the upper limit value of the allowable range is exceeded, the process proceeds to step S9, and each gaseous
一方、前記ステップＳ８の判定結果が、ＦｅＯ割合データが許容範囲の上限値を上回っていないときには、ＦｅＯ割合データが許容範囲の下限値を下回っているものと判断してステップＳ１１に移行し、前回の流量指令値ＳＦ(n-1)に対して所定量ΔＦ２を加算した値を新たな流量指令値ＳＦ(n)として算出してから前記ステップＳ１０に移行する。
したがって、制御装置５０では、図３５に示す気体燃料供給処理によって、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの着火検知器５１で着火を検知しておらず、漏洩検知機５２でも気体燃料の漏洩を検知していない正常状態では、ステップＳ１、ステップＳ２及びステップＳ４を経てステップＳ６に移行する。このステップＳ６では、ＦｅＯ測定装置５３からＦｅＯ割合データが入力されているか否かを判定し、ＦｅＯ割合データが入力されていないときにはそのままタイマ割込処理を終了して所定のメインプログラムに復帰する。
On the other hand, when the determination result of step S8 is that the FeO ratio data does not exceed the upper limit value of the allowable range, it is determined that the FeO ratio data is below the lower limit value of the allowable range, and the process proceeds to step S11. A value obtained by adding a predetermined amount ΔF2 to the flow rate command value SF (n-1) is calculated as a new flow rate command value SF (n), and then the process proceeds to step S10.
Therefore, the
しかしながら、ＦｅＯ測定装置５３で成品焼結鉱中のＦｅＯ（％）を測定し、その測定結果であるＦｅＯ割合データが出力されて、制御装置５０に入力されているときには、ステップＳ６からステップＳ７に移行し、ＦｅＯ割合データが予め設定された許容範囲（５．４％±α）内であるときには、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄからの気体燃料の供給が正常状態であると判断して、そのままタイマ割込処理を終了して、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄでの現在の気体燃料供給流量を維持する。
However, when FeO (%) in the sintered product ore is measured by the
ところが、何らかの原因で、ＦｅＯ割合データが許容範囲の上限値を上回った場合には、装入層（焼結層）９の熱レベルが増加し、冷間強度が目標冷間強度より増加したものと判断して、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄにおける個別気体燃料供給部４３ａ〜４３ｄに設けられた流量調節弁４８に対する流量指令ＳＦ(n)を、前回の流量指令(n-1)から所定値ΔＦ１を減算した値（＝ＳＦ(n-1)−ΔＦ１）として算出し（ステップＳ９）、算出した流量指令ＳＦ(n)を調節弁駆動回路５５に出力する（ステップＳ１０）。
However, for some reason, when the FeO ratio data exceeds the upper limit of the allowable range, the heat level of the charging layer (sintered layer) 9 increases, and the cold strength increases from the target cold strength. Therefore, the flow rate command SF (n) for the flow
このため、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの流量調節弁４８の開度が小さく制御されて、燃料噴射ノズル３１に供給する気体燃料が所定量減少されることにより、装入層（焼結層）９の熱レベルが所定量低下されて成品焼結鉱中のＦｅＯ割合が低下されて許容範囲内に復帰される。
逆に、ＦｅＯ割合データが許容範囲の下限値を下回った場合には、装入層（焼結層）９の熱レベルが減少し、冷間強度が目標冷間強度より減少したものと判断して、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄにおける個別気体燃料供給部４３ａ〜４３ｄに設けられた流量調節弁４８に対する流量指令ＳＦ(n)を、前回の流量指令(n-1)に所定値ΔＦ２を加算した値（＝ＳＦ(n-1)＋ΔＦ２）として算出し（ステップＳ１１）、算出した流量指令ＳＦ(n)を調節弁駆動回路５５に出力する（ステップＳ１０）。
For this reason, the opening degree of the flow
Conversely, when the FeO ratio data falls below the lower limit of the allowable range, it is determined that the heat level of the charging layer (sintered layer) 9 has decreased and the cold strength has decreased from the target cold strength. The flow rate command SF (n) for the flow
このため、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの流量調節弁４８の開度が大きく制御されて、燃料噴射ノズル３１に供給する気体燃料が所定量増加されることにより、装入層（焼結層）９の熱レベルが所定量増加されて成品焼結鉱中のＦｅＯ割合が増加され、ＦｅＯ割合が許容範囲内に復帰される。
このようにして、ＦｅＯ割合が許容範囲（５．４％±α）内に制御されることにより、前述した図３３に示すように、シャッター強度を良好な値の８９％に維持することができる。しかも、このシャッター強度を目標値に制御するために、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合に基づいて制御するので、成品焼結鉱中のＦｅＯ割合はＦｅＯ測定装置５３で容易且つ迅速に測定することができ、実際にシャッター強度を測定する場合に比較して短時間で測定結果が得られることから、シャッター強度の制御精度を向上させることができる。
For this reason, the opening degree of the flow
In this way, by controlling the FeO ratio within the allowable range (5.4% ± α), the shutter strength can be maintained at 89% of a good value as shown in FIG. 33 described above. . Moreover, in order to control the shutter intensity to the target value, control is performed based on the FeO ratio in the product sintered ore, so the FeO ratio in the product sintered ore can be measured easily and quickly with the
図３６は、生石灰比及び原料層厚を一定として、焼結鉱の生産量を一定とした実際の焼結機３の操業時に、希釈気体燃料を供給しない場合と、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄから例えばＬＮＧでなる気体燃料を空気で希釈して希釈気体燃料として装入層９上に供給した場合とで、焼結鉱強度（％）、粉コークスでなる凝結材原単位（ｋｇ／ｔ−ｓ）及び被還元成（ＪＩＳ−ＲＩ）の変化を表すグラフである。この図３６のグラフから明らかなように、焼結鉱強度（％）は気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄからＬＮＧを供給しない状態では、７２％前後の値を維持するが、ＬＮＧを例えば２５０Ｎｍ３／ｈｒの流量で、供給を介しすると、焼結鉱強度（％）は７４％程度で推移することになり、焼結鉱強度（％）を２％程度上昇させることができた。
FIG. 36 shows the case where the diluted gaseous fuel is not supplied and the gaseous
また、粉コークス等の凝結材原単位（ｋｇ／ｔ−ｓ）は、ＬＮＧを供給しない状態では、５９ｋｇ／ｔ程度で推移していたものが、ＬＮＧを供給し始めると、５６ｋｇ／ｔまで低下させることができ、被還元性（ＪＩＳ−ＲＩ）（％）はＬＮＧを供給しない状態では６３％であるのに対し、ＬＮＧを供給し始めると、６７％程度の約４％向上させることができる。したがって、希釈気体燃料の吹込みを適正に行うことにより、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。 In addition, the basic unit of coagulation material (kg / t-s) such as coke breeze was about 59 kg / t when LNG was not supplied, but decreased to 56 kg / t when LNG started to be supplied. The reducibility (JIS-RI) (%) is 63% in the state where LNG is not supplied, whereas it can be improved by about 4%, about 67%, when LNG is supplied. . Therefore, it was confirmed that the quality of sintered ore could be improved in addition to the improvement of production rate and yield by appropriately injecting diluted gas fuel.
また、図３７は、３カ月間の焼結工程におけるＬＮＧの供給前後の操業状態を示すグラフである。この図３７では、ＬＮＧの供給状態（Ｎｍ３／ｈ）、生産量（千ｔ／日）、粉コークス（凝結材）原単位（ｋｇ／ｔ）及び焼結工程から高炉への輸送時の粉率（％）の推移を示している。この図３７から明らかなように、操業変動はあるものの、装入層９へのＬＮＧの供給に伴い、生産量一定で、粉コークス原単位（凝結材原単位）は本年上期の利計値５９．２ｋｇ／ｔ−ｓに対して、６０．５ｋｇ／ｔ−ｓから５６．５ｋｇ／ｔ−ｓに、約３〜４ｋｇ／ｔ−ｓ低減しており、焼結鉱の強度向上に伴い、焼結工程から高炉輸送時の粉率も低減している。そして、何れの場合も利計値をクリアしながら操業の継続が可能となった。
FIG. 37 is a graph showing the operation state before and after the supply of LNG in the sintering process for 3 months. In FIG. 37, the supply state of LNG (Nm 3 / h), the production amount (1,000 t / day), the powder coke (aggregated material) basic unit (kg / t), and the powder during transport from the sintering process to the blast furnace It shows the transition of rate (%). As is apparent from FIG. 37, although there are operational fluctuations, the production volume is constant with the supply of LNG to the
上記図３７と同様にＬＮＧの供給状態としたときの焼結鉱冷間強度、被還元性（ＪＩＳ−ＲＩ）及び還元粉化性（ＪＩＳ−ＲＤＩ）を測定した結果は、図３８に示すようになり、装入層９にＬＮＧを吹き込みしている状態で、還元粉化性（ＪＩＳ−ＲＤＩ）については大きな変化はないものの、焼結鉱冷間強度及び被還元性（ＪＩＳ−ＲＩ）については大きく改善されていることが確認された。
As shown in FIG. 37, the results of measuring the sinter cold strength, reducibility (JIS-RI), and reduced powdering property (JIS-RDI) when LNG is supplied are as shown in FIG. In the state in which LNG is blown into the
ところで、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７から装入層９の上面側に気体燃料を噴射するものであるが、装入層９の上面は装入部１４側で焼結原料を装入する際に、焼結機パレット８の搬送方向と直交する幅方向の装入高さを均一にすることは困難であり、各気体燃料供給ノズルＮ１〜Ｎ７と装入層９の上面との間の距離が気体燃料供給ノズルＮ１〜Ｎ７毎に変化する。
By the way, although gaseous fuel is injected to the upper surface side of the
このため、各気体燃料供給ノズルＮ１〜Ｎ７の一部が装入層９の表面に近づき過ぎて、着火する可能性が発生したり、離れ過ぎて気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７から噴出された気体燃料がウインドボックス１６の吸引力によって装入層９内に導入されたときの装入層９内での燃焼位置が変化してしまい、燃焼・溶融帯の温度管理を正確に行うことができなかったりする問題がある。
このため、本発明では、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄが配設されている燃料供給部囲繞フード２１の上流側の後側ウォール２１ａに装入層９の装入高さを計測する装入高さ測定装置６０が配設されている。
For this reason, a part of each of the gaseous fuel supply nozzles N1 to N7 gets too close to the surface of the
For this reason, in the present invention, the charging for measuring the charging height of the
この装入高さ測定装置６０は、図３９に示すように、例えば６台のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６が気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の隣接するノズル間に配設されている。各レーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６のそれぞれは、燃料供給部囲繞フード２１の後側ウォール２１ａに設けられた水平梁６１に回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６によってレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６の計測原点を回動中心とし、この回動中心を通る垂線に対して幅方向に等しい所定角度範囲で首振り回動可能とされている。この所定角度範囲は、隣接するレーザー距離計ＬＤｊ及びＬＤｊ＋１でそれらの中間位置に配設された気体燃料噴射ノズルＮ２〜Ｎ６の配設位置の延長線上で測定値がオーバーラップするように選定されている。このように、複数のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を首振り式に回動させると、レーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６が固定位置で回動するだけであるため、装置駆動系への負荷が小さく耐久性的に非常に有利となる。さらに、複数のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を同調させることにより、首振り式に走査することにより１回の走査で、装入層９の幅方向の全域の装入高さを測定することが可能となる。この場合、隣接するレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６では、例えば回動開始位置の角度を回動範囲の一方側の最大角度に全て揃えることにより、隣接する一方のレーザー距離計から出射されたレーザー光が隣接する他方のレーザー距離計に入射されることを確実に阻止することが好ましい。
As shown in FIG. 39, the charging
このレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を使用する場合には、その高い収束性から測定個所を数ｍｍのスポットに限定できるため、位置を特定して測定することができる。このレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を焼結機幅方向に走査して装入層９の層厚を測定することで、幅方向の各々の位置で正確に測定した層厚のプロフィールを作成することが可能となる。
このように、複数のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６で首振り式に走査する場合には、装入層９の上面からの高さは、レーザー光の俯角を大きく取り、且つ距離計の測定レンジの制限に応じて０．８〜４．５ｍ、望むらくは０．８〜２ｍに設置することが望ましい。
また、複数台で走査する場合は、レーザー距離計の回動動作を同調させ、短時間で全ての区間を一度に走査することにより、走査時間中のパレット進行距離を極短い距離にすることができ、実質的にパレット進行によるズレを無視することができる。１回の走査に要する時間は短い方が良く、現実的には１０秒以下が望ましい。
When these laser distance meters LD1 to LD6 are used, the measurement location can be limited to a spot of several mm because of its high convergence, so that the position can be specified and measured. By scanning the laser distance meters LD1 to LD6 in the width direction of the sintering machine and measuring the layer thickness of the
Thus, when scanning with a plurality of laser distance meters LD1 to LD6 in a swinging manner, the height from the top surface of the
Also, when scanning with multiple units, the pallet travel distance during the scanning time can be made extremely short by synchronizing the rotation of the laser rangefinder and scanning all sections at once in a short time. The displacement due to the pallet progression can be substantially ignored. It is better that the time required for one scan is short, and in reality, 10 seconds or less is desirable.
ここで、レーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６で検出した計測した距離Ｌ１〜Ｌ６と、そのときの回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６の回動中心を通る垂線に対する回動角θ１〜θ６とが前述した制御装置５０に供給されて、この制御装置５０で下記（１）式及び（２）式の演算を行って幅方向の計測位置Ｗｊ（ｊ＝１〜６）及び装入高さＨｊを算出する。
Ｗｊ＝ＷＢｊ＋Ｌｊ＊ｓｉｎθｊ …………（１）
Ｈｊ＝ＨＬ−Ｌｊ＊ｃｏｓθｊ …………（２）
ここで、ＷＢｊは各レーザー距離計ＬＤｊの回動中心点の幅方向の基準点となる一端から距離、Ｌｊは各レーザー距離計ＬＤｊで計測した計測距離、θｊは各回動機構ＴＭｊの回動中心を通る垂線に対する仰角であって前記基準点側を負値、基準点とは反対側を正値とする。また、ＨＬはレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６の計測原点すなわち回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６の回動中心の焼結機パレット８の上面からの高さである。
Here, the measured distances L1 to L6 detected by the laser distance meters LD1 to LD6 and the rotation angles θ1 to θ6 with respect to the perpendicular passing through the rotation centers of the rotation mechanisms TM1 to TM6 at that time are the
Wj = WBj + Lj * sin θj (1)
Hj = HL−Lj * cos θj (2)
Here, WBj is a distance from one end as a reference point in the width direction of the rotation center point of each laser distance meter LDj, Lj is a measurement distance measured by each laser distance meter LDj, and θj is a rotation center of each rotation mechanism TMj. Is an elevation angle with respect to a perpendicular passing through the reference point side, and the reference point side is a negative value, and the opposite side of the reference point is a positive value. HL is the height from the upper surface of the
そして、制御装置５０では、算出された計測位置Ｗｊ及び装入高さＨｊを対として記憶部に記憶して、幅方向の装入高さのプロフィールを作成する。このとき、隣接するレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６でオーバーラップしている各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ２〜Ｎ６の幅方向位置近傍については、計測した幅方向位置と前回の幅方向位置との変化が少ない方の幅方向位置Ｗｊ及び装入高さＨｊを選択する。
Then, the
すなわち、図４０に示すように、レーザー距離計ＬＤｊ及びＬＤｊ＋１の中間位置にレーザー距離計ＬＤｊ側で急峻な傾斜面を有し、反対側のレーザー距離計ＬＤｊ＋１側で比較的緩やかな傾斜面の突出部７１が存在する場合には、レーザー距離計ＬＤｊでは、突出部の頂部を含む全ての距離を計測可能であるが、レーザー距離計ＬＤｊ＋１では突出部７１の頂部を超えた部分については急峻な傾斜面をとらえることができず、遠くの平坦部の距離を測定することになり、幅方向位置Ｗｊ＋１（ｎ）及び装入高さＨｊ＋１(n)に大きな誤差を生じ、前回の幅方向位置Ｗｊ＋１(n-1)に対する変化量ΔＷが急増する。このため、幅方向位置の変化量ΔＷが少ないレーザー距離計ＬＤｊの計測値による幅方向位置Ｗｊ(n)及び装入高さＨｊ(n)が選択される。
That is, as shown in FIG. 40, the laser distance meter LDj + 1 has a steep inclined surface on the laser distance meter LDj side at the intermediate position between the laser distance meters LDj and LDj + 1, and a relatively gentle protrusion of the inclined surface on the opposite laser distance meter LDj + 1 side. When the
このようにして、装入層９の幅方向における装入高さＨｊの幅方向プロフィールが所定時間（例えば１０分）毎に測定され、測定された装入高さＨｊの幅方向プロフィールが制御装置５０内に設けられた記憶部５０ａに時間順次に記憶される。この記憶部５０ａに記憶されている時間順次の装入高さＨｊの幅方向プロフィールに基づいて制御装置５０で、図４１に示す気体燃料吹込み高さ制御処理が実行される。
In this way, the width direction profile of the charging height Hj in the width direction of the
この吹込み高さ制御処理は、先ず、ステップＳ２１で、装入高さＨｊの幅方向プロフィールが記憶部５０ａに記憶されたか否かを判定し、装入高さＨｊの幅方向プロフィールが記憶部５０ａに記憶されていないときには、装入高さＨｊのプロフィールが記憶部５０ａに記憶されるまで待機し、装入高さＨｊのプロフィールが記憶部５０ａに記憶されたときには、ステップＳ２２に移行する。
このステップＳ２２では、装入高さＨｊの幅方向プロフィールに基づいて各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の隣接する気体燃料噴射ノズル間に相当する気体燃料吹込み範囲毎の平均装入高さＨｍｂ１〜Ｈｍｂ６を算出する。
In this blow height control process, first, in step S21, it is determined whether or not the width direction profile of the charging height Hj is stored in the
In this step S22, the average charging height Hmb1 for each gaseous fuel injection range corresponding to the gaseous fuel injection nozzles adjacent to each of the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 based on the width direction profile of the charging height Hj. Hmb6 is calculated.
次いで、ステップＳ２３に移行して、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７毎の気体燃料吹込み範囲のノズル平均装入高さＨｍｎ１〜Ｈｍｎ７を算出する。すなわち、各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７から噴出された気体燃料は、両端の気体燃料噴射ノズルＮ１及びＮ７を除けば、前述した図１７に示すように、気体燃料を噴射していない気体燃料噴射ノズルＮｋ（ｋ＝２〜６）と、隣接する気体燃料噴射ノズルＮｋ−１及びＮｋ＋１との間で、噴射後拡散されて装入層９の表面に達し、この装入層９内に導入される。このため、中間の気体燃料噴射ノズルＮｋについては、隣接する気体燃料噴射ノズルＮｋ−１及びＮｋ＋１との間の両側が気体燃料吹込み範囲となるので、気体燃料噴射ノズルＮｋの両側の気体燃料吹込み範囲の平均装入高Ｈｍｂｋ−１及びＨｍｂｋの平均値がノズル平均装入高さＨｍｎｋとして算出される。
Next, the process proceeds to step S23, and nozzle average charging heights Hmn1 to Hmn7 in the gaseous fuel injection range for the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 are calculated. That is, the gaseous fuel injected from the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7, except for the gaseous fuel injection nozzles N1 and N7 at both ends, as shown in FIG. Between the nozzle Nk (k = 2 to 6) and the adjacent gaseous fuel injection nozzles Nk-1 and Nk + 1, they are diffused after injection to reach the surface of the
一方、両端の気体燃料噴射ノズルＮ１及びＮ７については隣接する気体燃料噴射ノズルＮ２及びＮ６との間で、拡散されて装入層９の表面に達し、この装入層９内に導入される。このため、両端の気体燃料噴射ノズルＮ１及びＮ７については内側の隣接する気体燃料噴射ノズルＮ２及びＮ６との間の片側が気体燃料吹込み範囲となるので、気体燃料噴射ノズルＮ１については平均装入高さＨｍｂ１がノズル平均装入高さＨｍｎ１となり、気体燃料噴射ノズルＮ７については平均装入高さＨｍｂ６がノズル平均装入高さＨｍｎ７となる。
On the other hand, the gaseous fuel injection nozzles N1 and N7 at both ends are diffused between the adjacent gaseous fuel injection nozzles N2 and N6 to reach the surface of the
次いで、ステップＳ２４に移行して、前述した装入高さＨｊの幅方向プロフィールに基づいて、気体燃料噴出ノズルＮ１〜Ｎ６毎の吹込み範囲における最大装入高さＨｍａｘ１〜Ｈｍａｘ７抽出する。
次いで、ステップＳ２５に移行して、変数ｊを“１”に設定してからステップＳ２６に移行し、第１番目の気体燃料吹込み領域について最大装入高さＨｍａｘ１から平均装入高さＨｍ１を減算した値が予め設定された所定値ΔＨを超えているか否かを判定する。この判定は、平均装入高さＨｍ１に基づいて吹込み高さを決定した場合に、最大装入高さＨｍａｘ１に対して着火等の不具合を避けるために必要な最低限の吹込み高さＨｂｍｉｎ（例えば３００ｍｍ好ましくは３５０ｍｍ）を確保できるか否かを判定するものであり、所定値ΔＨは基準吹込み高さＨｂから最低限の吹込み高さＨｂｍｉｎを減算した値（例えば２００ｍｍ好ましくは１５０ｍｍ）に設定されている。
Next, the process proceeds to step S24, and the maximum charging heights Hmax1 to Hmax7 in the blowing range for each of the gaseous fuel injection nozzles N1 to N6 are extracted based on the aforementioned width direction profile of the charging height Hj.
Next, the process proceeds to step S25, the variable j is set to “1”, then the process proceeds to step S26, and the average charging height Hm1 is changed from the maximum charging height Hmax1 for the first gaseous fuel injection region. It is determined whether or not the subtracted value exceeds a predetermined value ΔH set in advance. In this determination, when the blowing height is determined based on the average charging height Hm1, the minimum blowing height Hbmin necessary for avoiding problems such as ignition with respect to the maximum charging height Hmax1. The predetermined value ΔH is a value obtained by subtracting the minimum blowing height Hbmin from the reference blowing height Hb (eg, 200 mm, preferably 150 mm). Is set to
このステップＳ２６の判定結果が、Ｈｍａｘ１−Ｈｍ１＞ΔＨであるときには、平均装入高さＨｍ１を吹込み対象高さＨｔｊ(n)として設定した場合には最大装入高さＨｍａｘ１が高く、この最大装入高さＨｍａｘ１と吹込み高さＨｂ１(n)との間に最低限の吹込み高さＨｂｍｉｎを確保できないものと判断してステップＳ２７に移行する。
このステップＳ２７では、最高装入高さＨｍａｘ１を吹込み対象高さとして、この最高装入高さＨｍａｘ１に基準吹込み高さＨｂを加算するとともに、所定値ΔＨを減算して、吹込み高さＨｂ１(n)を算出してからステップＳ２９に移行する。すなわち、最高装入高さＨｍａｘ１に最低限の吹込み高さＨｂｍｉｎを加算した値を吹込み高さＨｂ１(n)として算出する。
When the determination result in step S26 is Hmax1−Hm1> ΔH, the maximum charging height Hmax1 is high when the average charging height Hm1 is set as the blowing target height Htj (n). It is determined that the minimum blowing height Hbmin cannot be secured between the charging height Hmax1 and the blowing height Hb1 (n), and the process proceeds to step S27.
In this step S27, the maximum charging height Hmax1 is set as the blowing target height, the reference blowing height Hb is added to the maximum charging height Hmax1, and the predetermined value ΔH is subtracted to obtain the blowing height. After calculating Hb1 (n), the process proceeds to step S29. That is, a value obtained by adding the minimum blowing height Hbmin to the maximum charging height Hmax1 is calculated as the blowing height Hb1 (n).
一方、ステップＳ２６の判定結果がＨｍａｘ１−Ｈｍｊ≦ΔＨであるときには、ステップＳ２８に移行して、平均装入高さＨｍ１に基準吹込み高さＨｂを加算した値を吹込み高さＨｂ１(n)として算出してからステップＳ２９に移行する。
ステップＳ２９では、吹込み高さＨｂ１(n)を記憶部５０ａに形成した所定段数のシフトレジスタの初段に格納する。このシフトレジスタの所定段数は、装入層９の一点が気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の上流側から下流側まで移動するに要する時間を装入高さＨｊのプロフィールが作成される時間で除した値ｙに設定されている。このため、シフトレジスタには現時点の吹込み高さＨｂｊ(n)からｙ個前の吹込み高さＨｂｊ（ｎ−ｙ）までが格納されている。すなわち、シフトレジスタには、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に対向している装入層９に応じた機長方向の分割された吹込み高さが格納されている。
On the other hand, when the determination result in step S26 is Hmax1-Hmj ≦ ΔH, the process proceeds to step S28, and the value obtained by adding the reference blowing height Hb to the average charging height Hm1 is the blowing height Hb1 (n). And then the process proceeds to step S29.
In step S29, the blowing height Hb1 (n) is stored in the first stage of a predetermined number of shift registers formed in the
次いで、ステップＳ３０に移行して、変数ｊが“７”に達したか否かを判定し、変数ｊが“７”未満であるときには、ステップＳ３１に移行して、変数ｊを“１”だけインクリメントしてから前記ステップＳ２６へ戻り、ｊ＝７であるときには全ての気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に対して吹込み高さＨｂ１〜Ｈｂ７のシフトレジスタへの記憶が完了したものと判断してステップＳ３２に移行する。 Next, the process proceeds to step S30 to determine whether or not the variable j has reached “7”. When the variable j is less than “7”, the process proceeds to step S31 and the variable j is set to “1”. After the increment, the process returns to the step S26, and when j = 7, it is determined that the storage of the injection heights Hb1 to Hb7 in the shift register is completed for all the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7. The process proceeds to S32.
このステップＳ３２では、変数ｊを“１”に設定し、次いでステップＳ３３に移行して、第１番目のシフトレジスタから吹込み高さＨｂ１(n)〜Ｈｂ１(n-y)を読出し、読出した吹込み高さＨｂ１(n)〜Ｈｂ１(n-y)の内の一番高い最大吹込み高さＨｂｍａｘを吹込み高さ指令値Ｈｓ１として記憶部５０ａに記憶してからステップＳ３４に移行する。
このステップＳ３４では、変数ｊが所定値“７”に達したか否かを判定し、ｊ＜７であるときにはステップＳ３５に移行して、変数ｊを“１”だけインクリメントしてから前記ステップＳ３２に戻り、変数ｊが“７”であるときには、全ての気体燃料噴出ノズルＮ１〜Ｎ７に対して吹込み高さ指令値Ｈｓ１〜Ｈｓ７を設定したものと判断して、ステップＳ３６に移行する。
In this step S32, the variable j is set to “1”, and then the process proceeds to step S33 to read the blowing heights Hb1 (n) to Hb1 (ny) from the first shift register, and the read blowing The highest maximum blowing height Hbmax among the heights Hb1 (n) to Hb1 (ny) is stored in the
In step S34, it is determined whether or not the variable j has reached the predetermined value “7”. If j <7, the process proceeds to step S35, and the variable j is incremented by “1”, and then the step S32 is performed. When the variable j is “7”, it is determined that the injection height command values Hs1 to Hs7 are set for all the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7, and the process proceeds to step S36.
このステップＳ３６では、記憶部５０ａに記憶されている吹込み高さ指令値Ｈｓ１〜Ｈｓ７を気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７にそれぞれ設けた吹込み高さ制御機構３９Ｕ及び３９Ｄに出力して、これら吹込み高さ制御機構３９Ｕ及び３９Ｄで気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の装入層９の表面に対する吹込み高さが適正状態となるように制御する。
したがって、装入高さ測定装置６０の回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６Ｕによってレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６が首振り動作されて装入層９上を幅方向に走査する。これによって、各レーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６の距離測定値Ｌｉと、回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６の回動角θ１〜θ６とが制御装置５０に入力される。このため、制御装置５０によって、装入層９の幅方向の測定位置Ｗｊ及び装入高さＨｊを順次測定し、その測定結果によって、装入層９の幅方向の装入高さＨｊの幅方向プロフィールが記憶部５０ａの所定記憶領域に記憶される。
In step S36, the blow height command values Hs1 to Hs7 stored in the
Therefore, the laser distance meters LD1 to LD6 are swung by the rotation mechanisms TM1 to TM6U of the charging
この装入高さＨｊの幅方向プロフィールが記憶部５０ａに記憶されると、図４１に示す吹込み高さ制御処理でステップＳ２１からステップＳ２２に移行して、記憶された装入高さＨｊの幅方向プロフィールに基づいて気体燃料噴出ノズルＮ１〜Ｎ７毎の気体燃料を吹込む装入層９上の気体燃料吹込み範囲のノズル平均装入高さＨｍｎ１〜Ｈｍｎ７を算出する。
When the width direction profile of the charging height Hj is stored in the
次いで、同様に、装入高さＨｊの幅方向プロフィールに基づいて気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７毎の気体燃料吹込み範囲内の最大装入高さＨｍａｘ１〜Ｈｍａｘ７を抽出する。
そして、各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に対応して、最大装入高さＨｍａｘｊから平均装入高さＨｍｊを減算した値が所定値ΔＨを超えているか否かを判定し、Ｈｍａｘｊ−Ｈｍｊが所定値ΔＨを超えている場合には、最大装入高さＨｍａｘｊに基づいて吹込み高さを設定するべきものと判断して、最大吹込み高さＨｍａｘｊに基準吹込み高さＨｂを加算するとともに、所定値ΔＨを減算した値を吹込み高さＨｂｊ(n)として算出し、算出した吹込み高さＨｂｊ(n)を第ｊ番目のシフトレジスタの初段に記憶する。
Next, similarly, the maximum charging heights Hmax1 to Hmax7 within the gaseous fuel injection range for the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 are extracted based on the width direction profile of the charging height Hj.
Then, corresponding to each of the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7, it is determined whether or not a value obtained by subtracting the average charging height Hmj from the maximum charging height Hmaxj exceeds a predetermined value ΔH, and Hmaxj−Hmj is If it exceeds the predetermined value ΔH, it is determined that the blowing height should be set based on the maximum charging height Hmaxj, and the reference blowing height Hb is added to the maximum blowing height Hmaxj. At the same time, a value obtained by subtracting the predetermined value ΔH is calculated as the blowing height Hbj (n), and the calculated blowing height Hbj (n) is stored in the first stage of the j-th shift register.
一方、Ｈｍａｘｊから平均装入高さＨｍｊを減算した値が所定値ΔＨより小さいときには、最大装入高さＨｍａｘの突出量が小さく、平均装入高さＨｍｊに基づいて吹込み高さＨｂ(n)を算出しても問題ないものと判断して、平均装入高さＨｍｊに基準吹込み高さＨｂを加算した値を吹込み高さＨｂｊ(n)として算出し、これを第ｊ番目のシフトレジスタの初段に記憶する。 On the other hand, when the value obtained by subtracting the average charging height Hmj from Hmaxj is smaller than the predetermined value ΔH, the protrusion amount of the maximum charging height Hmax is small, and the blowing height Hb (n ) Is calculated as the blowing height Hbj (n), which is calculated by adding the reference charging height Hb to the average charging height Hmj. Store in the first stage of the shift register.
そして、各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７に対応する吹込み高さＨｂ１(n)〜Ｈｂ７(n)の第１番目〜第７番目のシフトレジスタの初段への記憶が全て完了すると、次いで、第１番目〜第７番目のシフトレジスタのそれぞれに記憶されている現在の吹込み高さＨｂｊ(n)からｙ回前の吹込み高さＨｂｊ(n-y)までを読出し、最大吹込み高さＨｂｊｍａｘを抽出する。
抽出した最大吹込み高さＨｂｊｍａｘを吹込み高さ指令値Ｈｓｊとして記憶し、全ての吹込み高さ指令値Ｈｓ１〜Ｈｓ７の記憶が完了すると、各吹込み高さ指令値Ｈｓ１〜Ｈｓ７を各気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の吹込み高さ制御機構３９Ｕ，３９Ｄに出力する。
Then, when all of the first to seventh shift registers of the injection heights Hb1 (n) to Hb7 (n) corresponding to the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 have been stored, Read from the current blowing height Hbj (n) stored in each of the first to seventh shift registers to the blowing height Hbj (ny) before y times, and set the maximum blowing height Hbjmax. Extract.
The extracted maximum blowing height Hbjmax is stored as the blowing height command value Hsj, and when all the blowing height command values Hs1 to Hs7 are stored, each blowing height command value Hs1 to Hs7 is stored in each gas. Output to the injection
このため、各吹込み高さ制御機構３９Ｕ，３９Ｄで気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の吹込み高さが実際の装入層９の装入高さの変動に応じた最適高さに制御されて、気体燃料への着火を確実に回避しながら、ウインドボックス１６の吸引力によって希釈気体燃料を装入層９に導入して、燃焼・溶融帯で燃焼させることができ、燃焼・溶融帯の拡大と、それによる高温域保持時間の延長を図ることができ、装入層９内の最高到達温度を１２００℃以上で１３８０℃未満の範囲に正確に制御することができる。
For this reason, the blowing heights of the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 are controlled by the respective blowing
このように、本発明によれば、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７を個別の吹込み高さ制御機構３９Ｕ，３９Ｄによって昇降可能に支持するとともに、装入高さ測定装置６０のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６で測定した測定距離Ｌ１〜Ｌ６と、レーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を首振り回動させる回動機構ＴＭ１〜ＴＭ６の回動角θ１〜θ６に基づいて装入層９の幅方向の装入高さのプロフィールを作成することができる。このため、実際の装入高さのプロフィールに基づいて、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の吹込み高さを最適な高さに制御することができる。
As described above, according to the present invention, the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 of the gaseous
しかも、前述したように、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７から噴射される気体燃料の噴射量を、ＦｅＯ濃度をＦｅＯ濃度測定装置で測定し、測定したＦｅＯ濃度が気体燃料を噴射しない従来例より低いＦｅＯの目標値となるように流量制御することにより、焼結鉱強度を向上させることができ、高品質の焼結鉱を高歩留りで製造することができる。
Moreover, as described above, the amount of gaseous fuel injected from the gaseous fuel injection nozzles N1 to N7 of the gaseous
なお、上記実施形態においては、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７を昇降させる吹込み高制御装置３９Ｕ及び３９Ｄを同一の吹込み高さ指令値Ｈｓｊによって駆動して、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７を平行移動させる場合について説明したが、これに限定されるものではなく、シフトレジスタに記憶されている吹込み高さＨｂｊ(n)〜Ｈｂｊ(n-y)に基づいて吹込み高さの上流側及び下流側の変動を検出して、上流側及び下流側の吹込み高さ制御機構３９Ｕ及び３９Ｄを個別に制御するようにしてもよい。
In the above embodiment, the gas fuel injection nozzles N1 to N7 are driven in parallel by driving the injection
また、上記実施形態においては、装入高さ測定装置６０を首振り式のレーザー距離計ＬＤ１〜ＬＤ６を適用した場合について説明したが、これに限定されるものではなく、首振り式としない垂直方向の距離を検出するレーザー距離計を固定して設けるようにしてもよく、距離計としてはレーザー距離計に限らず、超音波距離計、ステレオ画像に基づいて距離を検出する距離計等の任意の距離計を適用することができる。
Moreover, in the said embodiment, although the case where the charging
また、上記実施形態においては、シフトレジスタに所定数の吹込み高さＨｂｊ(n)〜Ｈｂｊ(n-y)を記憶する場合について説明したが、装入高さの変動が少ない場合には、機長方向の所要数の吹込み高さを移動平均処理又は単純平均処理して吹込み高さ指令値Ｈｓｊを決定するようにしてもよい。
また、上記実施形態においては、４つの気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを設けた場合について説明したが、これに限定されるものではなく、気体燃料供給装置の数は任意に設定することができる。同様に、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄに配設した気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７の本数も、これに限定されるものではなく、焼結パレット８の幅に応じて任意の本数に設定することができる。
In the above embodiment, a case has been described in which a predetermined number of blowing heights Hbj (n) to Hbj (ny) are stored in the shift register. It is also possible to determine the blow height command value Hsj by performing a moving average process or a simple average process on the required number of blow heights.
Moreover, in the said embodiment, although the case where the four gaseous
さらに、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７を昇降制御する吹込み高さ制御機構３９Ｕ及び３９Ｄも上記構成に限定されるものではなく、気体燃料噴射ノズルＮ１〜Ｎ７を昇降制御可能な構成であれば任意の構成の吹込み高さ制御装置を適用することができる。
さらにまた、上記実施形態においては、気体燃料供給制御処理と吹込み高さ制御処理とを同一の制御装置５０で行う場合について説明したが、これに限定されるもではなく、個別の制御装置を適用することもできる。
さらに、Ｆｅｏ測定装置５３としては、Ｆｅｏ測定用磁気天秤に限定されるものではなく、他の磁気分析装置等のＦｅｏ測定装置を適用することができる。
Further, the blowing
Furthermore, in the above-described embodiment, the case where the gaseous fuel supply control process and the blowing height control process are performed by the
Further, the
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。 The technique of the present invention is useful as a technique for producing sintered ore used as a raw material for iron making, particularly as a blast furnace, but can also be used as another ore agglomeration technique.
１ａ…鉄鉱石粉ホッパー、１ｂ…石灰石ホッパー、１ｃ…返鉱ホッパー、１ｄ…粉コークスホッパー、２…ドラムミキサー、３…焼結機、４…床敷ホッパー、５…サージホッパー、８…燒結機パレット、９…装入層、１１…点火炉、１２ａ〜１２ｄ…気体燃料噴射装置、１６…ウインドボックス、２１…気体燃料供給部囲繞フード、２１ａ…前後ウォール、２１ｂ…左右ウォール、２１ｃ…囲繞部、２１ｄ…飛散防止フェンス、２２…整流板、２２ａ〜２２ｃ…整流板列、２５…外側フード部、２６…内側フード部、２７…相対移動機構、Ｎ１〜Ｎ７…気体燃料噴射ノズル、３２…気体燃料噴射口、３９Ｕ，３９Ｄ…吹込み高さ制御機構、４３ａ〜４３ｂ…気体燃料供給部、４４…遮断弁、４８…流量調節弁、５０…制御装置、５１…着火検知器、５２…漏洩検知機、５３…Ｆｅｏ測定装置、５４…遮断弁駆動回路、５５…調節弁駆動回路、６０…装入高さ測定装置、ＬＤ１〜ＬＤ６…レーザー距離計、ＴＭ１〜ＴＭ６…回動機構
DESCRIPTION OF
Claims (9)
前記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、
前記装入層の炭材に点火するための点火炉と、
前記パレットの下方に配設したウインドボックスと、
前記点火炉の下流側に配設された、前記装入層の上部を囲むフードと、
前記フード内における前記装入層の上方で前記パレットの移動方向に延長する複数の気体燃料噴射ノズルから気体燃料を噴射し、空気と混合して希釈気体燃料として当該装入層に供給する気体燃料供給装置と、
前記気体燃料噴射ノズルを昇降させて気体燃料吹込み高さを個別に制御する吹込み高さ制御機構と、
前記フードの入側で前記装入層の装入高さを当該パレットの移動方向と直交する幅方向で複数測定する装入高さ測定装置と、
前記装入高さ測定装置で測定した前記装入層の装入高さに基づいて前記吹込み高さ制御機構の吹込み高さを制御する制御装置と
を備えたことを特徴とする焼結機。 A circulating pallet,
A raw material supply device for forming a charge layer by charging a sintered raw material containing fine ore and carbonaceous material on the pallet;
An ignition furnace for igniting the charcoal of the charging layer;
A wind box disposed below the pallet;
A hood disposed on the downstream side of the ignition furnace and surrounding an upper portion of the charging layer;
Gas fuel injected from a plurality of gas fuel injection nozzles extending in the moving direction of the pallet above the charging layer in the hood, mixed with air, and supplied to the charging layer as a diluted gas fuel A feeding device;
A blowing height control mechanism for controlling the gaseous fuel blowing height individually by raising and lowering the gaseous fuel injection nozzle;
A charging height measuring device for measuring a plurality of charging heights of the charging layer in the width direction perpendicular to the moving direction of the pallet on the entrance side of the hood;
Sintering, characterized in that a control device for controlling the blowing height of the blowing height control mechanism based on the instrumentation Iridaka of the sintering bed was measured by the instrumentation Iridaka measuring device Machine.
前記気体燃料供給装置は、ＦｅＯ測定装置で測定したＦｅＯ割合を所定の冷間強度を達成する管理指標とし、当該ＦｅＯ割合の目標値を、前記気体燃料供給装置を装備しない場合より低い値に設定して冷間強度を制御する操業を行うことを特徴とする請求項１乃至６の何れか１項に記載の焼結機。 FeO measuring device that measures the proportion of FeO in the sintered product ore,
The gaseous fuel supply apparatus uses the FeO ratio measured by the FeO measuring apparatus as a management index for achieving a predetermined cold strength, and sets the target value of the FeO ratio to a lower value than when the gaseous fuel supply apparatus is not equipped. The sintering machine according to any one of claims 1 to 6 , wherein an operation for controlling the cold strength is performed.
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