JP5544792B2 - 焼結機 - Google Patents

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。

高炉製銑法の主原料である焼結鉱は、一般に、図３８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。

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。

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。

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３９は、厚さが６００ｍｍの装入層中を移動する燃焼（火炎）前線が、該装入層のパレット上約４００ｍｍ（装入層表面から２００ｍｍ）の位置にあるときにおける装入層内の圧損と温度の分布を示したものである。このときの圧損分布は、湿潤帯におけるものが約６０％、燃焼・溶融帯におけるものが約４０％である。
図４０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。

図４１（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４１（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４１（ｃ）は焼結ケーキの歩留分布を示したものである。図４１（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４１（ｃ）に示すように、歩留が低く、生産性の低下を招く要因となっている。

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

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

また、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。

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。
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。

特開昭４８−１８１０２号公報 特公昭４６−２７１２６号公報 特開昭５５−１８５８５号公報 特開平５−３１１２５７号公報 ＷＯ２００７−０５２７７６号公報 特開２００８−２９１３５４号公報 特開２００８−２９２１５３号公報

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。

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。

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、パレット上の装入層の略全域に亘って高温域保持時間を所定時間以上に確実に確保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。

上記目的を達成するために、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方で気体燃料を噴射し、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を備え、前記気体燃料供給装置の前記点火炉からの前記パレットの機長方向の気体燃料吹込み長さは、焼結鉱の生産率に応じて前記装入層の最適温度範囲での高温域保持時間が最適保持時間未満となる前記装入層の上端側からの深さに応じて設定されることにより、焼結鉱の生産率が多いときには長く設定され、生産率が少ないときには短く設定されることを特徴としている。

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、前記最適温度範囲は、１２００℃以上且つ１４００℃未満の温度範囲に設定され、前記最適保持時間が１５０秒に設定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１または２のいずれか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４に係る焼結機は、１乃至３のいずれか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。

本発明によれば、下方吸引式焼結機の操業において、焼結鉱の生産率に応じて気体燃料供給装置の装入層を形成するパレットの機長方向の長さを変更することにより、装入層の全層厚で最適温度範囲（例えば１２００℃以上且つ１４００℃未満）での高温域保持時間を最適保持時間（例えば１５０秒）以上に設定することができ、気体燃料の吹き込みを過吹き込みすることなく最適状態に制御して、高強度高品質の焼結鉱を安全且つ高歩留りで製造することができるという効果が得られる。

本発明の一実施形態を示す概略構成図である。 焼結機の構成図であって、（ａ）は平面図、（ｂ）は側面図である。 気体燃料供給装置の概略構成を示す模式的斜視図である。 気体燃料供給装置の焼結機パレットの幅方向の模式的横断面図である。 気体燃料供給装置の気体燃料噴射状態を示す説明図である。 気体燃料供給装置への気体燃料供給部を示す概略構成図である。 図６の制御装置で実行する気体燃料吹込み長さ決定処理手順の一例を示すフローチャートである。 １２００℃以上保持時間と装入層の原料層厚との関係を示す特性線図である。 ＬＮＧ吹込み長さと冷間焼結強度の向上率との関係を示す特性線図である。 他の焼結機における１２００℃保持時間と装入層の原料層厚との関係を示す特性線図である。 ＬＮＧ濃度とシャッター強度との関係を示す特性線図である。 装入層表面からの吹込み位置とシャッター強度との関係を示す特性線図である。 ＬＮＧ濃度と焼結鉱強度との関係を示す特性線図である。 焼結ケーキへの気体燃料供給位置の影響を調べる実験を説明する図である。 吹き消え現象が起こる噴出速度を調べる実験装置の写真である。 噴出口の開口径が１ｍｍφにおける吹き消え現象調査結果を示す写真である。 ノズル厚とノズル流速との関係を示すグラフである。 長尺配管における圧損の影響を調べる実験装置の写真である。 気体燃料を水平方向に噴出させたときの気体燃料の希釈状況をシミュレーションする条件を説明する図である。 ＬＮＧを開口径１ｍｍφの噴出口から２００ｍ／ｓで水平方向に噴出したときの希釈状況をシミュレートした結果を示す図である。 ＬＮＧを開口径が１ｍｍφの噴出口から２００ｍ／ｓで水平方向に噴出したときの希釈状況をシミュレートした結果を示す図である。 高炉ガスの燃焼限界を求める方法を説明する図である。 メタンガスの燃焼下限濃度の温度依存性を示すグラフである。 大気中常温下における気体燃料の燃焼成分（燃焼ガス）濃度と温度との関係を説明する図である。 焼結反応について説明する図である。 焼結反応におけるカルシウムフェライトの性状を示す説明図である。 高炉から要求される焼結鉱品質を示す説明図である。 高炉の低還元材比操業に適した焼結鉱品質を示す説明図である。 高炉から要求される焼結鉱品質を具体的に示す説明図である。 骸晶状二次ヘマタイトが生成する過程を説明する状態図である。 焼結過程における鉱物組織の変化を示す説明図である。 電気炉内保持時間とカルシウムフェライト割合との関係を示す特性線図である。 製銑工程におけるＣＯ₂排出量削減を説明する図である。 気体燃料供給装置を使用しない場合の焼結鉱中のＦｅｏとシャッター強度、被還元性（ＪＩＳ−ＲＩ）及び還元粉化指数（ＪＩＳ−ＲＤＩ）との関係を示す特性線図である。 気体燃料吹き込みによる焼結層内温度変化を示す説明図である。 希釈都市ガス吹き込みが無い場合と有る場合との燃焼帯の形態を観察した図（写真）である。 気体燃料吹き込みが無い場合と、プロパンガス、Ｃガス、都市ガスを吹き込んだ場合の燃焼帯の形態を観察した図（写真）である。 従来の焼結プロセスを説明する図である。 焼結層内における圧損と温度分布を説明する図である。 高生産時と低生産時の温度分布を比較した説明図である。 焼結機内における温度分布と歩留分布のグラフである。

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の平均径を有する擬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。

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。

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。

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、５．０ｍｍ未満の塊成物からなる返鉱が返鉱ホッパー１ｃに送給される。
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５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。

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。

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。

そして、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄのそれぞれは、焼結機パレット８の機長方向に沿う気体燃料吹き込み長さが例えば７．５ｍに設定され、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。

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。
ここで、整流板列２２ａ〜２２ｃのそれぞれは、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が配列されている。また、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２２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。

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１６で空気を吸引速度約０・９ｍ／ｓで吸引している。

因みに、整流板列２２ａ〜２２ｃを設置しない場合には、燃料供給部囲繞フード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、燃料供給部囲繞フード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。

そして、燃料供給部囲繞フード２１を構成する前後ウォール２１ａ間に気体燃料供給装置１２ｉ（ｉ＝ａ〜ｄ）が配設されている。この気体燃料供給装置１２ｉは、図４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３１を有する。

気体燃料噴射ノズル３１は、図４に示すように、各気体燃料噴射ノズル３１の内、幅方向の両端の気体燃料噴射ノズル３１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３１ａが配設され、残りの気体燃料噴射ノズル３１については隣接する気体燃料噴射ノズル３１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３１ａが配設されている。気体燃料噴出口３１ａ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。

そして、隣接する気体燃料噴射ノズル３１間で、図５に示すように、一方の気体燃料噴射ノズル３１の気体燃料噴出口３１ａが他方の気体燃料噴射ノズル３１の気体燃料噴出口３１ａ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３１間で水平方向に気体燃料噴出口３１ａ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３１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。

また、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄには、図６に示すように、気体燃料供給本管４１から供給される気体燃料としての例えば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。

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６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、燃料供給部囲繞フード２１の内側で焼結機パレット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燃料供給部囲繞フード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ている。

さらに、制御装置５０には、目標とする焼結鉱の生産率及び最適高温度範囲に保持する高温域保持時間が所定時間（例えば１５０秒）未満となる装入層９の上端からの層厚で表される保持時間不足層厚の一方を吹込み長さ決定用入力データとして入力するキーボード等のデータ入力部５３が接続されている。ここで、最適高温度範囲は、後述するように１２００℃以上で且つ１４００℃未満の範囲、より好ましくは１２００℃以上で且つ１３８０℃以下の範囲に設定されている。

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。

そして、制御装置５０は、図７に示す気体燃料吹込み長さ決定処理を実行して、入力される吹込み長さ決定用入力データに基づいて気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの上流側から稼働させる気体燃料供給装置数Ｎを算出し、算出した気体燃料供給装置数Ｎに基づいて実際に稼働させる気体燃料供給装置を気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄのうちから決定し、稼働が決定された気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｊ（ｊ＝ｂ、ｃ、ｄ）に対する気体燃料供給部４３ａ〜４３ｊの遮断弁４４を開いて各気体燃料噴射ノズル３１に気体燃料を供給する。

気体燃料吹込み長さ決定処理は、焼結機３の稼働開始時、又は焼結鉱生産率の変更時に実行され、先ず、ステップＳ１で、データ入力部５３から吹込み長さ決定用入力データが入力されたか否かを判定し、吹込み長さ決定用入力データが入力されていないときには、焼結鉱生産率の変更がないものと判断して、ステップＳ２に移行して、前回の吹込み長さ決定用入力データに基づいて決定された気体燃料供給装置数Ｎを読出す。

次いで、ステップＳ３に移行して、気体燃料供給装置数Ｎに基づいて上流側すなわち点火炉１１側から第Ｎ番目までの気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｊについて、気体燃料供給部４３ａ〜４３ｊの遮断弁４４を開放状態に制御し、残りの気体燃料供給装置１２ｋ（ｋ＝ｂ，ｃ，ｄ）の気体燃料供給部４３ｋの遮断弁４４を遮断状態に制御する制御信号ＳＣａ〜ＳＣｄを決定する。

次いで、ステップＳ４に移行して、点火炉１１が点火状態であるか否かを判定し、点火状態ではないときにはステップＳ５に移行して、点火炉１１に対して点火指令が出力されたか否かを判定し、点火指令が出力されていないときには点火指令が出力されるまで待機し、点火指令が出力されたときには、ステップＳ６に移行する。
このステップＳ６では、点火炉１１で点火処理が行われて装入層９の炭材に点火されるに十分な所定時間が経過したか否かを判定し、所定時間が経過していないときには所定時間が経過するまで待機し、所定時間が経過したときにはステップＳ７に移行して前記ステップＳ３で決定した制御信号ＳＣを遮断弁駆動回路５４に出力してから気体燃料吹出し長さ決定処理を終了する。

また、前記ステップＳ４の判定結果が、点火炉１１が点火状態であるときには、直接ステップＳ７に移行する。
さらに、前記ステップＳ１の判定結果が、吹込み長さ決定用入力データが入力されたときには、ステップＳ８に移行して、吹込み長さ決定用入力データとして焼結鉱の生産率が入力されたものとすると、予め制御装置５０に内蔵する記憶装置に記憶された気体燃料供給装置数決定用記憶テーブルを参照して、最適高温度範囲を保持する高温域保持時間が予め設定した下限保持時間（例えば１５０秒）未満となる装入層９の上端からの層厚すなわち保持時間不足層厚Ｈｈを算出する。

ここで、気体燃料供給装置数決定用記憶テーブルは、図８に示すように、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを稼働させない通常状態の焼結過程での装入層９の各厚み位置における温度を測定して各厚み位置と１２００℃以上の保持時間との関係を焼結鉱の生産率［ｔ／ｈ／ｍ²］をパラメータとして記憶したものである。すなわち、フル操業時の生産率１．４０［ｔ／ｈ／ｍ²］では、図８で実線図示のように、装入層９の全厚みが６００ｍｍであるとしたときに、上端から５０ｍｍ下がった層厚５５０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が５０秒となり、上端から１２０ｍｍ下がった層厚４８０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が１００秒となり、上端から１９０ｍｍ下がった層厚４１０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が１５０秒となり、さらに、上端から３００ｍｍ下がった３００ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が２７０秒程度となり、上端から５５０ｍｍ下がった５０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が約３００秒に達する特性曲線Ｌ１となる。

また、フル操業時の７０％の減産操業時には、図８で破線図示のように、上端から５０ｍｍ下がった層厚５５０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が１２０秒程度となり、上端から１１０ｍｍ下がった層厚４９０ｍｍ位置で１２００℃以上の保持時間が１５０秒となり、上端から３００ｍｍ下がった層厚３００ｍｍ位置で１２００℃以上の保持時間が２７０秒程度となり、上端から５５０ｍｍ下がった層厚５０ｍｍ位置で１２００℃以上の保持時間が３９０秒に達する特性線Ｌ２となる。

したがって、フル操業時の生産率では、１２００℃以上となる保持時間が１５０秒未満となる保持時間不足層厚Ｈｈが１９０ｍｍとなり、フル操業時の７０％となる減産操業時には、保持時間不足層厚Ｈｈが１１０ｍとなる。
次いで、ステップＳ９に移行して、下記（１）式の演算を行って気体燃料の焼結機パレット８の機長方向の吹込み長さＬｂを算出し、次いで、ステップＳ１０に移行して、算出した吹込み長さＬｂを燃料供給部囲繞フード２１の長さＬｆで割り算した値を例えば四捨五入して気体燃料供給装置数Ｎを算出してから前記ステップＳ３に移行する。
Ｌｂ＝Ｌｍ×Ｈｈ／Ｈａ …………（１）

ここで、Ｌｍは焼結機パレット８の機長長さ［ｍ］、Ｈｈは保持時間不足層厚、Ｈａは装入層９の全厚みである。
前述した気体燃料供給装置数算出用記憶テーブルにおける１２００℃以上の保持時間特性は、フル操業時には、焼結機パレット８の搬送速度を速く設定し、減産操業時には焼結機パレット８の搬送速度を遅く設定することによるものである。このため、フル操業時には、焼結機パレット８の搬送速度が速くなることから、下限保持時間である１５０秒未満となる保持時間不足層厚Ｈｈが大きくなり、減産操業時には逆に下限保持時間である１５０秒未満となる保持時間不足層厚Ｈｈが小さくなる。

このため、歩留りを向上させるためには、保持時間不足層厚Ｈｂでの１２００℃以上の保持時間を下限保持時間である１５０秒まで上げる必要があり、このためには、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄによる装入層９の上面から上方に所定距離離れた位置から気体燃料を吹込むことにより、保持時間不足層厚Ｈｂを極力小さくすることができる。
ところが、保持時間不足層厚Ｈｂは生産率によって変化することから、気体燃料を供給する気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄでの焼結機パレット８の機長方向の吹込み長さＬｂを調整する必要があり、この吹込み長さＬｂを上述した（１）式によって算出することにより、気体燃料の過剰吹込みや吹込み不足を生じることなく、最適な吹込み長さを設定することができる。

したがって、特性線Ｌ１で示すフル操業時には、１２００℃以上の保持時間が下限保持時間１５０秒未満となる保持時間不足層厚Ｈｈが１９０ｍｍとなるので、気体燃料の吹き込み長さＬｂは９０×１９０／６００＝２８．５ｍとなり、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの機長方向の長さが７．５ｍであるので、４つの気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの全てを稼働状態とすることにより、装入層９の全ての層厚位置で高温域保持時間を下限保持時間の１５０秒以上に保持することが可能となる。

同様に、特性線Ｌ２で示す減産操業時には、保持時間不足層厚Ｈｈが１１０ｍｍとなるので、気体燃料の吹き込み長さＬｂは９０×１１０／６００＝１６．５ｍとなり、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの機長方向の長さが７．５ｍであるので、４つの気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの内の上流側の気体燃料供給装置１２ａ及び１２ｂのみを稼働状態とすることにより、装入層９の全ての層厚位置で高温域保持時間を下限保持時間の１５０秒以上に保持することが可能となる。

そして、気体燃料吹込み長さＬｂと、冷間焼結強度の向上率（％）との関係は、図９に示すようになる。この図９から明らかなように、気体燃料吹込み長さＬｂが７．５ｍである気体燃料供給装置１２ａのみを設ける場合には、冷間焼結強度を約０．８％向上させることができ、気体燃料吹込み長さＬｂが１５ｍとなる気体燃料供給装置１２ａ及び１２ｂのみを設ける場合には、冷間焼結強度を約１．３％向上させることができ、気体燃料吹込み長さＬｂが２２．５ｍである気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｃを設ける場合には、冷間焼結強度を約１．７％向上させることができ、さらに気体燃料吹込み長さＬｂが３０ｍである気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを設ける場合には、冷間焼結強度を約２％向上させることができ、気体燃料吹込み長さＬｂを、３０ｍを超えて長くする場合には、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを設けた場合の冷間焼結強度２％に対する向上効果が少ないので、気体燃料吹込み長さＬｂを３０ｍに設定することが好ましい。

また、装入層９の全層厚が７８０ｍｍで焼結機パレット８の機長が８２ｍである他の焼結機３については、フル操業時の生産率１．４［ｔ／ｈ／ｍ²］における１２００℃以上の保持時間と装入層の層厚との関係は、図１０に示すようになる。すなわち、装入層９の上端から７０ｍｍ下がった層厚７１０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が５０秒となり、１２００℃以上の保持時間が下限保持時間１５０秒に達する層厚は上端から２００ｍｍ下がった５８０ｍｍとなり、上端から３００ｍｍ下がった層厚４８０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が約２３５秒となり、上端から７３０ｍｍ下がった層厚５０ｍｍの位置で１２００℃以上の保持時間が３３０秒となる。

このため、１２００℃以上の保持時間が下限保持時間１５０秒未満となる保持時間不足層厚は２００ｍｍであることから、前記（１）式の演算を行うことにより、気体燃料吹込み長さＬｂは８２×２００／７８０＝２１．０ｍとなる。このため、気体燃料供給装置数Ｎは３となり、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｃを、遮断弁４４を開放して稼働状態に制御し、気体燃料供給装置１２ｄを、遮断弁４４を遮断して停止状態に制御することにより、気体燃料の最適吹込みを行うことができる。

ここで、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄで吹込む気体燃料の濃度とシャッター強度との関係は、図１１に示すようになる。この図１１から明らかなように、前述した従来法による場合には、シャッター強度が７５％であるが、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄで吹込み気体燃料のＬＮＧ濃度を０．０４％とするとシャッター強度が約７５．８％に増加し、ＬＮＧ濃度を０．１％とするとシャッター強度が約７７．２％に増加し、ＬＮＧ濃度を０．２％とするとシャッター強度が約７８．２％に増加し、ＬＮＧ濃度を０．４％とするとシャッター強度が約７９．３％となり、シャッター強度が従来法に比較して４．４％向上する。その後、ＬＮＧ濃度を０．８％とするとシャッター強度は約７９．８％に増加するが、シャッター強度の増加率は低くなるとともに、通気性が悪化して生産率が若干低下する。このため、ＬＮＧ濃度は０．４％に設定することが好ましい。

また、気体燃料としてのＬＮＧの吹込み位置とシャッター強度との関係は、図１２に示すように、燃焼帯が上層の０〜１００ｍｍにある範囲ではシャッター強度が約７６．４％となり、燃焼帯が５０〜１５０ｍｍにある範囲ではシャッター強度が約７６．７５％となって最高値をとなり、その後燃焼帯が下降するにしたがってシャッター強度も約７６．３％、７６％、７５．７％、７５．３％に順次低下する。この図１２では、気体燃料の吹込み位置が何れであっても、シャッター強度が従来法に比較して向上しているものであるが、上層部への吹込みよりも、中・下層部への吹込みがシャッター強度を向上させるためには有効であることが確認された。これは上層部では元々燃焼帯の厚みが薄いため、気体燃料を吹込んだ際に、固定燃料と気体燃料の燃焼ポイントが近接してしまうため、燃焼帯が広がらず、改善効果が小さくなるものと推測される。

また、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄで吹込む気体燃料の濃度は、一定値に制御するようにしてもよいが、気体燃料としてＬＮＧを使用する場合には、図１３に示すように、最上流側の気体燃料供給装置１２ａでは、焼結鉱強度向上幅が最大になるＬＮＧ濃度を約０．５％に設定し、続く気体燃料供給装置１２ｂでは、同様のＬＮＧ濃度を約０．４５％に設定し、続く気体燃料供給装置１２ｃでは、同様のＬＮＧ濃度を約０．３８％に設定し、最後の気体燃料供給装置１２ｄでは、同様のＬＮＧ濃度を約０．２７％に設定することにより、上流側から下流側に行くに従い気体燃料供給装置のＬＮＧ濃度を低下させて最適操業点を形成することが好ましい。

ところで、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。

表２は、気体燃料中に含まれる燃焼成分（水素，ＣＯ，メタン）と、それら成分の燃焼下限・上限濃度、層流、乱流時の燃焼速度等を示したものである。焼結中における火災発生を防止する、すなわち、焼結中に供給している気体燃料による火災発生を防止するためには、逆火防止を図る必要があるが、そのためには、少なくとも層流燃焼速度以上、好ましくは乱流燃焼速度以上の高速で気体燃料を吐出させれば良い。例えば、都市ガスの主要燃焼成分であるメタンを気体燃料とする場合には、３．７ｍ／ｓを超える速度で吐出させれば、逆火の恐れはないわけである。

一方、水素ガスは、乱流燃焼速度がＣＯやメタンと比較して速いため、安全を確保するためには、その分、高速で吐出させる必要がある。この点から、表１に示した気体燃料を比較すると、水素成分を含まない都市ガスは、水素成分を５９ｖｏｌ％も含有しているＣガスと比較して、吐出速度を遅くすることができる点で有利である。
しかも、都市ガスは、ＣＯ成分を含まないので、ガス中毒を起こすおそれもなく安全である。したがって、安全性を確保する観点からは、都市ガスは、気体燃料として使用する上で好ましい特性を有すると言うことができる。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。

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。

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１４（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１４（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。

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、焼結機パレット８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９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。

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１５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。

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１６に示した。

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。

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。

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１７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。

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１８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。

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。

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以上の高さで行うことが好ましい。その理由は、以下の通りである。
図１９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。

図２０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。

また、図２１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。

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。

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。

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。

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。

また、本発明における焼結機では、装入層９中の炭材に点火炉１１で点火した直後に、希釈された気体燃料を装入層中へ供給（導入）することが可能である。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。

希釈気体燃料の供給を装入層９の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９の上部に希釈気体燃料の供給を行うと、該装入層９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、前述したように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に供給するのが好ましいことからである。

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。

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。

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１．４万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。

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。

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。

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双方を制御するようにすることが好ましい。

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４１（ａ）に示すように変化する。そして、図４１（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４１（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。

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、最高到達温度及び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。

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。

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、最高到達温度及び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。

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）や焼結鉱の生産率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、高温到達温度及び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。

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。

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。

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。

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、パレットの両サイドウォールを跨がるように配設されるのが好ましい。すなわち、上記気体燃料供給装置は、パレットの両サイドウォールを跨がるようにフードが配設され、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。

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。

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。

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。

図２２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。

（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２２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。

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２３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。

また、図２４は、大気中常温下における気体燃料の燃焼成分（燃焼ガス）濃度と温度との関係を示すものである。燃焼限界は、上述のようにして求められるものの、該燃焼限界には温度依存性があって、その温度依存傾向を例示すると、常温での燃焼下限値（図中では燃焼ガス濃度に相当）がおおよそ４０ｖｏｌ％であっても、２００℃領域では２６〜２７ｖｏｌ％と変化し、１０００℃領域では数％、１２００℃領域では１ｖｏｌ％未満でも燃焼する。

これから、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。

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、焼結機パレット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。

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。

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２５の模式図のようにまとめられる。また、表１１に、焼結過程で生成する各種鉱物の引張強度（冷間強度）と被還元性の値を示す。

図２５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２６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。
そして、高炉６４から要求される焼結鉱品質は、図２７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２８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。

高炉６４から要求される焼結鉱品質の測定としては、図２９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。
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３０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。

そして、電気炉実験により、前述した図２５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３１に示す結果が得られた。この図３１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。

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。
そして、カルシウムフェライトは、図３２に示すように、１４００℃以上に３０秒程度保持されると、その約５０％がシリケートに変化しており、カルシウムフェライトは比較的不安定な鉱物であるものと考えられる。

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。
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３３（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３３（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。
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３３（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３３（ｄ）に示すようになる。
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。

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３３（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り、保温炉１３での熱風吹き込みも効果が小さいものの有効である。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。

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３４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。

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３４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。

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３５（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。

これに対して、本発明の焼結機では、図３５（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３５（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℃未満の最適高温度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。

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。

図３６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３６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。

次に、気体燃料の種類による影響について示す。
図３７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３７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。

この図３７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。
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。

しかも、焼結鉱の生産率に応じて必要な気体燃料吹込み長さＬｂを算出し、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄ中の稼働する上流側の気体燃料供給装置数Ｎを算出し、これによって、焼結鉱の生産率に応じて稼働する気体燃料供給装置を最適値に決定することかできるので、気体燃料の過剰供給や供給不足を生じることなく、装入層９の各層厚位置で最適高温度範囲に維持しながら下限保持時間１５０秒以上の高温域保持時間を確保することができる。

なお、上記実施形態においては、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄを４つ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、フル操業時の生産率に基づいて前述した（１）式で算出される気体燃料吹込み長さＬｂに応じて設置数Ｎを決定すればよい。
また、上記実施形態においては、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの個々の機長方向の長さを７．５ｍに設定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、気体燃料供給装置の機長方向の長さは任意の長さに設定することができ、この機長方向の長さに応じて必要な設置数を選定すればよい。

さらに、上記実施形態においては、吹込み長さ決定用入力データとして、焼結鉱の生産率をデータ入力部５３で入力す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、焼結鉱の生産率が上位コンピュータから指示される場合には、上位コンピュータから指示される生産率を読込むようにすれば良い。
また、上記実施形態においては、吹込み長さ決定用入力データとして焼結鉱の生産率を入力す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、焼結鉱の生産率に代えて保持時間不足層厚Ｈｈを入力するようにしてもよい。この場合には、前述した図７の処理におけるステップＳ８の処理を省略して、ステップＳ１の判定結果が、吹込み長さ決定用入力データが入力されたものであるときに、直接ステップＳ９に移行するようにすれば良い。

また、上記実施形態においては、気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄの気体燃料噴射ノズル３１が焼結機パレット８の搬送方向で長尺の一本で形成されてい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、気体燃料噴射ノズル３１を焼結機パレット８の搬送方向で複数に分割し、分割された気体燃料噴射ノズル３１間にそれぞれ遮断弁を設け、この遮断弁の開閉数で吹込み長さを選択するようにしてもよい。

さらに、上記実施形態においては、各気体燃料供給装置１２ａ〜１２ｄに気体燃料を供給する気体燃料供給部４３ａ〜４３ｄの遮断弁４４を自動的に開閉す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、焼結鉱の生産率又は保持時間不足層厚Ｈｈによって算出される気体燃料吹込み長さＬｂに応じて遮断弁４４を主動で開閉するようにしてもよい。

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。

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、３１…気体燃料噴射ノズル、３１ａ…気体燃料噴出口、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

Claims (4)

1. 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方で気体燃料を噴射し、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を備え、
   前記気体燃料供給装置の前記点火炉からの前記パレットの機長方向の気体燃料吹込み長さは、焼結鉱の生産率に応じて前記装入層の最適温度範囲での高温域保持時間が最適保持時間未満となる前記装入層の上端側からの深さに応じて設定されることにより、焼結鉱の生産率が多いときには長く設定され、生産率が少ないときには短く設定されることを特徴とする焼結機。
2. 前記最適温度範囲は、１２００℃以上且つ１４００℃未満の温度範囲に設定され、前記最適保持時間が１５０秒に設定されていることを特徴とする請求項１に記載の焼結機。
3. 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する請求項１または２に記載の焼結機。
4. 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する請求項１乃至３の何れか１項に記載の焼結機。

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