JP5691250B2 - Method for producing sintered ore - Google Patents
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Description
本発明は、下方吸引のドワイトロイド式焼結機を用いて高炉用焼結鉱を製造する際に用いる焼結用原料の製造方法に関するものである。より詳しくは、焼結原料中の石灰石原料と凝結材を焼結原料の造粒時擬似粒子の外層となるように造粒した擬似粒子化原料を使用して被還元性を高める焼結鉱を高強度化することができる焼結鉱の製造方法に関するものである。 The present invention relates to a method for producing a raw material for sintering used in producing a blast furnace sintered ore using a downward suction dwytroid type sintering machine. More specifically, a sinter ore that increases the reducibility by using a pulverized raw material obtained by granulating the limestone raw material and the coagulating material in the sintered raw material so as to become an outer layer of the pseudo particle when the sintered raw material is granulated. The present invention relates to a method for producing sintered ore that can be strengthened.
高炉用原料として用いられる焼結鉱は、一般的に次のような焼結原料の処理方法を経て製造されている。図１に示すように、まず、粒径が１０ｍｍ以下の鉄鉱石１０１、また、造滓源となり焼結副原料と呼称される、珪石、蛇紋岩、またはニッケルスラグなどからなるＳｉＯ２含有原料１０２、および石灰石などのＣａＯを含有する石灰石系粉原料１０３、ならびに凝結材と呼称される粉コークスまたは無煙炭などの熱源となる凝結材である固体燃料系粉原料１０４をドラムミキサー１０５を用いて、これに適当量の水分を添加して混合、造粒して擬似粒子と呼ばれる造粒物を形成する。この造粒物からなる配合原料は、ドワイトロイド式焼結機のパレット上に適当な厚さ例えば５００〜７００ｍｍ、あるいは９００ｍｍに達する厚みになるように装入して表層部の固体燃料に着火し、着火後は下方に向けて空気を吸引しながら凝結材である固体燃料を燃焼させ、その燃焼熱によって配合した焼結原料を焼結させて焼結ケーキとする。この焼結ケーキは破砕、整粒され、一定の粒径以上の焼結鉱を得る。一方、それ未満の粒径を有するものは返鉱となり、焼結原料として再利用される。
Sinter ore used as a blast furnace raw material is generally manufactured through the following processing method of the sintered raw material. As shown in FIG. 1, first, an
このように製造された成品焼結鉱の被還元性は、従来から指摘されているように、とくに高炉の操業を大きく左右する因子となる。通常、焼結鉱の被還元性はＪＩＳＭ８７１３で定義されており、ここでは、焼結鉱の被還元性をＪＩＳ−Ｒ１と記す。
図２（ａ）に示すように、焼結鉱の被還元性（ＪＩＳ−Ｒ１）と高炉でのガス利用率（ηＣＯ）との間には正の相関があり、また、図２（ｂ）に示すように、高炉でのガス利用率（ηＣＯ）と燃料比との間には負の相関がある。このため、焼結鉱の被還元性（ＪＩＳ−Ｒ１）は、高炉でのガス利用率（ηＣＯ）を介して燃料比と良好な負の相関があり、焼結鉱の被還元性を向上させると、高炉での燃料比は低下する。
The reducibility of the product sintered ore produced in this way is a factor that greatly affects the operation of the blast furnace, as pointed out in the past. Usually, the reducibility of sintered ore is defined by JISM8713, and here, the reducibility of sintered ore is described as JIS-R1.
As shown in FIG. 2 (a), there is a positive correlation between the reducibility of the sintered ore (JIS-R1) and the gas utilization rate (η CO ) in the blast furnace, and FIG. ), There is a negative correlation between the gas utilization rate (η CO ) in the blast furnace and the fuel ratio. For this reason, the reducibility (JIS-R1) of the sintered ore has a good negative correlation with the fuel ratio through the gas utilization rate (η CO ) in the blast furnace, improving the reducibility of the sintered ore. If it does, the fuel ratio in a blast furnace will fall.
なお、ここで、ガス利用率（ηＣＯ）及び燃料比は、下記の通り定義される。
ガス利用率（ηＣＯ）＝ＣＯ２ （％）／［ＣＯ（％）＋ＣＯ２ （％）］
ここで、ＣＯ（％）、ＣＯ２ （％）は、いずれも高炉の炉頂ガス中の体積％である。
燃料比＝（石灰＋コークス）の使用量（ｋｇ）／銑鉄（１ｔｏｎ）
さらに、製造された成品焼結鉱の冷間強度も高炉での通気性を確保する上での重要な因子であり、各々の高炉では、冷間強度の下限基準を設けて、操業を行っている。従って、高炉にとって望ましい焼結鉱とは、被還元性に優れ、冷間強度が高いものであると言える。表１に焼結鉱を形成する主要鉱物組織であるカルシウムフェライト（ＣＦ）：ｎＣａＯ・Ｆｅ２ Ｏ３ 、ヘマタイト（Ｈｅ）：Ｆｅ２ Ｏ３ 、カルシウムシリケート（ＣＳ）：ＣａＯ・ＳｉＯ２ 、マグネタイト（Ｍｇ）：Ｆｅ３ Ｏ４ の４つの被還元性、引張強度を示す。表１に示すように、被還元性の高いものはヘマタイト（Ｈｅ）であり、引張強度の高いものはカルシウムフェライト（ＣＦ）である。
Here, the gas utilization rate (η CO ) and the fuel ratio are defined as follows.
Gas utilization rate (η CO ) = CO 2 (%) / [CO (%) + CO 2 (%)]
Here, CO (%) and CO 2 (%) are both volume% in the top gas of the blast furnace.
Fuel ratio = (Lime + Coke) consumption (kg) / Pig iron (1 ton)
Furthermore, the cold strength of the manufactured product sintered ore is also an important factor in ensuring air permeability in the blast furnace, and each blast furnace is operated with a minimum standard for cold strength. Yes. Therefore, it can be said that the desired sintered ore for the blast furnace is excellent in reducibility and has high cold strength. In Table 1, calcium ferrite (CF): nCaO.Fe 2 O 3 , hematite (He): Fe 2 O 3 , calcium silicate (CS): CaO.SiO 2 , magnetite (main mineral structures forming sintered ore) Mg): Fe 3 O 4 four reducible properties and tensile strength. As shown in Table 1, hematite (He) has a high reducibility, and calcium ferrite (CF) has a high tensile strength.
望ましい焼結鉱組織とは、図３（ａ）に示すように、塊表面に強度の高いカルシウムフェライト（ＣＦ）を、塊内部に向かっては被還元性の高いヘマタイト（Ｈｅ）を選択的に生成させたものであり、被還元性や強度が低いカルシウムシリケート（ＣＳ）は可能な限り生成させないようにすべきである。
しかし、従来は、前述したように鉄鉱石、ＳｉＯ２含有原料、石灰石系粉原料、固体燃料系粉原料を同時に混合・造粒しているため、図３（ｂ）に示すように、擬似粒子構造では粗粒の核鉱石の周囲に粉鉱石、石灰、コークスが混在しており、焼結により得られた焼結鉱構造ではヘマタイト（Ｈｅ）、カルシウムフェライト（ＣＦ）、カルシウムシリケート（ＣＳ）、マグネタイト（Ｍｇ）の４つの鉱物組織が混在することになる。
As shown in FIG. 3 (a), a desirable sintered ore structure is one in which calcium ferrite (CF) having high strength is selectively applied to the surface of the lump and hematite (He) having high reducibility is selectively applied to the inside of the lump. Calcium silicate (CS) that has been produced and has low reducibility and low strength should be avoided as much as possible.
However, conventionally, as described above, since iron ore, SiO 2 -containing raw material, limestone powder raw material, and solid fuel powder raw material are mixed and granulated at the same time, as shown in FIG. In the structure, fine ore, lime, and coke are mixed around coarse nuclear ore. In the sintered ore structure obtained by sintering, hematite (He), calcium ferrite (CF), calcium silicate (CS), Four mineral structures of magnetite (Mg) are mixed.
そこで、本出願人は特許文献１にて、高炉用焼結鉱を製造する焼結用擬似粒子原料として、粗粒の鉄鉱石を核とする第一層を有し、その第一層の外表面を凝結材および石灰石副原料以外の粗粒の第一層より細かい細粒の鉄鉱石およびＳｉＯ２含有原料を付着させた第二層を有するとともに、さらに第三層目として凝結材料および石灰石副原料を付着させる焼結用擬似粒子を得ることが最適であることを見出した。この擬似粒子原料は、焼結過程でＣａＯとＳｉＯ２ の反応が遅れ、冷間強度の低いカルシウムシリケート（ＣＳ）の生成が抑制され、塊表面に強度の高いカルシウムフェライト（ＣＦ）が、塊内部に向かっては被還元性の高いヘマタイト（Ｈｅ）が選択的に生成され、微細気孔が多く、被還元性に優れ冷間強度の高い焼結鉱が安定して製造可能になるのである。
Therefore, the present applicant has a first layer having a coarse iron ore as a core in
しかしながら、特許文献１〜４に開示された焼結用原料の製造方法にあっては、粗粒の鉄鉱石を核として、その外表面に粗粒より細粒の鉄鉱石およびＳｉＯ２含有原料を付着させた第二層を有する造粒粒子を得て、その後に添加する凝結材および石灰石副原料を外層部分とするいわゆる三層からなる擬似粒子原料を得るが、この擬似粒子原料を用いた焼結鉱製造において、焼結鉱強度向上に改善の余地があった。
従って、本発明は上述の問題点に鑑みてなされたものであり、その目的は、疑似粒子表面に石灰石副原料と凝結材（炭材）の外装を形成した疑似粒子を焼結原料として焼結を行う際に被還元性を維持したまま焼結鉱強度を向上させることができる焼結鉱の製造方法を提供することにある。
However, in the method for producing a raw material for sintering disclosed in
Accordingly, the present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and the purpose thereof is to sinter using pseudo particles having a limestone auxiliary material and a coagulant (carbon material) exterior formed on the surface of the pseudo particles as a sintering raw material. An object of the present invention is to provide a method for producing a sintered ore that can improve the strength of the sintered ore while maintaining the reducibility when performing the above.
上記諸問題を解決するため、本発明のうち請求項１に係る焼結鉱の製造方法は、焼結原料を構成する返鉱を含む鉄鉱石原料と造滓成分を構成する副原料と凝結材とを造粒して擬似粒子化し、当該擬似粒子化原料を焼結機に装入して焼結する際に、前記造滓成分を構成する副原料中の石灰石副原料および前記凝結材を分離して残りの焼結原料を造粒して、擬似粒子化処理を行い、その造粒過程の後半に前記分離した石灰石副原料と凝結材を添加して前記擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子を得る造粒工程と、前記外層を保有した擬似粒子原料を、循環移動するパレット上に装入して、当該パレット上に前記外層を保有した擬似粒子原料の装入層を形成する装入工程と、装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する点火工程と、気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈して、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とし、該希釈気体燃料及び空気の混合気体燃料を前記パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、上記希釈気体燃料を装入層内に吸引し、当該希釈気体燃料を焼結層内において燃焼させると同時に、装入層内に吸引した空気により、該装入層内の炭材を燃焼させることにより、焼結ケーキを生成させる気体燃料燃焼工程とを備え、前記造粒工程で形成する擬似粒子径の調和平均径を１．３３ｍｍ以上とし、前記擬似粒子で、前記気体燃料燃焼工程での前記混合気体燃料の通風量を確保してカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制可能にしたことを特徴としている。
In order to solve the above-mentioned problems, the method for producing sintered ore according to
また、本発明のうち、請求項２に係る焼結鉱の製造方法は、請求項１記載の発明において、前記造粒工程で形成する擬似粒子径の調和平均径を１．３３ｍｍ以上とし、装入層内の冷却速度を速くし且つ装入層内を酸素富化状態としたことを特徴としている。
Moreover, among the present invention, the method for producing a sintered ore according to
さらに本発明のうち、請求項３に係る焼結鉱の製造方法は、請求項１または２に記載の発明において、前記石灰石副原料と凝結材の外層は、両者を同時あるいは順次添加して形成される混合層であることを特徴としている。
また本発明のうち、請求項４に係る焼結鉱の製造方法は、請求項１乃至３の何れか１項に記載の発明において、前記石灰石副原料と凝結材の外層は、最外層が凝結材であることを特徴としている。
さらにまた本発明のうち、請求項５に係る焼結鉱の製造方法は、請求項１乃至４の何れか１項の発明において、前記気体燃料燃焼工程は、前記擬似粒子径の調和平均径を１．３３ｍｍ以上として燃焼帯への酸素濃度を増加させることにより前記焼結層内の高温域保持時間を長くすることを特徴としている。
Furthermore, the manufacturing method of the sintered ore according to
Moreover, the manufacturing method of the sintered ore which concerns on
Furthermore, among the present invention, the method for producing a sintered ore according to
本発明によれば、擬似粒子では外層に凝結材と石灰石副原料が存在するため、まず、凝結材の表層の存在で、凝結材の効率燃焼（表層での燃焼）下で内層の粗流、細粒鉱石からなる内層部分をヘマタイト化、すなわち生鉱石状態で被還元性の優れた状態にでき、さらに外殻部分となる外層に位置する石灰石副原料により、焼結時カルシウムフェライトを生成するが、カルシウムシリケートへの移行も、その内側において、鉄鉱石原料中のＳｉＯ２と反応し、生成するカルシウムシリケートに反応上限られることになり、外殻にカルシウムフェライトが残存して引張り強度を維持して強度を保持している。そしてこの技術と、気体燃料燃焼工程で希釈気体燃料を使用し、希釈気体燃料の供給量および濃度の少なくとも一方を調整することにより焼結層内の高温域保持時間を調整する工程で前記内層部分の燃焼溶融域の高温域保持時間を確保する。このとき、造粒工程における疑似粒子径をカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制する径に選定することにより、疑似粒子原料装入層の通気性を確保して、冷却速度を増加させるとともに装入層内部の燃焼帯へ供給する酸素濃度を高めて、高品質の焼結鉱を得ることができる。 According to the present invention, in the pseudo particles, since the coagulant and the limestone auxiliary material are present in the outer layer, first, in the presence of the surface layer of the coagulation material, the rough flow of the inner layer under the efficient combustion of the coagulation material (combustion in the surface layer), Although the inner layer part made of fine-grained ore can be hematized, that is, in the raw ore state, it can be made highly reducible, and the limestone secondary material located in the outer layer that becomes the outer shell part generates calcium ferrite during sintering. In addition, the transition to calcium silicate also reacts with the SiO 2 in the iron ore raw material inside, and the upper limit of the reaction is caused by the generated calcium silicate, so that calcium ferrite remains in the outer shell and the tensile strength is maintained. Maintains strength. In this technique, the inner layer portion is used in the step of adjusting the high temperature region holding time in the sintered layer by using the diluted gas fuel in the gaseous fuel combustion process and adjusting at least one of the supply amount and the concentration of the diluted gas fuel. Ensure the high temperature holding time of the combustion melting zone. At this time, by selecting the pseudo particle diameter in the granulation step to a diameter that suppresses the alumina solid solution amount in the calcium ferrite, the air permeability of the pseudo particle raw material charging layer is ensured and the cooling rate is increased. A high-quality sintered ore can be obtained by increasing the oxygen concentration supplied to the combustion zone inside the charging layer.
本出願人が見出した、粗粒の鉄鉱石を核として、その外表面に粗粒より細粒の鉄鉱石およびＳｉＯ２含有原料を付着させた第二層を有する造粒粒子を得て、その後に添加する凝結材および石灰石副原料を外層部分とするいわゆる三層からなる擬似粒子原料を用いた焼結鉱製造においては、擬似粒子では凝結材が擬似粒子の外側に被覆されて外層に凝結材が存在するため、凝結材の効率燃焼（表層での燃焼）下で、焼結鉱内部に高被還元性のヘマタイトがより多く残留するため、被還元性が向上し、高炉における還元材比が低減できる利点があった。しかし、凝結材を擬似粒子の外側に被覆しているため、酸素との接触確率が高く（高効率燃焼）、燃焼速度が速くなるため、１２００℃以上の保持時間が短くなり、上層部での強度が低下する懸念があった。また、近年、使用する焼結原料が劣質鉄鉱石原料、例えば脆弱原料である多孔質鉱石、あるいは高結晶水鉱石を多配合した際、前記内層部分の強度が石灰石を外すことにより融液不足となって強度低下が生じる恐れがあること、あるいはアルミナ分の混入などで焼結原料自体が脆弱になる状況下の焼結操業においては、１２００℃以上の保持時間が短くなりも強度低下が生じる恐れがあることが見出された。 Obtained by the present applicant, a coarse-grained iron ore is used as a core, and a granulated particle having a second layer in which a coarser-grained iron ore and a SiO 2 -containing raw material are attached to the outer surface is obtained, and thereafter In the production of sintered ore using a so-called three-layer pseudo-particle raw material with a coagulant added to limestone and an auxiliary raw material of limestone as the outer layer part, in the pseudo-particle, the coagulant is coated on the outer side of the pseudo-particle and the coagulant is coated on the outer layer Because there is more highly reducible hematite inside the sintered ore under the efficient combustion of the coagulation material (combustion on the surface layer), the reducibility is improved and the reducing material ratio in the blast furnace is improved. There was an advantage that could be reduced. However, since the coagulant is coated on the outside of the pseudo particles, the probability of contact with oxygen is high (high efficiency combustion), and the combustion speed is high, so the holding time of 1200 ° C. or more is shortened, and the upper layer portion There was a concern that the strength would decrease. In recent years, when the sintering raw material used is a poor iron ore raw material, such as a porous ore which is a fragile raw material, or a high crystal water ore, the strength of the inner layer portion is insufficient for the melt by removing limestone. In the sintering operation in which the sintering raw material itself becomes fragile due to the mixing of alumina, etc., there is a risk that the strength will decrease even if the holding time of 1200 ° C. or more is shortened. It was found that there is.
そのため、本発明においては、原理的には問題のない凝結材および石灰石副原料を外層部分とする擬似粒子化原料の環境条件による強度変動を抑えるべく、気体燃料を燃焼させる焼結操業法と組み合わせ、本発明を完成させたものである。
本発明において、外層保有の擬似粒子原料とは、凝結材および石灰石副原料を外層部分とする擬似粒子であり、内質は、粗粒の鉄鉱石を核として、その外表面に粗粒より細粒の鉄鉱石およびＳｉＯ２含有原料を付着させた第二層を有する造粒粒子、あるいは内質核を難焼結原料から構成された複合層を有する造粒粒子、例えば難焼結原料であるマラマンバ鉱石の粗粒を核としその周囲を細粒マラマンバ鉱石としその外側部分を通常の焼結原料を被覆造粒した第三層を有する造粒粒子としたものなど組み合わせは自由であるが、最外層に凝結材および石灰石副原料の外層部を有する擬似粒子であれば適用可能である。
Therefore, in the present invention, in combination with a sintering operation method in which gaseous fuel is burned in order to suppress fluctuations in strength due to environmental conditions of the pseudo-particulate raw material having a coagulant and a limestone auxiliary raw material as an outer layer part in principle. The present invention has been completed.
In the present invention, the pseudoparticle raw material possessed by the outer layer is a pseudoparticle having a coagulant and a limestone auxiliary raw material as an outer layer portion, and the inner quality is finer than coarse particles on the outer surface with coarse iron ore as the core. A granulated particle having a second layer to which grains of iron ore and SiO 2 -containing material are attached, or a granulated particle having a composite layer in which the inner core is composed of a hardly sinterable material, such as a hardly sinterable material Combinations such as coarse particles of Mara Mamba ore and fine particles of Mara Mamba Ore and the outer part of them as granulated particles with a third layer coated and granulated with ordinary sintering materials are free, but the combination is free. Any pseudo-particle having an outer layer portion of a coagulant and a limestone auxiliary material in the outer layer is applicable.
さらに、前記造粒擬似粒子を用いて焼結鉱を製造する、本発明に係る焼結鉱の製造方法では、前記外層保有の擬似粒子原料を、循環移動するパレット上に装入して、パレット上に前記外層保有の擬似粒子原料の装入層を形成する装入工程と、装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する点火工程と、気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈して燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とし、パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、前記希釈気体燃料及び空気を装入層内に吸引し、該希釈気体燃料を焼結層内において燃焼させると同時に、装入層内に吸引した空気により、当該装入層内の炭材を燃焼させることにより、焼結ケーキを生成させる気体燃料燃焼工程とを有する焼結鉱の製造方法である。 Furthermore, in the method for producing sintered ore according to the present invention, wherein the granulated pseudo particles are used to produce a sintered ore, the pseudo particle raw material possessed by the outer layer is charged on a pallet that is circulated, and the pallet A charge step of forming a charge layer of the pseudo-particle raw material possessed by the outer layer, an ignition step of igniting the carbon material on the charge layer surface using an ignition furnace, and gaseous fuel in the air above the charge layer The diluted gas fuel is diluted to a dilution lower than the lower combustion limit concentration, and the diluted gas fuel and air are sucked into the charging layer by the suction force of the wind box disposed under the pallet, Sintered ore having a gas fuel combustion step for producing a sintered cake by burning the carbonaceous material in the charging layer by the air sucked into the charging layer at the same time as burning in the sintered layer It is a manufacturing method.
前記装入工程は、循環移動するパレット上に前記外層保有の擬似粒子焼結原料を装入して、パレット上に焼結原料の装入層を形成する工程であり、前記点火工程は、装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する工程である。また、前記希釈気体燃料燃焼工程は、気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈し、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とし、パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、上記希釈気体燃料および空気を装入層内に吸引し、該希釈気体燃料を装入層内において燃焼させるとともに、装入層内に吸引した空気により、該装入層内の炭材を燃焼させ、発生する燃焼熱によって、焼結原料を焼結し、焼結ケーキを生成させる工程であり、上記希釈気体燃料生成工程および燃焼工程を用いることが本発明における特徴である。 The charging step is a step of charging the outer layer held pseudo-particle sintering raw material onto a circulating pallet to form a sintering raw material charging layer on the pallet, and the ignition step is a charging step. This is a step of igniting the carbon material on the surface of the layer using an ignition furnace. In the diluted gas fuel combustion step, the gaseous fuel is diluted by supplying the gaseous fuel into the air above the charging layer to obtain a diluted gaseous fuel having a lower combustion lower limit concentration or less, and by the suction force of the wind box disposed under the pallet, The diluted gas fuel and air are sucked into the charging layer, the diluted gas fuel is burned in the charging layer, and the carbon material in the charging layer is burned by the air sucked into the charging layer. This is a step of sintering the sintered raw material by the generated combustion heat to generate a sintered cake, and the use of the diluted gas fuel generation step and the combustion step is a feature of the present invention.
ここで、造粒工程で形成する表面に石灰石原料および凝結材の外層を形成した装疑似粒子の径を気体燃料燃焼工程での混合気体燃料の通風量を確保してカルシウムフェライト内へのアルミナ雇用量を抑制可能な粒径に設定して焼結鉱の高品質化を図るものである。
図４は本発明の焼結機を示す概略構成図であって、焼結原料を構成する返鉱を含む鉄鉱石原料と造滓成分を構成する副原料と凝結材とを造粒して擬似粒子化する造粒装置１を有し、この造粒装置１で造粒した擬似粒子をサージホッパー５に貯留すると共に、整粒した塊鉱石を床敷ホッパー４に貯留しておく。
Here, the diameter of the artificial particles with the outer layer of the limestone raw material and the coagulating material formed on the surface formed in the granulation process is secured, and the volume of the mixed gas fuel in the gaseous fuel combustion process is secured to employ alumina in the calcium ferrite. By setting the particle size to be capable of suppressing the amount, the quality of the sintered ore is improved.
FIG. 4 is a schematic configuration diagram showing a sintering machine of the present invention, in which an iron ore raw material including a return ore constituting a sintered raw material, an auxiliary raw material constituting a slagging component, and a coagulating material are granulated. A
ここで、造粒装置１では、擬似粒子化原料を焼結機に装入して焼結する際に、前述した造滓成分を構成する副原料中の石灰石副原料および前記凝結材を分離して残りの焼結原料を造粒して、擬似粒子化処理を行い、その造粒過程の後半（造粒処理完了１０〜９０秒前）に前記分離した石灰石副原料と凝結材を添加して前記擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した焼結原料としての擬似粒子を製造する。
Here, in the
このとき、造粒工程の造粒処理完了３０秒前に石灰石副原料と凝結材を添加して、両者を３０秒造粒することにより、表面に石灰石原料と凝結材との外層を形成した最も大きな擬似粒子を得ることができる。すなわち、図５（ａ）に示すように、外装を行わない場合の擬似粒子の調和平均粒径は０．９８〜０．９９ｍｍであるのに対して通常の外装を行う場合の調和平均径は１．３１ｍｍとなり、造粒処理完了３０秒前に石灰石副原料と凝結材を添加して造粒を行った場合には通常の外装による調和平均粒径１．３１ｍｍを超える調和平均粒径１．３３ｍｍの粒径を得ることができる。
At this time, the limestone auxiliary material and the coagulant were added 30 seconds before the completion of the granulation process in the granulation step, and both were granulated for 30 seconds to form the outer layer of the limestone raw material and the coagulant on the surface. Large pseudo particles can be obtained. That is, as shown in FIG. 5 (a), the harmonic mean particle diameter of the pseudo particles when the exterior is not performed is 0.98 to 0.99 mm, whereas the harmonic average diameter when the ordinary exterior is performed is When the granulation is performed by adding the limestone auxiliary material and the coagulating
このように、表面に石灰石原料と凝結材との外層を形成した擬似粒子の調和平均粒径を、１．３１ｍｍを超える値に選定することにより、後述する気体燃料燃焼工程での通気性を確保して、高温保持時間経過後の冷却速度を速くするとともに、燃焼帯へ供給する酸素濃度を高くしてカルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量を抑制することができ、焼結鉱を高品質化することができる。 In this way, by selecting the harmonic average particle size of the pseudo particles having the outer layer of the limestone raw material and the coagulant on the surface to a value exceeding 1.31 mm, air permeability in the gaseous fuel combustion process described later is ensured. In addition to increasing the cooling rate after the high temperature holding time has elapsed, the oxygen concentration supplied to the combustion zone can be increased to suppress the solid solution amount of alumina in the calcium ferrite, resulting in high quality sintered ore. Can be
この造粒装置１としては、鉄鉱石、ＳｉＯ２含有原料、石灰石系粉原料および凝結材としての固体燃料系粉原料からなる焼結原料を、ドラムミキサー２を用いて造粒するに際し、ドラムミキサー２の装入口から石灰石系粉原料（例えば粉石灰石）および固体燃料系粉原料（例えば粉コークス）を除く残りの焼結原料を装入して造粒するとともに、この焼結原料が前記ドラムミキサーの排出口に到達するまでの滞留時間が１０〜９０秒範囲となる下流側途中に設定した領域にベルトコンベヤ３で石灰石系粉原料および固定燃料系粉原料を添加し、排出口に至る間に石灰石原料と固体燃料系原料を焼結原料の外装部に付着・形成するようにした焼結用原料の製造方法を適用することができる。
As the
また、石灰石副原料と凝結材を分離した前記残りの焼結原料は、凝結材の混入が１．５ｍａｓｓ％以下とされた焼結原料とされている。
なお、１つのドラムミキサー２を用いて造粒する場合に代えて、第１及び第２のドラムミキサーを適用し、第１のドラムミキサーに、石灰石系粉原料（例えば粉石灰石）および固体燃料系粉原料（例えば粉コークス）を除く残りの焼結原料を装入して造粒し、造粒した焼結原料に石灰石系粉原料（例えば粉石灰石）および固体燃料系粉原料（例えば粉コークス）を加えて第２のドラムミキサーに装入して造粒するようにしてもよい。
The remaining sintered raw material from which the limestone auxiliary raw material and the coagulating material are separated is a sintered raw material in which the coagulant is mixed to 1.5 mass% or less.
In addition, it replaces with the case where it granulates using one
そして、無端移動式の焼結機パレット８の移動に伴って、床敷ホッパー４から整粒した塊鉱石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６と切り出しシュート７を介して、焼結原料としての疑似粒子が装入されて、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。
Then, along with the movement of the endless movable
そして、切り出しシュート７の下流側には、装入層９の上方に点火炉１０が配設され、この点火炉１０で、装入層９の表層中の炭材に点火する。この点火炉１０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１０の下流側には、この点火炉１０の下流側に複数の気体燃料供給装置１５が配設されている。これら気体燃料供給装置１５は、点火炉１０に近い下流側に配設された気体燃料を小口径の噴出口から吹き消え現象が起こる流速で噴出させる第１の気体燃料供給装置１５Ａと、この第１の気体燃料供給装置１５Ａの下流側にさらに配設された第２の気体燃料供給装置１５Ｂとを備えている。
An
A plurality of gaseous
上記第１の気体燃料供給装置１５Ａとしては、具体的には、図６に示したように、パレットの幅方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口を設けるかまたはノズルを配設した気体燃料供給手段を有するもの、あるいは、図７に示したように、パレットの進行方向に沿って、複数の気体燃料供給パイプを配設し、そのパイプには、気体燃料を吐出するスリットあるいは開口でなる噴出口を設けるかまたはノズルを配設した気体燃料供給手段を有するものであるが好ましい。
Specifically, as the first gaseous
また、上記第１の気体燃料供給装置１５Ａは、例えば、気体燃料供給パイプやノズル等に流量制御手段を設けることにより、パレット幅方向における気体燃料の供給量を制御することができることが好ましい。特に、パレット幅方向のサイドウォール近傍では、横風の影響を受けて、供給した気体燃料が機側方向に流されたり、機外に漏出したりして、気体燃料濃度が希薄になるおそれが高いので、そのサイドウォール近傍に気体燃料を多く供給できるようにしたものであることが好ましい。
Moreover, it is preferable that the first gaseous
また、上記気体燃料供給装置は、気体燃料を、装入層の上方で、大気中に高速で吐出させ、それによって周囲の空気と短時間で混合し、その気体燃料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を導入する必要がある。
本発明において、上記のように装入層９の上方で気体燃料を大気中に高速で吐出し、その気体燃料を燃焼下限濃度以下に希釈するのは、以下の理由による。
Further, the gaseous fuel supply device causes the gaseous fuel to be discharged into the atmosphere at a high speed above the charging layer, thereby mixing with the surrounding air in a short time, and a concentration below the lower combustion limit concentration of the gaseous fuel. And then dilute gaseous fuel must be introduced into the charging layer.
In the present invention, the gaseous fuel is discharged into the atmosphere at a high speed above the
表２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、爆発や火災（着火）を防止するには、燃焼下限濃度より低いほど安全である。都市ガスは、Ｃガス（コークス炉ガス）と燃焼下限濃度が近似しているが、熱量がＣガスよりも高いことから、供給濃度を低くできる。したがって、安全性を確保する観点からは、供給濃度を低くできる都市ガスの方がＣガスよりも優位である。 Table 2 shows the lower limit concentration of combustion, supply concentration, and the like of typical gaseous fuels that can be used in the present invention. In order to prevent explosion and fire (ignition), the gas concentration when supplying gaseous fuel into the sintering raw material is safer as it is lower than the lower combustion limit concentration. City gas is similar to C gas (coke oven gas) in terms of the lower combustion limit concentration, but since the amount of heat is higher than that of C gas, the supply concentration can be lowered. Therefore, from the viewpoint of ensuring safety, city gas that can reduce the supply concentration is superior to C gas.
表３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。焼結中に気体燃料供給装置から供給している気体燃料への着火を防止するには、逆火防止を図る必要があるが、そのためには、気体燃料を、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吐出させれば良いと考えられる。例えば、メタンを主成分とする都市ガスの場合には、３．７ｍ／ｓを超える速度で吐出させれば、逆火のおそれはないわけである。 Table 3 shows the combustion components (hydrogen, CO, methane) contained in the gaseous fuel, the lower and upper combustion concentrations of these components, the laminar flow, the combustion speed during turbulent flow, and the like. In order to prevent ignition of the gaseous fuel supplied from the gaseous fuel supply device during sintering, it is necessary to prevent backfire. For this purpose, the gaseous fuel is preferably at least at the laminar flow rate or higher. Is considered to be discharged at a speed higher than the turbulent combustion speed. For example, in the case of city gas mainly composed of methane, 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、逆火を防止するには、その分、高速で吐出させる必要がある。つまり、表２に示した気体燃料の中では、水素を含まない都市ガスは、水素を５９ｖｏｌ％含有するＣガスと比較して、吐出速度を遅くすることができる。しかも、都市ガスは、ＣＯを含まないので、ガス中毒を起こすおそれもない。 On the other hand, hydrogen gas has a turbulent combustion speed that is faster than that of CO or methane. Therefore, in order to prevent backfire, it is necessary to discharge hydrogen gas at a higher speed. That is, in the gaseous fuel shown in Table 2, the city gas not containing hydrogen can slow the discharge speed as compared with the C gas containing 59 vol% hydrogen. Moreover, since city gas does not contain CO, there is no risk of gas poisoning.
したがって、安全性を確保する観点からは、都市ガスは、本発明において使用する気体燃料として好ましい特性を有するものであると言える。メタンを主成分とする天然ガスも同様である。もちろん、Ｃガスも、気体燃料として使用することができるが、その場合には、ガス吐出速度を高める（速める）こと、および、ＣＯ対策を別途講ずることが必要となる。 Therefore, from the viewpoint of ensuring safety, it can be said that city gas has favorable characteristics as a gaseous fuel used in the present invention. The same applies to natural gas mainly composed of methane. Of course, C gas can also be used as gaseous fuel, but in that case, it is necessary to increase (accelerate) the gas discharge speed and to take measures against CO.
表４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、直上吹込み形式とは、都市ガスやＣガス等の気体燃料を、高濃度のまま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）させる形式のことであり、予混合吹込み形式とは、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のことである。
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、気体燃料を周囲の大気と混合し希釈させる際、濃度ムラが発生しやすいため、異常燃焼を起こす可能性が、予混合吹込み形式に比べて高い。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 4 shows the results of evaluating the advantages and disadvantages of the form of supplying the gaseous fuel. In the table, the direct-injection type is a gas fuel such as city gas or C gas that is diluted to a predetermined concentration by discharging it with high concentration and entraining the surrounding atmosphere, and sucked into the charging layer ( The premixed blowing type is a 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 into the charging layer ( This is a so-called premix format.
In the direct injection type, it is easy to prevent backfire if the gaseous fuel is discharged at a speed equal to or higher than the turbulent combustion speed described above, but concentration unevenness occurs when the gaseous fuel is mixed with the surrounding atmosphere and diluted. Because it is easy, abnormal combustion is likely to occur compared to the premixed blowing type. 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、第１の気体燃料供給装置１５Ａ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させて、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を導入するが、その理由は以下による。
図８（ａ）に示したような内径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み、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、その結果を表５に示した。
Further, in the present invention, the first gaseous
As shown in FIG. 8 (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
一方、図８（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大気中に供給して上記と同じ濃度となるよう希釈した場合について、上記と同様にして焼結ケーキ内のメタンガス濃度の分布を測定し、その結果を表６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へ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希釈して供給した場合には、焼結ケーキ内のメタンガス濃度はほぼ均一化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９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。
On the other hand, as shown in FIG. 8 (b), the same nozzle is used to supply methane gas from the position 350 mm above the sintered cake to the atmosphere to dilute to the same concentration as above. Similarly, the distribution of methane gas concentration in the sintered cake was measured, and the results are shown in Table 6.
From these results, when methane gas is introduced directly into the sintered cake, the diffusion of methane gas in the lateral direction is insufficient, whereas when methane gas is diluted and supplied above the sintered cake. It can be seen that the methane gas concentration in the sintered cake is almost uniform. From the above results, it is understood that the gaseous fuel is preferably diluted uniformly before being introduced into the
次に、本発明においては、第１の気体燃料供給装置１５Ａ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。
しかし、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。
Next, in the present invention, the speed at which the gaseous fuel is ejected from the ejection port such as the slit or nozzle provided in the gaseous fuel supply pipe of the first gaseous
However, in the sintering operation of the present invention, there is a sintered layer that forms or is forming a combustion / melting zone in the sintering pallet, and in a state that always has a fire type, a gas is formed above the charging layer. Fuel is supplied.
従って、何らかの火種によって、気体燃料供給装置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。
Therefore, when the gaseous fuel supplied from the gaseous fuel supply device is ignited by some kind of fire, if the flow rate of the gaseous fuel discharged from the nozzle or the like is slow, backfire occurs, and the gaseous fuel supply device or the gaseous fuel supply pipe May cause explosion or combustion.
Therefore, in order to prevent backfire even if the gaseous fuel is ignited, the ejection speed of the gaseous fuel is discharged at a speed higher than the combustion speed of the gaseous fuel, more preferably at a speed higher than the turbulent combustion speed. Is considered desirable. Incidentally, the laminar combustion speed of methane gas is about 0.4 m / s, and the turbulent combustion speed is about 4 m / s.
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９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. 9, a jet outlet with 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１０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。 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. .
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。 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。
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。
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.
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.
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１１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。
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. 11 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１２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７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. 12, 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 the tip closed 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 7. 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.
次に、上記気体燃料を、空気中に吐出させる方向については、種々の形態を採用することができ、例えば、図１３のように、気体燃料を噴出口から装入層に向かって下方（鉛直下方）に吐出させることにより、その一部を装入層表面で反射させて希釈させる方法、図１４のように、気体燃料を噴出口から装入層表面に平行（水平方向）に吐出させることにより装入層に導入されるまでの経路を長くし希釈を促進させる方法、あるいは、図１５のように、気体燃料を噴出口から邪魔板（反射板）に向かって吐出し、反射させることにより希釈を促進する方法、図１６のように、気体燃料供給パイプに設けられた気体燃料の噴出口の向きを、装入層表面に向かって±９０度の範囲で多方向に分散させて希釈を促進する方法などを採用することができる。さらに、上記図１６の変形態様として、気体燃料供給パイプの軸を中心に回転可能とし、吐出方向を揺動させる構造とすることもできる。 Next, various forms can be adopted for the direction in which the gaseous fuel is discharged into the air. For example, as shown in FIG. 13, the gaseous fuel is directed downward (vertically from the injection port toward the charging layer. A method in which a part of the gas is reflected by the surface of the charging layer to dilute it, and the gaseous fuel is discharged from the jet port in parallel (horizontal direction) to the surface of the charging layer as shown in FIG. Or a method of promoting the dilution by lengthening the path until it is introduced into the charging layer, or by discharging the gaseous fuel from the outlet toward the baffle plate (reflecting plate) and reflecting it as shown in FIG. A method of promoting dilution, as shown in FIG. 16, the direction of the gas fuel injection port provided in the gas fuel supply pipe is dispersed in multiple directions within a range of ± 90 degrees toward the surface of the charging layer to perform dilution. By adopting a method to promote That. Furthermore, as a modification of FIG. 16, the structure can be configured such that the gas fuel supply pipe can be rotated around the axis and the discharge direction can be swung.
なお、気体燃料を吹き消えが起こる噴出速度で供給する以上述べた手段を有する第１の気体燃料供給装置１５Ａとすれば、安全上十分な機能を有し、フードで囲った内部に、気体燃料供給装置１５Ａを配した図６，図７で示される設備、あるいは焼結原料を予め予熱して焼結を行うための保温炉、あるいは排ガス循環フードを利用した気体燃料を吹き消えが起こる噴出速度で供給する気体燃料供給装置１５Ａであってもかまわない。
If the first gaseous
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１７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 discharge gaseous fuel with the said gaseous fuel supply apparatus at the height of 300 mm or more above the charging layer surface. The reason is as follows.
As shown in FIG. 17, gas supply pipes having openings with a diameter of 1 mmφ opened at both sides of a pipe of 25A at a pitch of 112 mm on both sides of a pipe of 25A so that the jet direction of the gaseous fuel is horizontal, are sintered beds (charges). 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１８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１８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. 18 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. 18, 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１９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１９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。
Further, FIG. 19 shows how the LNG ejected at a speed of 200 m / s from the ejection port having an opening diameter of 1 mmφ is diffused and diluted until reaching the surface of the sintering bed and in the sintering bed layer. It shows how to go. From FIG. 19, LNG is 0.28 to 1.14% at a
以上の結果から、ＬＮＧを、焼結ベッド（装入層）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、第１の気体燃料供給装置１５Ａ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。
From the above results, LNG is jetted into the air at a high speed above the sintering bed (charging layer) to be sufficiently mixed with air and diluted uniformly, especially at 300 mm below the jet nozzle. It was found that it was diluted almost uniformly. Therefore, in the first gaseous
本発明において、第１の気体燃料供給装置１５Ａによっ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 by the first gaseous
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鉱の製造方法では、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９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。
Moreover, in the manufacturing method of the sintered ore in this invention, it is also possible to supply (introduce) the diluted gaseous fuel into the charging layer immediately after igniting the carbonaceous material in the charging layer. Since the diluted gaseous fuel can be supplied by supplying gaseous fuel that causes blowout, if the sintered cake layer is formed on the upper surface of the
希釈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。 Another reason why the diluted gas fuel is preferably supplied after the sintered cake layer is formed on the surface of the charging layer is that the diluted gas fuel is supplied to the upper portion of the charging layer in a state where no sintered cake is formed. This is because only the combustion occurs on the charging 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。 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.
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。 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１０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 gaseous fuel is ejected at the high speed at which the blow-off phenomenon occurs as described above, even if gaseous fuel is supplied immediately after ignition in the
上記理由から、希釈気体燃料を生成する第１の気体燃料供給装置１５Ａ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１０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 first gaseous
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.
このため、上述したように、焼結原料として擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子を適用した場合に、擬似粒子では外層に凝結材と石灰石副原料が存在するため、まず、凝結材の表層の存在で、凝結材の効率燃焼（表層での燃焼）下で内層の粗流、細粒鉱石からなる内層部分をヘマタイト化、すなわち生鉱石状態で被還元性の優れた状態にでき、さらに外殻部分となる外層に位置する石灰石副原料により、焼結時カルシウムフェライトを生成するが、カルシウムシリケートへの移行も、その内側において、鉄鉱石原料中のＳｉＯ２と反応し、生成するカルシウムシリケートに反応上限られることになり、外殻にカルシウムフェライトが残存して引張り強度を維持して強度を保持している。 For this reason, as described above, when a pseudo particle in which the outer layer of the limestone auxiliary material and the coagulating material is formed on the surface of the pseudo particle as the sintering raw material, the coagulating material and the limestone auxiliary material exist in the outer layer in the pseudo particle. First, due to the presence of the surface layer of the coagulation material, the inner layer rough flow and the inner layer part made of fine-grained ore are hematized under the efficient combustion of the coagulation material (combustion at the surface layer), that is, excellent reducibility in the raw ore state Calcium ferrite is produced during sintering by the limestone auxiliary material located in the outer layer that becomes the outer shell part, and the transition to calcium silicate also reacts with SiO 2 in the iron ore raw material inside However, the upper limit of the reaction is caused by the generated calcium silicate, and calcium ferrite remains in the outer shell to maintain the tensile strength and maintain the strength.
そしてこの技術と、第１の気体燃料燃焼工程で希釈気体燃料を使用し、希釈気体燃料の供給量および濃度の少なくとも一方を調整することにより焼結層内の高温域保持時間を調整することで前記内層部分の燃焼溶融域の高温域保持時間が確保される結果、内外質強度の高い焼結鉱を得ることができる。しかも、第１の気体燃料燃焼工程では、吹き消え現象を生じるように気体燃料を高速で噴射するようにしているので、点火炉１０の直後で装入層９の表面に燃焼・溶融帯が存在している状態から気体燃料の吹込みが可能となり、より確実に燃焼・溶融帯の高温域保持時間を長くすることができる。
And by using diluted gas fuel in this technique and the first gaseous fuel combustion process and adjusting at least one of the supply amount and concentration of the diluted gas fuel, the high temperature region holding time in the sintered layer is adjusted. As a result of securing the high temperature region holding time of the combustion melting region of the inner layer portion, a sintered ore with high inner / outer material strength can be obtained. Moreover, in the first gaseous fuel combustion step, gaseous fuel is injected at a high speed so as to cause a blow-off phenomenon, so that a combustion / melting zone exists on the surface of the
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。 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.
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。 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も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 highest temperature reached and the high temperature region holding time.
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２０（ａ）に示すように変化する。そして、図２０（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２０（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 as shown in FIG. It changes as shown in a). And, as shown in FIG. 20 (b), the thermal history of the sintered layer upper layer, middle layer, and lower layer received during the sintering process is greatly different, and 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 by 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、本発明の焼結鉱の製造方法において、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 method for producing a sintered ore of the present invention, the introduction position of the diluted gas fuel into the charging layer is determined by sintering in an arbitrary zone between the sintered cake formed in the charging layer and the wet zone. It is determined in consideration of how to control the cold strength of the ore. 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.
本発明の製造方法において、第１の気体燃料供給装置１５Ａにおける装入層９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 manufacturing method of the present invention, as described above, the gaseous fuel supplied into the
さらに、本発明の製造方法では、上記第１の気体燃料供給装置１５Ａに適用する気体燃料以外に、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８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。
Further, in the production method of the present invention, in addition to the gaseous fuel applied to the first gaseous
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.
一方、第２の気体燃料供給装置１５Ｂは、構成上は上述した第１の気体燃料供給装置１５Ａと同様の構成を有するが、上述した吹き消え現象を利用するものではなく、ランニングコストを考慮して、コークス炉ガス（Ｃガス）、高炉ガス（Ｂガス）およびコークス炉・高炉混合ガス（Ｍガス）のいずれかが適用される。このようなガスは、製鉄所内で生成されることから、他のＬＰＧ、都市ガス、プロパンガス等の気体燃料を使用する場合に比較的気体燃料調達比即ちランニングコストを大幅に低減することができる。
On the other hand, the second gaseous fuel supply device 15B has the same configuration as the first gaseous
しかしながら、コークス炉ガス（Ｃガス）、高炉ガス（Ｂガス）およびコークス炉・高炉混合ガス（Ｍガス）は、成分中にタール、スケール等の配管内に付着して配管を閉塞させる配管閉塞物質を含んでおり、前述した第１の気体燃料供給装置１５Ａのように吹き消え現象を利用するために噴出口の口径を３ｍｍφ以下にした場合には、気体燃料供給パイプや噴出口にタールやスケールやその混合物による配管閉塞物質が付着して、気体燃料供給パイプや噴射口の清掃や点検を２〜３週間毎に行わなければならず、これら点検や清掃の間は焼結操業を停止させる必要があることから生産量が減少してしまう。
However, coke oven gas (C gas), blast furnace gas (B gas) and coke oven / blast furnace mixed gas (M gas) adhere to the components such as tar, scale, etc. In order to use the blow-off phenomenon as in the first gaseous
このため、気体燃料供給パイプ及び噴出口の開口径は、６ｍｍ以上に設定することが好ましい。その理由は、上記のように、気体燃料への逆火を防止するためには、気体燃料の吐出速度を、燃焼速度を超える速度とすることが困難となるが、噴出口の開口径を６ｍｍ以上に設定することにより、気体燃料噴射ノズル２３の清掃頻度を半年程度に延長することができ、開口径を１０ｍｍ以上とする清掃頻度を１０カ月以上に延長することができる。 For this reason, it is preferable to set the opening diameter of a gaseous fuel supply pipe and a jet nozzle to 6 mm or more. The reason for this is that, as described above, in order to prevent backfire to the gaseous fuel, it is difficult to set the discharge speed of the gaseous fuel to a speed exceeding the combustion speed. By setting as described above, the cleaning frequency of the gaseous fuel injection nozzle 23 can be extended to about half a year, and the cleaning frequency with an opening diameter of 10 mm or more can be extended to 10 months or more.
このように、気体燃料噴射ノズル２３の開口径は大きければ大きい程タールやスケールの混合物でなる配管閉塞物質の付着を抑制することができるものであるが、配管径を大きくすると、噴出する気体燃料の噴射速度が低下し、吐出範囲も狭くなることから、開口径は１５ｍｍ以下とすることが望ましい。
なお、気体燃料供給パイプ等の気体燃料供給系統を予熱する予熱機構を配置して、タールやスケール等の配管閉塞物質が気体燃料供給パイプや噴出口内で固化することを抑制するようにすれば、さらに清掃や点検周期を長くすることができる。
As described above, the larger the opening diameter of the gaseous fuel injection nozzle 23, the more the adhesion of the pipe clogging material made of a mixture of tar and scale can be suppressed. Therefore, the opening diameter is desirably 15 mm or less.
In addition, if a preheating mechanism for preheating the gaseous fuel supply system such as the gaseous fuel supply pipe is arranged so as to suppress solidification of the pipe clogging substances such as tar and scale in the gaseous fuel supply pipe and the jet outlet, Furthermore, the cleaning and inspection cycle can be lengthened.
また、第２の気体燃料供給装置１５Ｂでの気体燃料の吐出は、装入層表面情報３００ｍｍ以上の高さ、および吐出方向を略水平として行うことが好ましい。また、第２の気体燃料供給装置１５Ｂで気体燃料としてＣガスを使用するとき、焼結進行過程で表層にはすでに焼結が完了した焼結層が存在し、赤熱部分（気体燃料への引火部分）がない状態である。
この状態であるのもＣガスが利用できる条件となっている。もちろん他気体燃料も使用可能であることはいうまでもない。
Moreover, it is preferable that the discharge of the gaseous fuel in the second gaseous fuel supply device 15B is performed with the height of the charging layer surface information of 300 mm or more and the discharge direction being substantially horizontal. In addition, when C gas is used as the gaseous fuel in the second gaseous fuel supply device 15B, a sintered layer that has already been sintered exists in the surface layer in the course of sintering, and the red hot part (ignition of gaseous fuel) There is no part).
This state is also a condition that C gas can be used. Of course, other gas fuels can be used.
また、図２１は、コークス炉ガス（Ｃガス）を使用する際、焼結原料の装入層中でのＣガス拡散度を測定する実験である。つまり、装入層中でコークス炉ガス濃度が偏る場合、燃焼ムラを生じ得られる焼結鉱品質が不均一となる問題を避けるためである。
図２１は、焼結原料の充填層ａの表面ｂの上方に気体燃料供給パイプｃを配置し、気体燃料供給パイプｃに設けた噴出口ｄによるコークス炉ガス供給を行った際の焼結原料の充填層ａ中のコークス炉ガス濃度を測定したコークス炉ガス拡散度測定装置である。
FIG. 21 is an experiment for measuring the C gas diffusivity in the charged layer of the sintering raw material when using coke oven gas (C gas). That is, when the coke oven gas concentration is uneven in the charge layer, the problem of non-uniform sinter quality that can cause combustion unevenness is avoided.
FIG. 21 shows a sintered raw material when a gaseous fuel supply pipe c is disposed above the surface b of the packed bed a of the sintered raw material, and coke oven gas is supplied through the spout d provided in the gaseous fuel supply pipe c. It is the coke oven gas diffusivity measuring device which measured the coke oven gas concentration in the packed bed a.
焼結原料の充填層ａ下部から排気する形で焼結原料の充填層ａの表面ｂの上方の空気を吸引する状態で、上記気体燃料供給パイプｃの噴出口ｄから、コークス炉ガスを吐出させ、充填層ａ中の各箇所（(1)〜(15)）で採取したコークス炉ガス濃度を測定してコークス炉ガス拡散度を判定した。上記気体燃料供給パイプｃの噴出口ｄは、充填層ａの表面ｂに向かって吐出させたのが下吹き、充填層ａの表面ｂの沿う方向に向かって吐出させたのが水平横吹きと称する。 Coke oven gas is discharged from the spout d of the gaseous fuel supply pipe c in a state where the air above the surface b of the sintered raw material packed bed a is sucked in the form of exhaust from the lower portion of the sintered raw material packed bed a. The coke oven gas diffusivity was determined by measuring the coke oven gas concentration collected at each location ((1) to (15)) in the packed bed a. The spout d of the gaseous fuel supply pipe c is blown downward toward the surface b of the packed bed a, and blown horizontally toward the direction along the surface b of the packed bed a. Called.
図２２は、その結果であり、水平横吹きの際の充填層ａの上層、中層、下層で検出されるＣガス濃度を図２２（ａ）に、下向きで吐出させた際のＣガス濃度を図２２（ｂ）に示した。
コークス炉ガスは、ＣＨ４ガス同様、充填層ａ中を拡散し難く、下吹きよりも、水平横吹きの方がコークス炉ガス濃度は均一化されている。
FIG. 22 shows the results. The C gas concentrations detected in the upper, middle and lower layers of the packed bed a during horizontal horizontal blowing are shown in FIG. 22 (a), and the C gas concentrations when discharged downward are shown in FIG. This is shown in FIG.
Like the CH 4 gas, the coke oven gas is less likely to diffuse in the packed bed a, and the coke oven gas concentration is more uniform in horizontal horizontal blowing than in lower blowing.
また、図２３、図２４は、下吹きガス拡散混合の解析結果であり、図２３の条件（コークス炉ガス吹き込み、噴出口の口径１０ｍｍ、下向き３ｍ／ｓの吐出速度）での結果を図２４に示す。図２４において、垂直断面、水平断面ともにノズル間でガス拡散混合が不十分な領域が生じており、この濃度不均一なコークス炉ガスが焼結原料の装入層に供給されるため燃焼村の発生は避けがたいことが予想できる。
FIG. 23 and FIG. 24 show the analysis results of the down-blown gas diffusion mixing, and the results under the conditions of FIG. 23 (coke oven gas blowing,
図２５は、ノズル口径、吐出速度は同一として、水平横吹きとして解析した結果である。水平横吹きのＣガスは、焼結原料の装入層側に大気とともに吸引され、均一混合状態で供給されることがわかる。
鍋試験結果を、図２６に示す。ガス吹込みを行わない焼結操業で得られる焼結鉱強度、歩留まり、生産性、焼結時間をベースとし比較したが、ベース、及び下向き気体供給に比べ、水平横吹きの供給形態が最も優れた結果となった。
FIG. 25 shows the result of analysis as horizontal horizontal blowing with the same nozzle diameter and discharge speed. It can be seen that the horizontal laterally blown C gas is sucked together with the atmosphere to the charged layer side of the sintering raw material and supplied in a uniform mixed state.
The pot test results are shown in FIG. Comparison was made based on the strength of sinter, yield, productivity, and sintering time obtained by sintering operation without gas blowing, but the horizontal horizontal blowing supply form was the best compared to the base and downward gas supply. It became the result.
なお、水平横吹きとは、焼結原料の装入層と平行状態を指し、水平方向±3０度の範囲において許容できる。このましくは水平方向±２０度の範囲である。
このように、第１の気体燃料供給装置１５Ａの下流側に隣接させて第２の気体燃料供給装置１５Ｂを配置することにより、第１の気体燃料供給装置１５Ａを通過した焼結機パレット８の装入層では、燃焼・溶融帯が表面から６０ｍｍ以上下がった位置となり、第２の気体燃料供給装置１５Ｂで比較的低速でコークス炉ガスを気体燃料供給パイプの噴出口から噴射した場合でも、装入層の表面に火種がないので、希釈されたコークス炉ガスが装入層の上方で着火されて燃焼されることはなく、燃焼・溶融帯の拡幅に有効に利用される。しかも、コークス炉ガスは製鉄所内で生成されるので、ランニングコストを十分に低下させることができる。
The horizontal horizontal blowing refers to a state parallel to the charged layer of the sintering raw material and is allowable in the range of ± 30 degrees in the horizontal direction. This is preferably in the range of ± 20 degrees in the horizontal direction.
Thus, by disposing the second gaseous fuel supply device 15B adjacent to the downstream side of the first gaseous
また、本発明の方法によって焼結鉱を製造するに当たっては、造滓成分を構成する副原料中の石灰石副原料および前記凝結材を分離して残りの焼結原料を造粒して、擬似粒子化処理を行い、その造粒過程の後半（造粒処理完了１０〜９０秒前）に前記分離した石灰石副原料と凝結材を添加して前記擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子を生成する造粒装置と、層を保有した擬似粒子原料を、循環移動するパレット上に装入して、当該パレット上に前記外層を保有した擬似粒子の装入層を形成する原料供給装置と、上記装入層表面の炭材に点火する点火炉１０と、上記装入層上辺の空気中に、気体燃料を噴出して燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とする気体燃料供給装置と、上記希釈気体燃料と空気とをパレット下で吸引して装入層内に導入するウインドボックスとを備える焼結機において、前記気体燃料供給装置は、前記点火炉１０に近い下流側に配設された、気体燃料を気体燃料供給部の小口径の噴出口から吹き消え現象が起こる流速で噴出する第１の気体燃料供給装置１５Ａと、該第１の気体燃料供給装置１５Ａの下流側に配設された、気体燃料を気体燃料供給部の大口径の噴出口から前記吹き消え現象が起こる流速で噴出させる第２の気体燃料供給装置１５Ｂとを少なくとも有することを特徴とする焼結機を用いる。
Further, in producing the sintered ore by the method of the present invention, the limestone auxiliary material in the auxiliary raw material constituting the slagging component and the coagulant are separated, and the remaining sintered raw material is granulated to produce pseudo particles. In the latter half of the granulation process (10 to 90 seconds before the completion of the granulation process), the separated limestone auxiliary material and coagulant are added to form an outer layer of the limestone auxiliary material and coagulant on the pseudo particle surface. The formed granulated apparatus for generating the pseudo particles and the pseudo particle raw material having the layer are charged on a pallet that circulates and the pseudo particle charged layer having the outer layer is formed on the pallet. Gas fuel supply for diluting gaseous fuel below the lower combustion limit concentration by injecting gaseous fuel into the raw material supply device, the
本発明の焼結機における第１の気体燃料供給装置１５Ａおよび１５Ｂは、焼結機の焼結機パレットの搬送方向に沿って、パレットの両サイドウォールを跨ぐように配設されるのが好ましい。すなわち、上記第１及び第２の気体燃料供給装置１５Ａおよび１５Ｂは、パレットの両サイドウォールを跨ぐ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。
The first gaseous
前記第１および第２の気体燃料供給装置１５Ａおよび１５Ｂは、点火炉１０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。
The first and second gaseous
図２７は、本発明に係る焼結機の一実施形態の一部を示したものであり、点火炉１０のパレット移動方向下流側に当たる装入層の上辺に、高炉ガスやコークス炉ガスあるいはこれらの混合ガス（Ｍガス）等の気体燃料を大気中に吐出し、所望の濃度の希釈気体燃料とするための第１の気体燃料供給装置１５Ａを１基だけ配設した例を示したものである。その気体燃料供給装置１５Ａは、装入層の上方にフード１５ａが設置され、そのフードの内部には、パレット８の幅方向に沿って複数の気体燃料供給パイプ１５ｂが配設されており、そのパイプには、気体燃料を高速で大気中に吐出するノズル１５ｃを下向きにかつパレット幅方向に複数個配列させたものを、図示していないサイドウォールの上から装入層を覆うように配設したものである。この気体燃料供給装置１５Ａのフード１５ａ内に供給された気体燃料は、フード１５ａ内の周辺の空気と混合して希釈気体燃料となり、その後、パレット８下の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、装入層表層に生成した焼結ケーキを経て、装入層の深部（下層）にまで導入される。なお、この第１の気体燃料供給装置１５Ａは、特に、パレット両側端（図２０（ｃ）の歩留り６０％の領域）の歩留り向上を図りたいときは、パレットの両サイドウォール近傍に気体燃料を多く供給できるよう、前記ノズル１５ｃを重点的に配置することが好ましい。
FIG. 27 shows a part of an embodiment of a sintering machine according to the present invention, and a blast furnace gas, a coke oven gas, or these are formed on the upper side of the charging layer corresponding to the downstream side of the
この第１の気体燃料供給装置１５Ａから供給する気体燃料としては、例えば、高炉ガス（Ｂガス）、コークス炉ガス（Ｃガス）、高炉ガスとコークス炉ガスとの混合ガス（Ｍガス）、都市ガス、天然ガス（ＬＮＧ）またはメタン、エタン、プロパン、ブタンガス、あるいはこれらの混合ガスなどが用いられる。これらの気体燃料は、点火炉１０とは別途に独立した配管系の下で供給してもよく、また、点火炉用燃料配管と同じ種類として、点火炉１０へのガス供給管（図示せず）の延長上に接続するように構成してもよい。
Examples of the gaseous fuel supplied from the first gaseous
下記の表９は、第１の気体燃料供給装置１５Ａで使用する各種気体燃料の燃焼下限濃度と、その気体燃料を装入層へ導入する際の上限濃度（燃焼下限濃度の７５％、６０％、２５％）を示したものである。例えば、プロパンガスは、燃焼下限濃度は２．２ｖｏｌ％であるから、プロパンガスの希釈気体燃料の濃度上限は、７５％の場合は１．７ｖｏｌ％、６０％の場合は１．３ｖｏｌ％、２５％の場合は０．６ｖｏｌ％ということになる。一方、希釈気体燃料の下限濃度、即ち、気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は、プロパンガスの場合は０．０５ｖｏｌ％である。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。
Table 9 below shows the lower limit concentration of combustion of various gaseous fuels used in the first gaseous
好ましい範囲（１）： ２．２ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： １．７ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： １．３ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： ０．６ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： ０．６ｖｏｌ％〜０．０５ｖｏｌ％
Preferred range (1): 2.2 vol% to 0.05 vol%
Preferred range (2): 1.7 vol% to 0.05 vol%
Preferred range (3): 1.3 vol% to 0.05 vol%
Preferred range (4): 0.6 vol% to 0.05 vol%
Preferred range (4): 0.6 vol% to 0.05 vol%
また、Ｃガスは、燃焼下限濃度は５．０ｖｏｌ％であるから、Ｃガスの希釈気体燃料の濃度上限は、７５％の場合は３．８ｖｏｌ％、６０％の場合は３．０ｖｏｌ％、２５％の場合は１．３ｖｏｌ％ということになる。一方、Ｃガスの場合、気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．２４ｖｏｌ％である。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。
好ましい範囲（１）： ５．０ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３．８ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ３．０ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １．３ｖｏｌ％〜０．２４ｖｏｌ％
In addition, since the lower limit concentration of combustion of C gas is 5.0 vol%, the upper limit of the concentration of the diluted gas fuel of C gas is 3.8 vol% when 75%, 3.0 vol% when 60%, 25 In the case of%, it means 1.3 vol%. On the other hand, in the case of C gas, the lower limit concentration at which the effect of supplying gaseous fuel is manifested is 0.24 vol%. Accordingly, the preferred range is as follows.
Preferred range (1): 5.0 vol% to 0.24 vol%
Preferred range (2): 3.8 vol% to 0.24 vol%
Preferred range (3): 3.0 vol% to 0.24 vol%
Preferred range (4): 1.3 vol% to 0.24 vol%
また、ＬＮＧガスは燃焼下限濃度が４．８ｖｏｌ％であるから、ＬＮＧの希釈気体燃料の濃度上限は、７５％の場合は３．６ｖｏｌ％、６０％の場合は２．９ｖｏｌ％、２５％の場合は１．２ｖｏｌ％ということになる。一方、ＬＮＧガスの気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．１ｖｏｌ％である。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。
好ましい範囲（１）： ４．８ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３．６ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ２．９ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １．２ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １．２ｖｏｌ％〜０．１ｖｏｌ％
Further, since the lower limit concentration of combustion of LNG gas is 4.8 vol%, the upper limit of the concentration of diluted gas fuel of LNG is 3.6 vol% for 75%, 2.9 vol% for 60%, and 25% for 25%. In this case, it will be 1.2 vol%. On the other hand, the lower limit concentration at which the effect of supplying the gaseous fuel of LNG gas is 0.1 vol%. Accordingly, the preferred range is as follows.
Preferred range (1): 4.8 vol% to 0.1 vol%
Preferred range (2): 3.6 vol% to 0.1 vol%
Preferred range (3): 2.9 vol% to 0.1 vol%
Preferred range (4): 1.2 vol% to 0.1 vol%
Preferred range (4): 1.2 vol% to 0.1 vol%
また、高炉ガスは、燃焼下限濃度は４０．０ｖｏｌ％であるから、高炉ガスの希釈気体燃料の濃度上限は、７５％の場合は３０．０ｖｏｌ％、６０％の場合は２４．０ｖｏｌ％、２５％の場合は１０．０ｖｏｌ％ということになる。一方、高炉ガスの気体燃料供給の効果が顕れる下限濃度は０．２４ｖｏｌ％である。したがって、好ましい範囲は以下のようになる。
好ましい範囲（１）： ４０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（２）： ３０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（３）： ２４．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
好ましい範囲（４）： １０．０ｖｏｌ％〜１．２５ｖｏｌ％
Also, since the lower limit concentration of blast furnace gas is 40.0 vol%, the upper limit of the concentration of diluted gas fuel in the blast furnace gas is 30.0 vol% when 75%, 24.0 vol% when 60%, 25 In the case of%, it means 10.0 vol%. On the other hand, the lower limit concentration at which the effect of supplying blast furnace gas with gaseous fuel is 0.24 vol%. Accordingly, the preferred range is as follows.
Preferred range (1): 40.0 vol% to 1.25 vol%
Preferred range (2): 30.0 vol% to 1.25 vol%
Preferred range (3): 24.0 vol% to 1.25 vol%
Preferred range (4): 10.0 vol% to 1.25 vol%
次に、表１０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。 Next, Table 10 shows the contents and heat values of hydrogen, CO, methane, ethane, and propane contained as combustion components in C gas, LNG, and B gas.
次に、本発明に係る焼結鉱の製造方法を開発する契機となった実験について説明する。
この実験は、図２８に示す実験装置、即ち、透明石英製窓付き竪型管状の試験鍋（１５０ｍｍφ×４００ｍｍＨ）を用い、使用する気体燃料として、高炉ガス・コークス炉ガスの混合ガス（Ｍガス）を用い、出願人会社の焼結工場で使用しているのと同じ焼結原料、即ち、表１１に示す焼結原料を使って、下方吸引圧力１１．８ｋＰａ一定の条件で焼結鍋試験を行った例である。ここで、前記Ｍガスの燃焼成分の濃度は、空気で希釈して、０．５ｖｏｌ〜１５ｖｏｌ％の範囲内で変動させた。なお、この実験に用いたＭガスの燃焼下限濃度は１２ｖｏｌ％である。
Next, an experiment that triggered the development of the method for producing a sintered ore according to the present invention will be described.
This experiment uses the experimental apparatus shown in FIG. 28, that is, a bowl-shaped tubular test pan (150 mmφ × 400 mmH) with a transparent quartz window, and a mixed gas of blast furnace gas and coke oven gas (M gas) as the gaseous fuel to be used. ), And using the same sintering raw material as used in the applicant's company's sintering factory, that is, the sintering raw material shown in Table 11, a sintering pot test at a constant downward suction pressure of 11.8 kPa This is an example. Here, the concentration of the combustion component of the M gas was diluted with air and varied within the range of 0.5 vol-15 vol%. In addition, the combustion minimum concentration of M gas used for this experiment is 12 vol%.
図２８は、また、前記試験鍋の透明石英窓から燃焼溶融帯をビデオ観察した様子、とくに燃焼前線の移動に伴う燃焼帯の下降状況を示している。この図２８からわかるように、試験鍋内の原料堆積層中に、燃焼下限濃度（１２ｖｏｌ％）を超える１５ｖｏｌ％のＭガスを含む気体燃料を吹き込んだ場合、気体燃料は装入層表面ですぐに燃焼を開始し、装入層の下層にまでは届かず吹込みの効果が得られなかった。これに対して、本発明に従い、前記気体燃料の燃焼下限濃度（１２ｖｏｌ％）の７５％以下である３ｖｏｌ％まで空気で希釈した気体燃料を用いた場合、原料堆積層表面で燃焼することがなく、装入層内深く、即ち、燃焼・溶融帯相当域まで到達し、燃焼した。その結果、空気のみで焼結したときの、燃焼帯（燃焼・溶融帯とも呼ぶ）の厚みは７０ｍｍであったのに対し、Ｍガスを希釈して吹き込んだ場合には、燃焼帯の厚み幅を１５０ｍｍ、即ち２倍以上に拡大させることができた。この燃焼帯の厚みの拡大は、高温域保持時間の延長が達成されることも意味する。 FIG. 28 also shows a video observation of the combustion melting zone from the transparent quartz window of the test pan, and particularly shows the descending state of the combustion zone accompanying the movement of the combustion front. As can be seen from FIG. 28, when gaseous fuel containing 15 vol% M gas exceeding the lower limit concentration of combustion (12 vol%) is blown into the raw material accumulation layer in the test pan, the gaseous fuel is immediately on the surface of the charging layer. Combustion started, and it did not reach the lower layer of the charging layer, and the blowing effect was not obtained. On the other hand, according to the present invention, when gaseous fuel diluted with air to 3 vol%, which is 75% or less of the lower limit concentration of combustion (12 vol%) of the gaseous fuel, is used, it does not burn on the surface of the raw material deposition layer. , It reached the combustion layer and reached the region corresponding to the combustion / melting zone and burned. As a result, the thickness of the combustion zone (also referred to as combustion / melting zone) when sintered only with air was 70 mm, whereas when M gas was diluted and blown, the thickness width of the combustion zone Can be enlarged to 150 mm, that is, twice or more. This increase in the thickness of the combustion zone also means that an extension of the high temperature region holding time is achieved.
しかも、この試験鍋による実験においては、実機焼結機におけるパレットの移動に伴う燃焼前線の進行速度に相当する燃焼帯の降下速度（この逆数が焼結時間である）は、希釈気体燃料の供給によって速くなり、しかも、コークスを増量したときや高温空気を吹き込んだときと同じように、燃焼帯の上下方向の厚み幅を拡大させることができた。このように、焼結原料の装入層中に、適切な濃度に希釈された気体燃料を吹き込んだ場合、従来のような固体燃料や液体燃料、希釈しない可燃性ガスを使う場合と比較すると、燃焼帯幅の拡大効果が著しくなり、しかも、コークスを増量したときのような燃焼前線の降下速度の低下を招くことがなく、大気焼結の場合とほとんど変わらない速度で焼結が進むことがわかった。 In addition, in the experiment using this test pan, the descent rate of the combustion zone corresponding to the traveling speed of the combustion front accompanying the movement of the pallet in the actual sintering machine (the reciprocal is the sintering time) is the supply of diluted gas fuel. In addition, the thickness of the combustion zone in the vertical direction could be increased in the same way as when coke was increased or hot air was blown. In this way, when the gaseous fuel diluted to an appropriate concentration is blown into the charging layer of the sintering raw material, compared to the case of using a solid fuel or liquid fuel, a non-dilutable combustible gas as in the past, The expansion effect of the combustion band becomes remarkable, and it does not cause a decrease in the descent rate of the combustion front as when the amount of coke is increased, and sintering proceeds at a speed almost the same as in the case of atmospheric sintering. all right.
図２９（ａ）〜（ｄ）は、上記焼結鍋試験結果をまとめたものである。この結果によれば、本発明に従って原料装入層中に適切に希釈されたＭガスを吹き込んだ場合、焼結時間はほとんど変化しないにも拘らず、歩留が向上し（図２９（ａ））、焼結生産性も増加している（図２９（ｂ））。しかも、高炉の操業成績に大きく影響する冷間強度の管理指標であるシャッター強度（ＳＩ）は１０％以上（図２９（ｃ））、還元粉化特性（ＲＤＩ）は８％も改善されている（図２９（ｄ））。 FIGS. 29A to 29D summarize the results of the sintering pot test. According to this result, when appropriately diluted M gas was blown into the raw material charging layer according to the present invention, the yield was improved although the sintering time hardly changed (FIG. 29 (a)). ) And the sintering productivity is also increasing (FIG. 29B). Moreover, the shutter strength (SI), which is a cold strength management index that greatly affects the operation results of the blast furnace, is improved by 10% or more (FIG. 29 (c)), and the reduction powdering property (RDI) is improved by 8%. (FIG. 29 (d)).
本発明では、第１の気体燃料供給装置１５Ａにおいて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１２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 in the first gaseous
例えば、表１２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 12, 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３０は、第２の気体燃料供給装置１５Ｂにも使用できる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。
FIG. 30 illustrates an example of a method for obtaining the combustion limit of blast furnace gas that can also be used for the second gaseous fuel supply device 15B.
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）「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。
(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３０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 equation on the lower left 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１３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３１に示すようになる。図中●印は、表６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 13 in the Fuel Handbook (edited by the Fuel Association) The example described in is shown. If this is plotted as the temperature dependency 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 6.
また、図３２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. 32 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、焼結原料の装入層中に供給された希釈気体燃料は、パレット下のウインドボックスによって吸引されて、該装入層中の固体燃料（粉コークス）の燃焼により形成された燃焼・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 gaseous fuel supplied into the charging layer of the sintering raw material is sucked by the wind box under the pallet, and the solid fuel (powder coke) in the charging layer is It burns in the high temperature region of the combustion / melting zone formed by combustion. Accordingly, the supply of the diluted gas fuel can be adjusted by adjusting the amount of the diluted gas fuel, the supply amount, etc. under the condition that the amount of heat input to the charging layer is constant ( Decrease). Further, the adjustment of the concentration of the diluted gaseous fuel means that the combustion of the gaseous fuel is controlled to occur at a predetermined position (concentration region) in the charging layer.
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.
さらに本発明方法において、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。 Furthermore, in the method of the present invention, another reason for using the diluted gaseous fuel 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.
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。 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.
次に、気体燃料の種類による影響について示す。
図３３は、数種類の気体燃料を燃焼下限濃度以下に希釈した希釈気体燃料を使用した本発明焼結法と、気体燃料の吹き込み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３３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. 33 shows experimental results comparing the sintering method of the present invention using diluted gaseous fuel obtained by diluting several types of gaseous fuels to below the lower combustion limit concentration and the conventional sintering method in which gaseous fuel is not blown. is there. 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. 33, 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.
図３４は、気体燃料として、プロパンガスを用いた場合の希釈濃度の影響を示す図であり、希釈気体燃料の濃度と、シャッター強度（ａ）、歩留（ｂ）、焼結時間（ｃ）、生産率（ｄ）との関係を示したものである。この図からわかるように、プロパンガスを希釈気体燃料として使用する場合は、０．０５ｖｏｌ％の添加でシャッター強度の向上効果が認められ、歩留りもほぼ同様の傾向を示す。 FIG. 34 is a diagram showing the influence of the dilution concentration when propane gas is used as the gaseous fuel. The concentration of the diluted gaseous fuel, the shutter strength (a), the yield (b), and the sintering time (c). The relationship with the production rate (d) is shown. As can be seen from this figure, when propane gas is used as the diluted gas fuel, the effect of improving the shutter strength is recognized with the addition of 0.05 vol%, and the yield shows a similar tendency.
さらに、向上効果が明確となるのはプロパンガス濃度が０．１ｖｏｌ％からであり、より明確に向上効果が認められるのは０．２ｖｏｌ％からである。この結果を、Ｃガスを気体燃料として用いる場合に換算すると、０．２４ｖｏｌ％の添加で効果が認められはじめ、効果が明確となるのは０．５ｖｏｌ％以上、より明確となるのは１．０ｖｏｌ％以上ということになる。したがって、プロパンガスの希釈濃度は、少なくとも０．０５ｖｏｌ％以上、好ましくは０．１ｖｏｌ％以上、より好ましくは０．２ｖｏｌ％以上、また、Ｃガスの希釈濃度は、少なくとも０．２４ｖｏｌ％以上、好ましくは０．５ｖｏｌ％以上、より好ましくは１．０ｖｏｌ％以上である。なお、上限は、それぞれの気体燃料の燃焼下限濃度の７５％である。ちなみに、プロパンガスの場合、０．４ｖｏｌ％の添加でほぼ効果は飽和しており、この時のガス濃度は、燃焼下限濃度の２５％に相当する。 Furthermore, the improvement effect becomes clear from the propane gas concentration from 0.1 vol%, and the improvement effect is more clearly recognized from 0.2 vol%. When this result is converted into the case where C gas is used as the gaseous fuel, the effect starts to be recognized with the addition of 0.24 vol%, and the effect becomes clear by 0.5 vol% or more, and 1 becomes more clear. It means 0 vol% or more. Therefore, the dilution concentration of propane gas is at least 0.05 vol% or more, preferably 0.1 vol% or more, more preferably 0.2 vol% or more, and the dilution concentration of C gas is at least 0.24 vol% or more, preferably Is 0.5 vol% or more, more preferably 1.0 vol% or more. The upper limit is 75% of the lower combustion limit concentration of each gaseous fuel. Incidentally, in the case of propane gas, the effect is almost saturated by the addition of 0.4 vol%, and the gas concentration at this time corresponds to 25% of the lower combustion limit concentration.
次に、本発明方法に従って、焼結原料中の炭材量を考慮し、前記気体燃料の供給を行って製造した焼結鉱の冷間強度と還元粉化特性（ＲＤＩ）について説明する。「鉱物工学」（今井秀喜、武内寿久禰，藤木良規編、１９７６、１７５、朝倉書店）によると、焼結反応は、図３５の模式図のようにまとめられる。また、表１４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３５から明らかなように、焼結過程では、１２００℃で融液が生成し始め、焼結鉱の構成鉱物の中で最も高強度であり、被還元性も比較的高いカルシウムフェライトが生成する。さらに昇温が進んで約１３８０℃を超えると、冷間強度と被還元性とが最も低い非晶質珪酸塩（カルシウムシリケート）と、還元粉化しやすい二次ヘマタイトとに分解する。したがって、焼結鉱の冷間強度の向上と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。 Next, the cold strength and reduced powdering characteristics (RDI) of sintered ore produced by supplying the gaseous fuel in consideration of the amount of carbonaceous material in the sintered raw material according to the method of the present invention will be described. According to “Mineral Engineering” (Hideki Imai, Toshihisa Takeuchi, Yoshiki Fujiki, 1976, 175, Asakura Shoten), the sintering reaction is summarized as shown in the schematic diagram of FIG. Table 14 shows the tensile strength (cold strength) and reducibility values of various minerals produced during the sintering process. As is apparent from FIG. 35, in the sintering process, a melt starts to be generated at 1200 ° C., and calcium ferrite having the highest strength among the constituent minerals of the sintered ore and relatively high reducibility is generated. . When the temperature rises further and exceeds about 1380 ° C., it decomposes into amorphous silicate (calcium silicate) having the lowest cold strength and reducibility and secondary hematite that is easily reduced to powder. Therefore, in order to improve the cold strength and RDI of sintered ore, it is an important issue whether calcium ferrite can be stably produced without being decomposed.
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３６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．ｓｓ＋Ｌｉｑ．域まで昇温し、冷却したのちに析出するため、状態図上では、（１）の経路でなく、（２）の経路を介して焼結鉱を製造することで、還元粉化性を抑制できるとしている。したがって、低ＲＤＩ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。よって、添加する炭材量を気体燃料の供給により調整し、装入層内の最高到達温度を１２００℃超え１３８０℃未満の範囲に制御することが重要であり、好ましくは１２００〜１３５０℃の範囲とするのが望ましいことがわかる。 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 described with reference to FIG. 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. ss + Liq. Since it precipitates after being heated up to the zone and cooled, on the phase diagram, the reduced powdering property is suppressed by producing sintered ore through the path (2) instead of the path (1). I can do it. 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. Therefore, it is important to adjust the amount of carbon material to be added by supplying gaseous fuel, and to control the maximum reached temperature in the charging layer to a range of 1200 ° C. to less than 1380 ° C., preferably in the range of 1200 to 1350 ° C. It can be seen that it is desirable.
次に、発明者らは、燃焼帯の上下方向の厚さ（幅）と希釈燃料ガスとの関係を知るために、先述した透明石英製窓付き竪形管状試験鍋を用い、焼結機クーラーの排ガスで０．５ｖｏｌ％と２．５ｖｏｌ％の濃度に希釈したプロパンガスを、この鍋の上方から焼結原料の装入層中に吹き込む実験を行った。この実験で使用した焼結原料は、出願人会社で使用している一般的なものであり、吸引圧力は１２００ｍｍＨ２Ｏ一定とした。なお、０．５ｖｏｌ％のプロパンガスの吹き込みは、投入熱量に換算すると、粉コークス１ｍａｓｓ％の配合量にほぼ相当する。 Next, in order to know the relationship between the thickness (width) of the combustion zone in the vertical direction and the diluted fuel gas, the inventors used the above-described saddle-shaped tubular test pan with a window made of transparent quartz, and used a sintering machine cooler. An experiment was conducted in which propane gas diluted to a concentration of 0.5 vol% and 2.5 vol% with the exhaust gas of No. 1 was blown into the charging layer of the sintered raw material from above the pan. The sintering raw material used in this experiment is a general one used by the applicant company, and the suction pressure is constant at 1200 mmH 2 O. In addition, the blowing of 0.5 vol% propane gas substantially corresponds to a blending amount of 1 mass% of powder coke when converted into the input heat amount.
図３７は、この実験におけるプロパンガス吹込み時の燃焼帯の形態変化を示す写真である。この図に示すように、燃焼下限濃度（理論値、対空気）に近い２．５ｖｏｌ％に希釈したプロパンガスでは、吹込み直後に原料装入層上で燃焼してしまうため、気体燃料が装入層内に入っていかず、気体燃料供給効果が得られなかった。これに対して、プロパンガスの希釈濃度が０．５ｖｏｌ％濃度のものを供給した場合には、装入層上部で燃焼することなく、装入層内まで入っていき、しかも装入層内で速い速度で燃焼した。その結果、大気条件で焼結したときの燃焼帯の上下方向幅（厚さ）は約７０ｍｍであったのに対し、希釈プロパンガスを吹込んだ時の燃焼帯の幅は１５０ｍｍと、２倍以上に拡大した。これは、高温域保持時間が延長されたことに相当する。 FIG. 37 is a photograph showing changes in the shape of the combustion zone when propane gas is injected in this experiment. As shown in this figure, propane gas diluted to 2.5 vol%, which is close to the lower combustion limit concentration (theoretical value, against air), burns on the raw material charging layer immediately after being blown. The gas fuel supply effect was not obtained because it did not enter the bed. On the other hand, when a propane gas having a dilution concentration of 0.5 vol% is supplied, it enters the charging layer without burning at the upper part of the charging layer, and in the charging layer. Burned at high speed. As a result, the vertical width (thickness) of the combustion zone when sintered under atmospheric conditions was about 70 mm, whereas the width of the combustion zone when dilute propane gas was injected was 150 mm, which is twice as large. More than that. This is equivalent to extending the high temperature region holding time.
これから、燃焼帯の厚みの拡大効果は、プロパンガスの燃焼下限濃度の１／５の濃度である０．５ｖｏｌ％でも発現することがわかる。逆に、本発明にかかる気体燃料吹込み技術では、希釈された気体燃料でないと、装入層内における燃焼制御が困難であることもわかる。
さらに、この実験においては、燃焼帯の降下速度（この逆数が高温域保持時間）への影響についても検討した。その結果、単にコークスを増量した場合や高温の空気を吹き込んだ場合には、降下速度が大きく低下して、生産性が低下するが、希釈した気体燃料を供給した場合には、固体燃料を増量した例と比較して燃焼速度を速くすることができるため、燃焼帯の降下速度は大気焼結の場合とほとんど差異が認められなかった。
From this, it can be seen that the effect of expanding the thickness of the combustion zone is exhibited even at 0.5 vol%, which is 1/5 of the lower combustion limit concentration of propane gas. On the contrary, in the gas fuel injection technique according to the present invention, it can be seen that it is difficult to control the combustion in the charging layer unless the gas fuel is diluted.
Furthermore, in this experiment, the influence on the descent speed of the combustion zone (the reciprocal is the high temperature region holding time) was also examined. As a result, when the coke is simply increased or when high-temperature air is blown in, the descent rate is greatly reduced and the productivity is reduced. However, when diluted gaseous fuel is supplied, the solid fuel is increased. Since the burning rate can be increased as compared with the above example, the descent rate of the burning zone was hardly different from that in the case of atmospheric sintering.
次に、発明者らは、希釈気体燃料の装入層中への供給位置の影響について調査するため、コークス炉ガス（Ｃガス）を２％に希釈した希釈気体燃料の吹込み位置を、装入層表面から１００〜２００ｍｍの位置、２００〜３００ｍｍの位置、３００〜４００ｍｍの位置と変化させて焼結鍋実験を行い、その結果を図３８に示した。 Next, in order to investigate the influence of the supply position of the diluted gas fuel into the charging layer, the inventors set the injection position of the diluted gas fuel obtained by diluting the coke oven gas (C gas) to 2%. A sintering pot experiment was performed by changing the position from the surface of the layer to 100 to 200 mm, 200 to 300 mm, and 300 to 400 mm, and the results are shown in FIG.
ここで、図３８の横軸における吹込み位置１００〜２００ｍｍとは、図中で明るく（白く）示されている燃焼・溶融帯が装入層表面から１００ｍｍ位置に移動した時から、試験鍋上方より希釈気体燃料の供給を開始し、その燃焼・溶融帯が２００ｍｍの位置に到達するまでの間、希釈気体燃料を吹き込んで燃焼させた例であり、その場合の燃焼・溶融帯（図中、燃焼・溶融帯は、明るく（白く）示されている）の進行状況を観察した結果を縦軸に示している。同様に、吹込み位置２００〜３００ｍｍとは、燃焼・溶融帯が装入層表面から２００ｍｍ位置に達した段階から３００ｍｍに到達するまでの間、希釈気体燃料を供給して燃焼させた例、そして吹込み位置３００〜４００ｍｍとは、燃焼・溶融帯が装入層表面から３００ｍｍ位置に達した段階から４００ｍｍに到達するまでの間、希釈気体燃料を供給して燃焼させた例を示したものである。また、比較として、希釈気体燃料の吹込みを行わない従来法の場合についても、燃焼・溶融帯の進行状況を調査した。なお、試験鍋の燃焼用空気の供給は、通常の焼結操業と同様に上方から下方に流れるので、気体燃料添加時は、この燃焼用空気に気体燃料が所定濃度になるように添加され、供給される。
Here, the blowing position of 100 to 200 mm on the horizontal axis in FIG. 38 means that the combustion / melting zone shown brightly (white) in the figure moves from the charged layer surface to the position of 100 mm, above the test pan. This is an example in which dilute gas fuel is blown and burned until the supply of the diluted gas fuel is started and the combustion / melting zone reaches the position of 200 mm. In this case, the combustion / melting zone (in the figure, The result of observing the progress of the combustion / melting zone is bright (white) is shown on the vertical axis. Similarly, the injection position of 200 to 300 mm is an example in which the diluted gas fuel is supplied and combusted from the stage where the combustion / melting zone reaches the 200 mm position from the charged layer surface until it reaches 300 mm, and The
図３８からわかるように、燃焼・溶融帯が装入層表面から１００〜２００ｍｍの領域で希釈気体燃料を供給した場合には、従来法に比べ燃焼・溶融帯の厚さがわずかに大きくなる程度にとどまっている。これに対して、燃焼・溶融帯が２００〜３００ｍｍの領域で希釈気体燃料を供給した場合には、従来法に比べて燃焼・溶融帯の厚みが明らかに拡大していることがわかる。また、３００〜４００ｍｍの領域で供給した場合も、従来法に比べて明確に燃焼・溶融帯の厚みが拡大している。 As can be seen from FIG. 38, when the diluted gas fuel is supplied in a region where the combustion / melting zone is 100 to 200 mm from the surface of the charging layer, the thickness of the combustion / melting zone is slightly increased compared to the conventional method. Stays on. In contrast, when the diluted gas fuel is supplied in the region where the combustion / melting zone is 200 to 300 mm, it can be seen that the thickness of the combustion / melting zone is clearly increased as compared with the conventional method. In addition, when supplied in the region of 300 to 400 mm, the thickness of the combustion / melting zone is clearly increased as compared with the conventional method.
以上のことから、希釈気体燃料の吹込みは、燃焼・溶融帯の位置が装入層表面から２００ｍｍ以下の領域となる部分に対して行われることが好ましいことがわかる。そして、装入層表面から２００ｍｍ未満の領域については、気体燃料を供給しなくても、２００ｍｍ以下の領域において気体燃料を供給することにより、この領域における焼結鉱のシャッター強度を大幅に向上できることから、成品焼結鉱の歩留りを全体として向上させることができる。また、気体燃料の供給位置を限定することによって、コスト低減を図ることもできる。 From the above, it can be seen that the diluted gas fuel is preferably injected into the portion where the position of the combustion / melting zone is 200 mm or less from the surface of the charged layer. And about the area | region less than 200 mm from the charging layer surface, even if it does not supply gaseous fuel, the shutter intensity | strength of the sintered ore in this area | region can be improved significantly by supplying gaseous fuel in the area below 200 mm. Therefore, the yield of the sintered product ore can be improved as a whole. Further, the cost can be reduced by limiting the supply position of the gaseous fuel.
図３９は、装入層表面から２００ｍｍまでの上層部と、２００ｍｍ以下の中、下層部の燃焼状況を模式的に示したものである。この図に示した矢印Ａは、焼結の進行方向（燃料方向）を示し、図３９（ａ）は上層部（＜２００ｍｍまで）における粉コークスと気体燃料の燃焼位置を示している。この場合、粉コークスの燃料により形成される燃焼帯が装入層の上部では元々狭く、この粉コークスの燃焼帯と、この燃焼帯域で燃焼する気体燃料の燃焼点とが互いに接近しているため、同図の右側に記載したような温度パターンとなる。なお、この温度分布図においては、粉コークス（固体燃料）の燃焼域をハッチング部分で、その上方で燃焼する気体燃料の温度域を非ハッチング部分で示している。この図からわかるように、装入層上部では、コークスと気体燃料との燃焼が同時期に起こるため（両者が互いに接近して燃焼する）、図中のＴ１、Ｔ２で示す間の高温域保持時間（約１２００℃相当）が図示のように狭いものになる。すなわち、ハッチング部分で示すコークス燃焼域がわずかに拡大する程度の温度分布となる。このことは、装入層中への前記気体燃料の供給は、燃焼・溶融帯の厚みが１５ｍｍ以上になってから行うのが好ましいように、元々の高温域保持時間が狭い時には、気体燃料の吹込み効果が低いことを示している。 FIG. 39 schematically shows the combustion state of the upper layer part from the charged layer surface to 200 mm and the lower layer part of 200 mm or less. An arrow A shown in this figure indicates the progressing direction (fuel direction) of sintering, and FIG. 39 (a) indicates the combustion position of the powder coke and gaseous fuel in the upper layer (up to <200 mm). In this case, the combustion zone formed by the powder coke fuel is originally narrow at the top of the charging layer, and the combustion zone of this powder coke and the combustion point of the gaseous fuel combusting in this combustion zone are close to each other. The temperature pattern is as shown on the right side of the figure. In this temperature distribution diagram, the combustion region of the powdered coke (solid fuel) is indicated by a hatched portion, and the temperature region of the gaseous fuel combusted thereabove is indicated by a non-hatched portion. As can be seen from this figure, in the upper part of the charging layer, coke and gaseous fuel are burned at the same time (both burn close to each other), so the high temperature between T 1 and T 2 in the figure The area holding time (equivalent to about 1200 ° C.) becomes narrow as shown in the figure. That is, the temperature distribution is such that the coke combustion zone indicated by the hatched portion is slightly expanded. This is because the gaseous fuel is preferably supplied to the charging layer after the combustion / melting zone has a thickness of 15 mm or more. This indicates that the blowing effect is low.
一方、図３９（ｂ）は、中層、下層部分に気体燃料を供給した場合である。中層、下層域では燃焼帯が上層から下方へ移行するのに伴って装入層内の温度が上昇することから、燃焼帯の幅が拡大しており、希釈気体燃料は、図３９（ａ）の場合よりも粉コークスの燃焼位置から離れた位置で燃焼するようになる。その結果、図３８（ｂ）の右側に示すような温度分布となる。即ち、気体燃料の燃焼点は、ハッチングして示す固体燃料（コークス）燃焼点より離れているため、合成された温度分布曲線はすそ野の広い温度分布になる。従って、Ｔ３、Ｔ４で示される固体燃料と気体燃料の燃焼に基づく高温域保持時間が延長されるので、得られる焼結鉱のシャッター強度が向上するのである。 On the other hand, FIG. 39B shows a case where gaseous fuel is supplied to the middle layer and lower layer portions. In the middle and lower layers, the temperature in the charging layer rises as the combustion zone moves downward from the upper layer, so the width of the combustion zone is widened, and the diluted gas fuel is shown in FIG. It burns at a position away from the combustion position of the powder coke than in the case of. As a result, the temperature distribution is as shown on the right side of FIG. That is, since the combustion point of the gaseous fuel is far from the solid fuel (coke) combustion point shown by hatching, the synthesized temperature distribution curve has a wide temperature distribution. Therefore, since the high temperature range holding time based on the combustion of the solid fuel and the gaseous fuel indicated by T 3 and T 4 is extended, the shutter strength of the obtained sintered ore is improved.
なお、図３９（ｂ）のケースにおいて、高温域保持時間を制御する（延長する）ための気体燃料の着火温度は、４００℃〜８００℃であることが好ましく、より好ましくは５００〜７００℃である。この理由は、着火温度を４００℃未満にすると、高温域の拡大につながらず、単に低温域分布を拡大するに止まるだけであり、一方、８００℃を超えると固体燃料の燃焼による高温域保持時間と接近しすぎて、最高到達温度の上昇を招くだけで、高温域保持時間の延長効果が小さくなるためである。 In the case of FIG. 39 (b), the ignition temperature of the gaseous fuel for controlling (extending) the high temperature region holding time is preferably 400 ° C to 800 ° C, more preferably 500 to 700 ° C. is there. The reason for this is that if the ignition temperature is less than 400 ° C., it does not lead to the expansion of the high temperature region, but merely expands the distribution of the low temperature region. This is because the effect of extending the retention time in the high temperature range is reduced only by causing the maximum reached temperature to rise too close.
次に、希釈気体燃料を供給して装入層中の最高到達温度（層内温度）を制御する方法の一例を説明する。図４０は、焼結時における装入層内の温度分布を模式的に示すものであり、従来焼結法に相当する固体燃料（粉コークス）を５ｍａｓｓ％添加したときの温度分布を基準として、Ｃガスを希釈して吹き込み、その分、コークス量を減らした本発明に係る焼結法を説明するものである。図中、曲線ａは、コークスを５ｍａｓｓ％添加して焼結した従来焼結法の層内温度と時間との関係を示したものである。一般に、高温域保持時間を延長するには、粉コークスの使用量を増加させることが行われている。しかし、例えば、粉コークスを１０ｍａｓｓ％添加した場合には、破線ｂで示したように、コークスの増量により高温域保持時間は（０−Ａ）から（０´−Ｂ）に拡大するものの、最高到達温度も約１３００℃から約１３７０℃〜１３８０℃まで上昇するため、低ＲＤＩかつ高強度の焼結鉱を得ることはできなくなる。 Next, an example of a method for supplying the diluted gas fuel and controlling the maximum temperature (in-layer temperature) in the charging layer will be described. FIG. 40 schematically shows the temperature distribution in the charging layer at the time of sintering, based on the temperature distribution when 5 mass% of solid fuel (powder coke) corresponding to the conventional sintering method is added. The sintering method according to the present invention in which C gas is diluted and blown and the amount of coke is reduced correspondingly will be described. In the figure, the curve a shows the relationship between the temperature in the layer and the time in the conventional sintering method in which 5 mass% of coke is added and sintered. In general, in order to extend the high temperature range retention time, the amount of powder coke used is increased. However, for example, when 10 mass% of powder coke is added, as shown by the broken line b, the retention time in the high temperature range is expanded from (0-A) to (0'-B) due to the increase in the amount of coke. Since the ultimate temperature also rises from about 1300 ° C. to about 1370 ° C. to 1380 ° C., it becomes impossible to obtain a sintered ore with low RDI and high strength.
この点、本発明法に従う焼結操業方法（曲線ｃ）では、粉コークスの使用量を４．２ｍａｓｓ％に抑える一方で、希釈Ｃガスを吹込むため、最高到達温度を１２７０℃に抑えることができると同時に、高温域保持時間は（０−Ｃ）に拡大するため、従来法では実現できなかった低ＲＤＩかつ高強度の焼結鉱を製造するという当初の目的を十分に果すことができる。 In this respect, in the sintering operation method according to the present invention method (curve c), the amount of powdered coke used is suppressed to 4.2 mass%, while diluted C gas is injected, so that the maximum temperature reached can be suppressed to 1270 ° C. At the same time, since the high temperature region holding time is extended to (0-C), the initial purpose of producing a low RDI and high strength sintered ore that could not be realized by the conventional method can be sufficiently fulfilled.
次に、焼結層内において、気体燃料がどこで燃焼しているのか、即ち、燃焼ポイントがどこかを調査する目的で、直径３００ｍｍφの石英ガラス製試験鍋を用いてラボ焼結試験を行い、図４１に示したように、サーモビュア（Ｔｈｅｒｍｏ Ｖｉｅｗｅｒ）と熱電対、ビデオからなる測温装置を用いて試験鍋の全面温度解析を行った。サーモビュアで測定される温度と実際に熱電対で測定される層内温度とは、図４２に示すように強い相関があるので、サーモビュアで測定させる温度を補正して温度解析を実施した。 Next, in the sintered layer, for the purpose of investigating where the gaseous fuel is burning, that is, where the combustion point is, a laboratory sintering test is performed using a quartz glass test pan having a diameter of 300 mmφ, As shown in FIG. 41, the temperature of the entire surface of the test pan was analyzed using a thermoviewer, a thermocouple, and a temperature measuring device consisting of a video. Since the temperature measured by the thermoviewer and the in-layer temperature actually measured by the thermocouple have a strong correlation as shown in FIG. 42, the temperature measured by the thermoviewer was corrected and the temperature analysis was performed.
図４３は、焼結している最中における試験鍋の断面温度を測定した結果を示したもので、左側に示した例は、粉コークスのみで焼結する従来焼結法の場合であり、右側に示した例は、希薄濃度の都市ガス（ＬＮＧ）を吹き込んだ場合である。図４３の結果から、左側の粉コークスのみで焼結する従来焼結法の場合、１２００℃以上の温度領域（薄い黄色の領域）が少ないにも関わらず、最高温度が１４００℃を超える温度領域（白色の領域）が多く存在している。一方、右側の希薄濃度の都市ガスを吹き込んだ場合においては、燃焼帯の下端では粉コークスが燃焼しているが、その上部ではＬＮＧが燃焼しており、粉コークスの燃焼している位置（燃焼帯下端）とＬＮＧが燃焼している位置（溶融帯上部）の間は、若干温度が低くなっている領域が存在している。この若干温度が低くなっている領域の温度が１２００℃以上となるようにＬＮＧを燃焼させることにより、最高温度は粉コークス使用量を抑えて低くなるものの、１２００℃以上の温度領域が広範囲に分布するようになり、その結果、高温域保持時間が延長されるのである。 FIG. 43 shows the result of measuring the cross-sectional temperature of the test pan during sintering, and the example shown on the left is a case of a conventional sintering method in which sintering is performed only with powder coke, The example shown on the right side is a case where lean city gas (LNG) is blown. From the results shown in FIG. 43, in the case of the conventional sintering method in which sintering is performed only with the left powder coke, the temperature range where the maximum temperature exceeds 1400 ° C. despite a small temperature range of 1200 ° C. or higher (light yellow area). There are many (white areas). On the other hand, in the case where the lean city gas on the right side is blown, the powder coke is combusted at the lower end of the combustion zone, but LNG is combusted at the upper part, and the position where the powder coke is combusted (combustion). There is an area where the temperature is slightly lower between the lower end of the belt and the position where the LNG is burning (upper part of the melting zone). By burning LNG so that the temperature in the region where the temperature is slightly lower is 1200 ° C or higher, the maximum temperature is reduced by reducing the amount of powder coke used, but the temperature region of 1200 ° C or higher is widely distributed. As a result, the high temperature range retention time is extended.
上記サーモビュアの結果を基に、焼結時の温度履歴をまとめて示したのが図４４である。粉コークスのみで焼結した場合と比較して、ＬＮＧを吹き込むことで、最高温度が１４００℃、好ましくは１３８０℃を超えることなく、１２００℃以上の温度領域を約２倍に増加することができている。また、観察される２つのピークからなる温度パターンは、最初のピーク（原料層の上層側のピーク）がコークス燃焼帯上部で吹き込んだＬＮＧの燃焼によるもので、２つ目のピーク（原料層の下層側のピーク）がコークスの燃焼によるもので、それらの燃焼による温度変化が組み合わされて生じたもの推察される。すなわち、コークス（炭材）燃焼と吹き込まれた都市ガスの燃焼が異なる位置で複合して起こることにより、コークス燃焼による最高到達温度が制御され（２つ目のピーク）、引き続くＬＮＧの燃焼（１つ目のピーク）により、この両領域を結ぶ間は１２００℃以上に保たれ、焼結鉱を生成するのに有効な燃焼・溶融帯を形成する１２００℃以上の高温保持領域が大きく拡大し、その結果、燃焼・溶融帯の高温域保持時間が連続して延長されて、成品焼結鉱の強度が大幅に向上できたものと考えられる。 FIG. 44 shows the temperature history during sintering based on the results of the thermoviewer. Compared to the case of sintering only with powder coke, by blowing LNG, the temperature range above 1200 ° C can be increased approximately twice without exceeding the maximum temperature of 1400 ° C, preferably 1380 ° C. ing. In addition, the observed temperature pattern consisting of two peaks is due to the combustion of LNG in which the first peak (upper layer peak of the raw material layer) was blown in the upper part of the coke combustion zone, and the second peak (of the raw material layer) It is inferred that the peak on the lower layer side is due to the combustion of coke and is caused by a combination of temperature changes due to the combustion. That is, the coke combustion (carbon material) combustion and the combustion of the injected city gas occur at different positions to control the maximum temperature reached by the coke combustion (second peak), and the subsequent combustion of LNG (1 The first peak) is maintained at 1200 ° C. or higher between the two regions, and the high temperature holding region of 1200 ° C. or higher that forms an effective combustion / melting zone for producing sintered ore is greatly expanded. As a result, it is considered that the high temperature region holding time of the combustion / melting zone was continuously extended, and the strength of the product sintered ore was greatly improved.
要するに、従来焼結法は、高温域保持時間か最高温度制御のいずれか一方に着目した操業方法であった。これに対して、本発明法は、粉コークス使用量の調整（例えば、４．２ｍａｓｓ％に抑制）の下で、最高到達温度を（１２００〜１３８０℃）に調整する一方、希釈気体燃料の吹込みにより、高温域保持時間を調整する操業方法である。なお、図４０の曲線ｄは、固体燃料使用量を単に４．２ｍａｓｓ％に下げた例を示すものであり、最高到達温度も低く、高温域保持時間も短いため、高品質の焼結鉱は得られない。 In short, the conventional sintering method has been an operation method focusing on either the high temperature region holding time or the maximum temperature control. In contrast, the method of the present invention adjusts the maximum temperature to (1200 to 1380 ° C.) while adjusting the amount of powder coke used (for example, suppressed to 4.2 mass%), while the diluted gas fuel is blown. This is an operation method for adjusting the high temperature region holding time. Curve d in FIG. 40 shows an example in which the amount of solid fuel used is simply reduced to 4.2 mass%. Since the maximum temperature reached is low and the high temperature region holding time is short, I can't get it.
図４５は、従来焼結法として、粉コークスを５ｍａｓｓ％添加した例、および本発明の適合例として、粉コークス添加量を４．２ｍａｓｓ％として濃度２．０ｖｏｌ％に希釈したＣガス吹込みを併用した例における燃焼状況を示したものである。この図４５のサーモビアからわかるように、従来法では、１４００℃を超える燃焼状況が発生している。一方、粉コークスの使用量を４．２ｍａｓｓ％にとどめ、濃度２ｖｏｌ％のＣガス吹込みを行った本発明の場合、１４００℃を超える領域はなくなり、最高到達温度は１３８０℃以下に抑えられていると同時に、高温域保持時間の延長が実現できていることがわかる。 FIG. 45 shows an example in which 5 mass% of powder coke was added as a conventional sintering method, and C gas injection diluted to a concentration of 2.0 vol% with a powder coke addition amount of 4.2 mass% as an example of conformity of the present invention. The combustion situation in the example used together is shown. As can be seen from the thermovia in FIG. 45, in the conventional method, a combustion state exceeding 1400 ° C. occurs. On the other hand, in the case of the present invention in which the amount of powder coke used is 4.2 mass% and C gas is blown at a concentration of 2 vol%, there is no region exceeding 1400 ° C, and the maximum temperature reached is 1380 ° C or lower. At the same time, it can be seen that the retention time of the high temperature region can be extended.
図４６は、投入熱量一定の条件下において、希釈したプロパンガス吹込みによる、装入層内温度（ａ）、排ガス温度（ｂ）、通過風量（ｃ）、排ガス組成（ｄ）の経時変化を示すものである。なお、装入層内温度は、上記試験鍋において、装入層表面下４００ｍｍ（装入層厚：６００ｍｍ）の位置に装入した熱電対で測定した値であり、また、試験鍋の円周方向では、中心部と壁から５ｍｍ位置の２箇所で測定した。これらの図から、希釈したプロパンガスを吹き込むことで、焼結原料が１２００℃以上に加熱されて溶融している時間（高温域保持時間）は２倍以上に増加しているが、最高到達温度は上昇していないことが確認された。また、希釈気体燃料として、プロパンガスを吹き込むことで、排ガス中の酸素濃度が低下しており、酸素が効率的に燃焼反応に使われていることが推測された。
FIG. 46 shows changes over time in the temperature in the charging layer (a), the exhaust gas temperature (b), the passing air volume (c), and the exhaust gas composition (d) due to dilute propane gas injection under the condition where the input heat amount is constant. It is shown. The temperature in the charging layer is a value measured with a thermocouple charged at a
また、図４７は、０．５ｖｏｌ％に希釈したプロパンガスを吹き込んだ時と、コークスを１０ｍａｓｓ％に増量した時における、装入層内温度（ａ）、（ａ’）と、排ガス濃度（ｂ）、（ｂ’）の経時変化を対比して示したものである。これらの図より、粉コークスの使用量を倍増させた場合における１２００℃以上の高温域保持時間は、濃度０．５ｖｏｌ％に希釈したプロパンガス吹込みを行った場合とほぼ同等であるが、最高到達温度が１３８０℃を大きく超えている。また、粉コークスの量を増加させることで、排ガス中のＣＯ２濃度が２０ｖｏｌ％から２５ｖｏｌ％に大きく上昇し、さらにＣＯ濃度も増加しており、粉コークスが燃焼に寄与する割合が低下していることが確認された。 FIG. 47 shows the temperature in the charging layer (a), (a ′) and the exhaust gas concentration (b) when propane gas diluted to 0.5 vol% was blown and when the coke was increased to 10 mass%. ) And (b ′) are shown in comparison with time. From these figures, the high temperature range retention time of 1200 ° C. or higher when the amount of powdered coke used is doubled is almost the same as that when propane gas diluted to a concentration of 0.5 vol% is blown, but the highest Achieving temperature greatly exceeds 1380 ° C. In addition, by increasing the amount of powder coke, the CO 2 concentration in the exhaust gas greatly increases from 20 vol% to 25 vol%, and the CO concentration also increases, and the proportion of powder coke contributing to combustion decreases. It was confirmed that
次に、表１５に示す条件で焼結実験を行い、操業状況や焼結鉱の品質に及ぼす粉コークス比、プロパン濃度および空気温度の影響を調査した。試験Ｎｏ．１は、焼結原料中のコークスを５ｍａｓｓ％配合した現状ベース条件、試験Ｎｏ．２は、粉コークスを１ｍａｓｓ％低下させて４ｍａｓｓ％とし、その代わりに０．５ｖｏｌ％のプロパンガスを吹き込んだ投入熱量一定条件、試験Ｎｏ．３は、粉コークスを１０ｍａｓｓ％配合した条件、試験Ｎｏ．４は、保熱炉（特開昭６０−１５５６２６号公報）の効果を検証する目的で、４５０℃の高温ガスを吹き込む条件である。 Next, a sintering experiment was performed under the conditions shown in Table 15, and the effects of the powder coke ratio, the propane concentration, and the air temperature on the operation status and the quality of the sintered ore were investigated. Test No. No. 1 is the current base condition in which 5 mass% of coke in the sintered raw material is blended, test No. No. 2 reduced powder coke by 1 mass% to 4 mass%, and instead, a constant input heat amount condition in which 0.5 vol% propane gas was blown, test No. 3 is a condition in which 10 mass% of powder coke was blended, test No. 4 is a condition for blowing high-temperature gas at 450 ° C. for the purpose of verifying the effect of the heat-retaining furnace (Japanese Patent Laid-Open No. 60-155626).
図４８は、上記試験条件の変化による各種特性への影響をまとめたものである。この図４８から明らかなように、希釈されたプロパンガス吹込みにより焼結時間が若干延長するものの、歩留やシャッター強度（ＳＩ）、生産率がともに改善されるとともに、還元粉化性（ＲＤＩ）や被還元性（ＲＩ）も大きく改善されており、希釈気体燃料の吹込みを適正に行うことにより、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。 FIG. 48 summarizes the influence on various characteristics due to the change in the test conditions. As is apparent from FIG. 48, although the sintering time is slightly extended by blowing diluted propane gas, the yield, shutter strength (SI), and production rate are all improved, and reduced powdering property (RDI) is improved. ) And reducibility (RI) have also been greatly improved. By appropriately injecting diluted gas fuel, it is possible to improve the production rate and yield, as well as improve the quality of sintered ore. Was confirmed.
これに対し、粉コークスを１０ｍａｓｓ％まで増加させただけの場合（Ｎｏ．３）は、焼結時間が延長するだけでなく、最高到達温度が必要以上に上昇するため、却って低強度の非晶質珪酸塩が多く生成して、シャッター強度と歩留が大きく低下した。また、４５０℃の高温ガスを吹き込む場合（Ｎｏ．４）では、シャッター強度と歩留の改善効果が小さく、これまでの商業設備における結果とほぼ同レベルでしかない。 On the other hand, when the powder coke is only increased to 10 mass% (No. 3), not only the sintering time is extended, but also the highest temperature is increased more than necessary. A lot of silicate was produced, and the shutter strength and yield were greatly reduced. In addition, when high temperature gas of 450 ° C. is blown (No. 4), the effect of improving the shutter strength and the yield is small, which is almost the same as the result in the conventional commercial facilities.
以上の説明からわかるように、希釈された気体燃料を用いる場合、このガスが装入層内で燃焼して、装入層内の燃焼帯の拡大をもたらすとともに、焼結原料中のコークスによる燃焼熱と、希釈されたプロパンガスの燃焼熱との相乗的な作用により、広い燃焼帯が形成される。その結果、最高燃到達温度が過剰に上ることなく、高温域保持時間を延長することができる。 As can be seen from the above description, when a diluted gaseous fuel is used, this gas burns in the charging layer, resulting in an expansion of the combustion zone in the charging layer, and combustion by coke in the sintered raw material. A wide combustion zone is formed by the synergistic action of heat and the combustion heat of diluted propane gas. As a result, the high temperature range retention time can be extended without excessive increase in the maximum fuel arrival temperature.
次に、発明者らは、希釈気体燃料の吹き込みによる、成品焼結鉱の被還元性、冷間強度等への影響について、従来法（５ｍａｓｓ％、１０ｍａｓｓ％コークス、熱風吹込み）と対比して調査した。測定した項目は、成品焼結鉱中の鉱物組成割合（冷間強度と被還元性に影響）、見掛け比重（冷間強度に影響）、０．５ｍｍ以下の気孔径分布（被還元性に影響）である。 Next, the inventors compared the conventional method (5 mass%, 10 mass% coke, hot air blowing) with respect to the effect of reducing or reducing the strength of the sintered product ore by injection of diluted gas fuel. I investigated. The items measured were the mineral composition ratio in the sintered product ore (influence on cold strength and reducibility), apparent specific gravity (influence on cold strength), and pore size distribution of 0.5 mm or less (influence on reducibility) ).
図４９は、成品焼結鉱中の鉱物相の組成割合を、粉末Ｘ線回折法によって調査した結果を示したものである。この図から、投入熱量一定（コークス４ｍａｓｓ％＋プロパン０．５ｖｏｌ％）として固体燃料と希釈プロパンガスを併用した場合には、カルシウムフェライトが安定して生成していることがわかる。そして、このことが、被還元性の向上と冷間強度の増加をもたらしているものと考えられる。
FIG. 49 shows the result of investigating the composition ratio of the mineral phase in the product sintered ore by the powder X-ray diffraction method. From this figure, it is understood that calcium ferrite is stably generated when solid fuel and diluted propane gas are used in combination with a constant input heat amount (
図５０は、プロパンガスの吹き込み有無による、成品焼結鉱の見掛け比重の変化を、また、図５１は、プロパンガスの吹き込み有無による、水銀圧入式ポロシメーターによる０．５ｍｍ以下の気孔径分布の変化を測定した結果を示すものである。図５０より、希釈されたプロパンガスの吹込みにより、見掛け比重が大きくなっていることがわかる。これは、プロパンガス吹込みにより、造粒粒子の外側からも加熱される結果、融液の流動が促進されて、０．５ｍｍ以上の気孔率が低下するためと考えられ、その結果、冷間強度が向上する。また、図５１より、投入熱量一定として希釈プロパンガスを吹き込むことにより、０．５ｍｍ以下の気孔径の割合が増加していることがわかる。これは、焼結原料としての擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子中の熱源が減少することで、被還元性に影響を及ぼす鉱石由来の５００μｍ以下の微細気孔が残留しやすくなったためであり、その結果、高被還元性焼結鉱の製造が可能となる。 FIG. 50 shows the change in apparent specific gravity of the product sintered ore depending on whether or not propane gas is blown. FIG. 51 shows the change in pore size distribution of 0.5 mm or less by a mercury intrusion porosimeter depending on whether or not propane gas is blown. The result of having measured is shown. From FIG. 50, it can be seen that the apparent specific gravity is increased by the injection of diluted propane gas. This is considered to be because the flow of the melt is promoted as a result of heating from the outside of the granulated particles by blowing propane gas, and the porosity of 0.5 mm or more is lowered. Strength is improved. In addition, it can be seen from FIG. 51 that the ratio of pore diameters of 0.5 mm or less is increased by blowing diluted propane gas with a constant input heat amount. This is because the heat source in the quasi-particles in which the limestone auxiliary material and the outer layer of the coagulating material are formed on the surface of the quasi-particles as the sintering material is reduced, and the fine pores of 500 μm or less derived from ore that affect the reducibility It is because it became easy to remain, As a result, manufacture of a highly reducible sintered ore is attained.
図５２は、焼結燃料として、コークスのみを使用した場合（ａ）とコークスと希釈気体燃料を併用した場合（ｂ）の焼結挙動を模式図に比較して示したものである。この図に示すように、従来のコークスのみを使用する焼結では、粉コークス燃焼によって擬似粒子内部から加熱していたが、本発明のように、コークス＋気体燃料の併用方法では、気体燃料の燃焼により擬似粒子外部からも加熱されるため、鉱石内の微細気孔が残留しやすくなり、ＲＤＩが低い割に、還元率（ＲＩ）を高くすることができる。 FIG. 52 shows a comparison of the sintering behavior in the case where only coke is used as the sintered fuel (a) and in the case where coke and diluted gas fuel are used in combination (b) in comparison with the schematic diagram. As shown in this figure, in the conventional sintering using only coke, it was heated from the inside of pseudo particles by powder coke combustion. However, in the combined method of coke and gaseous fuel as in the present invention, the gaseous fuel is heated. Since it is also heated from the outside of the pseudo particles by combustion, the fine pores in the ore are likely to remain, and the reduction rate (RI) can be increased for a low RDI.
図５３は、希釈した気体燃料を吹き込むことによる焼結鉱中の気孔分布の変化を模式的に示したものである。この図５３に示すとおり、焼結鉱の生産性を向上するには、歩留と冷間強度に影響を及ぼす０．５〜５ｍｍ径の気孔の合体を促進してその数を減少させること、および、通気性に影響を及ぼす５ｍｍ径以上の気孔の割合を増加させることが有効である。また、焼結鉱の被還元性の向上には、主に鉄鉱石中に存在する０．５ｍｍ以下の微細気孔を多く残留させた気孔構造とすることが望ましい。この点、本発明によれば、希釈した気体燃料吹込みにより、理想的な焼結鉱の気孔構造に近づけることが可能であると考えられる。 FIG. 53 schematically shows a change in pore distribution in the sintered ore by blowing in diluted gaseous fuel. As shown in FIG. 53, in order to improve the productivity of sintered ore, the coalescence of 0.5 to 5 mm diameter pores affecting the yield and the cold strength is promoted to reduce the number thereof. It is also effective to increase the proportion of pores having a diameter of 5 mm or more that affects the air permeability. Further, in order to improve the reducibility of the sintered ore, it is desirable to have a pore structure in which a large number of fine pores of 0.5 mm or less mainly existing in the iron ore remain. In this respect, according to the present invention, it is considered that it is possible to approach an ideal sintered ore pore structure by dilute gaseous fuel injection.
図５４は、所望の冷間強度を維持するための限界コークス比を把握する試験の結果を示すものである。ここで、上記限界コークス比とは、シャッター強度（ＳＩ）が、希釈されたプロパンガス不使用の場合に得られる最大値（７３％）と同等となるコークス添加量と定義する。この図に示すように、希釈された０．５ｖｏｌ％のプロパンガス吹込みにより、現状と同じ冷間強度（シャッター強度７３％）を得ることができるコークス比は、図５４（ａ）に示すように、５ｍａｓｓ％から３ｍａｓｓ％に低減（約２０ｋｇ／ｔ）している。また、図５４（ｂ）、（ｃ）に示すように、７４％の歩留りおよび１．８６ｔ／ｈｒ・ｍ２の生産率を得るためのコークス比は、それぞれ５ｍａｓｓ％から３．５ｍａｓｓ％に低下していることがわかる。 FIG. 54 shows the results of a test for grasping the critical coke ratio for maintaining a desired cold strength. Here, the limit coke ratio is defined as a coke addition amount at which the shutter intensity (SI) is equivalent to the maximum value (73%) obtained when the diluted propane gas is not used. As shown in FIG. 54, the coke ratio at which the same cold strength (shutter strength 73%) as that of the current state can be obtained by blowing diluted 0.5 vol% propane gas is as shown in FIG. 54 (a). Furthermore, the mass is reduced from 5 mass% to 3 mass% (about 20 kg / t). As shown in FIGS. 54B and 54C, the coke ratio for obtaining a yield of 74% and a production rate of 1.86 t / hr · m 2 is lowered from 5 mass% to 3.5 mass%, respectively. You can see that
以上説明したところから明らかなように、本発明は、パレット８の進行に伴って、燃焼・溶融帯が装入層の表層から下層へ移る間に、含有する炭材量に応じて適切に希釈された気体燃料を、適所を選んで供給することにより、装入層内の燃焼・溶融帯の機能を拡大するような作用を生じさせることができ、焼結鉱の品質改善、生産性の向上を図ることができる。
As is apparent from the above description, the present invention appropriately dilutes according to the amount of carbon material contained while the combustion / melting zone moves from the surface layer to the lower layer of the charging layer as the
ところで、本発明においては、上述した気体燃料の供給による焼結鉱の品質改善、生産性の向上に加えて、前述したように、外装技術によって、パレット８に供給する擬似粒子の粒径が焼結鉱を形成するカルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量を抑制するように通常の外装時の調和平均径より大きい調和平均径に選定されている。
このため、前述した気体燃料の供給のみによる場合に比較してより高い品質の焼結鉱を得ることができる。
すなわち、実験装置として、図５５に示す円筒状の鉄鍋５０内に床敷層５１を形成し、この床敷層５１の上方に、表１６に示す原料配合で、表１７に示す４種類の水準Ｔ１〜Ｔ４で焼結鉱を生成する実験を行った。
By the way, in the present invention, in addition to the improvement of the quality of the sintered ore and the improvement of the productivity by supplying the gaseous fuel described above, the particle size of the pseudo particles supplied to the
For this reason, a higher quality sintered ore can be obtained compared with the case of only supplying the gaseous fuel described above.
That is, as an experimental apparatus, a
ここで、水準Ｔ１は、基本となる水準であり、表１６で示す焼結原料を全て造粒装置１に入れて造粒して調和平均径が０．９８ｍｍの擬似粒子を形成し、この擬似粒子を使用して上述した気体燃料の供給を行うことなく焼結処理したものである。
Here, the level T1 is a basic level. All the sintering raw materials shown in Table 16 are put in the
また、水準Ｔ２は、水準Ｔ１と同様の調和平均径が０．９８の擬似粒子を使用して、点火終了後３０〜４３０秒の間で気体燃料としてＬＮＧを吹込んで焼結処理したものである。
さらに、水準Ｔ３は、造粒開始時に石灰石原料及び凝結材を除く焼結原料で造粒を開始し、その後造粒完了の１０秒〜９０秒前に石灰石原料及び凝結材を同時に又は順次投入して造粒することにより、表面に石灰石原料及び凝結材を外層した調和平均径が１．３１ｍｍとなる通常の石灰・コークス外装法によって生成した擬似粒子を使用して、気体燃料吹込みを行うことなく焼結処理したものである。
Further, the level T2 is obtained by using quasi-particles having a harmonic mean diameter of 0.98 similar to the level T1 and performing a sintering process by blowing LNG as a gaseous fuel within 30 to 430 seconds after the end of ignition. .
Furthermore, the level T3 starts granulation with a sintered raw material excluding the limestone raw material and the coagulating material at the start of granulation, and then inputs the limestone raw material and the coagulating material simultaneously or sequentially 10 to 90 seconds before the completion of granulation. Injecting gas fuel using pseudo particles produced by the ordinary lime / coke exterior method with a harmonic mean diameter of 1.31 mm with the outer layer of limestone raw material and coagulant on the surface Sintered.
さらに、水準Ｔ４は本発明によるもので、造粒開始時に石灰石原料及び凝結材を除く焼結原料で造粒を開始し、その後造粒完了の約３０秒前に石灰石原料及び凝結材を同時に又は順次投入して造粒することにより、表面に石灰石原料及び凝結材を外層した調和平均径が１．３１ｍｍを超える１．３３ｍｍとした擬似粒子を使用して、気体燃料としてＬＮＧを点火終了後３０〜４３０秒の間で吹込んで焼結処理したものである。 Furthermore, the level T4 is according to the present invention, and granulation is started with a sintered raw material excluding the limestone raw material and the agglomerated material at the start of granulation, and then the limestone raw material and the agglomerated material are added simultaneously or By sequentially putting and granulating, pseudo particles with a harmonic mean diameter of 1.33 mm exceeding 1.31 mm with the outer layer of limestone raw material and coagulant on the surface are used, and after the ignition of LNG as gas fuel, 30 Blowing and sintering treatment for ˜430 seconds.
そして、各水準Ｔ１〜Ｔ４の実験結果を図５の（ｂ）〜（ｄ）に示す。
すなわち、歩留については、図５（ｂ）に示すように、水準Ｔ１が６９．９％、水準Ｔ２が７２．６％、水準Ｔ３が７０．９であり、本発明による水準Ｔ４では最大の７４．０％となっている。
また、ＪＰＵについては、図５（ｃ）に示すように、水準Ｔ１が１５．９、水準Ｔ２が１７．５、水準Ｔ３が１８．５であり、本発明による水準Ｔ４では最大の１９．７となっている。
And the experimental result of each level T1-T4 is shown to (b)-(d) of FIG.
That is, with respect to the yield, as shown in FIG. 5B, the level T1 is 69.9%, the level T2 is 72.6%, and the level T3 is 70.9. It is 74.0%.
As for JPU, as shown in FIG. 5 (c), the level T1 is 15.9, the level T2 is 17.5, and the level T3 is 18.5. It has become.
さらに、焼結時間については、図５（ｄ）に示すように、水準Ｔ１が２１．２分、水準Ｔ２が２１．３分、水準Ｔ３が２０．２分であり、本発明による水準Ｔ４では最小の１９．８分となっている。
この図５（ｂ）〜（ｄ）の実験結果から、本発明による水準Ｔ４では、水準Ｔ３の外装法による擬似粒子の外大による焼結時間短縮効果と、水準Ｔ２のＬＮＧ吹込みによる歩留り向上効果の双方を兼ね備えていることが確認された。
Further, as shown in FIG. 5 (d), the sintering time is 21.2 minutes for level T1, 21.3 minutes for level T2, and 20.2 minutes for level T3. The minimum is 19.8 minutes.
From the experimental results of FIGS. 5B to 5D, the level T4 according to the present invention has an effect of shortening the sintering time due to the external size of the pseudo particles by the exterior method of the level T3 and the yield improvement by the LNG blowing of the level T2. It was confirmed that it has both effects.
そして、水準Ｔ１〜Ｔ４で生成された焼結鉱の品質を表す生産率、還元粉化性（ＲＤＩ）、シャッター強度及び被還元性（ＲＩ）について比較したところ、図５６（ａ）〜（ｄ）に示すようになった。
すなわち、生産率〔ｔ／ｈ・ｍ２〕については、図５６（ａ）に示すように、水準Ｔ１が１．４０、水準Ｔ２が１．４７、水準Ｔ３が１．４９であり、本発明による水準Ｔ４では、１．６０となっている。この結果によると、水準Ｔ１に対する生産率の増加量は水準Ｔ２が０．０７、水準Ｔ３が０．０９であり、本発明による水準Ｔ４では、水準Ｔ２及Ｔ３の増加量を加算した値０．１６より大きな増加量０．２０となっており、単に水準Ｔ２及びＴ３を加えた場合より大きな効果を得ることができた。
And when it compares about the production rate showing the quality of the sintered ore produced | generated by the level T1-T4, reduction | restoration powdering property (RDI), shutter intensity | strength, and reducibility (RI), FIG. 56 (a)-(d ).
That is, for the production rate [t / h · m 2 ], as shown in FIG. 56 (a), the level T1 is 1.40, the level T2 is 1.47, and the level T3 is 1.49. The level T4 is 1.60. According to this result, the increase in the production rate relative to the level T1 is 0.07 for the level T2 and 0.09 for the level T3. The level T4 according to the present invention is a value obtained by adding the increase amounts of the levels T2 and T3 to 0. The increase amount was 0.20 greater than 16, and a greater effect than when the levels T2 and T3 were simply added could be obtained.
還元粉化性（ＲＤＩ）については、図５６（ｂ）に示すように、水準Ｔ１が３４．３％、水準Ｔ２が３６．２％、水準Ｔ３が３０．２％であり、本発明による水準Ｔ４が３１．７％となっている。ここで、還元粉化性（ＲＤＩ）は小さい値の方が好ましく、本発明による水準Ｔ４が通常外装法による水準Ｔ３より大きい値となっているが、これは、ＬＮＧ吹込みによる水準Ｔ２が基準となる水準Ｔ１に対して還元粉化性（ＲＤＩ）が高くなっており、外装法とＬＮＧ吹込みとを行う本発明では、ＬＮＧ吹込みのみによる還元粉化性（ＲＤＩ）の悪化を大きく抑制して良好な還元粉化性を得ることができる。 As shown in FIG. 56 (b), the reduced dusting property (RDI) is 34.3% in level T1, 36.2% in level T2, and 30.2% in level T3. T4 is 31.7%. Here, the reduced powdering property (RDI) is preferably a small value, and the level T4 according to the present invention is larger than the level T3 by the normal exterior method, which is based on the level T2 by LNG blowing. The reduced powdering property (RDI) is higher than the level T1, and in the present invention in which the exterior method and the LNG blowing are performed, deterioration of the reducing powdering property (RDI) due to only the LNG blowing is greatly suppressed. And good reduced powdering properties can be obtained.
シャッター強度については、図５６（ｃ）に示すように、水準Ｔ１では７５．１％、水準Ｔ２では７７．９％、水準ｔ３では７８．３％であるのに対し、本発明による水準ｔ４では、最大値となる７９．３％となっている。そして、基準となる水準Ｔ１に対するシャッター強度の増加量は、水準Ｔ２が２．８％、水準Ｔ３が３．２％であるが、本発明による水準ｔ４では最大の４．２％の増加量を得ることができた。 As shown in FIG. 56C, the shutter intensity is 75.1% at the level T1, 77.9% at the level T2, and 78.3% at the level t3, whereas at the level t4 according to the present invention. The maximum value is 79.3%. The increase amount of the shutter intensity with respect to the reference level T1 is 2.8% for the level T2 and 3.2% for the level T3, but the maximum increase amount of 4.2% at the level t4 according to the present invention. I was able to get it.
同様に、被還元性（ＲＩ）についても、図５６（ｄ）に示すように、水準Ｔ１が６０．６％、水準Ｔ２が６６．８％、水準Ｔ３が６８．８％となり、本発明による水準Ｔ４では最高値の７１．５となっている。
この図５６からか明らかなように、本発明による水準Ｔ４では、生産率、シャッター強度及び被還元性（ＲＩ）について最高値を得ることができ、還元粉化性（ＲＤＩ）については水準Ｔ３よりは劣るがＬＮＧ吹込みのみによる水準Ｔ２の欠陥を補うことができており、全体として高品質の焼結鉱を生産することができた。
Similarly, as shown in FIG. 56 (d), the reducibility (RI) is 60.6% for level T1, 66.8% for level T2, and 68.8% for level T3. At the level T4, the maximum value is 71.5.
As is apparent from FIG. 56, at the level T4 according to the present invention, the maximum values can be obtained for the production rate, the shutter strength, and the reducibility (RI), and the reduced dustability (RDI) from the level T3. Although it was inferior, the defect of the level T2 by only LNG injection | pouring was able to be compensated, and the high quality sintered ore was able to be produced as a whole.
そして、各水準Ｔ１〜Ｔ４についての焼結鉱の品質評価は、被還元性（ＲＩ）と還元粉化性（ＲＤＩ）との関係は、図５７（ａ）に示すように、本発明による水準Ｔ４では、外装法のみによる水準Ｔ３の破線図示の操業線より右下側となる操業船となり、高被還元性で且つ低還元粉化性の焼結鉱製造が可能であることが実証された。
また、図５７（ｂ）に示す微細気孔の残留を表す有効拡散係数Ｄｅ、×１０−４〔ｍ２／ｓ〕とシリケート生成の抑制を表す化学反応速度定数Ｋｃ、×１０−２〔ｍ／ｓ〕との関係から本発明による水準Ｔ４では、実線図示の等ＲＩ線（計算値）が右上の最良の状態にあり、右側に示すＪＩＳ−ＲＩについても７２％近くと最大となっており、これら有効拡散係数Ｄｅ及び化学反応速度定数Ｋｃが被還元性（ＲＩ）の向上に大きく寄与している。
And as for the quality evaluation of the sintered ore about each level T1-T4, the relationship between reducibility (RI) and reduced dusting property (RDI) is a level by this invention, as shown to Fig.57 (a). At T4, it became an operation ship located on the lower right side of the operation line shown by the broken line of the level T3 by the exterior method alone, and it was demonstrated that it is possible to produce sintered ore with high reducibility and low reducibility. .
57 (b), effective diffusion coefficient De representing the residual micropores, × 10 −4 [m 2 / s] and chemical reaction rate constant Kc representing suppression of silicate formation, × 10 −2 [m / s], at the level T4 according to the present invention, the equal RI line (calculated value) shown in the solid line is in the best state on the upper right, and the JIS-RI shown on the right is also the maximum at nearly 72%, These effective diffusion coefficient De and chemical reaction rate constant Kc greatly contribute to the improvement of reducibility (RI).
さらに、前述した図２８の実験容器を使用して燃焼実験結果を図５８に示す。この図５８では、水準Ｔ１、水準Ｔ２及び本発明による水準Ｔ４における点火後３６０秒後の燃焼状態、点火後７２０秒後の燃焼状態及び上層（１００ｍｍ）、中層（２００ｍｍ）、下層（３００ｍｍ）の層内温度が示されている。この図５８から明らかなように、水準Ｔ１では、図５８（ａ）に示すように、点火後３６０秒及び７２０秒の燃焼帯の幅が狭く、上層、中層及び下層の１２００℃以上の保持時間も短くなっているとともに中層及び下層では最高到達温度が１４００℃を超える燃焼状態となっている。これに対して、ＬＮＧの吹込みを行う水準Ｔ２では、図５８（ｂ）に示すように、前述したと同様に、点火後３６０秒及び７２０秒の燃焼帯の幅が広くなり、上層、中層及び下層の１２００℃以上の保持時間が長くなり、且つ最高到達温度が１４００℃未満に抑制されている。さらに、本発明による水準Ｔ４では、点火後３６０秒及び７２０秒で水準Ｔ２と同様に燃焼帯の幅を広げることができ、最も必要とする上層１２００℃以上の保持時間を水準Ｔ３よりも長くすることができ、最高到達温度も１４００℃未満に抑制することができ、良好な燃焼状態を得ることができることが実証された。
Further, FIG. 58 shows the result of the combustion experiment using the experimental container shown in FIG. 58, the
この図５８では水準３についての実験結果を表示していないが、水準Ｔ１〜Ｔ４の上層（１００ｍｍ）、中層（２００ｍｍ）及び下層（３００ｍｍ）の層内温度の測定結果を図に示す。図５９（ａ）は１２００℃以上の保持時間〔ｓ〕を示し、水準Ｔ１に比較して、水準Ｔ２の各層の保持時間が増加しており、本発明による水準Ｔ４でも上層及び下層で水準Ｔ２より保持時間が増加し、中層では水準Ｔ２より下回るが水準Ｔ１に比較しては保持時間が増加している。これに対して、外装法のみの水準Ｔ３では、１２００℃以上の保持時間が上層、中層及び下層の全てで水準Ｔ１より低下している。
In FIG. 58, the experimental results for
図５９（ｂ）は層内最高到達温度〔℃〕を示し、水準Ｔ１及びＴ３では、中層及び下層で１４００℃を超えており、水準Ｔ２及び本発明による水準Ｔ４では、最高到達温度を１４００℃未満に抑制されており、カルシウムシリケートの生成を抑制している。
このように、本発明による水準Ｔ４の１２００℃以上の保持時間の増加及び中・下層内の最高到達温度の低下は、外装法による擬似粒子の粒子径が大きくなり、通気性の向上に伴い雰囲気酸素濃度が上昇して酸素富化状態となり、コークスとＬＮＧの燃焼位置が開いたことによるものと推察することができる。
FIG. 59 (b) shows the highest attained temperature [° C.] within the layer, with the levels T1 and T3 exceeding 1400 ° C. in the middle layer and the lower layer, and at the level T2 and the level T4 according to the present invention, the highest reached temperature is 1400 ° C. It is suppressed to less than, and the production | generation of a calcium silicate is suppressed.
As described above, the increase in the holding time of 1200 ° C. or higher of the level T4 according to the present invention and the decrease in the maximum temperature reached in the middle and lower layers increase the particle size of the pseudo particles by the exterior method, and the atmosphere is improved along with the improvement of the air permeability. It can be inferred that the oxygen concentration is increased to become an oxygen-enriched state, and the combustion position of coke and LNG is opened.
この酸素富化状態によるＬＮＧ吹込み効果の向上は、前述したＬＮＧのみを吹込む水準２では、図６０（ａ）に示すように、気体燃料（ＬＮＧ）の燃焼層と固体燃料（粉コークス）の燃焼層とが比較的近く、１２００℃以上の保持時間が比較的短くなる。
これに対して、本発明による水準Ｔ４では、擬似粒子の径が大きくなって通気性を確保することができることから、酸素富化状態となって、燃焼速度が向上し、燃焼ポイントは低温側にシフトする。これによって、固体燃料（粉コークス）の燃焼ポイントは層下方にシフトし、ＫＥＬ燃料（ＬＮＧ）の燃焼ポイントは層上方にシフトすることになり、結果的に１２００℃以上の保持時間が水準Ｔ２より長くなり、冷間強度の向上効果がより大きくなる。
As shown in FIG. 60 (a), the improvement of the LNG blowing effect due to the oxygen-enriched state is as shown in FIG. 60 (a) at the
On the other hand, at level T4 according to the present invention, the diameter of the pseudo particles is increased and air permeability can be ensured, so that an oxygen-enriched state is achieved, the combustion speed is improved, and the combustion point is lowered to the low temperature side. shift. As a result, the combustion point of the solid fuel (powder coke) is shifted downward and the combustion point of the KEL fuel (LNG) is shifted upward. As a result, the holding time of 1200 ° C. or higher is lower than the level T2. It becomes longer and the effect of improving the cold strength becomes larger.
このため、本発明による水準Ｔ４では、図６１（ａ）に示すように、生産率とシャッター強度との関係が、生産率を高めなかがらシャッター強度を向上させることができる。これに対して、基準となる水準Ｔ１では生産率及びシャッター強度がともに低く、水準Ｔ２及び水準Ｔ３では水準Ｔ１よりは生産率及びシャッター強度を改善することができるが、本発明による水準Ｔ４には及ばないことになる。 Therefore, at the level T4 according to the present invention, as shown in FIG. 61A, the relationship between the production rate and the shutter strength can improve the shutter strength while increasing the production rate. On the other hand, both the production rate and the shutter strength are low at the standard level T1, and the production rate and the shutter strength can be improved compared to the level T1 at the level T2 and the level T3. It will not reach.
さらに、燃焼速度（ＦＦＳ）〔ｍｍ／ｍｉｎ〕と歩留〔％〕との関係は、図６１（ｂ）に示すようになり、本発明による水準Ｔ４では実線図示の等生産率線が１．６０となって、燃焼速度（ＦＦＳ）が大きく且つ歩留りが大きい状態となる。これに対して、水準Ｔ１では、等生産率線が１．４０となり、燃焼速度及び歩留我ともに低い状態となり、水準Ｔ２では等生産率線が１．４５で少し上昇するが、燃焼速度は遅く、歩留はやや高い状態となる。さらに、外装法のみによる水準Ｔ３では等生産率線が１．５０と高くなるが、燃焼速度が速くなる一方歩留りは水準Ｔ２より低くなる。 Further, the relationship between the combustion rate (FFS) [mm / min] and the yield [%] is as shown in FIG. 61 (b). The level T4 according to the present invention has an equal production rate line of 1. 60, the combustion rate (FFS) is high and the yield is high. On the other hand, at level T1, the equal production rate line is 1.40, and both the combustion rate and yield are low, and at level T2, the equal production rate line increases slightly at 1.45, but the combustion rate is Late, the yield is slightly higher. Further, at level T3 based only on the exterior method, the equal production rate line is as high as 1.50, but the combustion rate is increased while the yield is lower than level T2.
そして、前述した図５５の鍋実験によって生成した水準Ｔ１〜Ｔ４の焼結鉱を切断して粉末Ｘ線回折試験を行った結果を図６２に示す。
この図６２によると、基準となる水準Ｔ１ではカルシウムフェライ内に固溶するＦｅの量に対してＬＮＧのみを吹き込む水準Ｔ２ではカルシウムフェライト内に固溶するＦｅの量が低下するが、本発明による水準Ｔ４のように外装法とＬＮＧの吹込みとを併用する場合には、水準Ｔ１と略変わらないカルシウムフェライト内に固溶するＦｅの量を確保することができる。なお、図６２で一番右側のＬＮＧ＋２段外装とすることにより、カルシウムフェライト内に固溶するＦｅの量をより多く確保することができる。
And the result of having cut | disconnected the sintered ore of the levels T1-T4 produced | generated by the pan experiment of FIG. 55 mentioned above, and having performed the powder X-ray-diffraction test is shown in FIG.
According to FIG. 62, at the standard level T1, the amount of Fe dissolved in the calcium ferrite is reduced at the level T2 in which only LNG is blown against the amount of Fe dissolved in the calcium ferrite. When the exterior method and LNG blowing are used together as in the level T4, it is possible to ensure the amount of Fe dissolved in the calcium ferrite that is not substantially different from the level T1. In addition, by making the rightmost LNG + 2 step exterior in FIG. 62, it is possible to secure a larger amount of Fe dissolved in the calcium ferrite.
ここで、２段外装とは、図６３に示すように、石灰石系粉原料及び固体燃料系粉原料（例えば粉コークス）以外の焼結原料をコンクリミキサー６１で例えば１８０秒混合し、混合した焼結原料を７．６％の添加水を加えてドラムミキサー６２に投入する。このドラムミキサ６２の造粒時間は例えば３６０秒に設定され、造粒完了時点から例えば１２０秒前に石灰石系粉原料を投入し、次いで例えば９０秒遅れた時点すなわち造粒完了時点から例えば３０秒前の時点で固体燃料系粉原料としての粉コークスを投入して造粒することにより、最外層が凝結材としての粉コークスとなる擬似粒子を形成することである。この疑似粒子の粒径は１．３１ｍｍを超える粒径に調整される。そして、形成した２段外装擬似粒子を前述した図５５に示す鉄鍋５０に装入して０．４％のＬＮＧを吹き込むことにより、焼結鉱を生成する。生成した焼結鉱を切断して粉末Ｘ線回折試験を行った結果が図６２である。なお、２段外装する場合の石灰石系粉原料の投入時点は造粒完了時点から１２０秒前に限定されるものではなく、固体燃料系粉原料の投入時点よりも前に投入するようにすればよく、形成される擬似粒子の調和平均径が１．３１ｍｍを超える粒径となればよいものである。
Here, as shown in FIG. 63, the two-stage exterior is a sintered raw material that is mixed with a sintering raw material other than the limestone powder raw material and the solid fuel powder raw material (for example, powder coke) for 180 seconds, for example, and mixed. 7.6% added water is added to the kneading raw material, and the mixture is put into the
また、図６４は、カルシウムフェライト内へのアルミナ固溶状態を示す粉末Ｘ線回折試験結果を示す写真であって、基準となる水準Ｔ１に比較してＬＮＧのみを吹き込む水準Ｔ２では、全体に白っぽくなって、カルシウムフェライト内へのアルミナが固溶する量が増加する場合があるが、本発明となる外装法とＬＮＧの吹込みとを併用する水準Ｔ４の場合には、白っぽさが抑制されて、水準Ｔ１に近い状態となり、カルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量を抑制することができる。この場合もＬＮＧ＋２段外装状態とすると、カルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量をより抑制することができる。
ここで、カルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量が増加すると、カルシウムフェライト溶液の粘度が２〜３倍に増加し、カルシウムフェライトが結合材として作用するため、気孔形成が促進されず、通気性が低下して焼結鉱の品質に影響を与えることになる。
FIG. 64 is a photograph showing a powder X-ray diffraction test result showing an alumina solid solution state in calcium ferrite, and the whole is whitish at the level T2 where only LNG is blown compared to the standard level T1. The amount of alumina dissolved in calcium ferrite may increase, but whitishness is suppressed in the case of level T4 in which the exterior method according to the present invention and LNG blowing are used in combination. Thus, the state becomes close to the level T1, and the solid solution amount of alumina in the calcium ferrite can be suppressed. Also in this case, when the LNG + two-stage exterior state is adopted, the amount of alumina solid solution in the calcium ferrite can be further suppressed.
Here, when the solid solution amount of alumina in the calcium ferrite increases, the viscosity of the calcium ferrite solution increases 2 to 3 times and the calcium ferrite acts as a binder, so that pore formation is not promoted and air permeability is increased. Will decrease and affect the quality of the sintered ore.
しかしながら、本発明では、造粒装置１で、調和平均径の大きい擬似粒子を形成し、この擬似粒子をパレット８上に装入して装入層９を形成し、この装入層９の炭材に点火炉１０で点火した後に液体燃料供給装置１５Ａ及び１５Ｂで希釈鋭気体燃料を空気とともに混合した混合気体燃料を装入層９の上方から吹き込むので、擬似粒子の粒径が大きいことにより、通気性を確保することができるため、装入層９内の流速が上昇し、冷却速度（対流伝熱）が大きくすることができる。このため、図６５に示すように、本発明となる外装法とＬＮＧの吹込みとを併用する水準Ｔ４とするかさらに同様に本発明となるＬＮＧ＋２段外装とすることにより、カルシウムフェライト内へのＦｅの固溶量を増加させるとともに、カルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量を低下させることができ、これによって前述したように成品となる焼結鉱の歩留り、シャッター強度、焼結時間等の品質を大幅に向上させることができる。
However, in the present invention, the
また、擬似粒子の粒径が大きくなることにより、装入層９内の流速が上昇し、単位時間内に系に供給される風量（酸素物質量）が増加して酸素富化状態となる。このとき、内部に存在する炭材の量に変化はないことから酸素濃度の低下が抑制され、前述した図６０（ｂ）に示したように、１２００℃以上の保持時間を長くして良好な品質の焼結鉱を高生産率で生産することができる。
Further, as the particle size of the pseudo particles increases, the flow velocity in the
ここで、酸素（Ｏ２）量とカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量との関係は、図６６に示すように、酸素濃度を１０．４〔ｖｏｌ％〕から２０．８〔ｖｏｌ％〕及び２５．８〔ｖｏｌ％〕に増加させると、酸素濃度が増加するに従ってカルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量が減少していることが確認された。
この酸素富化状態とすることによるカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量の抑制効果は、ノンストイキオメトリー効果に起因するものと考えられる。
Here, as shown in FIG. 66, the relationship between the amount of oxygen (O 2 ) and the amount of alumina solid solution in calcium ferrite is such that the oxygen concentration is 10.4 [vol%] to 20.8 [vol%] and When increased to 25.8 [vol%], it was confirmed that the amount of solid solution of alumina in calcium ferrite decreased as the oxygen concentration increased.
The effect of suppressing the amount of alumina solid solution in calcium ferrite due to this oxygen-enriched state is considered to be due to the non-stoichiometric effect.
このノンストイキオメトリー効果は、図６７に示すように、酸素濃度が増加すると金属参加物表面の陽イオンが酸素イオンと結合し、カチオン空孔を生じる。Ｆｅ及びＡｌはともに空孔拡散気孔であるが、ＡｌイオンはＡｌＯ３ ３＋の形で存在するためカチオン空孔を容易に拡散できない。したがって、酸素濃度が大きくなることで、Ａｌイオンよりも拡散速度の大きいＦｅイオンがカルシウムフェライト中に多く固溶し、相対的にＡｌイオン濃度が薄くなったものと考えられる。 As shown in FIG. 67, the non-stoichiometric effect is that when the oxygen concentration is increased, the cation on the surface of the metal participant is combined with the oxygen ion to generate a cation vacancy. Both Fe and Al are vacancy diffusion pores, but Al ions are present in the form of AlO 3 3+ and cannot easily diffuse through cation vacancies. Therefore, it is considered that as the oxygen concentration is increased, a large amount of Fe ions having a diffusion rate higher than that of Al ions are dissolved in calcium ferrite and the Al ion concentration is relatively reduced.
このように、上記実施形態によると、カルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制するように調和平均径の大きい擬似粒子を造粒装置１で造粒し、この擬似粒子をパレット８上に装入して、装入層９を形成し、この装入層９の炭材に点火炉１０で点火した後に、気体燃料供給装置１５Ａ，１５Ｂで希釈気体燃料と空気との混合気体燃料を装入層９上に吹き込むことにより、１２００℃以上の保持時間を長くしながら最高到達温度を１４００℃未満に維持し、さらにカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制することにより、高品質の焼結鉱を高生産率で生産することができる。
Thus, according to the above embodiment, pseudo particles having a large harmonic mean diameter are granulated with the
本発明に係る焼結鉱の製造方法を、日産２万トン規模のＤＬ型焼結機に適用した。使用したＤＬ焼結機の機長は、点火炉から排鉱部までが９０ｍであり、この焼結機の点火炉の後方約３０ｍの位置には、装入層上方５００ｍｍの高さに、長さ（パレット進行方向）１５ｍの気体燃料供給パイプをパレット進行方向に沿って平行に９本配設し、そのパイプのそれぞれには、下方に向けて気体燃料を噴出するノズルを１００ｍｍ間隔で１４９個取り付けた（合計１３４１個）構造の第１の気体燃料供給装置１５Ａを設置し、そのノズルから気体燃料として都市ガスを、高速で大気中に吐出させて、都市ガス濃度が０．８ｖｏｌ％の希釈気体燃料として装入層上に供給した。なお、装入層の全厚を６００ｍｍ（但し、上層４００ｍｍには粉コークスを４．２ｍａｓｓ％含有する焼結原料）積層し、上記気体燃料の供給位置は、燃焼・溶融帯が２００〜３００ｍｍの位置に存在するときに相当する。上記のようにして供給した希釈気体燃料は、焼結機パレット下方のウインドボックスの吸引負圧制御により、装入層中に吸引・導入され、焼結層を通して上記位置に存在する燃焼・溶融帯で燃焼される。
The method for producing sintered ore according to the present invention was applied to a DL type sintering machine having a daily scale of 20,000 tons. The length of the DL sintering machine used was 90 m from the ignition furnace to the discharge section, and at a position of about 30 m behind the ignition furnace of this sintering machine, the length was 500 mm above the charging layer. (Pallet traveling direction) Nine 15m gaseous fuel supply pipes are arranged in parallel along the pallet traveling direction, and 149 nozzles for ejecting gaseous fuel downward are attached to each of the pipes at intervals of 100mm. The first gas
また、第１の気体燃料供給装置１５Ａの下流側に隣接させて第２の気体燃料供給装置１５Ｂを複数例えば３台直列に設置し、そのノズルからコークス炉ガス（Ｃガス）を配管閉塞物質の付着を抑制することができる口径６ｍｍ以上好ましくは１０ｍｍ以上で大気中に吐出させてコークス炉ガス濃度が０．８ｖｏｌ％の希釈気体燃料として装入層上に供給した。上記気体燃料の供給位置は、燃焼・溶融帯が５００〜６００ｍｍの位置に存在するときに相当する。この場合には燃焼・溶融帯が深く装入層の表面には火種が全くないことから流速の遅いコークス炉ガス（Ｃガス）を噴射しても希釈気体燃料が装入層上で着火することはない。この上記のようにして供給した希釈気体燃料は、焼結機パレット下方のウインドボックスの吸引負圧制御により、装入層中に吸引・導入され、焼結層を通して上記位置に存在する燃焼・溶融帯で燃焼される。
Further, a plurality of, for example, three second gaseous fuel supply devices 15B are installed in series adjacent to the downstream side of the first gaseous
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.
１ 造粒装置
２ ドラムミキサー
４ 床敷きホッパー
５ サージホッパー
６ ドラムフィーダー
７ 切り出しシュート
８ パレット
９ 装入層
１０ 点火炉
１１ ウインドボックス
１５Ａ 第１の気体燃料供給装置
１５Ｂ 第２の気体燃料供給装置
DESCRIPTION OF
Claims (5)
前記造滓成分を構成する副原料中の石灰石副原料および前記凝結材を分離して残りの焼結原料を造粒して、擬似粒子化処理を行い、その造粒過程の後半に前記分離した石灰石副原料と凝結材を添加して前記擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子を得る造粒工程と、
前記外層を保有した擬似粒子原料を、循環移動するパレット上に装入して、当該パレット上に前記外層を保有した擬似粒子原料の装入層を形成する装入工程と、
装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する点火工程と、
気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈して、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とし、該希釈気体燃料及び空気の混合気体燃料を前記パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、上記希釈気体燃料を装入層内に吸引し、当該希釈気体燃料を焼結層内において燃焼させると同時に、装入層内に吸引した空気により、該装入層内の炭材を燃焼させることにより、焼結ケーキを生成させる気体燃料燃焼工程とを備え、
前記造粒工程で形成する擬似粒子径の調和平均径を１．３３ｍｍ以上とし、前記擬似粒子で、前記気体燃料燃焼工程での前記混合気体燃料の通風量を確保してカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制可能にしたことを特徴とする焼結鉱の製造方法。 The iron ore raw material including the return ore that constitutes the sintered raw material, the auxiliary raw material that constitutes the slagging component, and the coagulant are granulated into pseudo particles, and the pseudo granulated raw material is charged into a sintering machine and sintered. When you tie
The limestone auxiliary raw material and the coagulating material in the auxiliary raw material constituting the koji component are separated and the remaining sintered raw material is granulated, subjected to pseudo-particle treatment, and separated in the latter half of the granulation process. A granulation step of obtaining pseudo particles in which an outer layer of the limestone auxiliary raw material and the coagulant is formed on the surface of the pseudo particles by adding the limestone auxiliary raw material and the coagulant;
A charging step of charging the pseudoparticle raw material having the outer layer onto a pallet that circulates and forming a charging layer of the pseudoparticle raw material having the outer layer on the pallet;
An ignition process for igniting the charcoal material on the surface of the charging layer using an ignition furnace;
Gas fuel is supplied into the air above the charging layer and diluted to obtain a diluted gas fuel having a concentration lower than the lower limit of combustion, and a mixed gas fuel of the diluted gas fuel and air is sucked into a wind box disposed under the pallet. The diluted gaseous fuel is sucked into the charging layer by force, and the diluted gaseous fuel is burned in the sintered layer. At the same time, the carbon material in the charging layer is removed by the air sucked into the charging layer. Comprising a gaseous fuel combustion step for producing a sintered cake by burning,
The harmonic mean diameter of the pseudo-particle diameter formed in the granulation step is 1.33 mm or more, and the pseudo-particles ensure the air flow rate of the mixed gas fuel in the gaseous fuel combustion step and alumina into calcium ferrite A method for producing sintered ore, characterized in that the amount of solid solution can be suppressed.
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