JPS6126732A - 焼結層内温度推定方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔発明の技術分野〕 本発明は、高炉原料としての焼結鉱を製造するためのド
ワイトロイド焼結機の焼結プロセスにおいて、焼結鉱の
品質に影響を与える、焼結機のパレット上の焼結ベッド
内部における、温度分布状況を推定する方法に係シ、焼
結鉱のヒートパターン即ち熱履歴を推定し、ドワイトロ
イド焼結機の機長方向の任意の位置における焼結状況を
オンラインにて推定利用する方法に関するものである。

〔従来技術〕

一般に焼結プロセスにおける焼結鉱の品質は、ベ 一定の原料を使用するという条件のもとでは、そ　　　
　）≧の原料が受けるヒートパターンによって決定きれ
る。そのため従来からドワイトロイド焼結機のパレット
上の原料が受けるヒートパターンを求め、焼結プロセス
の操業条件とを定量的に関係づけ、焼結鉱の品質の安定
ならびに改善に資する試みが種々性なわれてきた。

焼結ヒートパターンを求めるための方法としては、熱電
対によシ直接計測する方法や、機長方向の風量分布によ
シヒートパターンを数学モデルによシ間接的に推定する
方法がある。

前者の直接計測する方法としては特公昭５７−４６９１
号公報にて開示される方法がある。この方法においでは
、焼結機のパレット上の焼結□ペッド内に熱電対を挿入
し、ヒートパターンをオンラインにて実測するものであ
るが、測定する箇所が特定のパレット上の焼結ベッド中
の特定の部分に限られるため、その測定値は、焼結ベッ
ド全体の連続的な情報になシ得ない。更に熱電対の保護
管を焼結ベッド中に挿入するので保護管の損傷が激しく
寿命が短ズ、かつ熱電対の着脱に轟って焼結機を停止す
るため生産率の低下となる等の問題がある。

後者の数学モデルによる間接的推定方法については、既
に多数の報文が開示されている。即ち（１）鉄と鋼、５
３　（１９６７）　、ｐ−１１７１：”鉄と鋼、５６（
１９７０’）　、ｐ３７１：”同じくｐ、６６１；（４
）鉄と鋼、５８（１９７２）、ｐ−１５６７：”ゝ鉄と
鋼、―（６） ６１（１９７５）、ｐ−２７７５，Ｉｒｏｎｍａｋｌｎ
ｇ＆Ｓｔｅ＠１ｍｍｋ１ｎｇ＋　４（１９７７）　＋ｐ
＋＋　３＋２１　：　”　Ｉｒｏｎ−ｍａｋｉｎｇ　Ａ
　Ｓｔｅ＠１ｍｍｋｌｎｇ＋　５（１９７８）　＊　ｐ
−２５：（８）住友金属、２９（１９７７）、ｐ、３８
３：　”’鉄と鋼、６４（１９７８）、ｓ９８：等があ
る。これらはいずれも前記（１１及び（２）の数学モデ
ルを基本としておシ、焼結プロセスにおける物質・熱収
支から導いた１次元非定常（（１）〜（ｒ））あるいは
２次元定常（（８）　（９）　）の微分方程式を、差分
近似によシ数値的に解く方法である。従って数学モデル
の計算精度を高くするだめには、時間あるいは距離の差
分を充分小さくとる必要があシ、計算時間が長くなシ、
かつ可成多大型の計算機を必要とするという欠点を有し
ている。

このためヒートパターンを決めるために１重要なヒート
・フロント速度、ヒート・ピノ１インド速度および定常
状態時の層内最高温度を、より近似的に推定する方法が
、鉄と鋼、６０（１９７４）、ｐ４６５に開示され試み
られている。

これら前述の数学モデルによる方法においては、定量化
の困難な各種パラメータ、例えば擬似粒子内のコークス
の燃焼速度、粒子の溶融反応速度および反応熱、原料・
燃焼・焼結完了の各ゾーンでの伝熱面積および通気抵抗
などを含んでおシ、今後の課題として残されている。以
上の理由から、これらの数学モデルの利用はオフライン
での解析に限定されているのが現状である。

一方これらの問題点を回避し、オンラインでの利用を目
的として、層内温度分布を直接、連続的に測定する方法
が、川崎製鉄枝軸、１３（１９８１）・。

ｐ５４０に；更に鉄と鋼、６８（１９８２）、Ｓ４０　
：製鉄研究、３１１（１９８３）、ｐ−６７：特開昭５
６−９０９３５号公報；特公昭５９−２０７６６号公報
等によって、センサーによシ測定した機長方向の風量分
布音用い、簡易モデルにより焼結層内部の焼結進行状況
を推定検知する方法などが開示されている。

これら風量分布モデルによる方法例えば特公昭５９−２
０７５６号の「焼結層内部の焼結進行状況検出方法」は ［ドワイトロイド式焼結機のウィンドボックス部もしく
は焼結機上面において機長方向４箇所以上に設置した風
速針から得られる風速測定値とパレットスピード、層厚
ならびに吸引風圧を焼結モデルに入力して計算させて、
焼結層内部の原料帯と燃焼帯の各通気抵抗指数、焼結機
の機長方向の吸引風速分布および燃焼帯の機長方向の分
布形状を連続的に検出することを特徴とする」ものであ
るＯ これら風量分布モデルでは燃焼帯（赤熱層）の巾は推定
でき、て、も、その中の温度分布例えば最高温度等は推
定できない。更にと一トフロント（Ｈ＠ａｔ　Ｆｒｏｎ
ｔ　：　ＨＰ　ｅ焼結ベッド中の赤熱層のうち未焼結部
分と接する最前部を言う。）及びヒートビハインド（Ｈ
ｅａｔ　Ｂｅｈｉｎｄ　：　ＨＢ　＃焼結ベッド中の赤
熱層のうち、既焼結部分と接する最後部、を言う。）の
夫々の速度が風量に比例するという仮定に基づいて、ヒ
ートパターンを推定するため、得られたヒートパターン
は、風速分布からの推定値でしかないし、焼結機上面で
風速を測定する場合は、風速は１−以下であるため精度
の良い測定が困難であシ、ウィンドボックス（風箱）部
で風速を測定する場合は、焼結機のシール部からの漏風
を含んだ値になるという問題があり、夫々極めて有効力
方済であるに拘らず、ヒートパターンを推定するために
は未だ解決すべき問題があり不充分である。

前述の如き問題点を解決するために１出願人は、鉄と鋼
６９く１９８３）８７３８において一１焼結ヒートパタ
ーン計測システムにりいて、更に特開、昭５９−６６６
８５号公報において“焼結機操業における焼結ベッド中
の赤熱層の監視装置”を開示した０ ｆｆｌＪち上記焼結ヒートパターン計測システムの装Ｒ
構成鉱第８図に示す通シである。第８図において、１は
焼結板、２は焼結機１の本体を構成する複数のパレット
をエンドレスに結合したパレット本体であシ、パレット
２は図中矢印方向に移動する。６は原料装入ホッパー、
４は原料、５は原料を一定厚にするためのカットプレー
トであり、カットプレート５によって、原料４はパレッ
ト２のグレート上に一定厚の焼結ベッド４を形成する。

６は点火炉、６′は保熱炉、６＆は点火炉バーナ、７は
パレット本体２の内側に、かつ点火炉６の直下を含んで
それよシ下流側に機長方向にそって配列された風箱であ
る。

このような構成によって、移動中のパレット２上の焼結
ベッド４の表面は、点火炉６の直下において点火され、
パレット２の移動に任なって、風箱７を経由して排風機
（図示なし）により、焼結ベッド４よシ空気を下方に吸
引するととによって、パレット上の原料嬬、焼結・溶融
し、焼結機最下流の排鉱部から落下し、その後クラッシ
ャ（図示なし）にて粉砕、次いで篩分けられ成品焼結鉱
として回収される。

斯る焼結機における焼結層ペット４′中には８００〜１
３００　℃程度の温度の燃焼・溶融中の赤熱層４／、が
形成される。赤熱層４／、は、焼結ベッド４の垂直断面
においては、点火炉の直下の焼結ベッド４′の上面から
、それより下流の焼結ベッド４′の下面に向って末広が
シにひろがっている。なお前述の如ぐＨＦとは、赤熱層
４１．のうち、焼結ベッド４′中の原料４の未焼結部分
即ち未だ８００℃に達してない部分と接する最前部を意
味し、ＨＢとは赤熱層４／ａのうち、焼結ベッド４′中
の低焼結部分と接する最後部を意味する。これらＨＦ並
にＨＢは、集合した実質的には平坦な面として表すこと
ができ、これらを夫々、ヒートフロントプレーン）ＩＦ
Ｐ　、ヒート・ピノ洩インド・プレーンＨＢＰとして図
示されている。焼結ベッド４′の上面におけるＨＦの開
始位置Ａは、通常点火炉バーナ６＆の直下であり、これ
は固定的である。焼結ベッド４′の上面におけるＨＢの
開始位置Ｃは、通常、保熱炉６′の下方にある。またＨ
Ｆの終了位置Ｂ　（ＨＰＰが焼結ベッド４の下面パレッ
ト上に到達し穴位置）は、通常最終風箱７の位置りよシ
上流にある。

ＨＢＰの最下降位置りは通常最終風箱７の直上であシ、
この位置はそれよシ下流においても実質的に変わらない
。

８は保熱炉６′の焼結ベッド４′の表面温度を測定する
ための輻射温度計であシ、保熱炉６′内の機長方向２ケ
所の表面温度を測定し、指数関数近似により赤熱層設定
温度まで外挿することによ）焼結ベッド４′の上面にお
ける焼結機１０機長方向におけるＨＢの開始位置Ｃを、
求める・ものである。

９は焼結機１の排鉱部における、パレット上の焼結ベッ
ド４′の断面を撮偉するためのＩＴＶカメラ、１０はＩ
ＴＶカメラ１２からの信号に基づいて、排鉱部における
焼結ベッド４′の断面における赤熱層４１、の厚みを演
算するための画像計測器を備えた演算器である。この演
算器１０にて赤熱層４／　。

（明部）の面積を検出する。そして画像計測器の検出器
（画像計測器の検出値）／（焼結ベッド４′の巾）即ち
排鉱部における赤熱層４１　ｍの厚みが演算される。１
１は各風箱７中に設けられた排ガス温度を測定するため
の温度計であυ、１２は各種センサー情報部ち赤熱層厚
ＨＦ終了点Ｂ、ＨＢ開始点Ｃ１パレット速度、焼結層厚
等に基いてヒートパターンを求めるだめのデータ処理装
置であシ、１３はＣＲＴ、１４はプリンターで−ある。

以上の如く構成された計測システムにおいては、上記の
如く求めた各点ＡＢＣＤ　（ＨＦＰ開始点は固定）を直
線で近似することがら■Ｐ及びＨＢＦとし、またヒート
パターンの指数としてヒートフロント速度、ヒートビハ
インド及び滞留時間を計算して操業に有用な情報と提供
している。

これらは、上記の如く排鉱部赤熱層厚、排ガス温度分布
及び点火炉内層表面温度から、機長方向の赤熱層厚分布
を推定する方法ならびに装置である。これらの焼結ベッ
ド中の赤熱層を推定する方法及び装置は、オンラインで
焼結プロセスの操業管理に当って有効な情報を提供し焼
結鉱の品質改善に資するものであるが、更にその推定精
度を向上せしめることが要望されていた。

〔発明の概要〕

本発明は前述の従来技術における問題点を解決するため
になされたものであｐｌその目的は、前述の数学モデル
によル焼結層内部の焼結進行状況をオンラインで連続的
かつ精度よく検出し焼結鉱品質の向上及び安定化を図る
にある。

本発明は前述の、排鉱部赤熱層厚、排ガス温度分布及び
点火炉内層表面温度から機長方向の赤熱層厚分布を推定
する方法に加うるに熱収支及び風量分布に関するセンサ
ー情報を加味して演算し、赤熱層内温度分布を、オンラ
インで従来よシ精度良く焼結層内部のヒートパターンを
推定するものである。七〇要旨とするところはドワイト
ロイド式焼結機の焼結プロセスにおいて、排鉱部赤熱層
厚１１点火炉内層表面温度、焼結機機長方向における焼
結ベッド上の吸引風量分布及び焼結層内の熱収支から、
赤熱層内の温度分布を推定することを特徴とする焼結層
内温度推定方法にある。

更に詳しくは排鉱部赤熱層厚、点火炉内層表面温度、焼
結機械長方向における焼結ベッド上の吸引風量および温
度、排ガスの流量および温度、等の焼結機に設けられた
センサー情報を計算機に入力し、ＨＦ′Ｐ１最高温度プ
レーン（Ｍ′ｒＰ）オヨヒＨＢＰの機長方向分布を演算
し、次いで赤熱要否最高温度を演算し、冷却帯側温度分
布、昇温側温度分布の夫々Ｇａｕｓｓ関数に近似によシ
補正演算し、この演算を点火炉から排鉱部側に向って順
次繰返すことによシ、機長方向の温度分布を求める。得
られた温度分布から高温保持時間、冷却速度の各種熱指
数を演算し得られた熱指数と焼結鉱品質との関係を用い
て、目標品質になるよう熱指数即ち温度分布をオンライ
ンで制御する焼結層内温度推定方法である。

次に本発明を実施例に基いて更に詳細に述べる。

〔実施例〕

（１）ｔず本発明における焼結層内の温度分布推定モデ
ルに就て説明する。

（１）第１図は、焼結層内温度分布の、機長方向任意の
位置における層高方向断面を模式的に示したものであシ
なお以下本モデルの計算において用いられる記号の説明
鉱以下の通シである。

ＣＩＧ　＊　Ｃｏ（１＠吸引ガスおよび排ガスの比熱（
ｋ睦勺ｃ　）Ｃ８：粒子の比熱（ｋｔｘＬ／ｋｐ　ｍ：
：　）ｆｃ＋　ｆｘ、　ｒ　ｆｗ　：コークス、石灰石
および水分の重量分率濃度（へ） ＧＩ’　＋　ｃｏ　：吸引ガス訃よび排ガスの流量（ｋ
ｇ／Ｍ＆−ｆｆｌ）Ｈ：層高（ｍ） Ｌ：機長（釧） ｎ２ｍ：機長および層高方向の分割数（−）Ｑｘａ　＋
　Ｑｏｏ　：分割層当りの吸引ガスおよび排ガスの熱量
（ｋｅｒｌｌ） Ｑｓ：分割層当シの粒子熱容量（ｋ−）Ｑｇｃ：分割層
当シーの冷却帯粒子熱容量（ｋ−）Ｓｌ：機長方向単位
長さ当シのガス吸引面積Ｃａｌ’）ＳＷＩ　：分割層当
シのガス吸引面積（−）ＴＩ（１＊　Ｔｏｏ　：吸引ガ
スおよび排ガスの温度（℃）’Ｉ’ｌｌ　＊　Ｔｓｏ　
：粒子温度およびその初期値（℃）ＴＭＡＸ　：層内最
高粒子温度（℃） Ｔ訃：　ＨＦＰおよびＨ耶Ｐの定義温度（℃）ＴＩ＝赤
熱帯の平均粒子温度（℃） Ｘ：点火炉からの機長方向距離（ｃｒｎ）ＸＦＩ　Ｉ　
ＸＭＩ　：　ＨＦＰおよびＭＴＰ終端のＸ座標（ｃｒＲ
）２１２機長方向の層分割メツシュ（３）ｙ：層頂、か
らの層、高方向距離（副））’ｙ　ｌ　）’Ｍ　Ｉ　７
１　ｅ層頂からＨＦＰ　、冒ＰおよびＨＢＰ　ｔでの距
離（６ｎ） ｙ□：　ＨＢＰ終端のｙ座標（錦） ρ１゜、ρ、ｃ：原料帯、赤熱・冷却帯の密度（ｋｇ／
ｍ）−θ：焼結時間（―） ０１：機長方向単位長さ当りの滞留時間（−ｄ＝／６ｎ
）Δ０：焼結時間の分割メツシュ（―） 添字 Ｓ、ｊ：機長および層高方向の分割層番号本モデルは、
第１図において、粒子温度Ｔｓ＝ＴＩＩＨで定義される
ヒート・フロント・プレーン（ＲＦＰ　）、ヒート・ビ
ハインド・プレーン（ＨＢＰ　）及びＴｓ　＝ＴＭＡｘ
（→で定義される、マックス・テンパレチャー・プレー
ン（ｍａｘｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｓ　ｐｌａｎｅＭＴＰ
　）を各種センサー情報から予め推定し、これに機長方
向単位分割層毎の熱収支を付加して、層内温度の機長方
向分布を推定しようとするものである。

基礎式の誘導に当っては、以下の仮定を設けた０（（）
各種パラメータの巾方向分布は無いものとする。（巾方
向均一） （ロ）　ＲＦＰ以下の層の粒子温度は一定とする。

上記の仮定のもとに、ＨＦＰ　、　ＭＴＰおよびＨＢＰ
の機長方向分布が既知であることを前提とした上で、パ
レット上の充填層を、点火炉から排鉱部までの機長方向
をｎ分割し、各分割層毎の熱収支をとる・ことによって
基礎式を誘導する。なお、ＨＦ’Ｐ　。

ＭＴＰ　、　ＨＢＰの機長方向の推定法については後床
する。

（員）　　次に冷却帯の熱容量を考慮しない場合の赤熱
帯平均温度を求める方法について述べる。

ここでは、入熱の全てが赤熱帯（ＲＦＰとＨＢＰとで狭
まれる領域７１．１≦ｙ≦ｙｙ、１　）に吸収され、そ
の上下の層の粒子温度は常温であると仮定する。

（＆）　　まず１番目分割層の中心位置ｘＭ、ｉがＨＦ
Ｐの層底位置Ｘ、つよシ点火炉側に位置する場合、すな
わち、０　＜　’ＸＭ、ｌ≦”ｒｚの場合、赤熱帯の平
均温度＝　ＳＷ！ｌ　（７ｒ、１　　ｙｍ、１　）　１
ｍ８”ａ　（Ｔａｍ、Ｉ　　Ｔｓ。）＝　ＱＩＧ−ｉ”
ＱＢ−ｉ”ＱＣ−ｉ　−Ｑ、−ｉ　　　ＱＷ、Ｉ　　　
ＱＯｏ−１＋＋＋＋＋　　（１）ここで ＱＩＩ−１＝Ｑｔａ−１−１＋Ｑｃ−１−１Ｑｂ−ト１
−Ｑｗ・１−１Ｑｏａ・量−１＋Ｑｇ−１−１　　　叫
・・　（７）ただし　Ｑｌｌ−１＝ＱＢ。

（ｂ）　　また、ＸＭ、ｌが”ｒｍよシ排鉱部側に位置
する場合、すなわち、ｘ２．＜〜、１〈Ｌの場合、Ｔｇ
ｉ・ｉは、（１）〜（７）弐において反応熱を０とおき
、熱収支をとる層を７１．１−７２．１から７１．ｌ−
Ｈに変更することによ！０　、（８）　、　（９）式か
ら計算できる。

Ｑｃ−ｓ　＝　Ｑしｔ　　＝　Ｑｗ−ｔ　＝　Ｏ・・・
・―・　（８）ＳＷＢ　（Ｈ）’ｌ−ｉ　）’ｌ。・Ｃ
，（Ｔｓｍ−Ｉ　　Ｔｓｏ　）＝　ＱＩＧ−１＋　Ｑｓ
−Ｉ　　Ｑｏｏ−１°山・°（９）（１）　　冷却帯熱
容量の推定に、よる赤熱帯平均温度の補正 （１）〜（９）式から求め九Ｔよ、ｉは冷却帯（０≦ｙ
≦７３．１）の熱容量を無視しているため、実際の赤熱
帯平均温度よシかなシ高くなっている。これを補正する
ため、こζモは、層高方向の温度分布をＧａｕｓｓ関数
で近似する方法を採用した。

すなわち、第１図に示すように、１番目分割層の層高方
向温度分布のうち、冷却帯側（０＜ｙ≦ｙＨ，１）のそ
れを％　Ｐｉ点（Ｔａｘ−１・ｙＨ，１）を頂点とし、
２２点（Ｔｈａｍ　＋、７トｉ　）を通るＧａｕｓｓ関
数（０１式）で表示すると、冷却帯（０≦ｙ≦７１．１
　）の有する熱容量Ｑｓｃ−１はａｌ）式で表わされる
。

０＜ｙ≦７ｍ、１ αＱ、（１０式から求めた冷却帯熱容量による赤熱帯平
均塩度の補正は次のαの、α階式−を用いて行う。

０　＜　ＸＭ、ｌ≦ＸＦＩの場合 Ｓｗｍ　（ｙｙ−１ｙトｉ　）／’ｍｓ・”ＩＩ　（Ｔ
１１１１．１−ＴＩＩ。）＝ＱＸＧ−，＋Ｑｓ、１　”
Ｑ（！＠ｌ　　ＱＬ−Ｉ　　ＱＷ・Ｉ　　Ｑｏｏ−１Ｑ
ｓｃ・１・・・・・・α２ ｘ、、　（ＸＭ、、　＜Ｌの場合 ＳＷＩ　（Ｈ）’！ｌ−ｉ　）　”１１ｇ・Ｃａ　（Ｔ
ｓｎ、１　　”ｇｏ　）”Ｑ１０−１”Ｑｌｌ−ｒＱＯ
Ｇ−Ｉ　　Ｑ！Ｉｃ−１”””　　αり以上αＱ〜α９
式の計算を、Ｔ８Ｒ６１が許容変化内に収束するまで繰
返せば、第２図における冷却帯側温度分布（０≦ｙ≦７
Ｍ、１　）の近似値が求まったことになる。同様に、昇
温側（７Ｍ、１≦ｙ≦Ｈ）の温度分布すなわち、このよ
うにして求めたＴ□、ｆは、計算の原理から考えて、層
分割中ΔＸを小さくするか、あるいはＨＰ″Ｐ　、　Ｈ
ＢＰの定義温度Ｔａ１ｌを高くするかによって、赤熱帯
内の最高温度すなわち全層内の最高温度ＴＭＡＸ−１に
接近することは明らかであシ、本明細書で拡以後、Ｔｓ
ｍ−１をＴＭＡｘ、ｉ　の近似代用値として取扱うこと
にする。同様に、昇温帯別（７Ｍ、１≦ｙ≦Ｈ）の温度
分布についても、上記の計算によシ得られたＴ　　の収
束値を００式に代入すＲ−ｉ ることＫよシ求めることができる。ただし、この場合の
半価中ΔｙＨは次のａく式で与えられる。

ここで、３’Ｍ、−１≦ｙ≦Ｈ 以上（１）〜α荀式の計算を各分割層について１＝１〜
ｎまで逐次繰返せば、各分割層の層高方向温度分布、す
なわち、）Ｃ”　Ｘｌあるいはθ＝０１におけるＴ８：
１（ｙ）がＴｇＲ−ｉを境界とする二種のＧａｕｓｓ関
数によシ表現−された。ことになる。

さらに、このようにして求めたＴｇＲ−１とＨＦ′ｐ　
。

ＭＴＰ　、　ＨＢＰの機長方向分布から第２図に示すよ
うに層高方向の任意の位置における層内温度変化を、時
間あるいは機長方向位置の関数として、すなわち、７＝
７１におけるＴ、（→あるいはＴｌ１（のを同じくＴ工
、ｉを境界とする二種のＧｇｕｓｓ関数によシ近似する
ことができ、任意の温度領域での保持時間や冷却速度な
ども自由に計算できる。

以上述べたモデルの計算フローを第３図にまとめて示す
。

次に前述の（１）〜α４式によシ第６図に示す計算フロ
ーに基づいて求めた焼結パターンモデルを鍋試験機並に
実焼結機に適用してその精度を確めた＠（２）回分型焼
結鋼（内径３００■×高さ４８０＝＞に実機原料を５０
ｋ１９装入し、本発明によるそデルの妥当性および計算
精度を調べた。この場合の焼結ベッド高さは４７譚であ
る。

そデルによる計算に必要な吸引ガスおよび排ガスの温度
Ｔ□。（の、およびＴｏ。（のは、それぞれ装入原料層
表面ｙ＝Ｑおよび層底部ｙ＝）ｉに設置した熱電対によ
シ測定し、またそれらの量Ｇ、（の、およびＧ、（のは
等しいと仮定して、焼結鍋下風量計によシ測定した値を
用いた。ＲＦＰ　、　ＨＢＰ　（いずれもＴ□＝８００
℃）およびＭＴＰについてはそれらの進行速度ＨＦ８　
、　ＨＢＳおよびＭＴＳが吸引ガス流量に比例する。（
ａ［有］式）と仮定して推定した。すなわち、第４図に
示すようにまず上述の”ＩＱ（のおよびＴ。、（θ）か
らそれらの開始時間’Ｆｌ　ｌ　’ＩＩ　８０Ｍ８およ
び終了時間θＦｌｌｔ　ｌθ□、０Ｍ、を求め、次にθ
１．とθ２．。

θ１８と０□、０Ｍ１と０Ｍ、とを結ぶ各直線を同じく
前述のＧ、（のの比例配分によシ補正−た。

ＨＦＳ　（Ｏｒ　ＨＢＳ　ｅ　ＭＴＳ　）　＝に、　（
Ｏｒ　ｋ、　＃ｋＭ）Ｇ。

・・・・・・α９ このようＫして推定したＲＦＰ　、　ＨＩＰおよびＭＴ
Ｐを第５（−図に示す。

また、原料帯および赤熱・冷却帯の平均嵩密度ρ、。、
ρ１８は、焼結前後の試料の重量と体積から計算、シ、
それらの平均化熱て、は、原料および焼結鉱をＦｅ２Ｏ
３、Ｆｅ３Ｏ４＊　８１０２　ｅ　ＣａＯ＃　ＡＡ２０
３の混合物と見做して計算した値に原料・赤熱・冷却帯
別の補正係数をかけて用いた。なお、時間の差分メツシ
ュはΔθ＝　０．２５−にとした。

以上のインプットデータを用いて計算した結果を実測結
果と併記して第５図（ｂ）　（ｃ）に示す。温゛度分布
の全体の形状、最高温度、高温保持時間のいずれについ
ても両者間にある程度の差異は見られるものの基本的に
は良く一致しておシ、本モデルの妥当性を示している。

（３）実機焼結機（５ｍＷＸ９０７１１’パレットスピ
ード５．８　ｒｒｖ’−ｋ　、層高５１　ｃｍ’　）に
おける本発明方法のモデルの推定精度の検討を行なった
。

実機におけるモデル計算用インプットデータの測定は第
６図に示すような方法で行った。すなわち、ＲＦＰ　（
Ｔ８ＩＩ＝　８００℃）オヨびＭＴＰ　ノ開始点ＡＩお
よびＡ２のＸ座標は点火バーナ直下位置で固定とし、Ｈ
ＢＰ　（Ｔ８１Ｎ＝　８００℃）の開始点Ｃ１のそれは
、焼結機１の機長方向（保熱炉６内）の２点で輻射高温
計８によシ測定した層表面温度を指数関数で外挿するこ
とによって推定した。

ＲＦＰおよびＭＴＰの終端点Ａ、およびＢ、のＸ座標は
、グレートパー２直上に挿入した熱電対１６の温度上昇
開始位置および最高温度位置とし、ＨＢＰの終端点Ｃ２
のｙ座標は、排鉱部に設けた画偉処理装置（ＩＴＶ９＋
エリアアナライザー１０）によシ測定した。機長方向の
吸引ガス流量分布は層頂で７ネモメータ１７によシ測定
した値を多項式近似して用い、簡便のため、排ガス流量
分布と吸引ガスのそれとは等しいと置いた。また、点火
時の吸引ガス温度は点火炉および保熱炉内で熱電対１５
によシ測定した雰囲気温度を用い、排ガス温度は前述の
グレートバー直上の熱電対１６による測定温度を用いた
・ また層高方向の成分偏析ｆ（ｒ　ｆＬ＊　ｆｙおよび装
入密度は、原料サンプラーによシロールフィーダーと点
火炉の間のサンプル採取部分１８で原料を採取して測定
した。

これらのセンサー情報から、前記鍋試験機の場合と同じ
（、ＨＦＳ　、　ＭＴＳおよびＨＢＳが風量に比例する
と仮定し、直線Ａ４４　＋　ＢＩ　Ｂｌ　およびｃｌ　
ｃ。

を吸引ガス流量分布によシ補正して得られたＨＦＰ　。

ＭＴＰおよびＨＢＰの機長方向分布を第７（ａ）図に示
す。

更に、これらのデータを用いてモデルによシ計算した層
内温度分布を、層高方向３ケ所に挿入した熱電対１６に
よシ実測した値とともに、第７　（ｂ）　（ｃ）に示す
。なお、距離の分割メツシュはΔｘ＝１．０ｍとした。

これらの図から明らかな如く、層内温度分布の計算値と
実測値との間には、鍋試験の場合と同′じく、細部に祉
多少の差が見られるものの、全体の傾向は極めて良く一
致している。これらの結果は、本モデルの妥当性を示す
ものである。

〔発明の効果〕

本発明の焼結層内温度推定方法に基づく層内温度分布モ
デルは、実際操業に適用して、従来よシ精度良く検知す
ることができ、更に従来のモデルは焼結温度分布状況が
投影図によって表わされるに対し、立体的に、任意の位
置における温度分布状況が検知される甚だ有用な操業情
報をオンラインで求められるものであシ、焼結条件を的
確に調整することが可能となシ、成品焼結鉱の品質が安
定し、効果が甚だ大なるものである。

【図面の簡単な説明】 第１図は焼結層内温度分布の、機長方向任意の位置にお
ける層高方向断面の模式図、第２図は焼結層内粒子温度
（Ｔ８）と層頂からの層高方向距離（ｙ）と機長方向距
離（→または焼結時間（θ）との三元模式図、第３図は
層内温度分布のモデルの計算フローを示す図、第４図は
回分型鋼焼結機のヒート。 フロント、プレーン（ＨＦ′Ｐ）、最高温度プレーン（
ＭＴＰ）及ヒヒート・ビハインド・プレーン（ＨＢＰ　
）の推定方法説明図、第５（＆）図は鍋試験機によるＨ
ＦＰ　、　ＭＴＰ及びＨＢＰの推定図、第５　（ｂ）　
、　（ｃ）図は夫々同じく最高温度と層頂からの層高方
向距離における、焼結時間と温度との関停を示した計算
値と実測値との比較図第６図は本発明における実焼結機
に適用した場合の説明図、第７（ａ）図は実焼結機にお
ける本発明方法によるＨＦＰ　、　ＭＴＰ及びＨＢＰの
機長方向分布図、第７　（ｂ）　、　（ｃ）図は、夫々
、同じく最高温度と層高方向距離における機長方向の温
度分布の計算値と実測値との比較図、第８図は従来のヒ
ートパターンを求めるための計測システム図である。 なお各図中同一符号は同一または相当部分を示すもので
ある。 １：焼結機、２：パレツ）、４／＠焼結ベツド、４′ａ
：赤熱層、６：点火炉、６′：保熱炉、７：風箱１．８
：輻射高温計、９：ＩＴＶ、１０：演算器、１１：排ガ
ス温度測定計、１２：データ処理装置、１３：ＣＲＴ、
１４ニブリンター、１５：点火炉雰囲気測定熱電対、１
６：層内温度測定用熱電対、１．７：吸引ガス流量測定
用アネモメータ。 代理人　弁理士　木　村　三　朗 １４［ ０′″１°　　煙綽吐聞〇− 第５（Ｏ）図 埋糾１晴閣１ｍｌｎｌ 第７（ｂ）図 召・・寸勿゛９−匝敗（ｍ） 図 第７（ｃ）図　　　　　　　　の 鰹

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. ドワイトロイド式焼結機の焼結プロセスにおいて、排鉱
   部赤熱層厚、点火炉内層表面温度、焼結機機長方向にお
   ける焼結ベッド上の吸引風量分布及び焼結層内の熱収支
   から、赤熱層内の温度分布を推定することを特徴とする
   焼結層内温度推定方法。