JPS6241299B2 - - Google Patents
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- JPS6241299B2 JPS6241299B2 JP2779382A JP2779382A JPS6241299B2 JP S6241299 B2 JPS6241299 B2 JP S6241299B2 JP 2779382 A JP2779382 A JP 2779382A JP 2779382 A JP2779382 A JP 2779382A JP S6241299 B2 JPS6241299 B2 JP S6241299B2
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- Manufacture And Refinement Of Metals (AREA)
Description
本発明は、数式モデルを用いて焼結層の層厚方
向微小区分毎の熱履歴を求め、これらの熱履歴が
一様となるように操業条件を調整して演算を繰り
返して最適操業条件を予測し、この予測結果を用
いて焼結機を予測制御する方法に関る。 焼結機の操業では、焼結層の熱的状態すなわち
熱履歴の管理が重要な意味をもち、近年焼結層中
に熱電対を挿入して上記熱的状態を検出し、この
検出値をもとに熱的状態を所望状況に保つことが
検討されている。 しかし、熱電対による検出手段では、熱電対の
焼結層中への挿入点が数点に限られ、かつ熱電対
の保守の困難さと相俣つて、測定値の正確度およ
び測定検出値の代表性に疑問があり、また、操業
予測を定量的に行なえないなどの問題があつた。 上述の実測手段に代るものとして、焼結層の熱
的状態を熱収支、物質収支式から予測または解析
する数式モデルが開発されているが、従来の数式
モデルは実測結果との一致性がわるく、実操業に
適用することが困難であつた。 例えば、従来の焼結プロセスの解析または予測
に用いられる数式モデルは、焼結層内の反応過程
に応じて乾燥帯、焼結帯、冷却帯の３層を想定し
て各層ごとに熱収支、物質収支式を組み立てたモ
デルから成るもので、焼結の進行に応じて各層毎
に熱収支、物質収支式から焼結層の熱計算を行な
うものであるが、焼結層内での昇温過程では原料
中コークスの燃焼熱の一定割合がコークス粒子へ
吸収され、残りが雰囲気ガスに移行し、その後ガ
スと固体間で伝熱によつて他の原料である鉄鉱
石、石灰石の固体粒子の温度が上昇する反応メカ
ニズムに従つて伝熱計算の式を組み立てて焼結層
内の熱的状態を求めることが行なわれている。 このようなモデルで実際に焼結過程の熱計算を
行なつて収束解を得るためには、コークス粒子の
温度に上限値を与えるなど理論上好ましくない処
置が必要であつた。この理由は、コークス粒子は
燃焼層内で燃焼して次第に粒径が小さくなり、燃
焼熱の一部を吸収する熱容量が減少するので、単
純にコークス燃焼熱の一定割合の熱が残留コーク
ス粒子に吸収されるとしてコークス粒子の温度を
算出すれば最終的には下式で示すようにコークス
粒子の温度は計算上無限大となる。 ここに Ｑ：コークスの単位粒子当りの発熱量（Kcal） Ｋ：コークス粒子に直接吸収されるコークス燃焼
熱の割合 ｒ：コークス粒子径（cm） ＣP：コークス粒子の比熱（Kcal／cm3℃） Ｔ：コークス粒子の温度（℃） 従つて計算を収束させるためには何らかの操作
が必要となり、多くの仮定を設けざるを得ない
が、実測値と合致しない場合が多く、実機操業の
制御には利用できなかつた。 本発明者らは、焼結機の実機操業に適用できる
焼結モデル式を開発し、このモデル式に基づいて
焼結機の操業を予測し、必要な操業条件の修正を
加え焼結機を制御する方法を開発した。 本発明は、焼結原料中のコークス、鉄鉱石、石
灰石等の原料を、原料配合比から求められる平均
比熱と各原料表面積から求められる平均粒径とを
有する擬似均質単一粒子として取扱うことにより
焼結原料粒子の伝熱計算を単純化し、常に安定し
た収束解を数式モデルから求めることを可能と
し、この数式モデルを用いて焼結層のパレツト層
厚方向微小区分毎の熱履歴を演算し、層厚方向に
複数の熱履歴曲線を求め、次いでこれらの熱履歴
群間の最高温度および複数の対応データの偏差を
演算し、該偏差が一定誤差範囲内に収まるまで焼
結操業条件を調整して演算をくり返し、最適操業
条件を予測し、この予測最適条件により焼結操業
を行なうことを特徴とする焼結機の予測制御方法
である。 まず、焼結数式モデルについて説明する。 反応帯（燃焼帯）、冷却帯における焼結原料お
よび吸引ガスの熱収支は次の通りである。 (1) ガスの熱収支式 −∂／∂Ｚ（GCgtg）＋λg∂２ｔｇ／∂Ｚ２−ｈPａV（
tg−ts） ＋RHg＝ε∂／∂θ（ρgCgtg） ……(1) ここに Ｚ：層内距離（cm） Ｇ：ガス流量（Kg／cm2・min） Cg：ガス比熱（Kcal／Kg℃）、tgの関数 tg：層内ガス温度（℃） ts：層内固体温度（℃） λｇ：ガスの熱伝導率（Kcal／cm・min・℃） ＨP：平均粒子ｄP原料粒子とガスとの間の熱伝
達係数（Kcal／cm・min・℃） θ：焼結時間（min） RHg：反応熱のうちガスが吸収する熱量
（Kcal・cm3・min） ε：層の空隙率 ρｇ：ガスの密度（Kg／cm3）、tgの関数 ｄP：原料の平均粒子径（cm） μｇ：ガスの粘度（Kg／cm・min） ａV：充填層単位体積当りの接触面積（cm2／
cm3） ａV＝６（１−ε）／ｄＰ・φ φ：形状係数 (2) 固体の熱収支式 ∂／∂θ（Csρsts）＝ｈV（tg−ts）＋RHs…(2) ここに Cs：固体の比熱（Kcal／Kg℃）、Tsの関数 ρｓ：層の嵩密度（Kg／cm3） ts：固体温度（℃） RHs：反応熱のうち固体が吸収する熱量
（Kcal／cm3・min） ｈV＝ｈP・ａV (3) ガスの物質収支式 −∂Ｇ／∂Ｚ＋RMg＝ε∂ρｇ／∂θ ………(3) ここに RMg：反応によつて発生するガス量（Kg／
cm3・min） 熱収支式(1)、(2)のRHgとRHsはコークス燃
焼熱にガスと固体への吸収割合（パラメータ）
を乗じたものである。ガス側のパラメータを
１、固体側のパラメータを０、すなわちコーク
ス燃焼熱は一旦すべてガスに与えられた後伝熱
により固体に移ると仮定しても焼結層熱履歴は
基本的に変らない。その理由は、焼結層内のガ
スと固体間の伝熱が非常によいので、モデル上
でコークス燃焼熱が固体、ガスのどちらにどの
ような割合で吸収されるとしても、その後の極
く短時間の伝熱によつてその差はなくなつてし
まうからである。 (4) 各成分ガス収支式 −∂／∂Ｚ（GM・yi）＋RGi＝∂／∂θ（ε・Ci）…
…(4) ここに GM：ガスの流量（Kmol／cm2・min） yi：各成分ガスのモル分率 RGi：反応によつて発生する各成分ガス量
（Kmol／cm3・min） Ci：各成分ガスの濃度（Kmol／cm3） ｉ：１〜６、O2、CO2、CO、H2、H2O、N2に
対応 (5) コークスの燃焼反応による粒子径の変化式 ４πｒc ２・∂ｒｃ／∂θ＝−Ｍｃ／ρｃｒ＊ ｃ…
…(5) ここに ｒc：コークス粒子の半径（cm） Mc：炭素の分子量（＝12） ρｃ：コークス粒子の密度（Kg／cm3） ｒ＊ ｃ：コークス粒子の反応速度（Kmol／
min）、tsの関数 (6) 石灰石粒子の変化式 ４πr2 l・∂ｒｌ／∂θ＝−Ｍｌ／ρｌ・ｒ＊ ｌ…
…(6) ここに ｒl：石灰石粒子の半径（cm） Ｍl：石灰石の分子量（＝100） ρl：石灰石粒子の密度（Kg／cm3） ｒ＊ ｌ：石灰石粒子の反応速度（Kmol／min）、
tsの関数 次に乾燥帯においては、ガスの熱収支式は上記
(1)と同一でよく、かつ、乾燥帯域において固体温
度は装入原料温度で一定と見なせば銭よく、その
時の乾燥速度すなわち水分の蒸発速度式は次の通
りである。 Rw＝ｈＶ（ｔｇ−ｔｓ）／ΔＨＶ ………(7) ここに Rw：蒸発速度（Kg／cm3・min） ΔＨV：水の蒸発潜熱（Kcal／Kg） ts：装入原料温度 ｈV＝ｈP・ａV 次に、混合粒子の平均比熱は次式により算出す
る。 ｃs＝c1x1＋c2x2＋c3＋x3＋c4x4 ここに x1〜x4：鉱石、コークス、CaCo3、CaOの配合比
（Kg／Kg）、x4はCaOの量で、CaCO3の分解量か
ら算出され、初期値は０である。 c1〜c4：鉱石、コークス、CaCO3、CaOの比熱
（Kcal／Kg・℃） 比熱は固体温度Tsの関数で表わされ、例えば
鉱石の場合はTsの範囲によつて次の如く分類さ
れている。 (i) Ts＜Tm1（Tm1：溶融開始温度） c1＝0.155＋0.1×10-3Ts−2650Ts-2 (ii) Tm1＜Ts＜Tm2（Tm2：溶融完了温度） Ｈ＝（0.155＋0.1×10-3Tm1−2650Tm1 -2）Tm1 −40.06＋Ｔｓ−Ｔｍ１／Ｔｍ２−Ｔｍ１・ΔＨM c1＝Ｈ／（Ts−273） ΔＨM：融解熱（Kcal／Kg） (iii) Ts＞Tm2 Ｈ＝（0.155＋0.1×10-3Tm1−2650Tm1 -2）Tm1 −40.06＋ΔＨM＋（0.155＋0.1×10-3Ts −2650Ts-2）（Ts−Tm2） C1＝Ｈ／（Ts−273） 固体の粒子径の算出方法は次の通りである。 まず次の通り記号を定める。
向微小区分毎の熱履歴を求め、これらの熱履歴が
一様となるように操業条件を調整して演算を繰り
返して最適操業条件を予測し、この予測結果を用
いて焼結機を予測制御する方法に関る。 焼結機の操業では、焼結層の熱的状態すなわち
熱履歴の管理が重要な意味をもち、近年焼結層中
に熱電対を挿入して上記熱的状態を検出し、この
検出値をもとに熱的状態を所望状況に保つことが
検討されている。 しかし、熱電対による検出手段では、熱電対の
焼結層中への挿入点が数点に限られ、かつ熱電対
の保守の困難さと相俣つて、測定値の正確度およ
び測定検出値の代表性に疑問があり、また、操業
予測を定量的に行なえないなどの問題があつた。 上述の実測手段に代るものとして、焼結層の熱
的状態を熱収支、物質収支式から予測または解析
する数式モデルが開発されているが、従来の数式
モデルは実測結果との一致性がわるく、実操業に
適用することが困難であつた。 例えば、従来の焼結プロセスの解析または予測
に用いられる数式モデルは、焼結層内の反応過程
に応じて乾燥帯、焼結帯、冷却帯の３層を想定し
て各層ごとに熱収支、物質収支式を組み立てたモ
デルから成るもので、焼結の進行に応じて各層毎
に熱収支、物質収支式から焼結層の熱計算を行な
うものであるが、焼結層内での昇温過程では原料
中コークスの燃焼熱の一定割合がコークス粒子へ
吸収され、残りが雰囲気ガスに移行し、その後ガ
スと固体間で伝熱によつて他の原料である鉄鉱
石、石灰石の固体粒子の温度が上昇する反応メカ
ニズムに従つて伝熱計算の式を組み立てて焼結層
内の熱的状態を求めることが行なわれている。 このようなモデルで実際に焼結過程の熱計算を
行なつて収束解を得るためには、コークス粒子の
温度に上限値を与えるなど理論上好ましくない処
置が必要であつた。この理由は、コークス粒子は
燃焼層内で燃焼して次第に粒径が小さくなり、燃
焼熱の一部を吸収する熱容量が減少するので、単
純にコークス燃焼熱の一定割合の熱が残留コーク
ス粒子に吸収されるとしてコークス粒子の温度を
算出すれば最終的には下式で示すようにコークス
粒子の温度は計算上無限大となる。 ここに Ｑ：コークスの単位粒子当りの発熱量（Kcal） Ｋ：コークス粒子に直接吸収されるコークス燃焼
熱の割合 ｒ：コークス粒子径（cm） ＣP：コークス粒子の比熱（Kcal／cm3℃） Ｔ：コークス粒子の温度（℃） 従つて計算を収束させるためには何らかの操作
が必要となり、多くの仮定を設けざるを得ない
が、実測値と合致しない場合が多く、実機操業の
制御には利用できなかつた。 本発明者らは、焼結機の実機操業に適用できる
焼結モデル式を開発し、このモデル式に基づいて
焼結機の操業を予測し、必要な操業条件の修正を
加え焼結機を制御する方法を開発した。 本発明は、焼結原料中のコークス、鉄鉱石、石
灰石等の原料を、原料配合比から求められる平均
比熱と各原料表面積から求められる平均粒径とを
有する擬似均質単一粒子として取扱うことにより
焼結原料粒子の伝熱計算を単純化し、常に安定し
た収束解を数式モデルから求めることを可能と
し、この数式モデルを用いて焼結層のパレツト層
厚方向微小区分毎の熱履歴を演算し、層厚方向に
複数の熱履歴曲線を求め、次いでこれらの熱履歴
群間の最高温度および複数の対応データの偏差を
演算し、該偏差が一定誤差範囲内に収まるまで焼
結操業条件を調整して演算をくり返し、最適操業
条件を予測し、この予測最適条件により焼結操業
を行なうことを特徴とする焼結機の予測制御方法
である。 まず、焼結数式モデルについて説明する。 反応帯（燃焼帯）、冷却帯における焼結原料お
よび吸引ガスの熱収支は次の通りである。 (1) ガスの熱収支式 −∂／∂Ｚ（GCgtg）＋λg∂２ｔｇ／∂Ｚ２−ｈPａV（
tg−ts） ＋RHg＝ε∂／∂θ（ρgCgtg） ……(1) ここに Ｚ：層内距離（cm） Ｇ：ガス流量（Kg／cm2・min） Cg：ガス比熱（Kcal／Kg℃）、tgの関数 tg：層内ガス温度（℃） ts：層内固体温度（℃） λｇ：ガスの熱伝導率（Kcal／cm・min・℃） ＨP：平均粒子ｄP原料粒子とガスとの間の熱伝
達係数（Kcal／cm・min・℃） θ：焼結時間（min） RHg：反応熱のうちガスが吸収する熱量
（Kcal・cm3・min） ε：層の空隙率 ρｇ：ガスの密度（Kg／cm3）、tgの関数 ｄP：原料の平均粒子径（cm） μｇ：ガスの粘度（Kg／cm・min） ａV：充填層単位体積当りの接触面積（cm2／
cm3） ａV＝６（１−ε）／ｄＰ・φ φ：形状係数 (2) 固体の熱収支式 ∂／∂θ（Csρsts）＝ｈV（tg−ts）＋RHs…(2) ここに Cs：固体の比熱（Kcal／Kg℃）、Tsの関数 ρｓ：層の嵩密度（Kg／cm3） ts：固体温度（℃） RHs：反応熱のうち固体が吸収する熱量
（Kcal／cm3・min） ｈV＝ｈP・ａV (3) ガスの物質収支式 −∂Ｇ／∂Ｚ＋RMg＝ε∂ρｇ／∂θ ………(3) ここに RMg：反応によつて発生するガス量（Kg／
cm3・min） 熱収支式(1)、(2)のRHgとRHsはコークス燃
焼熱にガスと固体への吸収割合（パラメータ）
を乗じたものである。ガス側のパラメータを
１、固体側のパラメータを０、すなわちコーク
ス燃焼熱は一旦すべてガスに与えられた後伝熱
により固体に移ると仮定しても焼結層熱履歴は
基本的に変らない。その理由は、焼結層内のガ
スと固体間の伝熱が非常によいので、モデル上
でコークス燃焼熱が固体、ガスのどちらにどの
ような割合で吸収されるとしても、その後の極
く短時間の伝熱によつてその差はなくなつてし
まうからである。 (4) 各成分ガス収支式 −∂／∂Ｚ（GM・yi）＋RGi＝∂／∂θ（ε・Ci）…
…(4) ここに GM：ガスの流量（Kmol／cm2・min） yi：各成分ガスのモル分率 RGi：反応によつて発生する各成分ガス量
（Kmol／cm3・min） Ci：各成分ガスの濃度（Kmol／cm3） ｉ：１〜６、O2、CO2、CO、H2、H2O、N2に
対応 (5) コークスの燃焼反応による粒子径の変化式 ４πｒc ２・∂ｒｃ／∂θ＝−Ｍｃ／ρｃｒ＊ ｃ…
…(5) ここに ｒc：コークス粒子の半径（cm） Mc：炭素の分子量（＝12） ρｃ：コークス粒子の密度（Kg／cm3） ｒ＊ ｃ：コークス粒子の反応速度（Kmol／
min）、tsの関数 (6) 石灰石粒子の変化式 ４πr2 l・∂ｒｌ／∂θ＝−Ｍｌ／ρｌ・ｒ＊ ｌ…
…(6) ここに ｒl：石灰石粒子の半径（cm） Ｍl：石灰石の分子量（＝100） ρl：石灰石粒子の密度（Kg／cm3） ｒ＊ ｌ：石灰石粒子の反応速度（Kmol／min）、
tsの関数 次に乾燥帯においては、ガスの熱収支式は上記
(1)と同一でよく、かつ、乾燥帯域において固体温
度は装入原料温度で一定と見なせば銭よく、その
時の乾燥速度すなわち水分の蒸発速度式は次の通
りである。 Rw＝ｈＶ（ｔｇ−ｔｓ）／ΔＨＶ ………(7) ここに Rw：蒸発速度（Kg／cm3・min） ΔＨV：水の蒸発潜熱（Kcal／Kg） ts：装入原料温度 ｈV＝ｈP・ａV 次に、混合粒子の平均比熱は次式により算出す
る。 ｃs＝c1x1＋c2x2＋c3＋x3＋c4x4 ここに x1〜x4：鉱石、コークス、CaCo3、CaOの配合比
（Kg／Kg）、x4はCaOの量で、CaCO3の分解量か
ら算出され、初期値は０である。 c1〜c4：鉱石、コークス、CaCO3、CaOの比熱
（Kcal／Kg・℃） 比熱は固体温度Tsの関数で表わされ、例えば
鉱石の場合はTsの範囲によつて次の如く分類さ
れている。 (i) Ts＜Tm1（Tm1：溶融開始温度） c1＝0.155＋0.1×10-3Ts−2650Ts-2 (ii) Tm1＜Ts＜Tm2（Tm2：溶融完了温度） Ｈ＝（0.155＋0.1×10-3Tm1−2650Tm1 -2）Tm1 −40.06＋Ｔｓ−Ｔｍ１／Ｔｍ２−Ｔｍ１・ΔＨM c1＝Ｈ／（Ts−273） ΔＨM：融解熱（Kcal／Kg） (iii) Ts＞Tm2 Ｈ＝（0.155＋0.1×10-3Tm1−2650Tm1 -2）Tm1 −40.06＋ΔＨM＋（0.155＋0.1×10-3Ts −2650Ts-2）（Ts−Tm2） C1＝Ｈ／（Ts−273） 固体の粒子径の算出方法は次の通りである。 まず次の通り記号を定める。
【表】
焼結層の嵩密度をρb（Kg／cm3）とすると
固体粒子の占める体積ｖtは
ｖt＝Ｖp＋ｖc＋ｖl
空隙率εは
ε＝１−ｖt
固体粒子の平均粒径ｄPは次式で求められる。
ｄP＝６（１−ε）／４π（ｎｐｒｐ ２＋ｎｃｒｃ
２＋ｎｌｒｌ ２ 焼結層内の伝熱計算上は、配合原料が上記計算
によつて求めた比熱csを有し、かつ平均粒子径が
ｄPである単一擬似粒子として取扱う。但し、ｘ
c、ｘl、およびｒc、ｒlはコークスの燃焼反応お
よび石灰石の分解反応とともに減少し、従つて、
ｘc、ｘlの関数である。ｃsと、ｒc、ｒlの関数で
あるｄPとは焼結時間と共に変化し、焼結層内で
実際に起つている現象を包括的に近似的に表現し
ている。このことは次の事実により実証される。
第１図は焼結層の一断面における層厚方向の熱履
歴を上記数式モデルに原料条件、パレツト走行条
件、点火炉条件、吸引空気条件を与えて算出した
もので曲線Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄはそれぞれ焼結層表面
から100、200、300、400mmの位置の熱履歴（計
算）を例示した。第２図は同一断面の熱電対によ
る実測熱履歴を示し、曲線B1，C1，D1はそれぞ
れ焼結層表面から205、280、380mmにおけるもの
である。第１図のＢ，Ｃ，Ｄは第２図のB1，
C1，D1と概ね対応するものでこれらを比較すれ
ば、上記CsとｄPをもとに求めた固体温度が、実
測と極めてよく合致することが明らかである。 第３図は、上記の数式モデルを用いて逐次計算
を行なう計算手順を示すフローチヤートである。 主な計算条件として、 (1) コークス、石灰石、鉱石の配合比、初期粒
度、密度、比熱 (2) 混合原料の嵩密度、含有水分 (3) 層厚 (4) パレツト長、パレツト速度 (5) 点火炉温度パターン (6) 吸引空気の温度、湿分、風速分布 (7) コークスの燃焼速度係数 を読み込み、原料層の初期値を設定し、時刻θと
層厚方向位置Ｚとを逐次進め、乾燥帯、燃焼帯、
または冷却帯の熱計算を計算数値が収束するまで
繰返し行ない、パレツト層厚方向の区分された厚
さごとに全層厚に亘り、焼結機全長について計算
する。例えば、時刻の刻み0.01分毎に、パレツト
層厚方向４mm毎に計算する。 計算結果は多数の熱履歴曲線に作画することも
できる。 次に、本発明は上記のようにして得られた熱履
歴が一様になるように操業条件を調整し最適操業
条件を予測することを特徴とする。パレツト層厚
方向に区分した各層の熱履歴曲線を完全に一致さ
せることは至難であるが、焼結の熱的状態として
最も重要な高温部の態様を同一に近い一様な態様
とすることは可能である。 熱履歴曲線の高温部は、第４図に示すように、
立上り曲線１と降下曲線２とから成り、立上り曲
線１は直線に近く、降下曲線２は２次曲線例えば
放物線に近似させることができる。立上り曲線１
は、すべての熱履歴曲線においてほぼ同一傾斜の
平行線と見做せるので、熱履歴の特性を大きく左
右するのは曲線２である。 曲線２を２次曲線で近似した場合、曲線２上の
３点の座標を決定すれば、曲線は確定する。 これらの３点として、例えば最高温度点３、
1100℃の点４、800℃の点５を選定し、これらの
座標を（t1、Tmax）、（t2、1100）、（t3、800）と
し、各熱履歴曲線のTmax、（t2−t1）、（t3t1）の値
がほぼ等しくなるように操業条件を変更して演算
を行なう。 熱履歴曲線に大きな影響を及ぼす因子は、 (1) 原料の配合比、粒度 (2) コークスのパレツト層厚方向配合分布 (3) 吸引空気のパレツト長手方向風速分布 である。これらの要素に変更を加えて計算を続行
することにより、高温部の形状が一様な各熱履歴
曲線を得ることができる。かくして得られた焼結
操業条件を用いて焼結機操業を行なうことによ
り、焼結機のパレツト層厚方向各部の熱履歴が一
様な均一品質の焼結成品を得ることができ、焼結
の最適制御を達成することができる。 本発明方法は、原料その他の条件が変つたとき
に、最適制御条件を予測し、最も能率よく焼結操
業を行なうことができるものである。 次に本発明方法を具体例に従つて説明する。 操業諸元として以下の数値を設定した。 コークス配合比 2.74％ 石灰石配合比 8.5％ 混合原料水分 6.3％ 層厚 480mm パレツ速度 2.4ｍ／秒 初期原料層嵩密度 1.93ｇ／cm3 吸引風量 20600m3／分 コークス初期平均粒径 0.85mm 吸引大気温度 20℃ 吸引大気湿分 12ｇ／Ｎm3 点火炉条件 温度 1270℃max 点火時間 1.5分 なお、各原料の比熱は周知の固体温度の関数式
で算出した。 設定時間間隔0.01分、層内厚み方向は４mm厚毎
に区分して第３図のフローチヤートに従つて、焼
結機排出端に達するまでの熱履歴を算出した。算
出した熱履歴のうち、焼結層表面から100、200、
300、400mm深さ位置のものを第１図Ａ，Ｂ，Ｃ，
Ｄ曲線で例示する。 これらの曲線は第１表の通りとなつている。
２＋ｎｌｒｌ ２ 焼結層内の伝熱計算上は、配合原料が上記計算
によつて求めた比熱csを有し、かつ平均粒子径が
ｄPである単一擬似粒子として取扱う。但し、ｘ
c、ｘl、およびｒc、ｒlはコークスの燃焼反応お
よび石灰石の分解反応とともに減少し、従つて、
ｘc、ｘlの関数である。ｃsと、ｒc、ｒlの関数で
あるｄPとは焼結時間と共に変化し、焼結層内で
実際に起つている現象を包括的に近似的に表現し
ている。このことは次の事実により実証される。
第１図は焼結層の一断面における層厚方向の熱履
歴を上記数式モデルに原料条件、パレツト走行条
件、点火炉条件、吸引空気条件を与えて算出した
もので曲線Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄはそれぞれ焼結層表面
から100、200、300、400mmの位置の熱履歴（計
算）を例示した。第２図は同一断面の熱電対によ
る実測熱履歴を示し、曲線B1，C1，D1はそれぞ
れ焼結層表面から205、280、380mmにおけるもの
である。第１図のＢ，Ｃ，Ｄは第２図のB1，
C1，D1と概ね対応するものでこれらを比較すれ
ば、上記CsとｄPをもとに求めた固体温度が、実
測と極めてよく合致することが明らかである。 第３図は、上記の数式モデルを用いて逐次計算
を行なう計算手順を示すフローチヤートである。 主な計算条件として、 (1) コークス、石灰石、鉱石の配合比、初期粒
度、密度、比熱 (2) 混合原料の嵩密度、含有水分 (3) 層厚 (4) パレツト長、パレツト速度 (5) 点火炉温度パターン (6) 吸引空気の温度、湿分、風速分布 (7) コークスの燃焼速度係数 を読み込み、原料層の初期値を設定し、時刻θと
層厚方向位置Ｚとを逐次進め、乾燥帯、燃焼帯、
または冷却帯の熱計算を計算数値が収束するまで
繰返し行ない、パレツト層厚方向の区分された厚
さごとに全層厚に亘り、焼結機全長について計算
する。例えば、時刻の刻み0.01分毎に、パレツト
層厚方向４mm毎に計算する。 計算結果は多数の熱履歴曲線に作画することも
できる。 次に、本発明は上記のようにして得られた熱履
歴が一様になるように操業条件を調整し最適操業
条件を予測することを特徴とする。パレツト層厚
方向に区分した各層の熱履歴曲線を完全に一致さ
せることは至難であるが、焼結の熱的状態として
最も重要な高温部の態様を同一に近い一様な態様
とすることは可能である。 熱履歴曲線の高温部は、第４図に示すように、
立上り曲線１と降下曲線２とから成り、立上り曲
線１は直線に近く、降下曲線２は２次曲線例えば
放物線に近似させることができる。立上り曲線１
は、すべての熱履歴曲線においてほぼ同一傾斜の
平行線と見做せるので、熱履歴の特性を大きく左
右するのは曲線２である。 曲線２を２次曲線で近似した場合、曲線２上の
３点の座標を決定すれば、曲線は確定する。 これらの３点として、例えば最高温度点３、
1100℃の点４、800℃の点５を選定し、これらの
座標を（t1、Tmax）、（t2、1100）、（t3、800）と
し、各熱履歴曲線のTmax、（t2−t1）、（t3t1）の値
がほぼ等しくなるように操業条件を変更して演算
を行なう。 熱履歴曲線に大きな影響を及ぼす因子は、 (1) 原料の配合比、粒度 (2) コークスのパレツト層厚方向配合分布 (3) 吸引空気のパレツト長手方向風速分布 である。これらの要素に変更を加えて計算を続行
することにより、高温部の形状が一様な各熱履歴
曲線を得ることができる。かくして得られた焼結
操業条件を用いて焼結機操業を行なうことによ
り、焼結機のパレツト層厚方向各部の熱履歴が一
様な均一品質の焼結成品を得ることができ、焼結
の最適制御を達成することができる。 本発明方法は、原料その他の条件が変つたとき
に、最適制御条件を予測し、最も能率よく焼結操
業を行なうことができるものである。 次に本発明方法を具体例に従つて説明する。 操業諸元として以下の数値を設定した。 コークス配合比 2.74％ 石灰石配合比 8.5％ 混合原料水分 6.3％ 層厚 480mm パレツ速度 2.4ｍ／秒 初期原料層嵩密度 1.93ｇ／cm3 吸引風量 20600m3／分 コークス初期平均粒径 0.85mm 吸引大気温度 20℃ 吸引大気湿分 12ｇ／Ｎm3 点火炉条件 温度 1270℃max 点火時間 1.5分 なお、各原料の比熱は周知の固体温度の関数式
で算出した。 設定時間間隔0.01分、層内厚み方向は４mm厚毎
に区分して第３図のフローチヤートに従つて、焼
結機排出端に達するまでの熱履歴を算出した。算
出した熱履歴のうち、焼結層表面から100、200、
300、400mm深さ位置のものを第１図Ａ，Ｂ，Ｃ，
Ｄ曲線で例示する。 これらの曲線は第１表の通りとなつている。
【表】
Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ各曲線を一様化するため次の操
作を行ない再計算した。 Ａ部分……コークス配合を増加し吸引風速を減少
させる。 Ｂ部分……吸引風速を減少させる。 Ｃ部分……吸引風速を僅か増加させる。 Ｄ部分……コークス配合を減じ吸引風速を増加さ
せる。 この結果を第２表に示す。
作を行ない再計算した。 Ａ部分……コークス配合を増加し吸引風速を減少
させる。 Ｂ部分……吸引風速を減少させる。 Ｃ部分……吸引風速を僅か増加させる。 Ｄ部分……コークス配合を減じ吸引風速を増加さ
せる。 この結果を第２表に示す。
【表】
この予測に基づき、焼結操業を制御した結果、
焼結層内の各レベルでの熱履歴曲線がより一様化
し、第３表に示す如く、層内の冷間強度（SI）、
還元崩壊指数（RDI）、FeO含有量などの品質変
動が激減し、品質均一化により、品質の平均値も
低下することができ、コークス配合原単位は、46
Kg／ｔ−sinterから43Kg／ｔ−sinterに減少でき
た。
焼結層内の各レベルでの熱履歴曲線がより一様化
し、第３表に示す如く、層内の冷間強度（SI）、
還元崩壊指数（RDI）、FeO含有量などの品質変
動が激減し、品質均一化により、品質の平均値も
低下することができ、コークス配合原単位は、46
Kg／ｔ−sinterから43Kg／ｔ−sinterに減少でき
た。
第１図は本発明に用いた数式モデルにより演算
された熱履歴線図を例示し、第２図は実測熱履歴
図である。第３図は数式モデルの演算のフローチ
ヤート、第４図は熱履歴線図の一部拡大図であ
る。 Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ……計算熱履歴線図、B1，
C1，D1……実測熱履歴線図、θ……時刻、Ｚ…
…層厚、Ｗ……水分、ε……収束判定値、Ｌ……
パレツト長さ、PS……パレツト速度、１……立
上り曲線、２……降下曲線、３……最高温度点、
４……降下曲線の1100℃の点、５……降下曲線の
800℃の点、t1，t2，t3……それぞれ点３，４，５
のに対応する焼結時間。
された熱履歴線図を例示し、第２図は実測熱履歴
図である。第３図は数式モデルの演算のフローチ
ヤート、第４図は熱履歴線図の一部拡大図であ
る。 Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ……計算熱履歴線図、B1，
C1，D1……実測熱履歴線図、θ……時刻、Ｚ…
…層厚、Ｗ……水分、ε……収束判定値、Ｌ……
パレツト長さ、PS……パレツト速度、１……立
上り曲線、２……降下曲線、３……最高温度点、
４……降下曲線の1100℃の点、５……降下曲線の
800℃の点、t1，t2，t3……それぞれ点３，４，５
のに対応する焼結時間。
Claims (1)
- １ 原料を擬似均一粒子として取扱う数式モデル
を用いて焼結層のパレツト層厚方向微小区分毎の
熱履歴を演算し、層厚方向に複数の熱履歴曲線を
求め、次いでこれらの熱履歴群間の最高温度およ
び複数の対応データの偏差を演算し、該偏差が一
定誤差範囲内に収まるまで焼結操業条件を調整し
て演算を繰り返し、前記熱履歴群間の偏差が一定
値以下となる操業条件を予測し、該予測最適操業
条件により焼結操業を行なうことを特徴とする焼
結機の予測制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2779382A JPS58144433A (ja) | 1982-02-23 | 1982-02-23 | 焼結機の予測制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2779382A JPS58144433A (ja) | 1982-02-23 | 1982-02-23 | 焼結機の予測制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58144433A JPS58144433A (ja) | 1983-08-27 |
| JPS6241299B2 true JPS6241299B2 (ja) | 1987-09-02 |
Family
ID=12230846
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2779382A Granted JPS58144433A (ja) | 1982-02-23 | 1982-02-23 | 焼結機の予測制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58144433A (ja) |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS58171533A (ja) * | 1982-03-31 | 1983-10-08 | Kobe Steel Ltd | 焼結装置の運転方法 |
| JP7589727B2 (ja) * | 2022-03-28 | 2024-11-26 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 焼結鉱の製造方法および製造装置 |
| JP7735985B2 (ja) * | 2022-11-29 | 2025-09-09 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 焼結鉱品質の予測方法およびそれを用いた焼結鉱の製造方法 |
| JP7736018B2 (ja) * | 2023-01-26 | 2025-09-09 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 焼結鉱の製造方法及び焼結鉱の製造設備 |
-
1982
- 1982-02-23 JP JP2779382A patent/JPS58144433A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS58144433A (ja) | 1983-08-27 |
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