JP2008127580A

JP2008127580A - ホットブリケットアイアンおよびその製造方法

Info

Publication number: JP2008127580A
Application number: JP2006310047A
Authority: JP
Inventors: Hidetoshi Tanaka; 英年田中; Takeshi Sugiyama; 健杉山
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2006-11-16
Filing date: 2006-11-16
Publication date: 2008-06-05
Anticipated expiration: 2026-11-16
Also published as: RU2009122712A; US8404017B2; ES2523700T3; JP5059379B2; WO2008059739A1; TW200831674A; CA2669796C; EP2096181A4; KR20090081021A; EP2096181B1; CA2669796A1; CN101528952B; RU2433187C2; NZ577224A; NZ600047A; TWI339218B; AU2007320606A1; KR101054136B1; EP2096181A1; CN101528952A

Abstract

【課題】高炉の装入原料として実際に使用しうる、安価で、高強度かつ耐候性を備えたホ
ットブリケットアイアンおよびその製造方法を提供する。
【解決手段】酸化鉄分と炭材とを含む炭材内装塊成化物Ｅを回転炉床炉１で加熱還元する
ことにより、表面部の平均Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下であり、中心部
の平均Ｃ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高く、全体の平均Ｃ含有量が好ましくは
１．０質量％以上５．０質量％以下で、金属化率が好ましくは８０％以上の還元鉄Ｆを製
造し、この還元鉄Ｆを熱間成形機２で圧縮成形してホットブリケットアイアンＧを製造す
る。
【選択図】図１

Description

本発明は、炭材内装塊成化物を加熱還元して得られる還元鉄を用いたホットブリケット
アイアン（以下「ＨＢＩ」と略称することあり。）の製造技術に関し、特に高炉への装入
原料に適したＨＢＩおよびその製造方法に関する。

最近の高出銑比操業指向およびＣＯ_２排出削減の両面の課題に対応できる高炉用の装入
原料として、ＨＢＩが注目されている（例えば、非特許文献１参照）。

しかしながら、従来のＨＢＩは、鉄品位の高い焼成ペレットを原料とし天然ガスを改質
した還元ガスで還元して製造された、いわゆるガスベース還元鉄（以下、還元鉄を「ＤＲ
Ｉ」と略称することあり。）を熱間成形したものであることから、電気炉でスクラップ代
替として利用されてはいるものの、高炉用原料としては価格が高すぎるため実用化に問題
があった。

一方、近年、低品位の鉄原料と安価な石炭を還元剤とする炭材内装塊成化物を高温雰囲
気下で還元して得られる、いわゆる石炭ベースＤＲＩの製造技術が開発され、実用化が進
められている（例えば、特許文献１、２参照）。この石炭ベースＤＲＩは、脈石分（スラ
グ分）や硫黄分が多い（後記実施例２、表７参照）ため、そのまま電気炉に装入するのに
は適していないものの、高炉用の装入原料としてはスラグ分や硫黄分についてはそれほど
問題ではなく、安価に製造できるメリットがある。

しかしながら、石炭ベースＤＲＩは、内装炭材を還元剤とすることから、ガスベースＤ
ＲＩよりも気孔率が高く、かつ残留炭素の含有量が高いため、強度が低くなる（同じく後
記実施例２、表７参照）。このため、ＤＲＩに高炉装入に耐えるだけの強度を持たせるに
は、炭材配合量を減らしてＤＲＩ中の残留Ｃ含有量を極端に低下させ、金属化率を犠牲に
しても強度を確保するしかないのが現状であった（非特許文献２の図３参照）。しかも、
石炭ベースＤＲＩは従来のガスベースＤＲＩと同様に再酸化されやすいため、長時間の貯
蔵や長距離の輸送に向かない。

そこで、高強度化および耐再酸化性（耐候性）付与を目的として、ガスベースＤＲＩと
同様、石炭ベースＤＲＩをＨＢＩ化することが考えられるが、残留Ｃ含有量の高い石炭ベ
ースＤＲＩを用いると、従来のガスベースＤＲＩをＨＢＩ化する際における技術常識から
は十分なＨＢＩ強度が得られないものと想定され、ほとんどＨＢＩ化の検討はなされてい
なかった。

すなわち、上記ガスベースＤＲＩをＨＢＩ化する際の技術常識として、従来のガスベー
スＨＢＩでは、電気炉での使用に際し、ＤＲＩ内部の未還元酸化鉄を還元して電力消費を
低減するために、Ｃ含有量ができるだけ高いものが望まれているものの、ＤＲＩのＣ含有
量を高めるとＨＢＩの強度が低下してしまうため、Ｃ含有量は最高１．８質量％程度に制
限されることが知られている。
宇治澤優ら：鉄と鋼、ｖｏｌ．９２（２００６）、Ｎｏ．１０、ｐ．５９１〜６００杉山健ら：「ＦＡＳＴＭＥＴ(R)法によるダスト処理」、資源・素材２００１（札幌）、２００１年９月２４−２６日、平成１３年度資源・素材関係学協会合同秋季大会特開平１１−２７６１１号公報特開２００１−１８１７２１号公報

そこで本発明の目的は、高炉の装入原料として実際に使用しうる、安価で、高強度かつ
耐候性を備えたホットブリケットアイアン（ＨＢＩ）およびその製造方法を提供すること
にある。

本発明者らは、石炭ベースＤＲＩのＨＢＩ化の可能性を探るために、まず、上記ガスベ
ースＤＲＩをＨＢＩ化する際における、ＨＢＩ強度に及ぼすＣ含有量の影響について調査
した。

図１０（ａ）は、ＨＢＩ化される前のガスベースＤＲＩ（直径：約１４ｍｍ、Ｃ含有量
:約１．８質量％）の断面のＡＢ線間をＥＰＭＡにより面分析を行って、直径方向のＣ濃
度分布を調査した結果を模式的に示したものである。

同図（ａ）から明らかなように、ＤＲＩの中心部（直径約８ｍｍの範囲）のＣ濃度が約
０．５質量％とほぼ一定であるのに対し、それより表面側でＣ濃度が急激に上昇している
のがわかる。そして、直径約１４ｍｍのＤＲＩ全体の平均Ｃ含有量が約１．８質量％であ
り、直径約８ｍｍのＤＲＩ中心部の平均Ｃ含有量が約０．５％であることから、バランス
計算により表面から深さ約３ｍｍまでのＤＲＩ表面部の平均Ｃ含有量は約２．５％となる
。

このように、ガスベースＤＲＩの表面部で急激にＣ濃度が上昇するのは、ガスベースＤ
ＲＩでは、還元ガス中に添加されたメタン等により還元鉄表面からガス浸炭され表面部の
金属鉄中にＣが析出することによりＣ含有量が高められるためである。

したがって、ガスベースＤＲＩのＣ含有量をさらに増加させようとすると、ＤＲＩ表面
部の金属鉄中へのＣ析出量がさらに増加するため、熱間成形時にＤＲＩ同士の付着力が低
下し、結果としてＨＢＩの強度が低下してしまうこととなる。

したがって、ＨＢＩ強度はＤＲＩの表面部の平均Ｃ含有量によって規定されることがわ
かった。

そこで、石炭ベースＤＲＩについても、上記ガスベースＤＲＩと同様のＥＰＭＡ分析を
行った結果、図１０（ｂ）に示すようなＣ濃度分布が得られた。同図（ｂ）から明らかな
ように、ガスベースＤＲＩとは逆に、ＤＲＩ中心部のＣ濃度は比較的高い値でほぼ一定で
推移しているのに対し、それより表面側でＣ濃度が急激に低下しているのがわかる（同図
（ｂ）においては、ＤＲＩの右側表面近傍は、上記ＡＢ線間のＥＰＭＡ面分析を行わなか
ったためＣ濃度分布を示していないが、別途行ったＤＲＩ全体にわたるＥＰＭＡ面分析の
結果から、ＤＲＩの右側表面近傍でも中心部よりＣ濃度が低下することを確認している）
。（なお、ガスベースＤＲＩのＥＰＭＡ分析では、ＤＲＩを樹脂埋めした後、ＤＲＩを半
割りにするように切断し、ＤＲＩ断面をそのまま研磨することが可能であったが、石炭ベ
ースＤＲＩのＥＰＭＡ分析では、ＤＲＩ断面の特に中心部が非常にポーラスでそのまま研
磨することができないため、ＤＲＩ断面の空隙を樹脂埋めしてから研磨する必要があった
。このため、ガスベースＤＲＩでは、ＤＲＩ中心部におけるＣ濃度の定量が可能であった
が、石炭ベースＤＲＩでは、樹脂中のＣ分の影響を受けるため、ＤＲＩ中心部のＣ濃度の
精度良い定量は困難であり、定性的な分析結果に留まっていることを注記しておく。）

このように、石炭ベースＤＲＩの表面部で急激にＣ濃度が低下するのは、後記にてさら
に詳細に説明するが、ガスベースＤＲＩとは浸炭メカニズムが異なり、石炭ベースＤＲＩ
では、輻射加熱にてより短時間に急速昇温される表面部のほうが、中心部よりソリューシ
ョンロス反応による炭材消費量が多くなるためである。

したがって、石炭ベースＤＲＩについては、その表面部の平均Ｃ含有量を、上記ガスベ
ースＤＲＩの表面部の平均Ｃ含有量の上限値である２．５質量％以下に規定しさえすれば
、ＤＲＩ中心部の平均Ｃ含有量がある程度高くても、このようなＤＲＩから製造されたＨ
ＢＩもガスベースＤＲＩから製造されたＨＢＩと同等の強度が確保できると考え、さらに
検討を行った結果、以下の発明を完成するに至った。

請求項１に記載の発明は、複数個の還元鉄で構成されたホットブリケットアイアンであ
って、前記還元鉄が、平均Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下の表面部と、平
均Ｃ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高い中心部と、を備えたことを特徴とするホ
ットブリケットアイアンである。

請求項２に記載の発明は、前記表面部が、還元鉄の表面から約３ｍｍ深さまでの部分で
ある請求項１に記載のホットブリケットアイアンである。

請求項３に記載の発明は、前記中心部が、前記表面部を除く部分である請求項１または
２に記載のホットブリケットアイアンである。

請求項４に記載の発明は、前記還元鉄の全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０
質量％以下である請求項１〜３のいずれか１項に記載のホットブリケットアイアンである
。

請求項５に記載の発明は、前記還元鉄の金属化率が８０％以上である請求項１〜４のい
ずれか１項に記載のホットブリケットアイアンである。

請求項６に記載の発明は、ホットブリケットアイアンの製造方法であって、酸化鉄分と
炭材とを含む炭材内装塊成化物を製造する塊成化工程と、前記炭材内装塊成化物を還元炉
で加熱還元することにより、表面部の平均Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下
であり、中心部のＣ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高い還元鉄を製造する加熱還
元工程と、前記還元炉から還元鉄を排出する排出工程と、前記還元炉から排出された前記
還元鉄を、熱間成形機で圧縮成形してホットブリケットアイアンを製造する熱間成形工程
と、を備えたことを特徴とするホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項７に記載の発明は、前記還元炉から排出された前記還元鉄を実質的に冷却するこ
となく前記熱間成形工程で圧縮成形を行う請求項６に記載のホットブリケットアイアンの
製造方法である。

請求項８に記載の発明は、前記還元鉄全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質
量％以下となるように、前記塊成化工程において前記酸化鉄分と前記炭材との配合割合を
調整する請求項６または７に記載のホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項９に記載の発明は、前記還元鉄全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質
量％以下となるように、前記加熱還元工程において前記加熱還元炉を制御する請求項６ま
たは７に記載のホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項１０に記載の発明は、前記還元鉄の金属化率が８０％以上となるように、前記塊
成化工程において前記酸化鉄分と前記炭材との配合割合を調整する請求項６または７に記
載のホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項１１に記載の発明は、前記還元鉄の金属化率が８０％以上となるように、前記加
熱還元工程において前記加熱還元炉を制御する請求項６または７に記載のホットブリケッ
トアイアンの製造方法である。

請求項１２に記載の発明は、前記加熱還元工程の終期に、前記還元炉内のガス雰囲気の
酸化度を昇降させる請求項６〜１１のいずれか１項に記載のホットブリケットアイアンの
製造方法である。

請求項１３に記載の発明は、前記排出工程から排出された前記還元鉄を酸化性ガスと接
触させる請求項６〜１２のいずれか１項に記載のホットブリケットアイアンの製造方法で
ある。

請求項１４に記載の発明は、複数個の還元鉄で構成されたホットブリケットアイアンの
製造方法であって、表面部の平均Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下であり、
中心部のＣ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高い還元鉄を、熱間成形機で圧縮成形
してホットブリケットアイアンを製造することを特徴とするホットブリケットアイアンの
製造方法である。

請求項１５に記載の発明は、前記還元鉄の平均炭素含有量が１．０質量％以上５．０質
量％以下である請求項１４に記載のホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項１６に記載の発明は、前記還元鉄の金属化率が８０％以上である請求項１４また
は１５に記載のホットブリケットアイアンの製造方法である。

請求項１，２、３、６、１４に記載の発明によれば、表面部の平均Ｃ含有量を制限する
ことで、安価な石炭などの炭材を還元剤とし、低品位の酸化鉄源を原料とする石炭ベース
ＤＲＩを用いてＨＢＩを製造しても、ＤＲＩ同士の付着力を維持してＨＢＩの強度を確保
することができるので、高炉の装入原料として実際に使用しうる、安価で、高強度かつ耐
候性を備えたＨＢＩを提供することが可能になった。

また、請求項４、８、１５に記載の発明によれは、ＨＢＩを構成するＤＲＩ全体の平均
Ｃ含有量を高い範囲に設定したことで、ＨＢＩの強度を確保しつつ、高炉シャフト部での
ＣＯ_２リッチな炉内ガスによる再酸化が防止されるとともに、高炉高温部での金属鉄中へ
の浸炭が進行しやすく、溶融滴下が速やかに起こり、高炉内の通気性を向上できる。

また、請求項５、１０、１１、１６に記載の発明によれば、ＨＢＩを構成するＤＲＩの
金属化率を８０％以上の高い金属化率に設定したことで、高炉の生産性が増大するととも
に、高炉の還元材比（燃料比）を低減できるので排出ＣＯ_２量を削減できる。

また、請求項７に記載の発明によれば、ＤＲＩをより高温の軟化した状態で圧縮成形す
ることができるので、ＤＲＩ全体の平均Ｃ含有量が高い場合でもＨＢＩ強度を確保するこ
とができる。

また、請求項８、９、１２、１３に記載の発明によれば、ＤＲＩ表面部の平均Ｃ含有量
をより精度良く調整できるので、より確実に上記構成のＨＢＩを得ることができる。

なお、本発明に係るＨＢＩは、特に高炉の装入原料として適したものであるが、電気炉
用原料としての使用を排除するものではない。特に請求項４、８、１５に係るＨＢＩでは
、従来のガスベースＤＲＩからなるＨＢＩよりもＣ含有量を高くできるので、スラグ分や
硫黄分の処理の必要性は存在するものの、電力消費量を低減できる効果が大きく、電気炉
での使用を検討する価値は十分にある。

以下、本発明の構成についてさらに詳細に説明する。

〔ＨＢＩの構成〕
本発明に係るＨＢＩは、複数個のＤＲＩで構成され、前記ＤＲＩが、平均Ｃ含有量が０
．１〜２．５質量％の表面部と、平均Ｃ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高い中心
部とを備えたことを特徴とする。

以下、上記構成を採用した理由、数値限定理由等を説明する。

ＤＲＩの「表面部の平均Ｃ含有量」を規定したのは、複数個のＤＲＩを圧縮成形してＨ
ＢＩ化したとき、ＨＢＩ強度を規定するＤＲＩ同士の付着力は、ＤＲＩ表面部の金属鉄部
分における炭材粒子の存在量に依存して決定されると考えられるからである。

上記「ＤＲＩの表面部」としては、圧縮成形による変形が及ぶ範囲である「ＤＲＩの表
面から約３ｍｍ深さまでの部分」とするのが推奨される。

また、ＤＲＩ表面部の平均Ｃ含有量を「０．１質量％以上２．５質量％以下」に規定し
たのは、２．５質量％を超えると、ＤＲＩ表面部の金属鉄中に存在する炭材粒子が多くな
りすぎて、ＤＲＩ同士の付着力が低下してしまうためであり、他方０．１質量％未満では
、ＤＲＩ表面部の金属鉄が再酸化されやすくなり金属鉄が減少する代わりに酸化鉄が増加
して、やはりＤＲＩ同士の付着力が低下してしまうためである。ＤＲＩ表面部の平均Ｃ含
有量の好ましい下限は、さらには０．３質量％、特に０．５質量％であり、好ましい上限
は、さらには２．０質量％、特に１．５質量％である。

また、ＤＲＩの「中心部の平均Ｃ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量より高くなる」よ
うに規定したのは、表面部の平均Ｃ含有量を低く設定しても、中心部の平均Ｃ含有量をそ
れより高く設定することで、ＤＲＩ全体の平均Ｃ含有量をある程度高く維持して高炉内シ
ャフト部でのＣＯ_２リッチガスによる再酸化防止効果や高温部での浸炭による溶け落ち容
易化の効果を得るためである。

なお、上記ＤＲＩの中心部としては、上記ＤＲＩの表面部を除く部分とするのが推奨さ
れる。

また、ＨＢＩを構成するＤＲＩの全体の平均Ｃ含有量は、１．０質量％以上５．０質量
％以下とするのが好ましい。１．０質量％未満では、上記高炉内シャフト部でのＣＯ_２リ
ッチガスによる再酸化防止効果や高温部での浸炭による溶け落ち容易化の効果が十分に得
られなくなり、他方５．０質量％を超えると、ＤＲＩ中心部のＣ含有量が過大となり、Ｈ
ＢＩ強度が低下するおそれが高まるためである。ＤＲＩの全体の平均Ｃ含有量の好ましい
下限は、さらには２．０質量％、特に３．０質量％であり、好ましい上限は、さらには４
．５質量％、特に４．０質量％である。

また、ＨＢＩを構成するＤＲＩの金属化率は、８０％以上、さらには８５％以上、特に
９０％以上とするのが好ましい。このように金属化率を高めることで、より大きな、高炉
の増産効果および還元材比低減効果を得られるためである。

〔ＨＢＩの製造方法〕
次に、上記ＨＢＩの製造方法について、図１に示す概略の製造フローを参照しつつ説明
する。同図において、符号１は酸化鉄分と炭材とを含む塊成化物を加熱還元してＤＲＩを
製造する還元炉としての回転炉床炉、符号２はＤＲＩを熱間で圧縮成形してＨＢＩを製造
する熱間成形機としてのホットブリケットマシン、をそれぞれ示す。以下、製造フローに
したがってさらに詳細に説明を行う。

（１）塊成化工程
酸化鉄分としての鉄鉱石ａと炭材としての石炭ｂを必要に応じて別個に粉砕し、それぞ
れ粒径１ｍｍ未満程度の粉状とする。得られた粉状鉄鉱石Ａと粉状石炭Ｂを所定の割合で
配合するが、粉状石炭Ｂの配合割合は、粉状鉄鉱石Ａを金属鉄まで還元させるに必要な量
に、還元後の還元鉄Ｆ中に残留させる平均Ｃ含有量（例えば２．０〜５．０質量％）を上
乗せした分となるようにする。さらに、必要に応じて適量のバインダや適量の水分を添加
し（さらには造滓剤としての副原料を添加してもよい）、これらを混合機４で混合したの
ち、造粒機５で６〜２０ｍｍ径程度の粒径に造粒して炭材内装塊成化物としての炭材内装
ペレットＥとする。

この炭材内装ペレットＥは、回転炉床炉１４内でのバースティング（爆裂）を防止する
ため、乾燥機６で水分量１質量％程度以下となるまで乾燥しておくことが好ましい（特開
平１１−１９３４２３号公報の特許請求の範囲参照）。

（２）加熱還元工程
ついで、乾燥された炭材内装ペレットＥを装入装置（図示せず）により回転炉床炉１の
炉床（図示せず）上に１〜２層程度の厚さに載置する。このようにして炉床上に載置され
た炭材内装ペレットＥを、１１００〜１４００℃、より好ましくは１２５０〜１３５０℃
の雰囲気温度に加熱された回転炉床炉１内を６ｍｉｎ以上、より好ましくは８ｍｉｎ以上
の滞留時間で通過させる。

炭材内装ペレットＥを加熱する手段（加熱手段）としては、例えば、回転炉床炉１の側
壁上部に設置した複数本のバーナ（図示せず）を用いることができる。

これにより、炭材内装ペレットＥは回転炉床炉１内で輻射加熱されて、下記式（１）お
よび（２）で示す連鎖反応により、炭材内装ペレットＥ中の酸化鉄分が炭材で還元されて
金属化し、固体の還元鉄Ｆとなる。

Ｆｅ_ｘＯ_ｙ＋ｙＣＯ→ｘＦｅ＋ｙＣＯ_２ …式（１）
Ｃ＋ＣＯ_２→２ＣＯ …式（２）

ここで、炭材内装ペレットＥが回転炉床炉１内で輻射加熱されると、炭材内装ペレット
Ｅの表面部は中心部よりも先に昇温し、高温の状態が長く維持される。このため、表面近
傍に存在する炭材は、中心部に存在する炭材よりも上記式（２）で示すソリューションロ
ス反応により多く消費されることに加え、中心部で式（２）で示すソリューションロス反
応にて生じたＣＯにより式（１）で示す酸化鉄分の還元反応にて生成したＣＯ_２が、炭材
内装ペレットＥから流出する際に表面部の炭材をさらに消費するので、上述の図１０（ｂ
）で示したように、表面部のＣ濃度は中心部のそれより低下する。

したがって、このようにして得られた還元鉄Ｆの表面部の平均Ｃ含有量は、中心部の平
均Ｃ含有量より自動的に低くなる（言い換えると、前記中心部の平均Ｃ含有量は、前記表
面部の平均Ｃ含有量より自動的に高くなる）。

また、還元鉄Ｆの前記表面部の平均Ｃ含有量は所定範囲（０．１〜２．５質量％）とす
る必要があるが、このような前記表面部の平均Ｃ含有量は、上述の炭材内装ペレットＥの
炭材配合割合や、回転炉床炉１内の雰囲気温度、回転炉床炉１内における炭材内装ペレッ
トＥの滞留時間など回転炉床炉１の運転条件を適宜調整することで得られる。

また、還元鉄Ｆ全体の平均Ｃ含有量は１．０質量％以上５.０質量％以下とするのが推
奨されるが、このような還元鉄Ｆ全体の平均Ｃ含有量は、上述したように炭材内装ペレッ
トＥの炭材配合割合で調整するが、回転炉床炉１内の雰囲気温度、回転炉床炉１内におけ
る炭材内装ペレットＥの滞留時間など回転炉床炉１の運転条件によっても影響を受けるの
で、これらを考慮して炭材配合割合を調整すればよい。換言すれば、還元鉄Ｆ全体の平均
Ｃ含有量が１．０質量％以上５.０質量％以下となるように、上記塊成化工程における酸
化鉄分と炭材との配合割合を調整すること、および／または、上記加熱還元工程における
回転炉床炉１の運転条件を制御することが推奨される。

また、還元鉄Ｆの金属化率は８０％以上とするのが推奨されるが、このような還元鉄Ｆ
の金属化率は、炭材内装ペレットＥ中には鉄鉱石（酸化鉄分）ａの還元に必要な量より過
剰の石炭（炭材）ｂが配合されているので、回転炉床炉１内の雰囲気温度、回転炉床炉１
内での炭材内装ペレットＥの滞留時間など回転炉床炉１の運転条件を適宜調整することで
容易に得られる。換言すれば、前記還元鉄Ｆの金属化率が８０％以上となるように、上記
塊成化工程における酸化鉄分と炭材との配合割合を調整すること、および／または、上記
加熱還元工程における回転炉床炉１の運転条件を制御することが推奨される。

（３）排出工程
このようにして得られた還元鉄Ｆは、排出装置（図示せず）により１０００℃程度で回
転炉床炉１から排出される。

（４）熱間成形工程
回転炉床炉１から排出された還元鉄Ｆは、例えばコンテナ７にいったん収容し、窒素ガ
スなどの不活性ガスで通常の熱間成形に適した温度である６００〜６５０℃程度まで冷却
した後、例えば双ロール型のホットブリケットマシン２にて加圧成形（圧縮成形）してホ
ットブリケットアイアンＧとする。還元鉄Ｆは、その表面部の平均Ｃ含有量が０．１〜２
．５質量％に調整されているので、ホットブリケットアイアンＧの強度が確保され、また
、還元鉄Ｆの中心部は表面部より平均Ｃ含有量が高いので、ホットブリケットアイアンＧ
全体の平均Ｃ含有量も高く維持され、高炉に装入した際に、高炉シャフト部でのＣＯ_２リ
ッチな炉内ガスによる再酸化の防止効果や、高炉高温部での金属鉄中への浸炭による溶け
落ち容易化の効果を得ることができる。

〔変形例〕
上記実施形態では、還元鉄Ｆの表面部の平均Ｃ含有量の調整は、上記塊成化工程におけ
る酸化鉄分と炭材との配合割合を調整すること、および／または、上記加熱還元工程にお
ける回転炉床炉１の運転条件を制御することにより行う例を示したが、これらの調整に代
え、または加えて、前記加熱還元工程の終期、すなわち、炭材内装ペレットＥ内部からの
ガス発生が減少ないし停止する時期に相当する、回転炉床炉１内の還元鉄Ｆ排出部直前の
ゾーン（領域）におけるガス雰囲気の酸化度を昇降させて、還元鉄Ｆ表面部の炭材の消費
量を調整するようにしてもよい。これにより、還元鉄Ｆ表面部の平均Ｃ含有量をより精度
良く調整することが可能となる。回転炉床炉１内の所定のゾーンにおけるガス雰囲気の酸
化度を昇降させることは、そのゾーンに備えられたバーナの空気比を変更することで容易
に行うことができ、例えば、還元鉄Ｆ表面部の平均Ｃ含有量が２．５質量％を超える場合
は、バーナの空気比を上げて、ガス雰囲気の酸化度を上昇させることにより、還元鉄Ｆ表
面部の炭材の消費を促進することで、２．５質量％以下に維持することができる（第１の
還元鉄表面部Ｃ含有量調整工程）。

さらには、回転炉床炉１から排出された後に、還元鉄Ｆに酸化性ガスとして例えば空気
や回転炉床炉１のバーナ燃焼排ガスなどを吹き付けるなど、所定量の酸化性ガスと所定時
間接触させることにより還元鉄Ｆ表面部の炭材の消費量を調整することにても同様の作用
を奏させることができる（第２の還元鉄表面部Ｃ含有量調整工程）。

なお、上記第１および第２の還元鉄表面部Ｃ含有量調整工程は、いずれか１つの工程の
みを用いてもよいし、両工程を併用してもよい。

また、上記実施形態では、回転炉床炉１から排出した１０００℃程度の還元鉄Ｆを６０
０〜６５０℃程度まで冷却した後に熱間成形を行う例を示したが、実質的に冷却すること
なく、すなわち、上記のような強制的な冷却操作を行わずに、熱間成形温度を上げて成形
することも可能である。この場合、ホットブリケットマシン２の耐熱性が問題となるが、
ロールの水冷の強化、ロール材質の高級化などにより対処可能である。熱間成形温度を上
げて成形することで、ホットブリケットアイアンＧ中のＣ含有量が５質量％近傍と高い場
合でも高い強度を確保することができる。

また、酸化鉄分ａとして鉄鉱石を例示したが、酸化鉄を含む高炉ダスト、転炉ダスト、
電気炉ダスト、ミルスケール等の製鉄所ダストを使用することもできる。

また、炭材ｂとして石炭を例示したが、コークス、オイルコークス、木炭、木材チップ
、廃プラスチック、古タイヤ等を用いることもできる。また、高炉ダスト中のＣ分を利用
することもできる。

また、炭材内装塊成化物として炭材内装ペレットを例示し、造粒機で造粒する例を示し
たが、炭材内装ペレットの代わりに炭材内装ブリケット（ホットブリケットアイアンより
小さい寸法のブリケット）とし、加圧成形機で圧縮成形するようにしてもよい。この場合
は、バインダの種類によっては成形時に水分を添加するのではなく、むしろ乾燥させた原
料を使用することがある。

また、還元炉として回転炉床炉を例示したが、直線炉を用いてもよい。

まず、石炭ベースＤＲＩの表面部および中心部それぞれの平均Ｃ含有量を調査するため
、回転炉床炉による加熱還元工程を模擬した以下の還元試験を行った。

表１に示す成分組成の石炭と鉄鉱石に副原料を添加し、表２に示す配合割合で混合し、
適量の水分を添加して小型のディスクペレタイザで造粒した後、乾燥器内に保持して十分
に乾燥して、平均粒径１８．７ｍｍの炭材内装ペレットの試料を作製した。

この炭材内装ペレットの試料６個をアルミナトレーに１層に並べ、Ｎ_２１００％×３Ｎ
Ｌ／ｍｉｎ流通下にて１３００℃の雰囲気温度に調整した小型の横型加熱炉内へ速やかに
挿入し、排ガス中のＣＯ濃度が５容量％に低下した時に、還元が終了したとみなして試料
を冷却位置に取り出し、Ｎ_２雰囲気中で室温まで冷却して、得られた還元鉄試料を断面観
察および化学分析に供した。なお、試験は、再現性を確認するため同じ条件で２回繰り返
し行った。

断面観察によれば、上記加熱処理により、外周部は金属鉄が焼結して緻密になっている
のに対し、中央部は炭素が多く残留し金属鉄の焼結が進んでいない還元鉄が得られること
がわかった。なお、還元鉄の平均粒径は還元前の１８．７ｍｍから約１６ｍｍに収縮して
いた。

外周部の金属鉄が焼結して緻密になった部分の厚さは約３ｍｍであったので、この外周
部が、本発明に係る還元鉄の表面部の推奨範囲である「表面から約３ｍｍ深さまでの部分
」に相当し、中央部が、中心部（前記表面部を除く部分）に相当するとみなし、外周部（
表面部）と中央部（中心部）とに分離してそれぞれ化学分析を行った。化学分析の結果を
表３に示す。

同表から明らかなように、試験の再現性は良好であり、外周部（表面部）の平均Ｃ含有
量は１．５〜１．６質量％であるのに対し、中央部（中心部）の平均Ｃ含有量は約４．４
〜４．５質量％であり、請求項１に係るＤＲＩの成分規定を満足している。また、還元鉄
試料の全体の平均Ｃ含有量は約３．９〜４．０質量％、金属化率は約９９．７％であり、
請求項２および３に係るＤＲＩの好ましい成分規定をそれぞれ満足している。なお、ＤＲ
Ｉの金属化率は、ＤＲＩ全体を化学分析して測定したが、ＤＲＩ全体の化学組成はＤＲＩ
の外周部（表面部）と中央部（中心部）の化学組成をサンプル質量で加重平均して算出し
た。

したがって、このようにして製造された還元鉄を熱間成形して得られるＨＢＩは、十分
な強度を有するものと想定されるので、確証のため以下のＨＢＩ製造試験を行った。

（試験の方法および条件）
ＨＢＩ製造試験は、外径８．５ｍの回転炉床炉（還元鉄生産規模：５０ｔ／ｄ）とロー
ル直径１ｍのホットブリケットマシンとを用いて実施した。

原料として表４に示す成分組成のマグネタイト鉱石（鉄鉱石）と瀝青炭（石炭）とを用
い、質量割合で、鉄鉱石８０％に対して石炭２０％を配合し、有機バインダを外装で１．
５％添加した。さらに適量の水分を添加してミキサで原料を混合後、直径３．０ｍのパン
型造粒機で炭材内装ペレットを製造し、雰囲気温度を１７０℃に調整したバンド型乾燥機
にて連続的に乾燥した。乾燥後の炭材内装ペレットを連続的に回転炉床炉に装入し、表５
の条件で還元を行った。なお、回転炉床炉内の最終ゾーンに設置されたバーナの空気比は
ほぼ１．０とした。

回転炉床炉から切り出された還元鉄を熱いままいったんＮ_２ガスを充填したコンテナに
受け、コンテナ２杯分の還元鉄を各コンテナが満杯になるごとにホットブリケットマシン
上に設置されたホッパに装入し、約２．５ｔ分の高温の還元鉄をバッチにてホットブリケ
ットマシンに供給し、表６の条件で熱間成形を行い、成形されたブリケットを水中に浸漬
して冷却し、ホットブリケットアイアンを製造した。

（試験結果）
［還元鉄の性状］
ＨＢＩ化する前の還元鉄を採取して、その物性を測定し、その代表値を従来のガスベー
ス還元鉄と比較して表７に示す。同表より、石炭ベース還元鉄は、石炭を還元剤とするた
め、ガスベース還元鉄に比べてＣ、脈石、硫黄の含有量が高くなっている。また、内装し
た石炭がガス化して抜けるため気孔率が高く圧潰強度も低いものになっている。

また図２に、同時にサンプリングした５０個の還元鉄の個々の粒径と圧潰強度とをプロ
ットして示す。同図より明らかなように、１６〜２０ｍｍの粒径範囲で２０〜６０ｋｇ／
個（約２００〜６００Ｎ／個）程度の幅で変動しており、非常に強度の低いものが存在す
る。一般に実験室規模の小型加熱炉で製造した石炭ベース還元鉄は加熱が均一であるため
、均質な還元鉄が製造できるが、工業的な回転炉床炉では炉内でのバーナの配置や炭材内
装ペレットの重なり具合等により熱の受け方が不均一になり、このような品質のバラツキ
が生じることがわかった。

また図３に、還元鉄のＣ含有量と圧潰強度との関係を示す。同図より明らかなように、
Ｃ含有量の増加にともないさらに圧潰強度が低下するのがわかった。

したがって、以上のことからも、Ｃ含有量をできるだけ高めた還元鉄を高炉装入物とし
て用いるためには還元鉄をＨＢＩ化して高強度化する必要のあることが確認できた。

図４に、還元鉄の金属化率と生産性との関係を示す。バラツキは大きいものの金属化率
８０％以上は常に確保されており、生産性を若干低下させることにより金属化率を最高９
５％程度まで上昇させることが可能であり、炭材内装ペレットの回転炉床炉内における滞
留時間等を調整することで、金属化率を調整できることが確認できた。

［ＨＢＩの性状］
ＨＢＩの強度を評価するため、落下強度試験を実施した。落下強度試験の方法としては
、ガスベースＨＢＩと同様に、ＨＢＩを船舶等で海外に輸送することを想定して１０個の
ＨＢＩを１０ｍの高さから厚さ１２ｍｍの鉄板上に５回繰り返し落下させた後、＋３８．
１ｍｍと−６．３５ｍｍの質量比率を測定する方法を採用した。

図５に、ホットブリケットマシンで製造されたＨＢＩのＣ含有量と落下強度との関係を
示す。同図より、ＨＢＩのＣ含有量（すなわち、還元鉄全体の平均Ｃ含有量）が２．０〜
５．０質量％の範囲で、従来のガスベースＨＢＩの落下強度基準値（＋３８．１ｍｍ、６
５％）をほぼ満足する落下強度（＋３８．１ｍｍ）が得られることがわかる。また、−６
．３５ｍｍ粉の割合も１０％程度に収まっている。

図６に、ＨＢＩの金属化率と落下強度との関係を示す。同図より、明確な相関関係は認
められないが、８２％程度の低い金属化率でもガスベースＨＢＩ並みの落下強度が得られ
ることがわかった。

［ＨＢＩの外観および内部構造］
本実施例で製造したＨＢＩは、長さ１１０ｍｍ×幅５０ｍｍ×厚さ３０ｍｍ、体積１０
５ｃｍ³の枕形であり、幅端部は両側とも良好に成形され、フィッシュマウスと呼ばれる
、幅端部に発生しやすい裂け目も形成されていない。また、ＨＢＩの胴の部分も十分に分
厚く、還元鉄が高圧力で押し込まれたものと想定される。

図７にＨＢＩをその長手方向に垂直に切断した断面を示すが、圧縮されて変形した個々
の還元鉄の形状を読み取ることができ、還元鉄の表面同士が緊密に圧着されているのがわ
かる。なお、断面における個々の還元鉄の表面が黒っぽく見えるのは、観察を容易にする
ために酸でエッチングしてコントラストを付けているためである。

［ＨＢＩの耐候性］
本実施例で製造したＨＢＩの耐候性試験を実施した。なお、比較材として、本実施例の
ＨＢＩ化していない石炭ベースＤＲＩと、従来のガスベースＤＲＩとを用いた。各試料約
５ｋｇを蓋のないプラスチック製かごに入れて屋外（平均相対湿度７１．７％、平均温度
７．２℃、月間降雨量４４ｍｍの条件）に放置し、２週間ごとに少量の試料を採取して、
その化学分析値から再酸化度合い（金属化率の低下度合い）を調査した。

調査結果を図８に、経過日数と金属化率（初期の金属化率を１．０とする相対値）との
関係として示す。同図より、ＤＲＩの場合、石炭ベース、ガスベースともに金属化率の低
下は著しく、１２週間（８４日）後には初期金属化率の６０〜７０％にまで低下している
。これに対し、石炭ベースＨＢＩは金属化率の低下は非常に小さく、１２週間後でも初期
金属化率のわずか３％の低下に留まっている。ＤＲＩやＨＢＩの耐候性は、特に海上輸送
時の安全確保の観点から重要であるが、このように石炭ベースＤＲＩは、輸送や貯蔵時に
おける再酸化やそれに伴う発熱さらには発火の危険性までも存在するが、ＨＢＩ化するこ
とで気孔率が大幅に低下して緻密化するため、このような危険性を回避できることがわか
った。

［ＨＢＩ強度に及ぼす熱間成形温度の影響］
ＨＢＩ強度に及ぼす熱間成形温度の影響を調査するため、別途、ホットブリケットマシ
ンに供給するＤＲＩの温度を、通常程度の６００℃と、通常より高い７６０℃の２水準で
変更してＨＢＩを作製し、それらの圧潰強度を測定した。測定結果を図９に示す。なお、
ＨＢＩの圧潰強度は、厚み方向に荷重を掛け、破断したときの荷重をＨＢＩの幅で割った
、ＨＢＩ幅単位長さ当たりの荷重で表現している。同図に示すように、ＨＢＩのＣ含有量
が２質量％程度と低い場合は、成形温度の影響はほとんどみられないが、ＨＢＩのＣ含有
量が５質量％程度に高められた場合は、通常の６００℃の成形温度では圧潰強度が大きく
低下するのに対し、７６０℃と通常より高温の成形温度では圧潰強度の低下幅は非常に小
さくなることがわかった。したがって、還元炉から排出されたＤＲＩを実質的に冷却しな
いまま、より高温で成形することで、高Ｃ含有量でかつ高強度のＨＢＩを製造できること
が確認できた。

実施形態に係るＨＢＩ製造フローの概略を示すフロー図である。ＤＲＩの、粒径と圧潰強度との関係を示すグラフ図である。ＤＲＩの、Ｃ含有量と圧潰強度との関係を示すグラフ図である。回転炉床炉における、ＤＲＩの金属化率と生産性との関係を示すグラフ図である。ＨＢＩの、Ｃ含有量と落下強度との関係を示すグラフ図である。ＨＢＩの、金属化率と落下強度との関係を示すグラフ図である。ＨＢＩのマクロ構造を示す断面図である。耐候性試験における金属化率の経時変化を示すグラフ図である。ＨＢＩの圧潰強度に及ぼす成形温度の影響を示すグラフ図である。ＤＲＩ内のＣ濃度分布を示す図であり、（ａ）はガスベースＤＲＩ、（ｂ）は石炭ベースＤＲＩである。

符号の説明

１…還元炉（回転炉床炉）
２…熱間成形機（ホットブリケットマシン）
４…混合機
５…造粒機
６…乾燥機
７…コンテナ
ａ…酸化鉄分（鉄鉱石）
ｂ…炭材（石炭）
Ａ…粉状鉄鉱石
Ｂ…粉状炭材
Ｅ…炭材内装塊成化物（炭材内装ペレット）
Ｆ…還元鉄
Ｇ…ホットブリケットアイアン

Claims

複数個の還元鉄で構成されたホットブリケットアイアンであって、前記還元鉄が、平均
Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下の表面部と、平均Ｃ含有量が前記表面部の
平均Ｃ含有量より高い中心部と、を備えたことを特徴とするホットブリケットアイアン。
前記表面部が、還元鉄の表面から約３ｍｍ深さまでの部分である請求項１に記載のホッ
トブリケットアイアン。
前記中心部が、前記表面部を除く部分である請求項１または２に記載のホットブリケッ
トアイアン。
前記還元鉄の全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質量％以下である請求項１
〜３のいずれか１項に記載のホットブリケットアイアン。
前記還元鉄の金属化率が８０％以上である請求項１〜４のいずれか１項に記載のホット
ブリケットアイアン。
ホットブリケットアイアンの製造方法であって、
酸化鉄分と炭材とを含む炭材内装塊成化物を製造する塊成化工程と、
前記炭材内装塊成化物を還元炉で加熱還元することにより、表面部の平均Ｃ含有量が０
．１質量％以上２．５質量％以下であり、中心部のＣ含有量が前記表面部の平均Ｃ含有量
より高い還元鉄を製造する加熱還元工程と、
前記還元炉から還元鉄を排出する排出工程と、
前記還元炉から排出された前記還元鉄を、熱間成形機で圧縮成形してホットブリケット
アイアンを製造する熱間成形工程と、
を備えたことを特徴とするホットブリケットアイアンの製造方法。
前記還元炉から排出された前記還元鉄を実質的に冷却することなく前記熱間成形工程で
圧縮成形を行う請求項６に記載のホットブリケットアイアンの製造方法。
前記還元鉄全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質量％以下となるように、前
記塊成化工程において前記酸化鉄分と前記炭材との配合割合を調整する請求項６または７
に記載のホットブリケットアイアンの製造方法。
前記還元鉄全体の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質量％以下となるように、前
記加熱還元工程において前記加熱還元炉を制御する請求項６または７に記載のホットブリ
ケットアイアンの製造方法。
前記還元鉄の金属化率が８０％以上となるように、前記塊成化工程において前記酸化鉄
分と前記炭材との配合割合を調整する請求項６または７に記載のホットブリケットアイア
ンの製造方法。
前記還元鉄の金属化率が８０％以上となるように、前記加熱還元工程において前記加熱
還元炉を制御する請求項６または７に記載のホットブリケットアイアンの製造方法。
前記加熱還元工程の終期に、前記還元炉内のガス雰囲気の酸化度を昇降させる請求項６
〜１１のいずれか１項に記載のホットブリケットアイアンの製造方法。
前記排出工程から排出された前記還元鉄を酸化性ガスと接触させる請求項６〜１２のい
ずれか１項に記載のホットブリケットアイアンの製造方法。
複数個の還元鉄で構成されたホットブリケットアイアンの製造方法であって、
表面部の平均Ｃ含有量が０．１質量％以上２．５質量％以下であり、中心部のＣ含有量
が前記表面部の平均Ｃ含有量より高い還元鉄を、熱間成形機で圧縮成形してホットブリケ
ットアイアンを製造することを特徴とするホットブリケットアイアンの製造方法。
前記還元鉄の平均Ｃ含有量が１．０質量％以上５．０質量％以下である請求項１４に記
載のホットブリケットアイアンの製造方法。
前記還元鉄の金属化率が８０％以上である請求項１４または１５に記載のホットブリケ
ットアイアンの製造方法。