JP2017210672A - 焼結鉱の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】原料の性状等を測定することで、実際に撹拌装置を用いて事前処理することなく事前処理条件を定めることができる焼結鉱の製造方法を提供する。【解決手段】事前処理後の目標とする焼結原料の加重平均粒径の最小値を定め、撹拌装置に装入される焼結原料が下記数式（１）を満たすように、事前処理を行う。Ｊ×（１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}Ｈ］／ｄ０）＋Ｌ＜ＤＴ／ｄ０・・・数式（１）但し、上記数式（１）において、ｄ０は、焼結原料の事前処理前の加重平均粒径を表し、ｘ（ｉ）は、焼結原料のそれぞれの粒子径を表し、ｆ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の質量比率を表し、Ｐ（ｉ）は、撹拌装置の撹拌羽根が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力を表し、Ｓ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の粒子強度を表し、Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌは、定数を表し、ＤＴは、事前処理後における目標とする焼結原料の加重平均粒径の最小値を表す。【選択図】図３

Description

本発明は、ドワイト・ロイド式焼結機などで用いられる高炉原料の焼結鉱の製造方法に関する。

焼結鉱は、複数銘柄の粉鉄鉱石（一般に、１２５〜１０００μｍ程度のシンターフィードと呼ばれているもの）に、石灰石や珪石、蛇紋岩等の副原料粉と、ダスト、スケール、返鉱等の雑原料粉と、粉コークス等の固体燃料とを適量ずつ配合した焼結配合原料（以後、原料と称する場合がある）と、水分とを添加して混合−造粒し、得られた造粒粒子を焼結機に装入して焼成することによって製造される。その原料は、水分を含むことで造粒時に互いに凝集して擬似粒子になる。そして、この擬似粒子化した原料は、焼結機のパレット上に装入されたとき、原料装入層の良好な通気を確保するのに役立ち、焼結反応を円滑に進める。

近年、鉄鉱石の微粉化が進行しており、造粒粒子が微粉鉱を含むと、造粒粒子の強度が低下する。特に、水が加わった際に造粒粒子の強度が大きく低下し、パレット上への装入時または焼成時に造粒粒子が崩壊して粉化し、原料装入層の通気性を悪化させる。また、微粉鉱は、造粒が困難であることも知られている。焼結用粉鉄鉱石を取り巻くこのような環境の中で、最近、難造粒性である微粉を多く含む鉄鉱石を使って、高品質の焼結鉱を製造するための技術が特許文献１〜６で提案されている。これらの技術は、造粒機で造粒する前に、付着力が高く凝集しやすい微粉鉱石を含む原料を撹拌機で解砕・造粒処理するプロセスに関するものである。

特開平１１−６１２８２号公報 特開平７−３３１３４２号公報 特開平７−４８６３４号公報 特開２００５−１９４６１６号公報 特開２００６−６３３５０号公報 特開２００７−２４７０２０号公報

上述したように、微粉のみの造粒粒子は、核鉱石を含む造粒粒子に比べて強度が低い。このため、強度が低い造粒粒子が原料中に存在すると、焼結パレットに装入時または焼成時に造粒粒子が軟化または崩壊して粉化し、原料装入層の通気性を悪化させる。また、微粉のみの造粒粒子が存在することで、凝結材である粉コークスが造粒粒子の内側に入りこみ、原料が燃焼しにくくなるといった問題も存在する。このため、微粉のみの造粒粒子が造粒されることを抑制したいという要請がある。

造粒工程において、微粉のみの造粒粒子の造粒を抑制するには、原料に含まれる微粉凝集物を予め粉砕・解砕しておくことが有効である。このため、造粒工程の前に、撹拌装置を用いて原料を事前処理し、造粒前の原料に含まれる微粉凝集体を粉砕・解砕しておくことで、次の造粒工程における微粉のみの造粒粒子の造粒を抑制できる。しかしながら、従来、撹拌装置の事前処理条件を定める際に、実際に撹拌機で原料を種々の条件で事前処理し、事前処理後のそれぞれの原料の焼結性を評価し、その結果に基づいて事前処理条件を定めていた。このため、撹拌装置の事前処理条件を定めるのに大きな負荷が生じていた。本発明では、原料の性状等を測定することで、実際に撹拌装置を用いて事前処理することなく原料の事前処理条件を定めることができる焼結鉱の製造方法を提供することを目的とする。

このような課題を解決するための本発明の特徴は、以下の通りである。
［１］焼結原料の事前処理を攪拌装置で行う焼結鉱の製造方法において、前記事前処理後の目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を定め、前記撹拌装置に装入される前記焼結原料が下記数式（１）を満たすように、前記事前処理を行うことを特徴とする焼結鉱の製造方法。
Ｊ×｛１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＜Ｄ_Ｔ／ｄ_０・・・数式（１）
但し、上記数式（１）において、ｄ_０は、前記焼結原料の前記事前処理前の加重平均粒径を表し、ｘ（ｉ）は、前記焼結原料のそれぞれの粒子径を表し、ｆ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の質量比率を表し、Ｐ（ｉ）は、前記撹拌装置の撹拌羽根が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力を表し、Ｓ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の粒子強度を表し、Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌは、定数を表し、Ｄ_Ｔは、前記事前処理後における目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を表す。
［２］前記数式（１）において、Ｄ_Ｔは、３ｍｍ以下であることを特徴とする（１）に記載の焼結鉱の製造方法。

数式（１）に目標とする事前処理後の原料の加重平均粒径の最小値を代入することで、実際に撹拌装置を用いて事前処理することなく、その後の焼結プロセスに適した事前処理条件を定めることができる。このように、本発明の焼結鉱の製造方法を実施することで、原料の事前処理条件を容易に適正化できる。

撹拌装置１０の内部斜視図である。 図１を上から見た平面図である。 １−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi｝／ｄ_０とＤ_ｍiｎ／ｄ_０との関係を示すグラフである。 Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）とＳ_Ｄiとの関係を示すグラフである。 撹拌処理後の平均粒径の最小値（Ｄ_ｍｉｎ）と焼結生産率との関係を示すグラフである。

以下、発明の実施の形態を通じて本発明を説明する。図１は、撹拌装置１０の内部斜視図である。また、図２は、図１を上から見た平面図を示す。まず、図１および図２を用いて、本実施形態の焼結鉱の製造方法に使用できる撹拌装置の一例である撹拌装置１０の構成について説明する。

撹拌装置１０は、事前処理として焼結原料１２を撹拌処理する装置である。撹拌装置１０は、焼結原料１２が装入される円筒容器１４と、撹拌羽根１６と、堰１８とを有する。円筒容器１４は、円筒形状の円筒２０と、円形状の底板２２とを備える。また、円筒容器１４には、焼結原料１２を供給及び排出する開口（不図示）が設けられている。底板２２は、円筒２０と一体的に構成されており、底板２２は、駆動力を受けて円筒２０とともに回転する。

本実施形態において、焼結原料１２は、粉鉄鉱石と、石灰石と、粉コークス等の固体燃料と、を含み、さらに、珪石、蛇紋岩等の副原料粉と、ダスト、スケール、返鉱等の雑原料粉と、バインダーとを含んでもよい。

撹拌羽根１６は、回転軸２４と、複数の撹拌板２６とを備える。撹拌羽根１６は、円筒容器１４の中心から偏心した位置に設けられている。回転軸２４は、円筒容器１４の上側に設けられた不図示の駆動部から駆動力を受けて回転する。このため、撹拌羽根１６と、底板２２とは、それぞれ独立して回転できる。なお、撹拌羽根１６は、円筒容器１４の中心に設けられていてもよい。

撹拌板２６は、回転軸２４から放射状に外側に突出して設けられている。図１および図２に示した例において、撹拌板２６は、回転軸２４における上下方向の２箇所において、６０°間隔で６方向に設けられている。したがって、撹拌羽根１６には、合計で１２本の撹拌板２６が設けられている。

次に、撹拌装置１０の動作について説明する。円筒容器１４に焼結原料１２が装入された状態で、底板２２は、例えば、右周りに回転し、撹拌羽根１６は左周りに回転する。底板２２が右周りに回転することで、円筒容器１４内に装入された焼結原料１２は、底板２２とともに右周りに回転する。右周りに回転された焼結原料１２は、左周りに回転した撹拌羽根１６に衝突することによって、焼結原料１２の微粉凝集物は粉砕および解砕される。

このような撹拌装置１０を用いて、焼結原料１２を撹拌処理することで、焼結原料１２の微粉凝集物は解砕され、当該微粉を焼結原料１２中に分散させることができる。撹拌装置１０にて撹拌処理された焼結原料１２は、ドラムミキサーなどの造粒装置を用いて造粒された後、ドワイト・ロイド式焼結機で焼結される。このようにして、焼結原料１２から焼結鉱が製造される。

次に、撹拌装置の撹拌処理による焼結原料１２の造粒性および解砕性について説明する。撹拌装置の有する造粒性能および解砕性能を包括的に評価するために、実験で得られる撹拌処理による粒度分布の経時変化を、行列モデルを用いて解析した。本実験系が単純なマルコフ過程に従うものとし、撹拌処理前の粒度分布をベクトルＦ_Ｎ、造粒および崩壊確率をθ、造粒および崩壊マトリックスをＢ、単位ベクトルをＥ、撹拌ステップ数をＮとすると、撹拌処理後の焼結原料１２の粒度分布ベクトルＧ_Ｎは、数式（２）で表される。

Ｇ_Ｎ＝{（１−θ）×Ｅ＋θ×Ｂ}×Ｆ_Ｎ・・・数式（２）

ここで、撹拌処理後の焼結原料１２の各篩目区間における質量比率を細粒側からｇ_１、ｇ_２・・・ｇ_ｎとし、撹拌処理前の焼結原料１２の各篩目区間における質量比率を細粒側からｆ_１、ｆ_２・・・ｆ_ｎとすると、Ｇ_Ｎベクトルは下記数式（３）および数式（４）、Ｆ_Ｎベクトルは下記数式（５）および数式（６）で表される。

また、造粒マトリックスＢは、下記数式（７）および数式（８）で表される。

ここで、ｑ_ｉｊは０または正の数である。マトリックスＢは、下記数式（９）に示すように、Ｂ_ＧマトリックスとＢ_Ｄマトリックスの和で表される。ここで、Ｂ_Ｇマトリックスの各係数は、同一粒度への残留および細粒成分からの付着粉の移行度合い（造粒要素）を示しており、Ｂ_Ｄマトリックスの各係数は、同一粒度への残留および粗粒成分からの崩壊粉の移行度合い（崩壊要素）を示している。ここでは、同一粒度への残留確率は等しいとしてＢ_ＧとＢ_Ｄとに均等分配し、対角成分の係数を０．５にしている。Ｂ_Ｇマトリックスを下記数式（１０）、Ｂ_Ｄマトリックスを下記数式（１１）に示す。

Ｂ＝Ｂ_Ｇ＋Ｂ_Ｄ・・・数式（９）

造粒要素Ｂ_Ｇの各要素の値が大きい程平均粒子径は、増加する。また、同一行の成分は、対象とする粒度領域への崩壊粉および付着粉の流入確率を表し、行成分の和が大きい程その粒度への収束度が大きいことを意味する。また、同一列の成分は、対象とする粒度が他の粒度に移行する確率を示しており、これにより造粒および崩壊の優先度を評価できる。

次に、各パラメータと焼結原料１２の性状との関係について考察する。行列要素である造粒マトリックスＢは、崩壊マトリックスＢ_Ｄと、造粒マトリックスＢ_Ｇとの和である。対象とする粒度領域の列要素ｊに対して造粒度Ｓ_Ｇｊ（単位：−）を下記数式（１２）と定義した。

また、数式（８）より、崩壊度Ｓ_Ｄｊ（単位：−）は、下記数式（１３）で表される。

Ｓ_Ｄｊ＝１−Ｓ_Ｇｊ・・・数式（１３）

造粒度Ｓ_Ｇｊは、対象とする粒度がより粒径の大きい粒度域に移行する割合を表し、崩壊度Ｓ_Ｄｊは、より粒径の小さい粒度域に移行する割合を表す。すなわち、Ｓ_Ｄｊが０．５よりも大きければ崩壊が優先して進行することを意味し、０．５未満であれば造粒が優先的に進行することを意味する。

次に、撹拌装置１０の撹拌羽根１６が微粉凝集体に及ぼす衝撃力について説明する。衝撃力は、焼結原料１２の粒子半径および粒子質量に影響を受けるので、本実施形態において、焼結原料１２の粒子径ｘ（ｉ）ごとに算出している。なお、本実施形態において、粒子径ｘ（ｉ）とは、例えば、篩目の異なる複数の篩いを用いて焼結原料１２を篩い分けた場合におけるそれぞれの篩目の加重平均値である。撹拌羽根１６が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力Ｐ（ｉ）（単位：Ｐａ）は、従来のモデルに基づいて、焼結原料１２の微粉凝集体および撹拌羽根１６の性状等と、下記数式（１４）とを用いて算出できる。

上記数式（１４）において、πは円周率を表し、ｒは、粒子径ｘ（ｉ）の粒子半径（単位：ｍ）を表し、Ｍは、粒子径ｘ（ｉ）の粒子の粒子質量（単位：ｋｇ）を表し、Ｖ_０は、撹拌板２６の周速（単位：ｍ／ｓ）を表す。なお、Ｖ_０は、下記数式（１５）で算出でき、Ｋは、下記数式（１６）で算出できる。

上記数式（１５）において、πは、円周率を表し、Ｒは、撹拌羽根１６の半径（単位：ｍ）を表し、Ｎは、撹拌羽根１６の回転数（単位：ｒｐｍ）を表す。

上記数式（１６）において、ｒは、粒子半径（ｍ）を表し、ν_Ｓは、粒子のポアソン比（単位：−）を表し、ν_Ｗは、撹拌板２６のポアソン比（単位：−）を表し、Ｅ_Ｓは、粒子のヤング率（単位：Ｐａ）を表し、Ｅ_Ｗは、撹拌板２６のヤング率（単位：Ｐａ）を表す。なお、本実施形態において、焼結原料１２の微粉凝集体のヤング率Ｅ_Ｓは、ロードセルを備えた圧壊強度測定装置を用いて測定した。また、焼結原料１２の微粉凝集体のポアソン比ν_Ｓは、微粉凝集体の圧壊強度測定時における縦方向の変位と横方向の変位を測定することで算出した。さらに、撹拌板２６のヤング率Ｅ_Ｗおよびポアソン比Ｅ_Ｗは、普通鋼の値を用いて、ヤング率Ｅ_Ｗを２１０ＧＰａとし、ポアソン比ν_Ｗを０．３とした。

次に、焼結原料１２の粒子強度について説明する。焼結原料１２における微粉凝集体の粒子が半径ｒの球体であると仮定すると、粒子強度Ｓ（ｉ）（単位：ＭＰａ）は、以下の数式（１７）を用いて算出できる。なお、焼結原料１２において、微粉凝集体は水分によって凝集するので、当該粒子は、水分を含む湿潤粒子である。

上記数式（１７）において、πは、円周率を表し、ｒは、粒子半径（単位：ｍ）を表し、Ｐは、粒子の圧壊強度（単位：ｋｇｆ／ｐｉｅｃｅ）を表す。なお、圧壊強度は、例えば、ロードセルおよびロードセルの位置を計測する変位計を備えた圧縮強度測定装置を用いて測定する。

焼結原料１２中の微粉凝集体は、理想的な核粉の二層構造のものや、その形態をとらずに粒子単体で存在しているものもある。このような微粉凝集体の崩壊過程を厳密に議論するには全ての過渡期における強度、すなわち、撹拌処理前の強度、撹拌処理中における微粉凝集体の強度を測定すべきである。しかしながら、これらの微粉凝集体の強度を測定するのは困難である。このため、焼結原料１２をドラムミキサーなどの造粒装置を用いて造粒させた後であって、焼結原料１２の粒度が安定した状態の粒子の圧壊強度を測定したところ、後述するＤ_ｍｉｎ／ｄ_０に対して高い相関が確認された。このことから、造粒装置を用いて造粒させた後の粒子の圧壊強度を撹拌処理前の圧壊強度および撹拌処理中の圧壊強度と見なしてよいことがわかった。

本実施形態において、発明者らは、加重平均粒径と崩壊度との関係を直接的に示すために、粒子径ｘ（ｉ）と、粒子径ｘ（ｉ）の質量比率であるｆ（ｉ）（単位：−）と、崩壊度Ｓ_Ｄiと、撹拌処理前の焼結原料１２の平均粒径ｄ_０（単位：ｍｍ）を用いて算出される下記数式（１８）を焼結原料１２の粒子の造粒性指数と定義した。なお、本実施形態において、特に他の粒径である旨の記載がない場合、平均粒径とは加重平均粒径を意味する。

造粒性指数＝１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi］／ｄ_０・・・数式（１８）

数式（１８）で示した造粒性指数は、質量比率ｆ（ｉ）の粒子径ｘ（ｉ）の粒子が撹拌装置１０の撹拌処理によって解砕・崩壊された後の粒径を表しており、これを積算することで、撹拌装置１０の撹拌処理によって解砕および崩壊された後の焼結原料１２の加重平均粒子径を算出している。なお、数式（１８）における０．５は、崩壊に伴って粒子径が半分になることを想定して０．５を乗じている。この値を、撹拌処理前の加重平均粒径ｄ_０で除した無次元数が崩壊性指数であり、撹拌処理前の焼結原料１２の加重平均粒子径が撹拌装置１０の撹拌処理によって解砕および崩壊され、どの程度小さくなるかを表している。そして、当該崩壊性指数を１から減ずることで、造粒性指数を算出している。

撹拌装置１０を用いて焼結原料１２を撹拌処理した場合、焼結原料１２の平均粒径は下がり、その後、ほぼ一定、または増加する。その平均粒径の最小値をＤ_ｍiｎ（単位：ｍｍ）とし、当該Ｄ_ｍiｎを撹拌処理前の焼結原料１２の平均粒径ｄ_０で除した値をＤ_ｍiｎ／ｄ_０とする。後述する実験により、数式（１８）に示した造粒性指数とＤ_ｍiｎ／ｄ_０との相関を確認した所、造粒性指数が増加するとＤ_ｍiｎ／ｄ_０も増加し、造粒性指数とＤ_ｍiｎ／ｄ_０との間に高い相関が確認された。これにより、下記数式（１９）を導くことができる。

１−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄｉ｝／ｄ_０＝Ｄ_ｍiｎ／ｄ_０・・・数式（１９）

数式（１９）を用いることによって、予め、焼結原料のｘ（ｉ）、ｆ（ｉ）およびＳ_Ｄiを把握しておくことで、実際に撹拌装置１０を用いて撹拌処理を行うことなく、撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値であるＤ_ｍiｎを算出できる。また、目標とする撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値が定められている場合には、撹拌装置１０を用いて撹拌処理を行うことなく、当該目標値にできる焼結原料１２の撹拌条件を容易に定めることができる。

さらに、発明者らは、崩壊度Ｓ_Ｄiと、衝撃力Ｐ（ｉ）と粒子強度Ｓ（ｉ）との比であるＰ（ｉ）／Ｓ（ｉ）とに相関関係があることを見出した。後述する実験を行い、Ｓ_Ｄｉと_、Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）との関係を示したプロットを得た。そして、当該プロットを累乗近似曲線にフッティングさせることで、下記数式（２０）を導くことができる。

１．３２×（１−Σ［０．３０×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^０．１４］／ｄ_０）−０．２３＝Ｄ_ｍiｎ／ｄ_０・・・数式（２０）

今回の結果では、上記数式（２０）のような結果が得られたが、例えば、使用する撹拌装置１０の構成等で崩壊度Ｓ_Ｄｉと、Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）との関係は変わり得るので、数式（２０）を定数Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌを用いて一般化した下記数式（２１）を導くことができる。

Ｊ×（１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＝Ｄ_ｍiｎ／ｄ_０・・・数式（２１）

撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値を小さくすると焼結鉱の生産率は維持・向上する。このため、目標とする焼結原料１２の平均粒径の最小値をＤ_Ｔと定めた場合に、下記数式（１）を満たすように撹拌装置１０の撹拌条件を定める。これにより、撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値をＤ_Ｔより小さい粒径にできる。

Ｊ×（１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＜Ｄ_Ｔ／ｄ_０・・・数式（１）

このように、本実施形態における焼結鉱の製造方法を実施することにより、目標値とする焼結原料１２の平均粒径の最小値よりも平均粒径が小さくなるように撹拌装置１０の撹拌条件を定めることができる。これにより、実際に、撹拌装置１０を用いて焼結原料１２を撹拌処理することなく、その後の焼結プロセスにより適した撹拌条件を容易に定めることができる。そして、当該撹拌条件によって、撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値を小さくでき、これにより、焼結鉱の生産性を維持・向上できる。

また、焼結原料１２の平均粒径の最小値と、焼結鉱の生産率との関係を確認した所、焼結鉱の生産率を維持・向上させるためには、焼結原料１２の平均粒径の最小値を３ｍｍ以下にすることが好ましいことがわかった。このように、本実施形態においては、目標とする焼結原料１２の平均粒径の最小値が３ｍｍ以下になるように、撹拌装置１０の撹拌条件を定めることが好ましい。これにより、当該撹拌処理を行った焼結原料１２の焼結鉱の生産性を維持・向上できる。

次に、数式（１９）に示した１−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi｝／ｄ_０とＤ_ｍiｎ／ｄ_０との相関関係を確認した実験について説明する。本実験では、下記表１に示す原料を、表２に示すＴ１〜Ｔ３で配合し、水分比率を５．２質量％に調湿したサンプルを用いた。なお、表２に示したＴ１〜Ｔ３の値は、乾燥された各原料の質量％比である。また、サンプルの水分比率は、水質量／（乾燥原料質量＋水質量）で算出した。

本実験では、Ｔ１〜Ｔ３のサンプルを撹拌装置１０に投入し、撹拌羽根１６の回転数を変えた条件（６０〜１０００ｒｐｍ）で撹拌処理を加えた後、装置内の試料をサンプリングした。また、Ｔ１については水分比率を３．５、７．５質量％とした場合についても実験した。サンプリング方法は、撹拌装置１０の底部に設置された排出口から連続的に焼結原料１２が排出される連続式運転を想定し、排出口の近傍に滞留した焼結原料１２の表面から約１ｋｇ採取した。

採取後のサンプルを湿状態で篩い分け、粒度分布および粒度毎の水分を測定した。篩目は、目開き１１．２ｍｍ、９．５２ｍｍ、８．０ｍｍ、４．７５ｍｍ、２．８ｍｍ、１．０ｍｍ、０．５ｍｍを用いた。篩目１１．２ｍｍより大きい粒子は存在せず、代表粒径には目開き径の算術平均値を用いて、それぞれ１０．４ｍｍ、８．８ｍｍ、６．４ｍｍ、３．８ｍｍ、１．９ｍｍ、０．７５ｍｍ、０．２５ｍｍとした。これらの代表粒径と各粒度の質量比率を加重平均したものを平均粒径とした。乾燥前後の質量差を乾燥前の全水分質量（全粒度）で除した値を水分比率とした。

図３は、１−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi｝／ｄ_０とＤ_ｍiｎ／ｄ_０との関係を示すグラフである。図３に示したグラフの横軸は、１−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi｝／ｄ_０である。横軸は、粒径ｘ（i）、初期質量比率ｆ（i）および崩壊度Ｓ_Ｄiの積を全粒度に渡って積算し、この積算値を撹拌処理前の平均粒径ｄ_０で除した値である。なお、Ｓ_Ｄiは、粒径が３．８ｍｍ以上の粒子を用いて、撹拌処理前における焼結原料１２の平均粒径と、撹拌処理後における焼結原料１２の平均粒径とを用いて算出した。また、縦軸は、焼結原料１２の撹拌処理後の平均粒径の最小値であるＤ_ｍiｎを撹拌処理前の平均粒径ｄ_０で除した値である。

図３に示すように、１−Σ｛０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｓ_Ｄi｝／ｄ_０が増加するとＤ_ｍiｎ／ｄ_０も増加する傾向が見られ、これらの間には、一定の関係があることを見出した。

図４は、Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）とＳ_Ｄiとの関係を示すグラフである。図４に示したグラフの横軸は、撹拌装置１０の撹拌羽根１６が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力であるＰ（ｉ）と、Ｔ１〜Ｔ３の粒子強度であるＳ（ｉ）との比である。また、縦軸は、崩壊度Ｓ_Ｄiである。図４に示すように、衝撃力と粒子強度の比であるＰ（ｉ）／Ｓ（ｉ）（単位：−）と、崩壊度Ｓ_Ｄi（単位：−）とには、一定の関係があることを見出した。図４に示したプロットを累乗近似曲線にフィッティングした結果、下記数式（２０）が導かれた。

１．３２×（１−Σ［０．３０×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^０．１４］／ｄ_０）−０．２３＝Ｄ_ｍiｎ／ｄ_０・・・数式（２０）

今回の実験で用いた撹拌装置１０および撹拌条件では、上記数式（２０）に示す関係が導かれたが、撹拌装置１０の装置構成および撹拌条件によって、図３および図４に示した関係は変わり得る。このため、数式（２０）を一般式化した下記数式（２１）を導くことができる。なお、数式（２１）に示した場合において、Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌの各値は、下記表３に示す値を用いていることになる。

Ｊ×｛１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＝Ｄ_ｍｉｎ／ｄ_０・・・数式（２１）

次に、撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値と、焼結鉱の生産率との関係を確認した実験について説明する。実験例１〜実験例４および比較実験例１、２では、表４に示したそれぞれの試料を、表４に示した撹拌条件で撹拌処理した。

撹拌処理後の撹拌装置１０内の試料をサンプリングし、サンプリングした試料の平均粒径の最小値をそれぞれ測定した。また、この試料を、ドラムミキサーを用いて５分造粒を行い、その後、鍋試験機を用いて焼成した。焼結後のシンターケーキを２ｍの高さから１回落とし、１０ｍｍ以上の粒径を維持したものを成品とし、成品質量を焼成時間および試験鍋の断面積で除して焼結生産率［ｔ／（ｈ×ｍ^２）］を算出した。

図５は、撹拌処理後の平均粒径の最小値（Ｄ_ｍｉｎ）と焼結生産率との関係を示すグラフである。図５に示すように、撹拌処理後の平均粒径の最小値が３ｍｍより大きい場合と比較して、撹拌処理後の平均粒径の最小値を３ｍｍ以下にすることで、焼結生産率を向上できることがわかる。なお、撹拌処理後の平均粒径の最小値を小さくするということは、焼結原料１２中の微粉同士が凝集した微粉凝集体を粉砕および解砕することを意味する。図５から、撹拌処理後の焼結原料１２の平均粒径の最小値を３ｍｍ以下にする撹拌装置１０の撹拌条件を、上記数式（１）を用いて定めることにより、焼結鉱の焼結生産率を維持・向上できることがわかる。

以上説明したように、数式（１）に目標とする撹拌処理後の焼結原料の平均粒径の最小値を代入することで、実際に撹拌装置を用いて撹拌することなく、その後の焼結プロセスに適した撹拌処理条件を定めることができる。これにより、焼結原料１２の撹拌条件を容易に適正化できる。また、目標とする撹拌処理後の焼結原料の平均粒径の最小値を３ｍｍ以下にし、上記数式（１）を用いて焼結原料の撹拌条件を定めることにより、焼結鉱の焼結生産率を維持・向上できる。また、焼結原料１２の平均粒径の最小値は小さい方が好ましいが、撹拌処理後の平均粒径の最小値を小さくするには、撹拌処理前の平均粒径が小さい焼結原料１２を用いたり、撹拌装置１０の撹拌能力を向上させることが必要になる。また、図５に示すように、平均粒径の最小値を２ｍｍより小さくしても焼結鉱の焼結生産率はほとんど向上しないことから、平均粒径の最小値を１ｍｍより小さくしても焼結生産率は向上しないことが予測される。このため、撹拌処理後の焼結原料の平均粒径の最小値は１ｍｍ以上であることが好ましい。

なお、本実施形態において、撹拌装置１０は堰１８を設けた例を示したが、これに限られない。堰１８は、焼結原料１２を掻き取るために設けることが好ましいが、設けなくてもよい。さらに、本実施形態において、円筒容器１４の上側が開放された例を示したが、これに限られず、円筒容器１４の上側を封止する天板を備えていてもよい。

また、本実施形態において、撹拌装置１０の撹拌板２６の枚数が１２枚の例を示したが、これに限られず、撹拌板２６の形状、撹拌羽根１６の回転数または底板２２の回転数等に応じて任意の枚数の撹拌板２６を設けてよい。例えば、撹拌板２６を回転軸２４の上下方向の４〜８箇所に８〜１６枚設けてもよい。また、撹拌板２６の角度および撹拌板２６同士の上下方向の間隔も任意に定めてよい。

また、本実施形態において、底板２２および撹拌羽根１６は、ともに右周りに回転する例を示したが、これに限られず、左周りであってもよい。さらに、底板２２の回転方向と撹拌羽根１６の回転方向とが同じ例を示したが、これに限られず、互いに異なっていてもよい。

また、本実施形態において、撹拌装置１０を水平に設置して焼結原料１２を撹拌処理する例を示したが、これに限られず、撹拌装置１０を傾けて使用してもよい。また、撹拌羽根１６を鉛直方向に軸支させたままにし、円筒容器１４のみを傾けるとしてもよい。このように撹拌装置１０の装置構成等を変更しても、当該撹拌装置等に対応した数式（１）の定数Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌを算出しておくことで、同様に、数式（１）を用いて、実際に撹拌装置を用いて撹拌することなく、その後の焼結プロセスに適した撹拌条件を定めることができる。

１０ 撹拌装置
１２ 焼結原料
１４ 円筒容器
１６ 撹拌羽根
１８ 堰
２０ 円筒
２２ 底板
２４ 回転軸
２６ 撹拌板

このような課題を解決するための本発明の特徴は、以下の通りである。
［１］焼結原料の事前処理を攪拌装置で行う焼結鉱の製造方法において、前記事前処理後の目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を定め、前記撹拌装置に装入される前記焼結原料が下記数式（１）を満たすように、前記事前処理を行うことを特徴とする焼結鉱の製造方法。
Ｊ×（１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＜Ｄ_Ｔ／ｄ_０・・・数式（１）
但し、上記数式（１）において、ｄ_０は、前記焼結原料の前記事前処理前の加重平均粒径を表し、ｘ（ｉ）は、前記焼結原料のそれぞれの粒子径を表し、ｆ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の質量比率を表し、Ｐ（ｉ）は、前記撹拌装置の撹拌羽根が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力を表し、Ｓ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の粒子強度を表し、Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌは、定数を表し、Ｄ_Ｔは、前記事前処理後における目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を表す。
［２］前記数式（１）において、Ｄ_Ｔは、３ｍｍ以下であることを特徴とする（１）に記載の焼結鉱の製造方法。

Ｊ×（１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＝Ｄ_ｍｉｎ／ｄ_０・・・数式（２１）

Claims (2)

1. 焼結原料の事前処理を攪拌装置で行う焼結鉱の製造方法において、
   前記事前処理後の目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を定め、前記撹拌装置に装入される前記焼結原料が下記数式（１）を満たすように、前記事前処理を行うことを特徴とする焼結鉱の製造方法。
   Ｊ×｛１−Σ［０．５×ｘ（ｉ）×ｆ（ｉ）×Ｇ×{Ｐ（ｉ）／Ｓ（ｉ）}^Ｈ］／ｄ_０）＋Ｌ＜Ｄ_Ｔ／ｄ_０・・・数式（１）
   但し、上記数式（１）において、ｄ_０は、前記焼結原料の前記事前処理前の加重平均粒径を表し、ｘ（ｉ）は、前記焼結原料のそれぞれの粒子径を表し、ｆ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の質量比率を表し、Ｐ（ｉ）は、前記撹拌装置の撹拌羽根が粒子径ｘ（ｉ）の粒子に及ぼす衝撃力を表し、Ｓ（ｉ）は、粒子径ｘ（ｉ）の粒子強度を表し、Ｇ、Ｈ、Ｊ、Ｌは、定数を表し、Ｄ_Ｔは、前記事前処理後における目標とする前記焼結原料の加重平均粒径の最小値を表す。
2. 前記数式（１）において、Ｄ_Ｔは、３ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載の焼結鉱の製造方法。