JP3907467B2

JP3907467B2 - 溶融金属製造方法

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Publication number: JP3907467B2
Application number: JP2001378763A
Authority: JP
Inventors: 昭人笠井; 良行松井; 文雄野間
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2001-12-12
Filing date: 2001-12-12
Publication date: 2007-04-18
Anticipated expiration: 2021-12-12
Also published as: JP2003183715A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、原料に炭材内装塊成化物を使用した竪型炉による溶融金属製造方法の技術分野に属するものである。
【０００２】
【従来の技術】
以下は酸化鉄から金属鉄を製造する方法に関してのみ説明するものであるが、本発明の適用範囲である酸化金属から金属を製造する方法を限定するものではない。
【０００３】
現代の溶銑製造法は高炉法が主流であり、大型化によってその経済性を追求してきたが、近年、逆に大型化に起因して生産の柔軟性を欠くことが顕在化してきた。さらに、コークス炉や焼結機、ペレット製造設備という事前処理設備が不可欠でその設備更新が大きな経済的負荷となってきた。
【０００４】
そこで、高炉に代替若しくは補完し得る、操業の起動停止が容易な、生産弾力性に優れた溶銑製造法が種々検討されている。なかでも、鉄鉱石粉を主原料に、還元剤である炭材を混合して塊成化した炭材内装塊成化物を、比較的小型の竪型炉で還元して溶銑を製造する方法が最も実現性の高い方法の一つとして注目されている。
【０００５】
例えば、Ｔｅｃｎｏｒｅｄ法と呼ばれる溶銑製造法（Ｍ．Ｃｏｎｔｒｕｃｃｉ：Ｉ＆ＳＭ，Ａｕｇｕｓｔ（１９９７）ｐ．３９−４３参照）の提案がなされている（従来技術１）。この方法は、炉下部と炉中部に分けて二段に送風口を設けるとともに、炉頂部に原料装入口、炉中〜下部（二段送風口の間）に塊状燃料装入口を設けた竪型炉を用いるものである。原料としては、炉内での強度を維持するためセメントをバインダとした炭材内装コールドボンドペレットを用い、塊状燃料としては、コークスの他、石炭、石油コークス、廃タイヤ等の低廉燃料を用いることができるとしている。炉下部の送風口より熱風（予熱空気）を吹き込んで固体燃料をガス化してＣＯガスを発生させ、さらに炉中部の送風口より二次燃焼用空気を吹き込んで前記ＣＯガスをＣＯ₂に酸化する。この酸化発熱（二次燃焼熱）を利用して炉頂〜炉中部で炭材を内装する原料（炭材内装コールドボンドペレット）を加熱し固体還元して還元鉄とする。この還元鉄は炉下部の炭材充填層内でさらに加熱されて溶融し、浸炭して銑鉄が得られる。上記二次燃焼の結果、固体燃料消費量が大幅に節減されるというものである。なお、炭材を内装した原料（炭材内装コールドボンドペレット）は、加熱時の還元反応により内部から発生するＣＯガスで保護されるため、二次燃焼により生じたＣＯ₂ガスによる原料の再酸化が防止され、還元鉄まで還元することができるというものである。
【０００６】
また、特開平２０００−３０３１１２号公報に本願発明者らが開示した溶銑製造方法は、竪型炉に、熱間成形した炭材内装塊成化物とコークスを炉頂部から装入し、炉下部の送風口から予熱した空気（熱風）を吹き込むものである（従来技術２）。熱間成形によって内装炭材を溶融後固化させることにより高強度の塊成化物が得られるため、高コストのバインダが不要となり、スラグ量をも低減できるものである。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
上記従来技術１のＴｅｃｎｏｒｅｄ法は燃料原単位を大幅に低減できる可能性を有する溶銑製造法であるが、セメントをバインダとする炭材内装ペレット（炭材内装コールドボンドペレット）を用いるため以下のようなさまざまな問題がある。すなわち、ハンドリングに耐える冷間強度を得るためには多量のセメント添加が必要であり、バインダコストが高くなる。また、セメント添加後に所要の強度を発現させるためにペレットの養生を必要とし、養生のための広大な敷地あるいは蒸気加熱養生設備などが別途必要となる。またセメントは、竪型炉で溶解する際にスラグ化し、スラグ発生量が増加するため、通液性の悪化、燃料消費量の上昇、スラグ処理コストの増大等の問題がある。さらに、炭材内装コールドボンドペレットは高温強度が低いため、竪型炉内で粉化して通気性が悪化し、操業が不安定となる問題がある。高温強度が低い原因は、セメント中の結晶水の熱分解や脱炭酸、ヘマタイトからマグネタイトへの変態等に起因する多孔質化、体積変化等によるといわれている（山田ら：鉄と鋼、Ｖｏｌ．７１（１９８５）、Ｓ９５参照）。また、炭材内装コールドボンドペレットは、炭材粒子と酸化鉄粒子とを冷間でセメントにより固着させたものに過ぎないため、互いの粒子が点接触の状態で存在する。そのため十分な還元速度が得られず、ペレット内部からのＣＯガスの発生量も不足し、二次燃焼により生じたＣＯ₂ガスによる再酸化が確実に防止できない可能性がある。
【０００８】
一方、上記従来技術２の特開平２０００−３０３１１２号公報に開示された溶銑製造方法は、バインダを不要とするため、上記従来技術１のバインダ（セメント）使用による問題は生じない。また、本法では、炉下部の送風口から熱風を吹き込むことによりコークスをガス化して発生させたＣＯガスを二次燃焼させないで炭材内装塊成化物の加熱に用いるため、上記従来技術１の再酸化の問題も生じない。しかし、このコークスガス化によるＣＯガスに、還元反応により炭材内装塊成化物内部から発生するＣＯガスが加わるため、排ガスが高濃度にＣＯガスを含有したまま竪型炉から排出されてしまうことになる。そのため、燃料原単位が高い問題がある。
【０００９】
本発明は、上記の問題点を解決するためになされたもので、操業安定性に優れた低コストの溶融金属製造方法を提供することを目的とする。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
請求項１に記載の発明は、炉下部に第１の送風口群を備え、炉中部に第２の送風口群を備えた竪型炉に、ｌｏｇＭＦ≧１（ここに、ＭＦ：ギーセラ最高流動度）の石炭と酸化金属とを含む粉状混合物を３００〜５５０℃の温度で熱間成形して得られた炭材内装塊成化物を炉頂部から装入するとともに、塊状燃料を前記第１の送風口群より上方で前記第２の送風口群より下方から装入し、第１の酸素含有ガスを前記第１の送風口群から吹き込むとともに、第２の酸素含有ガスを前記第２の送風口群から吹き込むことにより、前記炭材内装塊成化物を還元、溶融することを特徴とする溶融金属製造方法である。
【００１４】
請求項２に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物中の炭素量が、前記炭材内装塊成化物中の酸化金属の還元に必要な理論当量の７０％以上であることを特徴とする請求項１に記載の溶融金属製造方法である。
【００１６】
請求項３に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物の塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ_２が、０．５〜２．５であることを特徴とする請求項１又は２のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法である。
請求項４に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物を熱間成形した後、竪型炉へ装入する前に、前記熱間成形の温度範囲で５ｍｉｎ以上の脱ガス処理を行うことを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法である。
請求項５に記載の発明は、前記第１の酸素含有ガスが、常温空気、予熱空気、常温の酸素富化空気、予熱した酸素富化空気、常温酸素のいずれかであり、前記第２の酸素含有ガスが、常温空気、予熱空気、常温の酸素富化空気、予熱した酸素富化空気、常温酸素のいずれかであることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法である。
請求項６に記載の発明は、前記第１の酸素含有ガスとともに、微粉炭、プラスチック及び重油よりなる群から選ばれた１種以上の補助燃料を常温のまま又は予熱して前記第１の送風口群から吹き込むことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法である。
【００１７】
請求項７に記載の発明は、前記炉頂部から前記炭材内装塊成化物とともに副原料及び／又は鉄源を装入することを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法である。
【００１８】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態について図面を参照しながら詳細に説明する。
【００１９】
なお、以下の説明においては、本発明を酸化鉄から溶銑を製造する場合に適用した例についてのみ示すが、必ずしもこれに限定されるものではなく、他の酸化金属、例えばＮｉ、Ｃｒ、Ｍｎなどの非鉄金属の酸化物からこれらの非鉄金属を製造する場合や、これらの非鉄金属酸化物と酸化鉄との混合物から合金鉄を製造する場合にも同様に適用し得るものである。
【００２０】
図１は、本発明の実施に係る溶銑製造用竪型炉の概要を示す図である。図１において、竪型炉１は、上部から下部へ順に、炉頂部１０、炉上部１１、炉中部１２、炉下部１３、湯溜り部１４からなり、炉下部１３に第１の酸素含有ガスＥ１を吹き込む第１の送風口群２１を備え、炉中部１２に第２の酸素含有ガスＥ２を吹き込む第２の送風群２２を備えている。また、炉頂部１０に炭材内装塊成化物Ａを装入する原料装入口３を備え、第１の送風口群２１より上方で第２の送風口群２２より下方に塊状燃料Ｂを装入する塊状燃料装入口４を備えている。
【００２１】
竪型炉１に装入する炭材内装塊成化物Ａは、本願出願人により特開平１１−９２８３３号公報に詳細に開示してある炭材内装塊成化物の製造方法に基づいて、例えば以下のようにして製造できる。
【００２２】
酸化鉄（酸化金属）の原料である粉状鉄鉱石は、粒度が７４μｍ以下７０質量％程度のものが好ましく、必要により粉砕して粒度調整したものを用いるとよい。
【００２３】
炭素質還元剤である粉状石炭は、１ｍｍ以下に粒度調整されたものが望ましい。
【００２４】
粉状鉄鉱石を例えばロータリーキルン、流動層などの鉱石予熱器（図示せず）で、粉状石炭と混合したときに目標成形温度になるように予熱する。前記鉱石予熱器の熱源としては、竪型炉１からのＣＯガスを含有する排ガスを燃料として利用するとよい。
【００２５】
予熱された粉状鉄鉱石Ａを混合器（図示せず）に送り、所定配合量の粉状石炭を加えて混合し、この混合物を、熱間成形に適した温度、例えば粉状石炭が最高流動度を示す３００〜５５０℃の温度とする。
【００２６】
なお、粉状鉄鉱石に配合する粉状石炭の配合比率は、後述するように、成形後の炭材内装塊成化物が所定の強度を保持しつつ十分に還元される範囲で適宜決定される。前記混合器で混合中に粉状石炭から発生する揮発分は、例えば前記予熱器に送り燃料として有効利用すればよい。
【００２７】
前記混合器で調製された混合物を熱間のまま例えば双ロール型の成形機（図示せず）により所定の加圧力で加圧成形してブリケット（炭材内装塊成化物）Ａを製造する。以上により、バインダを添加することなくブリケット（炭材内装塊成化物）Ａを成形することができる。
【００２８】
酸化鉄源としては、上記粉状鉄鉱石の他、高炉ダスト、転炉ダスト、電気炉ダスト、ミルスケール、ミルスラッジ等の製鉄所ダスト類を単独若しくは２種以上混合して用いてもよいし、製鉄所ダスト類と粉状鉄鉱石とを混合して用いてもよい。
【００２９】
炭素質還元剤である石炭は、３００℃を超えると乾留反応が始まり軟化溶融し、５５０℃を超えると固化する。したがって、３００〜５５０ ℃の温度域で粉状鉄鉱石と石炭を混合し加圧成形すると、粉状鉄鉱石粒子間の空隙に溶融した石炭が容易に浸入し、粉状鉄鉱石同士を強固に連結することができる。
【００３０】
石炭溶融時の粘度を低下させて粉状鉄鉱石粒子間への侵入をより容易にするため、最高流動度ＭＦがｌｏｇＭＦ＞１．０の石炭を用いることが好ましく、ｌｏｇＭＦ＞２．０の石炭を用いることがさらに好ましい。
【００３１】
これによりバインダーが不要となり、ブリケットＡの還元、溶解時にセメント等を使用したバインダーによるスラグ発生がないため、竪型炉内でのスラグ比上昇による通液性の悪化が本発明法では問題とならない。また、スラグ量そのものを低減することができる。
【００３２】
さらに、セメントを用いていないためセメント中の結晶水の熱分解や脱炭酸に起因する多孔質化は起らない。
【００３３】
また、成形前に粉状鉄鉱石を予熱した段階で粉鉱石中のヘマタイトの相当量がマグネタイトへの変態を完了しているため、還元時におけるこの変態量が大幅に減少し、体積変化も緩和される。したがって、従来技術１で用いられる炭材内装コールドボンドペレットのような高温強度が低下する問題は生じない。
【００３４】
また、最高流動度付近の温度で成形するとブリケットＡの密度が高くなり、圧潰強度も高くなるので、搬送時、竪型炉１への装入時および竪型炉１内での割れや粉化を抑制することができる。その結果、ブリケットＡの製品歩留りが向上し、還元、溶解時の竪型炉１内の通気性も良好となる。
【００３５】
また、ブリケットＡの密度が高くなると、粉状鉄鉱石と炭素質還元剤との接触が密になり、還元されやすくなり還元時間が短くなる。
【００３６】
なお、ブリケットＡをできるだけ緻密化するため１５Ｎ／ｃｍ以上の成形圧力で成形することが好ましい。
【００３７】
さらに、ブリケットＡを上記成形温度範囲で５ｍｉｎ以上脱ガス処理を行うことが好ましい。これにより、ブリケットＡ中の炭素質還元剤から揮発分が十分に除去されてブリケットＡの強度が高まり、竪型炉１内での還元中の膨れによる割れを防止することができる。なお、脱ガス処理の熱源としては、竪型炉１からのＣＯを含有する排ガスを燃料として用いることができる。
【００３８】
ブリケットＡ中の炭素量は、ブリケットＡ中の酸化鉄（酸化金属）の還元に必要な理論当量の７０％以上、望ましくは理論当量以上とすることが推奨される。
【００３９】
すなわち、理論当量の７０％未満ではブリケットＡ中の酸化鉄の還元が不十分となり、この場合ブリケットＡは、多量のＦｅＯを内在させたまま炉中部１２に降下し、二次燃焼熱により加熱されるとこの未還元のＦｅＯが軟化・溶融し、炉上部１１から炉中部１２にかけてブリケットＡのみで形成された原料充填層Ｃ内に融着帯を形成して通気性の悪化や荷下がり不良等の問題が生じる可能性が高くなる。
【００４０】
したがってブリケットＡ中の炭素量は理論当量の７０％以上とすることが好ましく、さらに理論当量の１００％以上とすることにより、ブリケットＡ中の酸化鉄が十分に還元されて生成した還元鉄に余剰の炭素が浸炭して還元鉄の融点を低下させ、溶解が促進されるのでより好ましい。
【００４１】
なお、ブリケットＡの大きさは、小さすぎると原料充填層Ｃの通気性を阻害し、大きすぎると内部への伝熱・還元が遅くなることに加えブリケットＡ自身の成形が困難になるため、１０〜８０ｍｍ径のものが好ましい。また、ギーセラ最高流動度はＪＩＳＭ８８０１ギーセラ流動度試験法に基づいて測定する。
【００４２】
このブリケットＡを炉頂１０の原料装入口３から装入する一方、塊状燃料Ｂである例えばコークス、石炭等を炉中部１２（または炉下部１３）の塊状燃料装入口４から装入する。炉内に装入されたブリケットＡは炉上部１１から炉中部１２にかけて原料充填層Ｃを形成し、塊状燃料Ｂは炉中部１２から炉下部１３にかけて炭材充填層Ｄを形成する。
【００４３】
そして、炉下部１３に設けられた第１の送風口群２１から第１の酸素含有ガスを吹き込むことにより、第１の送風口群２１近傍の塊状燃料Ｂが燃焼してＣＯ₂が発生する。さらに、このＣＯ₂は塊状燃料Ｂと反応してＣＯを発生する。反応式は下式の通りである。
【００４４】
Ｏ₂＋Ｃ→ＣＯ₂ …（１）
ＣＯ₂＋Ｃ→２ＣＯ …（２）
【００４５】
したがって、炉下部１３から炉中部１２に向かって上昇する高温ガスはＣＯが主体である。
【００４６】
なお、第１の酸素含有ガスは、空気、酸素富化空気、酸素のいずれを用いてもよい。空気または酸素富化空気を用いる場合には、塊状燃料Ｂの消費量を低減するため、熱風炉等を用いて９００〜１３００℃程度に予熱して吹き込むことが好ましい。なお、酸素は予熱して吹き込むと、塊状燃料Ｂの燃焼により発生する高温ガスの温度が上がりすぎるので常温のままで用いるのがよい。
【００４７】
第１の送風口群は、竪型炉内に均一なガス流れが形成されるように、炉下部１３の円周上に複数個の送風口を設けるのが好ましい。送風口の内径や設置個数は、送風口炉内側に適正な大きさのレースウェイが形成される所要の吹込みガス流速となるよう適宜調節すればよい。なお、必要により送風口を複数段に分けて設置してもよい。
【００４８】
上記炉下部１２から炉中部に向かって上昇するＣＯ主体の高温ガスは、炉中部１２に設けられた第２の送風口群から吹き込まれた第２の酸素含有ガスＥ２により二次燃焼される。反応式は以下の通りである。
【００４９】
ＣＯ＋１／２Ｏ₂→ＣＯ₂ …（３）
【００５０】
第２の酸素含有ガスＥ２についても、第１の酸素含有ガスＥ１と同様、空気、酸素富化空気、酸素のいずれを用いてもよく、空気または酸素富化空気を用いる場合には予熱して吹き込んでもよい。
【００５１】
第２の送風口群２２は、炉内を上昇するガスの二次燃焼が均一になされ、二次燃焼熱による加熱に偏りがないようにするため、炉中部１２の円周上に複数個の送風口を設けるのが好ましい。送風口の内径や設置個数は、吹込みガスの圧力損失が過大にならない範囲で炉の中心部まで吹込みガスが確実に届くガス流速となるよう適宜調節すればよい。なお、必要により送風口を複数段に分けて設置してもよい。
【００５２】
一方、炉頂１０の原料装入口３から装入されたブリケットＡは、炉上部１１を降下する間に、炉内を上昇する二次燃焼後のガスで加熱されて約６００℃以上になると、ブリケット内で還元が開始され、１０００℃以上で急速に金属化が進行し、約１２００℃で反応が終了する。反応式は以下の通りである。
【００５３】
３Ｆｅ₂Ｏ₃＋Ｃ→２Ｆｅ₃Ｏ₄＋ＣＯ …（４）
Ｆｅ₃Ｏ₄＋Ｃ→３ＦｅＯ＋ＣＯ …（５）
ＦｅＯ＋Ｃ→Ｆｅ＋ＣＯ …（６）
【００５４】
ブリケットＡ内の炭素量が理論当量以上の場合には、炉中部１２まで降下したブリケットＡは、ほぼ完全にＦｅまで金属化された還元鉄となる。この還元鉄は、炉中部１２における二次燃焼熱で加熱・昇温され、炉中部１２から炉下部１３へ降下する際に、ブリケットＡ内の余分の炭素および炭材充填層Ｄを形成する炭材（塊状燃料）Ｂにより浸炭されて融点が下がり溶融滴下する。
【００５５】
ブリケットＡ内の炭素量が理論当量未満（ただし、理論当量の７０％以上が好ましい）の場合には、炉中部１２まで降下したブリケットＡは、一部ＦｅＯを残留するＦｅ主体の還元鉄となる。この還元鉄は上記二次燃焼熱で加熱・昇温され、残留ＦｅＯは溶融状態となる。
【００５６】
そして、還元鉄が炉中部１２から炉下部１３へ降下して炭材充填層Ｄの炭材Ｂと接触した際に、Ｆｅは上記と同様に浸炭されて溶融滴下する一方、溶融ＦｅＯは上記式（６）により金属化されつつ浸炭されて滴下する。
【００５７】
溶融滴下物は炉最下部に設けられた湯溜り部１４に溜まり、ここで溶銑と溶融スラグに分離される。出銑は、湯溜り部１４に設けられた出銑口５から先に溶銑が排出され、その後、少量のスラグが出銑口５から排出される。
【００５８】
第１の送風口群２２から下方の溶融滴下域では、炭材充填層Ｄの炭材Ｂは燃焼しないので、溶融滴下域の温度は１５００℃程度である。
【００５９】
出銑口５から排出された溶銑は、溶銑のまま製鋼に使用してもよく、鋳型に鋳込み型銑にしてもよい。あるいは炉前で、塊状燃料と炭素質還元材から溶銑に侵入するＳ分を除去する脱硫処理や成分調整等を行ったのち鋳型に鋳込み鋳物製品にしてもよい。
【００６０】
本発明法ではバインダーを必要としないので、スラグの発生量は少ない。
【００６１】
スラグは、出銑口５の上方に出滓口（図示せず）を設け、そこから排出してもよい。
【００６２】
ブリケット（炭材内装塊成化物）Ａの竪型炉１での装入から溶融滴下までの時間は約２０〜４０ｍｉｎ程度の短いものである。
【００６３】
ブリケットＡの還元、溶融滴下が進行し、炉内の原料レベルが低下すると、ブリケットＡを原料装入口３から、塊状燃料Ｂを塊状燃料装入口４から両者を一定の比率で装入し、炉内の原料充填層Ｃレベルおよび炭材充填層Ｄレベルを一定に維持することで連続操業が可能となる。
【００６４】
なお、原料充填層Ｃ内を上昇するガスは二次燃焼後のＣＯ₂リッチな酸化性ガスであるが、ブリケットＡの再酸化の問題は生じない。つまりブリケットＡ内部は一旦溶融した炭素質還元剤と酸化鉄とが密接状態になっている。そのため、式（４）〜（６）で示される還元反応により内部から発生するＣＯ生成速度が大きく、ブリケットＡ表面近傍がＣＯリッチな還元雰囲気となり、再酸化が防止されるからである。
【００６５】
ブリケットＡ内部から発生したＣＯは二次燃焼後のＣＯ₂リッチなガスとともに炉頂部１０から排出される。しかし、排ガス中のＣＯ濃度は、二次燃焼を行わない従来技術２に比べ格段に低く、燃料消費量が大幅に低減される。
【００６６】
なお、排ガスはＣＯを含有しているので、前述したように鉱石予熱やブリケットＡの脱ガス処理のための燃料等として利用することができる。
【００６７】
塊状燃料Ｂは、熱源のほかに炉内での通気性の確保（スペーサ）と還元されるブリケットＡへの加炭剤（浸炭剤）の働きをする。
【００６８】
熱源となる塊状燃料Ｂは、補助燃料としての微粉炭、プラスチック、重油等で一部代替でき、補助燃料を使用することにより高価な塊状燃料Ｂの使用量を低減することができる。
【００６９】
前記補助燃料は、微粉炭、プラスチック、重油等のいずれか１種を単独で使用してもよいし、２種以上を組み合わせて使用してもよい。
【００７０】
また、前記補助燃料は、第１の送風口群２１のうちの一部または全部の送風口に設けた補助燃料管（図示せず）から予熱空気とともに炉内に吹き込むことが、補助燃料のガス化を促進できるので好ましい。
【００７１】
なお、補助燃料としてのプラスチックは産業廃棄物、一般廃棄物から回収したものでよく、熱源になればポリエチレン、ポリプロピレン、ポリスチレン等の種類は問わない。また大きさは１５ｍｍ以下が好ましい。
【００７２】
さらに、補助燃料の燃焼率を向上するには、予熱した酸素富化空気を用い、送風した空気中の酸素の比率を高めることや補助燃料の予熱をすることが有効である。
【００７３】
また、酸素富化空気の使用は、酸素含有ガス量に対する窒素量の割合が減少することになり炉内圧力損失の低減に有効である。
【００７４】
ブリケットＡにフラックスとして石灰分を適量添加したものを用いてもよい。これにより、粉状鉄鉱石の脈石と炭素質還元剤の灰分の滓化が容易になる。その結果、ブリケットＡの炭素質還元剤中に含有されるＳ分が金属鉄に吸収される前に優先的に溶融スラグ中に捕捉され、溶銑中のＳ濃度を低下することができる。
【００７５】
石灰分の添加量は少ないと上記溶銑中Ｓ濃度の低下の効果が十分に得られず、多すぎると滓化が困難になるので、ブリケットＡの塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ₂で０．５〜２．５の範囲とすることが好ましい。
【００７６】
なお石灰分は、生石灰、消石灰、石灰石、ドロマイト等ＣａＯを含有する物質であればいずれでもよい。
【００７７】
竪型炉１からの溶融スラグの排出等を容易にするために溶融スラグの流動性を改善する目的や、溶銑から脱Ｓ、脱Ｐを行う目的等により、石灰石、生石灰、蛇紋岩、ドロマイト、珪石等の副原料をブリケットＡとともに竪型炉１の炉頂部１０から適量装入することが好ましい。
【００７８】
なお、溶融スラグの塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ₂は流動性および脱Ｓ、脱Ｐ性を考慮して１．０〜１．５の範囲とすることが望ましい。
【００７９】
また、ブリケットＡとともに、スクラップや還元鉄等の鉄源を竪型炉１の炉頂部１０から装入してもよい。二次燃焼後のガスの顕熱を有効に回収できるとともに、鉄源は還元エネルギーを必要としないため、銑鉄生産量を増加できかつ燃料原単位を低減できる。
【００８０】
【実施例】
（実施例１）
本発明例のサンプルとして、炭素質還元剤である表１に示す石炭と、酸化金属源である表２に示す粉状鉄鉱石を用いて以下の方法でブリケットを作製した。
【００８１】
常温の石炭２２質量部と、所定温度に加熱した粉状鉄鉱石７８質量部を混合した後、小型の双ロール型成形機で、成形温度４４０℃、成形圧力２５Ｎ／ｃｍにて、３０ｍｍ×２５ｍｍ×１７ｍｍ（体積約６ｃｍ³）の卵型のブリケットを成形した。
【００８２】
比較例１のサンプルとして、表１に示す石炭と表２に示す粉状鉄鉱石を、石炭２２質量部、粉状鉄鉱石７８質量部、バインダとしてポルトランドセメント１１．１質量部に少量の水を添加して混合し、小型のディスクペレタイザで１２ｍｍ径のペレットを造粒した。このペレットを常温で５日間養生して炭材内装コールドボンドペレットを作製した。
【００８３】
比較例２のサンプルとして、高炉原料として用いられる１２ｍｍ径の焼成ペレット（炭材を内装していない）を用いた。
【００８４】
発明例のサンプルと比較例１のサンプルを、１０００〜１２００℃、Ｎ₂雰囲気下で０〜２０ｍｉｍの範囲で時間を変えて加熱・還元した後、各サンプルの還元率と圧潰強度を測定した。
【００８５】
また、比較例２のサンプルを、１０００〜１２００℃、５０容積％ＣＯ＋５０容量％Ｎ₂雰囲気で０〜６０ｍｉｎの範囲で時間を変えて還元した後、各サンプルの還元率と圧潰強度を測定した。
【００８６】
【表１】

【００８７】
【表２】

【００８８】
図２に、各サンプルの還元率と圧潰強度の関係を示す。図２に示されるように、本発明例のサンプルである熱間成形した炭材内装ブリケット（熱間成形ブリケット）は、還元前（還元率＝０％）に圧潰強度が約１０００Ｎ／個であったものが、還元されても圧潰強度はほとんど変化しないことがわかった。
【００８９】
一方、比較例１のサンプルである炭材内装コールドボンドペレットは、還元前（還元率＝０％）には圧潰強度が約４００Ｎ／個であったものが、還元されて還元率が上昇するとともに圧潰強度が低下していき、還元率８０％で圧潰強度は約１００Ｎ／個まで低下することがわかった。
【００９０】
また、比較例２のサンプルである焼成ペレットは、還元前（還元率＝０％）には圧潰強度が約２７００Ｎ／個と非常に高い値であったものが、還元されると急激に圧潰強度が低下し、還元率２０％で約３００Ｎ／個まで低下した。
【００９１】
前述したように、比較例１の炭材内装コールドボンドペレットでは加熱によるセメント中の結晶水の分解、炭酸塩の脱炭酸、ヘマタイトからマグネタイトへの変態による多孔質化、体積変化等が原因で圧潰強度が低下するものと考えられる。
【００９２】
また、比較例２の焼成ペレットではヘマタイトからマグネタイトへの変態による体積変化が原因で圧潰強度が低下するものと考えられる。
【００９３】
それに対し、本発明例の熱間成形ブリケットでは、成形前に粉状鉄鉱石が予熱されているのでヘマタイトの相当量がマグネタイトへの変態を完了しているため、還元時におけるこの変態量が減少し、体積変化が緩和された結果、圧潰強度が低下しなかったものと考えられる。
【００９４】
以上の結果より、本発明例の熱間成形ブリケットを用いることによって、従来法に比べ、竪型炉内での粉化を大幅に抑制でき、炉内通気性が向上する。
【００９５】
（実施例２）
次に、最高流動度（ＭＦ）が異なる各種の炭素質還元剤を用いて、上記実施例１の本発明例のサンプルと同様の条件で熱間成形ブリケットを作製した（ただし成形圧力は、実施例１と同じ２５Ｎ／ｃｍを目標としたが、炭素質還元剤の最高流動度の相違等により成形性が大きく異なるため２０〜２８Ｎ／ｃｍの範囲で適宜変更した）。
【００９６】
そして、加熱・還元を行わずに各熱間成形ブリケットの圧潰強度を測定した。
【００９７】
図２に、最高流動度と圧潰強度の関係を示す。図２に示されるように、最高流動度が高いものほど圧潰強度が高くなることが確認された。そして、ｌｏｇＭＦが１以上で圧潰強度約４００Ｎ／個以上が得られ、ｌｏｇＭＦが２以上で圧潰強度約７００Ｎ／個が得られることがわかった。
【００９８】
ここに図４は、別途作製した還元前の各種熱間成形ブリケット（未還元ブリケット）をＪＩＳＭ８７１２に基づくタンブラー回転強度試験を行い、その試験時の−１ｍｍ粉率と圧潰強度との関係を示したものである。図４に示すように、未還元ブリケットの圧潰強度が４００Ｎ／個以上あれば、−１ｍｍ粉率は１７質量％以下と少なくなり、竪型炉への装入時のハンドリングに十分耐えることがわかる。また、未還元ブリケットの圧潰強度が７００Ｎ／個以上で−１ｍｍ粉率は１２質量％以下とさらに少なくなり、より好ましい。
【００９９】
本発明に用いる熱間成形ブリケットは、竪型炉内で還元されても圧潰強度が維持されることが、実施例１の図２の結果から明らかになっている。したがって、炭素質還元剤の流動性ｌｏｇＭＦを好ましくは１以上、より好ましくは２以上とすることにより、装入時のハンドリングによる粉化を防止するとともに、炉内での粉化も防止でき、通気性を確保できる。
【０１００】
【発明の効果】
以上述べたところから明らかなように、本発明の溶融金属製造方法は、原料に熱間成形した炭材内装塊成化物を使用するので、装入時のハンドリングによる粉化が防止されるとともに、炉内での粉化が防止されて通気性が確保され、安定した操業が可能となる。
【０１０１】
また、原料はセメントなどのバインダを不要とするのでコストが低減でき、スラグ生成量も少なくなる。
【０１０２】
また、本発明に使用する竪型炉は二次燃焼を採用するので、燃料消費量が低減される。なお、二次燃焼を採用しても原料に熱間成形した炭材内装塊成化物を使用するので、炉内での再酸化が防止される。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の実施に係る溶銑製造用竪型炉の概要を示す図である。
【図２】塊成化物の還元率と圧潰強度との関係を示すグラフ図である。
【図３】炭素質還元剤の流動度と塊成化物の圧潰強度との関係を示すグラフ図である。
【図４】回転強度試験における塊成化物の圧潰強度と粉率との関係を示す図である。
【符号の説明】
１…竪型炉
１０…炉頂部、１１…炉上部、１２…炉中部、
１３…炉下部、１４…湯溜り部
２１…第１の送風口群
２２…第２の送風口群
３…原料装入口
４…塊状燃料装入口
５…出銑口
Ａ…炭材内装塊成化物（ブリケット）
Ｂ…塊状燃料（炭材）
Ｃ…原料充填層
Ｄ…炭材充填層
Ｅ１…第１の酸素含有ガス
Ｅ２…第２の酸素含有ガス

Claims

炉下部に第１の送風口群を備え、炉中部に第２の送風口群を備えた竪型炉に、
ｌｏｇＭＦ≧１（ここに、ＭＦ：ギーセラ最高流動度）の石炭と酸化金属とを含む粉状混合物を３００〜５５０℃の温度で熱間成形して得られた炭材内装塊成化物を炉頂部から装入するとともに、
塊状燃料を前記第１の送風口群より上方で前記第２の送風口群より下方から装入し、
第１の酸素含有ガスを前記第１の送風口群から吹き込むとともに、
第２の酸素含有ガスを前記第２の送風口群から吹き込むことにより、
前記炭材内装塊成化物を還元、溶融することを特徴とする溶融金属製造方法。
前記炭材内装塊成化物中の炭素量が、前記炭材内装塊成化物中の酸化金属の還元に必要な理論当量の７０％以上であることを特徴とする請求項１に記載の溶融金属製造方法。
前記炭材内装塊成化物の塩基度ＣａＯ／ＳｉＯ_２が、０．５〜２．５であることを特徴とする請求項１又は２に記載の溶融金属製造方法。
前記炭材内装塊成化物を熱間成形した後、竪型炉へ装入する前に、前記熱間成形の温度範囲で５ｍｉｎ以上の脱ガス処理を行うことを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法。
前記第１の酸素含有ガスが、常温空気、予熱空気、常温の酸素富化空気、予熱した酸素富化空気、常温酸素のいずれかであり、前記第２の酸素含有ガスが、常温空気、予熱空気、常温の酸素富化空気、予熱した酸素富化空気、常温酸素のいずれかであることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法。
前記第１の酸素含有ガスとともに、微粉炭、プラスチック及び重油よりなる群から選ばれた１種以上の補助燃料を常温のまま又は予熱して前記第１の送風口群から吹き込むことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法。
前記炉頂部から前記炭材内装塊成化物とともに副原料及び／又は鉄源を装入することを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の溶融金属製造方法。