JP5389308B2 - Iron ore briquetting - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、製鉄プロセスにおける輸送と使用に適切な鉄鉱石団鉱の製造に関する。 The present invention relates to the production of iron ore briquettes suitable for transport and use in iron making processes.
鉄鉱石の塊成化方法は、1800年代後半から発展してきていた。しかしながら、利用可能な方法の全ての中で、現在、ペレット法および焼結法のみが有意義であり、しかし、それらの方法にはある種の不利益がある。 Iron ore agglomeration methods have been developed since the late 1800s. However, among all available methods, only the pellet method and the sintering method are currently meaningful, but there are certain disadvantages to these methods.
ペレット化は、水分のある鉱石微粉からペレットを形成することと、次いで1300℃程度の温度でそれを焼成することというの2つの異なる操作からなる。適切なペレットを調製するためには、一般的には、鉱石の60%台が45μmを通過するようなサイズまで鉱石をきわめて微細に粉砕することが重要である。次いで、これを一般に適切なバインダーの添加とともに、水平ドラムまたは傾斜ディスクのいずれかにおいてペレットに成形する。次いで、成形されたペレットを、シャフトキルン、水平可動格子、または可動格子とロータリーキルンの組み合わせにおいて、ときに硬化(induration)と称されるプロセスで焼成する。ペレット化は、微細な精鉱を塊成化する実際的で商業的にも魅力的な方法であるが、しかし、要求される粒子のサイズ設定を達成するために実質的な粉砕を必要とし、エネルギー集約的な方法である。針鉄鉱−赤鉄鉱鉱石から作られたペレットは、プロセスの経済性に影響を及ぼす長い硬化時間を必要とする。コークスの形態の固体燃料が、硬化時間を削減するためにしばしば加えられるが、このことは、(ダイオキシン、NOx およびSOx を含む)有害な放出物の発生をもたらす。 Pelletization consists of two different operations: forming pellets from wet ore fines and then firing it at a temperature on the order of 1300 ° C. In order to prepare suitable pellets, it is generally important that the ore be very finely crushed to a size such that 60% of the ore passes through 45 μm. This is then formed into pellets, either in a horizontal drum or tilted disc, generally with the addition of a suitable binder. The formed pellets are then fired in a shaft kiln, a horizontal movable grid, or a combination of movable grid and rotary kiln, in a process sometimes referred to as induration. Pelletization is a practical and commercially attractive way to agglomerate fine concentrates, but requires substantial grinding to achieve the required particle sizing, It is an energy intensive method. Pellets made from goethite-hematite ore require long setting times that affect the economics of the process. Solid fuels in the form of coke, often added to reduce curing time, but this leads to generation of (dioxins, including NO x and SO x) harmful emissions.
焼結は、水分のある鉄鉱石微粉および他の微細原料を、固体燃料、通常は粉コークスとともに造粒すること、およびその造粒された混合物を通気性可動格子上に装填することからなる。温度が上昇するにつれ、空気は格子を通って下方に引かれる。短い燃焼時間の後、床の外からの加熱を止め、床の中の固体燃料が燃焼するにつれ、狭い燃焼帯域が床を通して下方に動き、それぞれの層が順番にほぼ1300℃に加熱される。燃焼の間に粒子の間で結合が起こり、強い塊成化物が形成される。しかしながら、伝統的な焼結プロセスは、高いレベルの有害な放出物、特に硫黄酸化物およびダイオキシンをもたらし、それゆえ、焼結プロセスは、環境上の見地から、望ましくなく、維持することができない。 Sintering consists of granulating wet iron ore fines and other fine raw materials with solid fuel, usually powdered coke, and loading the granulated mixture onto a breathable moving grid. As the temperature rises, air is drawn down through the grid. After a short burning time, heating from outside the bed is turned off, and as the solid fuel in the bed burns, a narrow combustion zone moves down through the bed and each layer is heated in turn to approximately 1300 ° C. Bonding occurs between the particles during combustion and a strong agglomerate is formed. However, traditional sintering processes result in high levels of harmful emissions, particularly sulfur oxides and dioxins, and thus the sintering process is undesirable from an environmental standpoint and cannot be maintained.
団鉱化は、1800年代後期と1900年代初期には商業的関心が存在した方法であるが、しかし、高炉供給原料としての使用のための鉄鉱石団鉱の製造は、顕著なレベルには決して達することなく、1950年以降には減少し、ほぼ1960年までには途絶えてしまった。実施されたプロセスは、鉱石微粉をプレスしてある程度の適切な大きさと形状のブロックにし、次いでそのブロックを硬化させることを含むものであった。広範な、タールおよびピッチのようなバインダーおよび/または有機物、ケイ酸ナトリウム、硫酸鉄、塩化マグネシウム、石灰石およびセメントのような他の添加物が試験された。しかしながら、初期の団鉱化プロセスであるグレンダルプロセスは、単に、鉄鉱石を水と混合し、プレスして建設用レンガのサイズの直方体ブロックにすることを含むものであった。次いで、それらを、1350℃に加熱されたトンネルキルンを通過させることにより固化していた。 Agglomeration was a method of commercial interest in the late 1800s and early 1900s, but the production of iron ore ores for use as blast furnace feedstock was never to a significant level. Without reaching it, it decreased after 1950, and by 1960, it had stopped. The process performed included pressing the ore fines into blocks of some appropriate size and shape and then curing the blocks. A wide range of binders and / or organics such as tar and pitch, other additives such as sodium silicate, iron sulfate, magnesium chloride, limestone and cement have been tested. However, the Glendal process, an early briquetting process, simply involved mixing iron ore with water and pressing it into a rectangular block of construction brick size. They were then solidified by passing through a tunnel kiln heated to 1350 ° C.
団鉱化プロセスの開発は、一般に、適切なバインダーの開発に向けられてきたが、JP60−243232は、高炉における安定な分布を提供するために平坦な形状を有する団鉱を記載する。具体的には、その日本特許明細書は、平坦な形状の団鉱が、高温で、通常の球状ペレットよりはるかにより容易に還元されることを開示する。団鉱は、サイズの増加とともに弱くなる回転またはタンブル強度および耐衝撃性に対して相対的に大きな圧縮強度を均衡させるために体積2ないし30ccで作られる。その日本特許明細書は、より大きな団鉱は、高炉内で還元するのがより困難であることを開示する。しかしながら、団鉱の大きさと形状を除いて、重要なこととして記載されている他の要因は存在せず、実際、団鉱の製造のいずれの他の側面の詳細な記載も存在しない。 While the development of briquetting processes has generally been directed to the development of suitable binders, JP 60-243232 describes briquettes having a flat shape to provide a stable distribution in a blast furnace. Specifically, the Japanese patent specification discloses that flat shaped briquettes are reduced much more easily at high temperatures than ordinary spherical pellets. The briquette is made in a volume of 2 to 30 cc to balance a relatively large compressive strength against rotational or tumble strength and impact resistance that weakens with increasing size. The Japanese patent specification discloses that larger briquettes are more difficult to reduce in a blast furnace. However, except for the size and shape of the briquette, there are no other factors listed as important, and indeed there is no detailed description of any other aspect of briquette production.
本出願人は、鉄鉱石からの団鉱の製造について広範な研究を行い、高炉および他の直接還元炉における使用に適切な特性を有する団鉱を製造し得る方法を発明した。 Applicants have conducted extensive research on the production of briquettes from iron ore and have invented methods that can produce briquettes with properties suitable for use in blast furnaces and other direct reduction furnaces.
本研究者が研究で対処しなければならない顕著な問題の1つは、商業的に実用的な鉄鉱石団鉱プラントは、十分な処理量の原料を処理し得るものでなければならないということである。そうするために、本出願人は、団鉱プレスは、プレス当り、時間当り70〜100トン台の鉄鉱石を処理できなければならないであろうと信じる。本出願人は、研究の中で、驚くべき低いロール圧力で団鉱プレスを操作し、後の取り扱いに耐えるのに十分な生強度(green strength)を有する生団鉱(green briquettes)を製造することが可能であることを見出した。これは驚くべき発見であった。というのは、団鉱プレス製造者により提供された情報は、適切な圧力であるものと本出願人により見出された圧力より顕著に高いロール圧力が要求されるであろうことを示していたからである。低いロール圧力操作が可能であるという発見は有意義である。というのは、低い圧力操作はより広いプレスを使用し、それによりプレスについてより高い生産速度を有することを可能とするからである。 One notable issue that the researchers must address in their research is that a commercially viable iron ore ore plant must be able to process a sufficient throughput of raw material. is there. In order to do so, the applicant believes that the briquetting press will be able to process 70-100 tonnes of iron ore per hour per press. Applicant will operate a briquette press at surprisingly low roll pressures in the study to produce green briquettes with sufficient green strength to withstand subsequent handling I found that it was possible. This was a surprising discovery. This is because the information provided by the briquetting press manufacturer indicated that it would be appropriate pressure and that a roll pressure significantly higher than the pressure found by the applicant would be required. is there. The discovery that low roll pressure operation is possible is significant. This is because the low pressure operation makes it possible to use a wider press, thereby having a higher production rate for the press.
本発明は、団鉱形成パラメーターの選択に関する。 The present invention relates to the selection of briquette formation parameters.
本発明によれば、
(a)鉱石/融剤混合物を形成するために鉱石と融剤を混合する工程、
(b)低いロール圧力を用いて前記鉱石/融剤混合物をプレスして生団鉱にする工程、
(c)焼成された団鉱を形成するために、前記生団鉱を硬化(indurate)させる工程
を含む高炉または他の直接還元炉の供給原料としての使用に適切である鉄鉱石団鉱を製造する方法が提供される。
According to the present invention,
(A) mixing the ore and the flux to form an ore / flux mixture;
(B) pressing the ore / flux mixture into a green ore using low roll pressure;
(C) Producing iron ore briquettes that are suitable for use as feedstock for blast furnaces or other direct reduction furnaces that include the step of indulating the green briquettes to form calcined briquettes A method is provided.
上記工程(b)で記載された鉄鉱石団鉱化のための低圧操作は有意義であり、長さにして1.6mまでの団鉱化機械上の幅広ロールの使用により高い生産速度を達成することを可能とする。 The low pressure operation for iron ore aggregate mineralization described in step (b) above is significant and achieves high production rates by using wide rolls on the aggregate mineralization machine up to 1.6 m in length. Make it possible.
好ましくは、低いロール圧力は、少なくとも2kgfの生圧縮強度(green compressive strength)を有する団鉱を製造するのに十分であるロール圧力により発生する。 Preferably, the low roll pressure is generated by a roll pressure that is sufficient to produce briquettes having a green compressive strength of at least 2 kgf.
好ましくは、生圧縮強度は、少なくとも4kgfである。 Preferably, the raw compressive strength is at least 4 kgf.
より好ましくは、生圧縮強度は、少なくとも5kgfである。 More preferably, the raw compressive strength is at least 5 kgf.
より好ましくは、生圧縮強度は、5〜30kgfである。 More preferably, the raw compressive strength is 5 to 30 kgf.
より好ましくは、生圧縮強度は、15〜30kgfである。 More preferably, the raw compressive strength is 15 to 30 kgf.
好ましくは、低いロール圧力は、鉱石/融剤の混合物についての10〜140kN/cmのロールプレス力(roll pressing force)により発生する。 Preferably, the low roll pressure is generated by a roll pressing force of 10 to 140 kN / cm for the ore / flux mixture.
より好ましくは、ロールプレス力は、10〜60kN/cmである。 More preferably, the roll press force is 10 to 60 kN / cm.
より好ましくは、ロールプレス力は、10〜40kN/cmである。 More preferably, the roll press force is 10 to 40 kN / cm.
好ましくは、工程(a)は、鉱石粒子の所定の粒子サイズ分布を有する鉱石と融剤粒子を混合することを含む。 Preferably, step (a) comprises mixing ore having a predetermined particle size distribution of ore particles and flux particles.
工程(a)で融剤と混合される鉱石粒子の所定の粒子サイズ分布は、鉱石を粉砕(grinding)することなく得ることができる。 A predetermined particle size distribution of the ore particles mixed with the flux in step (a) can be obtained without grinding the ore.
好ましくは、その方法は、工程(a)で融剤と混合される、所定の粒子サイズ分布を作るために、鉱石を圧潰し(crushing)、ふるい分けする(screening)工程を含む。 Preferably, the method includes crushing or sieving the ore to produce a predetermined particle size distribution that is mixed with the flux in step (a).
好ましくは、工程(a)で融剤と混合される鉱石の所定の粒子サイズ分布の鉱石の最大サイズ(top size)は、4.0mm以下である。 Preferably, the ore having a predetermined particle size distribution of the ore mixed with the flux in step (a) has a maximum ore size of 4.0 mm or less.
より好ましくは、最大サイズは3.5mm以下である。 More preferably, the maximum size is 3.5 mm or less.
より好ましくは、最大サイズは3.0mm以下である。 More preferably, the maximum size is 3.0 mm or less.
より好ましくは、最大サイズは2.5mm以下である。 More preferably, the maximum size is 2.5 mm or less.
より好ましくは、最大サイズは1.5mm以下である。 More preferably, the maximum size is 1.5 mm or less.
より好ましくは、最大サイズは1.0mm以下である。 More preferably, the maximum size is 1.0 mm or less.
好ましくは、工程(a)で融剤と混合される鉱石の所定の粒子サイズ分布は、50%未満が45μmスクリーンを通過するものである。 Preferably, the predetermined particle size distribution of the ore mixed with the flux in step (a) is such that less than 50% passes through a 45 μm screen.
より好ましくは、粒子サイズ分布は、30%未満が45μmスクリーンを通過するものである。 More preferably, the particle size distribution is such that less than 30% passes through a 45 μm screen.
より好ましくは、粒子サイズ分布は、10%未満が45μmスクリーンを通過するものである。 More preferably, the particle size distribution is such that less than 10% passes through a 45 μm screen.
好ましくは、鉱石は、水和した鉄鉱石である。 Preferably, the ore is a hydrated iron ore.
好ましくは、水和した鉱石は、針鉄鉱含有鉱石である。 Preferably, the hydrated ore is a goethite-containing ore.
好ましくは、融剤は、主として100μm未満である粒子サイズ分布を有する。 Preferably, the flux has a particle size distribution that is primarily less than 100 μm.
好ましくは、融剤の粒子サイズ分布は、95%を超える量が250μmスクリーンを通過するものである。 Preferably, the particle size distribution of the flux is such that greater than 95% passes through a 250 μm screen.
好ましくは、融剤は、石灰石である。 Preferably, the flux is limestone.
好ましくは、工程(a)で製造される鉱石/融剤混合物は、焼成された団鉱の塩基性度が0.2を超えるように選択される。 Preferably, the ore / flux mixture produced in step (a) is selected such that the basicity of the calcined briquette exceeds 0.2.
より好ましくは、塩基性度は、0.6を超える。 More preferably, the basicity is greater than 0.6.
「塩基性度」という用語は、本明細書では、焼成された団鉱の(%CaO+%MgO)/(%SiO2 +%Al2 O3 )を意味するものと解釈される。 The term “basicity” is taken here to mean (% CaO +% MgO) / (% SiO 2 +% Al 2 O 3 ) of the calcined briquette.
好ましくは、鉱石/融剤混合物にはバインダーは存在しない。 Preferably, no binder is present in the ore / flux mixture.
好ましくは、方法は、団鉱の品質と製品の収率を最適化させるために混合工程(a)の前にまたは間に鉱石の水分含量を調節することを含む。 Preferably, the method includes adjusting the moisture content of the ore prior to or during the mixing step (a) to optimize briquette quality and product yield.
好ましくは、鉱石の水分含量を調節する工程は、鉱石/融剤混合物の水分含量が鉱石/融剤混合物の全重量の2〜12重量%であるように水分含量を調節することを含む。 Preferably, the step of adjusting the water content of the ore includes adjusting the water content such that the water content of the ore / flux mixture is 2-12% by weight of the total weight of the ore / flux mixture.
「鉱石/融剤混合物の全重量」という用語は、(a)鉱石/融剤混合物の乾燥重量、(b)この混合物の固有の水分(inherent moisture)の重量、および(c)(もしあれば)方法において混合物に加えられた水分の重量の合計を意味する。 The term “total weight of the ore / flux mixture” refers to (a) the dry weight of the ore / flux mixture, (b) the inherent moisture weight of this mixture, and (c) (if any) ) Means the total weight of water added to the mixture in the process.
「水分含量」という用語は、上記(b)と(c)の合計である。 The term “moisture content” is the sum of (b) and (c) above.
好ましくは、鉱石の水分含量を調節する工程は、鉱石/融剤混合物の水分含量が緻密な赤鉄鉱鉱石である鉱石について鉱石/融剤混合物の全重量の2〜5重量%であるように水分含量を調節することを含む。 Preferably, the step of adjusting the water content of the ore is such that the water content of the ore / flux mixture is 2-5% by weight of the total weight of the ore / flux mixture for ores that are dense hematite ores. Including adjusting the content.
好ましくは、工程(b)は、鉱石/融剤混合物の水分含量が、50%までの針鉄鉱を含む鉱石について鉱石/融剤混合物の全重量の4〜8重量%であるように鉱石の水分含量を調節することを含む。 Preferably, step (b) comprises the ore moisture content such that the ore / flux mixture moisture content is 4 to 8% by weight of the ore / flux mixture total weight for ores containing up to 50% goethite. Including adjusting the content.
好ましくは、工程(b)は、鉱石/融剤混合物の水分含量が、主に、50%を超えて針鉄鉱石を含む鉱石について、鉱石/融剤混合物の全重量の6〜12重量%であるように鉱石の水分含量を調節することを含む。 Preferably, step (b) is carried out at an amount of 6-12% by weight of the total weight of the ore / flux mixture, for ores where the water content of the ore / flux mixture is primarily greater than 50% and includes goethite ore. Including adjusting the moisture content of the ore.
好ましくは、プレス工程(c)は、体積にして10cc以下である団鉱を作り出す。 Preferably, the pressing step (c) produces briquettes having a volume of 10 cc or less.
より好ましくは、プレス工程(c)は、体積にして8.5cc以下である団鉱を作り出す。 More preferably, the pressing step (c) produces briquettes having a volume of 8.5 cc or less.
より好ましくは、プレス工程(b)は、体積にして6.5cc以下である団鉱を作り出す。 More preferably, the pressing step (b) produces briquettes having a volume of 6.5 cc or less.
好ましくは、硬化工程(c)は、40分間で焼成温度(firing temperature)まで団鉱を加熱することを含む。 Preferably, the curing step (c) comprises heating the briquette to the firing temperature in 40 minutes.
好ましくは、硬化工程(d)は、35分間以内に焼成温度まで団鉱を加熱することを含む。 Preferably, the curing step (d) comprises heating the briquette to the firing temperature within 35 minutes.
より好ましくは、硬化工程(d)は、30分間以内に焼成温度まで団鉱を加熱することを含む。 More preferably, the curing step (d) comprises heating the briquette to the firing temperature within 30 minutes.
より好ましくは、工程(c)は、20分間以内に焼成温度まで団鉱を加熱することを含む。 More preferably, step (c) comprises heating the briquette to the firing temperature within 20 minutes.
より好ましくは、工程(c)は、15分間以内に焼成温度まで団鉱を加熱することを含む。 More preferably, step (c) comprises heating the briquette to the firing temperature within 15 minutes.
好ましくは、焼成温度は、少なくとも1200℃である。 Preferably, the firing temperature is at least 1200 ° C.
より好ましくは、焼成温度は、少なくとも1260℃である。 More preferably, the firing temperature is at least 1260 ° C.
より好ましくは、焼成温度は、少なくとも1320℃である。 More preferably, the firing temperature is at least 1320 ° C.
より好ましくは、焼成温度は、少なくとも1350℃である。 More preferably, the firing temperature is at least 1350 ° C.
より好ましくは、焼成温度は、少なくとも1380℃である。 More preferably, the firing temperature is at least 1380 ° C.
好ましくは、焼成された(fired)団鉱は、少なくとも200kgfの圧潰強さ(crush strength)を有する。 Preferably, the fired briquette has a crush strength of at least 200 kgf.
好ましくは、焼成された団鉱は、少なくとも250kgfの圧潰強さを有する。 Preferably, the calcined briquette has a crush strength of at least 250 kgf.
鉄鉱石微粉は、広く、鉱物学的特性(mineralogy)、鉱物の会合および粒子のテキスチャー、多孔性、サイズ分布および化学的性質のような岩石学的性質に基づいて4群に特徴付けられる。それら群は以下のとおりである。 Iron ore fines are broadly characterized into four groups based on petrological properties such as mineralogy, mineral association and particle texture, porosity, size distribution and chemical properties. These groups are as follows:
鉄鉱石微粉は、広く、鉱物学的特性(mineralogy)、鉱物の会合および粒子の質感、多孔性、サイズ分布および化学的性質のような岩石学的性質に基づいて4群に特徴付けられる。それらの群は、
(a)HC−緻密な赤鉄鉱/磁鉄鉱鉱石、
(b)GC−50%までの針鉄鉱を含む鉱石、および
(c)G−豆石、砕岩(derritals)および海峡鉄分蓄積物(channel iron deposit)のような主に針鉄鉱を含む、すなわち、50%を超える針鉄鉱を含む鉱石
である。
Iron ore fines are broadly characterized into four groups based on petrological properties such as mineralogy, mineral association and particle texture, porosity, size distribution and chemical properties. Those groups are
(A) HC-dense hematite / magnetite ore,
(B) ores containing up to GC-50% goethite, and (c) containing mainly goethite such as G-beanite, derritals and channel iron deposits, It is an ore containing more than 50% goethite.
明細書では以降、GC鉱石の2つの特定の亜群、すなわち、
(i)HG−赤鉄鉱により多くが占められている針鉄鉱含有鉱石、および
(ii)GH−ほぼ等量の赤鉄鉱および針鉄鉱を有する鉱石
に言及がなされる。
Hereinafter, the specification will refer to two specific subgroups of GC ores:
Reference is made to (i) goethite-containing ores that are dominated by HG-hematite and (ii) GH--ores with approximately equal amounts of hematite and goethite.
理論により拘束されることを望むものではないが、生団鉱の結合機構は、粒子の機械的なかみ合わせ、ファン・デル・ワールス力を含む結合の組み合わせを含み、タイプGCおよびGの原料の場合には、程度の変動する水素結合は存在する水和したイオン種、例えば、針鉄鉱のパーセンテージに依存すると信じられる。供給原料のいくつかの特性は、生団鉱と焼成された団鉱の品質および加工処理性能に影響を与えるそのような結合の形成に有意な影響を有するものとして確認されている。それらの特性とは、供給原料の水分レベルおよびその流動特性、鉱石の化学組成、そのサイズ分布および岩石学的特性および多孔性である。 Although not wishing to be bound by theory, the cohesive ore coalescence mechanism includes a combination of particles mechanically interlocking, including van der Waals forces, for types GC and G raw materials It is believed that the varying degree of hydrogen bonding depends on the percentage of hydrated ionic species present, such as goethite. Several properties of the feedstock have been identified as having a significant impact on the formation of such bonds that affect the quality and processing performance of green and calcined briquettes. These properties are the moisture level of the feedstock and its flow properties, the ore chemical composition, its size distribution and petrological properties and porosity.
好ましくは、供給原料は、高い充填密度と鉱石粒子の結合の向上を達成するために可能な限り広いサイズ分布のものである。上記のように、生団鉱の結合機構は、粒子の機械的なかみ合わせ、ファン・デル・ワールス力、およびタイプGCおよびGの原料の場合には水素結合から生じる結合の組み合わせを通してのものであると信じられる。広いサイズ分布は、充填密度を増加させ、生団鉱の強度を高めるけれども、狭いサイズの鉄鉱石を団鉱化することは可能である。 Preferably, the feedstock is of the widest possible size distribution to achieve high packing density and improved ore particle bonding. As mentioned above, the cohesive ore coalescence mechanism is through a combination of particle mechanical interlocking, van der Waals forces, and, in the case of type GC and G feedstocks, bonds resulting from hydrogen bonding. It is believed. Although a wide size distribution increases the packing density and increases the strength of the green ore, it is possible to nominate narrow size iron ores.
粒子の最大サイズは圧潰プロセスにより決定されるが、しかし、好ましくは、硬化プロセスの後に許容し得る焼成された特性の団鉱を製造するために2.5mm未満である。一般的に、鉱石タイプHCおよびHGは、許容し得る焼成強度を達成するためのそれらの原料についてのより低い熱要求により、より粗い最大サイズで団鉱化し得る。原料の最大サイズは、圧潰またはふるい分けプロセスのいずれかにより減少させ得る。粒子の最低サイズには絶対限界は存在しない。しかし、きわめて微細な粒子(ペレット化のために必要とされるような)に鉱石を粉砕することは不必要であり所望されない。というのは、このことは、本発明により不必要とされた付加的な経済的負担であるからである。好ましくは、粒子の10%未満が45μmのふるいを通過する。 The maximum size of the particles is determined by the crushing process, but is preferably less than 2.5 mm to produce a fired property briquette that is acceptable after the curing process. In general, ore types HC and HG can be aggregated with a coarser maximum size due to the lower thermal requirements for their feedstock to achieve acceptable firing strength. The maximum size of the raw material can be reduced by either a crushing or sieving process. There is no absolute limit to the minimum particle size. However, it is unnecessary and undesirable to grind the ore into very fine particles (as required for pelleting). This is because this is an additional economic burden that is not required by the present invention. Preferably, less than 10% of the particles pass through a 45 μm sieve.
有利には、団鉱化装置のポケット寸法(pocket dimension)は、満足な団鉱化が達成され得ることを保証するために、団鉱化される最大粒子サイズに基づき、ならびに適切な硬化性能のために選択されるべきである。典型的には、満足な団鉱化を達成する最大粒子サイズは、最小ポケット寸法の25〜30%である。もし最大粒子サイズがこの仕様を超えるならば、より大きなポケットサイズを選択することが必要であろう。 Advantageously, the pocket dimension of the briquetting equipment is based on the maximum particle size to be brittled to ensure that satisfactory briquetting can be achieved, as well as of the appropriate hardening performance. Should be selected for. Typically, the maximum particle size that achieves satisfactory briquetting is 25-30% of the minimum pocket dimension. If the maximum particle size exceeds this specification, it may be necessary to select a larger pocket size.
生団鉱の品質および製品収率を最適化するためには、供給水分を制御することが望ましい。水分の添加は、液体の橋架けが粒子間結合の有意義な形態となるレベルを超えるべきではない。このことは、生強度の減少をもたらし、加えて熱安定性に悪影響を及ぼす。不十分な水分は、団鉱のプレス工程で過剰加圧をもたらし得るものであり、生団鉱の品質と収率に悪影響を及ぼす。 It is desirable to control the water supply in order to optimize the quality and product yield of the dynamite. The addition of moisture should not exceed the level at which the liquid bridge becomes a meaningful form of interparticle bonding. This results in a reduction in green strength and in addition has an adverse effect on thermal stability. Insufficient moisture can lead to over-pressurization in the briquetting press process and adversely affect the raw briquette quality and yield.
加工処理される鉱石の供給特性に応じて、生団鉱の品質と収率を最適化するために、供給材料について2ないし12wt%の水分含量が用いられる。緻密な赤鉄鉱精鉱は、一般的に2〜5wt%の範囲の低い最適団鉱化水分を有する。それらの精鉱は、しばしば、粒子のかみ合いの減少のために低強度の団鉱を生成させる滑らかな表面のテキスチャーを有する狭いサイズの粒子でできている。50%までの針鉄鉱を有するより多孔性の針鉄鉱含有鉱石(GC)は、4〜8wt%水分の範囲で良好に団鉱化し、より多孔性の主に針鉄鉱の鉱石(G)は、6〜12wt%水分の範囲で良好に団鉱化する。そのような鉱石は、その団鉱化特性を高める粗い表面のテキスチャーおよび形状を有する。 Depending on the feed characteristics of the ore to be processed, a moisture content of 2 to 12 wt% is used for the feedstock to optimize the quality and yield of the green ore. Dense hematite concentrate has a low optimum nodulated moisture, generally in the range of 2-5 wt%. These concentrates are often made of narrow sized particles with a smooth surface texture that produces low strength briquettes due to reduced particle engagement. More porous goethite-containing ores (GC) with up to 50% goethite are well aggregated in the range of 4-8 wt% moisture, and the more porous mainly goethite ores (G) Good mineralization in the range of 6-12 wt% moisture. Such ores have a rough surface texture and shape that enhances their briquetting properties.
本発明の方法において通常の団鉱化装置を用いることができる。本質的に、そのような装置は、団鉱を製造するために、隣接する位置調節されたポケット内に供給材料を圧縮するために、ニップ領域で一緒になるポケットを有する2つの隣接するロールを含む。本発明の場合には、ロールは、好ましくは、経済的な実現可能性のために要求される処理量を達成するために水平に配列される。 In the method of the present invention, a normal briquetting apparatus can be used. In essence, such a device uses two adjacent rolls with pockets that come together in the nip area to compress the feed material into adjacent aligned pockets to produce briquettes. Including. In the case of the present invention, the rolls are preferably arranged horizontally to achieve the throughput required for economic feasibility.
団鉱化は、用途に応じて広範なロール圧にわたって実施され得るけれども、鉄鉱石の団鉱化は、好ましくは、10〜140kN/cm、より好ましくはこの範囲の低い側で、典型的には10〜60kN/cmのロールプレス力でなされる。上述のように、鉄鉱石の団鉱化のためのそのような低圧操作は有意義であり、長さにして1.6mまでの団鉱化機械上での幅広ロールの使用により高い生産速度を達成することを可能とする。 Although briquetting can be performed over a wide range of roll pressures depending on the application, briquetting of iron ore is preferably 10-140 kN / cm, more preferably on the lower side of this range. The roll pressing force is 10 to 60 kN / cm. As mentioned above, such a low pressure operation for iron ore briquetting is meaningful and achieves high production speeds by using wide rolls on briquetting machines up to 1.6m in length It is possible to do.
好ましくは、ロール圧力は、団鉱化操作を最適化するために低圧範囲内で注意深く制御される。もしロール圧が低すぎると、ロールは引き離され、特に硬化後、団鉱の収率と品質を損なう厚いウエブとひずんだ団鉱を作り出す。もしロール圧力が最適を超えるならば、ポケットからの団鉱の放出の際の「クラムシェル(clamshell)」効果のために団鉱の貧弱な閉鎖(poor closure)が起こる。小さなロール直径および過剰なロール圧力については、クラムシェル効果はより際立ち、このことはまた、ポケットの結合/目詰まりも引き起こす。生団鉱の密度および圧潰強さは増加するけれども、焼成された団鉱の耐衝撃性は、ひどく損なわれるであろう。 Preferably, the roll pressure is carefully controlled within the low pressure range to optimize the briquetting operation. If the roll pressure is too low, the rolls are pulled apart, producing a thick web and distorted briquettes that detract from briquette yield and quality, especially after hardening. If the roll pressure is above optimum, a poor closure of the briquette occurs due to the “clamshell” effect upon the release of the briquette from the pocket. For small roll diameters and excessive roll pressure, the clamshell effect is more pronounced, which also causes pocket bonding / clogging. Although the density and crushing strength of the green briquettes will increase, the impact resistance of the fired briquettes will be severely impaired.
好ましくは、水分レベルは供給系を通して材料の流動特性に影響を与えるように選択され、供給材料について2〜12wt%の水分レベルが一般的には適切である。もし水分レベルが供給系についてあまりに高いならば、供給圧力は悪影響を受け、収率の減少と、低い生強度によって特徴付けられる団鉱の品質の低下をもたらす。もし供給材料が供給系について水分が低すぎるならば、結果としての供給圧力はクラムシェル化を引き起こし、このことは、収率の減少、ロールポケットの磨耗速度の増加および劣悪な焼成後特性をもたらし得る。 Preferably, the moisture level is selected to affect the flow properties of the material through the feed system, with a moisture level of 2-12 wt% being generally appropriate for the feed. If the moisture level is too high for the feed system, the feed pressure will be adversely affected, resulting in reduced yield and reduced briquette quality characterized by low green strength. If the feed is too low for the feed system, the resulting feed pressure will cause clamshelling, which will result in reduced yield, increased roll pocket wear rate and poor post-fire characteristics. obtain.
団鉱化装置は、予備コンパクト化(pre-compactor)供給系とともにまたは重力供給系とともに操作され得る。重力供給系は、鉄鉱石産業におけるように大重量が団鉱化される場合に有利である。 The briquetting apparatus can be operated with a pre-compactor supply system or with a gravity supply system. Gravity supply systems are advantageous when large weights are aggregated as in the iron ore industry.
団鉱化プレスに関しては、ロール直径は、団鉱の品質が経済的に見合う製造速度で確保されることを保証するように選択される。大きな直径のロールは、製造速度を高速化させるが、しかしながら、そういったロールは、ニップ領域の面積もまた増加させる。ニップ領域の注意深い制御は、高品質の生団鉱の形成を容易にし、過剰に厚いウエブを有する団鉱の形成を回避する。ロール直径を変更すると、ロール直径の増大が供給水分の増加を表す、供給材料についての最適水分レベルもまた変更となる。ロール直径は、典型的には、250mm〜1200mmの範囲を有する。製造を最大化するためには、好ましくは、ロールは、団鉱の品質を維持しながら可能な限りの最高速で操作される。しかしながら、もし生産性が2義的問題であるならば、きわめて低速のロール速度も用いられ得る。 For the briquetting press, the roll diameter is selected to ensure that briquetting quality is ensured at a production rate that is economically reasonable. Large diameter rolls increase production speed, however, such rolls also increase the area of the nip area. Careful control of the nip area facilitates the formation of high quality green ore and avoids formation of briquettes with excessively thick webs. Changing the roll diameter also changes the optimal moisture level for the feed, where an increase in roll diameter represents an increase in feed moisture. The roll diameter typically has a range of 250 mm to 1200 mm. In order to maximize production, preferably the rolls are operated at the highest possible speed while maintaining briquette quality. However, very low roll speeds can be used if productivity is a secondary problem.
典型的には、1rpmから20rpmの範囲のロール速度が用いられる。特に高速のロール速度で品質を維持するためには、供給原料は、団鉱の製造速度に合致する速度で、高品質の団鉱を形成するのに必要とされる力を作り出すニップ領域面積でロールに供給されることが望ましい。 Typically, roll speeds in the range of 1 rpm to 20 rpm are used. In order to maintain quality, especially at high roll speeds, the feedstock will have a nip area that creates the force required to form a high quality briquette at a speed that matches the briquetting production speed. It is desirable to be supplied to a roll.
団鉱化機械の圧力許容量の範囲内であるならば、いずれの適切なロール幅も選択され得る。鉄鉱石の団鉱化が低圧操作状態にあるとき、機械の能力を増大させる広いロールが好ましい。ロールは、好ましくは、重力供給系での使用を許容するために水平に配列される。HC、GC(HGおよびGHを含む)、またはGのいずれかの鉄鉱石の流動特性は、それぞれの分類群について上記特定された水分範囲で重力供給について適切である。 Any suitable roll width can be selected as long as it is within the pressure tolerance of the briquetting machine. Wide rolls that increase the capacity of the machine are preferred when iron ore briquetting is in low pressure operating conditions. The rolls are preferably arranged horizontally to allow use in a gravity supply system. The flow properties of either HC, GC (including HG and GH) or G iron ores are appropriate for gravity supply in the water ranges specified above for each taxon.
ポケットの形状は、一般的に、尖鋭な角度のものであるべきではないが、しかし、取り扱い特性を向上させるためにより平滑で丸みを帯びるものである。例として、ほぼ0.65の長さ/幅および幅/深さ比が適切である。ポケットの形状はまた、ポケット内での粘着傾向に対抗する特定放出角度(specific release angle)110〜120°も有する。 The pocket shape should generally not be of a sharp angle, but is more smooth and rounded to improve handling characteristics. As an example, a length / width and width / depth ratio of approximately 0.65 is appropriate. The shape of the pocket also has a specific release angle of 110-120 ° that counteracts the tendency to stick within the pocket.
ポケットのサイズは、硬化プロセスおよび材料の最大サイズおよび製鉄高炉についての要求事項にしたがって最適化され得る。典型的には、団鉱は、2ないし30ccの体積を有する。好ましくは体積は、10cc以下である。より好ましくは、体積は、8.5cc以下である。より好ましくは、体積は、6.5cc未満である。 The pocket size can be optimized according to the hardening process and the maximum size of the material and the requirements for the ironmaking blast furnace. Typically, briquettes have a volume of 2 to 30 cc. Preferably, the volume is 10 cc or less. More preferably, the volume is 8.5 cc or less. More preferably, the volume is less than 6.5 cc.
千鳥形配置のポケット形状は好ましい。というのは、それはロールの面上の利用可能な空間を最適利用し、したがって、処理量を最大化するからである。 A pocket shape with a staggered arrangement is preferred. This is because it makes optimal use of the available space on the surface of the roll and thus maximizes throughput.
好ましくは、硬化方法および条件は、原料の特性と団鉱の寸法の影響との間の複雑な関係に関連して選択される。 Preferably, the curing method and conditions are selected in relation to a complex relationship between raw material properties and briquette size effects.
団鉱の体積、形状および原料の岩石学的特性の間の関係の配慮が要求される。供給材料の化学組成は、焼成された団鉱の特性に顕著な影響を有し得る。水分は別として、供給原料は、焼成された団鉱で要求される塩基性度レベルを与えるように加えられる要求される融剤とともに酸化鉄および脈石でできている鉄鉱石を含む。試験結果は、焼成された団鉱について要求される特性を達成するために、融剤は、好ましくは、典型的には>95%が250μmを通過する微粉サイズにされるべきであることを示した。 Consideration of the relationship between briquette volume, shape and petrological properties of raw materials is required. The chemical composition of the feedstock can have a significant impact on the properties of the calcined briquette. Apart from moisture, the feedstock contains iron ore made of iron oxide and gangue with the required flux added to give the required basicity level in the calcined briquette. Test results show that to achieve the required properties for the calcined briquettes, the flux should preferably be sized to a fines size typically> 95% passing 250 μm. It was.
理論により拘束されることを望まないけれども、焼成された団鉱についての結合機構は、拡散結合、および酸化鉄の再結晶化ならびにより大きな融剤レベルでのスラグ結合を含むと思われる。それゆえ、融剤レベルおよび焼成温度およびある程度まで焼成時間は、団鉱の特性に強い影響を有する。塩基性度レベルの上昇は、減少した強度並びに硬化強度を改善し得る。というのは、より大きな融剤レベルは、還元条件の下での変形に抵抗する結合相の形成を促進するからである。 Although not wishing to be bound by theory, the bonding mechanism for calcined briquettes appears to include diffusion bonding and recrystallization of iron oxide and slag bonding at higher flux levels. Therefore, flux level and firing temperature and to some extent firing time have a strong influence on briquette properties. Increasing the basicity level can improve the reduced strength as well as the cure strength. This is because higher flux levels promote the formation of a binder phase that resists deformation under reducing conditions.
硬化は、ストレート格子、格子−キルンまたは連続キルンタイプのプロセスを用いて実施され得る。 Curing can be performed using a straight grid, grid-kiln or continuous kiln type process.
最適条件の下で製造された生団鉱は、同じ材料から調製されたペレットに比較して熱的に極めて安定であることが見出されている。ペレット化のための供給鉱石は、典型的には60%までが45μmを通過する微細なサイズまで粉砕されねばならず、ペレットは、剥落(spalling)を回避するために典型的には<200℃の低温でゆっくり乾燥されねばならない。対照的に、上記のように、うまく硬化され得る本発明のための供給鉱石は、好ましくは2.5mmまでの最大サイズを有するはるかに粗いものであり得、したがって、ペレットを製造するために必要とされるのと同じ程度まで粉砕する必要がない。この特色は、従来のペレット製造プラントに対する団鉱化操作のために主たる資本上の経費削減を提供する。 It has been found that conglomerate produced under optimal conditions is thermally very stable compared to pellets prepared from the same material. The feed ore for pelleting must be ground to a fine size, typically up to 60% passing 45 μm, and the pellet is typically <200 ° C. to avoid spalling It must be dried slowly at low temperatures. In contrast, as described above, the feed ore for the present invention that can be hardened can be much coarser, preferably with a maximum size of up to 2.5 mm and is therefore necessary to produce pellets. There is no need to grind to the same extent as it is. This feature provides major capital cost savings for briquetting operations for conventional pellet manufacturing plants.
本発明の団鉱の重要な特性は、30分以内、より好ましくは20分以内での焼成温度への加熱のような高速での加熱に際して高温に耐える能力である。このことは、針鉄鉱鉱石が、脱水および遊離水除去帯域を通って急速に加熱されるとき団鉱が剥落するのを示してきた硬化状況でいかに応答するかについての従来の理解と非常に対照的である。 An important property of the briquettes of the present invention is the ability to withstand high temperatures during heating at high speeds, such as heating to a calcination temperature within 30 minutes, more preferably within 20 minutes. This is in stark contrast to previous understandings of how goethite ores respond in the hardening situation that has been shown to cause briquette flaking off when rapidly heated through the dewatering and free water removal zone. Is.
上述のように、本発明の団鉱の熱安定性は、ペレットよりはるかに優れていることが見出されており、団鉱は、剥落無しにペレットよりはるかに高速で加熱され得る。このことは、はるかに短い加熱サイクルを可能とする。結果として、団鉱の生産性は、同じ材料を用いるペレットについてよりも有意に高いであろう。例えば、ストレート格子キルン(straight grate kiln)でHG鉱石について16t/m2 ・日のペレット生産性に比較して、同じキルンで潜在的に30t/m2 ・日台の団鉱の生産性が達成され得る。 As mentioned above, the thermal stability of the briquettes of the present invention has been found to be much better than pellets, and briquettes can be heated much faster than pellets without flaking. This allows a much shorter heating cycle. As a result, briquetting productivity will be significantly higher than for pellets using the same material. For example, compared to 16 t / m 2 · day pellet productivity for HG ore in a straight grate kiln, potentially 30 t / m 2 · day briquette productivity is achieved in the same kiln. Can be done.
先行技術の刊行物が本明細書で言及されるけれども、この明細書は、それらの刊行物のいずれかがオーストラリアまたはいずれか他の国において当該技術の共通の一般的知識の一部を形成するという許諾を構成しないことが明らかに理解されるであろう。 Although prior art publications are referred to herein, this specification forms part of the common general knowledge of the art either in Australia or any other country. It will be clearly understood that this does not constitute a license.
本発明の好ましい態様が、単に例として、添付の図面を参照して以後記載されるであろう。 Preferred embodiments of the invention will now be described, by way of example only, with reference to the accompanying drawings.
例1
団鉱化を、ロール直径、幅、供給系を変化させて3種の異なるロールプレスを用いて実施した。
Example 1
The briquetting was carried out using three different roll presses with varying roll diameters, widths and feed systems.
300kg/hrの公称能力(nominal capacity)を有するタイヨーK−102Aダブルロールプレスを用いて初期試験を行った。この機械は、36mm幅の250mm直径ロールを有し、スクリュー形予備コンパクト化器を備えることを特徴とする。その主たる部品を示す模式図は、図1で見ることができる。 Initial testing was performed using a Taiyo K-102A double roll press with a nominal capacity of 300 kg / hr. This machine has a 36 mm wide 250 mm diameter roll and is equipped with a screw-type precompactor. A schematic diagram showing the main components can be seen in FIG.
作り出された団鉱は、ピロー形(pillow-shaped)であり、13×19×28mmの公称寸法と4ccの体積を有していた。それぞれのロールの周囲には単列の30個のポケットが存在した。 The briquette produced was pillow-shaped and had a nominal dimension of 13 × 19 × 28 mm and a volume of 4 cc. There were 30 single pockets around each roll.
2つのロールについては、一方は固定し、それに対して他方の「浮きロール」は、オイルとガスの充填されたラムにより固定されたロールに当接させて保持した。ラムの中のオイルは、ロールの間に所望の荷重力を提供するように加圧した。 For the two rolls, one was fixed while the other “floating roll” was held against a roll fixed by a ram filled with oil and gas. The oil in the ram was pressurized to provide the desired loading force between the rolls.
団鉱化はまた、450mmのロール直径および75mmのロール幅を有するコマレックBH400ダブルロールプレスを用いても実施した。供給原料は、ロール上に位置する供給ホッパーからニップ領域に重力供給した。その主たる部品の模式図は、図2に見ることができる。 The briquetting was also carried out using a Komalek BH400 double roll press with a roll diameter of 450 mm and a roll width of 75 mm. Feedstock was gravity fed from the feed hopper located on the roll to the nip area. A schematic diagram of the main parts can be seen in FIG.
様々の寸法の団鉱は、以下の詳細に従って製造した。 Various sizes of briquettes were produced according to the following details.
(1)公称では8.9ccの体積で17.5×28×34.3mm。それぞれの列の周囲に千鳥形に配列された2列の48ポケットが存在した(9ccアーモンド型)。 (1) Nominally 17.5 x 28 x 34.3 mm with a volume of 8.9 cc. There were two rows of 48 pockets arranged in a staggered pattern around each row (9 cc almond type).
(2)公称では6.3ccの体積で14.5×22.1×33.9mm。それぞれのロールの周囲に千鳥形に配列された2列の60ポケットが存在した(6ccアーモンド型)。 (2) Nominally 14.5 x 22.1 x 33.9 mm with a volume of 6.3 cc. There were two rows of 60 pockets arranged in a staggered pattern around each roll (6 cc almond type).
(3)公称では3.9ccの体積で15.2×21.7×22.9mm。それぞれの列の周囲に千鳥形に配列された3列の58ポケットが存在した(4cc球状)。 (3) Nominally 15.2 × 21.7 × 22.9 mm with a volume of 3.9 cc. There were 3 rows of 58 pockets arranged in a staggered pattern around each row (4 cc sphere).
(4)公称では3.9ccの体積で11.2×17.3×32.1mm。それぞれのロールの周囲に対称的な列で配列された2列の72ポケットが存在した(4cc縦長)。 (4) Nominally 11.2 x 17.3 x 32.1 mm with a volume of 3.9 cc. There were two rows of 72 pockets arranged in a symmetrical row around each roll (4 cc portrait).
2つのロールについては、一方は固定し、他方の「浮きロール」はオイルとガスの充填されたラムにより固定されたロールに当接させて保持した。ラム中のオイルは、ロールの間に所望される特定のプレス力を提供するように加圧した。 One of the two rolls was fixed, and the other “floating roll” was held in contact with a roll fixed by a ram filled with oil and gas. The oil in the ram was pressurized to provide the specific pressing force desired between the rolls.
団鉱化はまた、650mmの直径と130mmのロール幅を有するケパーン52/6.5ダブルロールプレスを用いても実施した。供給原料は、上に位置するホッパーからニップ領域に重力供給した。ニップ領域は、「ニップ領域アジャスター」を使用して制御した。その主たる部品の模式図は、図3において見ることができる。
The briquetting was also carried out using a
作り出された団鉱は、30×24×16mmの呼称寸法を有して「ピロー」型をしており、7.5ccの体積を有する。ロールの面に渡って対照的に配列された4列の77ポケットが存在した。 The created ore has a nominal dimension of 30 × 24 × 16 mm and is “pillow” shaped and has a volume of 7.5 cc. There were four rows of 77 pockets arranged in contrast across the face of the roll.
2つのロールについては、一方は固定し、他方の「浮きロール」はオイルとガスが充填されたラムにより固定されたロールに当接させて保持した。ラムの中のオイルは、ロールの間に所望される特定のプレス力を提供するように加圧した。 One of the two rolls was fixed, and the other “floating roll” was held in contact with a roll fixed by a ram filled with oil and gas. The oil in the ram was pressurized to provide the specific pressing force desired between the rolls.
例2
供給水分含量の影響を研究した。
Example 2
The effect of water supply content was studied.
図4は、供給水分が例1で記載される450mmロールを有する団鉱化プレスにより作り出される6ccおよび4cc団鉱の収率に対して有意な影響を有したことを例証する。供給原料はロールに重力供給し、一方、ロールは、20rpmの固定されたロール速度および90kg/cm2 のロール圧力で操作した。 FIG. 4 illustrates that the feed moisture had a significant effect on the yield of 6 cc and 4 cc briquettes produced by the briquetting press with the 450 mm roll described in Example 1. The feedstock was gravity fed to the rolls while the rolls was operated at a fixed roll pressure of roll speed and 90 kg / cm 2 for 20 rpm.
水分含量の変動は、生強度、耐磨耗性および圧潰強さのような生特性に影響を与えるので、供給水分の制御もまた重要である。このことは図5および6において例証されている。 Control of water supply is also important because fluctuations in moisture content affect green properties such as green strength, abrasion resistance and crush strength. This is illustrated in FIGS. 5 and 6.
図5は、供給水分レベルと450mmロール、重力供給システム、および様々のポケットサイズを用いてHGで作られた団鉱についての強度との間の関係を示す。 FIG. 5 shows the relationship between feed moisture level and strength for briquettes made with HG using 450 mm rolls, gravity feed system, and various pocket sizes.
図6は、HG材料について650mmロールと7.5ccポケットで作られた団鉱についての同じ関係を示す。 FIG. 6 shows the same relationship for briquettes made with 650 mm rolls and 7.5 cc pockets for HG material.
生強度は、ほぼ6%の最適水分含量についての最高値まで増加する傾向を有していた。7.5%を超える水分レベルでは、生強度は、許容不可能なほど低い。 The green strength tended to increase to the highest value for an optimal moisture content of approximately 6%. At moisture levels above 7.5%, the green strength is unacceptably low.
供給水分は、団鉱の圧潰強さおよび生での耐磨耗性に対してそれほど影響を有していなかった。 The water supply had less influence on the crushing strength and raw wear resistance of briquettes.
例3
上述のように、団鉱化操作は、広範なロール圧力に渡って実施できるけれども、団鉱化は、低圧で実施することが好ましい。鉄鉱石の団鉱化についてのそのような低圧操作は有意義であり、団鉱化機械について幅広のロールで高い製造速度を達成する可能性を開く。
Example 3
As mentioned above, the briquetting operation can be carried out over a wide range of roll pressures, but the briquetting is preferably carried out at low pressure. Such low pressure operation for iron ore briquetting is meaningful and opens up the possibility of achieving high production rates with wide rolls for briquetting machinery.
しかしながら、上述のように、もし団鉱化操作が最適化されるべきであるならば、ロール圧力は、その低圧範囲で注意深く制御されるべきである。もしロール圧力があまりに低く、ニップ領域が注意深く制御されていないならば、ロールは引き離され、厚いウエブとひずんだ団鉱を作り出し、特に硬化後製造収率と団鉱の品質を損なう。もしロール圧力が最適を超えると、ポケットからの団鉱の放出の際の「クラムシェル」効果のために団鉱の貧弱な閉鎖が起きる。生の団鉱の密度および圧潰強さは増加するけれども、焼成された団鉱の耐衝撃性はひどく損なわれるであろう。 However, as mentioned above, if the briquetting operation should be optimized, the roll pressure should be carefully controlled in its low pressure range. If the roll pressure is too low and the nip area is not carefully controlled, the rolls are pulled apart, creating thick webs and distorted briquettes, especially after hardening and degrading the production yield and briquette quality. If the roll pressure exceeds the optimum, brittle closure of the briquette occurs due to the “clamshell” effect in the ejection of briquette from the pocket. Although the density and crushing strength of raw briquettes will increase, the impact resistance of the calcined briquettes will be severely impaired.
図7は、公称9ccのポケットを有する450mm直径のロールを有する重力供給機械で製造された原材料HGについての団鉱の厚さおよび品質(圧潰強さの観点で測定される)に対するロール圧力の影響を示す。図は、許容し得る生強度が60kg/cm2 ほどのロール圧力で得られたことを示す。 FIG. 7 shows the effect of roll pressure on briquette thickness and quality (measured in terms of crush strength) for raw material HG produced on a gravity feed machine with a 450 mm diameter roll with a nominal 9 cc pocket. Indicates. The figure shows that an acceptable green strength was obtained with a roll pressure as high as 60 kg / cm 2 .
図8と9は、650mm直径ロールを用いて得られたプレス力と得られる生強度の影響を示す。作業はHGおよびGH原材料タイプについて実施し、450mmでの作業と同様のロール圧力と生強度との関係を例証する。具体的には、図は、許容し得る生強度は20kN/cmのプレス力で得られたことを示す。 Figures 8 and 9 show the effect of the pressing force obtained using a 650 mm diameter roll and the resulting green strength. Work is performed on HG and GH raw material types to illustrate the relationship between roll pressure and green strength similar to 450 mm work. Specifically, the figure shows that acceptable green strength was obtained with a pressing force of 20 kN / cm.
プレス力はまた、団鉱の圧潰強さおよび生での耐磨耗性に対して有意な影響を及ぼすことも見出され、上記両方の変数は、ロール圧力の増加に応答して増加する。 Pressing force has also been found to have a significant effect on briquetting crush strength and raw wear resistance, both of which increase in response to increasing roll pressure.
例4
ロール速度も研究した。
Example 4
The roll speed was also studied.
rpmで測定されたロール速度は、供給原料に適用される圧力の程度に対して影響を及ぼすことが見出された。 It has been found that the roll speed measured in rpm affects the degree of pressure applied to the feedstock.
ロール速度の増加は、ロールのニップ領域での滞留時間の短縮をもたらし、したがって、長時間にわたって低圧がもたらされる。ロール圧力は、主として、供給原料に及ぼされる圧力の程度を制御するために用いられ得るものであり、ロール速度は、製造速度を最大化するために変更され得る。しかしながら、生団鉱の製造操作を最適化するとき、団鉱の厚さと生強度に対するロール速度の影響を考えることは重要である。 An increase in roll speed results in a reduction in residence time in the nip area of the roll, thus resulting in a low pressure over an extended period of time. Roll pressure can be used primarily to control the degree of pressure exerted on the feedstock, and roll speed can be varied to maximize production speed. However, when optimizing livestock ore production operations, it is important to consider the effect of roll speed on briquette thickness and green strength.
原材料HGについての団鉱の厚さおよび品質(圧潰強さの観点で測定される)に対するロール速度の影響が、450mm直径ロールを有する重力供給機械について図10に示される。 The effect of roll speed on briquette thickness and quality (measured in terms of crush strength) for the raw material HG is shown in FIG. 10 for a gravity feed machine with a 450 mm diameter roll.
同図は、ロール速度が増加したとき厚さおよび生強度が減少したことを示す。 The figure shows that the thickness and green strength decreased as the roll speed increased.
例5
例1で記載された団鉱化機械のプロセス変数、すなわち、ロール速度、予備コンパクト化器速度およびロール圧力、ならびに団鉱密度を、団鉱化のためのその特定の系についての操作ウインドウを決定するために用いた。
Example 5
Determine the process variables of the briquetting machine described in Example 1, namely roll speed, precompactor speed and roll pressure, and briquette density, and determine the operating window for that particular system for briquetting Used to do.
図11に示されるダイアグラムは、タイヨープレスでのHG材料由来の公称4ccの団鉱を形成するために250mmロールで団鉱化するための操作ウインドウの例である。 The diagram shown in FIG. 11 is an example of an operating window for bridging with a 250 mm roll to form a nominal 4 cc briquette from HG material on a Taiyo press.
曲線を単純化するために、ロール圧力を150kg/cm2 に固定し、予備コンパクト化器の速度を20rpmに固定した。一連の曲線は、4wt%ないし12wt%の供給水分について示されている。それぞれが団鉱全体の形成をもたらす条件を表す。 To simplify the curve, the roll pressure was fixed at 150 kg / cm 2 and the precompactor speed was fixed at 20 rpm. A series of curves are shown for 4 to 12 wt% feed moisture. Each represents a condition that leads to the formation of the entire ore.
曲線の右側には、ポケットが満たされないか、または団鉱が弱く容易に分裂する低い供給圧力の領域が存在する。曲線の左側には、供給物に対する圧力が高すぎる領域が存在する。団鉱には剪断が起こり、ポケットの詰まりが発生した。6kgfを下回る強度範囲にわたって、団鉱は、ポケットからの放出に耐えるにはあまりに脆弱であり、ポケットにとどまるか、放出の際に分裂する。30kgfを超えると、さらなるコンパクト化は達成され得ないであろう。団鉱は厚く、「クラムシェル」化し始めた。6ないし30kgfの強度範囲が、すべての団鉱が試料材料とタイヨー団鉱化機械により形成され得るであろう極限的限界(outer limit)を規定する。 On the right side of the curve is a region of low supply pressure where the pockets are not filled or the briquettes are weak and easily split. On the left side of the curve is a region where the pressure on the feed is too high. The briquettes were sheared and clogged with pockets. Over the strength range below 6 kgf, briquettes are too fragile to withstand release from the pocket and remain in the pocket or split upon release. Beyond 30 kgf, further compacting would not be achieved. The ore was thick and began to become a “clamshell”. The strength range of 6-30 kgf defines the outer limit at which all briquettes could be formed by the sample material and the Taiyo briquetting machine.
操作ウインドウを決定するために、収率、密度、圧潰強さおよび落下/シャッター強度(drop/shatter strength)を含むある種の製品および品質のパラメーターを考慮する必要がある。一旦それらの特性が考慮されると、団鉱化プロセスの操作領域であるより狭い領域が規定され得る。 In order to determine the operating window, certain product and quality parameters must be considered, including yield, density, crush strength and drop / shatter strength. Once those characteristics are taken into account, a narrower region can be defined which is the operating region of the briquetting process.
図11において、その領域は、5ないし9rpmのロール速度および6kgfないし18kgfの生での強度に存在する。 In FIG. 11, the region exists at a roll speed of 5-9 rpm and a raw strength of 6 kgf-18 kgf.
例6
最適化された条件の下で製造された生団鉱は、同じ材料から形成されたペレットと比較して熱的に極めて安定であることが見出された。このことは、図12および13に示される。
Example 6
It has been found that the conglomerate produced under optimized conditions is thermally very stable compared to pellets formed from the same material. This is illustrated in FIGS. 12 and 13.
図12は、ストレート格子プロセスをシミュレートする実験室規模での硬化の試行の間の、入口および出口ガスならびに団鉱の床の中の3箇所についての温度プロフィールを示す。 FIG. 12 shows the temperature profile for the inlet and outlet gases and three locations in the briquette bed during a lab-scale hardening trial simulating a straight grid process.
床温度は、床の頂部から100、250および500mmに配置された熱電対により測定した。 The bed temperature was measured with thermocouples placed 100, 250 and 500 mm from the top of the bed.
団鉱は、図に示される高速で加熱されるとき熱的に安定であることが見出された。その良好な乾燥性能は、入口ガス温度が、団鉱を剥落させることなく10分で周囲温度から1340℃に上昇することを可能とした。 The briquette was found to be thermally stable when heated at the high rate shown in the figure. Its good drying performance allowed the inlet gas temperature to rise from ambient temperature to 1340 ° C. in 10 minutes without stripping the briquette.
図13は、32t/m2 .dおよび25t/m2 .dの生産性(productive)でHG鉱石の公称4ccの団鉱を製造した団鉱の硬化についての温度プロフィールを示す。同図はまた、比較としてペレットについての典型的な硬化温度プロフィールも示す。ペレットのプロフィールは、ペレットの剥落が最小化され、焼成後特性が最高となるような最適化されたプロフィールであった。ペレットのプロフィールは、16t/m2 .dの生産性でペレットを生産したが、その生産性は、団鉱の生産性より顕著に低いものである。団鉱とペレットは同じ鉱石のタイプから作られた。 FIG. 13 shows 32 t / m 2 . d and 25 t / m 2 . Figure 2 shows the temperature profile for hardening of a briquette produced a nominal 4cc briquette of HG ore with a productive of d. The figure also shows a typical curing temperature profile for the pellets as a comparison. The pellet profile was an optimized profile that minimized pellet flaking and maximized post-firing properties. The pellet profile is 16 t / m 2 . Pellets were produced with a productivity of d, which is significantly lower than the productivity of briquettes. The briquette and pellets were made from the same ore type.
団鉱の高い生産性は、団鉱が高速で加熱されることを可能とする生の団鉱の熱安定性によるものであった。 The high productivity of briquettes was due to the thermal stability of the raw briquettes that allowed the briquettes to be heated at high speed.
団鉱の熱安定性は、1つの硬化方法および1つの鉱石タイプに限定されないことが見出された。 It has been found that the thermal stability of briquettes is not limited to one hardening method and one ore type.
例7
試験生産規模の(pilot scale)格子−キルン系を、団鉱がキルンに入る前に格子を出て行くときの団鉱の特性を決定するために用いた。
Example 7
A pilot scale grid-kiln system was used to determine the characteristics of briquettes as they exit the grid before they enter the kiln.
装置は、ポット格子とバッチキルンからなるものであった。可動格子をシミュレートするために、火炎温度を発生させるために、LGPガスバーナーを用いた。ポット格子は、ドラフトガス流を上下させることが可能であった。材料の温度は、ポットの壁を通して設置された熱電対を用いて床全体で測定された。それらの測定結果は、焼成サイクルの間の団鉱温度であると推定された。試験される団鉱の大きさによっては、温度測定結果は、団鉱外部の温度を示し、内部の温度は示さないであろう。測定された温度は、団鉱の外部の温度と床の中のその位置でのガス温度を合せたものであることが最もあり得そうなことである。 The apparatus consisted of a pot lattice and a batch kiln. In order to simulate the moving grid, an LGP gas burner was used to generate the flame temperature. The pot grid was able to raise and lower the draft gas flow. The temperature of the material was measured across the floor using a thermocouple installed through the pot wall. These measurements were estimated to be briquette temperatures during the firing cycle. Depending on the size of the briquette being tested, the temperature measurement will indicate the temperature outside the briquette and not the internal temperature. The temperature measured is most likely the sum of the temperature outside the briquette and the gas temperature at that location in the bed.
図14は、いかに7.5ccの生での公称サイズを有するGH材料(d95=1mm)から作られた団鉱の温度が、初めにほぼ300〜400℃の平均床温度で最大まで増加し、その後、略700℃で最小温度に降下するのかを示す。より高い温度では、強度が再び増加した。強度は、略700℃で最小値まで降下し、その後、生強度より低くなる。このことは、格子からキルンへの材料の輸送にとって重要な要件である。強度はこの温度範囲で最低になったので、もし焼成プロフィールがこの温度で格子からキルンへの移動を含んでいたならば、最高度の劣化が予測され得たであろう。 FIG. 14 shows that the temperature of briquettes made from GH material (d95 = 1 mm) having a raw nominal size of 7.5 cc initially increased to a maximum with an average bed temperature of approximately 300-400 ° C. Then, it shows whether it falls to minimum temperature at about 700 degreeC. At higher temperatures, the intensity increased again. The intensity drops to a minimum value at approximately 700 ° C. and then becomes lower than the raw intensity. This is an important requirement for the transport of material from the lattice to the kiln. Since the strength was lowest in this temperature range, the highest degree of degradation could have been expected if the firing profile included migration from the lattice to the kiln at this temperature.
ストレート格子プロセスについては、硬化プロセスのために選択された床の高さは、重要ではなく、一般的に、合理的な生産性を達成しながら床の底部の団鉱の変形を回避するために選択されるガス透過性により阻害されないことが見出された。加えて、6ccを超える団鉱体積では、床の透過性は、床の高さにより大きく譲歩させられることはなかった。結果として、硬化プロセスは、ペレット化操作についての場合のようにはこの変数によっては拘束されない。生団鉱の床の深さは、品質について妥協することなく生産性を最適化するように選択され得る。 For straight grid processes, the floor height selected for the curing process is not critical and generally to avoid deformation of the floor bottom briquettes while achieving reasonable productivity It has been found that it is not inhibited by the selected gas permeability. In addition, for briquetting volumes greater than 6 cc, the permeability of the floor was not greatly compromised by the floor height. As a result, the curing process is not constrained by this variable as it is for the pelletizing operation. The depth of the conglomerate ore can be selected to optimize productivity without compromising on quality.
格子−キルンプロセスは、他の硬化プロセスから得られた製品と比較してより優れた焼成がなされた製品を製造するという観点である種の利点を提供し得る。それはまた、団鉱の中の温度勾配を減少させる方式で高い温度範囲を通してより均一に団鉱を加熱し、クラック形成をもたらし得る団鉱の示差的な収縮も回避する。また、回転キルンでは、全ての団鉱が同様の焼成温度および焼成時間に供されるので、団鉱の品質はストレート格子プロセスに比較してより均一である。 The lattice-kiln process can provide certain advantages in terms of producing a product that has been fired better compared to products obtained from other curing processes. It also heats the briquette more uniformly throughout the high temperature range in a manner that reduces the temperature gradient in the briquette and avoids the differential shrinkage of the briquette that can result in crack formation. Also, in a rotary kiln, the briquette quality is more uniform compared to the straight grid process because all briquettes are subjected to similar firing temperatures and firing times.
適切なグレードの原材料が用いられるならば、直接還元プロセスが適切な団鉱の製造についての可能性もまた存在する。 There is also a possibility for the production of briquettes where a direct reduction process is suitable if appropriate grade raw materials are used.
例8
焼成温度が研究された。
Example 8
The firing temperature was studied.
GH材料(d95=1mm)7.5ccの団鉱を格子−キルンパイロットリグ中で焼成させ、格子区分についてすべて同じ燃焼プロフィールを用いた。キルンへの移動の後、示されるように達成された焼成温度を変更したことを除いて、焼成について同じプロフィールを適用した。結果を図15に示す。 7.5 cc briquette of GH material (d95 = 1 mm) was fired in a lattice-kiln pilot rig, all using the same combustion profile for the lattice section. After moving to the kiln, the same profile was applied for firing except that the firing temperature achieved was changed as indicated. The results are shown in FIG.
このサイズの団鉱で適切な焼成された強度を達成するためには、キルンの中の焼成温度は少なくとも1380℃であるべきであるということが図15において明確な示唆として存在する。 There is a clear suggestion in FIG. 15 that the firing temperature in the kiln should be at least 1380 ° C. to achieve adequate fired strength with this size briquette.
図15はまた、タンブル強度(タンブル指数−TI)および耐磨耗性(磨耗指数−AI)が焼成温度により改善したことも示す。 FIG. 15 also shows that the tumble strength (tumble index-TI) and wear resistance (wear index-AI) were improved by the firing temperature.
例9
焼成温度およびその温度での時間を研究した。
Example 9
The firing temperature and the time at that temperature were studied.
7.5ccの公称サイズを有するGH材料(d95=1mm)から作られた団鉱を、一連の格子−キルン試験で焼成した。格子での焼成プロフィールは同じであり、その焼成温度でのキルン中での焼成時間のみを6ないし9分で変更した。キルン中での全焼成時間は同じにしたが、9分の焼成時間が6分の焼成時間と比較して1380℃までより高速の加熱速度を有するように、キルン中での加熱の速度から焼成のための余分な時間を取った。 Briquettes made from GH material with a nominal size of 7.5 cc (d95 = 1 mm) were fired in a series of lattice-kiln tests. The firing profile in the lattice was the same, only the firing time in the kiln at that firing temperature was changed from 6 to 9 minutes. Firing from the rate of heating in the kiln so that the total firing time in the kiln was the same, but the 9 minute firing time had a faster heating rate to 1380 ° C compared to the 6 minute firing time. Took extra time for.
試験はまた、7.5ccの場合で用いられたのと同じ焼成プロフィールを用いて6.3ccGH団鉱でも行った。 The test was also performed on a 6.3 cc GH ore using the same firing profile used in the 7.5 cc case.
結果を図16と17に示す。 The results are shown in FIGS.
公称7.5ccのサイズのGH団鉱については、焼成強度は、キルン中でのより長い焼成時間により有意に増加した。このことは、焼成サイクルの間の団鉱のより大きな熱貫通によるものである。 For GH briquettes with a nominal size of 7.5 cc, the firing strength increased significantly with longer firing times in the kiln. This is due to the greater thermal penetration of briquettes during the firing cycle.
6.3ccGH団鉱についての焼成特性は、7.5ccの場合について製造されたものの特性より優れており、熱貫通の問題は、団鉱の焼成された特性の形成について重要な問題であることを意味している。この結果はまた、団鉱の熱貫通が不十分であるとき、適切な強度は焼成された製品で得られないであろうことも示唆する。 The firing characteristics for the 6.3 cc GH briquettes are superior to those produced for the 7.5 cc case, and the heat penetration problem is an important issue for the formation of the briquette fired characteristics. I mean. This result also suggests that adequate strength may not be obtained with a fired product when the thermal penetration of briquettes is insufficient.
例10
格子キルン中での滞留時間の影響を研究した。
Example 10
The effect of residence time in the lattice kiln was studied.
GH材料(d95=1mm)から作られ、公称7.5ccの団鉱を、パイロット規模のバッチ格子キルン中で焼成した。それらを生で、500または1000℃のいずれかに予備加熱されたキルンに装填した。焼成プロフィールを団鉱に負荷し、全滞留時間を報告した。結果を図18に示す。 Made from GH material (d95 = 1 mm), a nominal 7.5 cc briquette was fired in a pilot scale batch grid kiln. They were loaded raw into kilns preheated to either 500 or 1000 ° C. The firing profile was loaded on briquettes and the total residence time was reported. The results are shown in FIG.
図18は、滞留時間の延長が焼成特性を向上させることを示し、要求される最終特性を達成するために製品を徹底的に加熱することの重要性を示唆する。 FIG. 18 shows that extended residence time improves firing characteristics and suggests the importance of thoroughly heating the product to achieve the required final properties.
高速加熱の効果は、格子の深い床の深さによっては減少しなかった。このことは図19と20に示されている。ペレットではしばしば起こるが、生団鉱の床はきわめて透過性であり、空気の流れを制限しなかった。使用可能な最大の床の深さは規定されなかったが、しかし、300mmを超えることはあり得る。これは、格子−キルン系では最良のペレット床についてさえ可能であることをはるかに超えている。 The effect of fast heating was not diminished by the depth of the deep lattice floor. This is illustrated in FIGS. 19 and 20. As often happens with pellets, the conglomerate bed was very permeable and did not restrict the air flow. The maximum floor depth that could be used was not specified, but could exceed 300 mm. This is far beyond what is possible even with the best pellet bed in a lattice-kiln system.
例11
団鉱の化学的性質の影響を研究した。
Example 11
The influence of briquette chemistry was studied.
HG材料から作られた焼成された団鉱の特性に対する塩基性度と温度の影響を特定の温度と時間についてマッフル炉中で団鉱を焼成させることにより測定した。結果を図21に示す。 The effect of basicity and temperature on the properties of fired briquettes made from HG material was measured by firing briquettes in a muffle furnace for a specific temperature and time. The results are shown in FIG.
様々の塩基性度で作られた焼成された団鉱の化学分析についての結果は、1.2の塩基性度で63.81%のFeから0.2の塩基性度について65.93%のFeまでのグレードで変化した焼成された団鉱をもたらし、融剤添加のレベルを反映した。 The results for the chemical analysis of the calcined briquettes made at various basicities were 65.93% for 63.81% Fe to 0.2 basicity at 1.2 basicity. It resulted in calcined briquettes varying in grades up to Fe, reflecting the level of flux addition.
図21で見られ得るように、圧潰強さは、温度が増加し、加えて、塩基性度が0.2から0.8に増加したとき増加した。この効果は研究される範囲にわたって温度が増加するときより有意となり、0.6塩基性度について1295℃で、0.8塩基性度について1280℃で300kgfを達成することが可能であった。 As can be seen in FIG. 21, the crush strength increased as the temperature increased and in addition the basicity increased from 0.2 to 0.8. This effect became more significant as the temperature increased over the range studied, and it was possible to achieve 300 kgf at 1295 ° C. for 0.6 basicity and 1280 ° C. for 0.8 basicity.
塩基性度レベルの増加が強度の増加をもたらすことについての説明は、結合機構の変化に関連する。低い塩基性度レベルでは、粒子の結合は、酸化鉄の再結晶化と酸化鉄−酸化鉄結合の形成の結果として起こる。高い塩基性度のレベルでは、溶融形成は低い温度で起こり、酸化鉄結晶の溶融を促進し、スラグ結合はより顕著となり、同じ温度でより高い強度を与える。 The explanation for increased basicity levels resulting in increased strength relates to changes in binding mechanisms. At low basicity levels, particle bonding occurs as a result of iron oxide recrystallization and the formation of iron oxide-iron oxide bonds. At high basicity levels, melt formation occurs at low temperatures, promotes melting of iron oxide crystals, and slag bonding becomes more pronounced, giving higher strength at the same temperature.
例12
全ての団鉱を用いた還元試験および標準還元試験方法JIS8713/IS07215を10分間1300℃で焼成されたHG団鉱で実施した。還元性、膨潤および還元後の圧潰強さ(CSAR)の結果を図22に示す。
Example 12
Reduction tests using all briquettes and standard reduction test method JIS8713 / IS07215 were conducted on HG briquettes calcined at 1300 ° C. for 10 minutes. The results of reducibility, swelling and crush strength after reduction (CSAR) are shown in FIG.
還元性指数(RI)は、塩基性度レベルの範囲にわたって比較的安定のままであった。RIは、0.20の塩基性度で53.8%から1.00の塩基性度で62.2%をわずかに超えるほどまで変化した。 The reducing index (RI) remained relatively stable over a range of basicity levels. The RI varied from 53.8% at a basicity of 0.20 to slightly over 62.2% at a basicity of 1.00.
膨潤指数はいくつかの応答を示し、最低の塩基性度で11%から中間範囲で14.8%まで変化し、1.20の塩基性度でゼロに減少する。還元後の圧潰強さ(CSAR)は、塩基性度レベルの変化に対して大きな応答を示し、0.20塩基性度で22kgfから1.20塩基性度で121kgfまでの範囲を有した。還元された強度のこの変化は、焼成された圧潰強さの結果を反映し、やはり、焼成された団鉱の結合相の変化に関係がある。低塩基性度団鉱は、主として酸化鉄−酸化鉄結合により結合し、この結合は還元の間に低下する。塩基性度レベルが増加すると、スラグ結合がより有意となる。それらの結合は、還元の間より安定となり、より大きな還元強度および1.20の塩基性度でほとんど或いはまったく膨潤がないことを説明する。スラグ結合はまた、より大きなSiO2 およびAl2 O3 レベルが融剤添加を増加させるGHおよびGから作られた団鉱中の結合についてより重要な形態となっている。そのような団鉱は、一般的に還元後より強力となることがわかっている。というのは、還元プロセスは、非鉄結合相の破壊をもたらさないからである。少ない融剤添加しか要求しないHCのような高級鉱石は、ほとんど酸化物−酸化物結合にのみ依存し、したがって、還元がもたらされた後より小さな強度を有する。 The swelling index shows several responses, varying from 11% at the lowest basicity to 14.8% in the middle range and decreasing to zero at the basicity of 1.20. Crush strength after reduction (CSAR) showed a large response to changes in basicity level, ranging from 22 kgf at 0.20 basicity to 121 kgf at 1.20 basicity. This change in reduced strength reflects the result of the calcined crush strength and is also related to the change in the binder phase of the calcined briquette. Low basicity briquettes are bound mainly by iron oxide-iron oxide bonds, which bonds decrease during the reduction. As the basicity level increases, the slag bond becomes more significant. These bonds become more stable during the reduction, explaining that there is little or no swelling with greater reduction strength and basicity of 1.20. Slag bonds are also a more important form for bonds in briquettes made from GH and G, where higher SiO 2 and Al 2 O 3 levels increase fluxing. Such briquettes are generally found to be stronger after reduction. This is because the reduction process does not cause destruction of the non-ferrous binder phase. Higher ores such as HC that require less flux addition rely mostly on oxide-oxide bonds and therefore have less strength after reduction has been effected.
本発明の精神および範囲から逸脱することなく上記本発明の態様に多くの変更がなされ得る。 Many modifications may be made to the embodiments of the invention described above without departing from the spirit and scope of the invention.
Claims (11)
(b)鉱石/融剤の混合物についての10〜40kN/cmのロールプレス力により発生する低いロール圧力を用いて前記鉱石/融剤混合物をプレスして生団鉱にし、前記低いロール圧力は、少なくとも5kgfの生圧縮強度を有する団鉱を製造するのに十分であるロール圧力により発生する工程、
(c)鉱石/融剤混合物の水分含量が鉱石/融剤混合物の全重量の2〜12質量%であるように混合工程(a)の前にまたは間に水分含量を調節する工程、
(d)0.2を超える塩基性度(ここで、塩基性度は、焼成された団鉱の(質量%CaO+質量%MgO)/(質量%SiO 2 +質量%Al 2 O 3 )である。)を有し、少なくとも200kgfの圧潰強さを有する焼成された団鉱を形成させるために、生団鉱を硬化させる工程、
を含む高炉または他の直接還元炉の供給原料としての使用に適切な鉄鉱石団鉱を製造する方法。 (A) mixing an ore containing hematite and / or goethite and a limestone flux to form an ore / flux mixture, wherein no binder is present in the ore / flux mixture;
(B) pressing the ore / flux mixture into green ore using a low roll pressure generated by a roll pressing force of 10-40 kN / cm for the ore / flux mixture, Generating by roll pressure that is sufficient to produce briquettes having a raw compressive strength of at least 5 kgf,
(C) adjusting the moisture content before or during the mixing step (a) such that the moisture content of the ore / flux mixture is 2-12% by weight of the total weight of the ore / flux mixture;
(D) Basicity exceeding 0.2 (where basicity is (mass% CaO + mass% MgO) / (mass% SiO 2 + mass% Al 2 O 3 ) of the calcined briquette ) Curing a green ore to form a calcined briquette having a crush strength of at least 200 kgf
To produce iron ore briquettes suitable for use as feedstock for blast furnaces or other direct reduction furnaces containing
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KR100726208B1 (en) * | 2005-11-11 | 2007-06-11 | 조영기 | The steel ingot or carbon steel ingot manufacturing method and manufacturing devices which uses the steel by product |
KR101171455B1 (en) * | 2007-05-28 | 2012-08-06 | 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 | Method for production of carbon composite metal oxide briquette |
JP5160848B2 (en) * | 2007-09-18 | 2013-03-13 | 株式会社神戸製鋼所 | Manufacturing method of briquette with carbonaceous materials using oil-containing steelworks dust |
KR101302793B1 (en) * | 2009-05-15 | 2013-09-02 | 가부시키가이샤 고베 세이코쇼 | Method for manufacturing high-density reduced iron and device for manufacturing high-density reduced iron |
CN102181630B (en) * | 2011-04-12 | 2012-08-01 | 首钢总公司 | Method for using paigeite powder in sintering |
KR101405485B1 (en) * | 2012-07-02 | 2014-06-11 | 주식회사 포스코 | Compacting machine |
KR101424608B1 (en) * | 2012-07-30 | 2014-07-31 | 주식회사 포스코 | Device for manufacturing briquette |
CN103846051A (en) * | 2014-03-05 | 2014-06-11 | 天津特斯达生物质能源机械有限公司 | Rotary plunger type straw granulator |
MX2014014746A (en) | 2014-12-03 | 2015-10-02 | D R &D Labs And Engineering S De R L De C V | Process for obtaining briquettes from pelelt fines, dri sludge, dri fines and dust from dri dusting for being industrially used in procceses for producing direct reduction iron. |
CN104561532A (en) * | 2014-12-17 | 2015-04-29 | 山东钢铁集团淄博张钢有限公司 | Mechanical ball pressing preparation technology of carbon-containing iron material for converter direct steelmaking |
JP6764875B2 (en) * | 2015-03-17 | 2020-10-07 | コリア ユニバーシティ リサーチ アンド ビジネス ファウンデーションKorea University Research And Business Foundation | Magnetite-based sinter and its manufacturing method |
BE1023884B1 (en) * | 2016-07-08 | 2017-09-04 | Lhoist Rech Et Developpement Sa | PROCESS FOR PRODUCING BRIQUETTES CONTAINING ACTIVE IRON OXIDE AND BRIQUETTES THUS OBTAINED |
KR101908483B1 (en) * | 2016-11-28 | 2018-12-19 | 주식회사 포스코 | Manufacturing apparatus for lump, manufacturing apparatus for sintered ore using the same and method thereof |
GB201706116D0 (en) | 2017-04-18 | 2017-05-31 | Legacy Hill Resources Ltd | Iron ore pellets |
CN107020768B (en) * | 2017-05-05 | 2019-08-16 | 张建龙 | Dry roller pressing type prilling machine |
CN108893599A (en) * | 2018-08-27 | 2018-11-27 | 锡矿山闪星锑业有限责任公司 | A kind of briquetting device and method of low-grade fritter diameter antimony oxide ore |
US11787737B2 (en) * | 2018-09-14 | 2023-10-17 | Laticrete International, Inc. | Process for composite block thinset, grout, and self-leveling underlayment material |
CN113366128A (en) * | 2018-12-12 | 2021-09-07 | 耶稣大拇指 | A method of briquetting coal from pellet fines, DRI sludge, DRI fines and residual fines from DRI dust treatment system |
KR102216012B1 (en) * | 2018-12-18 | 2021-02-15 | 주식회사 포스코 | Manufacturing apparatus of briquette, manufacturing method of briquette, manufacturing apparatus of molten iron and briquette |
LU101759B1 (en) * | 2020-04-24 | 2021-10-25 | Wurth Paul Sa | Method for supplying raw material to a sinter plant |
CN113155389B (en) * | 2021-04-30 | 2023-06-30 | 吉林省安全科学技术研究院 | Device and method for measuring and evaluating vibration transmissivity of glove palm |
CN113405872B (en) * | 2021-06-17 | 2022-11-15 | 北京科技大学 | Evaluation and measurement method for continuous crystallization performance of iron ore powder |
KR102581287B1 (en) | 2021-09-14 | 2023-09-20 | 오화석 | Briquette Continuous molding Machine |
Family Cites Families (21)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5926651B2 (en) * | 1977-03-07 | 1984-06-29 | 新日本製鐵株式会社 | Method for manufacturing non-calcined agglomerate ore |
US4225457A (en) * | 1979-02-26 | 1980-09-30 | Dynecology Incorporated | Briquette comprising caking coal and municipal solid waste |
JPS60243232A (en) * | 1984-05-14 | 1985-12-03 | Kobe Steel Ltd | Iron ore briquette |
JPS60255935A (en) * | 1984-06-01 | 1985-12-17 | Nippon Steel Corp | Manufacture of briquette for iron manufacture |
JPS6237325A (en) * | 1985-06-27 | 1987-02-18 | Nippon Kokan Kk <Nkk> | Calcined lump ore and its production |
JPS62174334A (en) * | 1986-01-27 | 1987-07-31 | Kobe Steel Ltd | Production of iron ore briquette |
US4701214A (en) * | 1986-04-30 | 1987-10-20 | Midrex International B.V. Rotterdam | Method of producing iron using rotary hearth and apparatus |
JPS62278233A (en) * | 1986-05-26 | 1987-12-03 | Kobe Steel Ltd | Iron-ore briquette |
JPS62290833A (en) * | 1986-06-07 | 1987-12-17 | Kobe Steel Ltd | Carbonaceous material-containing non-calcined briquette |
AU600777B2 (en) * | 1986-12-15 | 1990-08-23 | Jfe Steel Corporation | Method for manufacturing agglomerates of fired pellets |
US4919711A (en) * | 1987-06-29 | 1990-04-24 | Aqualon Company | Binder for metal-containing ores |
JPH01156430A (en) * | 1987-12-11 | 1989-06-20 | Nkk Corp | Manufacture of briquetted ore |
JPH01240626A (en) * | 1988-03-22 | 1989-09-26 | Nkk Corp | Manufacture of ingot-forming ore for shaft furnace |
JPH0310024A (en) * | 1989-06-07 | 1991-01-17 | Nippon Yakin Kogyo Co Ltd | Method for molding ore briquette |
WO1994014987A1 (en) * | 1992-12-24 | 1994-07-07 | Bhp Iron Ore Pty. Ltd. | Mineral processing |
WO1995009080A1 (en) * | 1993-09-30 | 1995-04-06 | Maschinenfabrik Köppern Gmbh & Co. Kg | Process for producing sponge iron briquettes from fine ore |
AUPM665494A0 (en) * | 1994-07-06 | 1994-07-28 | Bhp Iron Ore Pty Ltd | Mineral processing |
JP3114016B2 (en) * | 1998-05-15 | 2000-12-04 | 株式会社ホギメディカル | Wound hemostatic material having cell adhesion promoting effect |
JP3476371B2 (en) * | 1998-09-08 | 2003-12-10 | 株式会社神戸製鋼所 | Iron ore pellet manufacturing method |
US6802886B2 (en) * | 2000-06-05 | 2004-10-12 | Midrex Technologies, Inc. | Method of producing a metallized briquette |
AUPR678301A0 (en) * | 2001-08-02 | 2001-08-23 | Commonwealth Scientific And Industrial Research Organisation | Iron ore briquetting |
-
2001
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