WO2002092860A1 - Fer metallique granulaire - Google Patents

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WO2002092860A1
WO2002092860A1 PCT/JP2002/004677 JP0204677W WO02092860A1 WO 2002092860 A1 WO2002092860 A1 WO 2002092860A1 JP 0204677 W JP0204677 W JP 0204677W WO 02092860 A1 WO02092860 A1 WO 02092860A1
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metallic iron
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melting
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Shuzo Ito
Yasuhiro Tanigaki
Isao Kobayashi
Osamu Tsuge
Keisuke Honda
Koji Tokuda
Shoichi Kikuchi
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Midrex International B.V. Zurich Branch
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Definitions

  • the present invention relates to a method for producing a raw material containing iron oxide such as iron ore and a carbonaceous reducing agent such as coke by reducing and melting the raw material.
  • Mn content is specified, and it relates to granular metallic iron with a specified particle size.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 11-333764 describes that an iron oxide source such as a steelmaking dust ore is mixed with a carbonaceous reducing agent, and this is consolidated with a binder. Preheating is used to prevent explosion caused by rapid heating of undried raw pellets when forming raw pellets are heated and reduced, and the reduced iron is continuously and efficiently produced. A rotary hearth capable of doing so is disclosed.
  • the technology for producing metallic iron by heating and reducing a molded body containing an iron oxide source and a reducing agent includes, for example, an iron source.
  • an iron source As a result, slag components that are mixed in when iron ore is used are mixed into metal iron.
  • the method of obtaining metallic iron in a sponge form it is difficult to separate and remove the slag component mixed in the metallic iron, so that the Fe purity is extremely low. Therefore, when these are used as an iron source, it is necessary to carry out a preliminary treatment to remove the slag component mixed in a considerable amount in advance.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 9-256017 discloses that a molded product containing iron oxide and a carbonaceous reducing agent is heated and reduced to form and grow a metal iron shell, and iron oxide is substantially contained inside. The reduction is promoted until it no longer exists, and agglomerates of generated slag are formed inside.After that, heating is further continued, and the inside slag is discharged to the outside of the metallic iron shell to separate the slag, and further heated.
  • a method has been disclosed in which granular metallic iron having a high metallization ratio is obtained by melting the metallic iron shell.
  • Cox Coal powder or the like is generally used as a reducing agent.
  • a large amount of sulfur [S] is contained, and since these are mixed into the metallic iron generated by reduction melting, ordinary granular metallic iron contains a large amount of [S].
  • desulfurization is indispensable for practical use as a raw material for steelmaking and steelmaking, and this is also a major cause of lowering the quality of granular metallic iron.
  • the present invention has been made in view of the situation as described above, and its object is to have a suitable particle size configuration in consideration of the overall productivity and handleability as an iron source,
  • the content of impurity elements such as carbon and sulfur has been specified, and it is flexible to market requirements such as reducing iron and steelmaking costs using an electric furnace, etc., or improving the flexibility of selecting raw materials used in the production of metallic iron.
  • An object of the present invention is to provide a stable quality of granular metallic iron capable of coping with the following.
  • the granular metallic iron of the present invention that can solve the above-mentioned problems is granular metallic iron obtained by reducing and melting a raw material containing a carbonaceous reducing agent and a substance containing iron oxide, and has a Fe content Is not less than 94% (hereinafter, in the case of the component content, all mean mass% I *), the C content is 1.0 to 4.5%, or the S content is 0.2. It has a gist when the particle size is 0% or less and the particle size is 1 to 30 mm.
  • the granular metallic iron of the present invention does not necessarily mean that it is a true spherical shape, but generally refers to an elliptical shape, an oval shape, or a granular material including those slightly flattened.
  • a particle size of 1 to 30 mm in diameter means the value obtained by dividing the sum of the major and minor diameters and the maximum and minimum thickness by four.
  • the granular metallic iron further contains 0.02 to 0.5% of Si as another component and has a Mn content of less than 0.3%.
  • This particulate metallic iron is heated in a solid state by heating the raw material and reacting the iron oxide contained therein with a carbonaceous reducing agent, and furthermore by a reducing gas (CO) generated by the reaction. Then, the resulting reduced iron is carburized and melted by further heating in a carburizing atmosphere, and can be obtained by coagulating in a granular manner while excluding slag by-produced.
  • C a ⁇ source basicity of slag forming component in raw material (C a ⁇ ZS i O 2) is from 0.6 to 1.
  • 'lever to adjust so as to be 8 range S contained in the raw material is converted into slag generated during reduction melting. It is possible to obtain granular metallic iron that is efficiently trapped and has an S content of 0.08% or less.
  • FIG. 1 is an explanatory view illustrating a reduction melting facility used for producing granular metallic iron according to the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view corresponding to the line AA in FIG.
  • FIG. 3 is an explanatory cross-sectional view showing FIG. 1 by developing it in the longitudinal direction.
  • Figure 4 is a two-stage heating method in the present invention employing solid-reduction phase and ambient temperature through the melt phase when the starting molded body temperature, reduction ratio and CO, a graph showing changes in C ⁇ 2 emissions
  • Fig. 5 is a graph showing the transition of the metallization ratio of iron oxide and the amount of residual FeO in the raw material compact during the solid reduction period and the melting period.
  • FIG. 6 is a graph showing the relationship between the amount of carbon remaining in the reduced iron at a metallization ratio of 100% and the amount of carbon remaining in the finally obtained granular metallic iron.
  • Figure 7 is a graph showing the relationship between the metallization rate and the reducing power.
  • Fig. 8 is a graph showing the change in the internal temperature of the raw material compact and the change in the reducing power of the atmosphere gas when coal powder was used as the atmosphere modifier and when it was not used.
  • Figure 9 is a photograph showing the state of metallic iron and slug immediately after carburizing and melting obtained in the manufacturing experiment.
  • Figure 10 is an experimental graph that demonstrates the effect of reducing the S content of granular metallic iron obtained by adjusting the slag basicity by positively adding a Ca source to the raw material compact.
  • FIG. 11 is a graph showing the relationship between the basicity of the produced slag and the S content in the obtained granular metallic iron.
  • FIG. 12 is an explanatory diagram showing the raw material blending in the production of the granular metallic iron employed in the examples, and the ratio and composition of the produced granular metallic iron and the like.
  • Fig. 13 is a photograph showing the granular metallic iron obtained in Example 1.
  • Fig. 14 is a raw material mixture in the production of the granular metallic iron used in other examples, and a ratio and a component of the granular metallic iron. It is explanatory drawing which shows a composition etc.
  • Figure 15 is a photograph showing the granular metallic iron obtained in Example 2.
  • Figure 16 shows the relationship between the particle size of the raw material compact (dry pellet), the average particle size of the granular iron produced, and the average weight of the carrier. It is a graph shown.
  • BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION The granular metallic iron of the present invention is granular metallic iron obtained by reducing and melting a raw material containing a carbonaceous reducing agent and an iron oxide-containing substance, and has a Fe content of 94. % Or more (more preferably, 96% or more) and a C content of 1.0 to 4.5% (more preferably, 2.0 to 4.5%).
  • the S content is 0.20% or less, more preferably 0.08% or less, and the particle size is 1 to 30 mm (more than It is preferably within a range of 3 to 20 mm), and the reason for defining these numerical ranges is as follows.
  • the Fe content of the granular metallic iron is an important factor that governs its quality, and it must be high in Fe purity. Of course, this is desirable, but the present invention sets the standard at 94% or more, and more preferably at 96% or more. The reason is that, when used as iron and steelmaking raw materials, if the amount of impurities in the metallic iron exceeds 5% and becomes excessively large, the impurities will become slag or the like when melted in an electric furnace or the like.
  • the granular metallic iron of the present invention has an Fe content of at least 94% or more, more preferably 96% or more.
  • the C content of the metallic iron is important in securing the necessary C content according to the type of steel when using the metallic iron as a steelmaking raw material, etc., and increasing the versatility as a raw material iron. It is an element, and for that purpose, it is desirable to contain at least 1.0% or more, more preferably 2.0% or more.
  • the C content is excessively large, steel or alloy steel using the metallic iron as a raw material becomes brittle, and the toughness / impact resistance becomes significantly adversely affected. Therefore, in order to avoid such problems beforehand, decarburization treatment such as blowing is essential at the smelting stage. Therefore, iron and steelmaking raw materials can be used without increasing the burden of such additional processing.
  • the C content is 0.20 in the granular metallic iron of the present invention, which is used as a raw material, since it generally acts as a harmful element and adversely affects the physical properties of steel. % Or less, more preferably 0
  • the Si content should be in the range of 0.02 to 0.5% and the Mn content should be Should be kept below 0.3%.
  • the granular metallic iron of the present invention which is produced by the method described below and employed in the present invention, has a C content of 1.0 to 4.5% and a Si content due to its manufacturing method. Amount is more than 0.0 2%, 0
  • Mn content is 0.2%.
  • the granular metallic iron of the present invention in which the S content is reduced by increasing the basicity of the slag-forming component by adding a Ca source at the stage of producing the raw material compact, has a low S content. It is distinguished from metallic iron produced by the usual method in that it has a low level of 0.08% or less.
  • the granular metallic iron of the present invention has a particle size within a range of 1 to 30 mm. Fine particles having a particle size of less than 1 mm are liable to be mixed with fine slag components during separation and collection. Problems arise in the quality and handleability of the granular product due to reduced iron purity and easy scattering.
  • the upper limit of the particle size is determined as a limit particle size that can ensure a predetermined Fe purity or the like due to manufacturing restrictions, as will be described in detail later.
  • a large compact In order to obtain metallic iron with a large particle size exceeding mm, a large compact must be used as a raw material.
  • solid reduction period it takes time for heat to be transferred to the inside of the raw material compact, which not only reduces the efficiency of solid reduction, but also promotes uniform coalescence due to aggregation of molten iron after carburization and melting.
  • the shape of the obtained granular metallic iron becomes complicated and unspecified, and it becomes difficult to obtain uniform granular metallic iron having a uniform particle size.
  • the shape and size of the granular iron are not limited to the size of the above-mentioned raw material compact, but also include, for example, compounding raw materials (type of iron oxide source ⁇ composition of slag forming component), carburizing amount after solid reduction, furnace atmosphere It depends on the temperature (especially the ambient temperature in the section where carburization, melting, and agglomeration proceed), and also the supply density of the raw material compact to the reduction melting furnace.
  • the supply density has the same effect as the size of the raw material compact, and as the supply density increases, the molten metallic irons generated by carburizing and melting aggregate and coalesce on the hearth to form a larger size. It is easy to become something. If the supply density of the raw material compact is gradually increased and further supplied onto the hearth in a multi-layered state, the chance of the molten metal iron uniting and increasing the diameter increases. However, if the supply density is excessively increased, the rate of heat transfer in the furnace is reduced and the increase in the solid reduction rate is hindered.In addition, it becomes difficult for agglomeration and aggregation to proceed uniformly, and the shape of the granular metallic iron becomes complicated. Since it is unspecified, it is difficult to obtain granular metallic iron having a uniform particle size and a uniform shape.
  • Such problems arising from the size of the raw material compact and the like are remarkably manifested when trying to obtain a granular metallic iron having a particle size of 30 mm or more as a product. If the diameter is large, it can be obtained as a granular material having a relatively uniform particle size and appearance without such a problem. For these reasons, the present invention sets the upper limit of the particle size to 30 mm or less. However, those with a particle size of 3 to 15 mm can be obtained as a more uniform one with a uniform particle size and appearance.
  • the size of the granular metallic iron produced also varies depending on the brand and properties of the iron ore and the like to be blended in the raw material compact.
  • magnetite iron ore is used as the iron oxide source
  • Aggregation Although the properties are good, for example, the total amount of iron components contained in one raw material compact does not always aggregate into one granular metallic iron, and often aggregates into two or three granular irons. To be observed. Although the cause of this phenomenon has not been clarified, differences in the oxygen content as a source of iron oxide, differences in the crystal structure of iron ore, and differences in slag forming components derived from gangue components, etc. It is considered that it has complicated effects. However, in any case, it has been confirmed that if the product has a particle size of 3 Omm or less, granular metallic iron having a relatively uniform particle size and shape can be stably obtained.
  • the granular metallic iron of the present invention that satisfies all of these requirements can be produced using various types of steelmaking including electric furnaces, iron using steelmaking equipment and alloy steel manufacturing equipment, and iron for producing steel and various alloy steels. It can be used very effectively as a source.
  • FIGS. 1 to 3 show an example of a rotary hearth type reduction melting furnace used by the present inventors for producing the granular metallic iron according to the present invention.
  • Fig. 1 is a schematic diagram
  • Fig. 2 is a cross-sectional view taken along the line A-A in Fig. 1
  • Fig. 3 is the rotation of the rotary hearth in Fig. 1 for easy understanding.
  • 1 is a rotary hearth
  • 2 is a furnace body covering the rotary hearth
  • the rotary hearth 1 is driven at an appropriate speed by a driving device (not shown). It is configured to be able to rotate.
  • a plurality of combustion parners 3 are provided at appropriate places on the wall surface of the furnace body 2, and the heat of combustion of the combustion parner 3 and the radiation heat thereof are transmitted to the raw material molded body on the rotary hearth 1, thereby reducing the heat of the molded body.
  • Be Furnace body 2 the illustrated shows a preferred example, the furnace body 2 inside the three partition walls kappa 1 5 kappa 2, kappa 3 in the first zone second zone Zeta 2, Zone 3 Zeta 3, 4
  • the furnace 2 is partitioned into zones # 4 , and on the most upstream side in the rotational direction of the furnace body 2, raw material and auxiliary raw material charging means 4 are arranged facing the rotary hearth 1 and at the most downstream side in the rotational direction (rotational structure). Therefore, the discharge means 6 is provided at the position immediately upstream of the charging means 4).
  • the rotary hearth 1 When operating this reduction melting furnace, the rotary hearth 1 is rotated at a predetermined speed, and a raw material compact containing iron ore and a carbon material is charged onto the rotary hearth 1 from the charging device 4. It will be supplied so as to have a large thickness.
  • the raw material compact charged on the hearth 1 receives combustion heat and radiant heat from the combustion parner 3 in the process of moving through the first zone, and is formed by the carbon material in the compact and the combustion thereof. Iron oxide in the molded body is reduced by heating with carbon monoxide while maintaining the solid state.
  • Zone 4 is open to the atmosphere.
  • an example in which partitions the rotary furnace to three partition walls K l 5 kappa 2, kappa 3 in the first zone Zeta [rho second zone Zeta 2, Zone 3 Zeta 3 fourth zone Zeta 4
  • the present invention is not limited to such a split structure, and it is of course possible to appropriately change the size according to the size of the furnace, the target production capacity, the operation mode, and the like.
  • At least a partition is provided between the solid reduction region in the first half of the heat reduction and the carburization, melting, and agglomeration regions in the second half as described in detail later. It is desirable to have a configuration that can control the furnace temperature and atmospheric gas individually.
  • metallic iron is also generated by the smelting reduction, when the smelting reduction occurs, the reduced iron and the by-product slag are hardly separated, and the obtained reduced iron becomes spongy and hard to be granulated.
  • the amount of slag mixed into the reduced iron increases, and it becomes difficult to secure the Fe content rate defined in the present invention.
  • the molten metallic iron that has aggregated and coalesced is cast on the hearth and flattened, and may no longer be a granular material.
  • Figure 4 shows iron ore as a source of iron oxide and coal as a carbonaceous reducing agent.
  • the raw material compact (pellet with a diameter of 16 to 19 mm) using the material is charged into a furnace controlled at an ambient temperature of about 1300 ° C (straight line in the figure), and the reduction rate is reduced. (Removal rate of oxygen in the iron oxide in the raw material compact) is reduced to about 100%, and the obtained reduced iron is reduced to about 14425 at the point indicated by the straight line 3 in the figure. ° C
  • the graph also shows the internal temperature of the compact and the ambient temperature of the furnace, as well as the changes over time of carbon dioxide and carbon monoxide generated during the reduction process.
  • the raw material compact placed in the furnace was maintained at a solid state while maintaining a reduction rate (oxygen removal rate) of 80%.
  • the furnace temperature should be set to 1200 to 150 ° C., and more preferably to 1%. Solid reduction is performed while maintaining the temperature in the range of 200 to 140 ° C, and the furnace temperature is subsequently raised to 135 to 150 ° C to reduce the remaining iron oxide. If a two-stage heating method is adopted, in which the metallic iron produced is carburized and melted and agglomerated together with the reduction,
  • Granular metallic iron with high Fe purity can be produced stably and efficiently.
  • the time shown on the horizontal axis in Fig. 4 varies slightly depending on the composition of the iron ore and the carbonaceous material that constitute the raw material compact, but usually the solid reduction and melting of iron oxide takes about 10 to 13 minutes. In addition, coagulation and coalescence are completed, and granular metallic iron can be obtained.
  • the solid reduction of the raw material compact is limited to a reduction ratio of less than 80% and then the heating and melting is performed, the reduced iron formed becomes spongy as described above, and becomes hard to granulate.
  • the Fe content of the obtained metallic iron typically 94% or more.
  • carburizing, melting and agglomeration in the next step after securing a reduction rate of 80% or more, more preferably 94% or more in the final stage of solid reduction, iron ore etc. in the raw material compact Regardless of the brand and composition of the steel, the Fe F partially remaining in the raw material compact is efficiently reduced inside the green compact, and the slag by-produced in the subsequent carburizing and melting process is eliminated.
  • the preferable furnace temperature at which a high level of reduction rate can be secured is 1200
  • the granular metallic iron may not coalesce in the temperature range of 140 to 150 Ot: and increase in size, but the frequency and possibility are compared. Therefore, it is desirable to adopt a range of 1200 to 1500 ° C, and more preferably, a range of 1200 to 140 ° C, as a suitable temperature for the solid reduction period. Good.
  • the temperature inside the furnace was set at 1200 at the beginning of the solid reduction period, and the temperature was raised to 1200 to 150 Ot: in the latter half of the solid reduction. It is, of course, possible to promote reduction.
  • the compact Transfer to the melting zone, where the temperature has been increased to 14 25 ° C.
  • the internal temperature of the molded body rises, but it drops once at point C and then rises again to reach the set temperature of 144 ° C.
  • the drop is thought to be due to the heat being removed by the latent heat of melting associated with the melting of the reduced iron, that is, the point C can be regarded as the melting start point.
  • the melting start point is substantially determined by the amount of residual carbon in the reduced iron particles, and is rapidly melted by the reduction of the melting point due to the reduced iron being carburized by the residual carbon and CO gas therein.
  • the particles can be aggregated to form an appropriate particle size. If the amount of residual carbon in the reduced iron is less than 1.5%, the melting point of the reduced iron does not drop sufficiently due to the lack of carbon due to carburization, and the temperature for heating and melting is reduced to 1500. If the carburization amount is zero, that is, the melting temperature of pure iron is 1537 ° C, the reduced iron will melt if heated to a temperature higher than this temperature. However, in a commercial furnace, the operating temperature is preferably as low as possible to reduce the thermal load on the hearth refractories, so the operating temperature should be kept below about 1500. Is good.
  • the temperature at the time of carburizing and melting is preferably 50 to 200 ° C, more preferably 5 to 200 ° C than the temperature at the time of solid reduction. It is desirable to set the temperature to about 0 to 150 ° C. In the present invention, the range of 1.0 to 4.5%, more preferably 2.0 to 4.0%, of the carbon content in the finally obtained granular metallic iron can be ensured.
  • this carbon amount is almost determined by the amount of carbon material used in the production of the raw material compact and the atmosphere control during the solid reduction period.
  • the lower limit of the amount of carbon depends on the amount of residual carbon in the reduced iron at the end of solid reduction and the subsequent retention time (the amount of carburization), but as described above, it is approximately 100% at the end of solid reduction. If 1.5% of the residual carbon content can be secured while achieving the reduction rate, it is possible to secure 1.0% or more in the carbon content of the granular metal iron finally obtained.
  • the obtained granular metal can be obtained. It has been confirmed that the carbon content in iron can be increased to 4.5%. However, in order to stably maintain the more preferable range of 2.0 to 4.0% in the carbon content in the finally obtained granular metallic iron, the residual carbon amount at the completion of solid reduction is 1.5. It is desirable to control to within 4.5%.
  • Figure 5 shows the results of an investigation of the relationship between the metallization rate of the solid reduction product and the residual F e ⁇ and the residual carbon. It decreases as it rises.
  • the solid reduction of the raw material molded body proceeds in a furnace controlled at 1200 to 150 ° C., and thereafter, The carburization, melting, and agglomeration of the reduced iron proceed during the melting period controlled by a temperature of 135 ° to 150 °° and a high reducing atmosphere.
  • the relationship between the residual carbon and the residual carbon changes in a relationship corresponding to the curve on the right side of the straight line 1 in FIG.
  • (1) and (2) in Fig. 5 are curves showing the relationship between the metallization ratio and the residual carbon content.
  • (1) shows that the residual carbon content at the metallization ratio of 100% is 1%. 5%
  • (2) shows the case where the amount of carbon remaining at the time of the metallization ratio of 100% is 3.0%, which is necessary for obtaining the granular metallic iron of the present invention. It is desirable to adjust the blending amount of the carbon material in the production stage of the raw material molded article so that the residual carbon amount is equal to or more than the curve (1).
  • the blending amount of the carbon material during the production of the raw material compact is fixed, the amount of residual carbon at the time of 100% metallization varies slightly depending on the reducing power of the atmosphere gas in the furnace. Therefore, the blending amount of the carbon material should be appropriately controlled each time in accordance with the reducing power of the atmospheric gas during operation, but in any case, the final amount at the time of the 100% metallization ratio is required. To reduce the residual carbon content to 1.5% or more. It is desirable to adjust the amount of carbon material.
  • Fig. 6 shows the result of examining the relationship between the final residual carbon content at the metalization ratio of 100% and the C content of the obtained granular metallic iron. Is 1.5 to 5.0%, it is possible to secure 1.0 to 4.5% in the C content of the obtained granular metallic iron, and to reduce the residual carbon content to 2.5 to 4.5%. If it is set to 5%, 2.0 to 4.0% can be secured in the amount of C in the obtained metallic iron.
  • metallization rate and reduction rate are used as indices indicating the reduction state of F e ⁇ , and their definitions are as follows, and the relationship between the two is shown in FIG. 7, for example. be able to.
  • the relationship between the two depends on the brand of iron ore used as the iron oxide source, but Fig. 7 shows the results when using magnetite (Fe 3 O 4 ) as the iron oxide source. The relationship is shown.
  • Reduction rate [amount of oxygen removed in reduction process Z amount of oxygen in iron oxide contained in raw material compact] X I 0 0 (%)
  • the panner heating is used for heating the raw material compact.
  • a large amount of CO gas and a small amount of CO 2 gas are generated by the reaction between the iron oxide source and the carbon material in the raw material compact charged in the furnace. Therefore, the vicinity of the raw material compact is maintained in a sufficient reducing atmosphere by the shield effect of the C0 gas released from itself.
  • the self-shielding effect is low due to the rapid decrease in the amount of CO gas generated.
  • it becomes susceptible to the combustion exhaust gas (oxidizing gas such as C 2 or H 2 ) generated by the burner heating, and the angle-reduced metallic iron becomes susceptible to re-oxidation.
  • the combustion exhaust gas oxidizing gas such as C 2 or H 2
  • the angle-reduced metallic iron becomes susceptible to re-oxidation.
  • coal particles having different particle sizes are used as an atmosphere control agent, and are spread on an alumina tray with a thickness of about 3 mm, and then a raw material molded body 50 to 6 having a diameter of about 19 mm is placed thereon.
  • a thermocouple was set in one of them, placed in a box-type electric furnace, and the temperature during heating was measured, and the gas composition generated was measured. The possibility of reoxidation of the metallic iron produced was investigated.
  • the maximum temperature of the electric furnace is about 1450 X Set so as to be, and the initial furnace atmosphere gas composition C 0 2: 2 0%, N 2: the 8 0%.
  • Figure 8 shows the results of measuring the temperature of the raw material compact and the atmosphere gas composition detected by the thermocouple over time when the temperature inside the electric furnace was gradually increased, and the horizontal axis is the temperature. change, the vertical axis represents the representative of the simple reducing power of the atmosphere gas (CO) / (CO + CO 2).
  • the atmosphere gas CO
  • Figure 8 shows the results when using fine coal powders A and B whose particle size was adjusted to 20 mm or less, when coarse-grained coal was used as the atmosphere modifier.
  • (C) is much lower than the FeO-Fe equilibrium curve, indicating that the reduced iron as a whole melts while a portion undergoes smelting reduction. Even in this case, metallic iron is formed, but as described above, when smelting reduction occurs, metallic iron is not only easily sponge-like and granulated, but also it is difficult to sufficiently increase the Fe purity of metallic iron. .
  • (1) and (2) use finer coal powder as an atmosphere conditioner.
  • the reducing power of the atmospheric gas has been greatly improved, and the area (A) in which the reduced iron is carburized, melted and agglomerated is Fe) — It is located in the upper part of the F e equilibrium curve where F e O is not generated.
  • (3) is an example using coarse coal.
  • the region (B) where the reduced iron is carburized, melted and agglomerated is slightly below the FeO-Fe equilibrium curve.
  • the reducing power of the atmospheric gas is at least 0.5, more preferably at least 0.6, even more preferably at least 0.7. If the reducing power of the atmospheric gas is controlled so as to be on the F e -1 Fe equilibrium curve, the carburization, melting, and agglomeration of the reduced iron generated by solid reduction will not occur. It is possible to produce granular metallic iron with an Fe content of 94% or more and a carbon content in the range of 1.0 to 4.5% extremely efficiently. confirmed. .
  • the particle size of the coal powder is most preferably in the range of 0.3 to 1.5 mm.
  • the thickness be at least about 2 mm, more preferably at least 3 mm.
  • the thickness is preferably suppressed to about 7 mm or less, more preferably to about 6 mm or less.
  • the atmosphere conditioner may be any other than coal, such as coke or charcoal, as long as it is a source of CO generation. It is also possible to use.
  • This atmosphere conditioner may be preliminarily spread on the hearth before the raw material compact is loaded on the hearth, in which case, the reduction slag may ooze out during the melting process. It also functions to protect hearth refractories. However, the above effect of the atmosphere modifier is expected during carburization, melting, and coagulation after the completion of solid reduction.Therefore, the raw material compact may be sprinkled on the hearth from above immediately before carburization and melting start. Of course, it is effective.
  • the reoxidation of the reduced iron can be prevented and the granulation by carburization, melting and agglomeration can be efficiently promoted, particularly by increasing the reducing power of the atmosphere gas during carburizing and melting.
  • the temperature during the carburizing / melting / aggregation period is 130 ° C. It is desirable to maintain the temperature in the range of 0 to 150 ° C., and more preferably, the temperature in the solid reduction period is 50 to 200 ° C. more than the temperature in the carburizing, melting, and agglomeration periods. It is desirable to control to C low temperature.
  • the upstream side is a solid reduction section
  • the downstream side is a carburizing / melting / agglomerating section.
  • the temperature and atmosphere gas composition are individually set in each section. It is desirable to have a structure that can be controlled in a controlled manner.
  • Fig. 3 shows an example in which three partitions are used to divide the partition into four partitions so that more strict control of the temperature and the composition of the atmosphere gas can be performed. It can be increased or decreased at will according to the size and structure of the equipment.
  • the granular metallic iron of the present invention obtained by the above method contains almost no slag component, exhibits high purity of 94% or more in Fe purity, more preferably 96% or more, and has a high carbon content. Can be obtained in the range of 1.0 to 4.5% and the particle size is in the range of 1 to 3 Omm.
  • This granular metallic iron can be obtained from existing steelmaking equipment such as electric furnaces and converters. Used as an iron source. However, when these are used as steelmaking raw materials, it is desirable to reduce the sulfur [S] content as much as possible. Therefore, in the above-mentioned process of producing the granular metallic iron, further studies were conducted to obtain as low granular [S] granular metallic iron as possible by removing S component contained in the iron ore and the carbonaceous material as much as possible.
  • a CaO source in addition to quick lime, slaked lime or carbonate
  • a CaO source in addition to quick lime, slaked lime or carbonate
  • slag forming components such as gangue components contained in iron ore. i ⁇ 2 ratio
  • Ri preferably 0.9 to 1.5 range with components adjusted so made of the S content of the granular metallic iron finally obtained It was confirmed that it could be reduced to 0.08% or less.
  • Coix coal which is most commonly used as a carbonaceous reducing agent, usually contains about 0.2 to 1.0% of S, and most of these [S] are metal. Incorporated in iron.
  • basicity adjustment is not performed by positive addition of CaO source Basicity calculated from the slag forming component contained in the raw material molded product Although there is a considerable difference depending on the brand of iron ore, etc. In most cases, S is less than 0.3. In such a low basicity slag, the incorporation of sulfur (vulcanization) into metallic iron during solid reduction or subsequent carburization, melting and coagulation is inevitable. Approximately 85% of the total [S] contained in the raw material compact is taken into metallic iron. As a result, the [S] content of the granular metallic iron is increased, which impairs the quality of the product metallic iron.
  • the basicity of the slag forming component falls within the range of 0.6 to 1.8 by actively adding the Ca source in the production stage of the raw material molded body.
  • solid reduction and carburization, melting, and coagulation
  • the contact area between the slag and metal in the molten iron and molten slag is extremely small, and the reduced iron is carburized, melted and agglomerated. It is hardly expected that the sulfur content will be reduced by the subsequent slag-metal equilibrium reaction. Therefore, the desulfurization mechanism by the active addition of CaO to the raw material compact adopted in the above method is based on the C-specific S capture reaction that occurs during the progress of carburizing, melting, agglomeration and slag separation of reduced iron. This is thought to be due to the effect of preventing vulcanization of the granular metallic iron.
  • the amount of CaO added for basicity adjustment should be determined according to the amount and composition of gangue components contained in iron ore, the type and amount of carbonaceous materials to be blended, etc. With all slag forming ingredients
  • the standard addition amount for adjusting the basicity to the above-mentioned range of 0.6 to 1.8 is in the range of 2.0 to 7.0% in the total amount of the molded body in terms of pure CaO. And more preferably in the range of 3.0 to 5.0%.
  • slaked lime [Ca (OH) 2 ] or calcium carbonate (CaC03) is used, the amount added is as described above. C a O equivalent.
  • Apparent desulfurization rate (%) [S (%) in granular metallic iron when using CaO-added raw material compact / Ca a S in granular metallic iron when using additive-free raw material compact (%)] XI 0 0
  • Figure 10 shows the reduction and melting of the raw material compact formed by mixing iron ore, carbonaceous material, a small amount of binder (such as bentonite) and an appropriate amount of CaO, and performing the above-mentioned method. This figure shows the results of examining the change in S when aging.
  • This figure illustrates the relationship between the basicity of the final slag generated when the amount of added Ca source is changed and the [S] in the granular metallic iron, and each point in the figure is the actual value.
  • the results of basic experiments obtained by the box-type electric furnace are also shown in the shaded area.
  • an electric heating method was adopted, and an inert gas was used as the atmospheric gas. This is advantageous for sulfuric acid.
  • the burner exhaust gas is used, so that the reducing power of the atmosphere gas is lower than that of the basic experiment. ] The amount is higher than the result of the basic experiment.
  • the basic tendency almost follows the results of the basic experiment, and the [S] level of the granular metallic iron in the [area (A)] when the Ca 0 source is not added at all is about 0.12%.
  • the [S] amount decreases to 0.05 to 0.08% as in the region (B), and the apparent desulfurization rate becomes about 33 to 58. %.
  • the basicity is further increased to 1.5, it can be confirmed that [S] in the metallic iron can be reduced to approximately 0.05% as in the region (C).
  • the S-capacity of the generated slag increases.
  • the content of S is significantly increased and the amount of S incorporated into the granular metal iron is greatly reduced, so that it is possible to easily obtain the granular metal iron having the S content of 0.08% or less as intended in the present invention.
  • the amount of S discharged outside the furnace as SOX etc. in a series of granular metal iron production processes is greatly reduced, so that air pollution due to exhaust gas is reduced and exhaust gas desulfurization is also performed. Desulfurization negative even when processing The load can be greatly reduced.
  • the two-stage heating method of the solid reduction period and the carburizing / melting / agglomeration period was adopted as described above, and the solid reduction period was 1200 to 140 ° C.
  • the solid reduction period was 1200 to 140 ° C.
  • the solid reduction was sufficiently advanced at a temperature lower than the melting point of by-product slag, and then the By reducing residual FeO and carburizing and melting and reducing iron, the undesired seepage of by-product slag can be minimized.
  • the amount of carbonaceous reducing agent in the raw material compact and the solid reduction By appropriately controlling the temperature conditions at the time of carburization, the temperature conditions during carburizing and melting, and the composition of the atmosphere gas, reduction, carburizing and melting, agglomeration, and coalescence can proceed efficiently, and appropriate It is possible to obtain a granular metal iron having a very high purity of Fe that satisfies the carbon content and the particle size, and under such conditions, the Si content in the obtained granular metal iron is 0.0. It falls within the range of 2 to 0.5% and the Mn content is
  • the granular metal iron can be reduced in S.
  • the granular metallic iron of the present invention thus obtained has a high Fe purity, contains an appropriate amount of carbon, and has a particle size of 1 to 30 mm, which is excellent in handling as a product. Of diameter and shape It is a complete product and can be effectively used as an iron source for producing steel, steel, or various alloy steels.
  • Hematite-based iron ore as an iron source, coal and a small amount of binder (bentonite) are uniformly mixed to produce a raw material compact with a diameter of about 19 mm. That is, the compact was charged into a rotary hearth-type reduction-melting furnace as shown in FIGS. 1 to 3 described above, and the atmosphere temperature was controlled to about 1350 to reduce the metallization ratio. Proceed with solid reduction to about 90%. After that, it was subsequently sent to a carburizing / melting / agglomeration zone where the ambient temperature was set to 144 ° C to carry out carburizing / melting and agglomeration and separation of by-product slag to produce granular slag-free metallic iron.
  • a carburizing / melting / agglomeration zone where the ambient temperature was set to 144 ° C to carry out carburizing / melting and agglomeration and separation of by-product slag to produce granular slag-free metallic iron.
  • carburizing is carried out by preliminarily spreading coal particles having a particle size of 2 mm or less on the hearth as an atmosphere adjuster to a thickness of about 5 mm and then charging the raw material compact.
  • the melting gas was controlled so that the reducing power of the atmosphere gas during the coagulation period was in the range of 0.60 to 0.75.
  • Figure 12 shows the composition of the raw materials, the composition of the reduced iron at the end of the solid reduction, the composition of the metallic iron finally obtained, and the composition of the generated slag. Indicated.
  • the metallic iron that has been melted and agglomerated and almost completely separated from the slag is sent to the cooling zone, cooled to 100 ° C and solidified, and then discharged out of the furnace by the discharger.
  • the composition ratio of each of the slag, by-product slag and surplus carbon material and their composition were analyzed. Composition analysis was performed by extracting the reduced iron just before carburizing and melting in the reduction melting furnace, and the result was a metallization ratio of about 90% and a residual carbon content of 4.58%.
  • the time from charging of the raw material compact to removal as metallic iron is as short as about 9 minutes, and the obtained metallic iron has a C content of 2.88% and a Si content.
  • Example 2 The content was 0.25% and the S content was 0.165%, and this metallic iron could be easily separated from slag by-produced.
  • the obtained granular metallic iron was as shown in the photograph of FIG. 13 and had a uniform particle size composition with a diameter of about 1 Omm and a substantially uniform particle size.
  • Magnetite iron ore was used as the iron source, which was coal and a small amount of 5% for binder (bentonite) and slag basicity adjustment. homogeneously mixed with a C_ ⁇ 3, to prepare a raw molded body having a diameter of about 1 9 mm by granulation.
  • This raw material compact was placed on a hearth in which coal particles (average particle diameter: about 3 mm) as an atmosphere control agent were spread to a thickness of about 3 mm, and the atmosphere temperature was changed in the same manner as in Example 1 above.
  • the solid reduction was continued until the metallization ratio reached approximately 100% while maintaining the temperature at approximately 135 ° C, and then it was sent to the melting zone maintained at 144 ° C, where it was carburized.
  • Raw slag was separated to produce slag-free metallic iron. Mixing of raw materials at this time, reduction at the end of solid reduction Figure 14 shows the iron composition, the composition of the finally obtained metallic iron, and the composition of the resulting slag.
  • the metallic iron that has melted and agglomerated and is almost completely separated from the slag is sent to the cooling zone, cooled to 100, solidified and then discharged out of the furnace by the discharger, and the collected granular metallic iron , And by-product slag and surplus carbon material formation ratios and their respective composition analyzes were performed.
  • the metallization ratio was about 92.3% and the residual carbon amount was 3.97%.
  • the time from charging of the raw material compact to removal as granular metallic iron is as short as about 8 minutes, and the obtained granular metallic iron has a C content of 2.10% and an Si content. Was 0.09% and the S content was 0.07%. That is, in this experiment, a CaO source was added to lower the S, so that a lower S than in Example 1 was achieved.
  • the obtained granular metallic iron is as shown in the photograph of FIG. 15, and 98% or more of the total granular iron was in the range of 5 to 30 mm in particle diameter. In this example, there was a concern that molten slag might seep out in the latter half of solid reduction due to the lowering of the melting point of by-product slag due to the addition of a Ca source.
  • a two-stage heating method is adopted, in which the temperature is set to 350 ° C and the temperature is raised to 135 ° C to 150 ° C after reducing iron with a high metallization rate by solid reduction.
  • Example 1 in which no CaO source was added was used.
  • the presence of a high concentration of Fe— (Mn) —S on the reduced iron surface was confirmed, and it was confirmed that this was taken into the molten iron during carburizing and melting, whereas the Ca0 source was In the present example where S was added, it was confirmed that most of S was reacted and fixed with the C a source at the end of solid reduction, and that the incorporation of S into the molten iron was suppressed in the carburizing and melting process. .
  • the particle size which is the best handleable as metallic iron product, can be obtained. It can be seen that granular iron in the range of ⁇ 20 mm can be produced efficiently.
  • INDUSTRIAL APPLICABILITY The present invention is configured as described above, has a high Fe purity and contains an appropriate amount of C, and has a particle size structure that is easy to handle, or has an S content. Low, and low in Si and Mn content As a result, it is possible to provide granular metal iron which is easy to handle and has stable quality as an iron source. Moreover, by appropriately controlling the production conditions as described above, this granular metallic iron can be produced stably with good reproducibility and efficiently.

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Description

粒状金属鉄
粒状金属鉄
技術分野 本発明は、 鉄鉱石等の酸化鉄とコークス等の炭素質還元剤 を含む原料を還元溶融す明る こ とによって得られる、 F e純度 が高く て Cや S含有量、 更には S i , M nの含有量が特定さ れる と共に、 粒径の特定された粒状金属鉄に関するものであ 書
る。 背景技術 鉄鉱石等の酸化鉄源を炭材ゃ還元性ガスによ り直接還元し て還元鉄を得る直接製鉄法は古く から公知であ り 、 具体的な 還元法や連続還元設備についても多く の研究が進められてい る。
その一例と して特開平 1 1 — 3 3 7 2 6 4号公報には、 製 鋼ダス トゃ粉鉱等の酸化鉄源を炭素質還元剤と混合し、 これ をバイ ンダ一で固めて成形した生ペレツ トを加熱 ' 還元する 際に、 未乾燥状態の生ペレッ ト を急速に加熱した時に生じる 爆裂を、 予熱帯を設けこ とによって防止し、 還元鉄を連続的 に効率よく製造する こ とのできる回転型炉床が開示されてい る。
しかしながら本例を含めて、 酸化鉄源と還元剤を含む成形 体を加熱 · 還元して金属鉄を製造する技術では、 例えば鉄源 と して鉄鉱石などを使用した時に混入してく るスラグ成分が 金属鉄中に少なからず混入してく る。 特に、 金属鉄をスポン ジ状で得る方法では、 金属鉄中に混入してく るスラグ成分の 分離除去が困難であるので、 F e 純度はかな り低いものとな る。 従ってこれら を鉄源と して使用する際には、 相当量混入 しているスラグ成分を予め除去するための予備処理が必須と なる。 また、 従来の直接製鉄法で得られる金属鉄の殆どはス ポンジ状で破損し易いため鉄源と しての取扱いが面倒であ り 製鉄 · 製鋼用あるいは合金鋼製造用原料等と して実用化する には二次加工してプリ ケッ ト化するなどの工程を必要と し、 付帯設備にも少なからぬ経済的負担が強い られる。
また特開平 9 一 2 5 6 0 1 7 号公報には、 酸化鉄と炭素質 還元剤を含む成形物を加熱還元し、 金属鉄外皮を生成且つ成 長させて内部に酸化鉄が実質的に存在しなく なるまで還元を 進めると共に、 内部に生成スラグの凝集物を形成させ、 その 後更に加熱を続けて内部のスラグを金属鉄外皮の外側へ流出 させてスラグを分離し、 更に加熱して金属鉄外皮を溶融させ る こ とによ り 、 金属化率の高い粒状の金属鉄を得る方法を開 示している。
と ころが、 これらの先行技術を含めてこれまでに知られて いる粒状金属鉄の製法では、 製鉄 · 製鋼用あるいは合金鋼製 造用等の原料と しての品質や取扱い性などを総合的に考慮し て、 粒径範囲の特定された金属鉄を効率よく 製造し得る様な 技術は確立されていない。 また粒状金属鉄の純度については 高純度で不純物含量のできるだけ少ないものが好ましいとい つた当然の要望はあるにしても、 製鉄 · 製鋼原料などと して 用い られる粒状金属鉄に最適の炭素含有量を特定する といつ た具体的な思想はなく 、 また、 炭素含有量を特定範囲に制御 する ことのできる具体的な製造技術も確立されていない。
更に、 鉄鉱石等の酸化鉄源を還元して金属鉄を製造する際 には、 還元剤と してコ一クスゃ石炭粉等が一般的に使用され るが、 これら還元剤の中には通常多く の硫黄 [ S ] が含まれ てお り、 これらは還元溶融によって生成する金属鉄中に混入 してく るため、 通常の粒状金属鉄中には多量の [ S ] が含ま れている。 そのため、 これを製鉄 · 製鋼用の原料等と して実 用化するには脱硫処理が不可欠であ り、 これも粒状金属鉄の 品質を下げる大きな原因になっている。
従って、 還元溶融法によって製造される粒状金属鉄の付加 価値を高めるには、 単に高純度化を進める といった希望的要 求を超えて、 原料としての生産可能性や取扱い性などを総合 的に考慮して、 最適の粒度構成を有する と共に、 硫黄の如き 不純物含有量の特定された金属鉄を確保し、 例えば、 電気炉 等を用いた製鉄 · 製鋼コス トの低減、 或いは鉄 · 鋼材や各種 合金鋼などの製造原料として使用する際の選択の柔軟性向上 といった市場の要求に柔軟に対応できる様な技術を確立する ことが望まれる。
本発明は上記の様な状況に着目 してなされたものであって その目的は、 鉄源と しての生産可能性や取扱い性などを総合 的に考慮し、 好適な粒度構成を有する と共に、 炭素や硫黄の 如き不純元素含有量が特定されてお り 、 例えば電気炉などを 用いた製鉄 · 製鋼コス トの低減、 或いは金属鉄製造における 使用原料の選択の柔軟性向上といった市場の要求に柔軟に対 応する ことのできる安定した品質の粒状金属鉄を提供する こ とにある。 発明の開示 上記課題を解決する こ とのできた本発明の粒状金属鉄とは 炭素質還元剤と酸化鉄含有物質を含む原料を還元溶融して得 られる粒状金属鉄であって、 F e含有量が 9 4 % (以下、 成 分含有量の場合は全て質量％を意 I*する） 以上、 C含有量が 1 . 0 〜 4 . 5 %であ り 、 或いは更に S含有量が 0 . 2 0 % 以下であ り 、 粒径が 1 〜 3 0 mmである と ころに要旨を有し ている。
なお本発明の粒状金属鉄とは、 必ずしも真球状である こ と を意味する ものではなく 、 楕円状、 卵形状、 あるいはそれら が若干偏平化したものを包含する粒状物を総称するもので、 上記直径 1 〜 3 0 m mの粒径は、 長径と短径および最大厚と 最小厚さの総和を 4で除した値を意味する。
この粒状金属鉄は、 更に他の成分と して 0 . 0 2〜 0 . 5 0 %の S i を含有し、 M n含有量が 0 . 3 %未満である もの が好ましい。
この粒状金属鉄は、 前記原料を加熱してその中に含まれる 酸化鉄を炭素質還元剤との反応、 更にはその反応によって生 成する還元性ガス （ C O ) によ り 固体状態で加熱還元し、 生 成する還元鉄を浸炭雰囲気下で更に加熱する こ とによ り浸 炭 · 溶融させ、 副生するスラグを排斥しつつ粒状に凝集させ る こ とによって得る ことができ、 このとき、 前記原料中に C a 〇源を含有させ、 該原料中のスラグ形成成分の塩基度 （ C a 〇 Z S i O 2 ) が 0 . 6 〜 1 .' 8 の範囲となる様に調整す れば、 原料中に含まれる Sが還元溶融時に生成するスラグに 効率よく捕捉され、 S含有量が 0 . 0 8 %以下の粒状金属鉄 を得るこ とができる。
また粒状金属鉄の前記 C含有量は、 前記原料を還元溶融す る際に、 前記加熱還元後の金属化率が 1 0 0 %の時点で残留 C量が 1 . 5 〜 5 . 0 %の範囲となる様に、 原料中の炭素質 還元剤量を調整する こ とによって、 前記規定範囲内に収める こ とができる。 図面の簡単な説明 図 1 は、 本発明にかかる粒状金属鉄の製造に用いられる 還元溶融設備を例示する説明図である。
図 2 は、 図 1 における A— A線断面相当図である。
図 3 は、 図 1 を長手方向に展開して示す断面説明図であ る。
図 4は、 本発明で 2段加熱方式を採用 した時の固体還元 期および溶融期を通した雰囲気温度、 原料成形体温度、 還元 率および C O , C 〇 2ガス排出量の推移を示すグラフである 図 5 は、 同じく 固体還元期および溶融期を通した原料成 形体中の酸化鉄の金属化率と残留 F e O量の推移を示すダラ フである。
図 6 は、 金属化率 1 0 0 %時点で還元鉄中に残留する炭 素量と、 最終的に得られる粒状金属鉄中の残留炭素量の関係 を示すグラフである。
図 7 は、 金属化率と還元力の関係を示すグラフである。 図 8 は、 雰囲気調整剤として石炭粉を使用した時と使用 しなかった時の原料成形体の内部温度変化と雰囲気ガスの還 元力の変化を示すグラフである。 図 9 は、 製造実験で得た浸炭 · 溶融直後の金属鉄とスラ グの状況を示す写真である。
図 1 0 は、 原料成形体中に C a 〇源を積極添加してスラ グ塩基度を調整する ことによって得られる粒状金属鉄の低 S 化効果を立証する実験グラフである。
図 1 1 は、 生成スラグの塩基度と得られる粒状金属鉄中 の S含有量の関係を示すグラフである。
図 1 2 は、 実施例で採用した粒状金属鉄の製造における 原料配合、 および製造された粒状金属鉄などの比率や成分組 成等を示す説明図である。
図 1 3 は、 実施例 1 で得た粒状金属鉄を示す写真である 図 1 4 は、 他の実施例で採用 した粒状金属鉄の製造にお ける原料配合、 および粒状金属鉄の比率や成分組成等を示す 説明図である。
図 1 5 は、 実施例 2 で得た粒状金属鉄を示す写真である 図 1 6 は、 原料成形体（乾燥ペレッ ト）の粒径と生成する 粒状鉄平均粒径および担体平均重量の関係を示すグラフであ る。 発明を実施するための最良の形態 本発明の粒状金属鉄は、 炭素質還元剤と酸化鉄含有物質を 含む原料を還元溶融して得られる粒状の金属鉄であり 、 F e 含有量が 9 4 %以上 （よ り好まし く は 9 6 %以上） で、 C含 有量が 1 . 0 〜 4 . 5 % (よ り好ましく は 2 . 0 〜 4 .
0 % ) 、 或いは更に S含有量が 0 . 2 0 %以下、 より好ま し く は 0 . 0 8 %以下であ り、 且つ粒径が 1 〜 3 0 mm (よ り 好ましく は 3〜 2 0 m m ) の範囲に収まるもので、 これらの 数値範囲を定めた理由は下記の通りである。 まず該粒状金属鉄の F e含有量は、 その品質を支配する重 要な要素であ り 、 F e純度の高いものである こ と、 裏を返せ ば不純物成分の含有量が極力少ないものである こ とが望まし いこ とは当然であるが、 本発明ではその基準を 9 4 %以上、 よ り好ま し く は 9 6 %以上と定めている。 その理由は、 製 鉄 · 製鋼原料などと して使用する際に、 該金属鉄中の不純物 量が 5 % を超えて過度に多く なる と、 電気炉などで溶融する 際にそれら不純物がスラグなどと して湯面上に生成し、 その 除去作業が煩雑になる。 また、 例えば S， M n， S i ， Pの 如き溶鋼中に溶解する元素は、 該金属鉄を用いて得られる最 終製品の物性に悪影響を及ぼすので、 溶製段階で脱硫、 脱り ん、 脱珪などの処理が不可欠とな り、 それらの予備処理に少 なか らぬ手数と時間を要する こ とになる。 これらのこ とから 本発明の粒状金属鉄は F e含有量が少なく と も 9 4 %以上、 よ り好ま しく は 9 6 %以上である こ とを必須とする。
また該金属鉄の C含有量は、 該金属鉄を製鋼原料等と して 使用する際における鋼の種類に応じた必要 C量を確保し、 原 料鉄としての汎用性を高める上で重要な元素であ り、 そのた めには少なく とも 1 . 0 %以上、 よ り好ま しく は 2 . 0 %以 上含有するものである こ とが望ま しい。 しかし、 C含有量が 過度に多く なる と、 該金属鉄を原料として用いた鋼や合金鋼 が脆弱になって靭性ゃ耐衝撃性に顕著な悪影響を及ぼすよう になる。 従ってこう した問題を未然に回避するには、 溶製段 階で吹鍊などの脱炭処理が必須となる。 よって、 こう した付 加的処理の負担を加重する こ となく製鉄 · 製鋼原料などと し て支障なく使用可能にするには、 C含有量を多く とも 4. 5 %以下、 好ま しく は 4. 0 %以下に抑える こ とが望ましい また S は、 製品鋼種によっては被削性向上元素等と して有 効に作用する こ ともあるが、 通常は有害元素と して鋼の物性 に悪影響を及ぼすので、 原料と して用いる本発明の粒状金属 鉄においては S含有量を 0 . 2 0 %以下、 更に好ましく は 0
0 8 %以下に抑える こ とが望ま しい。 また、 多様な鋼種の製 造に幅広く使用できる鉄源と して適用範囲の柔軟性を高める には、 S i 含有量は 0 . 0 2 〜 0 . 5 %の範囲に、 また M n 含有量は 0 . 3 %未満に抑える こ とが望ま しい。
本発明にかかる粒状金属鉄の上記 C含有量、 更には S， S
1 , M n等の含有量は、 現在最も汎用されている高炉を用い た銑鉄との対比においてその特徴を確認できる。 即ち高炉で 製造される銑鉄中に含まれる C， S， M n , S i 等の含有量 は、 使用される酸化鉄源ゃコ一クスの種類や操業条件等によ つて異なるが、 通常は [ C ] = 4. 3 〜 4. 8 %、 [ S i ] = 0 . 2 〜 0 . 6 %、 [M n ] = 0 . 3 〜 0 . 6 %の範囲に 収まっている。 特に高炉製鉄法では、 生成した溶融金属鉄は 高炉下部で多量のコークス共存下の高い還元性雰囲気で浸炭 されるため、 C含有量はほぼ飽和状態に達している。 また特 に脈石成分と して混入してく る S i 0 2は、 高温雰囲気下で 多量に存在するコークスによって比較的還元され易いため、 溶融金属鉄中には 0 . 2 〜 0 . 6 %程度の S i が含まれてお り、 S i 含有量が 0 . 2 0 %未満の溶融金属鉄を得る ことは 容易でない。 また M n〇は S i 〇 2よ り も更に還元され易い ため、 原料鉄鉱石中に多量の M n Oが含まれている場合は強 還元性雰囲気下で容易に還元され、 溶融金属鉄中の M n含有 量は必然的に多く なる。 これに対し、 本発明で採用される後述する様な方法で製造 される本発明の粒状金属鉄は、 その製法上の特徴から C含有 量は 1 . 0〜 4. 5 %で、 S i 含有量は 0. 0 2 %以上、 0
5 %以下、 よ り好ましく は 0. 2 %未満、 M n含有量は 0.
3 %未満である点で、 上記通常の金属鉄とはこれら含有元素 量において違いが見られる。 更に、 後で述べる如く 、 原料成 形体の製造段階で C a〇源を添加してスラグ形成成分の塩基 度を高める こ とによって低 S化を図った本発明の粒状金属鉄 は、 S含有量も 0. 0 8 %以下の低レベルである点で、 通常 の方法によ り製造された金属鉄とは区別できる。
更に本発明の粒状金属鉄は、 粒径が 1〜 3 0 m mの範囲に 収まる こ とが重要であ り 、 1 mm未満の微粒物では、 分別回 収時に微細なスラグ成分混入し易く なつて鉄分純度が低下し た り、 飛散し易 くなるなどの理由で粒状製品と しての品質や 取扱い性に問題が生じてく る。
一方、 粒径の上限は、 追って詳述する如く 製造上の制約か ら所定の F e純度などを確保する こ とのできる限界の粒径と して定めたもので、 該粒径が 3 0 mmを超える大粒径の金属 鉄を得るには、 原料として大きな成形体を使用 しなければな らず、 後述する様な固体還元と浸炭溶融を行なって粒状金属 鉄を製造する際に、 特に固体還元期において原料成形体の内 部にまで熱が伝達するのに時間がかかり、 固体還元の効率が 低下するばか り でなく 、 浸炭 · 溶融後における溶融鉄の凝集 による合体が均一に進行し難く なり 、 得られる粒状金属鉄の 形状が複雑且つ不特定となって粒径の揃った均質な粒状金属 鉄が得られ難く なる。 また粒状鉄の形状や大きさは、 上記原料成形体の大きさ以 外にも、 例えば配合原料 （酸化鉄源の種類ゃスラグ形成成分 の組成など） 、 固体還元後の浸炭量、 炉内雰囲気温度 （特に 浸炭 · 溶融 · 凝集が進行する区画の雰囲気温度） 、 更には還 元溶融炉への原料成形体の供給密度などによっても変わって く る。 このうち供給密度は、 前記原料成形体のサイズと共通 する影響を及ぼし、 供給密度を高めるほど、 浸炭 · 溶融によ つて生成する溶融金属鉄同士が炉床上で互いに凝集、 合体し て大きなサイズのものになり 易 く なる。 そして、 原料成形体 の供給密度を徐々 に高め、 更には多層積層状態で炉床上に供 給すれば、 溶融金属鉄が合体して大径化するチャ ンスは増大 する。 しかし、 供給密度を過度に高める と炉内での伝熱速度 が低下して固体還元率の上昇が阻害される他、 凝集 · 合体が 均一に進行し難く なつて粒状金属鉄の形状が複雑且つ不特定 となり 、 粒径の揃った均質な形状の粒状金属鉄が得られ難く なる。
こう した原料成形体のサイズ等に由来する問題は、 製品と して得られる粒状金属鉄として粒径が 3 0 m m以上のものを 得よう とする と顕著に現われるが、 3 0 m m以下の粒径のも のであればその様な問題を生じる こ となく粒径や外観形状の 比較的揃った粒状物と して得る こ とができる。 この様な理由 か ら、 本発明では粒径の上限を 3 0 m m以下に定めている。 しかし、 よ り均質で粒径や外観形状の揃ったものとして得る こ とができるのは、 3 〜 1 5 m mの粒径のものである。
尚、 原料成形体に配合される鉄鉱石等の銘柄やその特性に よっても、 生成する粒状金属鉄のサイズは異なり 、 一般に酸 化鉄源と してマグネタイ ト系の鉄鉱石を使用 した場合の凝集 性は良好であるが、 例えば原料成形体 1個中に含まれる鉄成 分の全量が 1 個の粒状金属鉄に凝集する とは限らず、 2 〜 3 個に分割して凝集する ことも しばしば観察される。 こ う した 現象を生じる原因は明確にされていないが、 酸化鉄源と して の酸素含有量の違いや鉄鉱石の結晶構造の違い、 更には脈石 成分由来のスラグ形成成分の違いなどが複雑に影響している ものと考えられる。 しかし何れにしても、 製品と して粒径が 3 O m m以下のものであれば、 比較的粒径および形状の揃つ た粒状金属鉄が安定して得られる こ とを確認している。
そしてこ う した要件を全て満たす本発明の粒状金属鉄は、 電気炉などを始めとする各種の製鉄 · 製鋼設備や合金鋼製造 設備を用いた鉄 · 鋼や各種合金鋼を製造するための鉄源とし て極めて有効に活用できる。
次に上記要件を満たす粒状金属鉄の具体的な製法について 図面を参照しながら詳細に説明する。
図 1 〜 3 は本発明にかかる粒状金属鉄の製造に用いられる、 本発明者ら自身が開発した回転炉床型還元溶融炉の一例を示す 該略説明図で、 ドーナツ状の回転移動床を有する ドーム型構造 のものを示しており、 図 1 は概略見取図、 図 2 は図 1 における A— A線断面相当図、 図 3 は、 理解の便のため図 1 における回 転炉床の回転移動方向に展開して示す概略断面説明図であり、 図中 1 は回転炉床、 2 は該回転炉床をカバーする炉体であり、 回転炉床 1 は、 図示しない駆動装置により適当な速度で回転駆 動できる様に構成されている。
炉体 2 の壁面適所には複数の燃焼パーナ 3が設けられており 該燃焼パーナ 3 の燃焼熱およびその輻射熱を回転炉床 1 上の原 料成形体に伝える ことにより、 該成形体の加熱還元が行われる 図示する炉体 2 は好ましい例を示したもので、 炉体 2内部は 3 枚の仕切壁 Κ 1 5 Κ 2 , Κ 3で第 1 ゾーン 第 2 ゾーン Ζ 2、 第 3 ゾーン Ζ 3、 第 4ゾーン Ζ 4に仕切られており、 該炉体 2 の 回転方向最上流側には回転炉床 1 を臨んで原料および副原料装 入手段 4が配置されると共に、 回転方向最下流側 （回転構造で あるため、 実際には装入手段 4の直上流側にもなる） には排出 手段 6が設けられている。
この還元溶融炉を稼動するに当たっては、 回転炉床 1 を所定 の速度で回転させておき、 該回転炉床 1 上に、 鉄鉱石等と炭材 を含む原料成形体を装入装置 4から適当な厚さ となる様に供給 していく。 炉床 1 上に装入された原料成形体は、 第 1 ゾーン Ζ ェを移動する過程で燃焼パーナ 3 による燃焼熱及び輻射熱を受 け、 該成形体内の炭材およびその燃焼によ り生成する一酸化炭 素により該成形体中の酸化鉄は固形状態を維持した状態で加熱 還元される。 その後、 第 2 ゾーン Ζ 2で更に加熱還元され、 ほ ぼ完全に還元されて生成した還元鉄は、 第 3 ゾーン Ζ 3で更に 還元性雰囲気下で加熱されることにより浸炭して溶融し、 副生 するスラグと分離しながら凝集して粒状の金属鉄となった後、 第 4 ゾーン Ζ 4で任意の冷却手段 Cにより冷却されて固化し、 その下流側に設けられた排出手段 6 によって順次搔き出される この時、 鉄鉱石中に含まれる脈石成分などに由来して副生する スラグも排出されるが、 これらはホッパー Ηを経た後、 任意の 分離手段 （篩目ゃ磁選装置など） により金属鉄とスラグの分離 が行われ、 最終的に鉄分純度が 9 4 %程度以上、 より好ましく は 9 6 %程度以上でスラグ成分含量の極めて少ない粒状の金属 鉄を得ることができる。
尚 この図では、 第 4 ゾーン Ζ 4を大気開放型と しているが 実際はできるだけ放熱を防止する と共に炉内雰囲気調整を適 切に行なうためカバーで覆い、 ほぼ密閉構造とするこ とが望 ましい。 またこの例では、 回転炉内を 3枚の仕切壁 K l 5 Κ 2 , Κ 3で第 1 ゾーン Ζ ρ 第 2 ゾーン Ζ 2、 第 3 ゾーン Ζ 3 第 4 ゾーン Ζ 4に仕切った例を示したが、 こう した分割構造 に限定される訳ではなく 、 炉のサイズや目標生産能力、 操業 形態などに応じて適当に変更する ことも勿論可能である。 但 し本発明の粒状金属鉄を効率よ く 製造するには、 追って詳述 する如く 少なく とも加熱還元の前半期の固体還元領域と後半 期の浸炭 · 溶融 · 凝集領域との間に隔壁を設け、 炉内温度お よび雰囲気ガスを個別に制御できる様な構成としておく こ と が望ましい。
上記還元 · 溶融プロセスにおいて、 還元時 （固体還元期） の雰囲気温度が高すぎる場合、 具体的には還元過程のある時 期に、 雰囲気温度が原料中の脈石成分や未還元酸化鉄等から なるスラグ組成の融点を超えて高温になる と、 原料中の鉄酸 化物である F e 〇が還元される前に溶融し、 該溶融 F e 〇が 炭材中の炭素 （ C ) と反応する所謂溶融還元 （溶融状態で還 元が進行する現象で、 固体還元とは異なる） が急速に進行す る。 該溶融還元によっても金属鉄は生成するが、 該溶融還元 が起こる と、 還元鉄と副生スラグが分離し難く な り、 得られ る還元鉄が海綿状となって粒状化し難く なるばか りでなく 、 還元鉄中へのスラグ混入量も多く なり、 本発明で定める F e 含有率を確保し難く なる。 しかも凝集して合体した溶融金属 鉄は炉床上に流延して偏平とな り 、 最早粒状物とは言えない ものになる こ ともある。
図 4 は、 酸化鉄源と して鉄鉱石、 炭素質還元剤として石炭 を用いた原料成形体 （直径が 1 6 〜 1 9 m mのペレッ ト） を 雰囲気温度が約 1 3 0 0 °C (図中の直線①） に制御された炉 内へ装入し、 還元率 （原料成形体における酸化鉄中の酸素の 除去率） がほぼ 1 0 0 %になるまで固体還元を行ない、 得ら れる還元鉄を、 図中の直線③で示す時点で、 約 1 4 2 5 °C
(直線②） に制御された溶解ゾーンへ装入して溶解させた場 合の反応状況を示すもので、 図中には、 予め原料成形体内へ 装入した熱電対によ り連続的に測定される成形体の内部温度 と、 炉の雰囲気温度を示すと共に、 還元過程で発生する二酸 化炭素と一酸化炭素の経時変化も併せて示している。
この図から も明らかな様に、 炉内に装入された原料成形体 を、 固体状態を保ちつつ、 還元率 （酸素除去率） で 8 0 %
(図 4 の A点） 以上、 好ましく は 9 4 % (図 4 の B点） 以上 にまで還元を進めるには、 炉内温度を 1 2 0 0 〜 1 5 0 0 °C よ り好ましく は 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °Cの範囲に保って固体還 元を行ない、 引き続いて炉内温度を 1 3 5 0 〜 1 5 0 0 °Cに 高めて、 一部残された酸化鉄を還元する と共に生成した金属 鉄を浸炭溶融させて凝集させる 2段加熱方式を採用すれば、
F e 純度の高い粒状の金属鉄を安定して効率よく製造する こ とができる。
また図 4 の横軸に示す時間は、 原料成形体を構成する鉄鉱 石や炭材の組成等によって若干の違いはあるが、 通常は 1 0 分から 1 3 分程度で酸化鉄の固体還元と溶融および凝集 · 合 体が完了し、 粒状の金属鉄を得る こ とができる。
この時、 原料成形体の固体還元を 8 0 %未満の還元率に止 めてから加熱溶融を行なう と、 前述した如く 生成する還元鉄 が海綿状となって粒状化し難く なるばかりでなく 、 最終的に 得られる金属鉄の F e含有率を 9 4 %以上に高め難く なる。 と ころが、 固体還元末期で 8 0 %以上、 よ り好ま しく は 9 4 %以上の還元率を確保した上で次工程の浸炭 · 溶融 · 凝集 を行なう と、 原料成形体中の鉄鉱石等の銘柄や配合組成など に関わり なく 、 原料成形体中に一部残存している F e 〇も成 形体内部で効率よく還元される と共に、 その後の浸炭 ' 溶融 過程で副生するスラグを排斥しつつ成長して粒状化し、 F e 含有率が高く且つ粒径の比較的揃った粒状金属鉄を得る こと ができる。 そして、 図 4 における前段の固体還元領域で、 .高レベルの 還元率を確保する ことのできる好ましい炉内温度は 1 2 0 0
〜 1 5 0 0 、 よ り好まし く は 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °Cの範囲 であ り、 1 2 0 0 °C未満の温度では固体還元反応の進行が遅 く 炉内滞留時間を長く しなければならないので生産性が悪く 一方炉内温度が 1 4 0 0 °C以上、 特に 1 5 0 0 °Cを超える と 粒状金属鉄同士が互いに合体して大型化する と共に不定形と な り 、 製品として好まし く なく なる。
なお原料鉄鉱石の組成や配合量によっては、 1 4 0 0〜 1 5 0 O t:の温度領域で粒状金属鉄同士が合体して大型化しな いこ ともあるが、 その頻度と可能性は比較的少なく 、 従って 固体還元期の好適温度と しては 1 2 0 0 〜 1 5 0 0 °C、 よ り 好ましく は 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °Cの範囲を採用する こ とが望 ましい。 なお実操業においては、 固体還元期の初期には炉内 温度を 1 2 0 0 で以下に設定し、 固体還元の後半期に 1 2 0 0 〜 1 5 0 O t:に温度を高めて固体還元を進める ことも勿論 可能である。
固体還元領域で目標の固体還元を終えた成形体は、 炉内温 度を 1 4 2 5 °Cに高めた溶融領域へ移送する。 そうする と、 図 4 に示す如く 成形体の内部温度は上昇して行く が、 C点で 一旦降下した後再び昇温して設定温度の 1 4 2 5 °Cに達する C点での上記温度降下は、 還元鉄の溶融に伴う溶解潜熱で抜 熱されるためと思われ、 即ち該 C点を溶融開始点と見る こと ができる。 この溶融開始点は、 還元鉄粒子内の残存炭素量に よってほぼ決ま り 、 該還元鉄がその中の残存炭素や C Oガス によ り浸炭を受けて融点が降下する こ とよ り急速に溶融する 従ってこの溶融を速やかに行なわせるには、 固体還元を終 えた還元鉄内に上記浸炭に十分な量の炭素が残存していなけ ればならない。 この残留炭素量は、 原料成形体を製造する際 の鉄鉱石等と炭材の配合割合によつて決まるが、 本発明者ら が実験によって確認したと ころによると、 固体還元期におけ る最終還元率がほぼ 1 0 0 %に達した状態、 即ち金属化率が 1 0 0 %に達した状態で、 該固体還元物中の残留炭素量 （即 ち余剰炭素量） が 1 . 5 %以上となる様に当初の炭材配合量 を確保しておけば、 還元鉄を速やかに浸炭させて低融点化さ せる ことができ、 1 3 0 0 〜 1 5 0 0 °Cの温度域で速やかに 凝集させて適正な粒径に合体させる こ とができる。 ちなみに 上記還元鉄中の残留炭素量が 1 . 5 %未満では、 浸炭のため の炭素量不足によ り還元鉄の融点が十分に降下せず、 加熱溶 融のための温度を 1 5 0 0 °C以上に高めなねばな らなく なる なお浸炭量がゼロの場合、 即ち純鉄の溶融温度は 1 5 3 7 °Cであ り 、 この温度よ り も高温に加熱してやれば還元鉄を 溶融させる こ とができるが、 実用炉においては炉床耐火物に かかる熱負荷を軽減するため操業温度はできるだけ低温の方 が好ましいので、 操業温度は 1 5 0 0 程度以下に抑えるの がよい。 よ り具体的には、 図 4 における溶融 · 凝集期の溶融 開始点 （ C点） から約 5 0 〜 2 0 0 °Cの昇温量を確保できる 様に操業条件を制御する ことが望ましい。 こ う した固体還元 と浸炭 · 溶融をよ り 円滑且つ効率よく進行させるには、 上記 浸炭溶融時の温度を固体還元時の温度よ り も 5 0 〜 2 0 0 °C よ り好ま しく は 5 0 〜 1 5 0 °C程度高温に設定する ことが望 ましい。 なお本発明では、 最終的に得られる粒状金属鉄中の炭素量 で 1 . 0 〜 4 . 5 %、 よ り好まし く は 2 . 0 〜 4 . 0 %の範 囲を確保する こ とが必要であ り、 この炭素量は、 原料成形体 を製造する際の炭材配合量と、 固体還元期の雰囲気制御によ つてほぼ決まってく る。 特に炭素量の下限値は、 固体還元末 期における還元鉄中の残留炭素量とその後の保持時間 （浸炭 量） によって決まってぐるが、 前述の如く 固体還元末期に概 略 1 0 0 %に近い還元率を達成した上で尚且つ 1 . 5 %の残 留炭素量を確保できれば、 最終的に得られる粒状金属鉄の炭 素含有量で 1 . 0 %以上を確保できる。 また、 固体還元完了 時点での還元鉄中の残留炭素量で 5 . 0 %を確保した上で、 引き続く 溶融 · 凝集期で該還元鉄の浸炭 · 溶融と凝集を行な えば、 得られる粒状金属鉄中の炭素量を 4 . 5 %にまで高め 得る ことを確認している。 しかしながら、 最終的に得られる 粒状金属鉄中の炭素含有量でよ り好ましい 2 . 0 〜 4. 0 % の範囲を安定して確保するには、 固体還元完了時の残存炭素 量を 1 . 5 〜 4. 5 %の範囲に制御する こ とが望ましい。
なおこの間の雰囲気ガスを見る と、 固体還元が急速に進行 している時期には、 原料成形体中の酸化鉄と炭材の反応によ つて大量の C Oが生成し、 自己シール ド作用によ り成形体近 傍は高い還元性雰囲気に維持されるが、 固体還元の末期およ びその後の浸炭 · 溶融期における C Oガスの発生量は激減す るので、 自己シール ド作用による再酸化防止効果は期待でき ない。
図 5 は、 固体還元生成物の金属化率と残留 F e 〇及び残留 炭素の関係を調べた結果を示したもので、 図示する如く残留 F e Oは固体還元の進行、 即ち金属化率の上昇につれて減少 する。 図中の直線①までは、 前記図 4 に示した様に、 1 2 0 0 〜 1 5 0 0 °Cに制御された炉内で原料成形体の固体還元が 進行し、 その後、 引き続ぃて 1 3 5 0 〜 1 5 0 0 °( の温度と 高い還元性雰囲気に制御された溶融期で還元鉄の浸炭 · 溶 融 · 凝集が進行するが、 この間の金属化率と残留 F e Oおよ び残留炭素の関係は、 図 5 における直線①よ り も右側の曲線 に相当する関係で変化する。
図 5 中の （1)と （2)は、 金属化率と残留炭素量の関係を示す 曲線であ り、 （1)は、 金属化率 1 0 0 %の時点で残留する炭素 量が 1 . 5 %である場合を、 また（2)は、 金属化率 1 0 0 % の時点で残留する炭素量が 3 . 0 %の場合を示してお り 、 本 発明の粒状金属鉄を得るには、 残留炭素量が曲線（1)以上と なる様に、 原料成形体の製造段階で炭材の配合量を調整する こ とが望ましい。
尚、 原料成形体を製造する際の炭材配合量を一定にしたと しても、 炉内雰囲気ガスの還元力によっては金属化率が 1 0 0 %時点での残留炭素量は若干変動するので、 操業時の雰囲 気ガスの還元力に応じて前記炭材の配合量はその都度適当に 制御すべきであるが、 何れにしても、 金属化率 1 0 0 %時点 での最終的な残留炭素量が 1 . 5 %以上となる様に、 当初の 炭材配合量を調整する こ とが望ましい。
ちなみに図 6 は、 金属.化率 1 0 0 %時点での最終的な残留 炭素量と、 得られる粒状金属鉄の C含有率の関係を調べた結 果を示したもので、 該残留炭素量が 1 . 5 〜 5 . 0 %であれ ば、 得られる粒状金属鉄の C量で 1 . 0 〜 4 . 5 %を確保す る こ とができ、 同残留炭素量を 2 . 5 〜 4 . 5 % とすれば、 得られる金属鉄の C量で 2 . 0 〜 4 . 0 %を確保できる。
上記説明では、 F e 〇の還元状態を表わす指標として金属 化率と還元率の 2種を使用しているが、 それらの定義は次の 通りであ り 、 両者の関係は例えば図 7 に示すこ とができる。 両者の関係は酸化鉄源として用い られる鉄鉱石等の銘柄によ つて異なるが、 図 7 は、 マグネ夕イ ト （M a g n e t i t e ： F e 3 O 4 ) を酸化鉄源と して用いた場合の関係を示し ている。
金属化率 = [生成した粒状金属鉄/ (生成した粒状金属鉄 +鉄鉱石中の鉄） ] X I 0 0 ( % )
還元率 = [還元過程で除去された酸素量 Z原料成形体中に 含まれる酸化鉄中の酸素量] X I 0 0 ( % )
と ころで本発明の粒状金属铢を製造する際に用いられる還 元溶融炉では、 前述の如く原料成形体の加熱にパーナ一加熱 が採用される。 そして固体還元期は、 前記図 4でも説明した 様に、 炉内に装入された原料成形体中の酸化鉄源と炭材との 反応によ り大量の C Oガス と少量の c o 2ガスが発生するの で、 原料成形体近傍は自から放出する上記 C 0ガスのシール ド効果によって十分な還元性雰囲気に保たれる。
と ころが、 固体還元期の後半から末期にかけては、 上記 C Oガスの発生量が急速に減少するため自己シール ド作用が低 下し、 バ一ナ加熱によって生じる燃焼排ガス （ C 〇 2や H 2 〇等の酸化性ガス） の影響を受け易く なり 、 折角還元された 金属鉄が再酸化を受け易く なる。 また、 固体還元の終了後は 成形体中の残留炭素による還元鉄の浸炭による融点降下によ つて微小還元鉄の溶融と凝集が進行するが、 この段階でも前 記自己シール ド作用は乏しいので、 還元鉄は再酸化を受け易 い。
従って、 この様な再酸化による F e 純度の低下を可及的に 抑えつつ固体還元後の浸炭 · 溶融 · 凝集を効率よ く進めて F e 純度で 9 4 %以上を確保する と共に、 適正粒径の粒状金属 鉄を得るには、 浸炭 ， 溶融領域の雰囲気ガス組成を適切に制 御する こ とが望ましい。
そこで、 固体還元終了後の浸炭 · 溶融時において、 還元鉄 の再酸化を防止しつつ浸炭 · 溶融を効率よく進めるための雰 囲気条件について検討を行なったので、 その検討結果を図 8 を参照しつつ説明する。 なおこの実験では箱型の電気炉を使 用 し、 浸炭 · 溶融時における雰囲気調整剤として石炭粒を用 いて、 これを炉床上に適当な厚さで敷き詰めておく こ とによ り 、 浸炭 · 溶融時の雰囲気を高還元性に維持する方法を採用 した。
即ち、 粒径の異なる石炭粒を雰囲気調整剤として使用し、 これをアルミナ ト レイ上に約 3 m mの厚さで敷き詰めた後、 その上に直径約 1 9 m mの原料成形体 5 0 〜 6 0個を並べて 載置する と共に、 その 1 つに熱電対をセッ ト しておき、 これ を箱型電気炉内に装入して加熱時の温度を測定すると共に、 発生するガス組成を測定し、 生成する金属鉄の再酸化の可能 性を調べた。 尚電気炉の温度は最高到達温度が約 1 4 5 0 X となる様に設定し、 且つ初期の炉内雰囲気ガス組成は C 0 2 ： 2 0 % , N 2 : 8 0 % とした。
図 8 は、 電気炉内の温度を徐々 に上昇させた時の前記熱電 対によって検知される原料成形体の温度と雰囲気ガス組成を 経時的に測定した結果を示したもので、 横軸は温度変化、 縦 軸は雰囲気ガスの簡易還元力を表わす （ C O ) / ( C O + C O 2 ) を示している。 そしてこの図には、 4種類の実験結果 をプロッ ト してお り、 図中の（3)は雰囲気調整剤を使用 しな かった場合、 （4)は平均粒径が 3 . 0 m mを超える粗粒の石 炭を雰囲気調整剤と して使用 した場合、 （1)、 （2)は粒度を 2 0 mm以下に調整した微粒石炭粉 A , B を使用 した場合の結 果を示し、 この図には、 再酸化の可能性を示す目安と して F e O - F e 平衡曲線と F e 3〇 4一 F e O平衡曲線も併記し ている。 また、 図中に丸で囲まれた領域は、 夫々の実験にお いて固体還元がほぼ完了し、 還元鉄の浸炭 · 溶融 · 凝集が始 まる時期を示してお り、 この時期における雰囲気ガスの制御 が、 酸化鉄の再酸化を抑えて F e 純度の高い粒状金属鉄を得 る上で最も重要となる。
この図から も明 らかな様に、 雰囲気調整剤を使用しなかつ た（3)では、 還元鉄の浸炭 · 溶融 · 凝集が開始する領域
( C ) が F e O— F e平衡曲線よ り もかなり下になつてお り 一部が溶融還元を起こ しながら還元鉄全体が溶融する こ とを 表わしている。 この場合でも金属鉄は生成するが、 前述した 如く溶融還元が起こる と、 金属鉄が海綿状にな り易く なつて 粒状化し易く なるばかりでなく 、 金属鉄の F e 純度も十分に 上がり難く なる。
これに対し、 （1)、 （2)は微細化した石炭粉を雰囲気調整剤 として使用した場合の例で、 これらのグラフから も明 らかな 様に雰囲気ガスの還元力は大幅に改善されてお り 、 還元鉄の 浸炭 · 溶融 · 凝集が起こる領域 （ A) は F e 〇— F e 平衡曲 線の上部に位置し F e Oの生成が起こ らない領域に維持され ている。 また（3)は、 粗粒の石炭を用いた例であるが、 この 場合は、 還元鉄の浸炭 · 溶融 · 凝集が起こる領域 （ B ) が F e O— F e 平衡曲線の若干下側に位置してお り、 若干量の再 酸化が起こる可能性を秘めているが、 得られる金属鉄の成分 分析を行なったと ころ再酸化は殆ど起こっていないこ とが確 認された。
そして、 少なく と も浸炭 · 溶融 · 凝集の開始期において、 雰囲気ガスの還元力が 0 . 5 以上、 よ り好ま しく は 0 . 6 以 上、 更に好ま し く は 0 . 7 以上、 最も好ま しく は F e 〇一 F e平衡曲線の上になる様に雰囲気ガスの還元力を制御してや れば、 固体還元によ り生成した還元鉄の再酸化を招く こ とな くその浸炭 · 溶融 · 凝集を円滑に進める こ とができ、 F e含 有率が 9 4 %以上で且つ炭素含有量が 1 . 0 〜 4 . 5 %の範 囲の粒状金属鉄を極めて効率よく 製造し得る こ とが確認され た。 .
尚、 上記図 8 の実験データをそのまま解析する と、 簡易還 元力が 0 . 5 〜 0 . 7 レベルでは相当量の再酸化が懸念され るが、 この実験では飽く までも雰囲気ガスの還元力を求めて お り 、 実際の原料成形体における内部或いはその近傍は、 原 料成形体内の残留炭素および前記雰囲気調整剤の存在によつ て高還元性雰囲気に保たれているはずであ り 、 しかも炉床上 部雰囲気から原料成形体近傍へ侵入してく る酸化性ガス （ C 〇 2や H 20など） は炭素質の雰囲気調整剤によって直ちに 還元されるので、 実測される雰囲気ガスの還元力が 0. 5〜 0. 7 レベルであっても再酸化は起こさないものと推定され る。 ちなみに該還元力が 0. 5未満では、 生成する金属鉄が 再酸化を受け易く なる と共に、 浸炭不足によ り金属鉄の凝集 と粒状化が進み難く なり 、 本発明で意図する粒径範囲の粒状 金属鉄が得られ難く なる。 尚、 還元鉄の浸炭 · 溶融 · 凝集が完了した後は、 雰囲気ガ スの還元力は急速に低下してく るが、 実操業工程ではこの時 点で溶融 · 凝集した金属鉄と副生スラグはほぼ完全に分離し ているので、 雰囲気ガスの影響は殆ど受ける こ とがなく 、 こ れを冷却凝固させる ことによってスラグ混入量が少なく て F e含有率の高い粒状の金属鉄を効率よく得る こ とができる。 上記か ら も明らかな様に、 雰囲気調整剤と して石炭粉を使 用する場合は、 粒径を 3 mm以下、 よ り好ま しく は 2 mm以 下に微細化して使用する ことによ り 、 浸炭 · 溶融 · 凝集時の 再酸化を一層確実に防止する こ とができるので好ましい。 ま た実操業時の炉内への歩留ま りや操業性などを考慮する と、 該石炭粉の粒径は 0. 3〜 1 . 5 mmの範囲が最も好ましい 該石炭粉を敷き詰める厚さは特に制限されないが、 薄すぎる 場合は雰囲気調整剤としての絶対量が不足気味になるので、 好ましく は 2 mm程度以上、 よ り好まし く は 3 mm以上を確 保する こ とが望ま しい。 厚さの上限は特に存在しないが、 過 度に厚く敷いても雰囲気調整作用は自ずと飽和し、 経済的に 無駄になるので、 好ましく は 7 mm程度以下、 よ り好ましく は 6 mm程度以下に抑えるのが実際的である。 尚該雰囲気調 整剤としては、 石炭以外にもコークスゃ木炭など、 要は C O 発生源となる ものであれば何でもよく 、 勿論これらの混合物 を使用する こ とも可能である。
この雰囲気調整剤は、 原料成形体を炉床上に装入する前に 炉床上に予め敷き詰めておいてもよく 、 その場合は、 還元 ' 溶融過程で生じる こ とのある溶融スラグの滲み出しに対し炉 床耐火物を保護する作用も発揮する。 しかし、 雰囲気調整剤 の前記作用が期待されるのは固体還元終了後の浸炭 · 溶融 · 凝集時期であるから、 原料成形体が浸炭 · 溶融を始める直前 に上方か ら炉床上に振り掛ける こ とも勿論有効である。
上記方法によれば、 特に浸炭 · 溶融時における雰囲気ガス の還元力を高める こ とによって、 還元鉄の再酸化を防止する と共に浸炭 · 溶融と凝集による粒状化を効率よく 進める こ と ができ、 延いては F e含有率が高く且つ適正粒度構成を持つ た粒状金属鉄を効率よく得る こ とができる。 このとき、 固体 還元から浸炭 · 溶融 · 凝集に亘る一連の工程をよ り効率よ く 進めるには、 各段階毎に温度や雰囲気ガスを適切に制御する こ とが望ましい。 即ち固体還元期の温度は、 前述した通り溶 融還元反応が起こ らない様、 好ましく は 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °Cに保ち、 また浸炭 · 溶融 ' 凝集期の温度は 1 3 0 0 〜 1 5 0 0 °Cの範囲に保つこ とが望ま しく 、 よ り好ま しく は、 前 記固体還元期の温度を浸炭 · 溶融 · 凝集期の温度よ り も 5 0 〜 2 0 0 °C低温に制御する こ とが望ましい。
雰囲気ガス条件については、 固体還元期には原料成形体中 の炭材の燃焼によって多量発生する C 〇ガスによって高度の 還元性雰囲気が維持されるので炉内雰囲気ガスの調整はそれ ほど必要とされないが、 浸炭 · 溶融 · 凝集期には、 前述の如 く原料成形体からの C Oガスの放出量が大幅に減少し、 パー ナー燃焼によって生成する酸化性ガスによ り再酸化を起こ し 易いので、 この時期以降は前記雰囲気調整剤の使用も含めて 炉内雰囲気ガスを適切に制御する ことが、 適正炭素量の粒状 金属鉄を得る上で重要となる。
従って、 この様な還元溶融の進行時期に応じて個別に適切 な温度と炉内雰囲気ガス組成の調整を可能にするには、 前記 図 1 〜 3 でも説明した様に還元溶融炉を隔壁によって炉床の 移動方向に少なく とも 2 以上に仕切り、 仕切られた区画のう ち上流側は固体還元区画、 下流側は浸炭 · 溶融 · 凝集区画と して、 夫々 の区画で温度および雰囲気ガス組成を個別に制御 できる様な構造とする こ とが望ま しい。 尚図 3 では、 3枚の 隔壁によって 4 区画に仕切り 、 よ り厳密な温度と雰囲気ガス 組成の制御が行なえる様にした例を示しているが、 こ う した 分割区画の数は、 還元溶融設備の規模や構造などに応じて任 意に増減する こ とが可能である。
上記方法によって得られる本発明の粒状金属鉄は、 スラグ 成分を殆ど含んでおらず、 F e 純度で 9 4 %以上、 よ り好ま しく は 9 6 %以上の高純度を示すと共に、 炭素含有量が 1 . 0 〜 4 . 5 %の範囲で粒径が 1 〜 3 O m mの範囲内のものと して得る こ とができ、 この粒状金属鉄は電気炉や転炉の如き 既存の製鋼設備で鉄源と して使用される。 しかし、 これらを 製鋼原料等と して使用する際には、 硫黄 [ S ] の含有量をで きるだけ低減する ことが望ましい。 そこで、 上記粒状金属鉄 の製造工程で、 鉄鉱石ゃ炭材中に含まれる S成分を可及的に 除去して低 [ S ] の粒状金属鉄を得るべく 、 更に研究を重ね た。
その結果、 前記鉄鉱石や炭材を配合して原料成形体を製造 する際に、 該原料中に C a O源 （生石灰の他、 消石灰や炭酸 カルシウムなどを含む） を積極的に配合し、 鉄鉱石等に含ま れる脈石成分などのスラグ形成成分も加味した原料成形体中 に含まれる全スラグ形成成分の塩基度 （即ち C a 〇 / S i 〇 2比） が 0 . 6〜 1 . 8 、 よ り好ましく は 0 . 9〜 1 . 5 の 範囲となる様に成分調整してやれば、 最終的に得られる粒状 金属鉄中の S含有量を 0 . 0 8 %以下にまで低減し得る こ と が確認された。
ちなみに、 炭素質還元剤と して最も一般的に用いられるコ 一クスゃ石炭には通常 0 . 2〜 1 . 0 %程度の S が含まれて お り、 これら [ S ] の大部分は金属鉄中に取り込まれる。 一 方、 C a O源の積極添加による塩基度調整を行なわない場合 鉄鈹石の銘柄などによってかな り の違いはある ものの、 原料 成形体中に含まれるスラグ形成成分か ら算出される塩基度は 大抵の場合 0 . 3 以下であ り 、 この様な低塩基度のスラグで は、 固体還元あるいはその後の浸炭 ， 溶融 · 凝集過程で金属 鉄への S の混入 （加硫） が避けられず、 原料成形体中に含ま れる全 [ S ] のうち概略 8 5 %程度が金属鉄中に取り込まれ る。 その結果と して、 粒状金属鉄の [ S ] 量が高く なり、 製 品金属鉄と しての品質を損なう。
と ころが、 上記の様に原料成形体の製造段階で C a 〇源を 積極に添加する こ とによ りスラグ形成成分の組成を塩基度が 0 . 6〜 1 . 8 の範囲となる様に調整してやれば、 固体還元 および浸炭 · 溶融 · 凝集の際に副生するスラグ中に上記
[ S ] が固定され、 その結果と して粒状金属鉄の [ S ] 量を 大幅に低減できる こ とが確認された。
該低 S化の機構は、 原料成形体中に含まれる [ S ] が C a Oと反応し （ C a 〇 + S = C a S ) 、 C a S と して固定され るためと考えている。 従来、 上記の様な還元溶融機構が明確 にされていない状況の下では、 通常の溶銑脱硫で期待される 様な C a 〇添加による脱硫は期待できないと考え られていた が、 本発明者らが確認したと ころでは、 固体還元終了時点で 還元鉄中に残留する炭素による浸炭によって還元鉄の溶融と 凝集およびスラグ分離が進行する際に、 スラグ中の C a 〇が S を捕捉して固定し、 粒状金属鉄の [ S ]含有量を大幅に低減 できる こ とが分かった。 こ う した低 S化機構は、 C a O含有スラグを用いた通常の 溶銑脱硫とは異な り、 上記方法を実施する際の特有の反応と 考えている。 勿論、 還元鉄の浸炭 · 溶融後、 副生する溶融ス ラグとの間で十分な加熱条件下の接触が確保されるならば、 液 （溶融鉄） 一液 （溶融スラグ） 間の反応によ り 、 スラグ中 の S含有量 ( S % ) と粒状金属鉄中の S含有量 [ S % ] との 比 （すなわち、 S の分配比） （ S % ) , [ S % ] が決定され る こ とも考え られるが、 上記還元溶融法では、 生成した溶融 鉄と溶融スラグは、 図 9 (写真） によっても確認できる様に スラグーメタル間の接触面積は極めて少なく 、 還元鉄が浸 炭 · 溶融 · 凝集した後のスラグ—メタル間の平衡反応による 低 S化はあま り期待できない。 従って、 上記方法で採用され る原料成形体中への C a Oの積極添加による脱硫機構は、 還 元鉄の浸炭 · 溶融 · 凝集とスラグ分離が進む過程で生じる C a 〇特有の S捕捉反応と、 それによる粒状金属鉄への加硫防 止作用による ものと考えている。
尚、 塩基度調整のために添加される C a O量は、 鉄鉱石等 に含まれる脈石成分の量や組成、 配合する炭材の種類や配合 量などに応じて決めるべきであるが、 スラグ形成成分全体と しての塩基度を上記 0 . 6 〜 1 . 8 の範囲に調整するための 標準的な添加量は、 C a O純分換算で成形体全量中に 2 . 0 〜 7 . 0 %の範囲、 よ り好まし く は 3 . 0 〜 5 . 0 %の範囲 であ り、 消石灰 [ C a ( O H) 2 ] や炭酸カルシウム （ C a C 03 ) などを使用する場合の添加量は、 上記 C a O換算量 とする。 そして、 原料成形体中にたとえば 4 %の C a C〇 3 を添加してスラグ形成成分の塩基度を約 0 . 9 〜 1 . 1 に調 整した場合は、 下記式によって求め られる見掛けの脱硫率で 4 5 〜 5 0 %を確保でき、 また約 6 %の C a C〇 3を添加し てスラグ形成成分の塩基度を約 1 . 2 〜 1 . 5 に調整した場 合は、 見掛けの脱硫率で 7 0 〜 8 0 %を確保できる こ とが確 認された。
見掛け脱硫率（％ ) = [ C a O添加原料成形体を用いた時の 粒状金属鉄中の S ( % ) / C a 〇無添加の原料成形体を用い た時の粒状金属鉄中の S ( % ) ] X I 0 0
上記 C a O源添加による低 S化効果を、 箱型電気炉を用い て確認した実験データに基づいて説明する。 図 1 0 は、 鉄鉱 石と炭材および少量のバイ ンダー（ベン トナイ トなど）および 適量の C a Oを混合して成形した原料成形体を使用し、 前述 した方法によ り還元溶融を行なった時の S の変化を調べた結 果を示したものである。
図 1 0 中の乾燥成形体は、 還元溶融前の原料中に含まれる [S ]量を 1 0 0 % と し、 炭材 （石炭） から約 8 9 %、 鉄鉱石 から約 1 1 %の Sが原料中に含まれる ことを示している。 こ の成形体を還元溶融した場合、 前記図 4で説明した固体還元 完了時の還元鉄中にはほぼ 8 5 %の Sが残留しており 、 約 1 2 %はその間に炉外へ揮発除去される。 そして、 C a 〇源の 添加を行なわなかった成形体 （該成形体中のスラグ形成成分 組成から求め られる塩基度は 0 . 1 6 5 ) を使用 した場合は 最終的に得られる粒状金属鉄中に 7 4. 8 %の Sが取り込ま れ、 スラグ中には 1 0 . 2 %の Sが捕捉される こ とが確認さ れた。
これに対し、 C a O源を 3 %添加してスラグ形成成分の塩 基度を 1 . 1 5 に調整した原料成形体を使用 した場合は、 粒 状金属鉄中に取り込まれる S量は 4 3 . 2 %に低減する と共 に、 スラグに捕捉される S量は 4 8 . 8 %に増大し、 且つ該 製造工程で炉外へ揮発除去される S量は約 8 %に減少し、 ま た C a O源を 5 . 0 %添加してスラグ形成成分の塩基度を 1 3 5 に調整した成形体を使用 した場合は、 粒状金属鉄中に取 り込まれる S量は 1 9 . 7 %に低減する と共に、 スラグに捕 捉される S量は 7 8 . 8 %に増大し、 且つ該製造工程で炉外 へ揮発除去される S量は約 1 . 5 %に減少している。
上記箱型電気炉を用いた基礎実験で、 C a 〇源添加による 塩基度調整が金属鉄の低 S化に極めて有効である ことが確認 されたので、 実証炉を用いて同様の実験を行ない、 C a 〇源 の添加量を変えてスラグ塩基度を種々変化させたときの粒状 金属鉄の低 S化に及ぼす塩基度の定量的な影響を調査した。 結果を図 1 1 に示す。
この図には、 C a 〇源添加量を変えたときに生成する最終 スラグの塩基度と粒状金属鉄中の [ S ] の関係を図示してお り、 図中の各点が実績値で、 前記箱型電気炉によって得た基 礎実験結果を斜線領域で併記している。 基礎実験では電気加 熱方式を採用 してお り、 雰囲気ガスと して不活性ガスを使用 しているため雰囲気の酸化ポテンシャルは低く 、 見掛けの脱 硫には有利な結果となっている。 これに対し実証炉の場合は パーナ燃焼を採用 しているので燃焼排ガスの生成によ り雰囲 気ガスの還元力は基礎実験に比べて低く なつてお り、 粒状金 属鉄中の [ S ] 量は基礎実験の結果よ り高く なつている。 し かし基本的な傾向は基礎実験結果をほぼ踏襲しており 、 C a 0源を全く 添加しない場合 [領域 （ A ) ] における粒状金属 鉄の [S ]レベルは概略 0 . 1 2 %であるが、 塩基度を約 1 . 0 に調整する と、 領域 （ B ) の如く [ S ] 量は 0 . 0 5 〜 0 0 8 %まで低下し、 見掛けの脱硫率は約 3 3 〜 5 8 % となつ ている。 更に塩基度を 1 . 5 にまで高める と、 領域 （ C ) の 如く金属鉄中の [ S ] は概略 0 . 0 5 %にまで低減できる こ とを確認できる。
尚、 塩基度が 1 . 8 以上になるまで C a O源を添加する と 生成スラグの融点が上昇するため操業温度を過度に高めなけ ればならなく な り 、 炉の損傷が加速されると共に熱経済的に も不利であ り、 更には還元鉄の凝集能も低下し、 得られる金 属鉄が 1 m m未満の微粒物となって製品価値が損なわれるの で好まし く ない。
これらの実験か ら も明らかな様に、 原料成形体中に適量の C a O源を積極添加してスラグ形成成分の塩基度を約 0 . 6 以上に高める と、 生成スラグの S捕捉能が著しく 高め られて 粒状金属鉄中に取り込まれる S量が大幅に低減され、 本発明 で意図する S含量が 0 . 0 8 % レベル以下の粒状金属鉄を容 易に得る こ とができる。 しかも前記図 1 0 で説明した様に、 一連の粒状金属鉄製造工程で S O X等として炉外へ排出され る S量も大幅に低減するので、 排ガスによる大気汚染が軽減 される と共に、 排ガスの脱硫処理を行なう場合でも、 脱硫負 荷を大幅に軽減できる。
尚、 低 S化のために上記 C a 〇源の添加を行なった場合、 添加量によっては副生スラグの低融点化によって還元溶融期 に低融点スラグの滲み出しが起こ り易く なり 、 炉床耐火物の 溶損を招 く恐れがある。 しか し上記方法を実施する際には、 前述した如く 固体還元期と浸炭 · 溶融 · 凝集期の 2段加熱方 式を採用 し、 固体還元期を 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °C、 浸炭 · 溶 融 · 凝集期を 1 3 5 0 〜 1 5 0 0 °Cの好ましい温度条件に設 定し、 副生ス ラグの融点以下の温度で固体還元を十分に進め てか ら、 一部残留する F e Oの還元と還元鉄の浸炭 · 溶融 - 凝集を進める こ とによって、 好ましく ない副生スラグの滲み 出しを最小限に抑える こ とができる。 上記の様に、 鉄鉱石と炭材を含む原料成形体を固体還元し てか ら浸炭 · 溶融 · 凝集させて金属鉄を製造する際に、 原料 成形体中の炭素質還元剤量や固体還元時の温度条件、 更には 浸炭 · 溶融時の温度条件や雰囲気ガスの組成などを適正に制 御する こ とによって、 還元 · 浸炭溶融、 凝集 · 合体を効率良 く進める こ とができ、 適正な炭素含有量と粒径を満たす F e 純度の非常に高い粒状金属鉄を得る こ とができ、 しかも この 様な条件設定の下では、 得られる粒状金属鉄中の S i 含有量 は 0 . 0 2 〜 0 . 5 %の範囲に収まる と共に、 M n含有量は
0 . 3 %未満に抑えられる。 また原料成形体中に C a Oを積 極的に添加してスラグ形成成分の塩基度を調整する こ とによ り、 該粒状金属鉄の低 S化も果たすこ とができる。
かく して得られる本発明の粒状金属鉄は、 F e 純度が高く て適量の炭素を含んでお り 、 且つその粒度は製品としての取 扱いに優れた 1 〜 3 0 mmの粒度を有する粒径および形状の 揃ったものであ り、 製鉄 · 製鋼あるいは各種合金鋼などを製 造するための鉄源として有効に利用できる。 実施例 以下、 実施例を挙げて本発明をよ り具体的に説明するが、 本発明はも とよ り下記実施例によって制限を受けるものでは なく 、 前 · 後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加え て実施する ことも可能であ り 、 それらはいずれも本発明の技 術的範囲に含まれる。 実施例 1
鉄源と してのへマタイ ト系鉄鉱石と石炭および少量のバイ ンダ一 （ベン トナイ ト） を均一に混合して直径約 1 9 m mの 原料成形体を製造し、 これを用いて金属鉄の製造を行なった 即ち この成形体を、 前記図 1 〜 3 に示した様な回転炉床型の 還元溶融炉へ装入し、 雰囲気温度を約 1 3 5 0 に制御して 金属化率が約 9 0 % となるまで固体還元を進める。 その後、 引き続いて雰囲気温度を 1 4 4 0 °Cに設定した浸炭 · 溶融 · 凝集ゾーンへ送って浸炭 · 溶融と凝集および副生スラグの分 離を行ない、 スラグフ リーの粒状金属鉄を製造した。
この時、 炉床上には予め粒径が 2 m m以下の石炭粒を雰囲 気調整剤と して約 5 m mの厚さで敷き詰めてから原料成形体 を装入する こ とによ り、 浸炭 · 溶融 · 凝集期の雰囲気ガスの 還元力が 0 . 6 0 〜 0 . 7 5 の範囲となる様に制御した。 こ の時の原料配合、 固体還元終了時の還元鉄組成、 最終的に得 られた金属鉄の成分組成、 生成スラグの組成などを図 1 2 に 示した。
溶融 · 凝集しスラグとほぼ完全に分離した金属鉄を冷却ゾ ーンに送って 1 0 0 o °cまで冷却し凝固させてから排出機に よって炉外へ排出し、 回収された粒状金属鉄と副生スラグお よび余剰炭材の生成比率と夫々の組成分析を行なった。 なお 還元溶融炉における浸炭 · 溶融直前の還元鉄を抜き出して組 成分析を行なったところ、 金属化率は約 9 0 %、 残留炭素量 は 4 . 5 8 %であった。 上記原料成形体の装入か ら金属鉄と して取り 出すまでの時間は約 9分と極めて短時間であ り 、 得 られた金属鉄の C含有量は 2 . 8 8 % 、 S i 含有量は 0 . 2 5 % 、 S含有量は 0 . 1 6 5 %であ り 、 この金属鉄は副生す るスラグと簡単に分離する こ とができた。 得られた粒状金属 鉄は図 1 3 の写真に示す通りであ り 、 直径 1 O m m前後でほ ぼ粒径の揃った均一な粒度構成のものであった。 実施例 2
鉄源と してマグネタイ ト系鉄鉱石を使用し、 これを石炭と 少量のバイ ンダー （ベン トナイ ト） およびス ラグ塩基度調整 のため 5 %の。 a C〇 3 と共に均一に混合し、 造粒して直径 約 1 9 m mの原料成形体を作製した。
この原料成形体を、 雰囲気調整剤と しての石炭粒 （平均粒 径 ： 約 3 m m ) を約 3 m mの厚さで敷き詰めた炉床上に装入 し、 前記実施例 1 と同様に雰囲気温度を約 1 3 5 0 υに維持 しつつ金属化率がほぼ 1 0 0 % となるまで固体還元を進め、 しかる後、 1 4 2 5 に保った溶融領域へ送って浸炭 ' 溶融 と凝集および副生スラグの分離を行ない、 スラグフリ ーの金 属鉄を製造した。 この時の原料配合、 固体還元終了時の還元 鉄組成、 最終的に得られた金属鉄の成分組成、 生成スラグの 組成などを図 1 4 に示した。
溶融 · 凝集しスラグとほぼ完全に分離した金属鉄を冷却ゾ ーンへ送り 、 1 0 0 0 まで冷却し凝固させてか ら排出機に よ り炉外へ排出し、 回収された粒状金属鉄、 副生スラグおよ び余剰炭材の生成比率と夫々 の組成分析を行なった。 なお、 還元溶融炉における浸炭 · 溶融直前の還元鉄を抜き出して組 成分析を行なったと ころ、 金属化率は約 9 2 . 3 %、 残留炭 素量は 3 . 9 7 %であった。
上記原料成形体の装入から粒状金属鉄として取り 出すまで の時間は約 8 分と極めて短時間であ り、 得られた粒状金属鉄 の C含有量は 2 . 1 0 % 、 S i 含有量は 0 . 0 9 %、 S含有 量は 0 . 0 7 %であった。 即ち この実験では、 低 S化のため C a O源を添加しているため、 前記実施例 1 よ り も低 S化が 達成されている。 得られた粒状金属鉄は図 1 5 の写真に示す 通りであ り 、 全粒状鉄のうち 9 8 %以上が粒径 5 〜 3 0 m m の範囲に入っていた。 この実施例では、 C a 〇源添加による副生ス ラグの低融点 化によって固体還元の後半期に溶融スラグの滲み出しが懸念 されたが、 固体還元期の温度を 1 2 0 0 〜 1 4 0 0 °Cに設定 し、 固体還元によ り 高い金属化率の還元鉄と してから 1 3 5 0 〜 1 5 0 0 °Cに昇温する 2 段加熱方式を採用 し、 且つ炉床 面に石炭粉を雰囲気調整剤と して敷き詰めておく ことで、 溶 融スラグの滲み出しによる炉床耐火物溶損の問題は全く 生じ なかった。
また、 固体還元末期の還元鉄を抜き出して微視的構造を詳 細に調べたと ころ、 C a O源を添加しなかった前記実施例 1 では、 還元鉄表面に高濃度の F e — ( M n ) — S の存在が確 認され、 これが浸炭 · 溶融時に溶鉄内に取り込まれる こ とが 確認されたのに対し、 C a 0源を添加した本実施例では、 固 体還元の末期に S の殆どは C a 〇源と反応して固定され、 浸 炭 · 溶融工程で溶鉄内への S の混入は抑えられる こ とが確認 された。
更に上記の実験で、 雰囲気調整剤として使用する石炭粉の 粒度を 2 . 0 m m以下の細粒物に代えた以外は前記と同様に して実験を行なったところ、 得られる金属鉄中の S含有量は 0 . 0 3 2 %にまで低減する こ とが確認された。 実施例 3
上記実施例 1 と同様の条件を採用し、 原料成形体 （ペレツ ト） の直径を 3 〜 3 5 m mの範囲で様々 に変更した場合につ いて、 得られる粒状金属鉄の平均粒径と粒状金属鉄担体の平 均重量に与える影響を実炉実験によって確認したと ころ、 図 1 6 に示す結果が得られた。
この図か ら も明らかな様に、 原料成形体 （乾燥ペレッ ト） と して 1 0 〜 3 5 m m程度の直径のものを使用すれば、 製品 金属鉄として取扱い性の最も良好な粒径 5 〜 2 0 m mの範囲 の粒状鉄を効率よく製造し得る こ とが分かる。 産業上の利用可能性 本発明は以上の様に構成されてお り、 F e純度が高く て且 つ適正量の C を含み、 しかも取扱いの簡便な粒度構成を有し 或いは更に S含有量が少なく 、 更には S i , M n含有量が少 なく 、 鉄源と して取扱いが容易で品質の安定した粒状金属鉄 を提供し得る ことになつた。 しかも この粒状金属鉄は、 前述 の如く 製造条件を適切に制御する こ とによ り 、 安定して再現 性よく しかも効率よく製造できる。

Claims

請求の範囲
1 . 炭素質還元剤と酸化鉄含有物質を含む原料を還元溶融 して得られる粒状金属鉄であって、 F e含有量が 9 4 % (以 下、 成分含有量の場合は全て質量％を意味する） 以上、 C含 有量が 1 . 0 〜 4. 5 %であ り 、 粒径が 1 〜 3 0 mmである こ とを特徴とする粒状金属鉄。
2 . S含有量が 0 . 2 0 %以下である請求項 1 に記載の粒 状金属鉄。
3 . S i 含有量が 0 . 0 2 〜 0 . 5 %、 M n含有量が 0 .
3 %未満である請求項 1 に記載の粒状金属鉄。
4 . 粒状金属鉄は、 前記原料中の酸化鉄を固体状態で加熱 還元し、 生成する還元鉄を浸炭雰囲気下で更に加熱する こと によ り浸炭 · 溶融させ、 副生するスラグを排斥しつつ粒状に 凝集させたものである請求項 1 に記載の粒状金属鉄。
5 . 粒状金属鉄は、 前記原料中に C a 〇源を含有させ、 該 原料中のス ラグ形成成分の塩基度 （ C a O Z S i 〇 2 ) を 0 6 〜 1 . 8 の範囲に調整し、 還元溶融工程で生成するスラグ に S を捕捉させて粒状金属鉄中の S含有量を低減させたもの である請求項 1 に記載の粒状金属鉄。
6 . S含有量が 0 . 0 8 %以下である請求項 1 に記載の粒 状金属鉄。
7 . 粒状金属鉄は、 前記加熱還元後の金属化率が 1 0 0 % の時点で残留 C量が 1 . 5 〜 5 . 0 %の範囲となる様に、 原 料中の炭素質還元剤量を調整して得たものである請求項 1 に 記載の粒状金属鉄。
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