WO2011010669A1 - アルカリ含有製鉄ダストを原料とする還元鉄の製造装置および製造方法 - Google Patents

アルカリ含有製鉄ダストを原料とする還元鉄の製造装置および製造方法 Download PDF

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reduced
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alkali
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杉山　健
昌平 吉田
藤田　恭一郎
亮太 三澤
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株式会社神戸製鋼所
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Definitions

  • the present invention relates to a technique for producing reduced iron using ironmaking dust, and more specifically, reduced iron is produced by reducing an agglomerated carbonaceous material agglomerated material containing at least ironmaking dust containing an alkali metal element in a moving hearth furnace. Regarding technology.
  • dust dust containing a large amount of iron oxide is generated in blast furnaces, converters, rolling processes, etc., of which blast furnace dust and converter dust are added to sintered ore raw materials and recycled. Since rolled sludge has a high iron grade, it is used as a desiliconizing agent for blast furnaces, coolant for converters, and the like.
  • blast furnace dust and converter dust are recycled in the steelworks, unnecessary metals separated from iron, such as zinc, lead, and alkali metals, accumulate in the steelworks. Reduces efficiency significantly.
  • unnecessary metals accumulate in the blast furnace through the sinter, causing generation of deposits on the furnace wall, Reduce blast furnace productivity.
  • Electric furnace manufacturers on the other hand, agglomerate the collected dust and charge it into the electric furnace, but since the dust contains iron in the form of iron oxide, it must be reduced in the electric furnace.
  • the dust contains iron in the form of iron oxide, it must be reduced in the electric furnace.
  • carbonaceous materials As a material, it is necessary to insert carbonaceous materials into the electric furnace, which causes a decrease in productivity, and in the same manner as in the integrated steelworks, unnecessary metals are circulated and concentrated to remove deposits on the exhaust gas treatment system. It causes formation and reduces the productivity of the electric furnace.
  • Patent Documents 1 to 4 have developed a method using a rotary hearth furnace as a process replacing the above rotary kiln method, and the utilization of iron-making dust containing zinc has already been put into practical use (for example, Patent Documents 1 to 4). 3).
  • crushing strength is generally used as an index for evaluating the strength of reduced iron that can be used as a raw material for blast furnaces, converters, electric furnaces, and the like.
  • it When used as a raw material for a blast furnace, it is handled as 100 kgf / c as a crushing strength required to withstand the handling of the material from the rotary hearth furnace until it is charged into the blast furnace and the pressure of the load in the blast furnace The number (about 980 N / piece) or more is required.
  • it is not necessary to consider the load pressure in the furnace so lower crushing strength may be used than when used as a raw material for blast furnaces. Therefore, establishment of a technique capable of obtaining a crushing strength of 100 kgf / piece (about 980 N / piece) or more is required.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-293019 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-293020 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2009-52141 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-129142
  • the present invention provides an alkali metal element when producing reduced iron using a moving hearth furnace such as a rotary hearth furnace using iron-making dust containing an alkali metal element (hereinafter referred to as “alkali-containing iron-making dust”).
  • An object of the present invention is to provide an apparatus and a method for producing high-strength reduced iron from which is sufficiently removed.
  • the present inventors first performed the following laboratory test in order to clarify the reduction behavior of the carbonaceous material agglomerated material containing the alkali-containing iron dust.
  • TC indicates the total amount of carbon
  • T.Fe indicates the total amount of iron
  • M.Fe indicates the amount of metallic iron
  • TC indicates Fe 2 O. 3 , FeO and “M.Fe”. Na, K, and Pb do not exist in an atomic state, but exist as an oxide or the like.
  • the removal rate of Zn and Pb reached 90% or more at the heating time of 6 min regardless of whether the atmosphere was reducing or oxidizing.
  • the reduction mechanism of the alkali metal element in the carbonaceous material-containing briquette containing the alkali-containing iron dust can be considered as follows.
  • alkali metal elements such as Na and K are present in the form of chloride, sulfide, oxide (single or combined with other oxides such as iron oxide) and the like in the alkali-containing iron dust.
  • chloride and sulfide are gasified (volatilized) at a temperature of 1300 ° C. or less and removed from the briquette.
  • alkali metal oxides Na 2 O, K 2 O, etc.
  • Na and K have higher oxygen affinity than iron (Fe).
  • Alkali metal oxides Na 2 O, K 2 O, etc.
  • FeO iron oxide
  • the alkali metal chloride and sulfide are gasified and removed from the briquette in parallel with the reduction (metallization) of iron oxide.
  • oxides of alkali metal elements Na 2 O, K 2 O, etc.
  • iron oxide FeO
  • the reduction (metallization) of the alkali metal proceeds after the reduction (metallization) of the iron oxide is substantially completed and the iron oxide (FeO) is almost absent.
  • the metallized alkali metal (Na, K) is gasified (volatilized) at a temperature of 1200 ° C. or less, it is easily removed from the briquette. Since oxides of alkali metal elements are less likely to be reduced than iron oxide, the atmosphere in the vicinity of briquettes must be reduced to allow the reduction to proceed rapidly even after the reduction of iron oxide is substantially completed. It is necessary to keep it sex.
  • FIG. 4 shows how the iron metallization rate and the crushing strength of briquettes change with heating time in order to grasp the strength development behavior of reduced iron.
  • the same data as FIG. 3 is plotted again in FIG.
  • the crushing strength decreases with a heating time of 11 min.
  • the outer shell formed by the mutual bonding of metallic iron is maintained in the vicinity of the briquette surface, while inside the fine metallic iron particles. This is probably because carburization from residual carbon proceeds and the melting point of the metallic iron is lowered and melted / condensed and integrated into a large granular metallic iron, so that a large void is formed.
  • the alkali metal is removed by continuing heating in a reducing atmosphere, and then the heating is continued in an oxidizing atmosphere to further reduce the strength of the reduced iron.
  • the present invention has been found to be improved, and the following invention has been completed.
  • the invention according to claim 1 is an apparatus for producing reduced iron by heating and reducing a carbonaceous material agglomerated material containing at least iron-making dust containing an alkali metal element in a moving hearth furnace, wherein the moving furnace
  • the floor furnace is provided in a reduction zone that heats and reduces the carbonized material agglomerate to obtain a reduced agglomerate having an iron metallization rate of 80% or more, and a rear stage of the reduction zone.
  • An alkali removal zone for heating the fluoride in a reducing atmosphere to remove alkali metal elements from the reduced agglomerate to form an alkali-removed reduced agglomerate, and a stage subsequent to the alkali removal zone;
  • An apparatus for producing reduced iron comprising: an agglomerate that is heated in an oxidizing atmosphere to increase a crushing strength of the alkali-removed reduced agglomerate to produce reduced iron.
  • the reducing atmosphere in the alkali removal zone has a gas oxidation degree OD of less than 1.0
  • the oxidizing atmosphere in the strength development zone has a gas oxidation degree OD of 1.0 or more.
  • OD (CO 2 + H 2 O + 2O 2 ) / (CO 2 + H 2 O + O 2 + CO + H 2 ) [However, the units of CO 2 , H 2 O, O 2 , CO, and H 2 are% by volume].
  • the ratios of the lengths of the reduction zone, the alkali removal zone, and the strength development zone are set to 1: [0.1 to 0.5]: [0.1 to 0.5]. It is a reduced iron manufacturing apparatus of Claim 1 or 2.
  • the invention described in claim 4 uses the reduced iron production apparatus according to any one of claims 1 to 3 to reduce the product from a carbonaceous material agglomerated material containing at least iron dust containing an alkali metal element. It is a reduced iron manufacturing method characterized by manufacturing iron.
  • the invention according to claim 5 is, as the carbonaceous material agglomerated product, a total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous material agglomerated product is 7 to 15% by mass, The MgO content is 0.1 to 6% by mass, the mass ratio of Al 2 O 3 / SiO 2 is 0.34 to 0.52, and the mass ratio of CaO / SiO 2 is 0.25 to 2.0. Claims wherein the carbon content in the carbonaceous material agglomerated product is adjusted so that 1 to 9% by mass of C remains in the reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material agglomerated product.
  • Item 5 The method for producing reduced iron according to Item 4.
  • the invention according to claim 6 is the method for producing reduced iron according to claim 4 or 5, wherein a porosity of the carbonized material agglomerated material is 37.5% or less.
  • a seventh aspect of the present invention provides the carbonaceous material contained in the carbonized material agglomerated product according to any one of the fourth to sixth aspects, wherein an average particle diameter d50 by a laser diffraction scattering type particle size distribution measuring method is 30 ⁇ m or less. 2.
  • the present invention after the reduction of the iron oxide in the carbonaceous material agglomerated material is substantially finished, heating is continued in a reducing atmosphere to reduce and volatilize the alkali metal element that is harder to reduce than Fe. After that, by further increasing the crushing strength of the reduced iron by continuing heating in an oxidizing atmosphere, it is possible to reliably produce high-strength reduced iron from which alkali metal elements have been sufficiently removed. Can now.
  • FIG. 3 is a FeO—CaO—Al 2 O 3 —SiO 2 phase diagram for explaining the relationship between the slag component of the carbonaceous material-containing briquette and the liquidus temperature.
  • FIG. 3 is a MgO—CaO—Al 2 O 3 —SiO 2 phase diagram for explaining the relationship between the slag component of the carbonaceous material-containing briquette and the liquidus temperature. It is a graph which shows the relationship between C content in reduced iron, and the crushing strength of reduced iron. It is a graph which shows the relationship between the porosity of a carbonaceous material interior briquette, and the crushing strength of reduced iron. It is a graph which shows the particle size distribution of blast furnace wet dust. It is the figure which observed the blast furnace moisture dust with the electron microscope.
  • FIG. 1 shows a schematic flow of the reduced iron manufacturing apparatus according to the embodiment of the present invention.
  • iron-making dust (alkali-containing iron-making dust) A containing an alkali metal element (Na, K, etc.), converter dust, electric furnace dust or the like can be used alone or in combination.
  • This alkali-containing iron-making dust A can be used alone or in combination of two or more other iron-making dusts such as blast furnace dust, sintered dust, mill sludge, and pickled sludge.
  • a carbon material that is a reducing agent for example, a carbon component in blast furnace dust may be used, and in addition to or in place of this, coal, coke powder, petroleum coke, char, charcoal, pitch, and the like are appropriately added. May be used.
  • the blended raw material B prepared in this manner is charged into a mixer 1 such as a known drum mixer, mixed with a binder and water if necessary, and then, for example, a carbonaceous material interior lump with a twin roll briquette machine 2
  • a carbonaceous interior briquette (hereinafter, simply referred to as “briquette”) C is formed as a chemical.
  • the briquette C thus molded is dried with a dryer 3 so that the water content is 1 mass% or less.
  • the dried briquette C ′ is placed on the hearth 5 (see FIG. 2) of the rotary hearth furnace 4 as a moving hearth furnace and passed through the inside of the furnace.
  • the briquette C ′ sent into the furnace is referred to as “charging briquette”.
  • the rotary hearth furnace 4 includes three zones, a reduction zone 41, an alkali removal zone 42, and a strength development zone 43, in order from the inlet side. It is partitioned by a partition wall 6 that hangs down.
  • the reduction zone 41 is further divided into a plurality of (in this example, five) sub-zones 41a to 41e.
  • a main burner 7 is provided in the upper part of the furnace, and below the main burner 7 and above the hearth 5
  • the secondary combustion burner 8 for combusting the CO-containing gas generated from the charging briquette C ′ is installed at the position, so that the temperature of the atmosphere and the degree of gas oxidation in each subzone can be individually adjusted.
  • Preferred for example, see Japanese Patent Application Laid-Open No. 2004-256868).
  • the main burner 7 is provided in the upper part of the furnace, but since the reduction of iron oxide is substantially completed, the generation of CO-containing gas from the charged briquette C ′ is generated. Therefore, the secondary combustion burner 8 is not necessary.
  • the charging briquette C ′ is first selected to have an atmospheric temperature of, for example, a maximum of 1250 to 1350 ° C. (a temperature as high as possible within a range in which the reduced briquette D, which is a reduced agglomerate, is not softened and melted). Reduced briquette which is heated while passing through the reduction zone 41 adjusted to the component composition etc., and iron oxide is reduced and metallized by the internal carbon material in the charging briquette C ′. D, but the iron metalization rate is 80% or more, preferably 85% or more, more preferably 90% or more. The residence time of the charging briquette C ′ is adjusted.
  • the atmospheric temperature means the upper surface temperature of the charging briquette C ′.
  • the top surface temperature of the charging briquette C ′ may be directly measured with a radiation thermometer, or a plurality of thermocouples are installed in the height direction in the furnace. May be extrapolated to estimate the upper surface temperature of the charging briquette C ′.
  • the degree of gas oxidation in the atmosphere means that calculated from the gas composition immediately above the charging briquette C ′ (within 20 mm) (see claim 4 of Japanese Patent Laid-Open No. 11-217615).
  • gas may be directly collected and analyzed directly from the charging briquette C ′, or the gas analysis value, the air-fuel ratio of the main burner 7 and the secondary combustion may be analyzed in advance. A correspondence relationship with the amount of oxygen-containing gas blown from the burner 8 is taken, and the gas immediately above the charging briquette C ′ is determined from the air-fuel ratio of the main burner 7 and the amount of oxygen-containing gas blown from the secondary combustion burner 8.
  • the composition may be estimated.
  • the atmospheric temperature and gas oxidation degree in the reduction zone 41 can be adjusted by the air-fuel ratio of the main burner 7 or the amount of oxygen-containing gas (preheated air, oxygen-enriched air, etc.) blown from the secondary combustion burner 8. it can.
  • the residence time of the charging briquette C ′ in the reduction zone 41 can be adjusted by the moving speed of the hearth.
  • the definition of the atmospheric temperature and the degree of gas oxidation and the specific measurement method are the same in the alkali removal zone and the strength development zone described later.
  • the reason why the metalization rate of iron in the reduced briquette D is set to 80% or more (preferably 85% or more, more preferably 90% or more) is as follows.
  • the average iron metallization rate of the reduced briquette D as a mass obtained with an actual machine is the iron metallization rate obtained in the lab test (at the same atmospheric temperature and residence time as in the lab test). 90% or more), which is about several to tens of percent lower.
  • the average iron metallization rate of the reduced briquette D as a mass is 80% or more, and the iron metallization rate of each individual reduced briquette D is 90% or more.
  • the reduction of the alkali metal oxide is immediately started in the subsequent alkali removal zone 42, and the alkali metal element is gasified and removed.
  • the other individual reduced briquettes D have an iron metallization rate of less than 90%, but by continuing heating in a reducing atmosphere in the subsequent alkali removal zone 42, first, they remain in the reduced briquettes D.
  • the reduction of iron oxide proceeds and the iron metalization rate reaches 90% or more, the reduction of the alkali metal oxide is started and the alkali metal element is gasified and removed.
  • a temperature at which the reduction briquette D is not softened and melted while the reduction of the alkali metal oxide proceeds (in this example, 1250 to 1350 ° C., which is the same as the maximum temperature of the reduction zone 41) may be selected.
  • the atmosphere is a reducing atmosphere in order to promote the reduction of the alkali metal oxide, but the gas oxidation degree OD is less than 1.0, preferably 0.95 or less, more preferably 0.9 or less.
  • the gas oxidation degree OD when O 2 component is present in the atmosphere, the O 2 component has twice the oxidizing ability of the CO 2 component and H 2 O component with respect to the metal element (e.g.
  • the atmosphere temperature and gas oxidation degree in the alkali removal zone 42 are adjusted by the air-fuel ratio of the main burner 7 or the injection of hydrocarbon gas onto the hearth 5 (see, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 11-217615). Can do.
  • the residence time of the reduced briquette D may be adjusted so that the alkali metal element content in the alkali removed reduced briquette (alkali removed reduced agglomerated product) E after passing through the alkali removal zone 42 is less than the allowable value.
  • the atmospheric temperature select a temperature that melts the wustite produced by reoxidation but does not melt the metallic iron (in this example, the maximum temperature in the reduction zone and the atmospheric temperature in the alkali removal zone 42 is 1250 to 1350 ° C.). do it.
  • the atmosphere is an oxidizing atmosphere in order to promote reoxidation of metallic iron to produce wustite, but the gas oxidation degree OD is 1.0 or more, preferably 1.05 or more, more preferably 1.1 or more. . However, if the degree of gas oxidation OD is too high, the reoxidation of metallic iron proceeds too much and the iron metallization rate is greatly reduced, so that it is 1.3 or less, preferably 1.25 or less, more preferably 1. It should be 2 or less.
  • the residence time of the alkali-removed reduced briquette E may be adjusted so that the crushing strength of the product reduced iron F after passing through the strength development zone 43 is equal to or higher than the target value.
  • the product reduced iron F in which the alkali metal element is sufficiently removed and the crushing strength is increased can be produced.
  • the allowable content of alkali metal elements and the required crushing strength differ depending on the requirements of the user of the finally obtained product reduced iron F.
  • the residence time of the briquette in the reduction zone 41 can be freely adjusted by the moving speed of the hearth 5, but in order to adjust the residence time of the briquette in the alkali removal zone 42 and the strength development zone 43, the length of the reduction zone 41 is adjusted. It is necessary to preset the ratio of the lengths of these zones 42 and 43 to the above.
  • the ratio of the lengths of the reduction zone 41, the alkali removal zone 42, and the strength development zone 43 is preferably 1: [0.1 to 0.5]: [0.1 to 0.5].
  • the preferable upper limit of the ratio of the length of the alkali removal zone 42 and the strength development zone 43 with respect to the length of the reduction zone 41 is both set to 0.5 from the results of laboratory tests shown in FIG. 3 and FIG.
  • the heating time required for the removal of the alkali metal element to be sufficient is 3 min with respect to the heating time of 6 min required for the reduction to be almost completed, and it is necessary for the crushing strength to be maximum. This is because the time is also 3 min. If the alkali removal zone 42 and the strength development zone 43 are made longer than this, the productivity of the product reduced iron F is lowered, and the crushing strength is lowered.
  • the preferable lower limit of the ratio of the length of the alkali removal zone 42 and the strength development zone 43 to the length of the reduction zone 41 is both set to 0.1. This is because the crushing strength is insufficient.
  • the carbon material-containing briquette C the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbon material-containing briquette C is 7 to 15% by mass, and the MgO content is 0.1 To 6 mass%, the mass ratio of Al 2 O 3 / SiO 2 is 0.34 to 0.52, and the mass ratio of CaO / SiO 2 is 0.25 to 2.0 (more preferably 0.25 to 1.5). And particularly preferably 0.25 to 1.0), and the carbon material interior so that 1 to 9% by mass of C remains in the reduced iron F obtained by reducing the carbon material interior briquette C. It is preferable to use a briquette having a C content adjusted.
  • the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous interior briquette is 7 to 15% by mass>
  • the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous material interior briquette C substantially corresponds to the slag component content in the carbonaceous material interior briquette C. If the slag component content in the carbonaceous material-incorporated briquette C is too low, the strength expression effect of the product reduced iron F described later cannot be sufficiently exhibited, while the slag component content in the carbonaceous material-incorporated briquette C is too high. And the slag content in the product reduced iron F after reduction
  • a preferable range of the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous material-containing briquette C is 7 to 15% by mass.
  • the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous material-containing briquette C used in the following heat reduction test was in the range of 7 to 15% by mass.
  • MgO content of 0.1 to 6% by mass If the MgO content increases, the melting point of the slag increases, the amount of slag melting decreases, and the strength reduction effect of the product reduced iron F described later cannot be fully exhibited, so the upper limit of the MgO content is 6% by mass. It was. On the other hand, since the MgO component is inevitably contained in the steelmaking dust, the lower limit of the MgO content is set to 0.1% by mass.
  • the MgO content of the carbonaceous material-containing briquette C used in the following heat reduction test was in the range of 0.1 to 6% by mass.
  • the measurement results are shown in FIG. As shown in the figure, the reduction is achieved by setting the mass ratio of Al 2 O 3 / SiO 2 to 0.34 to 0.52 and the mass ratio of CaO / SiO 2 to 0.25 to 1.0. It has been found that the crushing strength of iron further increases to 180 kgf / piece (about 1760 N / piece) or more.
  • the liquidus temperature is 1200 to 1300 in the specific range. Since it is a relatively low temperature region of about 0 ° C., the slag components (CaO, Al 2 O 3 , SiO 2 ) react with wustite (FeO) to lower the melting point, and a part of them melts and solid-liquid coexistence state This is considered to be because the sintering of metallic iron is promoted.
  • the specific range does not include the eutectic point P, which is the lowest melting point, and is a region slightly deviated to the high temperature side.
  • the reason for this is considered as follows. That is, if the slag component of the carbonaceous material-containing briquette C is a composition in the vicinity of the eutectic point P in FIG. 7, the slag component reacts with wustite (FeO) and melts all at once. Such total melting creates many voids in the briquette and, on the other hand, prevents the promotion of sintering of metallic iron, so that high strength cannot be obtained.
  • wustite FeO
  • the liquidus temperature is 1300 to The liquidus temperature is about 1400 ° C., which is about 100 ° C. higher than the case where FeO shown in FIG. 7 coexists. From this, it is understood that the coexistence of wustite (FeO) is necessary to facilitate melting of the slag component.
  • FeO wustite
  • the CaO / SiO 2 of the carbonaceous material-containing briquette C is particularly preferably in the range of 0.25 to 1.0 based on the above test results.
  • the CaO-containing briquette C contains excessive CaO.
  • CaO / SiO 2 of the molten slag can be in the range of 0.25 to 1.0. Therefore, sintering of metallic iron is promoted by the same action as above, and reduced iron
  • CaO / SiO 2 has a preferred range of 0.25 to 2.0 (more preferably 0.25 to 1.5).
  • Adjustment of the composition of the slag component of the carbonaceous material interior briquette C is, for example, adjusting the addition amount of CaO sources such as limestone and quicklime in addition to the blending ratio of ironmaking dust and iron ore having a plurality of different slag component compositions, etc. Can be done by.
  • ⁇ Residual amount of C in product reduced iron obtained by reducing carbonaceous material briquettes 1 to 9% by mass> If the C residual amount in the product reduced iron F obtained by reducing the carbonaceous material briquette C is too low, the product reduced iron F in the case of using it as an iron raw material for a blast furnace, converter, electric furnace, etc. Residual carbon as a reducing material for reducing residual unreduced iron oxide (FeO, etc.) becomes insufficient, while if the C residual amount in the product reduced iron F becomes too high, it remains in the reduced iron F. Since the large amount of carbon particles to prevent the binding of metallic iron particles, the strength of the reduced iron F is insufficient. A preferable range of the C residual amount in the product reduced iron F obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette C is 1 to 9% by mass.
  • the C content in the product reduced iron F obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette used in the heat reduction test was in the range of 1 to 9% by mass.
  • the C residual amount in the product reduced iron F can be adjusted by adjusting the C content in the carbonaceous interior briquette C.
  • the carbon content is high. This can be done by adjusting the blending ratio of blast furnace dust and the amount of coal such as coal and coke powder added.
  • the carbon content Xc in the carbonaceous material-containing briquette C may be specifically set using the following formula (1).
  • Xc XcT + XcR Formula (1)
  • XcT (12/16) ⁇ Xo
  • XcT the theoretical C amount necessary to completely reduce iron oxide and zinc oxide in the carbonaceous material-containing briquette C to metal
  • XcR is: The amount of residual C in the reduced iron when the iron oxide and zinc oxide are completely reduced to metal by the theoretical amount of XcT
  • Xo is the oxygen and oxidation of iron oxide in the carbonaceous interior briquette C. This is the total amount of zinc and oxygen.
  • the theoretical C amount is defined as requiring 1 mol of carbon to reduce 1 mol of oxygen in iron oxide or zinc oxide.
  • the reduction of iron oxide or zinc oxide (gas reduction) with the CO gas generated by the reduction of iron oxide or zinc oxide by carbon directly reduction. Therefore, the amount of carbon may be less than 1 mol to reduce 1 mol of oxygen in iron oxide or zinc oxide.
  • heating of the carbonaceous material-containing briquette C in the moving hearth furnace is performed by combustion of the burner, a part of the carbonaceous material (carbon) in the carbonaceous material-containing briquette C is oxidized by iron and oxide. Consumed without being used to reduce zinc.
  • the decrease in C consumption due to gas reduction and the increase in C consumption due to burner combustion gas are almost offset, so the theoretical C amount can be regarded as the C amount actually required for reduction. it can.
  • the present inventors investigated the influence of various parameters on the crushing strength of reduced iron F obtained by reducing a carbonaceous material-containing briquette produced using iron-making dust under the same test conditions as in the second embodiment. went.
  • FIG. 9 shows the relationship between the C content in the reduced iron and the crushing strength of the reduced iron.
  • reduced iron having a crushing strength of 180 kgf / piece (about 1760 N / piece) or more, which is more suitable as an iron raw material for a blast furnace or the like has a low C content (C: 1 mass% to 4 mass%).
  • region B those having a high C content (C: 4% by mass or more)
  • region A is on the extension line
  • FIG. 10 shows the relationship between the porosity of the carbonaceous material-containing briquette and the crushing strength of the reduced iron. As shown in the figure, a very good correlation is recognized between the porosity of the carbonaceous material-containing briquette and the crushing strength of the reduced iron regardless of the level of the C content of the reduced iron.
  • the porosity of the carbonaceous material-containing briquette by controlling the porosity of the carbonaceous material-containing briquette to 37.5% or less, it has a high pressure crushing strength of 180 kgf / piece (about 1760 N / piece) or more regardless of the C content. Reduced iron can be produced reliably.
  • the distance between the iron oxide particles in the carbonaceous material-containing briquette is reduced, and the reduction of the binding of the metallic iron particles after reduction (metal iron firing) ) Is promoted and the strength of the reduced iron is considered to be further improved.
  • the lower limit is preferably 25%.
  • the apparent density of the carbonaceous material interior briquette the apparent density of the dry briquette is measured and used.
  • the true density of the carbonaceous material interior briquette is the true density of each component material of the carbonaceous interior briquette. The value obtained by weighted averaging with the blending ratio was used.
  • Steelmaking dust has a very fine particle size and is difficult to consolidate. Depending on the type and mixing ratio of the ironmaking dust used, it is difficult to reduce the porosity of the carbonaceous material-containing briquette to 37.5% or less with ordinary molding means. There are cases. In such a case, for example, the apparent density of the carbonaceous material-containing briquette is increased by mixing the new material with the sieving after compression molding with a briquette machine and returning it to the briquette machine to perform compression molding (that is, Means for reducing the porosity) (see Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-7667) can be employed.
  • Embodiment 4 In Embodiments 1 to 3 described above, the case where the particle size of the carbon material embedded in the carbon material interior briquette C is not particularly limited is exemplified, but by setting the particle size of the carbon material within a specific range, the carbon material interior briquette The amount of residual carbon in the reduced iron F can be increased while securing the crushing strength of the product reduced iron F obtained by reducing C.
  • the average particle diameter d50 of the carbonaceous material contained in the carbonaceous material-incorporated briquette C is 30 ⁇ m or less (more preferably 10 ⁇ m or less) by the laser diffraction scattering type particle size distribution measurement method.
  • a blast furnace wet dust containing a large amount of carbon particles derived from coke powder or pulverized coal is used as ironmaking dust, and a carbon material-containing briquette is produced using the carbon particles of the blast furnace wet dust as a carbonaceous material. It has been found that the obtained reduced iron can increase the amount of residual carbon in the reduced iron while ensuring the crushing strength.
  • FIG. 11 shows the particle size distribution as shown in FIG. 11.
  • FIG. 12 shows the blast furnace wet dust observed with a scanning electron microscope.
  • the particle size of the carbon particles is at least the particle size of the entire blast furnace wet dust shown in FIG. 11 (average particle size d50 is 30 ⁇ m), and the observation result by the scanning electron microscope of FIG. From this, it is estimated that the average particle diameter d50 is 10 ⁇ m or less.
  • the recommended value of the average particle diameter d50 of the carbonaceous material contained in the carbonaceous material-containing briquette C by the laser diffraction / scattering particle size distribution measurement method was set to 30 ⁇ m or less, and further to 10 ⁇ m or less.
  • Adjustment of the average particle diameter d50 of the carbonaceous material contained in the carbonaceous material interior briquette C may be performed by adjusting the blending ratio, What is necessary is just to carry out by adjusting those pulverization particle sizes, when adding powdered coal and coke powder.
  • the rotary hearth furnace is exemplified as the furnace type of the moving hearth furnace, but a linear furnace may be used.

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Abstract

　アルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを用いて移動炉床炉により還元鉄を製造するに際し、アルカリ金属元素が十分に除去された、高強度の還元鉄を製造するために、本発明の移動炉床炉は、炭材内装塊成化物Ｃを加熱し還元して鉄の金属化率が８０％以上の還元塊成化物Ｄとなす還元ゾーンと、前記還元ゾーンの後段に設けられ、前記還元塊成化物を還元性雰囲気下で加熱して該還元塊成化物からアルカリ金属元素を除去してアルカリ除去還元塊成化物となすアルカリ除去ゾーンと、前記アルカリ除去ゾーンの後段に設けられ、前記アルカリ除去還元塊成化物を酸化性雰囲気下で加熱して該アルカリ除去還元塊成化物の圧潰強度を上昇させて製品還元鉄となす強度発現ゾーンとを備える。

Description

アルカリ含有製鉄ダストを原料とする還元鉄の製造装置および製造方法
　本発明は、製鉄ダストを用いて還元鉄を製造する技術に関し、詳しくはアルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを少なくとも含む炭材内装塊成化物を移動炉床炉で還元して還元鉄を製造する技術に関する。
　一貫製鉄所では、高炉、転炉、圧延工程等で酸化鉄を多量に含有する粉塵ダストが発生しており、このうち、高炉ダストや転炉ダストは焼結鉱原料に添加されてリサイクル使用され、圧延スラッジは鉄品位が高いため、高炉の脱珪剤、転炉の冷却材等に使用されている。
　ところが、高炉ダストや転炉ダストが製鉄所内でリサイクル使用されると、鉄から分離された不要金属類である、亜鉛、鉛、アルカリ金属等が製鉄所内に蓄積されてくるため、製鉄プロセスの生産効率を著しく悪くする。特に、高炉ダストや転炉ダストを焼結鉱原料に添加してリサイクル使用すると、不要金属類が焼結鉱を介して高炉内に蓄積し、炉壁への付着物の生成などの原因となり、高炉の生産性を低下させる。
　一方、電炉メーカーでは、集塵したダストを塊成化して電気炉へ装入しているが、ダストは鉄分を酸化鉄の形態で含有することから電気炉で還元される必要があるため、還元材として電気炉への炭材の装入等が必要であり生産性を低下させる原因となるとともに、上記一貫製鉄所と同様に不要金属類が循環し濃縮され、排ガス処理系統への付着物の形成などの原因となり、電気炉の生産性を低下させる。
　したがって、一貫製鉄所でも電炉メーカーでも、製鉄ダストから不要金属類を除去することが望まれていた。
　製鉄ダストから不要金属類を除去し、還元鉄を製造するプロセスとして、従来からロータリキルン法が存在するが、この方法は得られる還元鉄の金属化率が低いことに加え、キルン内壁への付着物の生成等により必ずしも良好な生産性が維持できていない。
　一方、本出願人は、上記ロータリキルン法に替わるプロセスとして回転炉床炉を用いる方法を開発し、亜鉛を含有する製鉄ダストの利用についてはすでに実用化が進んでいる（例えば、特許文献１～３参照）。
　しかしながら、ＮａやＫなどのアルカリ金属元素を高濃度に含有する製鉄ダストを用いる場合には、回転炉床炉用の原料としての塊成化技術についてはすでに完成しているものの（特許文献４参照）、回転炉床炉内での還元技術については、上記亜鉛含有製鉄ダストと同様の操業条件で還元しても、アルカリ金属元素の除去が不十分となったり、得られた還元鉄の強度が不足したりして、まだ満足しうる仕様の還元鉄が製造できる操業条件の把握ができていなかった。
　ここで、高炉や転炉、電気炉などの原料として使用できる還元鉄の強度を評価する指標として一般的に圧潰強度が用いられる。高炉の原料として使用する場合には、回転炉床炉から排出されて高炉に装入されるまでのハンドリングと、高炉内での装入物荷重の圧力に耐えるのに必要な圧潰強度として１００ｋｇｆ／個（約９８０Ｎ／個）以上が要求される。転炉や電気炉の原料として使用する場合には、炉内での荷重圧力を考慮する必要がないため高炉の原料として使用する場合よりも低い圧潰強度でよいが、還元鉄の汎用化の面から１００ｋｇｆ／個（約９８０Ｎ／個）以上の圧潰強度が得られる技術の確立が要請されている。
日本国特開２００３－２９３０１９号公報 日本国特開２００３－２９３０２０号公報 日本国特開２００９－５２１４１号公報 日本国特開２００３－１２９１４２号公報
　そこで、本発明は、アルカリ金属元素を含有する製鉄ダスト（以下、「アルカリ含有製鉄ダスト」という。）を用いて回転炉床炉などの移動炉床炉により還元鉄を製造するに際し、アルカリ金属元素が十分に除去された、高強度の還元鉄を製造する装置および方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記課題を解決すべく、まず、アルカリ含有製鉄ダストを含む炭材内装塊成化物の還元挙動を解明するため、以下のラボ試験を実施した。
（アルカリ含有製鉄ダストを含む炭材内装塊成化物の還元試験）
　電気炉ダスト等のアルカリ含有製鉄ダストに炭素成分を含有する高炉ダストなど数種類の製鉄ダストを混合した配合原料を双ロール型ブリケットマシンで体積６～７ｃｍ３の枕形の炭材内装ブリケットに成形し、これを乾燥機で含有水分１質量％以下まで乾燥した。乾燥後のブリケット（以下、「乾燥ブリケット」という。）の化学性状を表１に示す。尚、表中の「Ｔ．Ｃ」は炭素の全量、「Ｔ．Ｆｅ」は鉄の全量、「Ｍ．Ｆｅ」は金属鉄の量を示しており、「Ｔ．Ｆｅ」にはＦｅ２Ｏ３，ＦｅＯ及び「Ｍ．Ｆｅ」が含まれる。また、Ｎａ、Ｋ、Ｐｂは原子の状態では存在せず、酸化物等として存在する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　この乾燥ブリケット約４４ｇ分をアルミナ製トレーに載せて１３００℃に加熱された横型加熱炉内に挿入して所定時間保持した後に、Ｎ２ガス雰囲気中で室温まで冷却してから取り出し、圧潰強度の測定および化学分析を行った。なお、加熱還元時には、容量％でＮ２＝１００％とＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％の２種類のガスをそれぞれ３ＮＬ／ｍｉｎの流量で流通させながら還元試験を実施した。ここに、加熱還元時には、ブリケットから所定量のＣＯ含有ガスが発生するので、Ｎ２＝１００％の流通ガスを用いた還元試験は、ブリケット周りのガス組成は還元性雰囲気になることから、実機の回転炉床炉における還元性雰囲気下での還元を模擬したものであり、ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％の流通ガスを用いた還元試験は、ブリケット周りのガス組成は酸化性雰囲気になることから、実機の回転炉床炉における酸化性雰囲気下での還元を模擬したものである。
（還元試験結果）
〔アルカリ金属の還元挙動〕
　まず、ブリケット中のアルカリ金属元素の還元挙動を把握するため、還元試験前後の化学分析の結果から、ブリケット中の鉄の金属化率、ブリケットからの非鉄金属元素、すなわち、Ｚｎ、Ｐｂ、ＮａおよびＫの除去率をそれぞれ算出し、これらの値が加熱時間によりどのように変化するかを図３に示す。
　同図に示すように、鉄の金属化率は、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）とも、加熱時間６ｍｉｎ時点で鉄の金属化率は９０％以上に到達し、それ以後は、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）ではやや上昇し、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）ではやや低下する傾向を示すことがわかる。
　また、ＺｎおよびＰｂの除去率も、雰囲気が還元性、酸化性に関わらず、加熱時間６ｍｉｎ時点で９０％以上に達している。
　これに対し、ＮａおよびＫの除去率は、加熱時間６ｍｉｎ時点では、いずれの雰囲気下においても４０％にも達せず、それ以後は、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）では徐々に上昇するものの加熱時間１１ｍｉｎ時点でも６０％にも到達しないが、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）では急速に上昇して加熱時間１１ｍｉｎ時点で８０％前後まで到達している。
　以上の試験結果より、アルカリ含有製鉄ダストを含む炭材内装ブリケット中におけるアルカリ金属元素の還元機構は以下のように考察できる。
　すなわち、アルカリ含有製鉄ダスト中においてはＮａやＫなどのアルカリ金属元素は、塩化物、硫化物、酸化物（単独、または、酸化鉄など他の酸化物と結合）等の形態で存在する。このうち塩化物と硫化物は１３００℃以下の温度でガス化（揮発）し、ブリケットから除去される。しかしながら、アルカリ金属元素の酸化物（Ｎａ２Ｏ、Ｋ２Ｏなど）は、酸化物の形態のままではガス化せず、また、ＮａおよびＫは鉄（Ｆｅ）よりも酸素親和力が強いことから、アルカリ金属元素の酸化物（Ｎａ２Ｏ、Ｋ２Ｏなど）は、酸化鉄（ＦｅＯ）より還元されにくい。以上のことから、ブリケットが加熱されると、アルカリ金属元素の塩化物と硫化物は、酸化鉄の還元（金属化）と並行してガス化してブリケットから除去される。しかしながら、アルカリ金属元素の酸化物（Ｎａ２Ｏ、Ｋ２Ｏなど）は、酸化鉄（ＦｅＯ）が存在している間は酸化鉄（ＦｅＯ）が優先的に還元されるので、ほとんど還元が進行しない。そして、酸化鉄の還元（金属化）が実質的に終了して酸化鉄（ＦｅＯ）がほとんど存在しなくなってからアルカリ金属の還元（金属化）が進行する。そして、金属化したアルカリ金属（Ｎａ、Ｋ）は、１２００℃以下の温度でガス化（揮発）するので、容易にブリケットから除去される。なお、アルカリ金属元素の酸化物は酸化鉄よりも還元されにくいことから、酸化鉄の還元が実質的に終了した後であっても、還元を迅速に進行させるためにはブリケット近傍の雰囲気を還元性に維持しておく必要がある。
〔還元鉄の強度発現挙動〕
　つぎに、還元鉄の強度発現挙動を把握するため、ブリケットの、鉄の金属化率および圧潰強度が加熱時間によりどのように変化するかを図４に示す。なお、鉄の金属化率については図３と同じデータを図４に再度プロットしたものである。
　図４に示すとおり、加熱時間６ｍｉｎの時点で鉄の金属化率は９０％以上に達し、鉄の金属化がほぼ終了しているが、ブリケットの圧潰強度は、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）とも、２０ｋｇｆ／個（約１９６Ｎ／個）程度と非常に低い値に留まっている。
　そして、鉄の金属化が実質的に終了した後も加熱を継続すると、加熱時間９ｍｉｎの時点では、いずれの雰囲気下でも圧潰強度は大幅に上昇しているものの、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）では３００ｋｇｆ／個（約２９４０Ｎ／個）程度であるのに対し、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）では６００ｋｇｆ／個（約５８８０Ｎ／個）を超えており、圧潰強度上昇度合いが大きい。そして、さらに加熱を継続し加熱時間が１１ｍｉｎになると、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）では圧潰強度はほとんど０になるのに対し、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）では圧潰強度は低下傾向を示すものの、まだ、５００ｋｇｆ／個（４９００Ｎ／個）程度の高い圧潰強度を維持している。
　以上のような圧潰強度の変化が生じる機構を考察するため、上記還元試験で各所定時間加熱された後のブリケットの断面組織の顕微鏡観察を行った。
　この結果、加熱時間６ｍｉｎのサンプルでは、いずれの雰囲気下でも、微細な金属鉄粒子が生成しているが、還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）では金属鉄粒子間の結合がほとんど見られず、酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）でも一部に金属鉄粒子間の結合が認められるに過ぎない（図示略）。
　これに対し、加熱時間９ｍｉｎのサンプルでは、いずれの雰囲気下でも、加熱時間６ｍｉｎのサンプルより金属鉄粒子間の結合が多く観察され、特に酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）では、ブリケットの表面近傍に、溶融したウスタイト粒子（灰色）が存在し、結合している金属鉄（白色）が太くなっているのが認められる（図５参照）。
　そして、加熱時間１２ｍｉｎのサンプルでは、ブリケットの中心部が中空になっているのが認められる。
　以上の観察結果より、鉄の金属化が実質的に終了した後に酸化性雰囲気下で加熱を継続することにより、ブリケットの表面近傍の金属鉄が再酸化されて低融点のウスタイト（ＦｅＯ）が形成され、これが溶融することで金属鉄の拡散が容易になる結果、金属鉄粒子間の結合（焼結）が促進され、金属鉄の結合部分が太く発達するものと推定される。
　また、加熱時間１１ｍｉｎで圧潰強度が低下するのは、還元性雰囲気下では、ブリケットの表面近傍で金属鉄相互の結合により形成された外殻が維持されたまま、内部では微細な金属鉄粒子中に残留炭素からの浸炭が進行し、金属鉄の融点が低下して溶融・凝縮し一体化して大きな粒状金属鉄となるため、大きな空隙が形成されるためと考えられる。
　上記〔アルカリ金属の還元挙動〕および〔還元鉄の強度発現挙動〕の検討結果より、従来技術のように、単に鉄を金属化させるのに必要な時間だけ加熱しても、アルカリ金属元素の除去が不十分となり、また還元鉄の強度も不足することが確認できた。
　そして、上記検討結果に基づき、鉄を実質的に金属化した後に、還元雰囲気で加熱を継続することでアルカリ金属を除去し、さらにその後に酸化性雰囲気で加熱を継続することで還元鉄の強度を向上させることができることを見出し、以下の発明を完成させるに至った。
　請求項１に記載の発明は、アルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを少なくとも含む炭材内装塊成化物を移動炉床炉で加熱し還元して還元鉄を製造する装置であって、前記移動炉床炉は、前記炭材内装塊成化物を加熱し還元して鉄の金属化率が８０％以上の還元塊成化物となす還元ゾーンと、前記還元ゾーンの後段に設けられ、前記還元塊成化物を還元性雰囲気下で加熱して該還元塊成化物からアルカリ金属元素を除去してアルカリ除去還元塊成化物となすアルカリ除去ゾーンと、前記アルカリ除去ゾーンの後段に設けられ、前記アルカリ除去還元塊成化物を酸化性雰囲気下で加熱して該アルカリ除去還元塊成化物の圧潰強度を上昇させて製品還元鉄となす強度発現ゾーンとを備えることを特徴とする還元鉄製造装置である。
　請求項２に記載の発明は、前記アルカリ除去ゾーンの還元性雰囲気が、ガス酸化度ＯＤで１．０未満であり、前記強度発現ゾーンの酸化性雰囲気が、ガス酸化度ＯＤで１．０以上である請求項１に記載の還元鉄製造装置である。
　ここに、ＯＤ＝（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋２Ｏ２）／（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋Ｏ２＋ＣＯ＋Ｈ２）
［ただし、ＣＯ２、Ｈ２Ｏ、Ｏ２、ＣＯおよびＨ２の単位は容量％］である。 
　請求項３に記載の発明は、前記還元ゾーンと前記アルカリ除去ゾーンと前記強度発現ゾーンの各長さの割合を１：［０．１～０．５］：［０．１～０．５］とする請求項１または２に記載の還元鉄製造装置である。 
　請求項４に記載の発明は、請求項１～３のいずれか１項に記載の還元鉄製造装置を用いて、アルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを少なくとも含む炭材内装塊成化物から製品還元鉄を製造することを特徴とする還元鉄製造方法である。 
　請求項５に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物として、該炭材内装塊成化物中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量を７～１５質量％、ＭｇＯ含有量を０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比を０．２５～２．０とするとともに、該炭材内装塊成化物を還元して得られた前記製品還元鉄中にＣが１～９質量％残留するように該炭材内装塊成化物中のＣ含有量を調整したものを用いる請求項４に記載の還元鉄製造方法である。
　請求項６に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物の気孔率を３７．５％以下とする請求項４または５に記載の還元鉄製造方法である。 
　請求項７に記載の発明は、前記炭材内装塊成化物中に含まれる炭材の、レーザー回折散乱式粒度分布測定法による平均粒径ｄ５０を３０μｍ以下とする請求項４～６のいずれか１項に記載の還元鉄製造方法である。
　本発明によれば、炭材内装塊成化物中の酸化鉄の還元が実質的に終了した後に、還元性雰囲気下で加熱を継続することによりＦｅより難還元性のアルカリ金属元素を還元揮発させて除去し、更にその後に、酸化性雰囲気下で加熱を継続することにより還元鉄の圧潰強度上昇させることで、アルカリ金属元素が十分に除去された、高強度の還元鉄を確実に製造することができるようになった。
本発明の実施に係る還元鉄製造装置の概略を示すフロー図である。 本発明の実施に係る回転炉床炉の概略構造を炉床回転方向に展開して示す断面図である。 アルカリ含有製鉄ダストを含む炭材内装ブリケットの加熱還元試験における、加熱時間と、鉄の金属化率、非鉄金属元素の除去率との関係を示すグラフ図である。 アルカリ含有製鉄ダストを含む炭材内装ブリケットの加熱還元試験における、加熱時間と、鉄の金属化率および圧潰強度との関係を示すグラフ図である。 加熱時間９ｍｉｎの炭材内装ブリケットの組織を示す断面図であり、（ａ）は還元性雰囲気下（Ｎ２＝１００％）、（ｂ）は酸化性雰囲気下（ＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％）のものである。 還元鉄の圧潰強度に及ぼす炭材内装ブリケットのスラグ成分組成の影響を示すグラフ図である。 炭材内装ブリケットのスラグ成分と液相線温度との関係を説明するためのＦｅＯ－ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２系状態図である。 炭材内装ブリケットのスラグ成分と液相線温度との関係を説明するためのＭｇＯ－ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２系状態図である。 還元鉄中のＣ含有量と還元鉄の圧潰強度との関係を示すグラフ図である。 炭材内装ブリケットの気孔率と還元鉄の圧潰強度との関係を示すグラフ図である。 高炉湿ダストの粒度分布を示すグラフ図である。 高炉湿ダストを電子顕微鏡で観察した図である。
　以下、本発明について、図面を参照しつつさらに詳細に説明する。 
（実施形態１） 
〔還元鉄製造装置の構成〕 
　図１に本発明の実施に係る還元鉄製造装置の概略フローを示す。アルカリ金属元素（Ｎａ、Ｋ等）を含有する製鉄ダスト（アルカリ含有製鉄ダスト）Ａとしては、転炉ダスト、電気炉ダスト等を単独または２種以上混合して用いることができる。このアルカリ含有製鉄ダストＡに、高炉ダスト、焼結ダスト、ミルスラッジ、酸洗スラッジ等の他の製鉄ダストを単独または２種以上混合して用いることができる。また、必要により酸化鉄源として粉状鉄鉱石、ミルスケールなどを添加してもよい。また、還元剤である炭材として、例えば高炉ダスト中の炭素成分を用いてもよいし、これに加えてまたは代えて石炭、コークス粉、石油コークス、チャー、木炭、ピッチ等などを適宜添加して用いてもよい。
　このようにして調製した配合原料Ｂを、例えば公知のドラムミキサなどの混合機１に装入し、必要によりバインダと水を添加して混合した後、例えば双ロール型ブリケットマシン２で炭材内装塊成化物としての炭材内装ブリケット（以下、単に「ブリケット」ということあり。）Ｃを成形する。
　このようにして成形されたブリケットＣを乾燥機３で含有水分量１質量％以下になるように乾燥する。 
　そして、この乾燥後のブリケットＣ’を移動炉床炉としての回転炉床炉４の炉床５（図２参照）上に載置して炉内を通過させる。以下、炉内に送られたブリケットＣ’を「装入ブリケット」と呼ぶ。
　回転炉床炉４の炉内は、図２に示すように、その入口側から順に還元ゾーン４１とアルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３の３つのゾーンからなり、各ゾーンの間は炉天井から垂下する隔壁６で仕切られている。 
　還元ゾーン４１は、さらに複数（本例では５つ）のサブゾーン４１ａ～４１ｅに分割され、各サブゾーンには、炉上部に主バーナ７が設けられるとともに、主バーナ７より下方で炉床５より上方の位置に、装入ブリケットＣ’から発生したＣＯ含有ガスを燃焼させるための二次燃焼バーナ８が設置され、各サブゾーンにおける雰囲気の温度およびガス酸化度を個別に調整できるようにしておくことが好ましい（例えば、日本国特開２００４－２５６８６８号公報参照）。
　アルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３は、炉上部に主バーナ７が設けられているが、酸化鉄の還元が実質的に終了していることから装入ブリケットＣ’からのＣＯ含有ガスの発生が少ないため二次燃焼バーナ８は必要としない。
〔還元鉄製造方法〕
［還元ゾーン］
　装入ブリケットＣ’は、まず、雰囲気温度が例えば最高１２５０～１３５０℃（還元塊成化物である還元ブリケットＤが軟化溶融しない範囲でできるだけ高い温度が選択されるが、装入ブリケットＣ’のスラグ成分組成等により変化する。）に調整された還元ゾーン４１を通過する間に加熱され、装入ブリケットＣ’内において酸化鉄が内装炭材で還元されて金属化し還元塊成化物である還元ブリケットＤとなるが、その鉄の金属化率が８０％以上、好ましくは８５％以上、より好ましくは９０％以上となるように、還元ゾーン４１内における雰囲気温度およびガス酸化度ならびに還元ゾーン４１内での装入ブリケットＣ’の滞留時間を調整する。
　ここで、雰囲気温度は、装入ブリケットＣ’の上面温度を意味するものとする。雰囲気温度の具体的な測定方法としては、放射温度計で装入ブリケットＣ’上面温度を直接実測してもよいし、炉内の高さ方向に複数個の熱電対を設置しておき、それらの測定値を外挿して装入ブリケットＣ’上面温度を推定するようにしてもよい。
　また、雰囲気のガス酸化度は、装入ブリケットＣ’直上（２０ｍｍ以内）のガス組成から算出されるものを意味するものとする（日本国特開平１１－２１７６１５号公報の請求項４等参照）。このガス組成の具体的な測定方法としては、装入ブリケットＣ’直上からガスを直接採取して分析してもよいし、予め、このガス分析値と、主バーナ７の空燃比や二次燃焼バーナ８からの酸素含有ガスの吹込み量などとの対応関係を取っておき、主バーナ７の空燃比や二次燃焼バーナ８からの酸素含有ガスの吹込み量などから装入ブリケットＣ’直上のガス組成を推定するようにしてもよい。
　還元ゾーン４１内における雰囲気温度およびガス酸化度は、主バーナ７の空燃比や二次燃焼バーナ８からの酸素含有ガス（予熱空気、酸素富化空気など）の吹込み量などで調整することができる。また、還元ゾーン４１内での装入ブリケットＣ’の滞留時間は、炉床の移動速度で調整することができる。
　なお、上記雰囲気温度およびガス酸化度の定義および具体的な測定方法は、後述のアルカリ除去ゾーンおよび強度発現ゾーンにても同様である。
　ここで、還元ブリケットＤの鉄の金属化率を８０％以上（好ましくは８５％以上、より好ましくは９０％以上）としたのは、以下の理由による。
　すなわち、実機の回転炉床炉では、還元ゾーン４１の炉幅方向で雰囲気温度やガス酸化度に分布が生じたり、装入ブリケットＣ’を炉床５上に載置する際に炉床５の幅方向で重なり具合が変化したりすることが避けられないこと等に起因して、個々の還元ブリケットＤの金属化率にバラツキが生じる。
　このため、実機で得られる、マスとしての還元ブリケットＤの平均の鉄金属化率は、ラボ試験と同様の雰囲気温度、滞留時間で加熱還元しても、ラボ試験で得られる鉄金属化率（９０％以上）より数％～十数％程度低下する。
　したがって、実機の回転炉床炉において、マスとしての還元ブリケットＤの平均の鉄金属化率を８０％以上とすることにより、個々の還元ブリケットＤのなかには鉄金属化率が９０％以上となるものも存在し、このような還元ブリケットＤ内では、後段のアルカリ除去ゾーン４２にて直ちにアルカリ金属酸化物の還元が開始され、アルカリ金属元素がガス化し除去される。一方、他の個々の還元ブリケットＤは鉄金属化率が９０％に満たないが、後段のアルカリ除去ゾーン４２にて還元雰囲気下で加熱を継続することで、まず、還元ブリケットＤ内に残留する酸化鉄の還元が進んで鉄金属化率が９０％以上に達すると、アルカリ金属酸化物の還元が開始され、アルカリ金属元素がガス化し除去される。
　マスとしての還元ブリケットＤの平均の鉄金属化率は高くするほど後段のアルカリ除去ゾーン４２でアルカリ金属元素の除去反応が早く開始され、アルカリ除去ゾーン４２における還元ブリケットＤの滞留時間が短縮されるが、一方、還元ゾーン４１における装入ブリケットＣ’の滞留時間を長くする必要が生じるので、両ゾーン４１，４２における滞留時間の合計が最短となるように、還元ブリケットＤの鉄金属化率を８０％以上の範囲で調整すればよい。
［アルカリ除去ゾーン］
　上記のようにして、還元ゾーン４１を通過して鉄の金属化が実質的に終了した還元ブリケットＤは、炉床５の移動に伴ってアルカリ除去ゾーン４２に移送され、還元性雰囲気下で加熱が継続される。
　雰囲気温度としては、アルカリ金属酸化物の還元が進行しつつ、還元ブリケットＤが軟化溶融しない温度（本例では、還元ゾーン４１の最高温度と同様の１２５０～１３５０℃）を選択すればよい。
　雰囲気はアルカリ金属酸化物の還元を促進するために還元性雰囲気とするが、ガス酸化度ＯＤで１．０未満、好ましくは０．９５以下、さらに好ましくは０．９以下とする。ここに、ガス酸化度ＯＤは、雰囲気中にＯ２成分が存在する場合には、そのＯ２成分は金属元素に対してＣＯ２成分およびＨ２Ｏ成分の２倍の酸化能を有する（例えば、Ｆｅ＋ＣＯ２＝ＦｅＯ＋ＣＯ、Ｆｅ＋Ｈ２Ｏ＝ＦｅＯ＋Ｈ２、２Ｆｅ＋Ｏ２＝２ＦｅＯの反応式より、１モルのＣＯ２またはＨ２Ｏは１モルのＦｅを酸化できるだけであるのに対し、１モルのＯ２は２モルのＦｅを酸化できる）ので、ＯＤ＝（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋２Ｏ２）／（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋Ｏ２＋ＣＯ＋Ｈ２）［ただし、ＣＯ２、Ｈ２Ｏ、Ｏ２、ＣＯおよびＨ２の単位は容量％］で定義するものとする。
　アルカリ除去ゾーン４２内における雰囲気温度およびガス酸化度は、主バーナ７の空燃比や炉床５上への炭化水素ガスの吹込み（例えば、日本国特開平１１－２１７６１５参照）などで調整することができる。
　還元ブリケットＤの滞留時間は、アルカリ除去ゾーン４２を通過した後のアルカリ除去還元ブリケット（アルカリ除去還元塊成化物）Ｅ中のアルカリ金属元素含有量が許容値以下となるように調整すればよい。
［強度発現ゾーン］
　上記のようにして、アルカリ除去ゾーン４２を通過してアルカリ金属元素が除去されたアルカリ除去還元ブリケットＥは、炉床５の移動に伴って強度発現ゾーン４３に移送され、酸化性雰囲気下で加熱が継続される。
　雰囲気温度としては、再酸化により生成したウスタイトを溶融しつつ、金属鉄は溶融させない温度（本例では、還元ゾーンの最高温度およびアルカリ除去ゾーン４２の雰囲気温度と同様の１２５０～１３５０℃）を選択すればよい。
　雰囲気は金属鉄の再酸化を進行させてウスタイトを生成させるために酸化性雰囲気とするが、ガス酸化度ＯＤで１．０以上、好ましくは１．０５以上、さらに好ましくは１．１以上とする。ただし、ガス酸化度ＯＤを高くしすぎると、金属鉄の再酸化が進みすぎて鉄金属化率が大きく低下してしまうので、１．３以下、好ましくは１．２５以下、さらに好ましくは１．２以下とするのがよい。
　アルカリ除去還元ブリケットＥの滞留時間は、強度発現ゾーン４３を通過した後の製品還元鉄Ｆの圧潰強度が目標値以上となるように調整すればよい。
　以上のようにして、アルカリ金属元素が十分に除去され、圧潰強度が高められた製品還元鉄Ｆが製造できる。
　ただし、最終的に得られた製品還元鉄Ｆの使用先の要求によってアルカリ金属元素の許容含有量および必要圧潰強度が異なる。このため、還元ゾーン４１とアルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３の各ゾーンにおけるブリケットの滞留時間を調整する必要がある。還元ゾーン４１におけるブリケットの滞留時間は、炉床５の移動速度で自由に調整できるが、アルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３におけるブリケットの滞留時間を調整するためには、還元ゾーン４１の長さに対するこれらのゾーン４２，４３の長さの比率を予め設定しておく必要がある。
　還元ゾーン４１とアルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３の各長さの割合は１：［０．１～０．５］：［０．１～０．５］とするのが好ましい。 
　還元ゾーン４１の長さに対する、アルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３の長さの割合の好ましい上限をともに０．５としたのは、図３および図４に示すラボ試験結果より、酸化鉄の還元がほぼ終了するのに要する加熱時間６ｍｉｎに対して、アルカリ金属元素の除去が十分（除去率６０％以上）になるのに要する加熱時間が３ｍｉｎであり、圧潰強度が最高となるのに要する時間も３ｍｉｎであることに基づくものであり、アルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３をこれ以上長くすると製品還元鉄Ｆの生産性が低下し、圧潰強度が却って低下するためである。
　一方、還元ゾーン４１の長さに対する、アルカリ除去ゾーン４２と強度発現ゾーン４３の長さの割合の好ましい下限をともに０．１としたのは、０．１未満ではアルカリ金属元素の除去が不十分となり、圧潰強度が不足するためである。
（実施形態２）
　上記実施形態１では、炭材内装ブリケットＣ中のスラグ成分組成および炭素含有量については特に限定しない場合を例示したが、これらの成分組成を所定の範囲とすることで、高炉や電気炉、転炉などの鉄原料としてより適した、炭素を十分に含有しつつ、圧潰強度がさらに高められた製品還元鉄が得られる。
　具体的には、炭材内装ブリケットＣとして、該炭材内装ブリケットＣ中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量を７～１５質量％、ＭｇＯ含有量を０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比を０．２５～２．０（より好ましくは０．２５～１．５、特に好ましくは０．２５～１．０）とするとともに、該炭材内装ブリケットＣを還元して得られた製品還元鉄Ｆ中にＣが１～９質量％残留するように該炭材内装ブリケットＣ中のＣ含有量を調整したものを用いるのが好ましい。 
　以下に、上記各パラメータの数値限定根拠を説明する。
＜炭材内装ブリケット中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量を７～１５質量％＞ 
　炭材内装ブリケットＣ中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量は、炭材内装ブリケットＣ中のスラグ成分含有量にほぼ相当する。炭材内装ブリケットＣ中のスラグ成分含有量が低すぎると、後述の製品還元鉄Ｆの強度発現作用を十分に発揮し得ず、一方、炭材内装ブリケットＣ中のスラグ成分含有量が高すぎると、還元後の製品還元鉄Ｆ中のスラグ含有量が高くなりすぎて鉄品位が低下する。炭材内装ブリケットＣ中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量の好適範囲は、７～１５質量％である。
　なお、下記の加熱還元試験に用いた炭材内装ブリケットＣの、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量はいずれも７～１５質量％の範囲にあった。
＜ＭｇＯ含有量を０．１～６質量％＞
　ＭｇＯ含有量が高くなると、スラグの融点が高くなり、スラグの溶融量が減少し、後述の製品還元鉄Ｆの強度発現作用を十分に発揮し得なくので、ＭｇＯ含有量の上限は６質量％とした。一方、製鉄ダスト中には不可避的にＭｇＯ成分が含まれることから、ＭｇＯ含有量の下限は０．１質量％とした。
　なお、下記の加熱還元試験に用いた炭材内装ブリケットＣのＭｇＯ含有量はいずれも０．１～６質量％の範囲にあった。
＜Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比を０．２５～２．０（より好ましくは０．２５～１．５、特に好ましくは０．２５～１．０）＞
　本発明者らは、先ず、製品還元鉄の圧潰強度に及ぼすスラグ成分組成の影響を調査するため、高炉ダストを含む製鉄ダストと鉄鉱石を用いて種々のスラグ成分組成を有する炭材内装ブリケットを作製し、上記［課題を解決するための手段］の項で述べたラボ試験と同じ試験装置を用い、Ｎ２＝１００％雰囲気下にて加熱還元試験を行い、酸化鉄の還元が終了した時点での還元鉄の圧潰強度を測定した。
　測定結果を図６に示す。同図に示すように、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比を０．２５～１．０の範囲とするとすることで、還元鉄の圧潰強度が１８０ｋｇｆ／個（約１７６０Ｎ／個）以上と、さらに上昇することを見出した。
　このように、炭材内装ブリケットのスラグ成分のＣａＯ／ＳｉＯ２とＡｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を特定の範囲とすることで還元鉄の圧潰強度が上昇する理由は、以下のように考察される。
　すなわち、図７に示すように、ＦｅＯ（３０質量％一定）－ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２系状態図上に上記特定範囲をプロットすると、該特定範囲では液相線温度が１２００～１３００℃程度の比較的低温の領域となることから、スラグ成分（ＣａＯ、Ａｌ２Ｏ３、ＳｉＯ２）がウスタイト（ＦｅＯ）と反応して低融点化し、その一部が溶融して固液共存状態になり、金属鉄の焼結が促進されるためと考えられる。
　ここで、図７から明らかなように、上記特定範囲は、最低融点である共晶点Ｐを含まない、少しだけ高温側に外れた領域であることがわかる。この理由は以下のように考察される。すなわち、炭材内装ブリケットＣのスラグ成分を図７の共晶点Ｐ近傍の組成とすると、スラグ成分がウスタイト（ＦｅＯ）と反応して一挙に全量溶融してしまい、このようなスラグ成分の急激な全量溶融は、ブリケット内に空隙を多く作り、却って金属鉄の焼結の促進を妨げるため、高強度が得られない。これに対し、炭材内装ブリケットＣのスラグ成分を図７の上記特定範囲とすることで、スラグ成分の全量ではなく一部が溶融した固液共存状態が得られることにより、スラグの溶融による空隙の形成を抑制しつつ、金属鉄の焼結を促進させることができることになる。要するに、還元鉄の強度発現は、スラグ相によるものでなく、金属鉄の焼結構造によるものである。
　ここで、図８に示すように、ＭｇＯ（５質量％一定）－ＣａＯ－Ａｌ２Ｏ３－ＳｉＯ２系状態図上に上記特定範囲をプロットすると、該特定範囲では液相線温度は１３００～１４００℃程度となり、図７に示すＦｅＯが共存する場合に比べて１００℃程度高い液相線温度となる。このことから、スラグ成分の溶融を容易にするためにはウスタイト（ＦｅＯ）の共存が必要なことが理解される。
　なお、炭材内装ブリケットＣのＣａＯ／ＳｉＯ２は、上述の試験結果より０．２５～１．０の範囲とするのが特に好ましいが、炭材内装ブリケットＣ中にＣａＯが過剰に存在する場合でも、ＣａＯの一部が溶融することで、溶融スラグのＣａＯ／ＳｉＯ２が０．２５～１．０の範囲となりうるので、上記と同様の作用により金属鉄の焼結が促進され、還元鉄の強度が発現されるため、ＣａＯ／ＳｉＯ２は０．２５～２．０（さらには０．２５～１．５）の範囲を好適範囲としたものである。 
　炭材内装ブリケットＣのスラグ成分の組成の調整は、例えば、複数の異なるスラグ成分組成を有する製鉄ダストや鉄鉱石の配合割合の他、石灰石、生石灰等のＣａＯ源の添加量を調整すること等によって行うことができる。
＜炭材内装ブリケットを還元して得られた製品還元鉄中のＣ残留量：１～９質量％＞
　炭材内装ブリケットＣを還元して得られた製品還元鉄Ｆ中のＣ残留量が低くなりすぎると、高炉や転炉、電気炉等の鉄原料として使用した場合における、製品還元鉄Ｆ中に残留する未還元の酸化鉄（ＦｅＯ等）を還元する還元材としての残留炭素の作用が不十分となり、一方、製品還元鉄Ｆ中のＣ残留量が高くなりすぎると、還元鉄Ｆ中に残留する多量の炭素粒子が金属鉄粒子の結合を妨げるため還元鉄Ｆの強度が不足する。炭材内装ブリケットＣを還元して得られた製品還元鉄Ｆ中のＣ残留量の好適範囲は１～９質量％である。
　なお、上記の加熱還元試験に用いた炭材内装ブリケットを還元して得られた製品還元鉄Ｆ中のＣ含有量はいずれも１～９質量％の範囲にあった。
　製品還元鉄Ｆ中のＣ残留量の調整は、炭材内装ブリケットＣ中のＣ含有量を調整することによって行うことができ、例えば、炭材内装ブリケットＣの製造時において、炭素含有量の高い高炉ダストの配合割合や、石炭、コークス粉等の炭材の添加量を調整することによって行うことができる。
　炭材内装ブリケットＣ中の炭素含有量Ｘｃは、具体的には以下の式（１）を用いて設定すればよい。
　Ｘｃ＝ＸｃＴ＋ＸｃＲ …式（１）
　ここに、ＸｃＴ＝（１２／１６）・Ｘｏであり、ＸｃＴは、炭材内装ブリケットＣ中の酸化鉄および酸化亜鉛を完全に金属まで還元するのに必要な理論Ｃ量であり、ＸｃＲは、この理論Ｃ量ＸｃＴにより前記酸化鉄および酸化亜鉛が完全に金属まで還元された際における、還元鉄中の残留Ｃ量であり、Ｘｏは、炭材内装ブリケットＣ中における、酸化鉄の酸素と酸化亜鉛の酸素との合計量である。
　上記式（１）において、酸化鉄の他に酸化亜鉛の還元を考慮したのは、原料として製鉄ダストを用いる場合には、相当量の酸化亜鉛が含まれ、その還元に相当量のＣ量を必要とするためである。ただし、鉛、アルカリ金属など他の非鉄金属の酸化物の含有量は酸化鉄や酸化亜鉛に比べて少ないので無視した。 
　ここで、理論Ｃ量は、酸化鉄または酸化亜鉛の酸素１モルを還元するのに炭素１モルを必要とするとして定義したものである。しかしながら、実際の移動炉床炉による炭材内装ブリケットＣの還元においては、炭素による酸化鉄または酸化亜鉛の還元（直接還元）で発生したＣＯガスでさらに酸化鉄または酸化亜鉛の還元（ガス還元）が進行するため、酸化鉄または酸化亜鉛の酸素１モルを還元するのに炭素は１モルより少ない量でよい。一方、移動炉床炉内での炭材内装ブリケットＣの加熱はバーナの燃焼で行われるため、その燃焼ガスによって炭材内装ブリケットＣ中の炭材（炭素）の一部が、酸化鉄および酸化亜鉛の還元に使われることなく消費される。結果的には、ガス還元によるＣ消費量の減少分とバーナ燃焼ガスによるＣ消費量の増加分がほぼ相殺されるため、上記理論Ｃ量を、実際に還元に必要なＣ量とみなすことができる。
（実施形態３）
　上記実施形態１、２では、炭材内装ブリケットＣ内の物理的構造については特に限定しない場合を例示したが、炭材内装ブリケットＣ内の物理的構造、特に、炭材内装ブリケットＣの気孔率を特定の範囲とすることで、還元して得られた製品還元鉄Ｆ中の残留炭素量が多い場合でも、十分に高い圧潰強度が確実に得られる。
　具体的には、炭材内装ブリケットＣとして、気孔率を３７．５％以下のものを用いるのが推奨される。 
　以下に、炭材内装ブリケットＣの気孔率を３７．５％以下に限定した根拠を説明する。 
　本発明者らは、製鉄ダストを使用して製作した炭材内装ブリケットを上記実施形態２と同様の試験条件で還元して得られた還元鉄Ｆの圧潰強度に及ぼす各種パラメータの影響の調査を行った。 
　図９に、還元鉄中のＣ含有量と還元鉄の圧潰強度との関係を示す。同図に示すように、高炉等の鉄原料としてより適した、圧潰強度が１８０ｋｇｆ／個（約１７６０Ｎ／個）以上を示す還元鉄は、低Ｃ含有量（Ｃ：１質量％以上４質量％未満）のもの［領域Ａ］と、高Ｃ含有量（Ｃ：４質量％以上）のもの［領域Ｂ］が存在することがわかった。ここで、領域Ａのものは、還元鉄中のＣ含有量が高くなるほど還元鉄の圧潰強度が低下するという従来の技術常識（図中の直線Ｌ）の延長線上にあるものであるが、領域Ｂのものは、この従来の技術常識から離れて、高Ｃ含有量でも高い圧潰強度が得られるものである。
　このように、高Ｃ含有量でも高い圧潰強度が得られる理由についてさらに検討を進めた結果、還元前の炭材内装ブリケットの気孔率が影響していることを見出した。 
　図１０に、炭材内装ブリケットの気孔率と還元鉄の圧潰強度との関係を示す。同図に示すように、炭材内装ブリケットの気孔率と還元鉄の圧潰強度との間には、還元鉄のＣ含有量のレベルによらず、非常に良好な相関関係が認められる。 
　したがって、同図に示すように、炭材内装ブリケットの気孔率を３７．５％以下に制御することによって、Ｃ含有量に関わらず１８０ｋｇｆ／個（約１７６０Ｎ／個）以上の高圧潰強度を有する還元鉄を確実に製造することができる。 
　このように、炭材内装ブリケットの気孔率を所定値以下とすることで、炭材内装ブリケット中における、酸化鉄粒子間の距離が小さくなり、還元後の金属鉄粒子の結合（金属鉄の焼結）が促進され、還元鉄の強度がより向上するものと考えられる。
　なお、炭材内装ブリケットの気孔率は小さくしすぎると、還元時に爆裂（バースティング）を起こしやすくなるので、その下限は２５％とするのが好ましい。
　ここに、炭材内装ブリケットの気孔率は、炭材内装ブリケットの見掛け密度と真密度から、
　気孔率（％）＝（１－［見掛け密度］／［真密度］）×１００
で計算されるが、炭材内装ブリケットの見掛け密度としては、乾燥ブリケットの見掛け密度を測定して使用し、炭材内装ブリケットの真密度としては、炭材内装ブリケットの構成原料それぞれ単独の真密度を配合割合で加重平均して求めた値を使用した。
　製鉄ダストは粒度が非常に細かいため圧密することが難しく、使用する製鉄ダストの種類や配合割合によっては、通常の成形手段では炭材内装ブリケットの気孔率を３７．５％以下とすることが困難な場合がある。そのような場合には、例えば、ブリケットマシンで圧縮成形した後の篩下をリサイクル原料として新原料に混ぜてブリケットマシンに戻し圧縮性成形することで炭材内装ブリケットの見掛け密度を高める（すなわち、気孔率を小さくする）手段（日本国特開２００９－７６６７号公報参照）を採用することができる。
（実施形態４）
　上記実施形態１～３では、炭材内装ブリケットＣ中に内装される炭材の粒度については特に限定しない場合を例示したが、炭材の粒度を特定の範囲とすることで、炭材内装ブリケットＣを還元して得られた製品還元鉄Ｆの圧潰強度を確保しつつ、還元鉄Ｆ中の残留炭素量をより多くすることができる。
　具体的には、炭材内装ブリケットＣ中に含まれる炭材の、レーザー回折散乱式粒度分布測定法による平均粒径ｄ５０を３０μｍ以下（さらには１０μｍ以下）とするのが推奨される。
　例えば、製鉄ダストとして、コークス粉や微粉炭由来の炭素粒子を多量に含有する高炉湿ダストを用い、その高炉湿ダストの炭素粒子を炭材として炭材内装ブリケットを作製し、これを還元して得られた還元鉄は、圧潰強度を確保しつつ、還元鉄中の残留炭素量を多くすることができることがわかっている。その高炉湿ダストについてレーザー回折散乱式粒度分布測定法で粒度分布を測定した結果、図１１に示すような粒度分布が得られた。また、図１２は、高炉湿ダストを走査型電子顕微鏡で観察したものである。同図において、角張った大きめの粒子は酸化鉄、球状の粒子はＣａＯ－ＳｉＯ２－ＦｅＯ系のスラグと同定されたが、炭素は軽元素のためどの粒子が炭素粒子かは確定できなかった。しかしながら、酸化鉄の大きな粒子を除くと微細粒のため、炭素粒子も微細粒になっていると推定される。以上の考察より、炭素粒子の粒度は、少なくとも、図１１に示す高炉湿ダスト全体の粒度（平均粒径ｄ５０で３０μｍ）以下であることは明らかであり、図１２の走査型電子顕微鏡による観察結果から、平均粒径ｄ５０で１０μｍ以下と推定される。
　以上のことから、炭材内装ブリケットＣ中に含まれる炭材の、レーザー回折散乱式粒度分布測定法による平均粒径ｄ５０の推奨値は、３０μｍ以下、さらには１０μｍ以下とした。
　炭材内装ブリケットＣ中に含まれる炭材の平均粒径ｄ５０の調整は、例えば、高炉湿ダストを原料の一部として用いる場合は、その配合割合を調整することにより行えばよく、炭材として粉状石炭やコークス粉を添加する場合は、それらの粉砕粒度を調整することにより行えばよい。
（変形例）
　上記実施形態では、炭材内装塊成化物の塊成化物としての形態としてブリケットを例示したが、ペレットでもよい。 
　また、上記実施形態では、移動炉床炉の炉形式として回転炉床炉を例示したが、直線炉を用いてもよい。
　本発明を詳細にまた特定の実施態様を参照して説明したが、本発明の精神と範囲を逸脱することなく様々な変更や修正を加えることができることは当業者にとって明らかである。
　本出願は、２００９年７月２１日出願の日本特許出願（特願２００９－１６９７１８）に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれる。
　製鐵設備において、製鉄ダストから還元鉄を製造する技術として有用である。
１：混合機
２：双ロール型ブリケットマシン
３：乾燥機
４：移動炉床炉（回転炉床炉） 
４１：還元ゾーン 
４１ａ～４１ｅ：サブゾーン 
４２：アルカリ除去ゾーン 
４３：強度発現ゾーン
５：炉床
６：隔壁
７：主バーナ
８：二次燃焼バーナ
Ａ：アルカリ金属元素を含有する製鉄ダスト（アルカリ含有製鉄ダスト）
Ｂ：配合原料
Ｃ：炭材内装塊成化物（炭材内装ブリケット）
Ｃ’：装入ブリケット
Ｄ：還元塊成化物（還元ブリケット）
Ｅ：アルカリ除去還元塊成化物（アルカリ除去還元ブリケット）
Ｆ：製品還元鉄
 

Claims (7)

  1. 　アルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを少なくとも含む炭材内装塊成化物を移動炉床炉で加熱し還元して還元鉄を製造する装置であって、 
    　前記移動炉床炉は、
    　前記炭材内装塊成化物を加熱し還元して鉄の金属化率が８０％以上の還元塊成化物となす還元ゾーンと、
    　前記還元ゾーンの後段に設けられ、前記還元塊成化物を還元性雰囲気下で加熱して該還元塊成化物からアルカリ金属元素を除去してアルカリ除去還元塊成化物となすアルカリ除去ゾーンと、
    　前記アルカリ除去ゾーンの後段に設けられ、前記アルカリ除去還元塊成化物を酸化性雰囲気下で加熱して該アルカリ除去還元塊成化物の圧潰強度を上昇させて製品還元鉄となす強度発現ゾーンと
    を備えることを特徴とする還元鉄製造装置。
  2. 　前記アルカリ除去ゾーンの還元性雰囲気が、ガス酸化度ＯＤで１．０未満であり、前記強度発現ゾーンの酸化性雰囲気が、ガス酸化度ＯＤで１．０以上である請求項１に記載の還元鉄製造装置。
    　ここに、ＯＤ＝（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋２Ｏ２）／（ＣＯ２＋Ｈ２Ｏ＋Ｏ２＋ＣＯ＋Ｈ２）
    ［ただし、ＣＯ２、Ｈ２Ｏ、Ｏ２、ＣＯおよびＨ２の単位は容量％］である。
  3. 　前記還元ゾーンと前記アルカリ除去ゾーンと前記強度発現ゾーンの各長さの割合を１：［０．１～０．５］：［０．１～０．５］とする請求項１または２に記載の還元鉄製造装置。
  4. 　請求項１～３のいずれか１項に記載の還元鉄製造装置を用いて、アルカリ金属元素を含有する製鉄ダストを少なくとも含む炭材内装塊成化物から製品還元鉄を製造することを特徴とする還元鉄製造方法。
  5. 　前記炭材内装塊成化物として、該炭材内装塊成化物中における、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量を７～１５質量％、ＭｇＯ含有量を０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比を０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比を０．２５～２．０とするとともに、該炭材内装塊成化物を還元して得られた前記製品還元鉄中にＣが１～９質量％残留するように該炭材内装塊成化物中のＣ含有量を調整したものを用いる請求項４に記載の還元鉄製造方法。
  6. 　前記炭材内装塊成化物の気孔率を３７．５％以下とする請求項４または５に記載の還元鉄製造方法。
  7. 　前記炭材内装塊成化物中に含まれる炭材の、レーザー回折散乱式粒度分布測定法による平均粒径ｄ５０を３０μｍ以下とする請求項４～６のいずれか１項に記載の還元鉄製造方法。
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AU2010274316A AU2010274316B2 (en) 2009-07-21 2010-07-21 Apparatus and method for producing reduced iron using alkali-containing iron production dust as the raw material
RU2012105989/02A RU2492247C1 (ru) 2009-07-21 2010-07-21 Устройство и способ получения восстановленного железа из содержащей щелочные металлы металлургической пыли, служащей в качестве исходного материала
EP20100802289 EP2458021A1 (en) 2009-07-21 2010-07-21 Apparatus and method for producing reduced iron using alkali-containing iron production dust as the raw material
US13/379,253 US20120103136A1 (en) 2009-07-21 2010-07-21 Apparatus and method for producing reduced iron from alkali-containing ironmaking dust serving as material

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Families Citing this family (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5466590B2 (ja) * 2009-07-21 2014-04-09 株式会社神戸製鋼所 炭材内装塊成化物を用いた還元鉄製造方法
JP5677884B2 (ja) * 2011-04-11 2015-02-25 新日鉄住金エンジニアリング株式会社 連続加熱処理炉の炉温設定方法及び炉温制御方法
CN102367513A (zh) * 2011-10-28 2012-03-07 内蒙古包钢钢联股份有限公司 一种炼铁烧结矿脱除钾、钠的方法
JP5716656B2 (ja) * 2011-12-26 2015-05-13 Ｊｆｅエンジニアリング株式会社 放射性セシウムの酸化物を含有する灰の処理方法
JP5880835B2 (ja) * 2012-01-26 2016-03-09 Ｊｆｅエンジニアリング株式会社 放射性セシウムを含む可燃物の焼却処理方法
KR101712829B1 (ko) * 2014-09-24 2017-03-08 주식회사 포스코 소성로 및 이를 이용한 부분환원철 제조방법
JP5928761B2 (ja) * 2015-02-27 2016-06-01 Ｊｆｅエンジニアリング株式会社 放射性セシウムの酸化物を含有する灰の処理装置
JP5950001B2 (ja) * 2015-07-10 2016-07-13 Ｊｆｅエンジニアリング株式会社 放射性セシウムを含有する可燃物を含む廃棄物の焼却処理装置
KR101879091B1 (ko) * 2016-12-22 2018-07-16 주식회사 포스코 환원용 가열로
KR102434776B1 (ko) * 2017-10-25 2022-08-19 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 소결광의 제조 방법
CN109385534B (zh) * 2018-12-17 2021-04-02 中冶南方工程技术有限公司 含锌及碱金属卤化物粉尘的处理方法
CN110425870A (zh) * 2019-08-30 2019-11-08 贵州遵义金山磨料有限公司 一种铝矾土制棕刚玉煅烧-脱硅一体化隧道窑
CN115305351B (zh) * 2022-07-18 2023-07-21 中南大学 一种强化提钒尾渣还原挥发脱除碱金属的方法
WO2024130328A1 (en) * 2022-12-23 2024-06-27 Technological Resources Pty. Limited Biomass direct reduced iron

Citations (15)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3836353A (en) * 1968-10-18 1974-09-17 C Holley Pellet reclamation process
JPH11217615A (ja) 1997-11-27 1999-08-10 Kobe Steel Ltd 還元鉄の製造方法
JPH11310832A (ja) * 1998-03-25 1999-11-09 Ltv Steel Co Inc 製鋼廃棄物の金属酸化物の処理法
JP2000034526A (ja) * 1998-07-17 2000-02-02 Nippon Steel Corp 還元鉄ペレットの製造方法
JP2002097508A (ja) * 2000-09-19 2002-04-02 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 還元鉄製造方法および還元鉄製造装置
JP2003129142A (ja) 2001-10-24 2003-05-08 Kobe Steel Ltd 酸化金属塊成物の製造方法
JP2003293020A (ja) 2002-04-03 2003-10-15 Kobe Steel Ltd 高炉湿ダストを用いる還元鉄製造方法および粗酸化亜鉛製造方法
JP2003293019A (ja) 2002-04-03 2003-10-15 Kobe Steel Ltd 高炉湿ダストを用いた還元鉄製造方法および粗酸化亜鉛製造方法
JP2004256868A (ja) 2003-02-26 2004-09-16 Kobe Steel Ltd 還元金属の製造方法
JP2006283136A (ja) * 2005-03-31 2006-10-19 Nippon Steel Corp 還元鉄の製造方法
JP2008056986A (ja) * 2006-08-31 2008-03-13 Hamada Heavy Industries Ltd 還元ブリケットの製造方法
JP2009007667A (ja) 2007-05-28 2009-01-15 Kobe Steel Ltd 炭材内装酸化金属ブリケットの製造方法
JP2009052141A (ja) 2007-07-31 2009-03-12 Kobe Steel Ltd 電気炉ダストの還元処理方法
WO2009035053A1 (ja) * 2007-09-14 2009-03-19 Nippon Steel Corporation 還元鉄ペレットの製造方法及び銑鉄の製造方法
JP2009169718A (ja) 2008-01-17 2009-07-30 Meidensha Corp 画像処理による環境適応型侵入者検知装置

Family Cites Families (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5885328A (en) * 1996-05-31 1999-03-23 Ltv Steel Company, Inc. Method of agglomerating oil-containing steel mill waste
JP4256645B2 (ja) * 2001-11-12 2009-04-22 株式会社神戸製鋼所 金属鉄の製法
US7641712B2 (en) * 2004-12-07 2010-01-05 Nu-Iron Technology, Llc Method and system for producing metallic iron nuggets

Patent Citations (15)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3836353A (en) * 1968-10-18 1974-09-17 C Holley Pellet reclamation process
JPH11217615A (ja) 1997-11-27 1999-08-10 Kobe Steel Ltd 還元鉄の製造方法
JPH11310832A (ja) * 1998-03-25 1999-11-09 Ltv Steel Co Inc 製鋼廃棄物の金属酸化物の処理法
JP2000034526A (ja) * 1998-07-17 2000-02-02 Nippon Steel Corp 還元鉄ペレットの製造方法
JP2002097508A (ja) * 2000-09-19 2002-04-02 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 還元鉄製造方法および還元鉄製造装置
JP2003129142A (ja) 2001-10-24 2003-05-08 Kobe Steel Ltd 酸化金属塊成物の製造方法
JP2003293020A (ja) 2002-04-03 2003-10-15 Kobe Steel Ltd 高炉湿ダストを用いる還元鉄製造方法および粗酸化亜鉛製造方法
JP2003293019A (ja) 2002-04-03 2003-10-15 Kobe Steel Ltd 高炉湿ダストを用いた還元鉄製造方法および粗酸化亜鉛製造方法
JP2004256868A (ja) 2003-02-26 2004-09-16 Kobe Steel Ltd 還元金属の製造方法
JP2006283136A (ja) * 2005-03-31 2006-10-19 Nippon Steel Corp 還元鉄の製造方法
JP2008056986A (ja) * 2006-08-31 2008-03-13 Hamada Heavy Industries Ltd 還元ブリケットの製造方法
JP2009007667A (ja) 2007-05-28 2009-01-15 Kobe Steel Ltd 炭材内装酸化金属ブリケットの製造方法
JP2009052141A (ja) 2007-07-31 2009-03-12 Kobe Steel Ltd 電気炉ダストの還元処理方法
WO2009035053A1 (ja) * 2007-09-14 2009-03-19 Nippon Steel Corporation 還元鉄ペレットの製造方法及び銑鉄の製造方法
JP2009169718A (ja) 2008-01-17 2009-07-30 Meidensha Corp 画像処理による環境適応型侵入者検知装置

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