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WO1996009415A1 - Sintered ore manufacturing method using high crystal water iron ore as raw material - Google Patents

Sintered ore manufacturing method using high crystal water iron ore as raw material Download PDF

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WO1996009415A1
WO1996009415A1 PCT/JP1995/001867 JP9501867W WO9609415A1 WO 1996009415 A1 WO1996009415 A1 WO 1996009415A1 JP 9501867 W JP9501867 W JP 9501867W WO 9609415 A1 WO9609415 A1 WO 9609415A1
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WO
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iron ore
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sintered
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Application number
PCT/JP1995/001867
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English (en)
French (fr)
Inventor
Nobuyuki Ooyama
Koichi MUSHIRO
Yukio Konishi
Katsutoshi Igawa
Kenichi Sorimachi
Motoo Yasuda
Minoru Watanabe
Akihiko Sato
Yoshiro Sakuma
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
Kawasaki Steel Corp
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Publication date
Application filed by Kawasaki Steel Corp filed Critical Kawasaki Steel Corp
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    • C22B—PRODUCTION AND REFINING OF METALS; PRETREATMENT OF RAW MATERIALS
    • C22B1/00—Preliminary treatment of ores or scrap
    • C22B1/14—Agglomerating; Briquetting; Binding; Granulating
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    • C22B1/243—Binding; Briquetting ; Granulating with binders inorganic
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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    • C22B1/244—Binding; Briquetting ; Granulating with binders organic
    • C22B1/245—Binding; Briquetting ; Granulating with binders organic with carbonaceous material for the production of coked agglomerates

Definitions

  • the present invention relates to a method for producing sintered ore for a blast furnace by using, as a part of a raw material, highly crystalline hydroiron ore having a crystallization water content of 3% or more.
  • a sinter is generally manufactured by the following method.
  • Granulate by adding water.
  • the granulated material is charged to a suitable thickness on a moving pallet of a Dwyroid type sintering machine, and the solid fuel on the surface layer is ignited. After ignition, the solid fuel is burned while sucking air downward, and the heat of combustion sinters the blended raw materials to form a sintered cake.
  • This sintered cake is crushed and sized to obtain a sintered ore having a certain particle size or more.
  • Sinter ore with a particle size less than a certain size (usually -5 mm) is called remineralization and is returned to the raw material of sinter.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned phenomena, and its purpose is to use a large amount of iron ore containing high crystal water, such as goethite, as a sintering raw material. It is an object of the present invention to provide a method for producing sinter with a high yield without problems such as an increase in production, a decrease in productivity, and a significant increase in auxiliary materials. Disclosure of the invention
  • the present invention has been made to solve the above-mentioned problems, and in producing a sintered ore using a high-crystallite iron ore as a raw material, the high-crystallite iron ore is mixed with returned ore, and granulated. After that, it is a method for producing a sintered ore using a high crystalline water ore as a raw material, characterized in that it is blended with another raw material and then sintered.
  • high crystallite iron ore with a crystallization water content of 3% or more and returned ore with a size of 5 mm or less are mixed at a ratio of high crystallite iron ore at a ratio of 1 to 5 or more.
  • This is a method for producing a sintered ore using highly crystalline hydroiron ore as a raw material, after granulation and mixing with another raw material for sintering.
  • returned ore having a Ca0 content of 8 to 15% by weight as the returned ore, and it is preferable that the returned ore has a smaller particle size, for example, 1 mm or less. It is suitable.
  • FIG. 1 is a schematic explanatory diagram of a production process of a sintering raw material.
  • Fig. 2 is a graph showing the relationship between the mixing ratio of iron ore A mainly composed of goethite and the yield.
  • Figure 3 is a graph showing the pore size distribution of the sintered cake when the mixing ratio of iron ore A was changed.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between the mixing ratio of iron ore A and the moving distance of the melt.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the moving distance of the melt and the pore diameter distribution index.
  • 6 is a state diagram of the C a O- F e 2 0 3 system.
  • FIG. 7 is an explanatory diagram of the experimental method of the melting depth.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between the porosity of iron ore and the melting depth.
  • FIG. 9 is an explanatory diagram of the experimental method of the melting depth.
  • FIG. 10 is a graph showing the relationship between the C a O concentration in the tablet and the melting depth.
  • FIG. 11 is an explanatory view of the experimental method of the melting depth.
  • Figure 12 is a graph showing the effect of the returned ore coating on the melting depth of iron ore.
  • FIG. 13 is a flow sheet of the method for returning and covering coating in Example 2.
  • FIG. 14 is a graph showing experimental results in Example 2. BEST MODE FOR CARRYING OUT THE INVENTION
  • iron ore a high-crystal water iron ore mainly composed of game sites.
  • Figure 3 shows the results of investigation of the pore size distribution of the sintered cake when the iron ore A content was 0% and 40%.
  • Figure 3 shows the pore diameter D (mm) on the vertical axis and the pore diameter on the horizontal axis.
  • the log ratio R ⁇ %) of stomatal or higher is plotted in log-logarithm. From Fig. 3, it was found that as the mixing ratio of iron ore A was increased, the proportion of coarse pores of about 1 mm to 5 mm increased.
  • the yield of the sinter has a high correlation with the strength of the sinter cake, and the yield of the sinter can be estimated from the strength of the sinter cake using the equations (1) to (4).
  • the pore size distribution index (/ 3) is the slope of the graph in Fig. 3 and is a value unique to each sintered cake. Using this, c in equation (2) can be obtained from equation (4).
  • the yield was determined for each factor. As a result of calculating the change, it was estimated that about 80% of the decrease in yield was due to the decrease in the pore size distribution index. From the above, it is considered that the decrease in yield due to iron ore A is caused by changes in the pore structure represented by the pore size distribution. Therefore, the change in the pore structure with the increase in iron ore A is caused by the flow of the melt that governs the coalescence of the pores. Considering that there is a close relationship with the mobility, we measured the movement distance of the melt as an index showing the properties of the melt and investigated the effect of iron ore A on the fluidity of the melt.
  • Figure 4 shows the results of measuring the moving distance of the melt using SrO as a tracer under the condition of constant heat input. From Fig. 4, it was found that the movement distance of the melt decreased with the increase of iron ore A.
  • Fig. 5 shows the relationship between the moving distance of the melt and the pore size distribution index.
  • the pore size distribution index decreases as the melt travel distance decreases. This is considered to be due to the fact that the coalescence of the pores was inhibited by the decrease in the fluidity of the melt.
  • Table 1 shows the composition of the calcium fluoride-based melt when the mixing ratio of iron ore A was increased from 0% to 40%. From this, as the blending ratio of the iron ore A increases, it has been found that F e 2 0 3 3 ⁇ 4 of calcium ferrite in the melt is high summer.
  • FIG. 7 (a) a sample in which limestone 12 of 8 mm ⁇ x 8 mm x 8 mm in height was placed on iron ore 11 of 16 mm ⁇ 16 mm ⁇ 10 mm in height was placed. , 130, and 2, respectively, and then cooled with water. After cooling, the central part of the sample was cut, and limestone 12 penetrated into 11 of the iron ore as shown in Fig. 7 (b). This cut surface was polished, and the cross section was photographed with a 10 ⁇ projector, and the fusion depth 14 shown in FIG. 7 (b) was obtained.
  • Figure 8 shows the effect of the porosity of iron ore 11 on the melting depth 14 described above.
  • Curves 21, 22 and 23 show the iron ores with porosity of 11.0%, 22.8% and 32.4%, respectively. As is evident from Fig. 8, as the porosity of the iron ore increases, the melting depth increases, indicating that the porosity of the iron ore has a large effect on the reaction rate of the iron ore.
  • Fig. 10 shows the effect of the C a 0 Ban degree in the tablet 15 on the melting depth 14.
  • the porosity (11.0%) and the retention time (4 minutes) of iron ore 11 are constant.
  • the melting depth decreased as the 'Ca0 concentration in the tablet 15 decreased.
  • the melting depth was measured by the method shown in Fig. 7, but as shown in Fig. 11, between the quicklime 12 and the iron ore 11, the returned ore 1 with the composition shown in Table 3 was obtained.
  • An experiment in which 3 was sandwiched was performed.
  • curve 24 shows the results of the experiment shown in FIG. 7 (a)
  • curve 25 shows the results of the experiment shown in FIG.
  • the depth of melting can be suppressed by sandwiching the returned ore 13 between the quicklime 12 and the iron ore 11. This is thought to be due to the fact that the melting reaction between iron ore and limestone is a reaction).
  • the driving force is the concentration gradient of C a 0 in S. In other words, it suggests that the melting reaction of iron ore can be suppressed by coating iron ore with a return of Ca 0% lower than that of limestone in advance.
  • the present invention has been made as a result of conducting research based on these experimental results.
  • the fineness of the ore returned to cover iron ore A must be fine and should be 5 mm or less. This is because fine grains are more likely to adhere to the periphery of iron ore A, and preferably have a grain size of l mm or less.
  • the amount of ore mixed with iron ore A shall be 0.2 to 1 part by weight based on 1 part by weight of iron ore A. If the amount is less than 0.2 parts by weight, the ore return is not enough to cover the surface of iron ore A. If the amount exceeds 1 part by weight, the effect is saturated and the balance is not appropriate due to the quantitative balance. by.
  • the returned ore used was a returned ore having a CaO content of 8 to 15% by weight. If the Ca0 content is less than 8% by weight, the Ca0 content is too low, which hinders the melting reaction. If it exceeds 15% by weight, the melting reaction is suppressed. This is because the advantage of adding the return ore is lost.
  • the raw material mainly composed of iron-containing raw material is called the main raw material
  • the raw material added with limestone and silica stone is called the new raw material
  • the raw material added with returned or coke is called the mixed raw material.
  • Table 4 shows the chemical composition of iron ore A used in the experiment.
  • the iron ore A is an iron ore from Australia with an arithmetic mean diameter of 3.1 mm and a water content of crystallization of 8.9%. This iron ore A is blended according to the flow shown in FIG. In FIG. 1, 1 indicates iron ore A, 2 indicates returned ore, 3 indicates the remaining sintering raw material, 4 indicates a dish granulator, and 5 indicates a drum mixer.
  • iron ore A (iron ore 1) is blended with the main raw material.Returned ore 2 is added to 1/4 of iron ore A and mixed with iron ore A using a dish granulator 4. Pseudo-granulated. These pseudo particles were mixed in a drum mixer 5 with the remaining compounding raw materials 3 (iron ore containing low crystal water, limestone, silica stone, and coke) to obtain sintering raw materials.
  • Table 5 shows the chemical composition of iron ore A and the returned ore used in the experiment.
  • Iron Ore A is an iron ore from Australia with an arithmetic mean diameter of 3. Omm and a crystallization water content of 8.4%. This iron ore A is blended according to the flow of FIG.
  • 1 indicates iron ore A
  • 2 indicates returned ore
  • 3 indicates the remaining sintering raw material
  • 5 indicates a drum mixer
  • 6 indicates iron ore A and a pre-granulated product of returned ore.
  • Iron ore A (iron ore 1) was blended at 50% with the main raw material. Returned ore was added only to 1Z4 of iron ore A, and it was mixed with iron ore A using a drum mixer 5 and granulated. The iron ore A and the preliminarily returned ore granulated product 6 were once transported to the raw material yard, then received in a sintering plant, mixed with the remaining sintering raw material 3, and granulated to obtain a sintering raw material.
  • the experiment was performed using an actual sintering machine, and the production rate, yield, and RI are shown in Fig. 10 in comparison with the conventional method. 0.

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Description

明 細 書 高結晶水鉄鉱石を原料とする焼結鉱の製造方法 技術分野
この発明は、 結晶水の含有率が 3 %以上の高結晶水鉄鉱石を原料の一部 として用いて高炉用焼結鉱を製造する方法に関する。 背景技術
高炉を安定かつ高効率で操業するには高品質の焼結鉱が要求され、 冷間強 度、 被還元性、 耐還元粉化性などの品質が厳しく管理されている。 また、 焼 結鉱の製造コストを下げるため、 焼結鉱成品の歩留り及び生産性も重要な管 理項目となっている。
そしてこのような焼結鉱は一般的に次のような方法で製造されている。 ま ず、 1 Omm程度以下の粉鉄鉱石に石灰石などの C a 0含有副原料、 珪石、 蛇紋岩等の S i〇2 含有副原料およびコークスなどの固体燃料を混合し、 こ れに適当な水分を加えて造粒する。 この造粒物をドワイトロイド式焼結機の 移動パレッ 卜上に適当な厚さに装入して表層部の固体燃料に着火する。 着火 後は下方に向けて空気を吸引しながら固体燃料を燃焼させ、 その燃焼熱によ り配合原料を焼結させて、 焼結ケーキとする。 この焼結ケーキを破砕 ·整粒 し、 一定の粒径以上の焼結鉱を得る。 一定粒径未満 （通常は - 5 mm) の焼 結鉱は返鉱と呼ばれ、 焼結鉱の原料に戻される。
従来、 焼結鉱の鉄原料としては主に赤鉄鉱 （Fe2 03 ： Hemat i t e) や磁鉄鉱 （Fe3 0, ： Ma gne t i t e) などが使用されてきた。 しかし、 近年良質のこれら鉄鉱石の産出量が減少するにつれ、 針鉄鉱 ( F e 2 〇3 · ηΗ2 〇 ：ゲーサイ ト ： Go e th i t e) を多量に含有す る鉄鉱石の使用量が次第に増加する傾向にある。 針鉄鉱は、 多量の結晶水を 含有しており、 常温および加熱後の気孔率が高いことが特徴であり、 焼結原 料として多量に使用すると、 成品強度が低下するばかりでなく、 歩留りや生 産性が低下する問題点があった。
このような問題が生じる理由は次のように考えられる。 すなわち焼結過程 において、 CaOと F e 2 03 が反応してカルシウムフェライト系の融液 を生成する際に、 ゲーサイ卜を多量に含有する鉄鉱石の加熱後の気孔率は他 の鉄鉱石と比較して非常に高いために、 反応性が高く、 融液中の Fe2 03 濃度が高くなる。 このために液相温度が高くなり、 気孔の再配列に必要な時 間が短かくなる。 この結果、 気孔の再配列が阻害され、 l〜5mm程度の粗 大気孔の割合が増加し、 焼結鉱の強度、 歩留りが低下する。
上記のように高結晶水を含有する鉄鉱石、 例えばゲーサイ卜を多量に含有 する鉄鉱石を焼結原料として使用すると、 多くの問題が生じてくる。 そこ で、 これらの鉄鉱石を多量に使用するために様々な技術が提案されてきた。 例えば、 特開平 3 -47927号公報にはこれら鉄鉱石の周辺に所定割合 の MgO— S i 02 を含有する副原料を配合することにより、 カルシウム フェライ ト系の融液中に Fe 2 03 が多量に溶融することを防止する方法が 開示されている。 この方法では、 焼結原料としてゲーサイ卜を多く含有する 鉄鉱石を多量に用いた場合、 MgO— S i 02 を含有する副原料をかなり多 く配合しなければならず、 製造コストが高くなる。 さらにこの方法では、 MgO-S i 02 を含有する副原料の被覆を完全に行うために、 固体燃料を 添加する必要があり、 消費熱量の増大により製造コストが、 更に高くなると いう問題があった。 また、 MgO— S i 02 含有副原料と高結晶水を含有す る鉄鉱石の比が指定されていることから、 高結晶水を含有する鉄鉱石の配合 率が 30%を超えると、 MgO— S i 02 を大量に配合する必要があり高炉 でのスラグ比が上昇するという問題が生じる。 また 一方、 特開平 3— 1 0 0 2 7号公報にはゲーサイトを多く含有する 鉄鉱石を 1 2 0 0 °C以上の温度で一定時間加熱し、 鉄鉱石を緻密化させるこ とによって、 気孔率を低下させ、 カルシウムフヱライト系の融液中に F e 2 0 3 が多量に溶融することを防止する方法が開示されている。 この方法では 原料を予め高温で加熱処理をしなければならないので、 消費熱量の増大に,よ り製造コストが高くなるという問題がある。
本発明は、 上記のような現象に着目してなされたものであって、 その目的 は焼結原料として高結晶水を含有する鉄鉱石、 例えばゲーサイ卜等を多量に 使用した場合において、 消費熱量の増大や生産性の低下、 副原料の大幅な増 加と言った問題を生じることなく、 焼結鉱を歩留り良く生産する方法を提供 することを目的とする。 発明の開示
本発明は、 上記の課題を解決するためになされたもので、 高結晶水鉄鉱石 を原料の一部として焼結鉱を製造するに当たり、 高結晶水鉄鉱石を返鉱と混 合、 造粒したのち、 他の原料と配合して焼結することを特徴とする高結晶水 鉄鉱石を原料とする焼結鉱の製造方法である。
さらに具体的には結晶水の含有率が 3 %以上の高結晶水鉄鉱石と 5 m m以 下の返鉱とを返鉱 高結晶水鉄鉱石の比が 1ノ 5以上になる割合で混合、 造 粒した後、 他の原料と混合して焼結することを特徴とする高結晶水鉄鉱石を 原料とする焼結鉱の製造方法である。 こめ場合に、 前記返鉱としては C a 0 含有率が 8〜1 5重量％である返鉱を用いることが好ましく、 また、 前記返 鉱は粒度が小さい方が好ましく、 例えば 1 mm以下であると好適である。 図面の簡単な説明
図 1は焼結原料の製造工程の概略説明図である。 図 2はゲーサイトを主成分とする鉄鉱石 Aの配合率と歩留りとの関係を示 したグラフである。
図 3は鉄鉱石 Aの配合率を変化させたときの焼結ケーキの気孔径分布を示 したグラフである。
図 4は鉄鉱石 Aの配合率と融液の移動距離との関係を示すグラフである^ 図 5は融液の移動距離と気孔径分布指数との関係を示すグラフである。 図 6は C a O— F e 2 0 3 系の状態図である。
図 7は溶融深度の実験方法の説明図である。
図 8は鉄鉱石の気孔率と溶融深度との関係を示すグラフである。
図 9は溶融深度の実験方法の説明図である。
図 1 0はタブレツ卜中の C a O瀠度と溶融深度との関係を示すグラフであ る。
図 1 1は溶融深度の実験方法の説明図である。
図 1 2は返鉱の被覆が鉄鉱石の溶融深度に及ぼす影響を示すグラフであ る。
図 1 3は実施例 2における返鉱被覆実験方法のフローシートである。 図 1 4は実施例 2における実験結果を示すグラフである。 発明を実施するための最良の形態
以下、 実験の経過を追って本発明の構成及び作用を説明する。
まず、 本発明者らはゲーサイ卜を主体どする高結晶水鉄鉱石 （以下鉄鉱石
Aと略記する） の配合率を増加させたときの焼結鉱步留りの変化を調査し た。 その結果を図 2に示す。 これより、 鉄鉱石 Aを多量に使用すると焼結鉱 步留りが大きく低下することが分かつた。
図 3に鉄鉱石 A配合率 0 %と 4 0 %の時の焼結ケーキの気孔径分布を調査 した結果を示す。 図 3は、 縦軸には気孔径 D ( mm ) を、 横軸には測^した 気孔怪以上の度数割合 R {%) をとり、 両対数でプロットしたものである。 図 3より鉄鉱石 Aの配合率を增加させて行くにつれ、 1 mm〜5mm程度の 粗大気孔の割合が增加していることが分かった。
ここで、 焼結鉱の步留は焼結ケーキの強度と高い相関があり、 焼結鉱の歩 留は （ 1 ) 〜 （4) の式により焼結ケーキの強度から推定できる。
Y = K · σ s n … （ 1 )
σ s = σ o * e x p i.- c * P) ― ( 2 )
σ o = S · mT · e x p (- U · Q) - (3)
c = h, · |3 + h2 … （4)
Y ：焼結鉱の歩留 （％)
os ：焼結ケーキの引張強度 （MP a)
σ。 ：焼結ケーキの基質強度 （MP a)
P ：焼結ケーキの気孔率 （一）
m：焼結ケーキ中のカルシウムフヱライ ト含有率
Q：焼結ケーキ中のカルシウムシリケイト含有率
β ：気孔径分布指数 （図 3のグラフの傾き）
Κ, n, S, Τ, U, h, , h2 ：定数
気孔径分布指数 （/3 ) は、 図 3のグラフの傾きであり、 各焼結ケーキ固有 の値である。 これを用いて上記 （4) 式から上記 （2) 式中の cを求めるこ とができる。
鉄鉱石 Aの配合率を 0%から 40%へ増加させたときの鉱物組成、 気孔 率、 気孔径分布指数の測定値と上記 （ 1 ) 〜 （4) 式を用いて要因別に步留 りの変化を計算した結果、 歩留りの低下の約 80%は気孔径分布指数の低下 に起因するものと推定された。 以上より、 鉄鉱石 Aによる歩留りの低下は気 孔径分布に代表される気孔構造の変化に起因するものと考えられる。 そこ で、 鉄鉱石 Aの増加に伴う気孔構造の変化は気孔の合体を支配する融液の流 動性と密接な関係があると考え、 融液の性状を表わす指数として融液の移動 距離を測定して、 融液の流動性に及ぼす鉄鉱石 Aの影響を調査した。
図 4は S r Oを卜レーサーとして用い、 投入熱量一定条件で融液の移動距 離を測定した結果である。 図 4より、 鉄鉱石 Aの増加に伴い、 融液の移動距 離は減少することが分かった。
図 5に融液の移動距離と気孔径分布指数の関係を示す。 融液の移動距離の 減少とともに気孔径分布指数は低下している。 これは融液の流動性の低下に より、 気孔の合体が阻害されたことに起因するものと考えられる。
また、 表 1は鉄鉱石 Aの配合率を 0 %から 4 0 %へ増加させたときのカル シゥムフヱライト系融液の組成を示したものである。 これより、 鉄鉱石 Aの 配合率が増加するにつれて、 カルシウムフェライト系融液中の F e 2 0 3 ¾ 度が高くなつていることが分かった。
このこと力 ら、 鉄鉱石 Aの配合率の増加に伴い融液の移動距離が減少する のは、 図 6に示す C a 0— F e 2 0 3 系の状態図より、 F e 2 0 3 瀵度の增 加にともない液相温度が高くなり、 融液の移動時間が減少するためと考えら れる。
これまでの結果から鉄鉱石 Aの増加に伴う歩留りの低下は融液中の F e z 0 3 濃度の上昇に起因するものと考えられる。 そこで、 融液組成は鉄鉱石と 生石灰との反応性と密接な関係があるものと考えられ、 図 7に示す実験を 行った。
図 7 ( a ) に示すように、 1 6 m m X 1 6 m m X高さ 1 0 m mの鉄鉱石 1 1の上に 8 m m Φ x 8 m m x高さ 8 m mの石灰石 1 2を乗せたサンプル を、 1 3 0 0 の温度にそれぞれ 2、 4、 6分保持した後、 水冷した。 冷却 後、 サンブルの中心部を切断したところ、 図 7 ( b ) に示すように鉄鉱石中 1 1に石灰石 1 2が貫入していた。 この切断面を研磨し、 断面を 1 0倍の投 影機で撮影し、 図 7 ( b ) に示す溶融深度 1 4を求めた。 図 8に鉄鉱石 1 1の気孔率が上記溶融深度 14に及ぼす影響を示した。 曲 線 21 , 22, 23はそれぞれ鉄鉱石の気孔率が 1 1. 0%、 22. 8%、 32. 4%のものを示したものである。 図 8から明らかなように、 鉄鉱石の 気孔率が高くなるにつれて、 溶融深度は増加しており、 鉄鉱石の反応速度に 対して、 鉄鉱石の気孔率の影響が大きいことが分かった。
次に、 図 9に示すように、 これまで生石灰 12を乗せていたところに、 表 2に示すように、 CaO濃度を 100. 0%、 62. 0%、 42. 0%、 22. 0%に変化させたタブレッ ト 15を乗せ、 図 7と同様の実験を行つ た。
図 10にタブレツ卜 15中の C a 0潘度が上記溶融深度 14に及ぼす影響 を示した。 図 10において、 鉄鉱石 1 1の気孔率 （1 1. 0%) 、 保持時間 (4分） は一定である。 図 10から明らかなように、 タブレツ ト 15中の' C a 0濃度の低下に伴い、 溶融深度が低下することが分かった。
さらに、 鉄鉱石と生石灰の反応界面において C a 0の濃度勾配があること から、 鉄鉱石と生石灰の反応は拡散律速と考えられるが、 F i ckの法則か ら拡散係数を逆算すると、 本実験から算出された拡散係数は従来報告されて いるものと比較すると、 103 〜： L 大きい。 これは、 生成した融液が鉄 鉱石中の気孔や亀裂に浸透し、 通常のバルク拡散ではなく表面拡散が支配的 になっているためと考えられる。
このことから、 鉄鉱石 Aの配合率を増加させるにつれて、 カルシウムフエ ライ ト融液中の Fe 2 03 濂度が高くなつているものと考えられる。
これは、 実機焼結展内では CaOが Fe 2 03 に対して不足しているた め、 焼結過程において、 CaOと Fe 2 03 が反応してカルシウムフェライ 卜系の融液を生成する際に、 鉄鉱石 Aの加熱後の気孔率が他の鉄鉱石と比較 して非常に高いために （2〜3倍） 、 表面拡散が助長され、 溶融深度が増加 して Fe 2 03 の反応量が増加するためと考えられる。 従って、 鉄鉱石 Aを 多量に配合する時には、 融液が過剰に生成する反応を抑制することが重要と 考えられる。
そこで、 これまで図 7に示す方法で溶融深度を測定していたのに対して、 図 1 1に示すように、 生石灰 1 2と鉄鉱石 1 1の間に表 3に示す組成の返 鉱 1 3をサンドイッチした実験を行った。 図 1 2において曲線 2 4は図 7 ( a ) に示す実験の結果、 曲線 2 5は返鉱 1 3をサンドイッチした図 1 1に 示す実験の結果を示すものである。 図 1 2より、 生石灰 1 2と鉄鉱石 1 1の 間に返鉱 1 3をサンドィツチすることにより溶融深度を抑制することができ る。 これは鉄鉱石と石灰石との溶融反応が反応) S内での C a 0の濃度勾配が 駆動力になっていることに起因するものと考えられた。 すなわち、 あらかじ め石灰石よりも C a 0瀵度の低い返鉱を鉄鉱石に被覆することによって、 鉄 鉱石の溶融反応を抑制することができることを示唆している。
本発明はこれらの実験結果より研究を進めた結果なされたものである。
C a O ¾度が低く既に F e 2 0 3 と反応した返鉱で鉄鉱石 Aの周辺を被覆 し、 鉄鉱石 Aと生石灰との急速な反応を抑制し、 カルシウムフヱライト系の 融液中の F e 2 0 3 濃度を減少させることによって、 気孔の再配列に要する 時間を増加させ、 固体燃料の配合量を増大させることなく、 焼結鉱の歩留り を高めることに成功したものである。
鉄鉱石 Aを被覆する返鉱の粒度は細かいものが必要で、 5 mm以下のもの とする。 これは細粒の方が鉄鉱石 Aの周辺に付着させやすいからであり、 望 ましくは l m m以下の粒度とする。 鉄鉱石 Aと混合する返鉱の量は、 鉄鉱石 Aの 1重量部に対し、 0 . 2重量部以上 1重量部以下とする。 0 . 2重量部 未満では返鉱が鉄鉱石 Aの表面を被覆するのに不十分であり、 1重量部を超 えて混合しても効果が飽和し、 また量的なバランスからも適当でないことに よる。
なお、 前記返鉱としては C a O含有率が 8〜1 5重量％である返鉱を用い ることが好ましく、 C a 0含有率が 8重量％未満では、 C a 0含有量が少な すぎて、 溶融反応を阻害するので好ましくなく、 15重量％を越えると、 溶 融反応を抑制する効果が少くなく、 返鉱を添加するメリッ卜が失われるから である。
以下、 実施例を挙げて本発明を具体的に説明する。 以下、 鉄分含有原料 ,を 主体としたものを主原料と呼び、 それに石灰石、 珪石を加えたものを新原料 と呼び、 さらに返鉱、 コークスを加えたものを配合原料と呼ぶこととする。 (実施例 1 )
実験に用いた鉄鉱石 Aの化学組成を表 4に示す。 この鉄鉱石 Aは、 豪州産 の鉄鉱石で、 算術平均径が 3. 1 mm、 結晶水含有率が 8. 9%のものであ る。 この鉄鉱石 Aを図 1に示したフローに従って配合する。 図 1において、 1は鉄鉱石 A、 2は返鉱、 3は他の残りの焼結原料、 4は皿型造粒機、 5は ドラムミキサをそれぞれ示している。
主原料に対して鉄鉱石 A (鉄鉱石 1 ) を 60%配合することとし、 返鉱 2 を鉄鉱石 Aの 1/4だけ加え、 皿型造粒機 4を用いて鉄鉱石 Aと混合 ·擬似 粒化した。 これらの擬似粒子をドラムミキサ 5において残りの配合原料 3 (低結晶水含有鉄鉱石、 石灰石、 珪石、 コークス） と混合して焼結原料とし た。
これを直径 300mm、 高さ 400 m mの焼結試験鍋に装入し、 風量 1. 2Nm3 /m i n. で空気を吸引しながら焼成を行い、 得られた焼結ケ ーキを 2mの高さから 1回落下させ、 そのときの 1 Omm以上の重量割合を もって歩留りとして算出した。 その結果を図 2に示す。 ただし、 図 2におい て焼結原料中の C a 0含有量 （9. δ w t%) 、 S i 02 含有量 （5. 0 w t%) 、 コークス配合量 （3. 5 wt%) をすベて一定とした。 図 2に示 すように鉄鉱石 Aを 60%配合したとき、 従来法では歩留り 66. 3%で あった力、 実施例では 69. 5%になった。 図 2からも明らかなように鉄鉱石 Aの周辺に返鉱を添加することにより、 製造コス卜の増加といった問題を生じる事なく、 歩留り良く高品質の焼結鉱 を製造することが可能になった。
(実施例 2)
実験に用いた鉄鉱石 Aと返鉱の化学組成を表 5に示す。 この鉄鉱石 Aは豪 州産の鉄鉱石で、 算術平均径が 3. Omm、 結晶水の含有率が 8. 4%のも のである。 この鉄鉱石 Aを図 9のフローに従って配合する。 図 9において 1 は鉄鉱石 A、 2は返鉱、 3は他の残りの焼結原料、 5はドラムミキサー、 6 は鉄鉱石 Aと返鉱の予備造粒品をそれぞれ示している。
主原料に対して鉄鉱石 A (鉄鉱石 1) を 50%配合することとし、 返鉱を 鉄鉱石 Aの 1Z4だけ加え、 ドラムミキサー 5を用いて鉄鉱石 Aと混合、 造 粒した。 この鉄鉱石 Aと返鉱の予備造粒品 6を一旦原料ヤードまで輸送した 後、 焼結工場内に受け入れて、 残りの焼結原料 3と混合、 造粒して焼結原料 とした。
実験は実機焼結機を用いて行い、 生産率、 歩留り、 R Iを従来法と比較 して図 10に示した。 鉄鉱石 Aを返鉱で予備造粒することによって生産率を 0. 06 (tZh . m2 ) 、 歩留りを 1. 7%、 J I S— R Iを 2. 2%の 向上させることができた。
表 1
Figure imgf000013_0001
表 2
Figure imgf000013_0002
表 3
Figure imgf000013_0003
表 4
T. F e C. W. A 12 03 S i 0 鉄鉱石 A 58.6 8,9 1.2 5.01 返鉱 55.4 0.0 1.2 5.54
表 5
丁. F e C. W. A 12 03 S i 0 鉄鉱石 A 57.4 8.4 2.51 5.03 返鉱 55.4 0.0 1.55 5.54 産業上の利用可能性
本発明によれば高結晶水鉄鉱石を原料の一部に用いる焼結鉱の製造におい て、 焼結ケーキの強度低下を防止し、 歩留り、 生産性の低下を防止すること ができる。 従って鉄鉱石資源の有効利用に寄与するという効果を奏する。

Claims

請 求 の 範 囲
1 . 高結晶水鉄鉱石を原料の一部として焼結鉱を製造するに当たり、 該高 結晶水鉄鉱石を返鉱と混合、 造粒したのち、 他の原料と配合して焼結するこ とを特徴とする高結晶水鉄鉱石を原料とする焼結鉱の製造方法。
2 . 結晶水の含有率が 3 %以上の高結晶水鉄鉱石と 5 m m以下の返鉱とを 返鉱ノ高結晶水鉄鉱石の比が 1 5以上になる割合で混合、 造粒した後、 他 の原料と混合して焼結することを特徴とする高結晶水鉄鉱石を原料とする焼 結鉱の製造方法。
3 . 前記返鉱は C a 0含有率が 8〜 1 5重量％であることを特徴とする請 求項 2記載の萵結晶水鉄鉱石を原料とする焼結鉱の製造方法。
4 . 前記返鉱は粒度 1 m m以下であることを特徴とする請求項 2記載の高 結晶水鉄鉱石を原料とする焼結鉱の製造方法。
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