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WO2011010667A1 - 還元鉄製造用炭材内装塊成化物およびそれを用いた還元鉄製造方法 - Google Patents

還元鉄製造用炭材内装塊成化物およびそれを用いた還元鉄製造方法 Download PDF

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WO2011010667A1
WO2011010667A1 PCT/JP2010/062254 JP2010062254W WO2011010667A1 WO 2011010667 A1 WO2011010667 A1 WO 2011010667A1 JP 2010062254 W JP2010062254 W JP 2010062254W WO 2011010667 A1 WO2011010667 A1 WO 2011010667A1
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WO
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reduced iron
carbonaceous material
briquette
iron
producing reduced
Prior art date
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PCT/JP2010/062254
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健 杉山
昌平 吉田
恭一郎 藤田
亮太 三澤
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Kobe Steel Ltd
Original Assignee
Kobe Steel Ltd
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Publication date
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    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • the present invention relates to a carbonaceous material agglomerated material used as a raw material for a moving hearth furnace for producing reduced iron and a method for producing reduced iron using the same.
  • the produced reduced iron is used as an iron raw material for blast furnaces, converters, electric furnaces, etc., but it has as high C content as possible to improve the energy efficiency of the furnace and as much as possible to prevent pulverization.
  • a high strength material is desired.
  • Crushing strength is generally used as an index for evaluating the strength of reduced iron that can be used in these furnaces.
  • 180 kgf is recommended as the crushing strength recommended 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.
  • / Piece about 1760 N / piece or more is required.
  • the present invention is a carbonaceous agglomerate used as a raw material for a mobile hearth furnace for producing reduced iron, and the produced reduced iron contains a sufficient amount of carbon while being further crushed.
  • An object of the present invention is to provide a carbonaceous material agglomerate having strength and a method for producing reduced iron using the same.
  • the invention according to claim 1 is a carbonaceous material agglomerated material used as a raw material of a mobile hearth furnace for producing reduced iron, the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO. 7-15% by mass, MgO content 0.1-6% by mass, Al 2 O 3 / SiO 2 mass ratio 0.34-0.52, CaO / SiO 2 mass ratio 0.25-
  • a carbonaceous material-incorporated agglomerate for producing reduced iron which is 2.0 and has a C content such that 1 to 9% by mass of C remains in the produced reduced iron.
  • the invention according to claim 2 is the carbonaceous material agglomerated product for reducing iron production according to claim 1, wherein the porosity of the carbonaceous material agglomerated product is 37.5% or less.
  • Invention of Claim 3 makes the average particle diameter d50 by the laser diffraction scattering type particle size distribution measuring method of the carbonaceous material contained in the said carbonaceous material agglomerated material 30 micrometer or less of Claim 1 or 2 It is an agglomerated carbonaceous material agglomerate for the production of reduced iron.
  • the invention according to claim 4 is an agglomerated carbonaceous material agglomerated material for producing reduced iron according to any one of claims 1 to 3, comprising at least iron-making dust.
  • the invention according to claim 5 is a method of producing reduced iron by heating and reducing the carbonized agglomerate for producing reduced iron according to any one of claims 1 to 4 in a moving hearth furnace.
  • the moving hearth furnace is divided into a plurality of zones in the moving direction of the hearth, and the final zone is an oxidizing atmosphere.
  • the invention according to claim 6 is the method for producing reduced iron according to claim 5, wherein the oxidizing atmosphere in the final 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 carbon material can be sufficiently contained while containing carbon sufficiently. Reduced iron with strength can be manufactured.
  • 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 sectional drawing which shows the internal structure after reduction
  • the present invention is characterized in that the slag component composition and the carbon content in the carbonaceous material-incorporated briquette are within a predetermined range, thereby making it more suitable as an iron raw material for blast furnaces, electric furnaces, converters, etc. A reduced iron product with further improved crushing strength can be obtained.
  • the carbon material-containing briquette the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbon material-containing briquette is 7 to 15% by mass, and the MgO content is 0.1 to 6 % By mass, a mass ratio of Al 2 O 3 / SiO 2 of 0.34 to 0.52, and a mass ratio of CaO / SiO 2 of 0.25 to 2.0 (more preferably 0.25 to 1.5,
  • the carbon content in the carbonaceous material-containing briquette is such that 1-9% by mass of C remains in the reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette. It is preferable to use a material whose content is 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 interior briquette substantially corresponds to the slag component content in the carbonaceous interior briquette. If the slag component content in the carbonaceous material-containing briquette is too low, the effect of promoting the sintering of metallic iron due to melting of the slag component cannot be expressed.
  • the slag component content in the carbonaceous material-containing briquette is too high, the slag content in the reduced iron after reduction becomes too high, which inhibits the sintering reaction of metallic iron and acts to lower the strength. At the same time, the iron quality decreases.
  • a preferable range of the total content of SiO 2 , Al 2 O 3 , CaO and MgO in the carbonaceous material-containing briquette 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 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 is increased, the melting point of the slag is increased, the slag melting amount is decreased, and the effect of expressing the strength of reduced iron described later cannot be sufficiently exhibited. Therefore, the upper limit of the MgO content is set to 6% by mass. . 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 used in the following heat reduction test was in the range of 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 (more preferably 0.25 to 1.5, particularly preferably 0.25 to 1.0)>
  • the present inventors first performed the following heat reduction test in order to investigate the influence of the slag component composition on the crushing strength of the product reduced iron.
  • the mixing ratio of the iron ore and the iron-making dust mixture obtained by mixing multiple types of iron-making dust including blast furnace dust is prepared to prepare a blended raw material with various changes in the slag component composition. It was formed into a pillow-shaped carbon material-containing briquette of ⁇ 7 cm 3 , and this was dried to a moisture content of 1% by mass or less with a dryer.
  • Table 1 shows an example of the chemical properties of the dried briquettes (hereinafter referred to as “dried briquettes”).
  • “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.
  • Heating reduction test results 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 becomes a relatively low temperature region of about 0 ° C., slag components (CaO, Al 2 O 3 , SiO 2 ) are generated during the reduction from iron oxide to metallic iron, or metallic iron is in an oxidizing atmosphere. This is considered to be due to the reaction with wustite (FeO) generated by reoxidation to lower the melting point, and a part of it melts into a solid-liquid coexistence state, which promotes the sintering of metallic iron.
  • FeO wustite
  • the specific range is a region that does not include the eutectic point P, which is the lowest melting point, and slightly deviates 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 is a composition near the eutectic point P in FIG. 2, the slag component reacts with wustite (FeO) and melts all at once, and the slag component rapidly The total amount of melting creates a lot of voids in the briquette and, on the other hand, hinders 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. 2 coexists. From this, it is understood that the coexistence of wustite (FeO) is desirable in order to facilitate melting of the slag component.
  • FeO wustite
  • the CaO / SiO 2 of the carbonaceous material-containing briquette is particularly preferably in the range of 0.25 to 1.0 from the above test results, but even when CaO is excessively present in the carbonaceous material-containing briquette, Since part of CaO melts, CaO / SiO 2 of the molten slag can be in the range of 0.25 to 1.0, so that the sintering of metallic iron is promoted by the same action as described above, and the strength of reduced iron Therefore, CaO / SiO 2 has a preferred range of 0.25 to 2.0 (more preferably 0.25 to 1.5).
  • the adjustment of the composition of the slag component of the carbonaceous material interior briquette for example, by adjusting the addition amount of CaO sources such as limestone and quicklime in addition to the mixing ratio of ironmaking dust and iron ore having a plurality of different slag component compositions It can be carried out.
  • CaO sources such as limestone and quicklime
  • ⁇ Residual amount of C in product reduced iron obtained by reducing carbonaceous material briquettes 1 to 9% by mass> If the amount of C residue in the product reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material briquette is too low, it will remain in the product reduced iron when used as an iron raw material for blast furnaces, converters, electric furnaces, etc. The effect of residual carbon as a reducing material for reducing reduced iron oxide (FeO or the like) becomes insufficient, and the effect of improving the melting rate by carburizing metal iron cannot be obtained. On the other hand, if the C residual amount in the product reduced iron becomes too high, a large amount of carbon particles remaining in the reduced iron hinder the binding of the metal iron particles, and the strength of the reduced iron becomes insufficient. A preferable range of the C residual amount in the reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette is 1 to 9% by mass.
  • the C content in the product reduced iron 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 adjustment of the C residual amount in the product reduced iron can be performed by adjusting the amount of carbon material (carbon content) in the carbonaceous material interior briquette.
  • carbon content For example, in the production of the carbonaceous material interior briquette, the carbon content This can be done by adjusting the blending ratio of high 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 may be specifically set using the following formula (1).
  • Xc XcT + XcR
  • XcT (12/16) ⁇ Xo
  • XcT is the theoretical C amount necessary to completely reduce iron oxide and zinc oxide in the carbonaceous material-containing briquette to metal
  • XcR is expressed as The amount of residual C in the reduced iron when the iron oxide and zinc oxide are completely reduced to metal by the theoretical C amount XcT
  • Xo is the amount of oxygen of iron oxide and zinc oxide in the carbonaceous material briquette. The total amount with 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 briquette with a carbonaceous material the reduction of iron oxide or zinc oxide (gas reduction) with the CO gas generated by the reduction of iron oxide or zinc oxide (direct reduction) with carbon is further performed. As it proceeds, less than one mole of carbon may be required to reduce one mole of oxygen in iron oxide or zinc oxide.
  • heating of the carbonaceous material-containing briquette in the moving hearth furnace is performed by combustion of the burner, so that part of the carbonaceous material (carbon) in the carbonaceous material-containing briquette is made of iron oxide and zinc oxide by the combustion gas. It is consumed without being used for reduction.
  • 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.
  • a moving hearth furnace for example, When producing reduced iron by heating and reducing in a rotary hearth furnace, this rotary hearth furnace is divided into a plurality of zones in the moving direction of the hearth, and the final zone is an oxidizing atmosphere. It is preferable.
  • metallic iron near the surface of the reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette is reoxidized and wustite ( FeO) to facilitate melting of the slag component and further promote the sintering of metallic iron.
  • FIG. 4 shows the reduced iron obtained by reducing the carbonaceous material-containing briquette in a reducing atmosphere (FIG. (A)) and an oxidizing atmosphere (FIG. (B)) in the above heat reduction test.
  • the internal structure is compared and shown.
  • the bonding between metallic iron particles is advanced, but in the case of the one reduced in an oxidizing atmosphere ((b) in the figure), molten wustite particles (gray) exist in the vicinity of the briquette surface.
  • the metallic iron (white) that is bonded is thickened, and it can be seen that the sintering of the metallic iron is more advanced.
  • the crushing strength of reduced iron in FIG. 4A is about 300 kgf / piece (about 2940 N / piece), whereas the crushing strength of reduced iron in FIG. 4B is 600 kgf / piece (about 5880 N / piece). ).
  • the oxidizing atmosphere in the final zone is preferably 1.0 or more in terms of gas oxidation degree OD.
  • 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 gas oxidation degree of the atmosphere in the final zone can be adjusted by, for example, the burner air-fuel ratio.
  • the present inventors investigated the influence of various parameters on the crushing strength of reduced iron obtained by reducing a carbonaceous material-containing briquette produced using iron-making dust under the same test conditions as in Embodiment 2 above. It was.
  • FIG. 5 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. 6 shows the relationship between the porosity of the carbonaceous interior 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.
  • the porosity of the carbonaceous interior briquette can be reduced by ordinary molding means. In some cases, it is difficult to set the content to 37.5% or less. 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 3 In the said Embodiment 1 and 2, although the case where it did not specifically limit about the particle size of the carbonaceous material comprised in a carbonaceous material interior briquette was illustrated, the carbonaceous material interior briquette is made into the specific range. The amount of residual carbon in the reduced iron can be increased while securing the crushing strength of the product reduced iron obtained by reduction.
  • the average particle size d50 of the carbonaceous material contained in the carbonaceous material-incorporated briquette is 30 ⁇ m or less (more preferably 10 ⁇ m or less) as measured by a 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 was found that the obtained reduced iron can increase the amount of residual carbon in the reduced iron while ensuring the crushing strength.
  • FIG. 7 shows a particle size distribution as shown in FIG. 7 .
  • FIG. 8 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. 7 (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 by the laser diffraction / scattering particle size distribution measurement method was 30 ⁇ m or less, and further 10 ⁇ m or less.
  • the adjustment of the average particle diameter d50 of the carbonaceous material contained in the carbonaceous material-incorporated briquette may be carried out, for example, by adjusting the blending ratio when blast furnace wet dust is used as part of the raw material. What is necessary is just to carry out by adjusting those grind
  • 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

　還元鉄を製造するための移動炉床炉の原料として用いられる炭材内装塊成化物であって、製造された還元鉄が、炭素を十分に含有しつつ、より高い圧潰強度を備えるような炭材内装塊成化物、および、それを用いた還元鉄の製造方法を提供するために、本発明は、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量が７～１５質量％、ＭｇＯ含有量が０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比が０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比が０．２５～２．０であり、かつ、製造された還元鉄中にＣが１～９質量％残留するようなＣ含有量である還元鉄製造用炭材内装塊成化物を提供する。

Description

還元鉄製造用炭材内装塊成化物およびそれを用いた還元鉄製造方法
　本発明は、還元鉄を製造するための移動炉床炉の原料として用いられる炭材内装塊成化物およびそれを用いた還元鉄の製造方法に関する。
　炭材内装塊成化物を回転炉床炉で加熱還元して還元鉄を製造する技術については種々の技術が提案されている（例えば、特許文献１～３参照）。 
　ところで、製造された還元鉄は、高炉や転炉、電気炉などの鉄原料として使用されるが、炉のエネルギ効率を改善するためできるだけ高Ｃ含有量で、かつ、粉化を防止するためできるだけ高強度のものが望まれる。これらの炉で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推奨される圧潰強度として１８０ｋｇｆ／個（約１７６０Ｎ／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、できるだけ高いＣ含有量で、かつ、１８０ｋｇｆ／個（約１７６０Ｎ／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２００４－２６９９７８号公報 日本国特開２００９－３５８２０号公報 日本国特開２００９－５２１３８号公報
　そこで、本発明は、還元鉄を製造するための移動炉床炉の原料として用いられる炭材内装塊成化物であって、製造された還元鉄が、炭素を十分に含有しつつ、より高い圧潰強度を備えるような炭材内装塊成化物、および、それを用いた還元鉄の製造方法を提供することを目的とする。
　請求項１に記載の発明は、還元鉄を製造するための移動炉床炉の原料として用いられる炭材内装塊成化物であって、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量が７～１５質量％、ＭｇＯ含有量が０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比が０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比が０．２５～２．０であり、かつ、製造された還元鉄中にＣが１～９質量％残留するようなＣ含有量であることを特徴とする還元鉄製造用炭材内装塊成化物である。
　請求項２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１に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物である。 
　請求項３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１または２に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物である。 
　請求項４に記載の発明は、少なくとも製鉄ダストを含む請求項１～３のいずれか１項に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物である。 
　請求項５に記載の発明は、請求項１～４のいずれか１項に記載の還元鉄製造用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方法であって、前記移動炉床炉は炉床の移動方向に複数のゾーンに分割され、その最終ゾーンが酸化性雰囲気であることを特徴とする還元鉄製造方法である。
　請求項６に記載の発明は、前記最終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５に記載の還元鉄製造方法である。
　 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。
　本発明によれば、炭材内装塊成化物中のスラグ成分の組成および還元後の製品還元鉄中の残留Ｃ量を特定の範囲とすることで、炭素を十分に含有しつつ、より高い圧潰強度を備えた還元鉄が製造できるようになった。
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。 炭材内装ブリケットの還元後の内部構造を示す断面図であり、（ａ）は還元性雰囲気下、（ｂ）は酸化性雰囲気下のものである。 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、さらに詳細に説明する。 
（実施形態１）
　本発明は、炭材内装ブリケット中のスラグ成分組成および炭素含有量を所定の範囲とすることを特徴とし、これにより、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として、該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％、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を還元して得られた製品還元鉄中にＣが１～９質量％残留するように該炭材内装ブリケット中の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中のスラグ成分含有量が低すぎるとスラグ成分の溶融化による金属鉄の焼結促進効果が発現できなくなる。一方、炭材内装ブリケット中のスラグ成分含有量が高すぎると、還元後の還元鉄中のスラグ含有量が高くなりすぎて金属鉄の焼結反応を阻害して強度を低下するように作用するとともに、鉄品位が低下する。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、後述の還元鉄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、以下の加熱還元試験を実施した。
（炭材内装塊成化物の加熱還元試験）
　高炉ダストを含む複数種類の製鉄ダストを混合してなる製鉄ダスト混合物と鉄鉱石の配合割合を調製してスラグ成分組成を種々変更した配合原料を作製し、これ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。）の化学性状の一例を表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
　これらの乾燥ブリケット約４４ｇ分をアルミナ製トレーに載せて、容量％でＮ２＝１００％またはＣＯ２／Ｎ２＝３０％／７０％の２種類のガスを３ＮＬ／ｍｉｎ流通させた雰囲気中で１３００℃に加熱された横型加熱炉内に挿入し還元が終了するまで保持した後に、Ｎ２ガス雰囲気中で室温まで冷却してから取り出し、圧潰強度の測定を行った。ここに、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加熱還元試験は、ブリケット周りのガス組成は還元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る。ＣＯ２を含有する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燃焼排ガス存在下での還元を模擬したものである。
（加熱還元試験結果）
　測定結果を図１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２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、酸化鉄から金属鉄への還元途中で生じた、あるいは、金属鉄が酸化性雰囲気で再酸化されて生じたウスタイト（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２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のスラグ成分を図２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のスラグ成分を図２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３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２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）の共存が望ましいことが理解される。
　なお、炭材内装ブリケットの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を還元して得られた製品還元鉄中の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るとともに、金属鉄への浸炭による溶融速度の向上効果が得られなくなる。一方、製品還元鉄中のＣ残留量が高くなりすぎると、還元鉄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の強度が不足する。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。
　製品還元鉄中のＣ残留量の調整は、炭材内装ブリケット中の炭材量（炭素含有量）を調整することよって行うことができ、例えば、炭材内装ブリケットの製造時において、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。
　上述したように、炭材内装ブリケット中においてスラグ成分の溶融を容易にするためにはウスタイト（ＦｅＯ）の共存が望まれることから、上記の炭材内装ブリケットを用いて、移動炉床炉（例えば回転炉床炉）で加熱し還元して還元鉄を製造するに際し、この回転炉床炉は、炉床の移動方向に複数のゾーンに分割されたものとし、その最終ゾーンを酸化性雰囲気とすることが好ましい。このように最終ゾーンを酸化性雰囲気とすることで、図４（ｂ）に示されるように、炭材内装ブリケットが還元されて得られた還元鉄の表面近傍の金属鉄が再酸化しウスタイト（ＦｅＯ）化してスラグ成分の溶融が容易となり、金属鉄の焼結がさらに促進される。
　ここで、図４は、上記加熱還元試験において、炭材内装ブリケットを還元性雰囲気下（同図（ａ））と酸化性雰囲気下（同図（ｂ））で還元して得られた還元鉄の内部構造を比較して示すものである。いずれの雰囲気下でも、金属鉄粒子間の結合が進んでいるものの、酸化性雰囲気下で還元したもの（同図（ｂ））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、金属鉄の焼結がより進行していることがわかる。なお、図４（ａ）の還元鉄の圧潰強度は３００ｋｇｆ／個（約２９４０Ｎ／個）程度であるのに対し、同図（ｂ）の還元鉄の圧潰強度は６００ｋｇｆ／個（約５８８０Ｎ／個）を超えていた。
　上記最終ゾーンの酸化性雰囲気は、具体的には、ガス酸化度ＯＤで１．０以上とするとよい。
　ここで、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％］である。 
　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。
　上記最終ゾーンの雰囲気のガス酸化度は、例えばバーナの空燃比で調整することができる。 
（実施形態２）
　上記実施形態１では、炭材内装ブリケット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内の物理的構造、特に、炭材内装ブリケット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５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６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。
　原料として製鉄ダストを使用する場合には、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３）
　上記実施形態１および２では、炭材内装ブリケット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を還元して得られた製品還元鉄の圧潰強度を確保しつつ、還元鉄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た。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７に示すような粒度分布が得られた。また、図８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７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８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２００９－１６９７１９）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。

Claims (6)

  1. 　還元鉄を製造するための移動炉床炉の原料として用いられる炭材内装塊成化物であって、ＳｉＯ２、Ａｌ２Ｏ３、ＣａＯおよびＭｇＯの合計含有量が７～１５質量％、ＭｇＯ含有量が０．１～６質量％、Ａｌ２Ｏ３／ＳｉＯ２の質量比が０．３４～０．５２、ＣａＯ／ＳｉＯ２の質量比が０．２５～２．０であり、かつ、製造された還元鉄中にＣが１～９質量％残留するようなＣ含有量であることを特徴とする還元鉄製造用炭材内装塊成化物。
  2. 　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１に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物。
  3. 　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１または２に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物。
  4. 　少なくとも製鉄ダストを含む請求項１～３のいずれか１項に記載の還元鉄製造用炭材内装塊成化物。
  5. 　請求項１～４のいずれか１項に記載の還元鉄製造用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方法であって、前記移動炉床炉は炉床の移動方向に複数のゾーンに分割され、その最終ゾーンが酸化性雰囲気であることを特徴とする還元鉄製造方法。
  6. 　前記最終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５に記載の還元鉄製造方法。 
    　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。
     
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