JP5691250B2 - 焼結鉱の製造方法 - Google Patents
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Description
図2(a)に示すように、焼結鉱の被還元性(JIS−R1)と高炉でのガス利用率(ηCO)との間には正の相関があり、また、図2(b)に示すように、高炉でのガス利用率(ηCO)と燃料比との間には負の相関がある。このため、焼結鉱の被還元性(JIS−R1)は、高炉でのガス利用率(ηCO)を介して燃料比と良好な負の相関があり、焼結鉱の被還元性を向上させると、高炉での燃料比は低下する。
ガス利用率(ηCO)=CO2 (%)/[CO(%)+CO2 (%)]
ここで、CO(%)、CO2 (%)は、いずれも高炉の炉頂ガス中の体積%である。
燃料比=(石灰+コークス)の使用量(kg)/銑鉄(1ton)
さらに、製造された成品焼結鉱の冷間強度も高炉での通気性を確保する上での重要な因子であり、各々の高炉では、冷間強度の下限基準を設けて、操業を行っている。従って、高炉にとって望ましい焼結鉱とは、被還元性に優れ、冷間強度が高いものであると言える。表1に焼結鉱を形成する主要鉱物組織であるカルシウムフェライト(CF):nCaO・Fe2 O3 、ヘマタイト(He):Fe2 O3 、カルシウムシリケート(CS):CaO・SiO2 、マグネタイト(Mg):Fe3 O4 の4つの被還元性、引張強度を示す。表1に示すように、被還元性の高いものはヘマタイト(He)であり、引張強度の高いものはカルシウムフェライト(CF)である。
しかし、従来は、前述したように鉄鉱石、SiO2含有原料、石灰石系粉原料、固体燃料系粉原料を同時に混合・造粒しているため、図3(b)に示すように、擬似粒子構造では粗粒の核鉱石の周囲に粉鉱石、石灰、コークスが混在しており、焼結により得られた焼結鉱構造ではヘマタイト(He)、カルシウムフェライト(CF)、カルシウムシリケート(CS)、マグネタイト(Mg)の4つの鉱物組織が混在することになる。
従って、本発明は上述の問題点に鑑みてなされたものであり、その目的は、疑似粒子表面に石灰石副原料と凝結材(炭材)の外装を形成した疑似粒子を焼結原料として焼結を行う際に被還元性を維持したまま焼結鉱強度を向上させることができる焼結鉱の製造方法を提供することにある。
また本発明のうち、請求項4に係る焼結鉱の製造方法は、請求項1乃至3の何れか1項に記載の発明において、前記石灰石副原料と凝結材の外層は、最外層が凝結材であることを特徴としている。
さらにまた本発明のうち、請求項5に係る焼結鉱の製造方法は、請求項1乃至4の何れか1項の発明において、前記気体燃料燃焼工程は、前記擬似粒子径の調和平均径を1.33mm以上として燃焼帯への酸素濃度を増加させることにより前記焼結層内の高温域保持時間を長くすることを特徴としている。
本発明において、外層保有の擬似粒子原料とは、凝結材および石灰石副原料を外層部分とする擬似粒子であり、内質は、粗粒の鉄鉱石を核として、その外表面に粗粒より細粒の鉄鉱石およびSiO2含有原料を付着させた第二層を有する造粒粒子、あるいは内質核を難焼結原料から構成された複合層を有する造粒粒子、例えば難焼結原料であるマラマンバ鉱石の粗粒を核としその周囲を細粒マラマンバ鉱石としその外側部分を通常の焼結原料を被覆造粒した第三層を有する造粒粒子としたものなど組み合わせは自由であるが、最外層に凝結材および石灰石副原料の外層部を有する擬似粒子であれば適用可能である。
図4は本発明の焼結機を示す概略構成図であって、焼結原料を構成する返鉱を含む鉄鉱石原料と造滓成分を構成する副原料と凝結材とを造粒して擬似粒子化する造粒装置1を有し、この造粒装置1で造粒した擬似粒子をサージホッパー5に貯留すると共に、整粒した塊鉱石を床敷ホッパー4に貯留しておく。
なお、1つのドラムミキサー2を用いて造粒する場合に代えて、第1及び第2のドラムミキサーを適用し、第1のドラムミキサーに、石灰石系粉原料(例えば粉石灰石)および固体燃料系粉原料(例えば粉コークス)を除く残りの焼結原料を装入して造粒し、造粒した焼結原料に石灰石系粉原料(例えば粉石灰石)および固体燃料系粉原料(例えば粉コークス)を加えて第2のドラムミキサーに装入して造粒するようにしてもよい。
この点火炉10の下流側には、この点火炉10の下流側に複数の気体燃料供給装置15が配設されている。これら気体燃料供給装置15は、点火炉10に近い下流側に配設された気体燃料を小口径の噴出口から吹き消え現象が起こる流速で噴出させる第1の気体燃料供給装置15Aと、この第1の気体燃料供給装置15Aの下流側にさらに配設された第2の気体燃料供給装置15Bとを備えている。
本発明において、上記のように装入層9の上方で気体燃料を大気中に高速で吐出し、その気体燃料を燃焼下限濃度以下に希釈するのは、以下の理由による。
直上吹込み形式では、上述した乱流燃焼速度以上の速度で気体燃料を吐出すれば、逆火防止は容易であるが、気体燃料を周囲の大気と混合し希釈させる際、濃度ムラが発生しやすいため、異常燃焼を起こす可能性が、予混合吹込み形式に比べて高い。しかし、設備コストを含めて総合的に評価した場合には、都市ガスの直上吹込みが最も優位である。
図8(a)に示したような内径300mmφ×高さ400mmの焼結鍋に焼結ケーキを充填し、その焼結ケーキの中央部の上から深さ90mmの位置にノズルを埋め込み、対空気で1vol%となるよう100%濃度のメタンガスを吹き込み、焼結ケーキ内の円周方向および深さ方向におけるメタンガス濃度を測定し、その結果を表5に示した。
これらの結果から、メタンガスを焼結ケーキ中に直接導入した場合には、メタンガスの横方向への拡散が不十分であるのに対して、メタンガスを焼結ケーキ上方で希釈して供給した場合には、焼結ケーキ内のメタンガス濃度はほぼ均一化していることがわかる。以上の結果から、気体燃料は、焼結ケーキの上方で空気中に供給することにより、装入層9内に導入される前に、均一に希釈しておくことが好ましいことがわかる。
しかし、本発明の焼結操業においては、焼結パレット内に燃焼・溶融帯を形成するあるいは形成しつつある焼結層が存在し、常に火種を有する状態において、装入層の上方で、気体燃料の供給が行われる。
そこで、気体燃料に着火しても、逆火しないようにするために、気体燃料の噴出速度は、その気体燃料が有する燃焼速度以上、より好ましくは、乱流燃焼速度以上の速度で吐出させるのが望ましいと考えられる。因みに、メタンガスの層流燃焼速度は、約0.4m/s、乱流燃焼速度は、約4m/sである。
この実験では、図9に示したように25Aの配管に、開口径が1mmφ、2mmφおよび3mmφの噴出口を加工し、この配管にLNGガスを供給して上記噴出口からLNGガスを噴出させ、その噴出したLNGガスに点火源を用いて点火し、その後、上記点火源を引き離したときに吹き消えが起こる噴出速度を測定した。ここで、上記噴出速度は、LNGガスのヘッダー圧を変えることにより制御した。
ところで、上記説明では、噴出口の形状を円とし、その直径で大きさを説明してきたが、開噴出口の形状は、同一の開口面積を有するものであれば特に円に限定されるものではなく、例えば、楕円形状のものや溝状(スリット)としたものでもよい。
ΔP=ρ・V2/(2・g)
ここで、ΔP:ノズル差圧(mmH2O)、ρ:30℃における気体燃料の密度(kg/m3)、V:ノズル流速(m/s)、g:重力加速度(m/s2)である。
を用いてノズル流速を求めることができる。
また、気体燃料を吐出させる配管が長尺である場合、一般に、気体燃料の供給元に近いほど高速で噴出し、供給元から遠くなるほど噴出速度が遅くなることが予想される。そこで、図12の写真に示したように、開口径1mmφの噴出口をピッチ160mmで76個開け、先端を閉塞した長さ6mの長尺配管(25A)を用い、この配管の片側端から空気を元圧0.1〜1.00kg/cm2・Gの範囲で変化させて供給し、上記噴出口から空気を噴出させ、このときの配管長さ方向の圧力変化を測定した。
その実験の結果は表7に示したが、この実験条件(配管径、噴出口)の範囲内では、元圧と配管末端部の圧力にほとんど差はなく、したがって、各噴出口から均等にガスが噴出していることがわかった。
(a)配管内の断面積を徐々に小さくしたテーパー状配管を用いる
(b)燃料供給元ヘッダーより遠ざかるほど、開口断面積を大きくする
(c)燃料供給元ヘッダーより遠ざかるほど、開口部やノズルのピッチを狭め、単位配管長さ当りの開口部ないしノズル断面積の和が大きくする、
のいずれか1つを適用するか、これらを組み合わせて適用することにより、均等に燃料を供給することができる。
図17に示したような、気体燃料の噴出方向が水平方向となるよう25Aの配管の両側面に開口径が1mmφの噴出口を112mmピッチで開けた気体供給配管を、焼結ベッド(装入層)の上の500mm位置に、400mmの間隔をもたせてパレット進行方向に平行に配列し、上記噴出口から200m/sの速度でLNGを大気中に噴出して周囲の空気と混合し、LNGを目標濃度0.8%に希釈させたときの均一化状況をシミュレーションした。なお、上記気体供給配管は、隣接する配管の噴出口が互いに56mmずつずれ、噴出した気体燃料が衝突しないように配列した。また、実焼結機を模して、焼結ベッドの上表面では、下方に0.9m/sの吸引速度で空気が吸引されているものとした。
(a)装入層上部への高濃度の可燃性ガスの供給は、時として、爆発的燃焼を招くおそれがあり、少なくとも常温では、火種があっても燃焼しない状態としておく必要がある。
(b)装入層中で完全に燃焼せず、未燃焼のままウインドボックスの下流にある電気集塵器等に到達したとしても、電気集塵器の放電によって燃焼するおそれがないことが必要である。
上述したように、本発明に係る焼結機では、希釈気体燃料の供給位置(装入層への導入位置)は、パレット移動方向における点火炉下流で、焼結ケーキが生成した後のいわゆる燃焼前線が表層下に進行した位置から焼結が完了するまでの間の1ヶ所以上の任意の位置で行うことが好ましい。このことは、燃焼前線が装入層の表層下に移った段階で気体燃料の導入を開始すること、したがって、気体燃料の燃焼が装入層の内部で起り、次第に下層へ移行することになるので、爆発のおそれがなく、安全な焼結操業が可能になることを意味している。
なお、気体燃料供給パイプ等の気体燃料供給系統を予熱する予熱機構を配置して、タールやスケール等の配管閉塞物質が気体燃料供給パイプや噴出口内で固化することを抑制するようにすれば、さらに清掃や点検周期を長くすることができる。
この状態であるのもCガスが利用できる条件となっている。もちろん他気体燃料も使用可能であることはいうまでもない。
図21は、焼結原料の充填層aの表面bの上方に気体燃料供給パイプcを配置し、気体燃料供給パイプcに設けた噴出口dによるコークス炉ガス供給を行った際の焼結原料の充填層a中のコークス炉ガス濃度を測定したコークス炉ガス拡散度測定装置である。
コークス炉ガスは、CH4ガス同様、充填層a中を拡散し難く、下吹きよりも、水平横吹きの方がコークス炉ガス濃度は均一化されている。
鍋試験結果を、図26に示す。ガス吹込みを行わない焼結操業で得られる焼結鉱強度、歩留まり、生産性、焼結時間をベースとし比較したが、ベース、及び下向き気体供給に比べ、水平横吹きの供給形態が最も優れた結果となった。
このように、第1の気体燃料供給装置15Aの下流側に隣接させて第2の気体燃料供給装置15Bを配置することにより、第1の気体燃料供給装置15Aを通過した焼結機パレット8の装入層では、燃焼・溶融帯が表面から60mm以上下がった位置となり、第2の気体燃料供給装置15Bで比較的低速でコークス炉ガスを気体燃料供給パイプの噴出口から噴射した場合でも、装入層の表面に火種がないので、希釈されたコークス炉ガスが装入層の上方で着火されて燃焼されることはなく、燃焼・溶融帯の拡幅に有効に利用される。しかも、コークス炉ガスは製鉄所内で生成されるので、ランニングコストを十分に低下させることができる。
好ましい範囲(2): 1.7vol%〜0.05vol%
好ましい範囲(3): 1.3vol%〜0.05vol%
好ましい範囲(4): 0.6vol%〜0.05vol%
好ましい範囲(4): 0.6vol%〜0.05vol%
好ましい範囲(1): 5.0vol%〜0.24vol%
好ましい範囲(2): 3.8vol%〜0.24vol%
好ましい範囲(3): 3.0vol%〜0.24vol%
好ましい範囲(4): 1.3vol%〜0.24vol%
好ましい範囲(1): 4.8vol%〜0.1vol%
好ましい範囲(2): 3.6vol%〜0.1vol%
好ましい範囲(3): 2.9vol%〜0.1vol%
好ましい範囲(4): 1.2vol%〜0.1vol%
好ましい範囲(4): 1.2vol%〜0.1vol%
好ましい範囲(1): 40.0vol%〜1.25vol%
好ましい範囲(2): 30.0vol%〜1.25vol%
好ましい範囲(3): 24.0vol%〜1.25vol%
好ましい範囲(4): 10.0vol%〜1.25vol%
この実験は、図28に示す実験装置、即ち、透明石英製窓付き竪型管状の試験鍋(150mmφ×400mmH)を用い、使用する気体燃料として、高炉ガス・コークス炉ガスの混合ガス(Mガス)を用い、出願人会社の焼結工場で使用しているのと同じ焼結原料、即ち、表11に示す焼結原料を使って、下方吸引圧力11.8kPa一定の条件で焼結鍋試験を行った例である。ここで、前記Mガスの燃焼成分の濃度は、空気で希釈して、0.5vol〜15vol%の範囲内で変動させた。なお、この実験に用いたMガスの燃焼下限濃度は12vol%である。
図中の高炉ガスに含まれる燃焼成分(可燃性ガス)とその他の成分(イナート:不活性ガス)の割合については、H2とCO2およびCOとN2との組み合わせで検討すると以下のとおりである。
そこで、この燃焼限界図の(イナートガス)/(可燃性ガス)の比を示す横軸の、5.7の軸と交差するH2+CO2曲線の交わる部分(燃焼限界)を求めると、下限は32vol%、上限は64vol%となる。即ち、H2+CO2の燃焼限界の下限濃度は32vol%、上限濃度は64vol%となる。
(3)さらに、両燃焼成分を含む高炉ガスの燃焼下限濃度は、図30中左方最下段の式で求めることができる。また、同式で前記(1)、(2)の上限値をあてはめれば燃焼上限濃度が求まる。このようにして高炉ガスの燃焼下限濃度ならびに燃焼上限濃度を求めることができる。
そして、気体燃料の燃焼範囲には、このように温度依存性があり、例えば、燃焼範囲は雰囲気温度が高くなればなるほど広がり、焼結機の燃焼・溶融帯近傍の温度場ではよく燃焼するものの、焼結機の下流側にある電気集塵機内の200℃程度の温度場では、本発明の好適実施例で示すような気体燃料の濃度では燃焼しないこともわかった。
図33は、数種類の気体燃料を燃焼下限濃度以下に希釈した希釈気体燃料を使用した本発明焼結法と、気体燃料の吹き込みを行わない従来焼結法とを比較した実験結果を示すものである。なお、希釈気体燃料の吹き込みを行わない従来焼結例では、粉コークスの添加量を5mass%とし、一方、粉コークス0.8mass%相当の希釈気体燃料を吹き込む本発明例では、総熱量を一定とするため、粉コークスの添加量を4.2mass%とした。図33からわかるように、希釈気体燃料を使用した場合は、いずれの例においても、シャッター強度、成品歩留、生産性の向上が認められた。このように、希釈気体燃料の使用例において、シャッター強度、成品歩留等が向上した理由は、燃焼・溶融帯の拡大と、それによる高温域保持時間の延長によるものと考えられる。
さらに、この実験においては、燃焼帯の降下速度(この逆数が高温域保持時間)への影響についても検討した。その結果、単にコークスを増量した場合や高温の空気を吹き込んだ場合には、降下速度が大きく低下して、生産性が低下するが、希釈した気体燃料を供給した場合には、固体燃料を増量した例と比較して燃焼速度を速くすることができるため、燃焼帯の降下速度は大気焼結の場合とほとんど差異が認められなかった。
このため、前述した気体燃料の供給のみによる場合に比較してより高い品質の焼結鉱を得ることができる。
すなわち、実験装置として、図55に示す円筒状の鉄鍋50内に床敷層51を形成し、この床敷層51の上方に、表16に示す原料配合で、表17に示す4種類の水準T1〜T4で焼結鉱を生成する実験を行った。
さらに、水準T3は、造粒開始時に石灰石原料及び凝結材を除く焼結原料で造粒を開始し、その後造粒完了の10秒〜90秒前に石灰石原料及び凝結材を同時に又は順次投入して造粒することにより、表面に石灰石原料及び凝結材を外層した調和平均径が1.31mmとなる通常の石灰・コークス外装法によって生成した擬似粒子を使用して、気体燃料吹込みを行うことなく焼結処理したものである。
すなわち、歩留については、図5(b)に示すように、水準T1が69.9%、水準T2が72.6%、水準T3が70.9であり、本発明による水準T4では最大の74.0%となっている。
また、JPUについては、図5(c)に示すように、水準T1が15.9、水準T2が17.5、水準T3が18.5であり、本発明による水準T4では最大の19.7となっている。
この図5(b)〜(d)の実験結果から、本発明による水準T4では、水準T3の外装法による擬似粒子の外大による焼結時間短縮効果と、水準T2のLNG吹込みによる歩留り向上効果の双方を兼ね備えていることが確認された。
すなわち、生産率〔t/h・m2〕については、図56(a)に示すように、水準T1が1.40、水準T2が1.47、水準T3が1.49であり、本発明による水準T4では、1.60となっている。この結果によると、水準T1に対する生産率の増加量は水準T2が0.07、水準T3が0.09であり、本発明による水準T4では、水準T2及T3の増加量を加算した値0.16より大きな増加量0.20となっており、単に水準T2及びT3を加えた場合より大きな効果を得ることができた。
この図56からか明らかなように、本発明による水準T4では、生産率、シャッター強度及び被還元性(RI)について最高値を得ることができ、還元粉化性(RDI)については水準T3よりは劣るがLNG吹込みのみによる水準T2の欠陥を補うことができており、全体として高品質の焼結鉱を生産することができた。
また、図57(b)に示す微細気孔の残留を表す有効拡散係数De、×10−4〔m2/s〕とシリケート生成の抑制を表す化学反応速度定数Kc、×10−2〔m/s〕との関係から本発明による水準T4では、実線図示の等RI線(計算値)が右上の最良の状態にあり、右側に示すJIS−RIについても72%近くと最大となっており、これら有効拡散係数De及び化学反応速度定数Kcが被還元性(RI)の向上に大きく寄与している。
このように、本発明による水準T4の1200℃以上の保持時間の増加及び中・下層内の最高到達温度の低下は、外装法による擬似粒子の粒子径が大きくなり、通気性の向上に伴い雰囲気酸素濃度が上昇して酸素富化状態となり、コークスとLNGの燃焼位置が開いたことによるものと推察することができる。
これに対して、本発明による水準T4では、擬似粒子の径が大きくなって通気性を確保することができることから、酸素富化状態となって、燃焼速度が向上し、燃焼ポイントは低温側にシフトする。これによって、固体燃料(粉コークス)の燃焼ポイントは層下方にシフトし、KEL燃料(LNG)の燃焼ポイントは層上方にシフトすることになり、結果的に1200℃以上の保持時間が水準T2より長くなり、冷間強度の向上効果がより大きくなる。
この図62によると、基準となる水準T1ではカルシウムフェライ内に固溶するFeの量に対してLNGのみを吹き込む水準T2ではカルシウムフェライト内に固溶するFeの量が低下するが、本発明による水準T4のように外装法とLNGの吹込みとを併用する場合には、水準T1と略変わらないカルシウムフェライト内に固溶するFeの量を確保することができる。なお、図62で一番右側のLNG+2段外装とすることにより、カルシウムフェライト内に固溶するFeの量をより多く確保することができる。
ここで、カルシウムフェライト内へのアルミナの固溶量が増加すると、カルシウムフェライト溶液の粘度が2〜3倍に増加し、カルシウムフェライトが結合材として作用するため、気孔形成が促進されず、通気性が低下して焼結鉱の品質に影響を与えることになる。
この酸素富化状態とすることによるカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量の抑制効果は、ノンストイキオメトリー効果に起因するものと考えられる。
2 ドラムミキサー
4 床敷きホッパー
5 サージホッパー
6 ドラムフィーダー
7 切り出しシュート
8 パレット
9 装入層
10 点火炉
11 ウインドボックス
15A 第1の気体燃料供給装置
15B 第2の気体燃料供給装置
Claims (5)
- 焼結原料を構成する返鉱を含む鉄鉱石原料と造滓成分を構成する副原料と凝結材とを造粒して擬似粒子化し、当該擬似粒子化原料を焼結機に装入して焼結する際に、
前記造滓成分を構成する副原料中の石灰石副原料および前記凝結材を分離して残りの焼結原料を造粒して、擬似粒子化処理を行い、その造粒過程の後半に前記分離した石灰石副原料と凝結材を添加して前記擬似粒子表面に石灰石副原料と凝結材の外層を形成した擬似粒子を得る造粒工程と、
前記外層を保有した擬似粒子原料を、循環移動するパレット上に装入して、当該パレット上に前記外層を保有した擬似粒子原料の装入層を形成する装入工程と、
装入層表面の炭材に点火炉を使って点火する点火工程と、
気体燃料を装入層上方の空気中に供給して希釈して、燃焼下限濃度以下の希釈気体燃料とし、該希釈気体燃料及び空気の混合気体燃料を前記パレット下に配置されたウインドボックスの吸引力により、上記希釈気体燃料を装入層内に吸引し、当該希釈気体燃料を焼結層内において燃焼させると同時に、装入層内に吸引した空気により、該装入層内の炭材を燃焼させることにより、焼結ケーキを生成させる気体燃料燃焼工程とを備え、
前記造粒工程で形成する擬似粒子径の調和平均径を1.33mm以上とし、前記擬似粒子で、前記気体燃料燃焼工程での前記混合気体燃料の通風量を確保してカルシウムフェライト内へのアルミナ固溶量を抑制可能にしたことを特徴とする焼結鉱の製造方法。 - 前記造粒工程で形成する擬似粒子径の調和平均径を1.33mm以上とし、前記装入層内の冷却速度を速くし且つ前記装入層内を酸素富化状態としたことを特徴とする請求項1に記載の焼結鉱の製造方法。
- 前記石灰石副原料と凝結材の外層は、両者を同時あるいは順次添加して形成される混合層であることを特徴とする請求項1または2に記載の焼結鉱の製造方法。
- 前記石灰石副原料と凝結材の外層は、最外層が凝結材であることを特徴とする請求項1乃至3の何れか1項に記載の焼結鉱の製造方法。
- 前記気体燃料燃焼工程は、前記擬似粒子径の調和平均径を1.33mm以上とし、燃焼帯への酸素濃度を増加させることにより前記焼結層内の高温域保持時間を長くすることを特徴とする請求項1乃至4の何れか1項に記載の焼結鉱の製造方法。
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