JPH0948604A - 鉄カーバイドの製造方法及び製造装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 任意の品質の鉄カーバイドを迅速かつ経済的
に製造できる方法を提供する。 【解決手段】 ヘマタイト（Ｆｅ₂ Ｏ₃ ）等の酸化鉄類
や水酸化鉄類を主成分とする鉄鉱石などの製鉄用含鉄原
料を還元及び炭化して鉄カーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）を製造
する方法であって、水素を主とするガスにより前記ヘマ
タイトの還元反応の途中（還元率５０〜６５％）までを
行う第一反応操作の後に、水素及びメタンを主とするガ
スにより残りの還元反応と炭化反応を行う第二反応操作
を進めるものである。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、鉄カーバイド（Ｆ
ｅ₃ Ｃ）を主成分とする製鉄、製鋼用の原料、例えば電
気炉等に用いる製鋼原料に好適な鉄カーバイド（Ｆｅ₃
Ｃ）の製造方法とその装置に関するものである。

【０００２】

【従来の技術】一般的に鋼の製造は、高炉により鉄鉱石
を銑鉄に転化し、その後、平炉又は転炉などにより銑鉄
を鋼に転化する工程からなる。このような伝統的な製法
は、必要なエネルギー、設備規模、及びコスト等が大き
なものになるため、小規模の製鋼には、従来、直接製鋼
により鉄鉱石を製鋼炉原料に転化し、この製鋼炉原料を
電気炉等により鋼に転化する工程からなる方法が採用さ
れている。かかる直接製鋼には、鉄鉱石を還元鉄に転化
する直接還元法があるが、この方法で製造される還元鉄
は反応活性が強く、大気中の酸素と反応して発熱するた
め、輸送、貯蔵には不活性ガスによるシール等の手当が
必要となる。このため、反応活性が低く、容易に輸送、
貯蔵が可能で、比較的高パーセンテージの鉄（Ｆｅ）を
含有する鉄カーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）が、近年、電気炉等
による製鋼原料として使用されつつある。

【０００３】さらに鉄カーバイドを主成分とする鉄鋼原
料は輸送貯蔵が容易であるばかりでなく、鉄と化合して
いる炭素が製鉄あるいは製鋼炉の燃料源となる他、製鋼
炉内では反応を促進する微細な気泡の発生源となる利点
もある。この様なことから近年鉄カーバイドを主成分と
する製鉄、製鋼用原料が特に注目されている（公知文献
１・２・３参照)。

【０００４】かかる鉄カーバイドを製造する方法は、従
来、鉄鉱石を粉体にして流動層式反応器に充填し、還元
ガス（水素ガス）と炭化ガス（例えばメタンガスなど）
の混合ガスと所定温度で反応させることで、以下の反応
式に示すように、鉄鉱石内の鉄酸化物（ヘマタイト（Ｆ
ｅ₂Ｏ₃），マグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄），ウスタイト（Ｆ
ｅＯ）など）を単一操作（一つの反応器内に還元及び炭
化ガスを同時に導入して行う操作をいう）で還元及び炭
化させるものである。

【０００５】 ３Ｆｅ₂ Ｏ₃ ＋Ｈ₂ →２Ｆｅ₃ Ｏ₄ ＋Ｈ₂ Ｏ……(1) Ｆｅ₃ Ｏ₄ ＋Ｈ₂ →３ＦｅＯ＋Ｈ₂ Ｏ…………(2) ＦｅＯ＋Ｈ₂ →Ｆｅ＋Ｈ₂ Ｏ……………………(3) ３Ｆｅ＋ＣＨ₄ →Ｆｅ₃ Ｃ＋２Ｈ₂ ………………(4) Ｆｅ₃Ｏ₄＋ＣＨ₄＋２Ｈ₂→Ｆｅ₃Ｃ＋４Ｈ₂Ｏ…(5) ３ＦｅＯ＋ＣＨ₄＋Ｈ₂→Ｆｅ₃Ｃ＋３Ｈ₂Ｏ………(6) (1)〜(4)及び(5)、(6)の総括反応式としての表示 ３Ｆｅ₂Ｏ₃＋５Ｈ₂＋２ＣＨ₄→２Ｆｅ₃Ｃ＋９Ｈ₂Ｏ……(7) なお、この種の先行技術として特表平６−５０１９８３
号公報に記載のもので工業的設備の稼動報告（公知文献
１１参照）のあるもの、さらに公知文献４・５・８に記
載のものがある。そのほか、２段の反応器を備えた後述
するドイツ特許第４３２０３５９号に記載のものがあ
る。

【０００６】また、炭化ガス成分として一酸化炭素（Ｃ
Ｏ）を用いて下記の反応式(8)で示すような炭化操作を
行うこともできる。

【０００７】 ３Ｆｅ＋ＣＯ＋Ｈ₂ ＝Ｆｅ₃ Ｃ＋Ｈ₂ Ｏ…………(8) この種の先行技術としては公知文献６・７に記載のもの
がある。

【０００８】

【表９】

【０００９】

【発明が解決しようとする課題】以上で紹介した従来の
方法には、次に示すような不都合がある。

【００１０】現在工業化設備として稼動している特表平
６−５０１９８３号公報、公知文献３・５に記載の従来
の方法は、主に炭化反応ガス成分としてメタン（ＣＨ
₄ ）を用い、製鉄用含鉄原料（酸化鉄類のヘマタイト、
マグネタイト、ウスタイト及び水酸化鉄類の第一水酸化
鉄、第二水酸化鉄のうちの少なくとも１つ、あるいはそ
れらのうちの２つ以上の混合物を主成分とする、鉄鉱石
もしくは製鉄プロセスから発生するダスト等をいう）の
鉄原子と化合している酸素を除去し（一般に還元反応と
いう）、炭化鉄（別名鉄カーバイド、セメンタイト、Ｆ
ｅ₃ Ｃ）に転化する操作を一つの容器内で６００℃前後
の温度で炭化反応に適したメタンを含む混合ガス組成の
もとで行うもので、いわゆる主要反応（還元と炭化）を
単一操作で行うものである。かかる方法は、炭化ガスと
してメタン（ＣＨ₄ ）を直接用いる為にメタン中の炭素
原子は炭化成分として又水素原子は還元成分として作用
するので、還元用のＨ₂ あるいはＣＯの消費が少なく、
さらにシステム的に単純である等の利点があげられる。
しかし、一方、下記の不都合も指摘される。

【００１１】鉄酸化物である固体と還元及び炭化ガスと
の接触反応であるため、反応速度が遅く、反応時間（目
的物（この場合は鉄カーバイド）に完全に転化するのに
要する時間を意味する。以下同じ）が長くなり、高炉法
等従来の製鉄方法に比して一定量の製鋼原料を得るのに
長時間必要になる。このため、単位時間当たりの生産量
を増加させるためには設備規模を拡大する必要があり、
これでは伝統的な製鉄方法と比較して設備規模及びコス
トの低減を図るべく開発した前記直接製鉄法の目的に反
することとなる。

【００１２】また、反応速度を速めるためには反応温度
を高くすればよいが、鉄酸化物の還元反応において、反
応温度を上げ約６００乃至７００℃にした場合、還元率
が１００％近くなるに従い、鉄酸化物の融点より低い温
度であるが、表面張力のため鉄酸化物の結晶の角張った
面が滑らかになってくる現象（焼結、半融、シンタリン
グともいう。以下「シンタリング」という）が発生し、
反応活性を失う。図８のヘマタイトの還元反応における
反応温度と反応時間の関係を示すグラフ及び公知文献９
で明らかなように、約１００％還元を行う場合約６００
℃から約７００℃の範囲で反応時間が長くなっている。
これでは逆に、反応温度を高くしても反応速度を速める
効果が期待できない。また、還元反応において水が多量
に発生する時点や、反応器の構造的要因により原料の流
れに澱みが生じた場合に、水と鉱石が作用して局所的に
凝結する、いわゆるスティッキング現象も生じる。シン
タリングやスティッキングが発生すると鉄酸化物の粒子
が凝縮してしまい、機械的に分離することができなくな
る。

【００１３】さらに、上記(1)から(3)式に示す還元反応
と、上記(4)式に示す炭化反応とを鉄酸化物に水素やメ
タンなどを含む混合ガスを接触させることによる単一の
操作で行わせるため、還元反応と炭化反応の双方を合わ
せて考慮しなければならず、還元反応又は炭化反応のそ
れぞれに最適になるように反応ガス組成や反応温度など
をフレキシブルに設定することができない。

【００１４】この為に反応ガス量（単位量の製品を製造
する為に接触させる反応ガス量）が大きくなり、後記の
表８−ａに示すようにその為に特表平６−５０１９８３
号公報に記載の従来型ＩＣ法は、エネルギー、電力、冷
却水等の消費量が従来の直接還元製鉄法（例えば、ＭＩ
ＤＲＥＸ法）に比べ大きくなっている。 反応ガス量の低減方法として上記のドイツの特許第４３
２０３５９号に記載のものは、反応操作を２段で行う方
法で、先ず第１段で循環反応ガスの50〜20％相当量と第
２段から排出される残りの50〜80％相当量の一部反応済
循環反応ガスを用いて鉄鉱石を部分的に還元し、それを
第２段に導いて循環反応ガスの50〜80％相当量で残りの
還元と炭化を行うものである。かかる方法は一つの循環
反応ガスの50〜80％を２段で鉱石と接触させガスの反応
利用効率を高めることを目的としたもので、現在工業化
設備として稼動している特表平６−５０１９８３号公報
あるいは公知文献１１に記載の従来法と比較してある程
度の反応ガス量の低減をみることができるが、以下の不
都合が考えられる。

【００１５】すなわち、第２段に導入する循環反応ガス
には鉄カーバイドを製造するに十分な炭素ポテンシャル
（化学的反応力）が必要なため、反応ガスのメタン濃度
を上げる必要が有る。従って相対的に還元成分である水
素の濃度が低くなる。また、第二段の反応後のガスは還
元反応の生成物である水分、二酸化炭素の含有量が高く
なっているので、還元能力は低下し第一段での反応時間
は長くなる。従って第１段及び第２段の合計の反応時間
の短縮は期しがたい。

【００１６】また、第一段及び第二段のガス組成や温度
を個別にフレキシブルに設定することができないため、
第一段において、還元率あるいは金属化率と炭化率とを
独立に制御することができない。

【００１７】公知文献６、７に記載されている方法は、
上記の通り一酸化炭素ガス（ＣＯ）を炭化反応ガス成分
とするもので炭化反応操作そのものの反応時間はかなり
の短縮が報告されている。しかし、一酸化炭素（ＣＯ）
を炭化反応ガス成分として用いた場合とメタン（ＣＨ
₄ ）を用いた場合とを例えばヘマタイト酸化鉄（Ｆｅ₂
Ｏ₃ ）を出発点として全量炭化鉄とした場合の総括の化
学反応式で比較すると： ＣＯの場合； ３Ｆｅ₂Ｏ₃＋２ＣＯ＋１１（Ｈ₂又は／及びＣＯ） ＝２Ｆｅ₃Ｃ＋１１（Ｈ₂Ｏ又は／及びＣＯ₂）……(9) ＣＨ₄ の場合； ３Ｆｅ₂Ｏ₃＋２ＣＨ₄＋５（Ｈ₂又は／及びＣＯ） ＝２Ｆｅ₃Ｃ＋９（Ｈ₂Ｏ又は／及びＣＯ₂）………(10) となる。この(9)及び(10)の反応式から明らかなように
一酸化炭素を炭化反応ガス成分とする場合はメタンの場
合に比べ２．６倍（（２＋１１）／５）のＣＯとＨ₂ の
混合ガスの供給が必要となる。Ｈ₂ とＣＯは工業的には
一般にメタン（ＣＨ₄ ）を主成分とする天然ガスと水蒸
気を高温・高圧で触媒と接触させ、その接触反応で製造
（水蒸気ガス改質法という）する。従って一酸化炭素を
炭化ガスとして用いる場合は高価な水蒸気ガス改質設備
の増大を伴い同時にエネルギー消費も増える欠点があ
る。この関係を図１０に示す。

【００１８】本発明は上述の従来の不都合を解決するた
めになされたもので、反応時間の短縮化、反応ガス使用
量の低減、設備のコンパクト化、エネルギー消費量の低
減等を図り、鉄カーバイドを迅速に且つ経済的に製造す
る方法及びその装置の提供を目的とする。

【００１９】

【課題を解決するための手段】上記反応時間の短縮、反
応ガス量の低減、設備のコンパクト化、さらに水蒸気ガ
ス改質装置を小さくするなどの目的を達成するために本
発明の請求項１記載の製造方法は、ヘマタイトを主成分
とする鉄鉱石を還元及び炭化して鉄カーバイドを製造す
る方法であって、前記ヘマタイトの還元反応の一部を行
う第一反応操作の後に、残りの還元反応と炭化反応を行
う第二反応操作を進めるものである。

【００２０】請求項２記載のように、前記第一反応操作
は水素を主とする還元ガスにより行い、前記第二反応操
作は水素及びメタンを主とする還元及び炭化ガスにより
行うとよい。

【００２１】請求項３に記載の、製鉄用含鉄原料（酸化
鉄類のヘマタイト、マグネタイト、ウスタイト及び水酸
化鉄類の第一水酸化鉄、第二水酸化鉄のうちの少なくと
も１つ、あるいはそれらのうちの２つ以上の混合物を主
成分とする、鉄鉱石もしくは製鉄プロセスから発生する
ダスト等）を還元及び炭化して鉄カーバイドを主成分と
する製鉄、製鋼用の原料を製造する方法のように、前記
製鉄用含鉄原料の還元反応の一部を水素を主体とするガ
スにより行って、金属鉄の含有量を全鉄分の２５ａｔｍ
％乃至７０ａｔｍ％の範囲にする第一反応操作の後に、
水素及びメタンを主とする還元及び炭化ガスにより残り
の還元反応と最終的な鉄カーバイドへの転化率が含有鉄
分の７５ａｔｍ％以上となるように炭化反応を行う第二
反応操作を進めるのが好ましい。また、第一操作での一
部還元は、金属鉄の比率を望ましくは全鉄分の３０ａｔ
ｍ％乃至６５ａｔｍ％にして第二操作に供給するとよ
い。さらに、製品鉄カーバイドの炭化鉄への最終転化率
は、望ましくは全鉄分の８５ａｔｍ％以上がよい。

【００２２】請求項４記載のように、前記第一反応操作
は還元に適し、しかも工業的な製造が可能で、また反応
ガスの循環使用が可能なように、鉄カーバイドが生成さ
れない範囲内であるところの、Ｈ₂＋Ｈ₂Ｏ≧４０％，
ＣＯ＋ＣＯ₂≦１０％，ＣＨ₄≦３０％、Ｈ₂Ｏ＋ＣＯ₂≦
１０％となるようなガス組成とする。Ｎ₂ 等の不活性ガ
ス成分の増加は相対的に有用な反応ガス成分の濃度を下
げる為主にエネルギー効率、反応時間に関連し経済性の
範囲で低い方がよい。

【００２３】請求項５記載のように前記第二反応操作
は、残りの還元と炭化を行い、目的とする炭化率の製
鉄、製鋼用原料とするもので、還元と炭化反応を同時に
進行させ、反応ガスの循環使用が可能で、十分な反応速
度の確保が可能なＨ₂＋ＣＨ₄≧６５％（但し、ＣＨ₄≧
２０％）、１５％≧ＣＯ＋ＣＯ₂≧０．５％、Ｈ₂Ｏ≦
１．５％となるガス組成とするのが好ましい。Ｈ₂Ｏは
主に炭化反応速度に影響を及ぼし、またＮ₂ 等の不活性
ガス成分の増加は相対的に有用な反応ガス成分の濃度を
下げる為主にエネルギー効率と反応時間に関連しいずれ
も低い方がよい。

【００２４】請求項６記載のように、前記第一反応操作
の前記還元ガスにメタンを加えることにより水素の組成
比率を変化可能にし、前記第二反応操作の前記還元及び
炭化ガスに水素又はメタンを加えることにより、水素と
メタンの組成比率を変化可能にするとよい。

【００２５】請求項７記載のように、前記第一反応操作
における前記製鉄用含鉄原料としてのヘマタイトの還元
率を望ましくは５０％乃至６５％、さらに望ましくは５
５％乃至６２％にするとよい。ここで還元率とは、ヘマ
タイト（Ｆｅ₂Ｏ₃）の鉄１原子当たりの酸素原子数に対
する離脱した酸素原子数（つまり、ヘマタイトの前記酸
素原子数から、還元反応が進行した鉄酸化物の鉄１原子
当たりの酸素原子数を減じた数）の割合をいい、例えば
マグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）は約１１％、ウスタイト（Ｆ
ｅＯ）は約３３％、還元鉄（Ｆｅ）は１００％である。

【００２６】ここで、第二反応操作において、メタン
（ＣＨ₄ ）を残りの還元と炭化反応の反応ガス成分とし
た場合の化学量論的な関係は(11)式の通りで、 ３ＦｅＯ₂／₃＋ＣＨ₄＝Ｆｅ₃Ｃ＋２Ｈ₂Ｏ…………(11) ＦｅＯ₂／₃の構成を金属鉄（Ｍ・Ｆｅ）と酸化鉄（マグ
ネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）及び／あるいはウスタイト（Ｆｅ
Ｏ））との関係、さらにヘマタイト（Ｆｅ₂Ｏ₃）酸化鉄
を出発点とした場合の還元率との関係を示すと後記の表
５に示すようになり、還元率は約５６％である。

【００２７】請求項８記載のように、前記ヘマタイトか
ら前記鉄カーバイドへの最終的な転化率を９０％乃至９
９％、望ましくは９３％以上、さらに望ましくは９５％
以上にするとよい。

【００２８】請求項９記載のように、前記第一反応操作
の反応温度を、望ましくは５５０℃乃至７５０℃、さら
に望ましくは６１０℃乃至６５０℃にするとよい。

【００２９】請求項１０記載のように、前記最終的な鉄
カーバイド化製鉄・製鋼用原料の残存酸化鉄の形態（マ
グネタイト、ウスタイト等）の制御を可能とする為に前
記第二反応操作の反応温度を５５０℃乃至７５０℃の間
で行うとよい。その中でも残存酸化鉄の形態を最も安定
なマグネタイトにする為には望ましくは５５０乃至５９
０℃に、また反応時間の短縮と安定した運転操作の為に
は望ましくは６１０乃至６５０℃にするとよい。

【００３０】請求項１１記載のように、前記第二反応操
作の反応温度を、５９０℃乃至７５０℃、望ましくは６
１０℃乃至６５０℃にするとよい。

【００３１】請求項１２記載のように、前記第二反応操
作に用いる反応ガスから、水蒸気を取り除き、水蒸気の
分圧を小さくするとよい。

【００３２】請求項１３記載のように、前記第二反応操
作に用いる反応ガスに二酸化炭素及び水素を加えるとよ
い。

【００３３】請求項１４記載のように、前記第一反応操
作及び前記第二反応操作の反応圧力を、１ｋｇｆ／ｃｍ
² Ｇ（圧力単位の後に付した「Ｇ」はゲージ圧を意味す
る。以下同じ）乃至９．９ｋｇｆ／ｃｍ²Ｇ、望ましく
は２ｋｇｆ／ｃｍ²Ｇ乃至５ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇにすると
よい。

【００３４】請求項１５記載のように、前記第一反応操
作及び前記第二反応操作の反応器に供給する前記原料
を、各工程の反応温度から±１００℃の範囲内に予熱又
は予冷するとよい。

【００３５】上記の本発明の製造方法を実施するための
請求項１６記載の装置は、製鉄用含鉄原料（酸化鉄類の
ヘマタイト、マグネタイト、ウスタイト及び水酸化鉄類
の第一水酸化鉄、第二水酸化鉄のうちの少なくとも１
つ、あるいはそれらのうちの２つ以上の混合物を主成分
とする、鉄鉱石もしくは製鉄プロセスから発生するダス
ト等）を還元及び炭化して鉄カーバイドを主成分とする
製鉄、製鋼用の原料を製造するための装置であって、前
記製鉄用含鉄原料に対する還元反応の一部を行う第一反
応操作のための第一反応装置と、前記製鉄用含鉄原料に
対する残りの還元反応と炭化反応とを行う第二反応操作
のための第二反応装置とを備え、前記第一反応装置の上
部に前記原料を挿入するための装入路を接続するととも
に、前記第一反応装置内で部分的に還元した前記原料を
第二反応装置に供給するための第一反応済み原料の供給
路を前記第一反応装置の下部と前記第二反応装置の上部
との間に介設し、前記第二反応装置の下部に鉄カーバイ
ドを回収するための回収路を接続し、前記第一反応装置
のガス入口に一端が接続される圧縮器及び加熱器を介設
した第一反応ガス供給路と、前記第一反応装置のガス出
口からスクラバを経由して前記ガス供給路の他端に接続
される循環路とから第一反応ガスの循環ループを構成す
るとともに、前記第二反応装置のガス入口に一端が接続
される圧縮器及び加熱器を介設した第二反応ガス供給路
と、前記第二反応装置のガス出口からスクラバを経由し
て前記ガス供給路の他端に接続される循環路とから第二
反応ガスの循環ループを構成し、水素を主成分とする還
元ガス補給路を前記第一反応ガス供給路に接続し、メタ
ンを主成分とする還元及び炭化ガス補給路を前記第二反
応ガス供給路に接続してそれぞれの反応ガスを前記第一
反応装置と前記第二反応装置とに連続的に供給できるよ
うに構成している。

【００３６】この装置により、上記した請求項１から１
５に記載の方法と条件で第一反応操作と第二反応操作そ
れぞれの反応を効率よく制御し、しかもそれぞれの反応
ガスの大部分を循環再使用することができ、それぞれの
反応ガスを除塵、水分除去して効率良く循環再使用でき
る。また本発明にかかる装置を、それぞれの主反応ガス
成分を添加し組成を適正に制御するための反応ガスルー
プを、第一反応装置及び第一反応ガス循環ループと、第
二反応装置及び第二反応ガス循環ループとをそれぞれ独
立に備える、例えば、図５に示すシステム構成とすると
よい。

【００３７】請求項１７記載のように、前記第一反応操
作及び前記第二反応操作を、それぞれ流動層式反応器に
より行わせるとよい。

【００３８】請求項１８記載のように、前記流動層式反
応器として、前記原料の入口から出口までの直線的な移
動を遮断する仕切り壁を設けたものを使用するとよい。

【００３９】請求項１９に記載のように粗粒を主体とす
る前記製鉄用含鉄原料についての前記第一反応操作及び
第二反応操作を、矩形の竪型移動層炉で矩形の相対する
炉壁高さ方向に入、出口用風箱を多段に配して、ガスは
炉内を水平に流れ、固体の原料装入物は垂直に移動する
機能を持つ例えば図２１に示す炉により行わせるとよ
い。

【００４０】上記の構成を有する本発明の鉄カーバイド
の製造方法あるいはその装置によれば、下記の作用があ
る。

【００４１】(１)請求項１記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記ヘマタイトの還元反応の一部を行う第
一反応操作と、残りの還元反応と前記製鉄用含鉄原料中
の金属鉄分の炭化反応を行う第二反応操作とに分けるこ
とから、第一反応操作において使用するガスを還元反応
のみに最適な組成に、また第二反応操作においても使用
するガスを残りの還元反応と炭化反応に最適な組成にす
ることができるため、ヘマタイトの還元及び炭化（つま
り、鉄カーバイドへの転化）を還元ガス及び炭化ガスの
混合ガスによる単一の操作で行う鉄カーバイドの製造方
法よりも反応速度を高め、反応時間（ヘマタイト中の鉄
分を目標とする転化率まで鉄カーバイドに転化するため
に要する時間を意味する。以下同じ）の短縮化を図るこ
とができる。

【００４２】また、ヘマタイトの還元反応は、還元率が
高い場合、反応温度が約６００℃〜約７００℃の範囲で
シンタリングを生じ、還元に要する時間が増大する。こ
のため従来の製造方法では反応温度を約５９０℃にして
シンタリングの発生を防止している。これに対して本発
明の鉄カーバイドの製造方法では、還元反応を第一反応
操作と第二反応操作に分割し、第一反応操作における還
元率をシンタリングが発生しない程度に設定することが
できるため、上記反応温度での処理が可能になる。従っ
て、従来の製造方法よりも高温での反応が可能になるた
め、さらに反応速度を高め、反応時間の短縮化を図るこ
とができる。

【００４３】さらに、上述した反応温度の向上、反応時
間の短縮化等の理由から、第一反応操作及び第二反応操
作で必要な還元及び炭化ガスの流量を大幅に低減するこ
とができる。

【００４４】また、本発明の鉄カーバイドの製法では反
応操作を２段に分けるため、使用するガスの系統が２系
統必要で複雑になるが、上記反応時間の短縮化により、
同一寸法の反応器では生産量を増大させることができ
る。一方、生産量が同一になるようにすれば、小さな反
応器でよい。

【００４５】さらに、第一反応操作で生成する水蒸気の
量を測定することにより、還元反応の進行の程度、つま
り還元率を判定することができる。このため、ヘマタイ
トの品位差による反応時間の変動が生じても、鉄カーバ
イド転化率の制御が容易になる。

【００４６】また、前記特表平６−５０１９８３号公報
に開示の単一操作で鉄カーバイドを製造する従来の方法
では不可能な、下記に示す各種対応が取れ、プロセスと
してフレキシブルである。

【００４７】ａ）炭化ガスが熱分解反応して遊離炭素を
析出するが、これを防止するには反応ガス中の水蒸気を
一定濃度以上に保持することが有効である。かかる処理
は、第二反応操作に使用するガスに対してのみ行えばよ
い。

【００４８】ｂ）遊離炭素析出の原因となるＣＯ，ＣＯ
₂を減少させるため例えばＣＯ₂スクラバによりガス中か
ら取り除くことが有効である。第一反応操作の反応ガス
中に化学平衡組成に近付くように蓄積するＣＯ，ＣＯ₂
に対して上記処理を行うことで、上記炭素析出防止効果
と共に水素ガスの濃度の上昇を図ることができる。

【００４９】ｃ）鉄カーバイドの転化率を上げすぎれ
ば、Ｆｅが欠乏状態となる一方で、メタンガスが炭素と
水素に転化する危険性が増す。かかる転化率の制御は第
二反応操作に対して行えばよい。

【００５０】(２)請求項２記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記第一反応操作は水素を主とする還元ガ
スにより行い、前記第二反応操作は水素及びメタンを主
とする還元及び炭化ガスにより行うことから、第一反応
操作で還元反応の一部を行い、第二反応操作で残りの還
元反応と炭化反応を行うように分けることができ、上記
(１)の作用が発揮できる。

【００５１】さらに、前記ドイツの特許第４３２０３５
９号に開示の鉄カーバイドを製造する従来の方法では不
可能な、下記に示す有利性を発揮することができる。

【００５２】ａ）第一反応操作は独立の反応ガス循環ル
ープにより、還元に適した水素含有率が高く、水分及び
二酸化炭素が低く還元能力の高いガスを用いることが可
能なため、反応時間の大幅な短縮が図れ、一方、上記開
示の従来法では基本的に炭化反応に適したガス成分、即
ちメタンの濃度が高く相対的に水素の濃度の低い、しか
も第二操作での還元反応により生成するガス成分の水分
を含むために、第一段での反応時間が長くなる。

【００５３】ｂ）第一反応操作用反応ガスは還元用ガス
であるため、第一反応操作では基本的に鉄カーバイドの
生成がなく、第二反応操作で目標炭化率までの炭化反応
を迅速に行うための最適な還元率あるいは金属化率に制
御することが可能である。

【００５４】一方、上記開示の従来法では基本的には炭
化反応用のガス組成であるため、第一反応において還元
率あるいは金属化率と炭化率を独立に制御することは困
難である。

【００５５】ｃ）第一反応操作と第二反応操作がそれぞ
れ独立の反応ガス循環ループを有することから、それぞ
れの操作に最適なガス組成を実現するのみならず、それ
ぞれ独立に最適な温度で操作することが可能である。一
方、上記開示の従来法では同一の循環ガスを使用するこ
とから、独立に第一段と第二段の温度を制御するには限
界がある。

【００５６】さらに、前記公知文献６・７に開示のＣＯ
ガスを炭化ガス成分として鉄カーバイドを製造する従来
の方法に比較し、本発明は天然に産出する天然ガスの主
成分であるメタンを直接主要反応ガス成分として最大に
利用して第二反応操作での炭化反応と還元反応を行うた
め、メタンを水蒸気でＣＯ＋Ｈ₂ に改質する設備を、１
／２．６に小型化でき、エネルギー消費の減少及び設備
のコンパクト化が図れる。

【００５７】(３)請求項３記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、ヘマタイトを主成分とする鉄鉱石の他にマ
グネタイトなどの酸化鉄類、さらにそれらの水(Ｈ₂
Ｏ）との化合物、水酸化鉄類の単独あるいはそれら複数
を含み、金属鉄原子としては全鉄原子の５０ａｔｍ％以
下、すなわち酸化鉄あるいは水酸化鉄としての鉄分が少
なくとも約５０ａｔｍ％以上の製鉄所ダスト、スラジ等
を含めた製鉄用含鉄原料に対して、本発明を効果的に適
用でき、所期の期待する効果を達成することができる。
これは、前記製鉄用含鉄原料の各鉄化合物の混合状態に
対応した最適な操作条件（温度、圧力、ガス組成など）
で第一反応操作を行い、原料の鉄化合物の状態による影
響を軽減し、最適な還元率及び金属鉄原子の比率で第二
反応操作に供給することができる為に、原料の鉄化合物
がいずれの状態でも上記(１)及び(２)と同様の作用が発
揮できるからである。また、上記した従来の方法におけ
る不都合を解消でき、反応時間の短縮、エネルギー消費
の減少及び設備のコンパクト化が図れる。

【００５８】なお、全含有鉄に対しすでに約５０ａｔｍ
％以上の金属鉄原子を含む含鉄原料の場合、すでに請求
項１に示す範囲の金属鉄を含有しているので、第一反応
操作を行わず直接第二反応操作を行う方がより効果的な
場合もあり得る。

【００５９】前記第一反応操作において、各種の酸化鉄
類あるいは水酸化鉄類あるいはそれらの混合物を主成分
とする製鉄用含鉄原料を、第一反応操作で金属鉄の含有
量比率を全鉄分に対し２５ａｔｍ％乃至７０ａｔｍ％範
囲に還元してから、第二反応操作においてメタンを反応
の主成分として残りの還元と炭化反応を行わせるもの
で、第二反応操作におけるメタンによる炭化反応とその
際に生成する水素ガスと、還元反応で消費される水素ガ
スとをほぼ等しくすることができることから、使用する
含鉄原料の酸化鉄の構成形態とその比率に影響されずに
第二反応操作における残りの還元と炭化反応の化学収支
に見合った反応成分としてのメタンを主に供給し、水素
と一酸化炭素の供給は補助的な少量にとどめることがで
きて、小さな水蒸気ガス改質装置での対応を可能とす
る。

【００６０】本発明は、前記のように天然ガス中のメタ
ンの水素及び一酸化炭素ヘのガス改質操作量を少なくす
る為に、直接メタンを炭化反応の主作用成分とする方法
である。メタンにより酸化鉄を鉄カーバイド（Ｆｅ₃
Ｃ）に転化する反応ではヘマタイトを出発点とする場合
を事例にすると、その反応は図１２に示す３つの反応形
態に分類できる。本発明者らは、これらの反応形態につ
いて反応速度論的な検討を行い、図１３に示すような結
果を得た。すなわち 速度的には、金属鉄からＦｅ₃ Ｃへの反応が最も早
く、炭化反応のみに着目すれば酸化鉄類あるいは水酸化
鉄類あるいはそれらの混合物を金属鉄に還元してから炭
化鉄（Ｆｅ₃ Ｃ）化する操作の有利性が示される。一
方、 メタンを用いて酸化鉄類を鉄カーバイド化する場合
は前記(11)式及び図１０に示した通りメタン（ＣＨ₄ ）
中の水素が還元反応にも作用し、前記ガス改質操作を経
た水素あるいは／及び一酸化炭素の供給の低減が可能と
なる。つまりの効果との効果を最大に導き出すこと
が必要で、第一反応操作での金属化率と全反応操作の時
間（第一反応操作の時間と第二反応操作時間の合計）の
関係の一例は図１４のようであり、金属鉄の比率が２５
ａｔｍ％乃至７０ａｔｍ％の範囲であれば全反応操作時
間の短縮が図れ、さらに３０ａｔｍ％乃至６５ａｔｍ％
にすれば最も短い全反応操作時間の達成が図れる。

【００６１】本発明は、前記製鉄用含鉄原料から前記鉄
カーバイドへの最終的な転化率を７５ａｔｍ％以上にす
るもので、同鉄カーバイド化した製鉄、製鋼用原料はそ
れを使用する製銑あるいは製鋼等のプロセス及びそのプ
ロセスでの使用目的によって要求される最適な転化率が
異なり、それらの要求に対応することができる。例えば
製鋼用炉において鉄源及びエネルギー源の原料であるこ
とを主目的に、しかも低エネルギー消費を徹底的に追求
する場合は９０％以上の高転化率が望ましいが、多少の
エネルギー消費が増加しても、 Ｆｅ₃ Ｏ₄ ＋４Ｆｅ₃ Ｃ＝１５Ｆｅ＋４ＣＯ………(12) この(12)式に示すような反応によって発生する気泡等に
よる撹袢効果で精練反応の促進効果をあわせて期待する
ことがある。この場合は、約７５ａｔｍ％程度の転化率
で使用されることがある。すなわち、製鉄、製鋼原料と
して使用する目的にあわせた最適な転化率を満足するこ
とが図れる。

【００６２】(４)請求項４記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記第一反応操作は金属鉄が２５ａｔｍ％
乃至７０ａｔｍ％の範囲に前記製鉄用含鉄原料を部分的
に還元する操作で、すなわち酸化鉄の還元反応が主要反
応である。酸化鉄の還元ガス成分は水素（Ｈ₂ ）と一酸
化炭素（ＣＯ）であり、一般に（Ｈ₂ ＋ＣＯ）の濃度が
高く、反応生成物である（ＣＯ₂＋Ｈ₂Ｏ）％の低い方が
反応が速い。 またＨ₂ は各反応温度領域においてＣＯより還元反応速
度が大きく、反応時間の短縮と反応ガス量の低減を図る
ことができる。さらに、水素は反応生成物が水蒸気（Ｈ
₂ Ｏ）で、これは反応排ガスの処理において冷却するの
みで除去することができる。従って水素を主成分とする
方がＨ₂ Ｏが蓄積し濃度が上昇することなく容易に反応
ガスの循環使用が可能である。

【００６３】さらに第一反応操作を行うガスとして上記
の組成、すなわち、メタンの濃度を低く抑えることによ
って(4)式に示す鉄カーバイドの生成反応を抑制でき、
これにより鉄カーバイドが生成されないから、還元反応
が効率よく行われ、この結果、工業的に実用化できる設
備を提供し得ることになる。

【００６４】(５)請求項５記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば前記第一反応操作で部分的に還元、及び金属
鉄化した製鉄用含鉄原料の残りの還元と炭化反応を、水
素とメタンを主成分とし、その他の混合成分の濃度に制
限を加えて、反応時間の短縮と反応ガス量の低減を図る
ことができる。

【００６５】鉄カーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）が生成する為に
は十分な炭素ポテンシャル（化学的反応力）が必要で、
それはメタンによる炭化反応の場合は前記(4)式から明
らかなように反応ガスのＰＣＨ₄／（ＰＨ₂)² （ＰＣ
Ｈ₄：メタン（ＣＨ₄）の分圧、ＰＨ₂：水素（Ｈ₂）の分
圧）に比例する。また水素による還元反応は前記(1)、
(2)、(3)式から明らかなように、反応ガスのＰＨ₂／ＰＨ
₂Ｏ(ＰＨ₂Ｏ：水蒸気（Ｈ Ｏ）の分圧）が還元能力（還
元に関する化学的反応力）に比例する。本発明では、反
応ガスの主成分をメタンと水素とし、しかもメタンと水
素の濃度を適正な比率にし、さらに水蒸気（Ｈ₂ Ｏ）を
一定濃度以下にすることにより、還元と炭化反応を同時
に迅速に進め、反応ガスの高い反応効率の達成を図る。
前記第二反応操作を行うガスとして、Ｈ₂＋ＣＨ₄≧６５
％（但し、ＣＨ₄≧２０％）、Ｈ₂Ｏ≦１．５％とすれ
ば、上記の条件を満たしたガスとなる。

【００６６】次に、ＣＯ及びあるいはＣＯ₂ はそれ自身
が炭化反応の反応ガス成分として作用するが、また(10)
式にもとづくメタンの炭化反応においても触媒的作用を
して、反応速度を速くする。したがって、反応時間の短
縮にはある一定の濃度の存在が望ましい。図１１に図１
の実験装置を使用し、同じ第一反応操作を行った後、入
口反応ガス中のＣＯ＋ＣＯ₂ ％を変えて第二反応操作を
行った結果を示す。

【００６７】図１１(ａ)は炭化率が３０〜７５％におけ
る平均炭化速度と入口ＣＯ＋ＣＯ₂％との関係を示す。
図１１(ａ)に示すように入口ＣＯ＋ＣＯ₂ ％を増加する
に従って、平均炭化速度は早くなり、約２０％で平均炭
化速度は飽和する。工業的には平均炭化速度が６％／ｈ
以上が望ましいので、最低でもＣＯ＋ＣＯ₂ ％が約０．
３％必要である。図１１(ｂ)に第二反応操作ガスの入口
ＣＯ＋ＣＯ₂ ％を変えた時の第二反応操作期間中の平均
出口−入口（ ＣＯ＋ＣＯ₂ ）％を示す。図１１(ｂ)か
ら入口ＣＯ＋ＣＯ₂ ％が低い時は原料との反応中にＣＯ
＋ＣＯ₂ が生成し、入口ＣＯ＋ＣＯ₂ ％が高い時は消費
されている事がわかる。すなわち入口ＣＯ＋ＣＯ₂ ％が
約３％以上の時は循環ガスにＣＯ＋ＣＯ₂ の補給が必要
となる場合がある。

【００６８】本発明では、炭化反応の主要反応成分をメ
タンとして前記のように天然ガスを改質したＣＯ及びＨ
₂ の供給を最少にすることを目的としている。したがっ
て、１５％≧ＣＯ＋ＣＯ₂ ≧０．５％前後に保つことに
より工業的に十分な反応速度（反応時間の短縮）の効果
を得つつメタンによる高い炭化反応効率を確保する。よ
って、第二反応操作を行うガスを、Ｈ₂＋ＣＨ₄≧６５％
（但し、ＣＨ₄≧２０％）、１５％≧ＣＯ＋ＣＯ₂ ≧
０．５％、Ｈ₂Ｏ≦１．５％、Ｎ₂等の不活性ガス成分≦
２０％の組成にすることで、反応時間の短縮が図れ、工
業的に実用化される。

【００６９】(６)請求項６記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記第一反応操作の前記還元ガスにメタン
ガスを加えることにより水素ガスの組成比率を変化可能
にすることから、還元反応の反応速度を制御することが
できる。このため、第一反応操作における還元率及び所
定の還元率になるまでの反応時間の制御が可能になると
ともに、第一反応操作での製品中の金属鉄の量を請求項
３の範囲内に制御できる。

【００７０】また、下記(13)式にもとづく一酸化炭素と
水素との反応によるメタンの合成を抑制し、反応ガスの
還元能力の低下（ＣＯ，Ｈ₂濃度の低下、Ｈ₂Ｏの上昇）
を防ぐことを可能にすることから還元反応の反応速度を
保ち、反応時間の制御、反応ガス量の低減、水素及び一
酸化炭素の補充量の低減が可能になる。 ＣＯ＋３Ｈ₂ ＝ＣＨ₄ ＋Ｈ₂ Ｏ…………(13) さらに、前記第二反応操作の前記還元及び炭化ガスに水
素またはメタンを加えることにより、水素とメタンの組
成比率を変化可能にすることから、炭化反応の反応速度
を制御することができる。このため、第二反応操作にお
ける炭化率（つまり鉄カーバイドへの転化率）及び所定
の炭化率になるまでの反応時間の制御が可能になる。

【００７１】さらにまた、残りの還元反応の反応速度と
炭化反応の反応速度の相対的な関係を制御することがで
き、(4)式に示す炭化反応の推進を充分に保ちつつ、
(1)、(2)、(3)式に示す還元反応を推進すること、また最
終製品の炭化率、残存酸化鉄の形態と量の制御を可能と
し、同時に反応時間の短縮、反応ガスの循環使用の最大
化が図れる。

【００７２】(７)請求項７記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記第一反応操作におけるヘタマイトの還
元率を、５０％乃至６５％にすることから、第一反応操
作と第二反応操作との合計である全反応時間を最短にす
るうえ、第二反応操作における炭化反応で生成する水素
ガスと還元反応に必要な水素ガスとをほぼ等しくするこ
とができる。このため、第二反応操作において化学収支
的には、炭化ガスのみを供給するだけで行うことができ
る。

【００７３】通常、固体と気体との接触反応は反応率が
低いので、反応ガスの有効利用等を考慮し、反応ガスを
循環させて利用している。つまり、反応ガスの組成を一
定に維持するように、一定量の反応ガスを循環させつ
つ、反応にあわせた組成のガスを補給している。本発明
では、第一反応操作で水素、第二反応操作でメタンガス
を補給すればよいこととなる。

【００７４】(８)請求項８記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記ヘマタイトから前記鉄カーバイドへの
最終的な転化率を９０％乃至９９％にすることから、好
適な製造状況になる。それは９０％以下の転化率では鉄
カーバイドの製品としての品位が低く、９９％以上の転
化率では遊離炭素の析出が多くなることからである。

【００７５】(９)請求項９記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、前記第一反応操作の反応温度を、５５０℃
乃至７５０℃にすることから、上記作用を発揮するのに
好適な反応の温度条件となる。これは５５０℃以下の反
応温度では反応速度が低く、反応時間が長くなるため、
かかる温度以上にする必要がある一方、７５０℃以上の
反応温度では反応器等の耐熱構造上困難になることから
である。また、上述のように、ヘマタイトの還元反応は
約６００℃から約７００℃の範囲でシンタリングが発生
し反応時間が増大するため、従来、かかる温度範囲以下
の約５９０℃で反応させているが、本発明の鉄カーバイ
ドの製法では還元反応を２工程に分け、第一反応操作に
おける還元率をあまり高くしないため、反応温度を高く
してもシンタリングが発生せず、反応速度の低下等の弊
害が生じない。

【００７６】(10)請求項１０記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、第二反応操作の反応温度を５５０℃乃至
７５０℃にすることから反応鉄鉱石のシンタリングある
いは炉壁等への付着がなく、製品鉄カーバイド中の残留
酸化鉄の形態（マグネタイト及びウスタイト）制御を容
易とし、しかも反応時間短縮を図れる。

【００７７】すなわち、第二反応操作では、残りの還元
と炭化鉄化を同時に推進するもので（高還元率では炭化
が進行するため還元のみの場合よりもシンタリングが発
生し難い）、鉄鉱石類のシンタリングあるいは炉壁等へ
の付着が起こらない範囲で反応を行わせるもので、反応
温度が高い方が反応操作時間の短縮が図れる。従って、
反応鉄鉱石類のシンタリングあるいは炉壁への付着が無
い範囲で、例えば６１０℃乃至は７５０℃までの範囲で
操作するのがよい。

【００７８】また、第二反応操作においては目標の鉄カ
ーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）化率を達成し、同時に残りの鉄の
化学的形態（金属鉄（Ｆｅ），マグネタイト（Ｆｅ
₃Ｏ₄）、ウスタイト（ＦｅＯ）等）を制御することも製
品の輸送、長期貯蔵時の発火等に対する安定性獲得の上
で重要である。水分等に依る発熱反応等からの安定性は
Ｆｅ₃Ｏ₄≫ＦｅＯ≫Ｆｅの順であり、長期の輸送、貯蔵
等においては製品鉄カーバイド中に残る鉄カーバイド
（Ｆｅ₃ Ｃ）以外の鉄分は極力最も安定なＦｅ₃Ｏ₄にす
るのが望まれることがある。その時は図９から明らかな
様にＦｅＯは約５７５℃以下では存在しないので、第二
反応操作の温度を５５０℃から５７０℃程度にして反応
操作を行い、残留鉄分をＦｅ₃Ｏ₄のみにすることも可能
である。

【００７９】(11)請求項１１記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、前記第二反応操作の反応温度を５９０℃
乃至７５０℃にすることから、上記作用を発揮しつつ鉄
カーバイドに迅速に転化するのに好適な温度条件とな
る。これは、以下に示す理由による。

【００８０】図９に示すように、５９０℃以下の反応温
度では、Ｆｅ−Ｈ−Ｏ系還元平衡において、マグネタイ
ト（Ｆｅ₃Ｏ₄）の存在領域が広くなる。このマグネタイ
トが還元反応の過程で長く存在すると、鉄カーバイドへ
の炭化反応の最終段階で漸進性を示し、最終的に転化す
るのに長時間必要になるため、反応温度をマグネタイト
の存在領域から遠くなり、かつＨ₂ Ｏ／（Ｈ₂ Ｏ＋Ｈ
₂ ）比が比較的大きく採れるようになる５９０℃以上に
する必要があることからである。すなわち、Ｈ₂Ｏ／
（Ｈ₂ Ｏ＋Ｈ₂ ）比が同一で同一量の反応ガスでより多
くの金属鉄まで還元することができ、鉄カーバイドへの
炭化反応が最終段階でも反応速度の速い金属鉄から鉄カ
ーバイドへの反応を維持できる。一方、反応温度を７５
０℃以下にするのは、反応器等の耐熱構造上困難になる
ことからである。なお、第二反応操作でも還元後順次炭
化するためシンタリングが発生しないため、反応温度を
高くしても差し支えない。

【００８１】(12)請求項１２記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、前記第二反応操作に用いる反応ガスから
水蒸気を取り除き、水蒸気の分圧を小さくすることか
ら、Ｆｅ−Ｈ−Ｏ系還元平衡において、ＦｅＯ及びＦｅ
の存在領域を大きく、マグネタイトの存在領域を狭くす
ることができる。このため、上述のようなマグネタイト
の存在による炭化反応の漸進性を防止し、反応時間の短
縮化を図ることができる。

【００８２】(13)請求項１３記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、前記第二反応操作に用いる反応ガスに二
酸化炭素及び水素を加えることにより下記反応式(14)が
進み、反応ガス中の一酸化炭素と二酸化炭素の濃度を上
昇でき、その結果、炭化反応の反応スピードを大幅に向
上させることができる。 ＣＯ₂ ＋Ｈ₂ →ＣＯ＋Ｈ₂ ０…………(14) (14)請求項１４記載の鉄カーバイドの製造方法によれ
ば、第一反応操作及び第二反応操作の圧力を１ｋｇｆ／
ｃｍ² Ｇ乃至９．９ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇにすることから、
上記作用を発揮するのに好適な反応の圧力条件となる。
これは反応圧力が１ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇ以下では、反応速
度が低いため反応時間が長くなる一方、反応圧力が９．
９ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇ以上では、反応器内の水蒸気が凝縮
してフィード（原料）に付着し、フィードが均一に流動
しなくなるため、鉄カーバイドへの転化率が低下してし
まうこと、また、反応器や反応ガスの送気管などの強度
上困難になることからである。

【００８３】また第一反応操作で主に行われる還元反応
の還元反応速度に対する圧力の影響は、一般に５〜６気
圧（約４〜５ｋｇｆ/ｃｍ²Ｇ）迄は圧力の増加とともに
還元速度は大になるが、それ以上では還元速度に及ぼす
圧力の影響は小さいといわれており、実用上は６気圧位
までが経済的である。

【００８４】さらに第二反応操作では前記残りの還元反
応と炭化反応を行わせるものであり、反応ガスを循環使
用する場合でも高い還元及び炭化の反応力を保つために
は還元反応で生成する水分（Ｈ₂ Ｏ）を除去し、できる
だけ低濃度にすることが望ましい。ガスを冷却処理して
水分を除水する場合、高圧の方が相対的に水分％を低く
することが出来る。また、炭化反応の成分であるメタン
の平衡濃度は高圧程高くなり、相対的に還元成分である
水素濃度は低くなるので適正な還元速度と炭化速度の関
係を保つ為には適正な圧力で操作することが望ましく、
それには３〜６気圧付近が好ましい。請求項１４記載の
方法では、この操作圧力の適正化が図られ、反応操作時
間の短縮と経済性の追求が可能となる。

【００８５】(15)請求項１５記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、第一反応操作及び第二反応操作の反応器
に供給するフィードの粉粒体を、各工程の反応温度から
±１００℃の範囲内に予熱又は予冷することから、反応
初期において発生した水蒸気が凝縮し、フィードが凝集
して流動しなくなることが防止できる。上記(1)式から
(3)式に示す還元反応は吸熱反応であるため、フィード
を冷却する。特に、第二反応操作へ供給されるフィード
は反応活性が高く、初期に急速に水蒸気を発生し、フィ
ードを冷却するため、発生した水蒸気が凝縮してフィー
ドに付着し、フィードの流動を阻害する。このため、反
応器に供給するフィードを反応温度付近まで予熱するこ
とで、水蒸気の凝縮を防止し、反応速度が低くなること
を防止するものである。

【００８６】さらに前記製鉄用含鉄原料の種類によって
は第一反応操作の温度が次工程の第二反応操作の反応速
度に影響することがある。例えば第一反応操作の温度を
第二反応操作の温度より数十℃低くして還元することで
原料の単位重量当たりの表面積を広くし、より活性な部
分金属化の状態で第二反応操作に供給し、反応的に活性
な状態の原料の残りの還元と炭化反応を行うことで全体
としての反応操作時間の短縮を図れる。

【００８７】また、鉄カーバイド化製品の残留鉄分を極
力安定なマグネタイトにし、しかも全体の反応時間を短
縮する為に上記と逆に第一反応操作を可能な限り高温で
行い、第二反応操作で５７５℃以下の低い温度で反応操
作を行うことも可能となる。 なお、本発明において、第一反応操作に装入する原料を
予め加熱して原料中の化合水の除去等の予備処理を行う
他に、第一反応操作における炉内原料への顕熱付与、さ
らに反応熱の一部の供給の為に原料を予熱して装入し、
反応ガス加熱温度の過度な高温化を防ぐ必要がある時も
ある。そのような時は、勿論第一反応操作温度より１０
０℃以上の高温で原料の予熱操作を行うことが有効であ
り、そのような操作を本発明は妨げるものではない。

【００８８】(16)請求項１６記載の鉄カーバイド製造装
置によれば、その実施の一例としては図５に示すシステ
ム構成となり、前記金属鉄分の割合を２５乃至７０ａｔ
ｍ％まで還元を行う第一反応操作と残りの還元と炭化鉄
（Ｆｅ₃ Ｃ）化を行う第二反応操作をそれぞれ独立の反
応装置（４１）及び（６１）で行い、反応後の排ガスの
除塵と不純物ガス成分の除去をスクラバ（４５）及び
（６５）で行い、さらに還元及び炭化反応の作用ガス成
分を補充して成分を調整し、反応ガスとして、再循環用
圧縮器（４２）及び（６２）を介してそれぞれの反応装
置（４１）及び（６１）へ加熱器（４３及び（６３）で
加熱して供給する第一反応ガス循環ループ（４０）及び
第二反応ガスループ（６０）からそれぞれ独立に反応ガ
スの供給を受けて操作を行うことが可能で、さらに使用
する原料の成分、反応特性に対応して最適なそれぞれの
操作条件(温度、圧力など)の設定と制御、製品成分の制
御を容易にし、しかも設備のコンパクト化、エネルギー
消費の低減等ができ、しいては経済性の向上が図れる。

【００８９】また、原料供給装置（８０）を介して第一
反応装置（４１)への原料の供給、部分的に金属化した
原料の搬送装置（８１)を介して第一反応装置（４１)か
ら第二反応装置（６１)への移送、さらに第二反応装置
（６１)から排出装置(８２)を介して鉄カーバイド製品
の排出をそれぞれ回分的（バッチ的）あるいは連続的に
行うことにより、回分式製造装置あるいは連続式製造装
置としても対応することが可能である。特に連続式製造
方法の場合は、請求項１８に記載の内部反応ゾーンに仕
切り壁で原料の流路を設けた反応装置を用いることによ
り、高炭化率の製品あるいは成分のバラツキの少ない製
品を効率良く製造できる。

【００９０】さらに第一反応ガス循環ループ（４０)及
び第二反応ガス循環ループ（６０)の間に図１６に示す
システム構成で連結管（１０１）及び（１０２)を設け
ることによって水素成分の多い第一反応ガス循環ループ
内のガスの一部を第二反応ガス循環ループに供給、ある
いは逆に第二反応ガス循環ループ内のメタン成分の多い
ガスの一部を第一反応ガス循環ループに供給することに
より、各反応操作における反応量に対応するガス成分の
消費量に見合った水素及びメタン等の反応成分ガスの補
充、及び反応ガス組成の制御を効率良く行うことも可能
となる。

【００９１】(17)請求項１７記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、第一反応操作及び第二反応操作の双方
を、それぞれ流動層式反応器により行わせることから、
固体である製鉄用含鉄原料を還元及び炭化ガスに接触せ
しめて鉄カーバイドに転化する反応に最適となる。製鉄
用含鉄原料を粉体にして反応器に充填し、下方から反応
ガスを送ることで、製鉄用含鉄原料を流動させつつ反応
させる流動層式反応器は、前記原料の供給、排出が連続
的に行え、また反応が均一であり、さらに接触面積が多
く反応時間が短いことからである。

【００９２】(18)請求項１８記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、前記流動層式反応器として、前記原料の
入口から出口までの直線的な移動を遮蔽する仕切り壁を
設けたものを使用することから、当該反応器内での原料
とプロダクトの混合を阻害する効果があるため、製品へ
の転化率の向上を図ることができる。通常、一基の仕切
り壁を設けない流動層式反応器では反応率を高くするこ
とが困難であるため、複数基を直列に連結して反応率を
高くしているが、当該流動層式反応器では一基でも高反
応率を得ることができる。

【００９３】また、当該反応器の入口部分の原料（フィ
ード）と出口部分の製品（プロダクト）とが混合するこ
とを防止できるため、均一に反応させることができる。

【００９４】(19)請求項１９に記載の鉄カーバイド製造
装置によれば、例えば直径６ｍｍ以上の粗粒を多く含む
製鉄用含鉄原料を適用する場合でも効率良く製造を行う
事が可能となる。本発明の製造方法は比較的反応ガス量
が多く、しかも反応ガスと固体粒子との接触を十分に行
わせる必要があり、この様な場合の反応操作装置として
は、粒状原料には前記のように流動層炉が好適である
が、例えば直径６ｍｍ以上の粗粒を多く含む原料の様な
場合は流動化の為のガス量を多く必要とする為さらに多
量の反応ガスを必要とする。しかし、この様な場合、固
体が垂直に移動する竪型移動層内で、圧力損失を少な
く、比較的多い量のガスを上下均一に新しいガスと十分
に接触させる為には、ガスを水平に流すことによりその
効果が得られる。従って、矩形の相対する炉壁に上下方
向に入、出口用の風箱を介して反応ガスを炉内に吹き込
むことにより、上下方向均一に新しい反応ガスの供給が
可能となる。

【００９５】また、上方の入・出口用風箱をそれぞれ第
一反応操作用の反応ガスの供給及び排ガス導管に連結
し、下部の入・出口用風箱を第二反応操作用の反応ガス
の供給／排出導管に連結することにより、１つの竪型移
動層炉で第一、第二反応操作が可能となる。この場合、
第一反応ガス用の最下段の風箱と第二反応ガス用の最上
段の風箱の間隔を炉内の水平ガス流れ方向の壁間長さの
１〜２倍にすることにより、第一反応ガスと第二反応ガ
スとの混合を防ぐことが可能となる。

【００９６】

【発明の実施の形態】以下、本発明の鉄カーバイドの製
造方法を実施した実験、及びその結果について説明し、
さらに本発明の鉄カーバイドの製造装置を具体化した一
実施例を図を参照して説明し、併せて製造方法について
説明する。

【００９７】（１）実験装置 本発明の鉄カーバイドの製造方法を実施するための実験
装置の一例は、その概略構成図である図１に示すよう
に、流動層式反応器１とその周辺機器からなる。この流
動層式反応器１は略円筒状であり、外部に電気ヒータ２
を設けて所定の温度に設定可能にした。なお、当該流動
層式反応器１の主要部分は５０Ａのパイプを用いた。ま
た、反応器１内の温度を検知するため、底部からそれぞ
れ１２７ｍｍ、１８７ｍｍ、４４２ｍｍ、６９７ｍｍ、
１７０７ｍｍ、及び塔頂部に温度検知センサ３ａ、３
ｂ、３ｃ、３ｄ、３ｅ、３ｆを設けた。

【００９８】前記流動層式反応器１の上部近傍とホッパ
ー５とは、前後に弁２６を配設したロックホッパー６を
介して管路４で連結し、ホッパー５内の粉状のフィード
（ヘマタイト（Ｆｅ₂Ｏ₃））を加圧状態の流動層式反応
器１内へ流入可能にした。一方、流動層式反応器１の底
部近傍には冷却器８を付設した管路７を連結し、反応器
１の内部のフィード（原料）を冷却して取り出し可能に
した。

【００９９】また、流動層式反応器１の底部とガスホル
ダー１０とは管路１１、１２を介して連結し、ガスホル
ダー１０内の所定の組成に調整した反応ガスを流動層式
反応器１に流入可能にした。なお、この管路１１、１２
の間にはサチュレータ１３を設け、反応ガスに水分を飽
和させている。

【０１００】一方、流動層式反応器１の上部近傍には、
直列に連結した管路２０、２１、２２を連結し、反応後
の排気ガスを図示していない焼却器に導いている。ま
た、管路２０、２１間に設けた集塵器２３、及び管路２
１のフィルター２７により、排気ガスに含まれるフィー
ドの粉塵を取り除いている。また、管路２１に設けたガ
スクーラー２５により、排気ガスを冷却し、凝縮した水
をドレンセパレータ２４で分離可能にした。

【０１０１】（２）実験条件及び結果 (Ａ)まず始めに、単一操作、つまり還元ガス及び炭化ガ
スの混合ガスと接触反応させることにより（ヘマタイト
（Ｆｅ₂Ｏ₃））を主に含む鉄鉱石から鉄カーバイド（Ｆ
ｅ₃ Ｃ）に転化させる従来の技術について検証した。以
下、実験条件について詳述する。

【０１０２】当該実験に用いる鉄鉱石は、Ｆｅ：６５．
３重量％、Ａｌ₂Ｏ₃：１．６７重量％、ＳｉＯ₂ ：３．
０２重量％、Ｐ：０．０８０重量％の組成のものであ
り、粒径が１．０ｍｍ以下の粉体(１．０ｍｍ乃至０．
１ｍｍの粒径のものが８０重量％以上で、０．０６８ｍ
ｍ以下の粒径のものが１３．４重量％である)にして前
記流動層式反応器１に３．５２ｋｇ充填した。反応ガス
の組成は、ＣＯ＋ＣＯ₂：約５％、ＣＯ₂＋Ｈ₂Ｏ≦約４
％、Ｈ₂＋ＣＨ₄：約８５％（但しＣＨ₄＞Ｈ₂）、Ｎ₂ ≦
約８％にし、流量２．１５Ｎｍ³ ／ｈｒで流動層式反応
器１に流入させた。また、流動層式反応器１内の温度は
５９０℃に、圧力は３ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇになるように制
御した。かかる実験条件(温度、圧力)の詳細なデータを
表１に示した。

【０１０３】

【表１】

【０１０４】この表１は、反応開始から３０分ごとの温
度（表中のTemperature欄）、圧力（表中のPressure
欄）を示すものである。このうちTemperature欄におけ
る１２７ｍｍ欄、１８７ｍｍ欄、４４２ｍｍ欄、６９７
ｍｍ欄、１７０７ｍｍ欄、及びFree Board欄は、それぞ
れ図１に示す温度検知センサ３ａ、３ｂ、３ｃ、３ｄ、
３ｅ、３ｆで検知した温度である。また、前記入口ガス
組成に対し、反応後の出口ガス組成の変化の推移を図１
７に示す。このガス組成はマススペクトロメータにより
検知したものであり、数回はガスクロマトグラフィーに
より検証してある。

【０１０５】以上に説明した条件による実験結果を図２
に示した。図２に示すグラフの横軸は時間［ｈ］であ
り、縦軸は鉄原子比率（Ｆｅ₃ Ｃ＝９０％とは全鉄原子
の内９０％がＦｅ₃ Ｃとして存在するという意味であ
る）である。このグラフから分かるように、鉄カーバイ
ド（Ｆｅ₃ Ｃ）の製品として適当な転化率９３％以上に
なるまでに約２０時間必要である。

【０１０６】(Ｂ)次に、還元ガスと接触反応させる操作
（以下、第一反応操作という）を行い、その後に還元ガ
スと炭化ガスの混合ガスと接触反応させる操作（以下、
第二反応操作という）を行うことにより、鉄鉱石を鉄カ
ーバイドに転化する実験、つまり部分的な還元反応と、
残りの還元反応及び炭化反応とに分けた本発明に係る実
験を行った。以下、実験条件について詳述する。

【０１０７】流動層式反応器１に充填する鉄鉱石の組成
及び量、反応ガスの流量、及び流動層式反応器１内の圧
力は、上記実験(Ａ)と同様であるが、反応ガスの組成及
び流動層式反応器１内の温度が異なる。つまり、反応ガ
スの組成は、開始から３時間は第一反応操作として
Ｈ₂：約７４％、Ｎ₂：約２５％にし、開始から３時間経
過した後は、第二反応操作として、ＣＯ＋ＣＯ₂ ：約６
％、ＣＯ₂ ＋Ｈ₂ Ｏ≦約３．５％（但し、Ｈ₂ Ｏ≦１．
５％）、Ｈ₂ ＋ＣＨ₄ ：８０〜８５％（但し、ＣＨ₄＞
Ｈ₂ ）、Ｎ₂ ≦１０％にした。また、流動層式反応器１
内の温度は６００℃になるように制御した。かかる実験
条件の詳細なデータを表２に示した。なお、この表２は
前記表１と同様である。

【０１０８】

【表２】

【０１０９】また、前記入口ガス組成に対し、反応後の
出口ガス組成の変化の推移を図１８に示す。第一反応操
作では主に水素、第二反応操作では主にメタンが消費さ
れ総括反応式として(7)式に近い結果を得た。

【０１１０】以上に説明した条件による実験結果を前記
図２と同様の図３に示した。このグラフから分かるよう
に、鉄カーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）の製品として適当な転化
率９３％以上に転化するのに必要な時間は約７．５時間
で済み、上述の実験（Ａ）に比較して大幅に短縮でき
る。これは、鉄鉱石の還元反応の一部分と、残りの還元
反応及び炭化反応との２段階の操作にするため、第一反
応操作は還元反応のみを考慮し水素濃度を増すことがで
き、またそれぞれの操作の還元率をあまり高くしないた
めシンタリングが発生せず、反応温度を約６００℃に上
昇させることができることからである。

【０１１１】(Ｃ)最後に、上記実験(Ｂ)と基本的には同
様の実験であるが、反応温度や圧力などを変えて実験を
行った。以下、実験条件について詳述する。

【０１１２】流動層式反応器１に充填する鉄鉱石の組成
及び量、反応ガスの流量は、上記実験(Ｂ)と同様であ
る。一方、反応開始から１．５時間経過するまでの反応
ガスの組成は、第一反応操作として水素約７０％及び
（Ｎ₂ ＋ＣＨ₄ ）約３０％とした。反応開始から１．５
時間経過した後の反応ガスの組成は、第二反応操作とし
てＣＯ＋ＣＯ₂：約７％、ＣＯ₂ ＋Ｈ₂ Ｏ≦４．０％
（但し、Ｈ₂ Ｏ≦１．５％）、Ｈ₂ ＋ＣＨ₄ ：８０〜８
５％、Ｎ₂ ≦１０％にした。また、流動層式反応器１内
の温度は６５０℃、圧力は５気圧になるようにした。

【０１１３】以上に説明した条件による実験結果を前記
図２、図３と同様の図４に示した。このグラフから分か
るように、鉄カーバイド（Ｆｅ₃ Ｃ）の製品として適当
な転化率９３％以上になるまでに必要な時間は約５．５
時間で済み、上記実験(Ｂ)と同様に、上述の実験(Ａ)に
比較して大幅に短縮できる。鉄カーバイドの生成速度が
後半鈍化しない傾向が生じるのは、反応温度を上昇させ
たためである。

【０１１４】

【実施例】

(３)製造装置の概要 高炉、キュポラ等の製鉄原料、転炉、電気炉等の製鋼原
料として実際に鉄カーバイドを主成分とする製鉄・製鋼
用原料を製造するためには、規模が大きく、かつ連続的
な処理が可能な装置が必要であり、かかる本発明の鉄カ
ーバイドの製造装置を具体化した一実施例を、その概略
構成図である図５を参照しつつ説明する。図５に示すよ
うに、本実施例の装置は、製鉄用含鉄原料として例えば
ヘマタイトを主に含有する鉄鉱石の部分的な還元反応を
行う第一反応操作部分（第一反応ガス循環ループともい
う）４０と、残りの還元反応及び炭化反応を行う第二反
応操作部分（第二反応ガス循環ループともいう）６０と
から構成される。第一反応操作部分４０の反応ガスの流
れは、管路４６、４７、圧縮器４２、管路４８、熱交換
器４４、管路４９、加熱器４３、管路５０、流動層式反
応器４１、管路５１、熱交換器４４、管路５２、スクラ
バ４５、及び管路５３がループを形成している。つま
り、流動層式反応器４１の底部ガス入口に、管路４７−
圧縮器４２−管路４８−熱交換器４４−管路４９−加熱
器４３−管路５０を順に経てガスが供給され、流動層式
反応器４１の頂部ガス出口から、管路５１−熱交換器４
４−管路５２−スクラバ４５−管路５３−管路４６−管
路４７へ順に流れて第一反応ガスが循環するループが形
成されている。そして、流動層式反応器４１の底部から
塔頂に流動する反応ガスは、圧縮器４２により循環する
ようになっている。また、流動層式反応器４１に流入す
る反応ガスは、熱交換器４４により反応器４１から流出
する反応終了後のガスと熱交換し、さらに加熱器４３に
より加熱され反応温度にする。また、スクラバ４５は、
中空の本体５８、ガス中に水を噴射する管路５６、及び
本体５８内の水を排出する管路５７により構成され、反
応器４１から流出したガスを冷却し、ガス中の水蒸気を
凝縮させて除去するものである。さらに、管路４６と管
路４７との連結部分に連結した管路５４により循環経路
に所定の組成のガスを補給し、また管路５３と管路４６
の連結部分に連結した管路５５により循環経路から所定
量のガスを抜き出すようにした。この補給ガス及び排出
ガスを調整することにより、反応器４１に流入する反応
ガスの組成を一定になるようにし、反応によりガス組成
が変化し反応速度が低下することを防止する。一方、第
二反応操作部分６０の反応ガスの流れも、図５に示すよ
うに、前記第一反応操作部分４０と同様であるため、共
通する箇所に前記第一反応操作部分４０の各番号に２０
を加算した番号を付して説明を省略する。

【０１１５】また、反応器フィードの流れは、粉状にし
た鉄鉱石を管路（装入路）８０を介して第一反応操作部
分４０の流動層式反応器４１にその上部から定常的に供
給し、部分的な還元反応が完了したフィードは流動層式
反応器４１の下部から管路（供給路）８１を介して順次
第二反応操作部分６０の流動層式反応器６１に連続的に
流動させる。この流動層式反応器６１で残りの還元反応
と炭化反応を行い、転化した鉄カーバイドが管路（回収
路）８２を通って連続的に取り出される。

【０１１６】各操作で用いる反応ガスの組成について、
第一反応操作は還元反応のみを考慮すればよいことか
ら、水素を主とする還元ガスで行う。このため水素濃度
が大きく、還元反応の反応スピードを速くし従来技術よ
りも反応時間を短縮できる。また、第二反応操作は還元
反応及び炭化反応を考慮しなければならず、水素とメタ
ンの混合ガスで行う。しかし、第一反応操作で還元反応
が部分的に進行しているため、炭化反応を重視すること
ができる。従って、メタンガスの濃度を上げて炭化反応
の反応スピードを上昇させ反応時間を短縮できる。ま
た、第一反応操作の水素を主とする還元ガスにメタンガ
スを一定量付加して水素濃度を下げ、還元の反応スピー
ドを制御することができる。一方、第二反応操作の反応
ガスのメタン濃度を調整することで炭化の反応スピード
を制御し、遊離炭素の析出が少なく、所定の炭化率とな
る反応時間を制御することができる。

【０１１７】本実施例の鉄カーバイドの製造装置では、
第一反応操作におけるヘマタイトの還元率を５０％乃至
６５％にした。これにより第二反応操作における還元反
応に必要な水素量と、炭化反応で生成する水素量とがほ
ぼ等しくなるため、第二反応操作の反応ガスとしてはメ
タンガスのみを補給すればよいことになる。これは、上
述の(1)〜(4)式から解るように、鉄（Ｆｅ）一定の場
合、還元反応で必要な水素と炭化反応で生成する水素の
比は、９：４となるため、化学量論的には第一反応操作
の還元率を約５６％にし、第二反応操作の還元率を残り
の約４４％にすることで、第二反応操作の水素ガスの需
要と供給が見合うことからである。上述の条件で当該装
置を運転した場合のガス組成を表３に示す。

【０１１８】

【表３】

【０１１９】この表３の１ＳＴ ＳＴＡＧＥ欄、２ＮＤ
ＳＴＡＧＥ欄はそれぞれ第一反応操作、第二反応操作
を意味し、その下欄のＭＡＫＥ−ＵＰ ＧＡＳ欄は図５
の管路５４、７４から循環ループに補給されるガスの組
成、ＢＬＥＥＤ ＧＡＳ欄は管路５５、７５を通って取
り除かれるガスの組成、ＲＥＡＣＴＯＲ ＩＮＬＥＴ欄
は反応器４１、６１に流入するガスの組成、ＲＥＡＣＴ
ＯＲ ＯＵＴＬＥＴ欄は反応器４１、６１から流出する
ガスの組成である。またＮＣＭ／Ｔ☆欄は、反応させる
フィード１トン（乾燥状態での重量である）当たりに必
要な反応ガスの流量［Ｎｍ³ ／ｔ］（Ｎは標準状態での
体積を意味する。以下同じ）である。なお、反応器４
１、６１内の圧力を４気圧（４ＡＴＭ）、温度を５９０
℃にした。前述のように、第一反応操作では水素のみ消
費され、メタンガスはほとんど変わらないので、還元反
応のみが進行している。一方、第二反応操作ではメタン
ガスが消費され、水素ガス量は変わらないので、炭化反
応で生成する水素と還元反応で消費される水素とがバラ
ンスしている。また、炭化反応の反応スピードを高めて
反応時間を短縮するため、第一反応操作及び第二反応操
作の反応温度を６５０℃、圧力を５ＡＴＭに変えて運転
した結果を、同様の表４に示した。これら二つの実施例
とも循環するガスの流量は、従来の装置に比べ大幅に低
減される。

【０１２０】

【表４】

【０１２１】これらの結果をもとに年産５０万トン規模
の工業規模の製造装置で、天然ガスを用いて、Ｆｅ₃ Ｃ
＞９０％の転化率を有する鉄カーバイドの製品を製造す
る場合のエネルギー消費量等を推算すると、表８−ｂの
ようになる。公知文献１０に示されている従来の直接還
元鉄あるいは鉄カーバイドの製造方法におけるエネルギ
ー消費量の抜粋を表８−ａに示したが、本発明ではこれ
らと比較して同等もしくは著しい改善がなされることが
わかった。

【０１２２】

【表８】

【０１２３】（４）製造方法の実施例 ａ）ヘマタイトから鉄カーバイドへの転化率は、９０％
乃至９９％、好ましくは９３％以上、さらに好ましくは
９５％以上にする。転化率が高い程製品価値が向上す
る。

【０１２４】ｂ）第一反応操作における反応温度は、５
５０℃乃至７５０℃、好ましくは６００℃乃至７５０℃
にする。上述のように、本発明の第一反応操作において
は還元率をあまり高くしないので、シンタリングが起こ
らず６００℃以上での操作が可能になる。従って、反応
温度を高くして反応速度を大きくするとよい。

【０１２５】ｃ）第二反応操作における反応温度は、５
５０℃乃至７５０℃、好ましくは５９０℃乃至７５０℃
にする。第二反応操作でも還元反応が終了しだい、順次
炭化反応が進行するため、６００℃乃至７００℃の反応
温度でもシンタリングが発生せず、操作が可能である。
このため、反応温度を高くして還元及び炭化の反応速度
を向上させるとよい。さらに、図９に示すように、反応
温度を５９０℃以上にすることで、Ｆｅ−Ｈ−Ｏ系還元
平衡において、マグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）の存在領域が
狭くなり、ＦｅＯの存在領域が広くなる。このマグネタ
イトは炭化反応の終盤で鉄カーバイドへ漸進的に転化さ
せる特性を有するため、かかるマグネタイトの存在領域
を狭くすることで、反応時間の短縮を図ることができ
る。

【０１２６】ｄ）第一及び第二反応操作における反応圧
力は、１乃至９．９ｋｇｆ／ｃｍ²Ｇ、好ましくは２乃
至５ｋｇｆ／ｃｍ² Ｇにする。流動層式反応器４１、６
１内の圧力は、低すぎるとフィードが流動しにくくな
り、反応器４１、６１の径を大きくする必要が生じる。
また、反応速度も遅くなる。一方、反応圧力が高すぎる
と、反応器４１、６１本体や周辺のバルブ、管路等の耐
圧強度上、製造が困難になる。

【０１２７】ｅ）図５に示す流動層式反応器４１、６１
は、説明の簡単のため、それぞれ単一のものに描いてあ
るが、本発明に係る反応は固体と気体の接触反応であ
り、反応率が低いため、複数基の流動層式反応器４１、
６１を直列に連結して実施する。本発明の各操作は反応
速度が高いため、それぞれ１基乃至４基で十分反応が可
能である。

【０１２８】ｆ）第一反応操作の初期において急速に発
生した水蒸気（Ｈ₂ Ｏ）を、循環ガスの冷却凝縮（図５
のスクラバ４５による）等により取り除いたり、単位時
間当たり一定量を外部に抜き出すことにより、反応ガス
中の水蒸気を低減する。かかる水蒸気が凝縮すること
で、フィードが凝集し、均一に流動しなくなる弊害が防
止できる。なお、循環ガスを１０℃乃至２５℃に冷却す
ることで、さらに効果的に水蒸気が除去できる。

【０１２９】ｇ）第二反応操作において発生した反応ガ
ス中の水蒸気も、循環ガスの冷却凝縮（図５のスクラバ
６５による）等の方法で、低減される。この第二反応操
作の反応ガス中の水蒸気量の低減は、以下に示す有利な
効果がある。

【０１３０】すなわち、還元反応におけるＦｅ−Ｈ−Ｏ
系平衡を考えると（図９参照）、水蒸気の除去で反応ガ
ス中の水蒸気の分圧が小さくなり、これに反して水素の
分圧が大きくなる。このため、上述のように鉄カーバイ
ドへの転化の漸進性をもたらすマグネタイトの存在領域
が狭く、ＦｅとＦｅＯの存在領域が広くなる。このこと
は、反応時間の短縮化につながる。特に、第二反応操作
を行うガスは、工業的に制御可能な範囲で水蒸気濃度を
低くすることが望ましく、したがってＨ₂ Ｏ≦１．５％
にするとよい。

【０１３１】一方、第二反応操作のガス中に水蒸気がな
くなると、以下に示す反応により遊離炭素が析出する。

【０１３２】ＣＨ₄ →Ｃ＋２Ｈ₂ …………(15) ＣＯ＋Ｈ₂ →Ｃ＋Ｈ₂ Ｏ……（１６） このため、加圧又は水蒸気を増加すると、（１５）（１
６）式の反応による遊離炭素の発生が低減できる。した
がって、水蒸気の濃度には下限があり、通常の操作では
Ｈ₂ Ｏ≧０．２％にする。そして、遊離炭素が発生した
場合には、さらに水蒸気を加えることにより防止する。

【０１３３】ｈ）第一反応操作において、例えばＣＯ₂
スクラバ（溶剤によるガス吸収法を利用したもの）を用
いてＣＯ₂ ガスを取り除き、その結果化学平衡関係にあ
るＣＯ、ＣＯ₂ の濃度を低減する。かかるＣＯ、ＣＯ₂
の低減は、化学平衡関係にあるメタン濃度を低くして遊
離炭素の析出を防止し、さらに相対的に水素ガスの濃度
を高くし、還元の反応スピードを大きくできる。

【０１３４】ｉ）第一及び第二反応操作において、流動
層式反応器４１、６１へ供給するフィードを反応温度か
ら±１００℃の範囲内に予熱する。このため、還元反応
の初期に発生した水蒸気が凝縮し、フィードが凝集して
流動しなくなることが防止できる。還元反応は吸熱反応
であるため、凝縮する可能性がある。特に、第二反応操
作における還元反応は急激に進行するため、かかる弊害
が発生し易い。或は、かかる予熱操作以外にも、第二反
応操作の初期の反応用に所定の反応温度から１０℃乃至
１００℃下げたガスを用いることで、反応速度を遅く
し、炭素の析出や水蒸気の結露を防止できる。

【０１３５】ｊ）第一反応操作における還元反応の進行
の程度、つまり還元率は、循環ガスに含有する水蒸気の
量を測定することで判定できる。かかる還元反応の進行
の程度が認識できれば、鉄鉱石の品位のばらつきから生
じる反応時間の変動を簡易に制御できる。

【０１３６】ｋ）第一反応操作の水素を主とする補給ガ
スに一定量のメタンを加えることにより、還元反応の反
応スピードを制御する。一方、第二反応操作のメタンを
主とする補給ガスに一定量の水素を加えることにより、
炭化反応の反応スピードを制御でき、このためカーボン
活性が高い炭化反応を制御し、炭素の析出を防止でき
る。

【０１３７】なお、第一及び第二反応操作で消費される
メタンと水素の流量は、化学量論的に鉄鉱石の処理量に
より定まる（理想量という）。従って、上述のように、
第一反応操作で加えるメタンの量を第二反応操作で必要
なメタンの理想量から減じ、また、第二反応操作で加え
る水素の量を第一反応操作で必要な水素の理想量から減
じるとよい。

【０１３８】ｌ）第一及び第二反応操作から管路５５、
７５により排出されるブリードガスをＨ₂ ガス発生ユニ
ットに導き、Ｈ₂ ガスをリサイクルするとよい。

【０１３９】ｍ）図５に示す加熱器４３、６３をたとえ
ば燃焼器とした場合、ここで発生する排気ガスをフィー
ドの予熱に利用し、エネルギーの有効利用を図る。

【０１４０】ｎ）第二反応操作において、ＣＯ₂ とＨ₂
を補給する。これにより、第二反応操作の循環ガス中の
ＣＯとＣＯ₂ の濃度を、好ましくは３割乃至５割程度増
加させる。かかるＣＯ、ＣＯ₂ の存在は炭化反応の反応
スピードを著しく増大させ、反応時間の大幅な短縮化を
促進できる。

【０１４１】ｏ）反応器４１、６１に供給するフィード
の温度を、上述のｉ）に記載の予熱温度より上げ（例え
ば上述の予熱温度＋５０℃〜１５０℃）、一方、反応器
４１、６１に導入する循環ガスの温度を下げる。このよ
うな操作でも同様の反応が可能になる。

【０１４２】また、このように操作すると、循環ガスを
導く管路５０、７０等の炭素の析出や浸炭などによる損
傷を軽減できる。

【０１４３】ｐ）第一及び第二反応操作により製造した
鉄カーバイドは、高温で反応活性が高いので冷却する必
要がある。かかる鉄カーバイドの冷却操作を、常温に冷
却済みの鉄カーバイドと混合することで、反応活性が低
くなる温度に急冷し、その後常温まで冷却するとよい。
この方法では、簡易に鉄カーバイドの急冷が可能にな
る。

【０１４４】また、鉄カーバイドの急激な冷却は、冷却
したプロセスガス中、又はＮ₂ などの不活性ガス雰囲気
中、又は加圧下で行うとよい。これにより、鉄カーバイ
ドが他の物質に転化することを防止できる。

【０１４５】次に前記図５に示す本案装置において、第
一反応操作での適正な部分還元あるいは金属化率が(11)
式すなわち表５に示すＦｅＯ₂／₃の関係から請求項３に
示す範囲内でＦｅＯｘのＸの値が２／３より大、または
小にずれた場合は第二反応操作の反応ガス循環ループ
（図５の６０）内の還元ガス成分すなわち主に水素の過
・不足、また第一反応操作の反応ガス循環ループ（図５
の４０）内では前記(13)式によるメタンの合成が起こ
り、その蓄積による還元反応速度の低下等の不都合が起
こる場合がある。

【０１４６】

【表５】

【０１４７】かかる場合の対策として図５に示す本例の
装置のシステム構成において、図１６に示すように各反
応ガスの循環ループ(４０及び６０)との間及び反応成分
ガスの補給装置(５４及び７４)間に補助の連絡配管(１
０１、１０２、１０３及び１０４)を設け、補助的に反
応ガスの授受を行って効率の良い循環ガスの利用と反応
ガス成分の調整・制御を行う。以下に表７に示す例のケ
ースについて図１６に基づいて製造方法の一例を概説す
る。

【０１４８】

【表７】

【０１４９】表７に示す事例は各種製鉄用含鉄原料につ
いて、図１に示す装置を用いて図３に示す操業方法によ
り第一反応操作で各種部分還元率の試験を行って、図１
４に示すような解析を行った結果である。すなわち、製
鉄原料−Ｅの場合全体の反応操作時間を最短にする為の
第一反応操作における適正な金属化率は５５．７％でそ
れに対応するＦｅＯｘのＸは約０．５４３と推定され
た。この場合Ｘ＝０．５４３＜２／３であり、メタン
（ＣＨ₄ ）を主炭化反応成分とした場合還元用の水素が
不足し、反応ガスにメタン以外に水素を補給する必要が
ある。この水素の補給は製品鉄カーバイド１トン当り約
４０〜８０Ｎｍ³ で、これを図１６に示す還元ガス補給
装置５４から連絡配管１０３を介しての直接の補給と水
素成分の多い第一循環ガスループ４０から連絡配管１０
１を介しての補給の２つの方法が可能である。第一循環
ガスループ４０内では、前記(13)式によるメタンの合成
による蓄積が起こる時があり、その為による５５を介し
てのｂｌｅｅｄを行う時がある。この場合には、メタン
の供給も必要な第二循環ガスループ６０にその第一循環
ガスループ４０のガスを一部連絡管１０１を介して移送
する方が有効で一挙に効果的に問題の解決ができる。

【０１５０】次に、表７に示す製鉄原料−Ｇの場合は、
適正な金属化率は３１．４％と低く、対応するＦｅＯｘ
のＸは０．８３６と高くて２／３より大きい。この場合
は前記とは逆に第二反応ガス循環ループ６０内のガス中
水素濃度が順次上昇する。これは７５を介してのｂｌｅ
ｅｄ量を増加する必要性を意味するもので、その水素を
有効に利用する為に第二循環ガスループ６０から第一循
環ガスループ４０への連絡配管１０２を介して適正量移
送し、前記７５を介してのｂｌｅｅｄ量を少なくするこ
とができる。この製鉄原料−Ｇの場合、第二反応ガス循
環ループから約１６０Ｎｍ³ ／トン製品の循環ガスを抜
く必要があるが、約９５Ｎｍ³ ／トン製品当りのガスを
連絡管１０２を介して第一循環ガスループ４０に送り、
残りの約６５Ｎｍ³ ／トン製品当りのガスを７５を介し
てｂｌｅｅｄしてガス加熱炉６３の燃料として用いるの
が最も経済性がある。

【０１５１】(５)種々の原料及び操業条件における検証
操業結果の例 図５に示す本例の装置を用いて各種原料及び種々の操業
条件での検証用に、小型の装置を制作し具体的な操業実
験を行った。その結果を以下に示す。

【０１５２】小型の検証用の装置は図２０に示す構成
で、各々層内に鉱石の流れを規制する１枚の仕切り壁を
設けた内径２００ｍｍの流動層型第１反応炉１及び内径
２５０ｍｍの流動層型第２反応炉２からなる。

【０１５３】第一反応炉１には、ガス圧縮機６０→ガス
プレヒータ６２→反応炉１→ガス除塵装置５２→ガス急
冷装置５４→ガスホルダ５６→ガス圧縮機６０の循環ガ
スループが付設される。

【０１５４】流動層式反応炉１で原料と反応したガスは
ガス除塵装置５２でガス中に含まれる微小粒子を取り除
かれた後、ガス急冷装置５４で冷却されて反応生成物で
ある水を除去されガスホルダ５６に導入される。

【０１５５】その後、補給ガス導管５９から還元反応で
消費されたガス、主に水素の補給が行われ、ブリードガ
ス導管５７から余剰ガスがループ外へ放出された後、ガ
ス圧縮機６０及びガスプレヒータ６２で所定の圧力・温
度に設定されて第１反応炉１に導入される。

【０１５６】第二反応炉２も同様の循環ガスループが付
設されるが、系内で消費されるガスが異なるため補給用
のガスシリンダは異なる。

【０１５７】一方、原料は加熱原料ホッパ１４で加熱・
昇圧された後加熱原料切り出し装置１５で第１反応炉１
に連続的に投入され、高温原料移送装置１７により第２
反応炉２へ連続的に移送される。第２反応炉２から排出
された製品は高温の製品貯蔵容器１９に貯蔵される。

【０１５８】還元成分ガス及び炭化用のメタンの供給は
工業設備と異なり各成分のシリンダ入りの高圧ガスを混
合して用い、熱交換器を省略している。第一反応操作の
ガスとしては４５〜２００Ｎｍ³／ｈ、第二反応操作の
反応ガスは６０〜３００Ｎｍ³／ｈ、圧力は２〜７気
圧、温度は５５０〜７５０℃の間で連続的に１５〜２０
時間の操業を行い定常状態が十分に得られるようにし
た。

【０１５９】なお、図２０中の各符号は下記の構成部材
を示す。

【０１６０】１…流動層型第一反応炉（内径２００ｍ
ｍ、層高５ｍ）、２…流動層型第二反応炉（内径２５０
ｍｍ、層高７ｍ）、３・４…第一反応炉及び第二反応炉
の補助電気炉加熱機付断熱用耐火材被覆、１１…原料供
給口、１２…パドル付原料加熱装置、１３・１６…シー
ルバルブ、１４…加熱原料ホッパ、１５…加熱原料切り
出し装置、１７…高温原料移送装置（気送型）、１８…
シールバルブ、１９…高温の製品貯蔵容器、３１…水素
ガスシリンダ、３３…ＣＯガスシリンダ、３５…ＣＯ₂
ガスシリンダ、３７…ＣＨ₄ガスシリンダ、３９…ＣＨ₄
ガスシリンダ、３２・３４・３６…流量調節バルブ、３
８・４０・４１…流量調節バルブ、４２…水素ガス連結
管、５１・７１…第一反応炉出口ガス導管・第二反応炉
出口ガス導管、５２・７２…第一反応炉出口ガス除塵装
置・第二反応炉出口ガス除塵装置、５３・７３…第一反
応炉除塵ガス導管・第二反応炉除塵ガス導管、５４・７
４…第一反応炉ガス急冷装置・第二反応炉ガス急冷装
置、５５・７５…第一反応炉急冷ガス導管、第二反応炉
急冷ガス導管、５６・７６…第一反応炉ガスホールダ、
第二反応炉ガスホールダ、５７・７７…第一反応炉ブリ
ードガス導管・第二反応炉ブリードガス導管、５８・７
８…第一反応炉循環ガス導管・第二反応炉循環ガス導
管、５９・７９…第一反応炉補給ガス導管・第二反応炉
補給ガス導管、６０・８０…第一反応炉循環ガス圧縮機
・第二反応炉循環ガス圧縮機、６１・８１…第一反応炉
圧縮機出口ガス導管・第二反応炉圧縮機出口ガス導管、
６２・８２…第一反応炉反応ガスプレヒータ・第二反応
炉反応ガスプレヒータ、６３・８３…第一反応炉入口ガ
ス導管、第二反応炉入口ガス導管、６４・８４…第一反
応炉仕切壁、第二反応炉仕切壁。

【０１６１】図１５は図２、図３、図４に示す試験と同
様のヘマタイト系の鉄鉱石を用いて各種温度、圧力の影
響について図２０の装置を使用して実験した結果であ
る。

【０１６２】温度の効果は図１５に示すように反応操作
温度を上げると反応時間の短縮ばかりでなく反応ガス量
も低減される。また、反応操作温度を約５７５℃とする
ことで、製品鉄カーバイド中の残留鉄分の形態を大気中
の水分に対して安定なマグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）とする
ことができる。

【０１６３】圧力の効果については、図１５に示す実験
番号５、６、７の関係でも明らかなように、圧力が７気
圧≧３気圧≧５気圧の順に反応ガス量は減少している。
従って、圧力は３〜６気圧付近で最大の効果を発揮でき
る。

【０１６４】一方、本発明の条件に基づき、小型の高温
・高圧熱天秤式反応実験装置で６００℃において各種第
二反応操作のガス組成及び圧力のもとで炭化反応速度を
測定した結果を図１９に示す通り、圧力上昇による反応
時間の短縮の効果を得た。しかし、その効果は６から７
気圧付近から減少している。

【０１６５】また表６に各種鉄鉱石及び製鉄所で発生す
るリサイクル製鉄原料について、図２０の装置で操業検
証を行った結果を一覧にする。操業検証の条件は上記の
表４に示す圧力５気圧、温度６５０℃で、反応ガスの成
分も表４に示す１ｓｔ ｓｔａｇｅ ｉｎｌｅｔガス、
２ｎｄ ｓｔａｇｅ ｉｎｌｅｔガスの成分の範囲内に
制御して行った。

【０１６６】

【表６】

【０１６７】表６に示す結果では反応時間を図４に示す
結果より多少長くしたにもかかわらず未反応のヘマタイ
ト（Ｆｅ₂Ｏ₃）が１〜３％混入し、しかも炭化率も図４
の結果よりやや低くなっている。これは、第１操作用及
び第２操作用流動層炉内部にそれぞれ仕切り壁を設置
し、鉱石の流れを規制して未反応の原料と反応後の原料
との混合を防ぐ様にしたにもかかわらず、流動層炉の径
が小さい為仕切り壁はそれぞれ１枚しか設置できず、し
かも層高に対し流動層炉内の流路の幅が狭く、所謂層高
対流動層径の値が大きくなるため、流動状態が不安定と
なって混合が起こり、尚且つ十分な流れの規制ができな
かったために、最終製品に装入原料の成分であるヘマタ
イトが１〜３％混入したものと推察される。工業炉では
炉径が十分に大きいため図６あるいは図７のような仕切
り壁を設置し、しかも安定な流動状態が得られるので、
この様な問題は解決される。

【０１６８】（６）流動層式反応器 流動層式反応器の改良について説明する。図６(ａ)、
(ｂ)に示すように、円筒状の側壁９０の内部であり、か
つ分散板９１の上面に、反応器フィードの入口９２から
出口９３までの直線的な移動を遮蔽する仕切り壁９４を
設けた。これにより、反応器フィードが当該流動層式反
応器を通過するのに時間がかかり、反応率が高くなる。
通常、反応率を高めるために複数基の流動層式反応器を
直列に連結しているが、当該流動層式反応器では必要な
基数が少なくなる。また、当該流動層式反応器によれ
ば、未反応のフィードと反応済みのフィードとの混合が
防止できるため、反応器フィードを均一に反応させるこ
とができる。なお、本発明に係る流動層式反応器は図６
に示すものに限定されず、反応器入口９２から出口９３
までの移動距離を長くするものであればよく、その他の
具体例を図７(ａ)から（ｅ）に示す。これらのうち図７
(ｄ)、(ｅ)は反応器フィードの流路に渦や澱みが生じる
デッドゾーンがなく、さらに均一な反応が可能になる。

【０１６９】図２２に流動層式反応器の内部に設けた仕
切り壁の効果を確認するために実施したコールドモデル
テストの結果とその結果から推定した製品の鉄カーバイ
ド転化率を示す。

【０１７０】仕切り壁の無い場合は、投入原料１００％
の内４０％の粒子が平均滞留時間θ（＝層内全滞留量／
単位時間当たりの粒子投入・排出量）の半分（０．５
θ）の時間迄に排出された。また６３％がθ迄に、７７
％が１．５θ迄に排出された。 一方、同じ流動層の内部を４室に仕切った場合及び内部
に直線仕切りを設けた場合は、０．５θの時間迄の排出
量はそれぞれ３％及び１４％であった。

【０１７１】上記のテスト結果から仕切壁の無い流動層
を使用した場合、層内の滞留時間が短く鉄カーバイドに
転化せず排出されてしまう粒子が多くなるため、ある製
鉄用含鉄原料を使用した時の製品の予想鉄カーバイド転
化率は約６６％となる。

【０１７２】これに対し、上記のテストのように同じ流
動層の内部を仕切ると短時間で排出されてしまう粒子が
減り、同じ製鉄用含鉄原料を使用した時の製品の予想鉄
カーバイド転化率は４室に仕切ると約９０％、直線仕切
りを設けると約８４％に改善される。

【０１７３】（７）竪型移動層炉の実施例 図２１は本発明の粗粒原料から鉄カーバイド製造に適し
たガスが水平に流れ、装入物を垂直に移動する竪型移動
層炉の実施例を示す図面である。

【０１７４】図２１に示すように本実施例では、竪型移
動層炉６を上下に第一反応部３００と第２反応部４００
を配置し、１つの竪型移動層炉としたものである。

【０１７５】第一反応部３００に於いて、第一反応操作
用入口ガス３０は３１、３３を介して入口ヘッダ２２経
由入口風箱２３に入り、移動層内を概ね水平に流れ、２
４・２５を経由して、３２・３４の導管を介し第一反応
操作用出口ガス３５として排出される。

【０１７６】第二反応部４００も同様に第２反応操作用
入口ガス４０が４１、４３、４５及び４２、４４、４６
を介して第２反応操作用出口ガス４７として排出され
る。 原料は、１〜５を介して昇圧され６の第一反応部３００
に供給され、第一反応部３００で第一反応操作の還元
が、第二反応部４００で残りの還元と炭化が行われ、製
品は７〜１１を介して減圧され半連続的に排出される。

【０１７７】なお、図２１に示す竪型移動層炉に関する
各符号は、次の構成部材を表す。

【０１７８】１…原料装入ホッパ、２・４…ガスシール
バルブ、３…原料中間ホッパ、５…原料装入制御装置、
６…矩形竪型移動層炉、７…製品排出口、８…製品排出
制御装置、９・１１…ガスシールバルブ、１０…排出中
間ホッパ、２２…第一反応操作用反応ガス入口ヘッダ、
２３…第一反応操作用反応ガス入口風箱、２４…第一反
応操作用反応ガス出口風箱、２５…第一反応操作用反応
ガス出口ヘッダ、３０…第一反応操作用入口反応ガス、
３１・３３…第一反応操作用反応ガス入口導管、３２・
３４…第一反応操作用反応ガス出口導管、３５…第一反
応操作用出口反応ガス、４０…第二反応操作用入口反応
ガス、４１・４３・４５…第二反応操作用反応ガス入口
導管、４２・４４・４６…第二反応操作用反応ガス出口
導管、４７…第二反応操作用出口反応ガス、５２…第二
反応操作用反応ガス入口ヘッダ、５３…第二反応操作用
反応ガス入口風箱、５４…第二反応操作用反応ガス出口
風箱、５５…第二反応操作用反応ガス出口ヘッダ。

【０１７９】

【発明の効果】以上説明したことから明らかなように、
本発明の鉄カーバイドの製造方法あるいは製造装置によ
れば、次のような効果がある。

【０１８０】(1) 請求項１記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、反応時間の短縮化を図ることができる。
また、シンタリングが発生せず高温での反応が可能にな
るため、さらに反応速度を高め、反応時間の短縮化を図
ることができる。このため、従来の方法と同一規模の装
置では、処理能力が増大する。

【０１８１】またかかる反応温度の向上、反応時間の短
縮化等の理由から、第一反応操作及び第二反応操作で必
要な還元及び炭化ガスの流量を大幅に低減することがで
きる。このため、反応ガスのフローが２系統必要で複雑
になるが、反応ガスの流量の低減、生産量の増大等によ
り経済性も十分に満たす。

【０１８２】さらに、上記した特表平６−５０１９８３
号公報に記載の単一操作で鉄カーバイドを製造する従来
の方法では不可能な、各操作ごとの各種対応が採れ、プ
ロセスとしてフレキシブルになる。このため、転化率や
反応スピードの制御が容易になる。

【０１８３】(2) 請求項２記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、容易に入手が可能なガスを用いて、上記
(1)の効果が発揮される。

【０１８４】また、公知文献６・７に記載の一酸化炭素
（ＣＯ）を炭化反応の主成分とする従来の方法より、水
素及び一酸化炭素を製造するいわゆるガス改質の量を低
減でき、エネルギー消費の低減、設備のコンパクト化が
図れる。

【０１８５】さらに、ドイツ特許第４３２０３５９号に
開示の第二段の出口反応ガスに炭化反応ガスの一部を添
加して第一段の反応に使用する従来の方法より、第一段
の反応時間の大幅な短縮ができ、設備小型化により経済
性の発揮が可能となる。

【０１８６】(3) 請求項３記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、ヘマタイト以外の酸化鉄類あるいは水酸化
鉄類、あるいは金属鉄の混合物からなる含鉄鉱石以外の
製鉄所のダスト、ミルスケール等も含めた製鉄用含鉄原
料の鉄カーバイド化処理に対しても、その製鉄用含鉄原
料の酸化鉄の状態、金属鉄等の混合の状態に応じて第一
反応操作で所定の還元率、金属鉄の割合に還元して第二
反応操作に供給することができ、この結果、第二反応操
作ではメタンを主な還元及び炭化反応のガス成分として
直接メタンの効果的な利用ができるので、反応時間の短
縮化、反応ガス量の低減を図りつつ、フレキシブルに対
応することができる。

【０１８７】また製品の鉄カーバイドを製銑炉あるいは
製鋼炉の鉄原料として用いる場合、鉄源供給原料の他に
エネルギー供給即ち他のエネルギー供給の低減機能、自
己の残留酸化物の酸素と鉄カーバイドの炭素と反応して
発生するＣＯガスによる精錬反応の促進機能をそれぞれ
の炉の要求に応じて上記(1)及び下記(2)に記載の効果を
発揮しつつ、フレキシブルに必要な機能を備えた製品の
供給が可能である。 さらに第一反応操作での金属化率を２５ａｔｍ％〜７０
ａｔｍ％の範囲に設定することにより、第二反応操作で
メタンを主体的に補給すればよく、かつ全反応時間を短
縮でき、さらに３０ａｔｍ％〜６５ａｔｍ％の範囲にす
ることにより、全反応時間の最短化を達成できる。また
前記製鉄用含鉄原料から前記鉄カーバイドへの最終的な
転化率を７５ａｔｍ％以上にすることで、使用目的に合
わせた最適な転化率の製鉄、製鋼用原料を製造できる。

【０１８８】(4) 請求項４、請求項５記載の鉄カーバイ
ドの製造方法によれば、容易に入手が可能なガスを用い
て、上記(1)の作用が発揮できる。

【０１８９】(5) 請求項６記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、還元反応の反応速度を制御することができ
るため、第一反応操作における還元率及び所定の還元率
になるまでの反応時間の制御が可能になる。

【０１９０】また、炭化反応の反応速度を制御すること
ができるため、第二反応操作における炭化率（つまり鉄
カーバイドへの転化率）及び所定の炭化率になるまでの
反応時間の制御が可能になる。このため、遊離炭素の析
出を防止しつつ設定する炭化率に制御する、微妙なコン
トロールが可能になる。

【０１９１】(6) 請求項７記載の鉄カーバイド製造方法
によれば、第二反応操作における炭化反応でメタンから
生成する水素ガスと還元反応に必要な水素ガスとをほぼ
等しくすることができるため、第二反応操作において化
学収支的には、炭化ガスのみを供給するだけで行うこと
ができる。このため反応ガスの組成の複雑な調整が不要
になる。また、反応ガスを循環させて利用する場合で
も、第一反応操作で水素、第二反応操作でメタンガスを
補給すればよく、反応ガスの組成の調整等の操作が容易
になる。

【０１９２】(7) 請求項８記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、鉄カーバイドの製品価値の維持や遊離炭素
の析出防止などを満たす好適な製造状況になる。

【０１９３】(8) 請求項９記載の鉄カーバイドの製造方
法によれば、反応速度の向上や耐熱構造の経済性を満た
しつつ上記作用を発揮するのに好適な反応の温度条件と
なる。

【０１９４】(9) 請求項１０記載の鉄カーバイドの製造
方法では、シンタリング、炭素の析出等の不都合がなく
反応操作温度をあげることにより反応時間の短縮効果が
図３、図４に一例として示すように得られる。また、反
応操作温度を約５７５℃付近以下にすることで、図１５
に実施結果の一例として示すように、製品鉄カーバイド
中の残留鉄分の形態を大気中の水分等に対して安定なマ
グネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）とすることができるなど、フレ
キシブルな操作が可能となる効果がある。 (10)請求項１１記載の鉄カーバイドの製造方法によれ
ば、鉄カーバイドへの転化の漸進性の防止、反応時間の
短縮化、及び設備の経済性を満足させて、さらに上記作
用を発揮するのに好適な温度条件となる。

【０１９５】(11)請求項１２記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、Ｆｅ−Ｈ−Ｏ系還元平衡において、Ｆｅ
Ｏ及びＦｅの存在領域が大きく、マグネタイトの存在領
域が狭くすることができるため、上述のようなマグネタ
イトの存在による炭化反応の漸進性を防止し、反応時間
の短縮化を図ることができる。

【０１９６】(12)請求項１３記載の鉄カーバイドの製造
方法によれば、反応ガス中の一酸化炭素と二酸化炭素の
濃度を上昇でき、その結果、例えば図１１に示すように
炭化反応の反応スピードを大幅に向上させることができ
る、 (13)請求項１４記載の鉄カーバイドの製造方法によれ
ば、反応時間の短縮化と経済性とを調整しつつ、上記効
果を発揮するのに好適な反応の圧力条件となる。 (14)請求項１５記載の鉄カーバイドの製造方法によれ
ば、反応初期において発生した水蒸気が凝縮し、原料が
凝集して流動しなくなることが防止できる。このため、
反応速度や反応率が低くなることなどの不都合の発生を
防止するものである。

【０１９７】(15)請求項１６記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、請求項１〜１５に記載の方法の実施が可
能であり、工業規模の装置においては、例えば表８−ａ
の右端欄に示すような従来の方法等に比較して、反応時
間の短縮、エネルギー消費量低減効果、設備のコンパク
ト化が図れる。

【０１９８】(16)請求項１７記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、固体である製鉄用含鉄原料を還元及び炭
化ガスに接触せしめて鉄カーバイドに転化する反応に最
適となる。

【０１９９】(17)請求項１８記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、反応率の向上を図ることができる。この
ため、反応率を高くするために必要な流動層式反応器の
数を減少することができる。

【０２００】また、当該反応器の入口部分の原料と出口
部分の製品とが混合することを防止できるため、均一に
反応させることができる。さらに、同一平均滞留時間の
反応操作で高い鉄カーバイド転化率の製品を得られる。

【０２０１】(18)請求項１９記載の鉄カーバイドの製造
装置によれば、流動化に不向きな粗粒を主体とする原料
について、反応ガスの高い利用効率、及び高い鉄カーバ
イド転化率を実現しつつ、コンパクトな設備になる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の実施例に係る鉄カーバイドの製造方法
を実施する実験装置を示す概略構成図である。

【図２】図１の実験装置により行った実験(Ａ)の実験結
果である原料（フィード）の組成比率と時間との関係を
示すグラフである。

【図３】図１の実験装置により行った実験(Ｂ)の実験結
果である原料（フィード）の組成比率と時間との関係を
示すグラフである。

【図４】図１の実験装置により行った実験(Ｃ)の実験結
果である原料（フィード）の組成比率と時間との関係を
示すグラフである。

【図５】本発明の実施例に係る鉄カーバイドの製造方法
を実施する鉄カーバイドの製造装置の実施例を示す概略
構成図である。

【図６】図６(ａ)は図５の製造装置に利用可能な流動層
式反応器を示す縦断面図であり、図６(ｂ)はその横断面
図である。

【図７】図６の流動層式反応器の種々の実施例を示す横
断面図である。

【図８】鉄鉱石の還元反応における、反応温度［℃］と
反応時間［ｍｉｎ］との関係を示すグラフである。

【図９】Ｆｅ−Ｈ−Ｏ系の還元平衡図である。

【図１０】炭化反応ガスの種類と必要な水蒸気ガス改質
量の関係を示す図表である。

【図１１】図１１(ａ)は一酸化炭素及び二酸化炭素の濃
度と炭化速度の関係を示すグラフ、図１１(ｂ)は反応ガ
ス中の一酸化炭素及び二酸化炭素の増減割合を示すグラ
フである。

【図１２】酸化鉄から鉄カーバイドが生成される過程に
おける還元反応と炭化反応の関係を示す図表である。

【図１３】図１３(ａ)は炭化速度と金属鉄／酸化鉄比の
関係を示す図表、図１３(ｂ)は原料別の見掛けの炭化反
応速度の例を示す図表である。

【図１４】図１４(ａ)・(ｂ)はそれぞれ第一反応操作で
の金属化率と反応時間の関係を示すグラフである。

【図１５】図１５(ａ)は循環ガス流量と温度・圧力の関
係を示すグラフ、図１５(ｂ)は製品の組成を示す図表で
ある。

【図１６】本発明の実施例に係る鉄カーバイドの製造方
法を実施する鉄カーバイドの製造装置の他の実施例を示
す概略構成図である。

【図１７】入口ガス組成に対し、反応後の出口ガス組成
の変化の推移を示す表１に関連するグラフである。

【図１８】入口ガス組成に対し、反応後の出口ガス組成
の変化の推移を示す表２に関連するグラフである。

【図１９】熱天秤炭化反応実験装置による操作ガス圧力
の効果に関する試験結果を示すグラフである。

【図２０】図５の装置を用いた各種原料及び種々の操業
条件での検証のための、小型の検証用の装置の一例を示
す概略構成図である。

【図２１】本発明の粗粒原料から鉄カーバイド製造に適
したガスが水平に流れ、装入物を垂直に移動する竪型移
動層炉の実施例を示す概略構成図である。

【図２２】図２２(ａ)は流動層式反応器の内部に設けた
仕切り壁の効果を確認するために実施したコールドモデ
ルテストの結果である図１、５、６、７を示すグラフ、
図２２(ｂ)は同図表とその結果から推定した製品の鉄カ
ーバイド転化率を示す図表である。

【符号の説明】

１ 流動層式反応器 ２ 電気ヒータ ３ 温度検知センサ １０ ガスホルダー １３ サチュレータ ２３・２４ 集塵器 ２５ ガスクーラー ４１・６１ 流動層式反応器 ４２・６２ 圧縮器 ４３・６３ 加熱器 ４４・６４ 熱交換器 ４５・６５ スクラバ ９４ 仕切り壁

フロントページの続き (72)発明者 内山 義雄 兵庫県神戸市中央区東川崎町３丁目１番１ 号 川崎重工業株式会社神戸工場内 (72)発明者 井上 英二 兵庫県神戸市中央区東川崎町３丁目１番１ 号 川崎重工業株式会社神戸工場内 (72)発明者 中谷 純也 兵庫県神戸市中央区東川崎町３丁目１番１ 号 川崎重工業株式会社神戸工場内 (72)発明者 中澤 輝幸 東京都千代田区丸の内２丁目６番３号 三 菱商事株式会社内 (72)発明者 飯島 悟 東京都千代田区丸の内２丁目６番３号 三 菱商事株式会社内

Claims (19)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 ヘマタイトを主成分とする鉄鉱石を還元
   及び炭化して鉄カーバイドを製造する方法であって、 前記ヘマタイトの還元反応の一部を行う第一反応操作の
   後に、残りの還元反応と炭化反応を行う第二反応操作を
   進めることを特徴とする鉄カーバイドの製造方法。
2. 【請求項２】 前記第一反応操作は水素を主とする還元
   ガスにより行い、前記第二反応操作は水素及びメタンを
   主とする還元及び炭化ガスにより行う請求項１記載の鉄
   カーバイドの製造方法。
3. 【請求項３】 酸化鉄類のヘマタイト、マグネタイト、
   ウスタイト及び水酸化鉄類の第一水酸化鉄、第二水酸化
   鉄のうちの少なくとも１つ、あるいはそれらのうちの２
   つ以上の混合物を主成分とする、鉄鉱石もしくは製鉄プ
   ロセスから発生するダスト等の製鉄用含鉄原料を還元及
   び炭化して鉄カーバイドを主成分とする製鉄、製鋼用の
   原料を製造する方法であって、 前記製鉄用含鉄原料の還元反応の一部を水素を主体とす
   るガスにより行って、金属鉄の含有量を全鉄分の２５ａ
   ｔｍ％乃至７０ａｔｍ％の範囲にする第一反応操作の後
   に、 水素及びメタンを主とする還元及び炭化ガスにより残り
   の還元反応と最終的な鉄カーバイドへの転化率が含有鉄
   分の７５ａｔｍ％以上となるように炭化反応を行う第二
   反応操作を進めることを特徴とする鉄カーバイドの製造
   方法。
4. 【請求項４】 前記水素を主とする還元ガスにより第一
   反応操作を行うガスとして、鉄カーバイドが生成されな
   い範囲内であるところの、Ｈ₂＋Ｈ₂Ｏ≧４０％， ＣＯ
   ＋ＣＯ₂≦１０％， ＣＨ₄≦３０％、Ｈ₂ Ｏ＋ＣＯ₂ ≦
   １０％、その他Ｎ₂ 等の不活性ガス成分≦２５％の範囲
   から成る成分のガスを用いた請求項１〜３のいずれかに
   記載の鉄カーバイドの製造方法。
5. 【請求項５】 前記水素及びメタンを主とする還元及び
   炭化ガスにより第二反応操作を行うガスとして、Ｈ₂＋
   ＣＨ₄≧６５％（但し、ＣＨ₄≧２０％）、１５％≧ＣＯ
   ＋ＣＯ₂≧０．５％、Ｈ₂Ｏ≦１．５％、Ｎ₂ 等の不活性
   ガス成分≦２０％の範囲からなる成分のガスを用いた請
   求項１〜３のいずれかに記載の鉄カーバイドの製造方
   法。
6. 【請求項６】 前記第一反応操作の前記還元ガスにメタ
   ンを加えるとともに、前記第二反応操作の前記還元及び
   炭化ガスに水素またはメタンを加える請求項１〜５のい
   ずれかに記載の鉄カーバイドの製造方法。
7. 【請求項７】 前記第一反応操作において前記製鉄用含
   鉄原料としてのヘマタイトの還元率を、５０％乃至６５
   ％にする請求項１〜６のいずれかに記載の鉄カーバイド
   の製造方法。
8. 【請求項８】 前記製鉄用含鉄原料としてのヘマタイト
   から前記鉄カーバイドへの最終的な転化率を、９０％乃
   至９９％にする請求項１〜７のいずれかに記載の鉄カー
   バイドの製造方法。
9. 【請求項９】 前記第一反応操作の反応温度を５５０℃
   乃至７５０℃にする請求項１〜８のいずれかに記載の鉄
   カーバイドの製造方法。
10. 【請求項１０】 前記第二反応操作の反応温度を５５０
    ℃乃至７５０℃にする請求項１〜９のいずれかに記載の
    鉄カーバイドの製造方法。
11. 【請求項１１】 前記第二反応操作の反応温度を、５９
    ０℃乃至７５０℃にする請求項１〜１０のいずれかに記
    載の鉄カーバイドの製造方法。
12. 【請求項１２】 前記第二反応操作に用いる反応ガスか
    ら水蒸気を取り除き、水蒸気の分圧を小さくする請求項
    １〜１１のいずれかに記載の鉄カーバイドの製造方法。
13. 【請求項１３】 前記第二反応操作に用いる反応ガスに
    二酸化炭素及び水素を加える請求項１〜１２のいずれか
    に記載の鉄カーバイドの製造方法。
14. 【請求項１４】 前記第一反応操作及び前記第二反応操
    作の反応圧力を１ｋｇｆ／ｃｍ²Ｇ乃至９．９ｋｇｆ／
    ｃｍ²Ｇにする請求項１〜１３のいずれかに記載の鉄カ
    ーバイドの製造方法。
15. 【請求項１５】 前記第一反応操作及び前記第二反応操
    作の反応器に供給する前記原料の粉粒体を、各工程の反
    応温度から±１００℃の範囲内に予熱又は予冷する請求
    項１〜１４のいずれかに記載の鉄カーバイドの製造方
    法。
16. 【請求項１６】 酸化鉄類のヘマタイト、マグネタイ
    ト、ウスタイト及び水酸化鉄類の第一水酸化鉄、第二水
    酸化鉄のうちの少なくとも１つ、あるいはそれらのうち
    の２つ以上の混合物を主成分とする、鉄鉱石もしくは製
    鉄プロセスから発生するダスト等の製鉄用含鉄原料を還
    元及び炭化して鉄カーバイドを主成分とする製鉄、製鋼
    用の原料を製造するための装置であって、 前記製鉄用含鉄原料に対する還元反応の一部を行う第一
    反応操作のための第一反応装置と、前記製鉄用含鉄原料
    に対する残りの還元反応と炭化反応とを行う第二反応操
    作のための第二反応装置とを備え、 前記第一反応装置の上部に前記原料を挿入するための装
    入路を接続するとともに、前記第一反応装置内で部分的
    に還元した前記原料を第二反応装置に供給するための第
    一反応済み原料の供給路を前記第一反応装置の下部と前
    記第二反応装置の上部との間に介設し、前記第二反応装
    置の下部に鉄カーバイドを回収するための回収路を接続
    し、 前記第一反応装置のガス入口に一端が接続される圧縮器
    及び加熱器を介設した第一反応ガス供給路と、前記第一
    反応装置のガス出口からスクラバを経由して前記ガス供
    給路の他端に接続される循環路とから第一反応ガスの循
    環ループを構成するとともに、前記第二反応装置のガス
    入口に一端が接続される圧縮器及び加熱器を介設した第
    二反応ガス供給路と、前記第二反応装置のガス出口から
    スクラバを経由して前記ガス供給路の他端に接続される
    循環路とから第二反応ガスの循環ループを構成し、水素
    を主成分とする還元ガス補給路を前記第一反応ガス供給
    路に接続し、メタンを主成分とする還元及び炭化ガス補
    給路を前記第二反応ガス供給路に接続してそれぞれの反
    応ガスを前記第一反応装置と前記第二反応装置とに連続
    的に供給できるように構成したことを特徴とする鉄カー
    バイドの製造装置。
17. 【請求項１７】 前記第一反応操作及び前記第二反応操
    作をそれぞれ流動層式反応器により行わせる請求項１６
    記載の鉄カーバイドの製造装置。
18. 【請求項１８】 前記流動層式反応器として、前記原料
    の入口から出口までの直線的な移動を遮蔽する仕切り壁
    を設けたものを使用する請求項１７記載の鉄カーバイド
    の製造装置。
19. 【請求項１９】 前記第一反応操作及び前記第二反応操
    作をガスは多段の入、出口用風箱を介して水平に流れ、
    固体の原料は垂直に移動する竪型移動層炉により行わせ
    る請求項１６記載の鉄カーバイド製造装置。