JFE 技報 No. 49（2022 年 2 月）p. 80-85

鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術
Pretreatment Technology for Iron Ore Sintering
樋口隆英

HIGUCHI Takahide

JFE スチール

スチール研究所

製銑研究部主任研究員（副部長）・博士（環境科学）

竹原健太

TAKEHARA Kenta

JFE スチール

スチール研究所

製銑研究部

主任研究員（副課長）

要旨
焼結プロセスでは，原料充填層の通気性を確保しながら燃焼反応を進行させるため，適正量の水分を添加しながら原料を均一混合・造粒し，適正な造粒粒度分布を実現する必要がある。JFE スチールでは，鉱石資源の微粉化や品質変化に対応するために，鉄鉱石と水分の相互作用のメカニズムを検証し，鉱石特有の気孔構造によって水分の浸透挙動が説明されることを明らかにした。さらに，水分を含む湿った鉄鉱石造粒物の性質を詳細に検討し，微粉鉱使用時に問題となる高水分の微粉凝集体の崩壊メカニズムを明らかにした。

Abstract:
In sintering process, in order to proceed the combustion reaction while keeping the permeability of raw material
packed bed, it is necessary to mix the raw materials uniformly and make granules by proper moisture contents. Inorder to cope with the reduction of iron ore size and quality change of resources, JFE Steel has verified the behaviorof moisture infiltration into ore particles and developed a new moisture infiltration model taking account of pore size
distribution and pore structure which is unique to each individual iron ore. This model enables us to estimate theamount of moisture that the ore particles can hold inside the particle. In addition, the mixing rate of wet aggregate
particles was formulated, and the collapse mechanism of the aggregate of high moisture which becomes a problem inthe usage of fine iron ores was clarified.

1． はじめにこのような原料品位の変化に対して，適正な事前処理を行うためには，鉄鉱石と水分の相互作用や，湿潤凝集体の近年，鉄鉱石の品位は徐々に変質しており，一部の鉱石混合特性を把握する必要がある。従来，造粒時の添加水分1, 2）では，脈石や微粉比率が徐々に増加している。焼結操業のに関する種々の検討事例は報告されているが，水分の移安定化および高生産性の実現には，鉱石性状の把握とそれ動メカニズムに着目した検討はほとんど行われていない。まに対応する事前処理技術が必須である。焼結プロセスでは，た，混合現象に関しては，離散要素法による混合挙動の解原料充填層の通気を確保しながら，混合原料中の粉コーク析例などが報告されているが ，湿潤凝集体の物性と撹拌エ

ス燃焼により塊成化反応を進行させるため，原料充填層のネルギーの関係に着目した基礎検討はなされていない。

3）

構成粒子である造粒物の粒度管理が重要である。焼結原料

そこで，本稿では鉱石の気孔構造，および鉱物学的特性の造粒現象は，ドラムミキサーにおける調湿・混合状態にを考慮して粒子内の水分移動挙動を明らかにした 。実験に支配される。ミキサー内部で添加された水分の一部は，鉱は，実機で使用される代表的な鉱石と組織別に選別した粒石粒子内に速やかに吸収され，吸収しきれない水分は粒子子を用いて浸透試験を行い，水分の移動挙動を検討した。

表面に残存し，粒子同士の付着に寄与する。水分の適正量

混合挙動に関しては，ラボ試験で高速撹拌機により湿潤原

4）は鉄鉱石の気孔構造，比表面積，濡れ性等に依存し，同一料の混合挙動を評価し，水分や粒度分布の変化速度を定式銘柄の鉄鉱石であっても，成分や粒度分布の違いにより，化した 。これより粒度分布変化のマトリクス解析により混適正な水分量は変化する。また，平均粒径の小さい鉄鉱石

合操作にともなう凝集体の崩壊度合いを指標化し，崩壊挙は，比表面積が大きいため水分を保持しやすく，焼結用の動に及ぼす撹拌力の関係を明らかにした。

5）

高品位鉱石は微粉が一般的であることから，高水分となり粗大な凝集物（"だま"）を形成しやすい。平均粒径の小さ2． 鉱石粒子内部への水分移動挙動

い鉱石粒子が焼結機に多量に装入されると，通気の偏流や2.1未焼成領域の発生を引き起こし生産性が低下する。

鉄鉱石の組織評価

原料には豪州産鉱石（鉱石 A および鉱石 B），およびブラ2021 年 9 月 16 日受付

ジル産鉱石（鉱石 C および鉱石 D）を用いた。図 1 に，水－ 80 －Copyright © 2022 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術

図 1 鉄鉱石の断面写真（粒径－2.0＋1.0 mm）
Fig. 1図 2 最終飽和水分値と空隙率の関係

Typical cross sectional images of samples tested（particle size: －2.0＋1.0 mm）

Fig. 2

Relationship between final saturation water contents
and porosity

洗後の鉱石粒子断面（－2.0＋1.0 mm）の顕微鏡写真を示す。
鉱石 A は，緻密質のゲーサイト組織を主体とするピソライト鉱石である。鉱石 B はマラマンバおよびブロックマン系の鉱石である。鉱石 C および鉱石 D は，緻密質ヘマタイト粒子で構成される。鉱物組織の影響を見るために鉱石分類
6）群に従い ，鉱石 A および鉱石 C の－4.75＋2.8 mm 粒度の水洗後サンプルを，顕微鏡観察下で組織ごとに分別した。

2.2

浸透試験

本試験では，－4.75＋2.8 mm に篩分けた粒子を十分に洗浄し，105℃で 24 時間乾燥させ，水洗・乾燥後の粒子約50 g を深さ 20 mm の水浴中に浸漬させた。浸漬後の粒子を水浴から取り出して表面水分を除去し含水率を測定した。
乾式自動密度計を用いてヘリウムガスによる定容積膨張法

図 3 水分飽和度の径時変化
Fig. 3

Change in degree of saturation with immersion time forvarious oresにより粒子の骨格密度を，ビーズ容積置換法により粒子の見掛け密度を測定した。全気孔率は，これらの骨格密度と粒子見掛け密度より算出した。また，水銀ポロシメーターを遅く，飽和度は 61％となった。

用いて微細気孔分布を評価した。

2.3

このような粒子内部への水分浸透挙動の違いを解析するために，鉄鉱石粒子を毛細管の集合体と仮定してモデルを鉄鉱石粒子内部への水の移動挙動構築した。毛細管下部が水に浸漬し，上部が開放された系

5

図 2 に，浸透時間 1×10 s における各鉱石および鉱石組を考えると，水が毛細管内を移動する速度は，上昇方向を織毎の最終飽和水分と空隙率の関係を示す。鉱石 A，B は正 と し て，Lucas-Washburn（LW 式）の 式（1），（2）で 表

鉱石 C，D と比較して，同様の空隙率の割に最終飽和水分される7, 8）値が高くなった。鉱物組織については，ゲーサイト組織。
dV   P  R 4
……………………………… （1）dt8 L（vG）の飽和含水率は，ヘマタイト組織（mH，M，HH）よりも高い。鉱石 A，B はゲーサイト組織を多く含み，鉱石

P

C，D はヘマタイト組織を多く含むことから，含有する鉱物組織の吸水特性により，水分飽和特性に違いが生じるもの

2  cos  W g L
R……………………… （2）3

ここで，V：移動水量（m ），L：毛細管上昇（m），R：毛細と考えられる。
図 3 に水分飽和度（気孔体積に対する吸収水分の体積比）の浸漬時間依存性を示す。浸漬時間の増加に伴い飽和度は5急激に増加した。浸透 1×10 s における飽和度は，鉱石 A，管半径（m），ΔP：毛細管上端と下端の圧力差（Pa），γ：表面 張 力（N/m），η：粘 度（Pa・s），θ：接 触 角（°），ρ W：水の密度（kg/m ），g：重力加速度（m/s ）である。

B，D では 80％以上となったが，鉱石 C では浸透が極めて－ 81 －

32式（2）では，毛細管力と重力の差（ΔP）が浸透の駆動力
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鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術

図 5 浸透水分モデルと実測値の比較
Fig. 5Comparison of saturation degree of calculation andexperimentの気孔径を多く有していることから，本モデルでは浸透せ
図 4 気孔径分布と平衡浸透水分Fig. 4ずに未飽和状態になりやすいと予測している。

Comparison of pore volume intruded by mercury andwater at equilibrium for Ore C

図 5 に，本モデルを用いて水分飽和度の関係を再検証した結果を示す。鉱石 A～D において，計算と実績値に相関が見られ，浸漬約 1 時間後（3 000 s）の水分飽和度が平衡と定義されるが，式（1）に示されるとおり，毛細管半径が飽和度と同程度の値となった。浸透初期から最終的な飽和大きいほど，浸透速度が大きいことを示している。図 3 の結まで，水分飽和度の大小関係は変わっていないことから，果に関して，最も浸透の遅い鉱石 C の平均気孔径は 3.5 μm

鉱石の気孔径分布が短時間から長時間にわたる水分移動のであり，鉱石 A（37 nm），鉱石 B（224 nm）に比べて粗大ダイナミクスを支配していることがわかる。

な気孔径を有していることから，従来の LW 式では浸透速以上より，鉄鉱石粒子内部への浸透メカニズムをまとめ度の遅さを説明できない。これは，従来式では気孔の全てると以下のようになる。

を開気孔として取り扱っており，実際の鉱石組織で見られ（1）浸漬初期（～10 s）：水分は全ての気孔から侵入し気孔るような閉気孔などの影響が考慮されていないためである。

内の内圧も急激に増加する。その結果，粗大気孔は低9）

そこで，気孔径の分布と閉気孔による内圧 の影響を考慮飽和度のまま浸透平衡状態に到達する。微細気孔でするために，気孔を全て閉気孔と仮定し，式（3）に修正した。

は毛細管力が優勢のため，飽和度の増加は継続する。


Pi U

（2）浸透中期（～1 時間）：微細気孔への水分移動は順次

2  cos  PairRiU

停滞し，閉塞空気の内圧と毛細管力がバランスし，気孔内は水で部分的に満たされる。本モデルで算出

V( p )i j
2  cos ( j S, B ) … （3）Pi j Pair Pair
Ri jV( p )i j  V i j

される平衡飽和度とほぼ等しい値となる。
（3）浸透後期（1 時間～）
：浸透は緩慢に進行するが，浸ここで，ΔPij は浸透面 j の気孔径 i における毛細管圧力差

透メカニズムは従来の LW 式には従わない。閉塞空（Pa），Pair は大気圧（Pa），Rij は浸透面 j の気孔径 i（m）
，気が徐々に水中に溶解・拡散しながら水と空気の置

3V（p）i, j は浸透面 j の気孔径 i の体積（m ），V i j は移動水量換が進行する。空気の溶解速度は水中の溶存空気濃3度，内圧，温度に依存し，いずれの鉱石も浸透速度

粒子上面への浸透に関しては，閉気孔内の空気が速やかは同様の変化を示す。

（m ）である。に置換されて浸透すると仮定した。また粒子側面と下面への浸透に関しては，気孔内への水の浸透に対して内圧が抵

3． 湿潤鉱石の混合メカニズム抗力として働き，内圧が毛細管力を上回ると浸透が停止3.1（平衡）すると仮定した。本モデルによれば，微細気孔では混合試験毛細管力が大きいため空気内圧に打ち勝って浸透するが，2 種類のヘマタイト鉱石 E, F を用い，返鉱，副原料及び粗大気孔では内圧に打ち勝つ十分な毛細管力を有しないた

粉コークスを配合した Sinter Mix を用意した。微粉配合率

め，低飽和度で浸透が平衡する。の影響を検討するため，ベース（T1）に対して微粉配合率

図 4 に，鉱石 C の気孔径分布と気孔径毎の平衡時の浸透を高くした Sinter Mix（T2，T3）を用意した。調湿試料は，水分体積の計算値を示す。気孔径が 0.1 μm 以下の微細な気乾原料 60 kg を 5 等分し，平均水分値 5.2 mass％に対して，孔内には水分は概ね浸透するが，気孔径が 1 μm 以上の気孔低水分から高水分となるように水分を添加して作製した。

については，途中で浸透が止まる。鉱石 C は，10 μm 近傍

装置には高速撹拌機（内径 750 mm，内容積 0.075 m ）を用JFE 技報 No. 49（2022 年 2 月）

－ 82 －3

鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術

図 6 混合過程における湿潤粉体の粒度毎水分（a），重量比率の変化（b）
Fig. 6

Changes in（a）moisture content and（b）size distribution at various mixing time
（Water content＝5.2 mass％ , Rotation speed＝500 rpm）

い，撹拌回転数（0～1 000 rpm）
，混合時間（0 ～600 s）を変更して混合時間ごとにサンプルを採取し，粒度分布および粒径毎の水分を測定した。

3.2

粉体および水分の混合移動挙動

図 6 に，撹拌後試料の粒度分布および粒径毎の水分変化を示す。混合時間の増加に伴い粗大粒子の水分は著しく減少し，細粒の水分は増加した。また，混合時間の増加にともない粗大粒子が減少し細粒が増加した。これは，混合前に存在した微粉凝集体が撹拌操作により崩壊し，低粒度側
図 7 混合度の撹拌回転数依存性にシフトしたことを示している。
Fig. 7

このような，撹拌にともなう粒度または水分分布の変化速

Changes in degree of mixing at various rotation speed

度を議論するため，混合前の分布と，混合時間 t における分布の乖離度合いσ （バラつき）を定義した。例えば，粒度分布のバラツキについては，式（4）で表される。
 ( j )21 N
 C( j )a  C( j ) f
N i 1C( j )a  C( j ) f22…………… （4）ここで，σ （j）は粒度 j のバラつき（mass％），C（j）a は粒度 j の重量比率（mass％），C（j）f は粒度 j の混合前の重量比率（mass％），N はサンプリング回数である。
これを全粒度 j に渡って積算し，混合時間 t におけるバラつき σ t を定義した。σ r をバラツキの基準値とし，混合度 Mを式（5）で定義した。
M 1

図 8 混合速度係数のフルード数依存性
Fig. 8trComparison of mixing rate constants and Froudenumber exp(  kt ) ………………………………… （5）

図 8 に， 粉 体（ks）及 び 水 分（kw）の 混 合 速 度 係 数 とここで，k は混合速度係数（1/min）である。

Froude 数の関係を示す。いずれの場合も，混合速度係数は10）

図 7 に，混合度の経時変化を示す。混合時間 50 s 程度でFroude 数のべき乗に比例して上昇し ，微粉と水分の均一混合度が急激に減少し，撹拌回転数が多いほど，混合の進化は同様の速度で進行することが分かる。微粉比率が増加

行速度が速くなる。

（T1→T3）すると，水分と粒子の接触比率が減少するため混－ 83 －JFE 技報 No. 49（2022 年 2 月）

鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術

図 9 湿潤粉体の凝集強度と撹拌衝撃力の関係
Fig. 9Comparison of tensile strength of wet particles and calculated
impact force by impeller

合 速 度 係 数 が 低 下 す る。ま た， 水 分 が 増 加（3.5→5.2→7.0 mass％）すると，水分と粒子の接触確率が上昇し，水分の分散速度が速まるため，混合速度係数が上昇する。

3.3

湿潤粉体の崩壊メカニズム

図 9 に，凝集体の引張強度及び撹拌衝撃力の計算結果を示す。凝集体の引張強度は圧壊強度試験機で測定した。撹
拌衝撃力は，Hongo らのモデル11）より式（6）,（7）で算出した。

Pmax  K  5M 2 V0  r 2  8K


3/5

1  w
4 r  1  sK
3  E s
Ew
2…………………… （6）2

図 10 湿潤粉体の崩壊度と引張強度/撹拌衝撃力の関係

1Fig. 10……………… （7）Relationship between collapse index and ratio of
impact force and tensile strength of wet particle

ここで，M は粒子重量（kg），r は粒子半径（m），V 0 は衝1 ）x，E
突時相対速度（m/s），ν はポアソン比（はヤング率ADA xxx
CBD（Pa），s は粒子，w は撹拌羽根である。
 D AB D AC D AD
凝集粒子径の増加に伴い引張強度は低下し，細粒と粗粒（2）凝集粒子は粒径ごとに異なる強度を有し，付与されの強度差は 100 倍近くになる。撹拌回転数の増加に伴い衝ことを明らかにした。

乗に比例して上昇する。
る撹拌衝撃力の大きさに応じて崩壊する。

撃力は増加し，1 000 rpm の衝撃力は凝集粒子全体の引張強度値を上回るが，回転数が 60 rpm まで低下すると，衝撃力4． おわりには粒径 3.8 mm の引張強度値を下回った。
撹拌による粒度分布の変化をポピュレーションバランス
12）

今後予想される鉄鉱石の劣質化・微粉化への対応およびで解析し，着目する凝集粒子の崩壊度合い（崩壊

新たな鉄鉱石資源の戦力化には，適正な予備処理技術の確度：SDj）を定義した。崩壊度が 0.5 を超えれば粒度が減少立が不可欠である。本検討では，鉱石性状の変化にともなし細粒側にシフトしていることを示す。図 10 に，撹拌衝撃

う水分浸透メカニズムを明らかにし，評価すべき物性のポモデル

力と引張強度の比（強度比：Pmax/S）と崩壊度の関係を示イントを明確化した。また，微粉鉱で構成される焼結原料す。強度比と崩壊度には一定の相関が見られ，強度比が 1～の混合のメカニズムを明らかにし，微粉鉱の強度物性と，20 の範囲で崩壊度は急激に上昇し，強度比が 20 以上となる混合機の撹拌力の関係を定量評価した。このような基礎検と崩壊が優勢となる。

討を通じて，従来活用が困難とされてきた鉄鉱石資源の活以上より，湿潤鉄鉱石微粉の混合挙動に関し，用および高品位微粉鉱石の効率的な活用により，焼結プロ（1）高水分の微粉凝集体として粉体と水分が同時に分散セスでのエネルギー削減，高品質焼結鉱製造による高炉移動し，混合速度係数は撹拌羽根の Froude 数のべき
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CO2 削減に寄与することが期待される。

－ 84 －鉄鉱石焼結プロセスにおける事前処理技術

謝辞7）Washburn, E. The dynamics of capillary flow. Physical Review. 1921, vol.
17, no. 3, p. 273-283.
8）Newman, S. Kinetics of Wetting of Surfaces by Polymers; Capillar y

鉱石中の水分移動挙動の基礎検討にあたり，貴重なご意

Flow. Journal of Colloid Interface Science. 1968, vol. 26, p. 209-213.
9）Iveson, S.; Ruther ford, K.; Biggs, S. Liquid penetration rate into

見と多大なるサポートを頂いた CSIRO Mineral Resources のsubmerged porous par ticles: theor y, experimental validation andLiming Lu 博士，東北大学大学院環境科学研究科 葛西栄輝教授に厚く謝意を表します。

implications for iron ore granulation and sintering. Trans. Inst. Min.
Metall., Sect. C. 2001, vol. 110, no. 3, C133-143.
10）久保輝一郎，水渡英二，中川有三，早川宗八郎，粉体，6th ed., 丸善，

参考文献
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11）本江哲行，佐藤秀紀，岩田佳雄，小松崎俊彦，本郷陽子．球と平面からなる衝突系のモデル化と解析．日本機械学会論文集 C 編．1999,
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－ 85 －樋口隆英

竹原健太

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