鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄を回収する際に用いる粉状物の乾燥方法であって、前記粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比を4以上15以下とし、かつキルン内壁の最高温度を800°C以上とした直火型キルンを用いて乾燥することを特徴とする鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物の乾燥方法。鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄を回収する竪型炉の操業方法であって、前記粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比を4以上15以下とし、かつキルン内壁の最高温度を800°C以上とした直火型キルンを用いて乾燥し、高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収した上で、低フッ素濃度の粗粒原料のみを竪型炉に装入することを特徴とする竪型炉の操業方法。しかしながら、特許文献1に開示された炉内ガス中の水素濃度を高める手段には、以下のような問題点がある。まず、送風中への水素ガスの添加については、下記のような理由により実質的には工業的に採用は困難なものである。すなわち、水素は自然界で多くの場合化合物として存在しており、水素を作り出すためには多大なエネルギーを要する。また、水素ガスの空気中での爆発限界濃度は4乃至75volと広くその取り扱いには細心の注意が必要で爆発防止対策などが必要となる。一方、送風中への湿分の添加や、原料中の水分を高めるといった方法は、いずれも炉内での下記の式1の反応による水素の生成を意図したものである。H2OgCs=H2gCOg1その際に、式1の反応は1モルの水素ガスを得るために1モルの炭素を消費する。すなわちコークス等の燃料の使用量が増加するため、コスト増となる。さらに式1の反応は吸熱反応であることから、さらにコークス等の燃料の使用量が増大することになり望ましくない。本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄溶銑を回収するに際して、前記粉状物を高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収し、低フッ素濃度の粗粒原料のみを竪型炉に装入することにより、竪型炉へのフッ素装入量を減じ、スラグの利材化を可能にする乾燥方法および竪型炉の操業方法を提供することを目的とするものである。このような課題を解決するための本発明の特徴は以下の通りである。[1]鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄を回収する際に用いる粉状物の乾燥方法であって、前記粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比を4以上15以下とし、かつキルン内壁の最高温度を800°C以上にした直火型キルンを用いて乾燥することを特徴とする鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物の乾燥方法。[2]鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄を回収する竪型炉の操業方法であって、前記粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比を4以上15以下とし、かつキルン内壁の最高温度を800°C以上にした直火型キルンを用いて乾燥し、高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収した上で、低フッ素濃度の粗粒原料のみを竪型炉に装入することを特徴とする竪型炉の操業方法。本発明によれば、ダスト、スラッジ等の混合物であり、鉄分とフッ素及び水分を含有する粉状物を乾燥後に竪型炉に装入して還元溶融せしめ、金属鉄溶銑を得る工程において、鉄分とフッ素及び水分を含有する粉状物を乾燥した際に、高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収し、低フッ素濃度の粗粒原料のみを竪型炉に装入することにより、竪型炉へのフッ素装入量を減じ、スラグ中のフッ素濃度を低下させることができるので、スラグの利材化を可能とし、経済的な竪型炉操業を安定的に継続することができる。本発明者らは、製鉄所で発生する鉄分とフッ素及び水分を含有する粉状物の乾燥試験を種々繰り返し、その乾燥後の粉状物中のフッ素残留率を測定することにより、乾燥前の粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比が特定の範囲となるときに、乾燥後の粗粒原料中へのフッ素の残留率が著しく低くなることを見出し、本発明を完成した。一般にフッ素は極めて反応性の高い元素であり、常温、常圧では化合物の状態で存在する。前述のように、製鉄プロセスでステンレス材料の表面をフッ化水素酸で洗浄する場合、多くは石灰系の中和剤により洗浄排水中のフッ化水素酸を中和して、フッ化物イオンをフッ化カルシウムCaF2として、鉄イオンを水酸化鉄FeOOHとして凝集沈殿させることが一般的である。フッ化カルシウムは、高温かつ水蒸気の存在下で式2に示す反応によりフッ化水素の形で揮発する。CaF2sH2Og=CaOs2HFg2発明者らは、この反応に着目し、ロータリーキルン内において製鉄所で発生する鉄分とフッ素及び水分を含有する粉状物を乾燥すると同時にフッ素を揮発除去することを考えた。粉状物を昇温するための高温ガスは、炭化水素CnH2n2を燃焼して得られることが多い。その反応はたとえば式3で表される。CnH2n23n1/2O2=nCO2n1H2O3その際、燃焼により炭化水素1モルあたりn1モルの水蒸気が発生するため、キルン内には十分な水分が存在すると考えてよい。また、いわゆる間接加熱式のキルン、たとえばスチームチューブドライヤーのように高温蒸気をパイプに流通させ、その熱で材料を加熱して乾燥させる方式の場合においても粉状物の乾燥により発生した水分が存在するため、これらの水分を式2の反応に利用してフッ素を揮発除去することが可能と考えた。図1は、種々の粉状物を配合し、重油を燃料とする直火型キルンにおいて内壁の最高温度を800°Cに固定して乾燥した際の、乾燥前の粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比がフッ素の残留率に及ぼす影響を示したものである。ここで、フッ素の残留率は、下記の式4で定義した。フッ素残留率mass=100×乾燥後低フッ素原料中のフッ素濃度mass/乾燥前粉状物のフッ素濃度mass4なお、乾燥後低フッ素原料は、乾燥時に、高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収したうちの、低フッ素濃度の粗粒原料を指している。後に本発明の一実施形態を図5を用いて説明する際に詳述する。また、乾燥前の粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比は、下記の式5で定義した。乾燥前の粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比-=Σηi×水酸化鉄の濃度mass/MA/Σηi×Fの濃度mass/MB5ただし、Σ:粉状物種iについての総和を表す記号ηi:粉状物種iの配合比ドライベース/D.B.MA:水酸化鉄の分子量=89MB:フッ素の分子量=19前述のように、キルン内には十分な水分が存在するため、原料粉状物の配合に関して広い範囲でフッ素の残留率が小さくなると予想していたが、実際には水酸化鉄とフッ素のモル比が4以上15以下となるときにフッ素残留率が小さくなることがわかった。原料粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比がフッ素の残留率に多大な影響を及ぼした理由は以下の通りである。水酸化鉄とフッ素を含有するダストスラッジは30mass以上の付着水分を含有し、これに鉄分を含有する物質を加えた乾燥前のダストスラッジは20mass以上の付着水分により凝集しており、キルン内で容易に造粒され数mmないし数十mmの大きさとなる。図2にキルン内で造粒された造粒物の様子を模式的に示した。図2aは、粉状物が水酸化鉄を含有しない場合の様子であり、造粒物の表面近傍では、乾燥により発生した水蒸気が周囲に十分存在するので、式2で示されるような脱F反応が起こりうるが、造粒物の内部にまでは、反応に必要な水蒸気が十分に供給できないために、脱F反応が造粒物の表面でのみ進行する。そこで、造粒物の内部に脱F反応に必要な水蒸気を供給するために、式6で示される水酸化鉄の脱水反応を利用することを考えた。2FeOOHs→Fe2O3sH2Og6図2bは、粉状物が水酸化鉄を含有する場合の様子であり、式6の反応で発生するH2O水蒸気は、ダストスラッジの造粒物の内部からもH2O水蒸気が発生するため、式2で示されるようなフッ化カルシウムの分解による脱F反応が造粒物の内部でも生じさせることができる。図3に、水酸化鉄を含むスラッジA表1に記載の熱天秤による分析結果の一例を示す。図3の縦軸の質量変化は、スラッジ加熱後の質量を加熱前105°Cで2hr事前乾燥後の質量で除した数値である。ダストスラッジは、加熱の過程でH2OやCO2を放出し質量が減少していく。最終的に式6で示される水酸化鉄の脱水反応が生じ、800°C以上の温度で質量減少は停止する。以上の知見をもとに、乾燥キルン内でのダストスラッジ造粒物内での脱Fの挙動を図7に示した。図7aはキルン入り口付近での造粒物内の温度分布を模式的に示したものである。造粒物表面はキルン内で加熱されることにより早期にキルン温度Tkに達し、付着水分の蒸発も比較的早期に起きる。しかしながら、中心付近の温度は付着水分の蒸発後も100°C程度とまだ低い。このとき造粒物半径をr0とし、同図に示す水酸化鉄の脱水開始温度Tdとなっている半径r1r0>r1の位置では式6に示す水酸化鉄の脱水反応が生じている。したがって、造粒物内の任意の半径をrとしたときr1≦r≦r0の領域では水酸化鉄の脱水により水蒸気H2Oが供給されるので式2に示す脱F反応が生じる。造粒物が移動し、キルン中間付近に達すると温度分布は図7bのようになり、造粒物のより内部まで伝熱が進み、半径r2<r1の位置が水酸化鉄の脱水開始温度Tdとなる。このとき、式6に示す脱水反応は半径r2の位置で進行する。発生した水蒸気が造粒物外へ移動する際にr2≦r≦r1の領域では式2に示す脱F反応が進行する。さらに造粒物がキルンの出口付近まで移動してきたときの造粒物内の温度分布は図7cのようになり、このとき式6に示す脱水反応は半径r3の位置で進行する。発生した水蒸気が造粒物外へ移動する際にr3≦r≦r2の領域では式2に示す脱F反応が進行する。このようにダストスラッジの脱F反応は、時間とともに内部まで進行する。そして、付着水分の蒸発温度よりも高温で分解し水蒸気を発生する水酸化鉄を含有させることにより、造粒物内部から水蒸気が発生するので、造粒物内部の水蒸気分圧はキルン雰囲気よりも高い。この高分圧の水蒸気が、高温である造粒物のより外側部分のフッ化カルシウムに接触し、フッ化カルシウムの分解による脱Fが効率良く進行するので、内部への水蒸気の供給が非常に重要であり、このために水酸化鉄とフッ素のモル比を適切に制御する必要がある。したがって、フッ素のモル数に対して十分な水酸化鉄の量が存在すれば脱F反応を造粒物の内部でも進行させることが可能であり、図1より、水酸化鉄とフッ素のモル比が4以上の場合にF残留率を低くすることができることがわかる。水酸化鉄の脱水反応によって生じる水蒸気は式6から水酸化鉄2モルに対して水蒸気1モルであり、フッ化カルシウムと水蒸気との反応は式2から水蒸気1モルに対してフッ素フッ化水素2モルであるから、計算上は水酸化鉄とフッ素のモル比は1程度あれば良いと考えられるが、図1の結果では、計算値よりも大きい値が必要であり、脱フッ素に寄与する水蒸気の利用率が100ではないことが示唆される。一方、図1より水酸化鉄とフッ素のモル比が15超では脱F反応の進行が不十分となる。水酸化鉄とフッ素のモル比が15超の場合の、キルンを停止後の内部のダストスラッジの造粒状態を調査したところ、直径100mmを超える大型の造粒物が多数確認された。水酸化鉄を多く含むダストスラッジは、乾燥前の付着水分が多く、乾燥機内で大型の造粒物を形成し易い傾向がある。大型の造粒物が生成すると、造粒物の内部にむかって温度分布が生じ、中心部の昇温が著しく停滞する。式6の反応が進行するためには800°C程度の高い温度が必要であり、水酸化鉄が多く大型の造粒物が多数生成すると、造粒物内部温度が水蒸気を発生するに十分昇温されず、したがって造粒物内部での脱F反応の進行が不十分となる。水酸化鉄とフッ素のモル比が4以上15以下では、乾燥前のダストスラッジ鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物は水分のために凝集し、乾燥機であるキルン内部で造粒され、数mmないし数十mmの大きさの造粒物となる。直径100mmを超える大型の造粒物の質量比率は5未満となるので、造粒物内部で発生した水蒸気によって、フッ素の揮発除去が進行する。本発明では、式2および式6の反応を進めるため、ダストスラッジを乾燥する際の造粒物ダストスラッジの温度を800°C以上とすることが重要である。800°C未満では、式2および式6の反応速度が低下するため、脱F反応の進行が不十分となる。造粒物の温度を800°C以上に昇温するには、直火型キルンを用いて乾燥することがよい。次に、ダストスラッジの昇温を800°C以上に管理する方法について検討した。図4に、直火型キルン本体2の出口直前部分の断面での温度分布を模式的に示す。図4中の矢印はキルン本体2の回転方向を示し、点線は等温線を表している。キルン本体2内で乾燥されるダストスラッジ1の温度分布はキルン中心部のバーナー火炎に近いほど高くなっており、キルン本体2の壁面に近い部分では温度が低くなる。ダストスラッジの全体が800°C以上に昇温していることを確認するためには、ダストスラッジの温度の実測が必要であるが、上述のようにダストスラッジはキルン中心に近いほど高温になっていることを考慮すれば、キルンの内壁温度を測定し、その温度が800°C以上となっていれば、粉状物の最低温度は800°C以上になっていると考えることができる。具体的には図5に示す熱電対4a~4dのように、乾燥機本体キルン本体2の長手方向に複数の温度計を設置して内壁温度の測定を行い、その最高温度が800°C以上となるようにすればよい。乾燥機本体2に熱電対等の温度センサーの設置がなく、内壁温度の測定が困難な場合は、乾燥後のダストスラッジをサンプリングし、前述のような熱天秤測定を実施し、100°Cから800°Cでの質量減少を定量し、質量減少の無い場合はキルン内壁温度が800°Cに達しており、質量減少がある場合はキルン内壁温度が800°Cに達していないと判断することもできる。なお、キルン内壁温度は1100°C以下にすることが好ましい。キルン内壁温度が1100°Cを超えると、熱効率が悪くなったり、ダストスラッジが表面だけでなく全体に溶融してキルン内壁に付着し、操業トラブルになったりするからである。以上のように、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を直火型キルンで乾燥し、脱フッ素を行う場合には800°C以上の温度で乾燥させると同時に原料粉状物中の水酸化鉄をフッ素に対しモル比で4以上15以下とすることが肝要である。また、本発明は、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物中にフッ素を0.01mass以上含む場合に、乾燥工程でフッ素を除去するのに好適である。通常、転炉OGダストF=0.01mass未満のみをダストスラッジとして装入した場合では、竪型炉でのリサイクル時にスラグ中のフッ素濃度が増加し、利材化に支障がでることは無く、フッ素を含有するスラッジを混合したダストスラッジの処理ではフッ素濃度が増加し、スラグ利材化に支障がでる。また、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物中にフッ素を0.1mass以上含む場合に、より好適である。以下、本発明の一実施形態を図5に基づいて説明する。本発明の一実施形態においては、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物を乾燥後、竪型炉に装入して金属鉄を回収する際に用いる粉状物の乾燥方法として、前記粉状物中の水酸化鉄とフッ素のモル比が4以上15以下とし、かつキルン内壁の最高温度を800°C以上にした直火型キルンを用いて乾燥する。図5に、ダスト、スラッジ等の混合物であり、鉄分とフッ素および水分を含有する粉状物をロータリーキルンで乾燥し、高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収するフロー図を示す。粉状物1は、発生元の違い等により、組成の異なるものが複数種類存在するため、図中では1a、1b、1cとして3種類の場合を例示したが、1種類であっても2種類以上の複数種類であっても良い。これら粉状物1をロータリーキルン2に送り、乾燥するとともにフッ化カルシウムの熱分解により脱フッ素反応を行う。粉状物1をロータリーキルン2に粉状物投入口3を介して投入する。この際には、たとえばパワーショベルなどの重機図示しないを用いてもよいが、ベルトコンベア図示しないなどを用いて時間的に定量供給可能なものがより好ましい。なお、ロータリーキルンにも加熱方法により複数種類あるが、ここでは、熱風式キルンや蒸気加熱式キルンに比較して、より高温まで加熱可能な直火型キルンを用いる。乾燥前のダストスラッジは水分により凝集造粒されて擬似粒子となっている。直火バーナーにより加熱されたダストスラッジの擬似粒子は乾燥が進むと共に、一部粒子間での固相焼結が生じ、粗粒物が生成され粒度分布が広がる。さらに、キルンの形式として向流と並流式があるが、図6に示すように向流式の場合、比較的低温で発生する粉状物の乾燥、脱水により生成した水蒸気は高温ガスに同伴されて粉状物のより低温側へ流れていく。この場合、式2で示す脱フッ素反応は高温ほど生じやすいため効率が悪くなる。したがって、比較的低温で発生する粉状物の乾燥、脱水により生成した水蒸気が高温ガスに同伴されて粉状物の高温側へ流れる並流式を用いるほうがより好ましい。ロータリーキルン2には、内壁の温度が測定できる熱電対4a、4b、4c、4dを設置することが望ましい。ここでは、熱電対4の数が4個の場合を例示しているが、熱電対4は少なくとも1つあれば良い。熱電対4の数が多いほど正確で好ましくはあるが、その費用対効果等に照らして選択をすべきものである。もし熱電対4が無い場合は、前述のように、乾燥後の粉状物の重量減少を熱天秤で測定するなどの方法で代用することが可能である。乾燥が終わり、キルン本体2から排出された粉状物は、分配器5により粗粒側と細粒側に分けられ、粗粒原料8と細粒原料9に分割される。粗粒原料8は粗粒であるがゆえに、そのまま重力により落下するため、分配器5に接続されたシュート6を通過して収集される。一方、細粒原料9は細粒で軽いがため、排ガスに同伴されて捕集装置7により収集される。捕集装置7としては、形式には特にこだわらないが、たとえばバグフィルター等が一般に用いられている。キルン本体2内で脱フッ素反応により生成したHFガスは分配器5や捕集装置7へ流れていく過程で冷却される。この場合、式2の逆反応により、細粒原料9中のカルシウムと反応してふたたびフッ化カルシウムとなり、細粒原料9中に捕集される。一方で、粗粒原料8中のフッ素含有量は低くなっているので、これを竪型炉に装入する原料に使用することで、スラグへのFの汚染を防止することができる。細粒原料9については、CaF2が濃縮されているので、Fの再利用ホタル石代替の利用やフッ素回収プロセスの原料など有効に利用することが望ましい。粗粒原料8と細粒原料9の量比については分配器5内でのガスの流速を調整することにより調節が可能である。流速が速ければ細粒原料9の量が増となり、流速が遅ければ細粒原料9の量が減少する。粉状物1からの鉄をはじめとする有価物をリサイクルすることを考慮すると、細粒原料9の量を減じ、粗粒原料8の量を増やすことが望ましい。本発明の実施例として、実際にダストスラッジの粉状物をロータリーキルンにより乾燥して高フッ素濃度の細粒原料と低フッ素濃度の粗粒原料とに分離回収した結果について示す。なお、以降では、粗粒原料を低F原料、細粒原料を高F原料と呼ぶ。表1に、用いた各原料の化学組成の一覧を示す。用いた転炉OGダストは全鉄量T.Feが83.9massと非常に高く鉄源として有効である。表1の右端に水酸化鉄の含有割合を示しているが、これは別途実施したX線回折試験により、水酸化鉄のピーク面積と標準試料水酸化鉄含有量が既知である粉体のピーク面積の比較から算出した。転炉OGダストでは金属鉄および酸化鉄の回折ピークが観測されたが水酸化鉄のピークは観測されなかったため、水酸化鉄の含有率は0massとした。スラッジAおよびスラッジBは圧延の前に鋼片表面に生成した酸化鉄を塩酸や硫酸あるいはフッ酸等の酸で除去した際に酸中に溶存する鉄イオンを中和沈殿させた際に生成されたものである。スラッジBについてはフッ酸を用いた場合の中和沈殿物であり、特にFの割合が高いものである。またX線回折試験の結果によれば水酸化鉄のピークが強く観測され、スラッジAの場合水酸化鉄が50.6mass、スラッジBの場合水酸化鉄が17.0massであることがわかった。表1において、水分はウェットベースW.B.、成分値はドライベースD.B.で示している。直火型キルンを乾燥機として用いて転炉OGダストとスラッジAおよびスラッジBをその配合比率を変えて混合した粉状物を乾燥した結果の一覧を表2に示す。本発明例1は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を4.1に調整し、キルン内壁の最高温度を820°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は37.8massと小さくなっている。この低F原料F濃度=0.23massを、容積0.5Lのセメント結合ブロックに成型し、70t/hのスクラップ溶解炉竪型炉の副原料として炉頂から5t/hの割合で装入した。副生したスラグ中のFは0.09massで、スラグの管理基準0.20mass未満を満たし、回収したスラグを粒度調整等の通常処理のみで販売可能であった。このように、フッ素の揮発除去脱フッ素が十分進み、フッ素濃度の低い低F原料はスラグ製品の販売に支障をきたさないため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適となる。一方、高F原料については、フッ素濃度は19.1massに濃縮されており、CaF2換算では39.2massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。本発明例2は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を5.5に調整し、キルン内壁の最高温度を818°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は36.3massと小さくなっている。この低F原料はフッ素濃度が低く0.31mass、スラグのフッ素による汚染を減じることができるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適なものとなった。一方、高F原料については、フッ素濃度は25.5massに濃縮されており、CaF2換算では52.3massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。本発明例3は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を6.0に調整し、キルン内壁の最高温度を802°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は34.0massと小さくなっている。この低F原料F濃度=0.40massを、本発明例1と同様の方法によって竪型炉で使用した。副生したスラグ中のFは0.16massで、スラグの管理基準0.20mass未満を満たし、低F原料は、竪型炉に装入する製鉄原料として好適となった。一方、高F原料については、フッ素濃度は28.1massに濃縮されており、CaF2換算では57.7massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。本発明例4は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を14.0に調整し、キルン内壁の最高温度を887°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は32.4massと小さくなっている。この低F原料はフッ素濃度が低く0.20mass、スラグのフッ素による汚染を減じることができるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適なものとなった。一方、高F原料については、フッ素濃度は23.9massに濃縮されており、CaF2換算では49.2massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。本発明例5は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を9.8に調整し、キルン内壁の最高温度を1078°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は36.2massと小さくなっている。この低F原料はフッ素濃度が低く0.03massスラグのフッ素による汚染を減じることができるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適なものとなった。一方、高F原料については、フッ素濃度は11.5massに濃縮されており、CaF2換算では23.6massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。本発明例6は、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を10.4に調整し、キルン内壁の最高温度を963°Cとした場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応が活発に生じるため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は36.1massと小さくなっている。この低F原料はフッ素濃度が低く0.07massスラグのフッ素による汚染を減じることができるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適なものとなった。一方、高F原料については、フッ素濃度は16.6massに濃縮されており、CaF2換算では34.0massと高濃度であり、フッ素源としてリサイクル処理が可能で、たとえば製鋼工程での脱硫剤として利用することができた。比較例1として、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を3.5に調整した。やや、水酸化鉄の量が不足する条件である。キルン内壁の最高温度については804°Cとし、水酸化鉄の熱分解反応は十分に生じる場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応があまり生じないため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は83.9massと大きくなった。この低F原料F濃度=0.50massを、本発明例1と同様の方法によって竪型炉で使用した。副生したスラグ中のFは、0.20massであり、スラグの販売にあたって、別途無害化処理が必要であった。このように、フッ素の揮発除去脱フッ素が不十分で、フッ素濃度の高い低F原料はスラグ製品の販売に際して追加の処理が必要となるので、竪型炉に装入する製鉄原料として好適とは言えない。一方、高F原料については、フッ素濃度は4.3massと濃縮はされるものの、CaF2換算では8.8massとかならずしも高濃度ではなく、製鋼工程での脱硫剤として使用しても脱硫効率が悪いため、埋め立て処理せざるを得ないものであった。比較例2として、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を15.9に調整した。やや、水酸化鉄の量が過剰な条件である。キルン内壁の最高温度については810°Cとし、水酸化鉄の熱分解反応は十分に生じる場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応があまり生じないため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は84.5massと大きくなった。この場合の低F原料F濃度=0.52massはスラグのフッ素による汚染の可能性が生じるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適とは言えない。一方、高F原料については、フッ素濃度は3.7massと濃縮はされるものの、CaF2換算では7.6massとかならずしも高濃度ではなく、製鋼工程での脱硫剤として使用しても脱硫効率が悪いため、埋め立て処理せざるを得ないものであった。比較例3として、表1に記載した3種のダストとスラッジを混合し、水酸化鉄とフッ素のモル比を5.5に調整した。水酸化鉄とフッ素の量比については好適な条件である。ただし、キルン内壁の最高温度については680°Cと800°Cよりも低いため、水酸化鉄の熱分解反応が十分に生じない場合である。キルンへの粉状物の投入速度は湿重量で200t/hrとした。キルン出口で乾燥粉状物は低F原料と高F原料に分離されるが、この条件では、キルン内での脱フッ素反応があまり生じないため、式4で計算される低F原料中のフッ素残留率は84.0massと大きくなった。この場合の低F原料F濃度=0.73massはスラグのフッ素による汚染の可能性が生じるため、竪型炉に装入する製鉄原料として好適とは言えない。一方、高F原料については、フッ素濃度は4.0massと濃縮はされるものの、CaF2換算では8.1massとかならずしも高濃度ではなく、製鋼工程での脱硫剤として使用しても脱硫効率が悪いため、埋め立て処理せざるを得ないものであった。